不同连接程度GFRP-混凝土桥面板力学性能试验研究

佟兆杰 黄侨 高达文 宋晓东

摘   要：提出了一种简便的改进GFRP-混凝土组合板连接程度并进一步改进组合板延性的方法，即通过砾石覆盖率来改变GFRP-混凝土界面的黏结强度，并利用界面黏结失效前后组合板连接机理的变化来改变组合板的弯曲刚度，进一步改变组合板的延性. 通过5片足尺T形GFRP-混凝土组合板四点弯曲试验研究了不同连接程度下组合板受力性能的差异. 试验中，重点关注了变形、板端滑移、应变分布、破坏模式等力学参量. 试验结果表明，尽管无黏结T形GFRP板与混凝土的界面光滑，但GFRP板与混凝土间已表现出部分组合作用. 砾石覆盖率的变化可以改变组合板的连接程度、破坏模式、极限荷载及其延性. 合理的砾石覆盖率可以使组合板在板端出现滑移前具有很好的抗弯刚度，在出现板端滑移后仍具有较好的变形能力，并且不会显著降低组合板的极限荷载.  最后，通过理论方法对组合板的开裂荷载和抗剪承载力进行了计算分析. 研究结果表明，理论值与试验值吻合较好.

关键词：GFRP-混凝土组合板;连接程度;延性;覆盖率;开裂荷载;抗剪承载力

中图分类号：U443. 3;TU311             文献标志码：A

Abstract： This paper presented a simple method to improve the connection degree of GFRP-concrete composite decks and further improved the ductility of the composite decks. The connection strength of GFRP-concrete interface was changed by using different gravel coverage. The bending stiffness was significantly changed due to the connection mechanism change after the GFRP-concrete interface failed， and the ductility was also further improved. Five full-size T-shape GFRP-concrete composite decks were tested to explore the difference of the mechanical properties of composite decks with different connection degree. In the experiment results， deformation， slip at the end of decks， strain distribution and failure modes were mainly examined. The experimental results show that although the GFRP-concrete interface of the specimen with unbonded interface is smooth， partial composite action between GFRP plate and concrete can be observed. A variable gravel coverage changed the failure mode， ultimate load， connection degree and ductility. A reasonable gravel coverage can provide an effective composite action before slip at the end of decks occurs， offer a large deformation after slip occurs， and not significantly reduce the ultimate load. At last， the consistency of theoretical results with experimental results demonstrates that the cracking load and shear capacity can be predicted by using the methods in the paper.

Key words： GFRP-concrete decks;connection degree;ductility;coverage;cracking load;shear capacity

截至2017年，我国公路桥梁已超过80万座. 但是由于超重、氯离子侵蚀、混凝土碳化等问题[1-2]，已建桥梁面临着严峻的养护压力. 混凝土桥面板是桥梁构件中易损的构件之一，提高桥面板的耐久性将会提高整个桥梁结构的使用寿命. GFRP-混凝土组合桥面板具有承载力高、抗氯离子侵蚀能力强、抗疲劳性能好等特点，将其应用于桥梁中将会明显提高桥面板的使用寿命，进而提高整体桥梁结构的使用寿命. 目前，国外已有一些不同截面形式的GFRP-混凝土组合桥面板应用实例，我国第一座采用T形肋截面的GFRP-混凝土组合板的钢-混凝土组合连续梁桥也将用于合肥郎溪路高架桥的工程建设中，并称之为GFRP-混凝土-钢组合连续梁桥.

GFRP板與混凝土的连接方式直接影响到GFRP-混凝土板的组合作用. 良好的界面连接可使组合板呈现出完全组合作用，但也降低了组合板的极限变形，并将破坏过程变为脆性破坏. 无黏结的界面形式可使组合板直接发生界面剥离破坏，或者极大地降低组合板的刚度. 将GFRP板与混凝土的连接方式设置为部分连接，在GFRP-混凝土界面失效前，通过GFRP-混凝土界面连接使组合板具有良好的抗弯刚度;在界面破坏后，仍可依靠特定截面形式的GFRP板机械锚固力以及GFRP-混凝土界面摩擦力承担荷载. 通过连接机理的改变可以实现组合板的延性破坏. 对不同连接程度GFRP-混凝土组合板的试验研究将有益于了解不同连接程度下GFRP-混凝土组合板受力性能的差异，有益于组合板的延性改进，并为组合板在桥梁中的应用奠定基础.

GFRP-混凝土组合板截面形式[3-5]以及可靠的GFRP-混凝土连接方式[6-9]一直是GFRP-混凝土组合板研究的热点. 早在20世纪末，Hall等[10]较早地开展了GFRP-混凝土组合板静力试验，研究了GFRP-混凝土界面的黏结性能以及组合板的静力特性. 此后，国内外学者对不同截面形式组合板的力学性能进行了试验研究，如波折形GFRP-混凝土组合板[11]、箱室形GFRP-混凝土组合板[12]、T形

GFRP-混凝土组合板[13]等. 在静力试验中，不同的界面类型常常作为试验变量，以此寻找可为该种GFRP-混凝土组合板提供可靠连接的界面形式. 开孔板剪力件[14]、粗砂界面[15]、湿胶黏结界面[16]等界面形式均被应用于组合板的静载试验中.

但上述不同界面类型的组合板试验研究主要集中于无黏结或可靠黏结状态下组合板受力性能的探索，尚缺少不同连接程度下组合板受力性能的系统研究. 本文提出了一种改变GFRP-混凝土连接程度的方法，即：改变砾石界面中砾石的覆盖率来改变连接程度. 砾石覆盖率的改变可以改变GFRP-混凝土砾石界面的黏结强度，在界面失效前利用砾石界面剪切刚度高的特点来保障较好的组合作用;在界面失效后，通过机械锚固力好的T形肋以及GFRP板与混凝土间的摩擦力提供部分组合作用. 通过对界面类型和GFRP板截面形式的合理选择实现部分连接. 本文对5片足尺的GFRP-混凝土组合板进行了四点弯曲试验，通过变形、滑移、延性、极限荷载的对比研究了不同连接程度的GFRP-混凝土组合板的静力性能. 最后建立了组合板的开裂荷载及抗剪承载力理论计算方法.

1   试验概况

1. 1  试件设计及材料参数

本次试验共设计了5片足尺简支T形GFRP-混凝土组合板. 简支板的计算跨径为1 600 mm，板宽为600 mm，板高150 mm;组合板由GFRP板与混凝土组成，单个GFRP板采用文献[17]中的截面形式. 试件构造形式如图1所示. 板与板之间通过肋板侧壁的环氧树脂连接成一个整体.

试验中采用了3种GFRP-混凝土界面形式. 试件D1采用无黏结界面形式，以此模拟无连接状态下GFRP-混凝土组合板的受力性能;试件D2、D3和D4采用砾石界面形式，通过变换砾石的覆盖率来改变GFRP-混凝土组合板的连接程度;试件D5采用湿胶黏结形式，以此模拟完全连接状态下GFRP-混凝土组合板的界面形式. 连接程度的定义见式（1）.

式中：n为连接程度;τs为不同覆盖率下砾石界面的剪切强度;τf为湿胶黏结界面的剪切强度.

1.2   试验材料

混凝土的设计强度等级为C35，各试验板的实测混凝土立方体抗压强度平均值见表1. GFRP板纤维方向弹性模量为3.25×104 MPa，纤维方向拉伸强度为555 MPa，纤维方向压缩强度为273 MPa;GFRP板垂直纤维方向模量为1.08×104 MPa，拉伸强度为103.5 MPa，压缩强度为80.9 MPa.  GFRP板的重度为19 kN/m3.

1.3   试件制作

依据GFRP-混凝土界面形式的差别，组合板的制作可以分为3种.

试件D1（无黏结界面）：在工厂通过拉挤工艺生产GFRP板（如图2（a）所示），并将各个GFRP板通过侧壁上的环氧树脂连接成一体（如图2（b）所示）. 再在GFRP板侧面设立木模板并浇筑混凝土形成GFRP-混凝土组合板. 混凝土浇筑前的GFRP-混凝土界面如图2（c）所示.

试件D2～D4（砾石界面）：按照设计图纸生产GFRP板，采用与试件D1相同的制作步骤. 但在GFRP底板顶面涂抹一层胶体并在胶体凝固前撒一层砾石形成砾石界面，如图2（d）和（e）所示. 待胶体完全凝固后架立木模板浇筑混凝土.

试件D5（湿胶界面）：GFRP板的制作过程与前相同. 在GFRP板侧面架立木模板，仅在GFRP底板顶面涂抹一层胶体，不撒砾石层，并在胶体凝固前浇筑混凝土. 其界面形式如图2（f）所示.

1.4   加载与测量装置

试验中通过一个500 kN的千斤顶进行加载. 在跨中、支撑点处布设电子位移计测取组合板的竖向位移;在跨中的GFRP板和混凝土侧面和顶面布设应变片，测取跨中的应变分布;为了对比不同砾石覆盖率对板端滑移的影响，在试件D2～D4的板端布设千分表测取GFRP板与混凝土的滑移. 位移和应变的数据采用东华3816N型静态应变仪测取. 试件的加载及测点布置如图3所示.

2   试验结果及分析

2.1   破坏模式

根据GFRP板与混凝土连接程度的不同，组合板的破坏模式可以分为3种，分别为GFRP板局部屈曲破坏（D1）、GFRP板与混凝土剥离破坏（D2和D3）、混凝土斜拉破坏（D4和D5）.对于无黏结界面的试件D1，在加载的初始阶段便出现了明显的滑移;135 kN时，加载点附近的GFRP板開始出现屈曲;165 kN时，GFRP腹板屈曲明显，组合板不能继续承担荷载，试件破坏，如图4（a）所示. 对于有砾石界面但砾石覆盖率不高的试件D2和D3，在加载的初始阶段GFRP板与混凝土表现出良好的组合作用;之后随着荷载的增大，组合作用逐渐减弱;破坏时，GFRP板发生了明显的侧向变形，GFRP板与混凝土剥离，试件破坏，破坏形态如图4（b）所示. 对于有砾石界面且砾石覆盖率很高的试件D4和具有湿胶黏结界面的试件D5，大约0. 77Pu时，在GFRP肋板顶面与混凝土的交界面处出现斜裂缝;随着荷载的增长，斜裂缝逐渐向加载点延伸;当斜裂缝延伸到混凝土顶面时组合板发生了混凝土斜拉破坏，如图4（c）和（d）所示. 各试件的极限荷载和破坏形态见表2.

2.2   荷载-挠度曲线与板端滑移

图5给出了各试件的荷载-跨中挠度曲线. 从图中可看出，无黏结试件D1的弯曲刚度最低，25 kN后，跨中的荷载-挠度曲线基本呈一条直线. 尽管GFRP板与混凝土的界面没有进行特别处理，但是由于T肋的机械咬合力以及GFRP-混凝土界面的摩擦力，无黏结的GFRP-混凝土组合板依然可以承受较高的荷载. 在板端滑移前，试件D2和D3（约20%砾石覆盖率）的荷载-挠度曲线相近;在板端滑移后（约0. 5Pu），随着荷载的增强，弯曲刚度逐渐降低;在达到极限荷载时，试件D2和D3的极限位移远高于试件D4和D5. 试件D4和D5的荷载-挠度曲线与试件D2和D3相近，但是直到0. 83Pu以后，试件的弯曲刚度才明显降低.对比5个试件的荷载-挠度曲线可以看出，砾石覆盖率可以改变组合板荷载-挠度曲线中弯曲刚度明显变化的点和组合板的极限位移，并使得组合板在界面明显滑移前拥有较好的刚度，在滑移后拥有较大的变形.图6给出了D2～D4的荷载-板端滑移曲线. 从图中可以看出，试件D2和D3（约20%砾石覆盖率）在约0.5Pu时出现板端滑移，之后滑移逐渐增大，破坏时板端滑移值达到2.5 mm以上. 试件D4（约50%砾石覆盖率）在大约0.76Pu时出现滑移，之后逐渐增大，破坏时板端滑移值达到1.5 mm以上. 随着砾石覆盖率的提高，每个砾石承担的剪力降低，界面的剪切强度增高，因而试件D4出现滑移的荷载明显高于试件D2和D3.

2.3   应变分布

图7给出了各试件的跨中截面的应变分布. 从图中可看出，加载初期，试件D1就表现出了明显的滑移，正、负应变出现在GFRP肋板上;之后随着荷载的增强，滑移应变逐渐增大;0.88Pu时肋板的受压应变已超过4 500×10-6. 对于试件D2和D3，在加载初期，跨中截面的GFRP与混凝土应变基本呈一条直线;之后随着荷载的增加，滑移应变逐渐增大;破坏时GFRP肋板出现正、负应变. 对于试件D4和D5，在大约0.6Pu时，在GFRP肋板与混凝土的交界面处出现滑移应变;之后随着荷载的增强，滑移应变缓慢地增长;破坏时，滑移应变远小于D2和D3的滑移应变.

2.4   延性

延性是避免结构脆性破坏的重要指标. 由于GFRP线弹性的特性，完全连接的GFRP-混凝土组合板只有在接近破坏时弯曲刚度才明显变化. 整个破坏过程，组合板的位移延性较低，破坏前缺少足够的预警. 试件D2～D4在板端出现滑移前均表现出良好的组合作用，在板端滑移后弯曲刚度发生了明显变化. 在整个试件的加载过程中，不同砾石覆盖率的组合板极限变形不同. 参考文献[18]的延性指标，使用位移延性系数来评价GFRP-混凝土组合板的延性. 位移延性系数的计算公式见式（2）.式中： μΔ为位移延性系数;wu为试件破坏时的跨中挠度;wy为板端出现滑移时的跨中挠度.对于未加固的高强混凝土构件，3～5被认为是合理的位移延性系数范围[19]. 这里取3作为位移延性系数的下限值. 表3给出了试件D2～D4的延性系数. 从表中可以看出砾石覆盖率越高，位移延性系数越低. 试件D4的位移延性系数低于3，延性略有不足. 试件D2和D3的位移延性系数均高于5，拥有良好的延性.

2.5   极限荷载的讨论

由于试件D1～D5的界面连接程度不同，各试件的破坏模式和极限承载力不同. 图8对各试件的极限荷载、破坏模式进行了比较. 图中纵坐标为试件的极限荷载/试件D5的极限荷载. 试件D5为湿胶黏结界面，表征具有良好组合作用的组合板的极限承载力. 结合图8及表3的试验结果可知，随着砾石覆盖率的增高，组合板的极限承载力逐渐增高，破坏模式也由GFRP板局部屈曲变为混凝土斜拉破坏. 当砾石覆盖率约为20%左右时，相对于试件D5而言组合板的极限荷载降低了20%左右，但是其位移延性系数提高了2倍以上. 由于GFRP线弹性的材料特性，GFRP-混凝土组合桥面板不能像钢筋混凝土板那样在破坏时产生较大的变形. 砾石覆盖率的改变可以极大地改善组合板的延性并且不会显著降低极限承载力. 由于变形控制设计，GFRP-混凝土组合板往往拥有较富余的极限承载力. 在一定范围内通过组合板极限承载力的降低换取位移延性，将可以有效地改善GFRP-混凝土组合板的延性.

图9给出了极限荷载与砾石覆盖率的关系.图中纵坐标为试件的极限荷载与试件D4（50%砾石覆盖率）极限荷载的比值，横坐标为试件的砾石覆盖率与试件D4砾石覆盖率的比值.由于已有文献中缺少砾石覆盖率与界面剪切强度的定量公式，这里使用砾石覆盖率来表征界面强度并进一步表征组合板的连接程度.从图中可以看出，极限荷载的比值与砾石覆盖率的比值存在线性关系.使用线性公式对试验数据进行拟合得到组合板极限承载力与砾石覆盖率关系的表达式，如式（3）所示.

式中： y为试件的极限荷载与拥有50%砾石覆盖率试件的极限荷载的比值;x为试件的砾石覆盖率与50%的比值.试件的砾石覆盖率/试件D4的砾石覆盖率

2.6   开裂荷载计算

GFRP-混凝土組合板在混凝土开裂前后会发生明显的弯曲刚度突变，可以GFRP底板荷载-应变曲线的突变点确定组合板的开裂荷载，本文采用ACI440. 1R-2015[20]中开裂弯矩的计算方法对GFRP-混凝土组合板的开裂弯矩进行计算. 计算方法见式（4）～（7）. 表2给出了试件D2～D5的开裂弯矩计算值与实测值的对比. 计算值与实测值比值的平均值为0.92，标准差为0.11，因此可以采用上述方法对GFRP-混凝土组合板的开裂弯矩进行估算.

对最大弯矩截面建立平衡方程：

式中： Pcr为开裂荷载;a为加载点到支撑点的距离;Mq为加载装置产生的弯矩，约1 kN·m;Mg为组合板自重产生的弯矩;Mcr为开裂弯矩.组合板开裂弯矩计算：

式中： fr为混凝土的弯拉强度;Ig为混凝土毛截面惯性矩;yt为重心轴距受拉边缘的距离.弯拉强度计算：

式中： fc′为混凝土圆柱体抗压强度.

使用文献[21]中混凝土圆柱体-立方体强度的换算公式进行混凝土强度换算：

式中：fcu，k为混凝土立方体抗压强度.

2.7   抗剪承载力计算

GFRP的弹性模量远低于钢材的弹性模量，由于GFRP低弹模的特性，组合板的抗剪承载力计算公式不能直接套用钢筋混凝土构件的抗剪承载力计算公式[22]. 除此以外，板式构件的抗剪承载力通常高于梁式构件，在组合板抗剪计算中需考虑这种影响. 在此使用反映FRP筋混凝土构件抗剪承载力平均值的Razaqpur公式[23]进行组合板的抗剪承载力计算，并参考《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62—2004）[24]中关于板的影响的规定，采用1.25的提高系数来考虑板式构件的抗剪承载力，最终的组合板计算公式如式（8）～（14）所示. 发生剪切破坏的试件D4和D5的抗剪承载力理论值与实测值的比值见表2，2个试件的比值均在0.85以上，可使用式（8）对GFRP-混凝土组合板的抗剪承载力进行估算.

抗剪承载力计算公式：

式中：Vc为组合板的抗剪承载力;km表示剪跨比影响系数;kr表示配筋刚度影响系数;ka和ks分别表示拱和梁的效应;b为截面的宽度;d为截面的有效高度，对于GFRP-混凝土组合板取混凝土顶面到GFRP板形心的距离.

剪跨比影响系数：

式中：Vf表示承担的剪力;Mf表示承担的弯矩.

配筋刚度影响系数：

式中：ρf为配筋率;Ef为FRP的弹性模量.

拱的效应影响系数：

梁的效应影响系数：

为避免组合板发生斜拉破坏，应使设计剪力低于式（8）的计算值，并在实际工程中布设竖向钢筋改变组合板剪切破坏模式，竖向钢筋与布设于组合板顶、底层的构造钢筋相连.

3   结   论

1）对于T形GFRP-混凝土组合板，仅依靠T肋的机械锚固以及GFRP板与混凝土的摩擦力，组合板可以产生部分组合作用以承担外荷载，但其弯曲刚度远低于组合作用良好的GFRP-混凝土组合板.

2）通过调整砾石覆盖率可以改变GFRP-混凝土组合板的连接程度. 当砾石覆盖率低于50%时，砾石覆盖率越高，组合板的连接程度越强，组合板的破坏模式亦将由GFRP板局部屈曲破坏转变为GFRP板与混凝土分离破坏，甚至转变为混凝土斜拉破坏.

3）砾石覆盖率的改变可以改变组合板的延性，具有合理的砾石覆盖率的组合板在发生板端滑移前具有较好的刚度，在板端滑移后会产生较大的竖向变形;组合板位移延性良好，极限承载力可靠.

4）使用ACI440. 1R-2015中的開裂荷载计算公式可以预测GFRP-混凝土组合板的开裂荷载. 基于4个试件的计算表明，理论值与实测值的比值平均值为0. 92，标准差为0. 11. 将板的影响系数加入到反映FRP筋混凝土构件抗剪承载力平均值的Razaqpur公式中，使用该公式可较好地预测组合板的抗剪承载力.

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收稿日期：2018-05-20

基金项目：国家自然科学基金资助项目（51278119），National Natural Science Foundation of China（51278119）;中国交通建设股份有限公司资助项目（271400140114），Fiscal Support Provided by China Communications Construction Company Ltd. （271400140114）

作者简介：佟兆杰（1988—），男，河北廊坊人，东南大学博士研究生

通讯联系人，E-mail：qhuanghit@126. com