邱俊男 薛 源 袁 勇,3

1. 上海城投公路投資（集團(tuán)）有限公司 上海 200335；2. 同濟(jì)大學(xué)巖土及地下工程系 上海 200092；3. 同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 上海 200092

隨著城市交通建設(shè)的迅速發(fā)展和施工技術(shù)的不斷進(jìn)步，大直徑盾構(gòu)隧道雙層車道結(jié)構(gòu)在公路隧道領(lǐng)域得到快速發(fā)展。

與地上結(jié)構(gòu)不同，隧道內(nèi)部空間有限，整體現(xiàn)澆施工方法在隧道內(nèi)部具有施工組織不便、施工效率低等缺點(diǎn)，采用預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)，可以有效節(jié)約能源，提高施工效率，減小環(huán)境影響[1]。因此，在現(xiàn)代盾構(gòu)隧道施工中，內(nèi)部結(jié)構(gòu)施工的預(yù)制化是必然趨勢[2-3]。

雙層車道結(jié)構(gòu)隧道中，上層車道板通常與縱向托梁同時(shí)預(yù)制，然后置于支承立柱并后澆混凝土連接成為整體。由于后澆接頭的影響，整體結(jié)構(gòu)容易出現(xiàn)整體性和冗余度差的問題[4]，這可能削弱結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，導(dǎo)致其無法滿足工程設(shè)計(jì)要求，從而制約預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)在盾構(gòu)隧道中的應(yīng)用。因此，有必要對預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行研究，以論證其在實(shí)際工程中的可行性。

為了驗(yàn)證后澆接頭連接的可靠性，本研究不考慮后澆接頭處支承立柱和車道板的影響，對5根跨中后澆高性能混凝土的足尺預(yù)制裝配梁試件進(jìn)行了四點(diǎn)加載純彎試驗(yàn)，通過對梁試件初裂、裂縫寬度、跨中撓度、破壞模式以及承載力進(jìn)行分析，研究了該種預(yù)制裝配梁在靜力作用下的行為表現(xiàn)，并將其與GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》提出的設(shè)計(jì)要求進(jìn)行對比，總結(jié)其力學(xué)性能特點(diǎn)，從而對預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)在大直徑盾構(gòu)隧道中應(yīng)用的可行性和優(yōu)勢進(jìn)行探討。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)中，共設(shè)計(jì)5根簡支梁試件，包括1根接頭區(qū)后澆C60混凝土的縱筋焊接裝配式梁（C-W1）和4根接頭區(qū)后澆高性能混凝土的縱筋搭接裝配式梁（C-L2、SFRC-L3、SFRC-L4、RPC-L5）。圖1給出了試件尺寸和主要構(gòu)造。

圖1 試件尺寸和設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)

試驗(yàn)梁截面尺寸為5 0 0 m m×1 0 0 0 m m，梁長7 500 mm，接頭長500 mm。兩側(cè)預(yù)制短梁由傳統(tǒng)C50混凝土澆筑而成。試件C-W1中央接頭的主筋采用焊接方式連接，焊接長度為10倍鋼筋直徑（280 mm），并后澆C60混凝土；其余4個(gè)試件接頭內(nèi)主筋均采用搭接方式連接，搭接長度為10倍鋼筋直徑（280 mm），后澆材料分別采用C80、SFRC80、SFRC100以及RPC100，圖中C（Concrete）指常規(guī)混凝土，SFRC（Steel Fiber Reinforced Concrete）指鋼纖維混凝土，RPC（Reactive Powder Concrete）指活性粉末混凝土；C60、C80、SFRC80、SFRC100、RPC100中的數(shù)字指該種材料的理論強(qiáng)度等級，單位為MPa。為了加強(qiáng)接縫界面的連接性能，對后澆接頭兩側(cè)預(yù)制短梁側(cè)面進(jìn)行鑿毛處理，鑿毛深度約50 mm。

5個(gè)試件的設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

表1 試件編號

1.2 材料性能

對試驗(yàn)所用材料進(jìn)行了材性試驗(yàn)（表2），C50、C60、C80材料的立方體抗壓強(qiáng)度按照GB 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》進(jìn)行測試和計(jì)算；SFRC80、SFRC100、RPC100材料的立方體抗壓強(qiáng)度按照CECS 13—1989《鋼纖維混凝土試驗(yàn)方法》進(jìn)行測試和計(jì)算；HRB400鋼筋的屈服強(qiáng)度與極限強(qiáng)度按照GB 228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》進(jìn)行測試和計(jì)算。

表2 所用材料的實(shí)測強(qiáng)度

1.3 試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)采用構(gòu)造純彎段并施加靜力荷載的方式考察5個(gè)試件的靜力力學(xué)性能，加載方案如圖2所示。梁的凈跨為7.1 m，支座條件簡支，兩側(cè)支座到梁端的距離均為20 cm；在試驗(yàn)梁跨中位置的上部另設(shè)一道分配梁，分配梁支座間距1 m；于分配梁上表面的中心施加一個(gè)豎直向下、單調(diào)遞增的荷載，由最大噸位1 500 kN的千斤頂提供；反力系統(tǒng)由豎向反力架以及支撐在反力架上的鋼梁構(gòu)成。

圖2 試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)采用荷載控制的分級加載制度。試驗(yàn)的加載過程分為試件初裂、開裂（縫寬達(dá)到0.2 mm）、屈服以及破壞4個(gè)階段。將試件視作縱向鋼筋通長的整體現(xiàn)澆C50混凝土梁，基于混凝土和鋼筋的相關(guān)參數(shù)，依據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》，對開裂、屈服2個(gè)階段對應(yīng)的荷載理論值進(jìn)行估算，得到相應(yīng)的理論值：開裂荷載355 kN，屈服荷載886 kN。加載時(shí)，試件初裂前，千斤頂按照每級荷載50 kN逐級加載；試件初裂后，千斤頂按照每級荷載150 kN逐級加載，達(dá)到300 kN后改為每級50 kN加載，直到某級荷載下測得縫寬達(dá)0.2 mm；該級荷載之后，千斤頂改為每級150 kN逐級加載，荷載達(dá)到750 kN后改為每級50 kN加載；試件屈服后，控制油壓降低千斤頂加載速率，改為每級100 kN荷載逐級加載，直到試件破壞。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件破壞時(shí)的最終裂縫分布情況如圖3所示。

圖3 各試件的裂縫分布示意

試件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5這3個(gè)試件的裂縫開展情況類似。接縫界面以及兩側(cè)預(yù)制構(gòu)件率先出現(xiàn)裂縫，初裂荷載約為200 kN；當(dāng)荷載達(dá)到約720 kN時(shí)，接頭內(nèi)部才開始出現(xiàn)裂縫，此時(shí)接縫界面裂縫明顯，預(yù)制構(gòu)件已經(jīng)出現(xiàn)多條裂縫，延展長度較長；當(dāng)荷載達(dá)到約1 180 kN時(shí)，試件發(fā)生巨響，受拉區(qū)鋼筋斷裂，試件破壞，此時(shí)寬度最大的裂縫位于接縫或者預(yù)制梁上的純彎段邊緣位置，呈豎向狀，接頭內(nèi)仍較為完好。

試件C-L2與SFRC-L3最終破壞時(shí)的裂縫分布類似，但在加載前期存在差異。試件破壞時(shí)，接頭下部混凝土呈破碎狀，裂縫密集，且出現(xiàn)了斜向和水平方向開展的裂縫，受拉區(qū)鋼筋未斷裂。

試件C-L2后澆區(qū)內(nèi)裂縫出現(xiàn)較早，隨著荷載增長，接頭內(nèi)裂縫開展速度較快，當(dāng)荷載達(dá)到591 kN時(shí)，荷載無法進(jìn)一步增加，試件達(dá)到極限承載狀態(tài)。試件SFRC-L3在加載前期的表現(xiàn)與試件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5類似，當(dāng)荷載達(dá)到800 kN時(shí)，接頭內(nèi)裂縫數(shù)量急劇增多，當(dāng)荷載達(dá)到約1 120 kN時(shí)，荷載無法進(jìn)一步增加，試件達(dá)到極限承載狀態(tài)。

2.2 荷載-撓度曲線

以鋼筋焊接的C-W1試件荷載-撓度曲線為基準(zhǔn)，將另外4個(gè)試件的曲線分別與之比較，如圖4所示。

從圖中可以看出，試件C-L2承載力明顯低于其他試件，在撓度僅達(dá)到1/560時(shí)就進(jìn)入下降段，此時(shí)荷載僅為591 kN；其他4個(gè)試件都能夠達(dá)到與試件C-W1相當(dāng)?shù)某休d力。這4個(gè)試件中，SFRC-L3在荷載到達(dá)屈服點(diǎn)后不久即達(dá)到極限承載狀態(tài)，與另外3個(gè)試件相比，其荷載-撓度曲線的屈服平臺最不明顯，試件延性較差。

圖4 試件的荷載-撓度曲線

盡管SFRC-L4、RPC-L5試件都不滿足混凝土規(guī)范所要求的受拉縱筋最小搭接長度，但它們都能夠達(dá)到等同焊接梁C-W1的承載力，鋼筋強(qiáng)度得到了充分發(fā)揮，從而達(dá)到了試件的理論彎曲承載力。這表明SFRC100、RPC100與鋼筋的黏結(jié)握裹性能明顯比傳統(tǒng)混凝土更為出色；另外，盡管試件SFRC-L3的破壞現(xiàn)象未能達(dá)到類似試件C-W1的預(yù)期效果，但其承載能力和后澆接頭破壞情況仍明顯優(yōu)于C-L2試件，這說明摻鋼纖維的SFRC材料與鋼筋的黏結(jié)作用明顯強(qiáng)于傳統(tǒng)混凝土。

2.3 裂縫發(fā)展

圖5分別給出了不同試件預(yù)制構(gòu)件、接縫界面以及接頭內(nèi)部3種位置最大裂縫寬度的發(fā)展情況。對比3張曲線圖，可以看到試件C-L2在荷載值達(dá)到450 kN左右、試件SFRC-L3在荷載值達(dá)到800 kN左右時(shí)，這2個(gè)試件后澆區(qū)的最大裂縫寬度突然增大，其后澆接頭抗裂能力不如焊接鋼筋試件C-W1；試件SFRC-L4與RPC-L5后澆接頭的最大裂縫寬度隨荷載的增大近似呈線性增長?？梢钥闯觯嚰FRC-L4和RPC-L5的后澆接頭表現(xiàn)出良好的抗裂性能，5個(gè)試件兩側(cè)預(yù)制構(gòu)件的抗裂能力相近。

取0.2 mm為正常使用極限狀態(tài)對應(yīng)的裂縫寬度，將其與5個(gè)試件的最大裂縫寬度曲線進(jìn)行比較，可以看到，試件C-W1和C-L2縫寬0.2 mm的裂縫率先出現(xiàn)在接縫位置，試件SFRC-L3、SFRC-L4以及RPC-L5縫寬0.2 mm的裂縫最先出現(xiàn)在預(yù)制構(gòu)件上。綜上，可得出結(jié)論：試件C-W1和C-L2的正常使用極限狀態(tài)由接縫控制，試件SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5的正常使用極限狀態(tài)由預(yù)制構(gòu)件控制。

3 力學(xué)性能分析

3.1 破壞模式

圖5 試件的裂縫開展情況

通過對試驗(yàn)現(xiàn)象的分析，5個(gè)試件的破壞模式可以被歸納為兩類：一類是在純彎段內(nèi)部或邊緣發(fā)生受彎破壞，裂縫形態(tài)以豎向的受彎裂縫為主（試件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5）；另一類是于后澆接頭內(nèi)發(fā)生鋼筋在混凝土中的錨固破壞，裂縫形態(tài)以斜向或水平方向的劈裂裂縫為主[5]（試件C-L2、SFRC-L3）。兩類破壞模式如圖6所示。

圖6 試件裂縫開展情況

根據(jù)混凝土規(guī)范給出的設(shè)計(jì)原則，結(jié)構(gòu)構(gòu)件設(shè)計(jì)中材料須充分發(fā)揮其本身強(qiáng)度，因此對構(gòu)件的破壞模式提出一定要求。試件C-L2和SFRC-L3最終鋼筋與混凝土之間發(fā)生握裹失效，鋼筋強(qiáng)度未能充分發(fā)揮，不滿足混凝土規(guī)范對結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的要求；試件C-W1、SFRC-L4及RPC-L5的破壞模式是受彎破壞，鋼筋強(qiáng)度得到充分利用，滿足規(guī)范要求。

3.2 試件初裂

對一般混凝土構(gòu)件，現(xiàn)行混凝土規(guī)范只關(guān)注裂縫寬度的控制，對初始開裂并未作出相關(guān)規(guī)定，也沒有給出初裂荷載的計(jì)算方法。本文選取過鎮(zhèn)海等[6]提出的初裂彎矩計(jì)算方法，依據(jù)式（1）對試驗(yàn)中各試件的初裂荷載進(jìn)行 估算：

式中：γm——截面抵抗矩塑性影響系數(shù)，依據(jù)混凝土規(guī)范 取1.55；

W0——截面抵抗矩；

I0——考慮鋼筋貢獻(xiàn)的換算截面慣性矩；

ftk——混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，對C50混凝土取 2.64 MPa；

h——梁截面高度；

x——受壓區(qū)高度，取x＝0.464h。

上述公式針對的是材料均一的整體現(xiàn)澆混凝土受彎構(gòu)件。本文假定試驗(yàn)梁各位置的抗裂性能與預(yù)制構(gòu)件等同，根據(jù)公式（1），計(jì)算得到試件的初裂彎矩Mcr為337.4 kN·m，換算得到對應(yīng)的千斤頂荷載Pcr為221.3 kN。統(tǒng)計(jì)試件的初裂荷載，將理論值與試驗(yàn)值進(jìn)行對比，結(jié)果見表3。

表3 開裂荷載分析

從表3可以看出，5個(gè)試件接縫界面的開裂均先于預(yù)制構(gòu)件。接縫處初裂荷載的試驗(yàn)值明顯小于理論值；預(yù)制構(gòu)件初裂荷載的試驗(yàn)值與理論值接近，誤差控制在20%以內(nèi)。預(yù)制裝配式梁在受彎時(shí)，其初裂由新老混凝土之間的接縫控制，公式（1）不適用于估算預(yù)制裝配式梁的初裂荷載；對試件兩側(cè)預(yù)制構(gòu)件的初裂荷載，公式（1）的計(jì)算比較準(zhǔn)確，適用性較強(qiáng)。

因此，以公式（1）理論計(jì)算值為參照，5個(gè)試件的抗裂能力均達(dá)不到預(yù)期，接縫界面是預(yù)制裝配式梁構(gòu)件在荷載作用下率先開裂的薄弱部位。

3.3 正常使用極限狀態(tài)

現(xiàn)行混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范將鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的裂縫控制和變形控制作為結(jié)構(gòu)構(gòu)件正常使用極限狀態(tài)的重要驗(yàn)算指標(biāo)。為使結(jié)構(gòu)的使用性能滿足要求，需要對構(gòu)件的裂縫和變形進(jìn)行控制驗(yàn)算。

依據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》和 JTG D62—2004《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》中的相關(guān)規(guī)定，對本次試驗(yàn)試件正常使用極限狀態(tài)提出的定義如下：試件的最大裂縫寬度達(dá)到0.2 mm或者跨中撓度達(dá)到1/600計(jì)算跨度（即11.8 mm）。

3.3.1 縫寬0.2 mm

依據(jù)混凝土規(guī)范，可以通過公式（2）計(jì)算試件的裂縫寬度。

表4 縫寬0.2 mm的對應(yīng)荷載

從表4中能夠看出，試驗(yàn)梁0.2 mm裂縫寬度對應(yīng)的荷載值比較離散。裂縫寬度最早達(dá)到0.2 mm的是試件C-L2，對應(yīng)的荷載僅為280 kN，尚未達(dá)到理論值的80%；表現(xiàn)最出色的是試件SFRC-L4，直到荷載值達(dá)到528 kN時(shí)縫寬才達(dá)到0.2 mm，試驗(yàn)值接近理論值的1.5倍。

以混凝土規(guī)范的理論計(jì)算值為參照，除試件C-L2以外的其余4個(gè)試件均能滿足裂縫寬度控制的要求。

3.3.2 撓度11.8 mm

表5 撓度11.8 mm對應(yīng)的荷載

從表中可以看到，當(dāng)撓度達(dá)到1/600計(jì)算跨度時(shí)，試件C-L2荷載試驗(yàn)值未能達(dá)到依據(jù)混凝土規(guī)范計(jì)算的預(yù)估理論值，該試件的撓度控制能力不滿足規(guī)范要求；其他4個(gè)試件的對應(yīng)荷載均高于理論值，這4個(gè)試驗(yàn)梁的撓度控制性能滿足要求。試件C-W1的試驗(yàn)值與理論值最為接近，誤差不超過2%；表現(xiàn)最出色的是接頭后澆鋼纖維高強(qiáng)混凝土的SFRC-L4試件，其荷載試驗(yàn)值與理論值的比值接近1.2。

因此，以混凝土規(guī)范理論計(jì)算值為參照，試件C-W1、SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5滿足撓度控制要求。

3.4 承載能力極限狀態(tài)

混凝土規(guī)范中將受拉區(qū)鋼筋屈服或受壓區(qū)混凝土壓碎定為構(gòu)件的標(biāo)準(zhǔn)?；谝?guī)范推薦的材料強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，根據(jù)公式（6）可以計(jì)算5個(gè)試件的屈服荷載設(shè)計(jì)值Py,des；基于表2中材料的實(shí)測強(qiáng)度，將C50混凝土的實(shí)際抗壓強(qiáng)度49.2 MPa、鋼筋的實(shí)際屈服強(qiáng)度456.0 MPa分別代入公式（6）中的fc和fy，可以估計(jì)試件的屈服荷載理論值Py,the。通過圖4的荷載-撓度曲線可以得到試件的屈服荷載試驗(yàn)值Py,exp，將前述2種理論值與試驗(yàn)值進(jìn)行對比，結(jié)果見表6。

表6 試件屈服荷載

從表6可看到，除試件C-L2未能達(dá)到理論值的預(yù)測外，其他4個(gè)試件屈服荷載試驗(yàn)值Py,exp均高于其理論值。這4個(gè)試件中表現(xiàn)最出色的是試件SFRC-L4和RPC-L5，這2個(gè)試件的試驗(yàn)值Py,exp比理論值Py,the高出20%及以上。

因此，以混凝土規(guī)范理論計(jì)算值為參照，試件C-W1、SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5均滿足承載力要求。

4 結(jié)語

本文通過四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)研究了預(yù)制裝配式梁的力學(xué)性能特點(diǎn)，根據(jù)上述試驗(yàn)現(xiàn)象描述以及與現(xiàn)行規(guī)范對比分析，可以得到如下結(jié)論：

1）由于預(yù)制構(gòu)件與后澆接頭之間接縫的存在，預(yù)制裝配梁的抗裂性能較差，新老混凝土接縫界面是抗裂最薄弱位置。沒有添加鋼纖維的試件接縫處初裂荷載僅達(dá)到理論預(yù)測值的約65%。

2）C-L2、SFRC-L3由于混凝土握裹力不足發(fā)生了鋼筋在接頭中的錨固破壞，從而削弱了結(jié)構(gòu)性能，不滿足規(guī)范設(shè)計(jì)要求。

3）C-W1、SPFC-L4和RPC-L5三根梁從破壞模式、裂縫與撓度控制、承載能力等方面均能滿足規(guī)范要求，其所對應(yīng)的后澆接頭形式可作為工程參考。由于平行試驗(yàn)較少，需進(jìn)一步試驗(yàn)驗(yàn)證。