陳昭暉， 郭芳枝， 蘇家戰(zhàn)， 黃卿維， 陳寶春， 肖澤榮， 林志滔

(1. 福州大學土木工程學院， 福建 福州 350108； 2. 福州市規(guī)劃勘測設計研究總院， 福建 福州 350108)

0 引言

超高性能混凝土(ultra-high performance concrete， UHPC)具有高抗壓、 抗拉強度, 高韌性及優(yōu)異耐久性能[1-5]， 是裝配式高性能橋梁結構的首選材料之一， 在國內(nèi)外橋梁工程領域被廣泛關注并開始應用[6]. 由于UHPC材料制備技術要求較高、 早期收縮較大[7]等特點， 在橋梁工程中的應用以預制為主[8-9]， 這也符合現(xiàn)代橋梁建筑工業(yè)化的趨勢且和我國裝配式結構的發(fā)展方向一致. 近年來， 國內(nèi)外已建和在建的UHPC箱梁橋， 普遍取消橫隔板， 采用工廠節(jié)段預制薄壁UHPC梁段， 現(xiàn)場通過預應力索將預制UHPC節(jié)段梁張拉成橋[10-13]. 為解決UHPC箱梁橋結構減薄后剛度降低的弱點以及保證經(jīng)濟性， 橋面板采用普通鋼筋混凝土(reinforced concrete， RC)， 形成預應力UHPC-RC組合箱梁橋， 具有合理發(fā)揮材料受力性能、 運輸施工方便、 經(jīng)濟性好等特點， 其應用前景良好.

本研究開展節(jié)段拼裝預應力UHPC-RC組合箱梁受彎性能試驗研究， 組合箱梁采用UHPC U型梁預制節(jié)段拼裝及后現(xiàn)澆RC橋面板的施工工藝. 通過分析組合箱梁的破壞特征、 荷載-撓度曲線、 混凝土應變、 預應力筋應力、 裂縫分布發(fā)展和破壞模式， 探究節(jié)段拼裝預應力UHPC-RC組合箱梁的受彎性能.

1 試驗概況

1.1 試驗構件

本試驗制作的預應力UHPC-RC組合箱梁， 梁長4 m， 計算跨徑為3.8 m， 梁高300 mm， 頂板寬550 mm， 厚50 mm， 腹板高200 mm， 厚75 mm， 底板寬350 mm， 厚50 mm. 梁下部為預制的UHPC U型梁， 頂板為后澆的C50鋼筋混凝土(RC)板. 試驗梁的UHPC U型梁采用節(jié)段預制拼裝， 每個預制節(jié)段長度為1 m. 試驗梁底部縱向布置4根s15.2 mm的預應力鋼絞線， 張拉力為140 kN， 頂板縱向布置間距80 mm、 直徑6 mm的HRB400普通鋼筋， 橫向布置間距100 mm、 直徑8 mm的HRB400普通鋼筋. 在預制UHPC U型梁和后澆RC頂板之間預埋間距100 mm、 直徑10 mm的HRB400普通鋼筋作為剪力連接件， 以加強接合面的粘結. 組合箱梁截面尺寸、 配筋及縱向布置如圖1所示.

(a) 組合箱梁截面尺寸與配筋示意圖

(b) 組合箱梁縱向布置圖

1.2 試驗梁制作

表1 UHPC配合比

試驗梁所用UHPC材料配合比如表1所示. 其中， UHPC采用的鋼纖維長13 mm、 直徑0.2 mm. 試驗梁制作過程： 1) 根據(jù)試驗梁截面尺寸制作U型梁模板， 穿入預應力鋼筋并進行嚴格定位； 2) 根據(jù)規(guī)范[14]制備UHPC， 待U型梁快澆筑完成時， 將預先制作好的鋼筋剪力連接件設在預定位置并固定； 3) 土工布覆蓋養(yǎng)護24 h后， 進行拆模并對梁體腹板頂部進行鑿毛處理， 隨后進行蒸汽養(yǎng)護72 h； 4) 待材料力學性能達標后， 逐根對稱張拉預應力鋼筋， 有效張拉力為138.8 ～155.3 kN； 5) 制作組合箱梁頂部模板并綁扎頂板鋼筋， 澆筑C50混凝土后， 采取蓋土工布的方式對試驗梁進行保溫， 保持15～20 ℃養(yǎng)護3 d后拆模. UHPC U型梁和RC頂板制作過程中， 分別采用同一批次攪拌的UHPC和C50混凝土澆筑標準試塊， 并進行同條件養(yǎng)護， 以進行材料性能測試， 結果見表2. 鋼筋的實測力學性能如表3所示.

表2 混凝土材料性能

表3 鋼筋材料性能

1.3 加載方式與測試內(nèi)容

試驗加載裝置如圖2所示， 采用液壓千斤頂和荷載分配梁對試驗梁進行兩點對稱加載， 純彎段長1 m. 采用分級加載方案， 彈性變形階段每級荷載間隔為10 kN， 加載至開裂荷載后每級荷載為5 kN， 每級加載完持荷5～10 min.

(1-千斤頂； 2-壓力傳感器； 3-分配梁； 4-加載墊塊； 5-試驗梁； 6-應變片； 7-位移計； 8-套筒傳感器)圖2 加載裝置及測點布置(單位： mm)Fig.2 Loading setup and layout of measurement points (unit: mm)

圖3 應變測點布置(單位： mm)Fig.3 Layout of strain measurement points(unit: mm)

加載過程中的測試內(nèi)容包括： 1) 在跨中、 加載點、 靠近梁兩端支座位置處布置5個位移計測量相應的撓度(見圖1)； 2) 在4根預應力鋼筋端部布置套筒傳感器測量預應力鋼筋的應力(見圖1)； 3) 在跨中截面沿梁高度方向布置應變片測量沿梁高的應變(見圖1)； 4) 沿UHPC和RC接合面兩側粘貼應變片(圖2中的S1～6)來觀測UHPC和RC接合面兩側表面應變差； 5) 在梁跨中截面的頂板表面布置縱向應變片(圖3中的D1～5)觀測頂板的應變分布； 6) 在頂板鋼筋粘貼應變片(圖3中的Z1～4)測量鋼筋應變； 7) 加載間隔期在試驗梁上標記裂縫分布位置， 并采用HC-F800型混凝土裂縫缺陷綜合測試儀對典型裂縫寬度和長度進行測量.

2 試驗結果與分析

2.1 試驗過程及破壞模式

試驗梁加載到170 kN時， 開裂始于跨中UHPC U型梁節(jié)段之間的接縫， 裂縫寬度為0.42 mm. 當加載至195 kN時， U型梁腹板裂縫僅沿跨中節(jié)段接縫開展且不斷往上延伸(圖4 (a))， 最大裂縫寬度為0.9 mm， 在梁腹板其他區(qū)域未出現(xiàn)新的裂縫； 同時， RC頂板和U型梁的接合面處出現(xiàn)沿梁長的縱向裂縫(圖4(b))， 長度13 cm. 梁體另外一側跨中RC頂板和U型梁的接合面處也出現(xiàn)沿梁長的縱向裂縫， 長度為7 cm.

(a) 跨中裂縫

(b) 縱向裂縫

圖5 RC頂板翼緣底部開裂情況Fig.5 Cracks on the flange of RC slab

當加載至235 kN時， 跨中裂縫發(fā)展到RC頂板翼緣， 在RC頂板翼緣底部出現(xiàn)2條裂縫， 寬度不小于0.1 mm， 長度不小于12 cm. RC頂板和U型梁接合面的縱向裂縫繼續(xù)向兩側發(fā)展， 長度達到29 cm， 跨中裂縫的最大寬度為4.21 mm. 當荷載增加到270 kN時， RC頂板翼緣底部裂縫數(shù)量不斷增加， 均具有細且長的特征， 長度均大于10 cm， 如圖5所示. 跨中豎向裂縫最大寬度為7.3 mm， 在梁兩側腹板其他區(qū)域未出現(xiàn)新的裂縫. 繼續(xù)加載至315.2 kN時， 跨中豎向裂縫最大寬度為14.8 mm. 待荷載保持5 min后， RC頂板上形成橫向貫通大裂縫， 翼緣處出現(xiàn)大量混凝土剝落， 如圖6所示. 試驗梁的最終破壞形式為RC頂板混凝土壓潰破壞， 其裂縫總體分布如圖7所示.

(a) 翼緣處混凝土剝落

(b) RC頂板混凝土壓潰

2.2 荷載-跨中撓度曲線分析

表4 特征荷載和撓度值

圖8 荷載-跨中撓度曲線Fig.8 Load-deflection curve

圖9 豎向撓度變形Fig.9 Vertical deflections

2.3 預應力筋應力分析

表5 特征荷載下預應力筋平均應力增量值

圖10給出了試驗梁荷載-預應力筋應力增量曲線， 其發(fā)展趨勢與圖8中荷載-跨中撓度曲線類似. 圖11給出了試驗梁撓度-預應力筋應力增量曲線. 表5給出了對應不同特征荷載點的上、 下層預應力筋平均應力增量值.

試驗梁開裂之前， 預應力筋處于彈性變形階段， 應力增量較小， 與荷載呈近似線性關系. 開裂后， 開裂截面發(fā)生應力重分布， 試驗梁主要靠預應力筋承受拉應力， 預應力筋應力增量與荷載水平、 撓度呈線性關系. 當加載至270 kN(B點)時， 下層預應力筋平均應力增量為彈性階段的8.7倍， 曲線出現(xiàn)第二次折點. 隨著荷載的繼續(xù)增加， 預應力筋應力增幅有所加大， 試驗梁頂板壓碎破壞時， 預應力筋并未斷裂， 應力增量可達到初始有效預應力的50%左右.

圖10 荷載-預應力筋應力增量曲線Fig.10 Load-stress increment of prestressing tendons

圖11 撓度-預應力筋應力增量曲線Fig.11 Deflection-stress increment of prestressing tendons

2.4 裂縫分析

圖12 最大裂縫寬度開展情況 Fig.12 Development of maximum crack width

試驗梁跨中最大裂縫寬度隨荷載變化的開展情況如圖12所示. 可見， 在加載前期， 試驗梁處于彈性變形階段， 裂縫隨著跨中節(jié)段拼接縫的張開而緩慢發(fā)展. 當荷載增至195 kN后， 裂縫開展速率增大， 裂縫寬度隨著荷載的增大呈線性增長. 當加載至270 kN后， 梁截面剛度進一步降低， 下?lián)献冃卧龃螅?最大裂縫寬度迅速增加， 直至梁破壞.

2.5 應變分析2.5.1 頂板混凝土和鋼筋應變

加載過程中測得試驗梁跨中截面頂板混凝土縱向應變(圖3測點D1～5)的橫向分布如圖13所示. 可見試驗梁頂板存在一定的剪力滯效應， 隨著荷載的增加， 剪力滯效應越明顯.

RC頂板內(nèi)縱向鋼筋各測點Z1～4(見圖3)的荷載-應變曲線如圖14所示. 可見， 試驗梁開裂前， 縱向鋼筋處于彈性變形階段， 其應變與荷載呈線性關系. 開裂后， 鋼筋應變隨著荷載的增加而增大； 試驗梁破壞時， 其頂板縱向鋼筋最大壓應變值為991.67 ×10-6.

圖13 跨中截面頂板應變橫向分布Fig.13 Transverse distribution of strains of top slab at mid-span section

圖14 頂板縱向鋼筋荷載-應變曲線Fig.14 Load-strain curves of longitudinal reinforcement in top slab

2.5.2跨中截面豎向混凝土應變

圖15給出了試驗梁開裂前跨中位置沿梁體高度的應變分布. 由圖可知， 試驗梁在開裂前的應變沿梁高呈線性分布， 基本滿足平截面假定， 中性軸位置保持不變.

2.5.3UHPC-RC接合面兩側應變

圖16顯示沿RC頂板和UHPC梁接合面兩側縱向布置的各測點S1～6測得的荷載-應變曲線. 可見，S1點處兩側應變在加載至195 kN后出現(xiàn)較大差異， 這是由于此時RC頂板和UHPC梁接合面出現(xiàn)縱向裂縫并發(fā)展到S1點處導致的. 其他測點S2～6處的UHPC-RC接合面兩側應變值和變化趨勢基本一致， 表明現(xiàn)澆RC頂板和預制UHPC-U型梁之間的良好協(xié)同工作性能.

圖15 跨中截面不同高度混凝土應變分布Fig.15 Strain distribution of concrete at different heights of mid-span section

圖16 UHPC-RC接合面兩側應變比較Fig.16 Comparison of strains along UHPC-RC joint surface

3 結論

1) 本研究進行了節(jié)段拼裝預應力UHPC-RC組合箱梁的靜載受彎性能試驗， 結果說明組合箱梁經(jīng)歷了彈性階段、 裂縫開展階段和破壞階段三個不同受力階段. 由于組合箱梁跨中截面存在節(jié)段接縫， 在荷載作用下的變形主要由節(jié)段接縫逐步張開產(chǎn)生， 組合箱梁底板和腹板均沒有出現(xiàn)明顯的裂縫； 隨著荷載增加， 裂縫發(fā)展至頂板翼緣， 組合箱梁的最終破壞模式為RC頂板混凝土壓潰破壞.

2) 組合箱梁開裂后， 受拉區(qū)應力主要由預應力筋承擔， 預應力筋應力增量隨荷載變化趨勢與荷載-跨中撓度曲線相似， 組合箱梁破壞時預應力筋未斷裂， 預應力筋應力增量可達其初始有效預應力的50%左右； 組合箱梁跨中最大裂縫寬度隨荷載增加分階段線性增長.

3) 組合箱梁跨中截面沿梁體截面高度的混凝土應變基本符合平截面假定， 且預制UHPC U型梁和現(xiàn)澆RC頂板的協(xié)同工作性能良好， 因此在分析UHPC-RC組合箱梁截面抗彎性能時使用平截面假定是合適的. 此外， 組合箱梁存在一定的剪力滯效應.