UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的抗彎性能研究

賈依楠,曾田勝,胡美韻,晏班夫

(1.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2.廣東高恩高速公路有限公司，廣東 開平 529000)

0 引言

裝配式混凝土橋梁由于其施工便捷、環(huán)境干擾小、工程質量較高等優(yōu)點，在工程中得到了廣泛應用。但由于車輛超載、材料老化、接縫構造劣化等原因，現有中小跨徑裝配式混凝土橋梁中濕接縫運營過程中普遍存在開裂、滲漏水、碎裂等病害，影響結構耐久性，降低行車的安全性及舒適性，采用常規(guī)的方法進行維修加固很難徹底根治。傳統(tǒng)中小跨徑橋型構造已趨于成熟，其發(fā)展依賴于應用新材料的新型結構的開發(fā)。UHPC(超高性能混凝土)是一種以石英砂、石英粉等為細骨料，摻入硅灰等礦物摻合料、高效減水劑和鋼纖維，按最大密實理論設計級配而成的新型復合材料，具有超高的抗拉壓強度和超強的耐久性。將UHPC濕接縫取代普通混凝土濕接縫可望解決上述難題。

常用的UHPC接縫有干接縫或濕接縫形式，現有的研究主要關注普通混凝土的UHPC濕接縫及鋼-UHPC橋面板的濕接縫等方面，連接預制UHPC節(jié)段的UHPC濕接縫的研究相對較少。學者CARBONELL[1]等探討了不同的UHPC-普通混凝土界面處理方式對粘結強度的影響，試驗結果顯示，粗糙度對粘結強度的影響不大，而與普通混凝土表面濕度關系較大，且表面作切槽處理可以提高粘結強度；LEE[2-4]等對具不同接縫類型、預應力、齒鍵深度等的UHPC接縫試件的抗剪性能研究表明，試件均受拉破壞，UHPC接縫承載能力、變形能力與普通混凝土接縫相比，均有顯著提高，而且加大齒鍵深度可明顯提高接縫承載力； VOO[5]等研究了不同齒鍵數量及側向應力對UHPC接縫抗剪性能的影響，研究表明，試件在開裂前接縫的滑移較小，開裂后剛度下降，在峰值荷載下試件發(fā)生直剪破壞，UHPC接縫的摩擦系數隨著預應力的增加而減小。張陽[6]等對用鋼板和螺栓連接的有齒鍵UHPC梁抗彎性能試驗表明，采用該構造可提高接縫梁的抗彎能力，不同的梁底配筋可導致接縫梁剛度突變處抗彎破壞或接縫齒鍵破壞2種破壞模式；杜任遠[7]等進行了體外預應力RPC箱梁的受彎性能試驗研究，結果表明接縫梁的開裂彎矩、開裂應變明顯大于普通混凝土接縫梁，體外預應力可明顯提高接縫梁的開裂彎矩、增加構件延性。

本文主要對UHPC帶T形條帶菱形接縫梁進行抗彎性能研究，分別對該結構接縫有腰筋梁、無腰筋梁和完整梁進行抗彎模型試驗，分析比較其受彎性能，并且給出了完整梁、有腰筋、無腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的抗彎承載力建議公式。

1 試驗設計

為研究帶T形條帶UHPC菱形接縫梁的受力性能，設計了2個接縫梁試件和1個完整梁試件；通過對其加載后的變形、應變及裂縫發(fā)展分布情況的觀測和記錄，研究接縫梁的抗彎性能及破壞機理。

1.1 試驗梁設計制作

3片試驗梁分別為有縱向腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁(B-1)、無縱向腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁(B-2)和無縱向腹筋完整梁(B-3)，試件設計如表1所示。試件總長均為5.2 m，計算跨徑5.0 m，梁高0.5 m，梁寬0.15 m，梁兩端0.2 m處加寬至0.55 m，兩節(jié)段間縱向間距最小為15 cm；接縫設計參考文獻[8-9]，齒鍵高度為35 cm(不包括上下條帶厚度)，縱向深度設為10 cm，最深處垂直段高度為7 cm，接縫上下斜邊高度均為10 cm，上下垂直段高度為4 cm；T型UHPC條帶厚度為7.5 cm，縱向寬度為0.5 m，其中兩預制塊條帶部分均為17.5 cm，中間連接段間距為15 cm。

表1 試驗梁設計Table 1 Specimens numbers編號接縫形式B-1有縱向腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫B-2無縱向腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫B-3無縱向腹筋、無接縫完整梁

試驗梁采用UHPC 150預混料，其中鋼纖維采用圓直型鋼纖維，長度為13 mm，直徑為0.2 mm，體積摻量為2.0%。梁底配有4根HRB400鋼筋，直徑16 mm，鋼筋中心間距3.5 cm，凈保護層厚度2.2 cm，接縫處采用焊接的形式進行搭接鋼筋與兩邊預留鋼筋的連接，鋼筋搭接長度均大于10 d。試驗梁細部尺寸及配筋如圖1所示。

(a) B-1梁

完整梁一次澆筑成型，接縫梁則分為兩階段成型。接縫梁預制部分與完整梁澆筑后靜停2 d，隨后90 ℃～100 ℃蒸汽養(yǎng)護48 h以上，之后則緩慢降至室溫；預制構件在接縫結合面處進行簡單鑿毛濕潤后進行對接并搭接鋼筋，接著澆筑接縫處UHPC，養(yǎng)護方式與前相同。

分別按照相關技術標準規(guī)定的尺寸及數量制作UHPC試件，試件養(yǎng)護方式與試驗梁完全一致。之后進行抗壓、抗折和彈性模量等材性試驗，UHPC的材性試驗結果如下：材料種類為UHPC150，立方體抗壓強度152.6 MPa,換算抗拉強度8.1 MPa,彈性模量Ec為45.8 GPa，鋼筋的材性試驗結果如下：種類為HRB400，屈服強度為432.6 MPa,彈性模量為200 GPa,延伸率為23.5%。

1.2 加載方案

試驗梁模型兩端為簡支支承。試驗梁的純彎段均為1.5 m，剪跨比均大于3。試驗加載及量測方案如圖2所示，采用4點加載方式，千斤頂加載力大小通過振弦式壓力傳感器進行測試，為了測試試驗梁純彎段的應變變化，在純彎段內設置5條測線，每條測線上設置5片應變片。在兩端支座處以及沿梁長方向共設置5個位移計測量試驗梁撓度隨荷載的變化。應變數據由靜態(tài)應變儀采集，測試精度為1個微應變。現場試驗設置如圖3所示。

圖2 試驗加載及量測方案(單位：cm)Figure 2 Loading scheme of the test beam(Unit:cm)

圖3 現場試驗加載裝置Figure 3 Set-up of the test beam

2 試驗結果及分析

2.1 試件破壞形態(tài)

試件的裂縫分布圖如圖4所示?？梢钥闯觯珺-1梁主裂縫位于跨中，此外還有沿著接縫界面發(fā)展的界面裂縫和純彎段密集的次裂縫，之后跨中受拉鋼筋屈服，UHPC上緣被壓碎。B-2梁裂縫首先發(fā)端于接縫界面與T型條帶相接處，之后接縫界面裂縫向下發(fā)展至跨中成為主裂縫，且沿接縫斜面向上發(fā)展，純彎段有多條短細的次裂縫，之后受拉鋼筋屈服，UHPC上緣被壓碎，主裂縫處僅有少量鋼纖維被拔出。B-3梁為無縱向腹筋完整梁，主裂縫也位于跨中，純彎段有多條短細的次裂縫，破壞模式表現為跨中受拉鋼筋屈服，UHPC上緣起皮壓碎。

(a) B-1梁破壞狀態(tài)裂縫分布圖

2.2 試件荷載-位移曲線

各試驗梁的荷載-位移曲線如圖5所示。試驗結果匯總如表2所示，可以看出，B-1的開裂荷載和極限荷載略小于B-3，但由于B-1設置了縱向腹筋，其延性好于B-3。

圖5 試驗梁的荷載-撓度曲線Figure 5 Load-displacement curves of test beams

表2 試驗梁結果匯總Table 2 Results of test beams編號破壞荷載/kN初裂荷載/kN破壞荷載之比破壞撓度/mmB-1256.247.90.9052.121B-2197.448.40.6914.272B-3286.187.6123.884

試件的荷載-位移曲線可分為4個階段：① 彈性階段。試驗梁尚未出現裂縫，曲線線性增加。② 裂縫發(fā)展階段。當加載至極限荷載的0.19～0.30倍時，試件產生初裂縫，曲線斜率開始減小，即隨著裂縫的發(fā)展，試件抗彎剛度逐漸降低。接縫梁由于接縫的存在，首先在接縫條帶界面處出現第一條裂縫，初裂荷載較小。完整梁的剛度較接縫梁大，兩接縫梁的剛度相近。③ 屈服階段。當接縫梁B-1加載至227.0 kN時，跨中受拉縱筋開始屈服，主裂縫迅速向上延伸，寬度快速增加；當接縫梁B-2加載到接近197.4 kN時，底部受拉縱筋屈服，由于沒有縱向腰筋，主裂縫寬度快速增加，屈服階段很短；當完整梁B-3加載到280.5 kN時，跨中底部縱筋開始屈服。④ 破壞階段。繼續(xù)加載，各試驗梁荷載無法增加，撓度變化很快，伴隨鋼纖維不斷被拔出的“咔咔”聲，受壓區(qū)突然被壓碎，并向外崩出碎片，試件破壞。B-1的破壞荷載為256.2 kN，B-2的破壞荷載為197.4 kN，B-3的破壞荷載為286.1 kN，B-1和B-3屬于典型受彎梁彎曲破壞，B-2屬于受彎梁接縫界面發(fā)生錯位拉裂破壞。

B-1～B-3梁出現0.05 mm裂縫時的名義應力分別為14.0、13.1、20.8 MPa，可以看出完整梁名義應力明顯高于接縫梁，主要原因是接縫梁界面鋼纖維不連續(xù)，界面粘結剛度小，層間開裂錯位導致對應的名義應力比完整梁小至少30%，但由于初裂主要發(fā)生在T型條帶下緣，有無縱向腰筋對接縫梁初裂裂縫的開展影響較小，對應名義應力接近。

2.3 試件荷載-應變關系

本文選擇各試件的跨中測線應變數據進行分析，荷載-跨中應變關系如圖6所示。由于部分應變片穿過開裂裂縫被破壞，所以部分數據缺失。由圖6可知，在初裂之前，試驗梁的截面應變基本為直線，上部受壓區(qū)為壓應變，下部受拉區(qū)為拉應變，基本符合平截面假定，但初裂后，應變值發(fā)生突變。

(a) B-1梁

3 試驗梁的抗彎承載力計算

3.1 承載力計算思路

對于UHPC結構的抗彎承載力計算，國內外均有研究[11-12]，UHPC承載力計算與普通混凝土承載力計算最大的區(qū)別在于UHPC結構一般不能忽略受拉區(qū)UHPC對抗拉強度的貢獻。故完整梁的抗彎承載力為：

(1)

其中，x代表等效受壓區(qū)高度；as代表受拉鋼筋中心至下邊緣距離；h代表試件高度；b代表試件寬度；h0代表試件有效高度；As代表受拉鋼筋面積；ft代表UHPC抗拉強度；fc代表UHPC抗壓強度；fs代表鋼筋屈服強度。

對于UHPC接縫結構，由于接縫界面處的鋼纖維不連續(xù)，不能充分利用UHPC的抗拉能力，本文旨在根據試驗結果提出兩種破壞模式，以準確預測UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的極限抗彎承載力。無腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的主裂縫沿接縫界面發(fā)展至跨中底部，故只考慮UHPC條帶處的抗拉貢獻。有腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的接縫界面由于設置了縱向腰筋，連接性能較好，UHPC間層間錯位及裂縫開展被抑制，且主裂縫發(fā)生在非接縫處，破壞時，底部縱筋屈服，且受拉區(qū)UHPC達到其抗拉強度。

3.2 基本假定

a.UHPC接縫界面處的應變符合平截面假定。

b.忽略剪力作用對構件的軸向和彎曲變形的影響。

c.不考慮鋼筋和混凝土之間的相對滑移對截面極限承載力的影響。

3.3 承載力計算公式

(a) 無腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁

根據圖7所示計算示意圖，由平衡條件可得到UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的承載力計算公式。

無腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的抗彎承載力如下：

(2)

有腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的抗彎承載力如下：

(3)

為了簡化計算，將UHPC的壓應力圖等效替換為矩形，取等效系數α=0.92。

3.4 對比分析

用上述公式計算試驗梁的承載力，公式中各參數取試驗實測值，fc取實測值152.6 MPa，ft取實測值8.1 MPa，fS取實測值432.6 MPa；計算值與試驗值對比見表3。

表3 抗彎承載力試驗值與計算值對比Table 3 Comparison of test and calculation接縫形態(tài)計算值/(kN·m)試驗值/(kN·m)計算值試驗值完整梁213.8286.10.75無腰筋帶T形條帶菱形接縫155.4197.40.79有腰筋帶T形條帶菱形接縫252.5256.20.99

由表3可知，可選用文獻[12]的方法預測完整梁的抗彎承載力，本文提出的計算公式可分別預測有、無腰筋UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的抗彎承載力。

4 結論

本文根據模型試驗及理論計算分析結果，可得出以下結論：

a.從破壞形態(tài)可看出，B-1、B-3的主裂縫均位于跨中，破壞模式為跨中底部受拉鋼筋屈服、UHPC上緣被壓碎的典型彎曲破壞，主裂縫處均有大量鋼纖維被拔出；B-2的主裂縫由接縫界面裂縫向下發(fā)展至跨中T型條帶，主裂縫處僅有少量鋼纖維被拔出，破壞模式表現為受彎梁接縫界面的錯位拉裂及T型條帶的鋼筋屈服與UHPC拉裂破壞。

b.B-1、B-2接縫梁與B-3完整梁相比，B-3梁的抗彎承載力和開裂荷載均較大，B-2的延性最小，B-1梁由于設置了縱向腰筋，其延性甚至要大于B-3完整梁。

c.完整梁的抗彎承載力可采用文獻[12]的建議方法進行預測，UHPC帶T形條帶菱形接縫梁的抗彎承載力可以采用本文建議的有、無腰筋抗彎承載力計算公式進行預測。