RPC-NC组合梁界面受力性能研究

季文玉，过民龙，李旺旺

(北京交通大学 土木工程学院，北京　100044)

近年来，随着高速铁路的快速发展，对桥梁使用性能的要求也越来越高，寻求强度满足跨越能力、耐久性符合环境要求、制作工艺适合生产条件、同时又经济合理的结构形式，一直是桥梁工程人员的努力方向。

活性粉末混凝土(RPC)是20世纪90年代由法国BOUYGUES公司研制的一种超高性能混凝土材料。因其具备超高的抗拉和抗压力学性能、卓越的耐久性及易于工厂批量化生产的施工性能，引起了国内外研究者的广泛关注[1]。将这种活性粉末混凝土用在大跨度桥梁上部结构，可以完全满足结构对承载力和使用性能的要求，但是，由于RPC在制作工艺上的局限性，导致其仅能在工厂内加工为预制构件，这对施工现场吊装作业用起重机的吊装性能提出了挑战。

为利用RPC的超高性能，同时又能满足施工要求并节约材料成本，作者提出采用RPC-普通混凝土(NC)组合梁的结构形式，将梁的受拉部分以RPC为材料在工厂预制，梁的受压部分于施工现场以预制RPC构件为底模现浇普通混凝土NC成型。相对于全截面RPC或NC梁，RPC-NC组合梁充分利用了RPC的抗拉强度及其耐久性和NC的抗压强度，并且又节约了普通混凝土现浇模板的使用量，同时也具备组合结构所特有的施工快速、布置灵活等优点。

作为2种混凝土材料相结合而成型的组合梁，需要考虑制作时组合界面的人工处理问题，如凿毛等。由于对具有强度高且掺有钢纤维的预制RPC部件进行界面处理较为困难，故工程实际中对RPC界面处理为不凿毛，RPC-NC组合界面取自然养护面，如图1所示。

图1　RPC-NC组合梁示意图

组合界面是RPC-NC组合梁受力的薄弱环节，能否保证两者共同工作是需要解决的关键问题。本文进行这种组合梁组合界面的受力性能研究。

1　试验概况

1.1　试件设计

对于混凝土界面抗剪性能的试验研究，国内外尚无普遍公认的标准方法。以往研究者采用的新老混凝土界面抗剪试件的结构形式可归纳为2类：①Z字形单面剪切试件[2-3]；②双面剪切试件[4-5]。前者可减少偶然偏载造成的界面附加弯矩的影响，但由于仅存在1个剪切承载面，试件破坏后具有一定危险性；后者虽然受到界面附加弯矩的影响，但2个剪切承载面的存在可确保试验过程的安全性，同时可通过重复试验减轻偏载的影响。

考虑到界面钢筋的存在仅对界面残余强度有较大的影响[6]，为了得到RPC-NC结合面的抗剪受力性能，本文采用无抗剪钢筋的界面构造形式。依据试件的形式应与RPC-NC组合梁的界面剪力传递方式尽量接近的原则，剪切试件的界面采用与实际情况相同的自然粗糙界面处理方法。同时，综合考虑界面剪力分布的均匀性、试验的可操作性，将本次试验的RPC-NC组合梁试件设计成双面剪切试件，采用2个100 mm×100 mm×400 mm预制活性粉末混凝土棱柱作为试件的左右两肢，试件中部为后浇相同尺寸的普通混凝土棱柱，并错开一定距离形成剪切薄弱面，如图2所示。本次试验主要研究的参数有普通混凝土强度等级和界面正应力。普通混凝土强度等级分别取C40，C50和C60。界面正应力分别取0(无侧压力)，0.5，1.0和1.5MPa。因此共设计了12组总共36个试件，试件编号形式采用“混凝土强度等级-界面正应力”的格式。

图2　剪切试件构造示意图

1.2　试件制作及材料性能

为了保证试验所得结果与实际RPC-NC组合梁的界面性能相一致，试件制作方法与组合梁相同，具体步骤为：①将活性粉末混凝土按照文献[7]所述方法制备，并在充分振捣过程中对暴露的自由表面不进行任何处理，经过48 h蒸汽初养后静置24 h；②将预制RPC棱柱的自然养护面相向放入特制钢模中，将普通混凝土浇于钢模中，随即充分振捣与抹面，且防止漏浆；③将试件预制部分与新浇普通混凝土部分连同所用钢模板置于室温15～20 ℃条件下养护至普通混凝土3 d龄期，然后脱模于室温自然养护至普通混凝土28 d龄期，以备加载试验。剪切试件的制作如图3所示。所使用RPC的强度等级为已被应用于实际工程的R130级，RPC的配合比见表1，普通混凝土的配合比见表2。

图3　剪切试件制作过程示意图

制作预制RPC棱柱时，保留100 mm×100 mm×100 mm的立方体试块；后浇普通混凝土时，保留150 mm×150 mm×150 mm的立方体试块，并置于与试件相同的条件下进行养护。材料性能试验结果见表3。

表1　RPC配合比　kg·m-3

表2　普通混凝土配合比

表3　材料性能试验结果

1.3　试验加载及测量内容

采用1 000 kN级油压千斤顶在剪切试件顶部进行单调加载，并利用500 kN量程的电阻式圆筒形压力传感器采集荷载值。试验开始前将各仪器对中，且进行预压以确认仪器工作正常并消除仪器间隙。试验主要测量的数据有：①压力传感器读数；②RPC-NC组合界面滑移量；③界面两侧材料的竖向应变。所测数据通过DH3816数据采集仪由计算机自动记录。图4和图5分别给出了加载装置和测点布置情况。

图4　加载装置

图5　测点布置示意图(单位：mm)

通过与试件侧表面相接触的2块厚20 mm的钢板施加界面正压力，2块钢板间通过6枚螺栓相互连接。试件加载前使用扭力扳手依次拧紧螺栓，并实时监控粘贴于螺栓上的应变片读数，反复调试直至其达到规定界面压力换算而得的应变值，试件静载试验开始后，也实时监控螺栓应变读数。加压钢板构造如图6所示。

图6　加压钢板构造图

2　试验现象及结果

2.1　试验主要现象

试件的破坏特征与侧压钢板的约束有很大关系。无侧压钢板时，试件主要破坏形态为RPC-NC组合界面的剪切开裂破坏，试件被剪开后所得各混凝土棱柱几乎完好无损。有侧压钢板约束时，试件的剪切面通长开裂并经承载力荷载突降后，部分试件的混凝土棱柱间并未完全剪开，有时甚至出现试件加载端凸块压溃、劈裂、横向断裂的现象。不论有无侧压钢板，试件的剪切裂纹均从加载端沿界面向承载端逐渐扩展，但有侧压钢板时试件剪切裂缝的扩展速率明显比无侧压钢板时慢。图7给出了部分试件的破坏形态，图7中(a)，(b)和(c)为剪切面破坏情况，(d)，(e)和(f)为加载端凸块破坏情况。

图7　剪切试件破坏形态

随着荷载逐渐增加至临近剪切裂纹出现时，试件周围可听见钢纤维被拉扯的响声，但界面滑移量增长缓慢；荷载继续增大，剪切面周围表面的浮浆逐渐剥落，同时裂纹沿着界面不断发展，直至其贯穿整个界面时试件发出一声闷响；当试件的2个界面都被剪切裂缝贯通后，无侧压钢板约束试件的抗剪承载力下降很快，滑移量迅速增加，最终残余抗剪承载力很小，表现出脆性；而有侧压钢板约束试件的抗剪承载力仅有一定量的突然下降，随后不同试件的抗剪承载力有不同程度的提高，直至抗剪承载力因两个界面完全破坏而再次突降或试件承载端头被压溃。由于偏载的影响，试件的剪切面出现裂缝和最终破坏的时刻，2个界面并不一致，但这对最终破坏形态并无太大影响。

2.2　荷载—界面滑移量曲线

由于试件在受力过程中总体弹性变形很小(压力传感器满500 kN量程时试件平均弹性变形计算值小于0.1 mm)，故取位移传感器所采集数据的平均值作为界面平均滑移量。如前所述，双面剪切试件在加载过程中易出现偏载现象，2个界面被剪切产生的裂缝并非同时贯通。对于无侧压钢板的试件，2个界面裂缝贯通的时间间隔不大，或者同时贯通；而对于有侧压钢板的试件，当某个界面临近破坏时，侧压钢板螺栓的应变开始缓慢上升，直至这个界面破坏(试件承载力荷载突降)，此后侧压钢板螺栓的应变迅速增加，约束压力大幅提升，进而使得试件承载力荷载可继续增加，最终因试件双侧界面均剪坏或试件加载端凸块被压溃使试件承载力荷载再次下降。故试件极限抗剪承载力取为当一侧界面完全破坏时的荷载值，也即试件出现首次承载力荷载突降时的峰值荷载值。

试件界面的破坏均表现为脆性破坏，对于无侧压钢板试件，破坏后的残余抗剪承载力几乎为零；而对于有侧压钢板试件，破坏后的荷载—滑移曲线虽有上升但已超越所考虑的范围，故荷载—滑移曲线仅取至极限抗剪承载力为止。图8为所有试件的荷载—界面滑移曲线，同时表4列出了每组3个重复试件的平均抗剪承载力FPU和对应的滑移量范围。

从图8可以看出，SPC-NC组合界面在最终破坏时的滑移量很小，2种材料基本上为共同工作的整体。无侧压力时试件表现为线弹性脆性断裂的受力特征；而当侧压力等级逐渐增大时，试件的抗剪承载力有明显提高，同时对应的荷载—滑移曲线形状也略显延性。

表4　试件平均抗剪承载力和滑移量

图8　试件的荷载—界面平均滑移曲线

2.3　组合界面竖向压应变分布情况

因篇幅限制，图9—图12分别给出了NC等级为C40而界面正应力不同时试件界面的竖向应变分布情况。因试件的几何形状对称，故图中所示应变值为2个界面相同高度测点的平均应变值。取组合界面竖向最低点为原点，将应变片读数作为其中心点处的材料应变，则应变采集点的纵坐标分别为35，150和265 mm。从图9—图12可以看出，当荷载等级较低时，界面处RPC与NC之间的竖向压应变差异不大；随着荷载逐渐增加，界面处2种材料竖向应变的差异逐渐扩大，且表现为顶部NC压应变较大，底部RPC压应变较大的分布情况，然而界面中部的应变差始终不大，试件呈现出压拱受力状态。随着试件侧压力等级的不断提高，接近破坏时RPC和NC的最大竖向压应变也逐渐增大，并且压应变分布的不均匀性也有所加大。

图9　C40-0试件界面的竖向压应变分布

3　抗剪承载力计算

图10　C40-0.5试件界面的竖向压应变分布

图11　C40-1.0试件界面的竖向压应变分布

图12　C40-1.5试件界面的竖向压应变分布

从试验结果可知，试件开始受力至剪切破坏过程中，界面的滑移量相对于界面尺寸很小，故可忽略试件的形变，利用其初始几何结构建立受力平衡模型。取试件的部分隔离体进行平衡分析，如图13所示。图中：FP为外荷载；PQ为侧压钢板提供的侧压力；FH和FV分别为水平和竖向反力；τ为界面平均剪应力；σn为界面平均正应力；h1和h2分别为棱柱体高度和界面应力作用高度；b为棱柱体宽度。

图13　试件隔离体受力状态

假设侧压钢板对试件的法向作用力和界面所受法向应力都均布于对应作用面，界面剪应力也为均匀分布，外荷载及反力均为均布于其对应作用面上，控制界面破坏的临界应力状态符合Mohr-Coulomb准则，即有

τ=cft+μσn

(1)

式中：ft为界面材料抗拉强度，取NC抗拉强度；c和μ分别为内聚力系数和摩擦系数。

根据试件整体和隔离体的受力平衡可确定图13中各个力之间的关系。

根据隔离体水平和竖向力的平衡可得

PQbh2+FH-σnbh2=0

(2)

FP+τbh2-FV=0

(3)

根据隔离体力矩平衡关系可得

0.5FPb+FH(h1-0.5h2)-1.5FVb=0

(4)

根据试件整体竖向力的平衡可得

FP=2FV

(5)

联立上式可解得试件极限抗剪承载力的表达式为

(6)

按欧洲规范[8]分别取c=0.35和μ=0.6并代入式(6)可知，无侧压力时试件的理论计算结果与试验结果吻合良好，理论计算值与试验结果的比值为0.91～1.01；而有侧压钢板约束存在时，其比值为0.40～0.62，这说明在RPC-NC组合界面自然粗糙的情况下，欧洲规范中摩擦系数的取值偏低，故需要依据试验结果重新进行参数拟合。

利用最小二乘法拟合得到的参数为c=0.41，μ=2.51，R2=0.865 5，对应的抗剪承载力计算值及其与试验结果的对比情况见表5。

表5　试件抗剪承载力对比

4　结　论

(1)RPC-NC组合界面在自然粗糙状态下受剪破坏时的相对滑移量在1 mm以下，故在界面剪切破坏前可以将其视为共同受力的整体；而界面剪切破坏后，滑移量迅速增大，界面两侧的构件几乎为刚体滑动，失去共同受力能力。

(2)RPC-NC组合界面的剪切破坏为脆性破坏。当界面不存在法向压力时，破坏前界面的抗剪承载力与相对滑移的关系为线弹性，而界面剪坏后抗剪承载力迅速降低至零；当界面存在法向压力时，加载初期界面的抗剪承载力与相对滑移的关系仍可视作线弹性，至接近极限荷载时曲线的斜率逐渐变缓，但界面破坏仍表现为承载力荷载突降。

(3)RPC-NC组合界面在自然粗糙条件下的极限剪应力与混凝土抗拉强度及界面压力之间的关系可使用Mohr-Coulomb准则描述。经过试验数据回归分析，上述关系的表达式为τ=0.41ft+2.51σn。可见，RPC-NC组合界面的抗剪承载力随NC强度的增加而增加，且随界面压应力的增加而大幅增加。

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