周煥強(qiáng) 李 丹 李 明 孟 杰 劉 釗

(1.南京鐵路建設(shè)投資有限責(zé)任公司 南京 210000; 2.東南大學(xué)土木工程學(xué)院 南京 211189; 3.林同棪國(guó)際工程咨詢(中國(guó))有限公司 重慶 401121)

活性粉末混凝土(reactive powder concrete,RPC)是一種高強(qiáng)、高延性水泥基材料,屬于超高性能混凝土(ultra-high performance concrete,UHPC)材料,其優(yōu)異的結(jié)構(gòu)性能和耐久性能已被大量研究所證實(shí)[1-2],但超細(xì)集料的高成本在一定程度上也阻礙了RPC的大規(guī)模應(yīng)用[3]。在一般的RPC材料中摻入粒徑不超過10 mm的粗骨料,形成粗骨料活性粉末混凝土(coarse aggregate reactive powder concrete,CA-RPC),可以在保證其力學(xué)性能的同時(shí)有效地降低成本,在橋梁工程領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。使用CA-RPC預(yù)制橋面板代替普通混凝土預(yù)制板,并通過不同形式的縱、橫向濕接縫與鋼梁疊合,可以形成輕質(zhì)高強(qiáng)的新型組合梁[4]。如此可以有效地提高橋梁的抗裂性能,降低梁高,減輕自重,進(jìn)一步提高橋梁的跨越能力和發(fā)揮快速施工的優(yōu)勢(shì)[5-6]。

工程實(shí)踐表明,預(yù)制混凝土橋面板的整體使用性能很大程度上受到濕接縫的影響[7-8]。在施工期間,濕接縫的施工是預(yù)制混凝土橋面板現(xiàn)場(chǎng)施工的主要環(huán)節(jié),濕接縫的施工速度直接影響著預(yù)制混凝土橋面板施工進(jìn)度;在運(yùn)營(yíng)期間,濕接縫是預(yù)制混凝土橋面板相對(duì)薄弱的部分,易產(chǎn)生開裂、滲水等一系列病害。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)預(yù)制橋面板濕接縫構(gòu)造開展了一系列試驗(yàn)與理論研究[9]。但是,現(xiàn)有研究重點(diǎn)關(guān)注普通混凝土預(yù)制橋面板,而對(duì)于CA-RPC預(yù)制橋面板受力性能及濕接縫構(gòu)造研究尚未充分展開。進(jìn)一步深入研究CA-RPC預(yù)制橋面板的受力性能將為橋梁工程領(lǐng)域的技術(shù)創(chuàng)新和進(jìn)步提供重要支持,并推動(dòng)更安全、耐久和可持續(xù)的橋梁建設(shè)。

本文結(jié)合工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn),設(shè)計(jì)了CA-RPC預(yù)制橋面板濕接縫構(gòu)造形式,并對(duì)其受彎力學(xué)性能進(jìn)行研究。通過模型靜載試驗(yàn)與有限元數(shù)值分析,對(duì)帶濕接縫CA-RPC橋面板的裂縫發(fā)展情況、破壞形態(tài)、極限承載能力及延性等受力性能進(jìn)行研究。

1 CA-RPC板的抗彎試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究CA-RPC板的抗彎性能,設(shè)計(jì)了1組帶濕接縫CA-RPC橋面板試件(RW-1和RW-2),以及1組整塊預(yù)制橋面板試件(BM-1和BM-2)作為對(duì)照組。2組試件的幾何尺寸相同,均為3 200 mm×600 mm×170 mm,其中帶濕接縫CA-RPC橋面板由2節(jié)長(zhǎng)度為1 400 mm的預(yù)制段和1節(jié)長(zhǎng)度為400 mm的濕接縫組成。橋面板中布置上下2層鋼筋網(wǎng),鋼筋采用HRB400級(jí),直徑為20 mm,縱橫向鋼筋間距均為150 mm。接縫內(nèi)縱向鋼筋通過螺紋錨固于預(yù)制板端部,并通過相互搭焊進(jìn)行連接。橋面板試件尺寸及配筋示意圖見圖1、圖2。

圖1 帶濕接縫CA-RPC預(yù)制橋面板試件(單位:mm)

圖2 無(wú)接縫CA-RPC預(yù)制橋面板試件(單位:mm)

1.2 材料性能

試件的CA-RPC集料包括了活性粉末、細(xì)骨料、粒徑5～8 mm的小型粗骨料、聚羧酸減水劑和鋼纖維。CA-RPC各集料的重量配比表見表1。

表1 試件CA-RPC組分重量配比

所使用的鋼纖維是長(zhǎng)度13 mm、直徑0.2 mm的光滑的直纖維,集料中的體積配纖率為2.5%。根據(jù)GB/T 14685-2011 《建筑用卵石和碎石》,粗骨料被選為碎石(I型),而細(xì)骨料是符合JGJ 52-2006 《普通混凝土用砂、石質(zhì)量及檢驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》中的中砂的天然河砂。

試件材料由江蘇蘇博特新材料股份有限公司提供,澆筑完成后通過蒸汽養(yǎng)護(hù)至齡期,在同等養(yǎng)護(hù)條件下測(cè)量得到CA-RPC材料的抗壓強(qiáng)度為170.3 MPa,抗拉強(qiáng)度為9.03 MPa,彈性模量為56.9 GPa。另一方面,根據(jù)GB/T 228-2010 《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)》測(cè)試了所用HRB400鋼筋的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系,測(cè)得所用鋼筋的屈服強(qiáng)度為489 MPa,極限強(qiáng)度為620 MPa。

1.3 加載方案

本試驗(yàn)加載采用四點(diǎn)彎曲加載,為了防止構(gòu)件突然破壞并兼顧加載效率,按照力控制和位移控制2種方式分階段進(jìn)行加載,試驗(yàn)加載裝置見圖3。

圖3 試驗(yàn)加載方案(單位:mm)

第一階段從初始狀態(tài)至試件開裂,采用力控制加載,按照每級(jí)5 kN,加載速度為3 kN/min,持荷2 min的方式加載;第二階段采用位移控制加載,按照每級(jí)4 mm,加載速度為2 mm/min,持荷2 min,直至達(dá)到試件極限承載力的70%左右;第三節(jié)段采用位移控制加載,按照每級(jí)10 mm,加載速度2 mm/min,持荷2 min,直至試件最終破壞。

2 CA-RPC板的三維實(shí)體有限元分析

采用ABAQUS軟件,建立帶濕接縫CA-RPC橋面板試件的三維實(shí)體有限元模型,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。有限元模型圖見圖4,其中CA-RPC混凝土板采用8節(jié)點(diǎn)6面體線性減縮積分單元(C3D8R)模擬,預(yù)制板中縱向鋼筋及全部橫向鋼筋采用三維二節(jié)點(diǎn)桁架單元(T3D2)模擬,濕接縫中縱向鋼筋采用C3D8R模擬,支座鋼墊板與加載點(diǎn)鋼墊板均采用C3D8R模擬。為了兼顧計(jì)算效率與精度,模型針對(duì)不同組件采用不同的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行劃分,濕接縫網(wǎng)格尺寸取20 mm,其余板件網(wǎng)格尺寸取30 mm。

圖4 CA-RPC試件有限元模型

建模過程中, CA-RPC 預(yù)制橋面板兩端支座為簡(jiǎn)支邊界。為了防止加載過程中支座及橋面板上加載面出現(xiàn)應(yīng)力集中,在支座和加載分配梁處建立鋼墊板進(jìn)行模擬。

模型中CA-RPC采用混凝土損傷塑性模型進(jìn)行模擬,該模型通過定義材料的受壓和受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系,以實(shí)現(xiàn)材料的非線性強(qiáng)化和軟化行為的數(shù)值模擬。

CA-RPC預(yù)制板與現(xiàn)澆混凝土界面的接觸設(shè)置是保證數(shù)值模擬結(jié)果合理性的關(guān)鍵。模型中采用面-面接觸模擬該界面,切向摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3,法向采用硬接觸,并設(shè)置黏聚力屬性以模擬接縫界面混凝土相互剝離[10]。定義黏聚力屬性需要指定牽引-分離本構(gòu),本文采用雙線性本構(gòu)模型見圖5?？紤]到混凝土界面力學(xué)性能離散性較大的特征,黏聚力模型參數(shù)通過反復(fù)試驗(yàn)方法確定。

圖5 牽引-分離本構(gòu)模型

有限元模型中其余接觸設(shè)置如下:鋼墊板與CA-RPC橋面板之間采用面-面接觸模擬,切向摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3,法向采用硬接觸;預(yù)制板內(nèi)鋼筋通過內(nèi)嵌約束與混凝土進(jìn)行連接,不考慮二者之間的相對(duì)滑移;濕接縫內(nèi)縱向鋼筋與混凝土之間采用面-面接觸,切向摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3,法向采用硬接觸,并考慮鋼筋與混凝土之間的黏聚力屬性。

3 CA-RPC板試驗(yàn)與數(shù)值仿真結(jié)果對(duì)比

3.1 裂縫發(fā)展情況

對(duì)照組BM-1和BM-2試件開裂情況相似,分別在40 kN和35 kN荷載等級(jí)下產(chǎn)生初始細(xì)微裂縫,裂縫均位于跨中側(cè)面下緣,對(duì)應(yīng)的寬度約0.1 mm。隨著荷載進(jìn)一步增加,試件底面開始產(chǎn)生若干細(xì)小裂縫并逐漸發(fā)展相連,最終在加載點(diǎn)底部附近形成了幾條貫穿橫向的主裂縫,側(cè)面的裂縫也不斷向頂面發(fā)展。在加載過程中,鋼纖維從CA-RPC中拔出。荷載達(dá)到峰值左右,鋼纖維拔出聲劇烈,跨中頂面附近的混凝土被壓潰成貫通的受壓區(qū)混凝土裂縫,外荷載開始隨著位移增大而下降。受壓裂縫對(duì)應(yīng)位置的下緣受拉區(qū)混凝土裂縫寬度也進(jìn)一步增大,裂縫處的鋼纖維被完全拔出。進(jìn)一步增加荷載,試件的主裂縫寬度明顯變大,其余裂縫寬度僅有略微變大,當(dāng)主裂縫寬度達(dá)到2 ～ 4 cm時(shí),試件底層鋼筋被拉斷,荷載驟降,試件破壞。試件BM-1底面的裂縫分布情況見圖6a),試件BM-1的有限元計(jì)算結(jié)果見圖6b)。由圖6a)可見,試件的主裂縫并不在跨中位置,而是偏向一側(cè)加載點(diǎn),這主要由于試件和加載過程中出現(xiàn)一定不對(duì)稱性導(dǎo)致的。另一方面,圖6b)顯示了試件損傷特征數(shù)值計(jì)算結(jié)果,數(shù)值模擬的試件開裂、破壞模式與實(shí)測(cè)結(jié)果基本一致。

圖6 無(wú)接縫CA-RPC預(yù)制橋面板試件裂縫分布

試驗(yàn)組RW-1和RW-2試件接縫處鋼纖維不連續(xù),致使接縫處的混凝土存在先天的縫隙,加載至10 kN左右時(shí)即可觀測(cè)到接縫面處兩側(cè)混凝土互相剝離,產(chǎn)生較大的縫隙,進(jìn)而接縫斷面兩側(cè)混凝土完全脫開,形成貫通的縫隙。在加載過程中,試件底面產(chǎn)生若干細(xì)小裂縫。進(jìn)一步增加荷載,試件的接縫斷面裂縫寬度明顯變大,其余裂縫寬度僅有略微變大。荷載達(dá)到峰值后,試件底層鋼筋被拉斷,荷載陡然下降,試件破壞。試件RW-1底面的裂縫分布情況見圖7a),試件RW-1的有限元計(jì)算結(jié)果見圖7b)。由圖7a)可見,接縫斷面為主破壞面,破壞面光滑,沒有鋼纖維穿過。圖7b)顯示了試件損傷特征數(shù)值計(jì)算結(jié)果,數(shù)值模擬的試件開裂、破壞模式與實(shí)測(cè)結(jié)果基本一致。

圖7 帶濕接縫CA-RPC橋面板試件裂縫分布

3.2 荷載-位移曲線

2組試件加載全過程的荷載-位移曲線圖見圖8,圖中橫坐標(biāo)為作動(dòng)器的位移,縱坐標(biāo)為施加的外荷載值。由圖8可知,對(duì)照組試件(BM)的加載過程表現(xiàn)出近似彈性、屈服強(qiáng)化、破壞3個(gè)階段特征,與一般整體構(gòu)件的加載過程類似;試驗(yàn)組試件(RW)的加載過程表現(xiàn)出近似彈性和屈服強(qiáng)化2個(gè)特征,隨后試件突然破壞,這主要是由于接縫處鋼筋斷裂導(dǎo)致的。試件加載結(jié)果匯總表見表2。與整塊預(yù)制對(duì)照板試件相比,帶濕接縫CA-RPC橋面板的平均最大荷載降低14.3%,平均極限位移降低57.2%。

圖8 荷載-位移曲線

表2 試件加載結(jié)果匯總表

2組試件數(shù)值模擬得到的荷載-位移曲線發(fā)展趨勢(shì)與試驗(yàn)得到的實(shí)測(cè)曲線基本吻合,最大荷載與極限位移模擬值在合理范圍內(nèi)。試件的初始剛度模擬值略高于實(shí)測(cè)結(jié)果,這主要是因?yàn)閷?shí)際試件材料組成復(fù)雜,存在不同程度的初始缺陷,導(dǎo)致加載初期試件位移偏大。

3.3 抗彎承載力計(jì)算

目前針對(duì)CA-RPC構(gòu)件承載能力計(jì)算研究相對(duì)較少,鑒于CA-RPC力學(xué)特性與UHPC類似,本文借鑒瑞士規(guī)范《SIA 2052》中UHPC構(gòu)件計(jì)算模式對(duì)CA-RPC橋面板進(jìn)行抗彎承載力計(jì)算,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。瑞士規(guī)范認(rèn)為平截面假定成立,對(duì)截面應(yīng)力分布做出規(guī)定(瑞士規(guī)范UHPC構(gòu)件抗彎承載力計(jì)算圖見圖9)。截面受壓區(qū)應(yīng)力圖形取三角形,最大應(yīng)力取極限抗壓強(qiáng)度;截面受拉區(qū)圖形取矩形,受拉區(qū)遠(yuǎn)離中性軸90%高度范圍內(nèi)按極限抗拉強(qiáng)度計(jì)入混凝土抗拉強(qiáng)度。

圖9 瑞士規(guī)范UHPC構(gòu)件抗彎承載力計(jì)算圖示

試驗(yàn)結(jié)果表明,帶濕接縫CA-RPC橋面板接縫界面鋼纖維不連續(xù),抗拉強(qiáng)度低,并由此形成主裂縫。因此,在計(jì)算承載力時(shí),應(yīng)選取接縫界面作為計(jì)算截面,并對(duì)受拉區(qū)混凝土抗拉強(qiáng)度進(jìn)行折減。引入折減系數(shù),表示不考慮混凝土抗拉強(qiáng)度,表示按極限抗拉強(qiáng)度考慮混凝土抗拉強(qiáng)度?？紤]抗拉強(qiáng)度折減的UHPC構(gòu)件正截面抗彎承載力計(jì)算公式為

(1)

式中:fUcd為粗骨料活性粉末混凝土的極限抗壓強(qiáng)度,N/mm2;fUtud為粗骨料活性粉末混凝土的極限抗拉強(qiáng)度,N/mm2;b為構(gòu)件正截面寬度,mm;x為混凝土受壓區(qū)高度,mm;α為抗拉強(qiáng)度折減系數(shù);h為構(gòu)件正截面高度,mm;fsUd為受拉區(qū)縱向非預(yù)應(yīng)力鋼筋的極限抗拉強(qiáng)度,N/mm2;As為受拉區(qū)縱向非預(yù)應(yīng)力鋼筋的截面面積,mm2;Mu為正截面抗彎承載力,N·mm;hs為受拉區(qū)縱向非預(yù)應(yīng)力鋼筋到上緣距離,mm。

按照上述方法,計(jì)算CA-RPC橋面板抗彎承載力,計(jì)算結(jié)果表見表 3。表3中試驗(yàn)值由作動(dòng)器荷載換算為最不利截面彎矩,分別取各組結(jié)果的平均值。

表3 跨中截面抗彎承載力

計(jì)算結(jié)果顯示,對(duì)于無(wú)接縫CA-RPC預(yù)制橋面板和帶濕接縫橋面板,出現(xiàn)初始裂縫時(shí)的彎矩遠(yuǎn)小于規(guī)范計(jì)算值;屈服荷載所對(duì)應(yīng)的截面彎矩,分別與考慮0.3倍混凝土抗拉強(qiáng)度和不考慮混凝土抗拉強(qiáng)度的計(jì)算值近似;極限荷載所對(duì)應(yīng)的截面彎矩均小于規(guī)范計(jì)算值。

根據(jù)本試驗(yàn)研究和以往的工程經(jīng)驗(yàn),按照瑞士規(guī)范計(jì)算模式,并考慮30%混凝土抗拉強(qiáng)度和不考慮混凝土抗拉強(qiáng)度進(jìn)行抗彎承載力簡(jiǎn)化計(jì)算,可以較為準(zhǔn)確地計(jì)算無(wú)接縫CA-RPC預(yù)制橋面板和帶濕接縫橋面板的抗彎承載力,且具有一定的安全儲(chǔ)備。

4 結(jié)論

本文通過抗彎試驗(yàn)和有限元數(shù)值分析,對(duì)帶濕接縫CA-RPC橋面板受力性能展開研究,得到主要結(jié)論如下。

1) 有限元模型采用的材料本構(gòu)能夠反映實(shí)際材料特性,對(duì)結(jié)構(gòu)邊界條件與接觸設(shè)置處理合理,數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

2) 通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),CA-RPC預(yù)制橋面板接縫界面較為薄弱,由于界面位置鋼纖維不連續(xù),在加載初期試件接縫界面即出現(xiàn)開裂。

3) 與整塊預(yù)制板相比,帶濕接縫CA-RPC橋面板的極限承載力略有降低,而延性則有較大幅度降低。

4) 通過對(duì)CA-RPC抗拉強(qiáng)度進(jìn)行合理折減,本文所建議的計(jì)算模式可以較準(zhǔn)確且偏安全地計(jì)算CA-RPC構(gòu)件的抗彎承載力。