预制NSC梁现浇UHPC铰缝弯剪性能试验与分析

2021-12-24邵旭东余家勇

公路工程 2021年5期

阳晴, 张阳, 邵旭东, 余家勇

(1.湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410082； 2.广东省交通规划设计研究院股份有限公司，广东广州 510000)

0 引言

装配式空心板梁桥(以下简称空心板桥)构造简单、可工厂预制、施工方便，具有广泛的适用性，是我国中小跨径的首选桥型之一[1]。空心板桥通常通过铰缝将预制预应力混凝土空心板梁拼接在一起，荷载能够在相邻空心板间横向传递。但在大量工程实践中发现:现有的普通混凝土(NSC)铰缝处发生大量病害，铰缝开裂后，水和化学物质会渗入，侵蚀混凝土和钢筋，铰缝进一步被破坏，引起铰缝脱落；这些病害会造成空心板横向失去联系，导致空心板桥处于“单板受力”状况，使得上部主要承重结构处于不利的受力状态，行车舒适性、桥梁安全性和耐久性明显降低，对桥梁的危害极大[2]。

空心板桥铰缝病害的根本原因在于铰缝材料采用常规的现浇普通混凝土(NSC)，性能较差，加之现浇普通混凝土与预制混凝土界面粘接强度不高，在弯、剪、拉等复杂受力作用下很容易开裂破坏[3]。

采用超高性能混凝土(UHPC，Ultra-High Performance Concrete)作为空心板桥铰缝材料，可以解决桥梁铰缝病害问题[4-5]。与普通混凝土相比，UHPC不仅拥有超高抗压强度、超高抗拉强度和超强韧性等优异的力学性能，还具有强度发展快、超韧、耐久性好、收缩徐变较小等优势，是过去30 a中最具创新性的水泥基工程材料[6-7]；同时该材料是由细骨料配制而成，与预制混凝土的界面粘接强度较高，有效保证了界面粘接强度及界面抗渗透性[8-9]。

在国外，UHPC作为空心板桥铰缝材料已得到一定规模的应用，用于空心板桥结构中，可以有效改善桥梁上部结构的整体性能，其相关研究见文献[10-12]。美国、加拿大等对其进行了系统的研究，并制定相应的设计、施工手册，目前，国内对于使用UHPC作为空心板桥铰缝的研究基本处于空缺状态。

1 试验梁模型

1.1 空心板桥铰缝的受力特性

根据我国交通部编制的2008版公路桥梁通用图，图1为目前工程中普遍使用的20 m跨径、12.75 m宽的空心板桥截面尺寸，以此为研究对象，利用ABAQUS建立有限元模型。模型由12片空心板梁组成，通过铰缝及钢筋将相邻空心板梁连在一起。混凝土采用八节点六面体线性单元(C3D8)模拟，钢筋采用二节点桁架单元(T3D2)模拟，钢筋采用嵌入技术与混凝土进行粘结；铰缝接触面使用粘结单元traction-separation来模拟[13]。有限元分析中各材料参数见表1。整体模型网格划分、铰缝及钢筋细节如图2所示。

图1 空心板桥各构件跨中截面(单位: mm)Figure 1 The mid-span section of box-girder bridge member(Unit: mm)

图2 空心板桥有限元模型Figure 2 Finite element model of box-girder bridge

表1 有限元材料参数Table 1 Material parameters of the FE mode类别弹性模量/GPa泊松比质量密度/(kg·m-3)NSC34.20.22 400钢筋2000.37 850

根据公路桥涵设计通用规范(JTG D60-2015)[14]，模型采用的车辆荷载如图3所示，按最不利荷载分布情况，将3列标准车辆偏载布置于铰缝边上，如图4所示。车辆荷载布置时，中、后轮荷载作用面积为600 mm×200 mm，中轮均压为0.5 MPa，相当单轴重120/2 kN，后轮均压为0.583 MPa，相当单轴重140/2 kN；前轮荷载作用面积为300 mm×200 mm，前轮均压为0.25 MPa，相当单轴重30/2 kN。忽略铺装层压力扩散的影响。

图3 车辆荷载立面、平面示意图(单位： cm)Figure 3 Elevation and plan of vehicle load(Unit: mm)

图4 车辆荷载工况图(单位： cm)Figure 4 Distribution of vehicle load(Unit: mm)

通过计算，求得空心板桥各铰缝在上述车辆荷载作用下的弯矩值与剪力值，弯矩值与剪力值的比值得到弯剪比，弯剪比的计算结果如表2所示。可以看出，J3铰缝弯剪比最大，其值为0.72，在外荷载作用下，铰缝承受的弯矩值相对于剪力值较大，因此空心板桥铰缝在分析设计时不能忽略其弯矩。有许多科研工作者利用有限元计算得出铰缝可以传递弯矩[15-18]。

表2 各个铰缝弯剪比Table 2 Bending shear ratio of each key joint铰缝弯剪比铰缝弯剪比J10.16J7 0.34J20.44J8 0.29J30.72J9 0.23J40.63J100.15J50.47J110.07

1.2 试件的设计与制作

根据上述空心板桥铰缝的受力分析，在最不利荷载工况作用下，铰缝所受弯剪比最大值为0.72。据此共制作了3组共6根铰缝梁模型，每组2根，其中一组用于对比的常规型NSC铰缝梁(N — N)，一组常规型UHPC铰缝梁(N — U)和一组加强型UHPC铰缝梁(E — U)。梁的构造模型如图5所示，铰缝梁长1 990 mm，两支点间距1 790 mm，梁高300 mm，铰缝中心至梁支点距离为720 mm，这样，在单点加载作用下，铰缝位置所受弯剪比为0.72。梁内纵向布置直径为16 mm的HRB400级钢筋，箍筋、架立钢筋以及铰缝内连接钢筋为直径10 mm的HRB300级钢筋。

图5 试验模型结构示意图(单位： cm)Figure 5 Structural diagram of specimen mode(Unit: mm)

N — N试件模型的连接件形式、结构尺寸以及混凝土梁内配筋均与N — U试件相同，不同的是N — N试件用普通混凝土作为铰缝材料，N — U试件用UHPC作为铰缝材料；对于E — U试件，铰缝形式采用的是倒T型结构，采用UHPC作为铰缝材料，是对常规型铰缝设计不足进行的改造，其优势有：①可以避免常规型铰缝形式在外力荷载作用下底部出现应力集中的现象；②预制构件的底部纵向受力钢筋可以伸出搭接，使得相邻预制构件更好连接在一起共同受力。

试验模型制做过程如图6所示。首先浇筑铰缝梁中的NSC部分，浇筑完NSC部分后采用室内常温养护，养护龄期为28 d。NSC部分养护完成后对其界面进行凿毛处理，深度凿毛须露出粗骨料并用钢刷刷去NSC接缝界面处松动的浮渣。浇筑铰缝混凝土之前，需提前2 d不间断地充分湿润预制NSC界面表面，直至NSC界面达到饱和湿润状态，因为普通混凝土基质在充分润湿条件下能够提高与UHPC的界面粘结强度[19]。然后，现浇铰缝混凝土，在室内常温养护28 d，最后进行加载试验。

图6 试验模型制作过程Figure 6 Preparation of the specimens

1.3 材料参数

本研究试验中所用UHPC的配合比如下：水泥771.2 kg/m3,石英砂848.4 kg/m3,硅灰154.2 kg/m3,粉煤灰77.1 kg/m3,石英粉154.2 kg/m3,减水剂20.1 kg/m3,水180.5 kg/m3,钢纤维157(体积的2%) kg/m3。NSC的配合比如下：水泥470kg/m3,石子1060kg/m3,沙710kg/m3,水155kg/m3,减水剂1.88 kg/m3。

试验所用的UHPC是由湖南大学研发团队研制。UHPC由水泥、硅灰、石英砂、石英粉、粉煤灰、高效减水剂、高强钢纤维组成。UHPC中钢纤维采用长13 mm、直径0.2 mm的端钩型高强钢纤维，钢纤维抗拉强度高于2 000 MPa，弹性模量200 GPa，钢纤维体积含量为2%。石英砂最大粒径为0.9 mm。减水剂采用聚羧酸高效减水剂，减水率大于30%。

试验用的普通混凝土(NSC)按照C50混凝土(JTG D62-2012)[19]进行配制，由水泥、砂、卵石、水和减水剂拌制而成，粗骨料的最大粒径不超过20 mm。

根据规范GB/T 50081-2002[21]和GB/T3 1387-2015[22]，分别对NSC和UHPC进行了材料性能试验。NSC和UHPC通过立方体抗压强度试验、弹模试验以及抗折试验得到抗压强度、弹性模量以及抗拉强度，测试结果如表3所示。钢筋通过轴向拉伸试验，得到HRB400和HPB300钢筋的屈服强度分别为459.6、336.4 MPa。

表3 UHPC和NSC的力学性能Table 3 Mechanical properties of UHPC and NSC类别fu/MPaEu/GPafub/MPaUHPC143.242.021.4NSC52.636.16.2

1.4 铰缝梁弯剪试验

试验梁测点布置以及加载方式如图7所示。全部试验梁均采用油压千斤顶在跨中单点分级加载，加载点中心线距支点中心线895 mm。试验前期每级加载5 kN，并持荷1 min，接近预估铰缝梁极限荷载时，采用位移控制加载，即以跨中每级挠度1 mm控制加载试验梁破坏或者外荷载下降至极限承载力的75%后结束加载。试验过程中通过在铰缝梁的底面采用千分表测量铰缝界面在荷载作用下张开或闭合值、在支点处梁顶和跨中处梁底设置竖向千分表测量试验梁挠度，采用应变计测量试验梁各部位的应变。

图7 试验加载装置及测点布置Figure 7 Test setup and measuring point arrangement

2 试验结果与分析

2.1 试验梁破坏模式与裂缝形态

各组试验模型破坏模式和典型裂缝分布图如图8所示。

图8 各组试验模型的裂缝分布图

对于N — N试件，如图8(a)所示。当荷载分别达到12.3 kN(极限荷载的13%)时，试验模型在NSC — NSC界面处出现第一条裂缝；N — N试件除了界面处出现裂缝外，预制NSC构件上出现了若干细短小的斜裂缝，其中主裂缝开始基本沿着界面处发展，之后主裂缝斜向发展，穿过NSC铰缝，NSC铰缝破坏，破坏时主裂缝有2条。

对于N — U试件，如图8(b)所示。当荷载分别达到71.0 kN(极限荷载的38%)，试验模型第一条横向裂缝出现在UHPC — NSC界面处，开裂荷载较N — N试件高，裂缝的数量少、宽度小、长度短，除了UHPC — NSC界面处出现裂缝外，当NSC梁上裂缝较少、试验梁破坏时，其中主裂缝位于界面处破坏，裂缝不同于N — N试件斜向穿过铰缝，裂缝沿着薄弱的界面发展，破坏时主裂缝只有1条。

对于E-U试件，如图8(c)所示。当荷载分别达到110.0 kN(极限荷载的19%)时，铰缝梁首先在UHPC — NSC界面出现裂缝，随着荷载的增大界面处裂缝宽度增长速度缓慢，加载过程中出现较多的斜裂缝，裂缝宽度较小、且分布密集，裂缝呈现放射状的趋势，主裂缝刚开始出现在UHPC — NSC界面处，但未沿着界面处发展，而是斜着向上伸展，伸展到一定长度，穿过UHPC，最后延伸到顶面加载点处，属于典型的剪压破坏，与N — U以及N — N试件有所不同，破坏时主裂缝有2条。

综上所述，N — U试件，初裂荷载以及极限荷载高于N — N试件，低于E — U试件。

试验中对各个模型的初裂荷载、破坏荷载以及裂缝和破坏发生的部位等进行了统计，详见表4。

表4 试验模型开裂及破坏特征值细节Table 4 Crack and failure details of the specimens试验初裂荷载/kN初裂位置破坏荷载/kN主裂缝位置N—N12.3铰缝界面90.7先界面后斜向贯穿铰缝N—U71.0铰缝界面185.2铰缝界面E—U110.0铰缝界面583.6斜裂缝贯穿铰缝

可以看出：得益于UHPC优异的力学性能，现浇UHPC铰缝抗弯剪强度远大于NSC铰缝，其开裂荷载较大、且UHPC铰缝界面部位的裂缝随着荷载的增加扩展十分缓慢。

从铰缝界面的初裂荷载来看，N — N试件铰缝开裂荷载12.3 kN，而N — U与E — U试件铰缝界面的开裂荷载分别为71.0、110.0 kN，总体来说UHPC — NSC界面的抗裂能力远强于NSC-NSC界面。

N — N试件、N — U试件和E — U试件都在铰缝界面处首先开裂。在所有铰缝梁中，N — N试件铰缝界面最为薄弱，这是因为试件模型在弯剪作用下，NSC与NSC界面粘结能力较弱。首先是铰缝界面开裂，随着荷载的持续加载，NSC铰缝内部没有配竖向钢筋，同时NSC铰缝强度较弱，在弯剪作用下，试件剪切破坏。其次是N — U试件，最终在界面处形成主裂缝破坏，破坏形式不同于N — N试件，原因在于UHPC与NSC有较高的粘结强度，同时UHPC强度较NSC高，在弯剪作用下，UHPC铰缝不会破坏，反而是铰缝界面的粘结强度先达到极限状况而破坏。

对于E — U试件，初裂缝出现荷载较N — U试件高，并且承载力远高于N — U试件，这与铰缝的构造形式有关，E — U试件采用的是倒T型铰缝，能很大程度上减小铰缝界面应力集中的现象，避免了裂缝沿着界面发展，加上倒T型铰缝为底部纵向钢筋搭接创造了的空间，使得纵向钢筋有效搭接，纵向钢筋能够参与铰缝梁受力相邻预制构件形成整体以共同受力，极大提高了预制拼装构件的承载力。

2.2 荷载-裂缝宽度曲线

对每根试件梁测试数据进行处理，得到试验模型的荷载-界面缝宽度曲线如图9所示。

图9 试验梁的荷载-界面裂缝宽度曲线Figure 9 Load-interface crack width curve of the specimens

从试验模型的荷载-界面缝宽度曲线对比可看出，所有的荷载-界面缝宽度曲线大体上呈现双线性特征，界面裂缝宽度先是随着荷载的增加而呈线性增大；之后，随着荷载持续增大，主裂缝宽度急剧增加。

从图9可以看出，3种铰缝梁刚度差异较大，N — N试件刚度最小，N — U试件其次，E — U试件刚度最大。

从图9还可清晰看出N — N试件铰缝界面最先开裂，E — U试件的荷载-界面缝宽度曲线远高于N — U试件，N — U试件的荷载-界面缝宽度曲线高于N — N试件。显然，采用UHPC作为铰缝，延迟了裂缝开展的速度，其裂缝扩展比较缓慢。同时采用倒T型铰缝构造形式，抑制裂缝的发展更加明显。

中国桥梁规范JTG D62-2012的规定钢筋混凝土构件的最大裂缝宽度限值为0.2 mm[20]，因此在试验过程中测量了所有试验模型的界面缝宽度0.2 mm时对应的试验荷载，将每根试验梁的测试数据进行处理得到其对比如表5所示。

表5 界面裂缝宽度0.2 mm时各试验模型对应的荷载Table 5 Loads resulting in crack width of 0.2 mm试验模型0.2 mm界面裂缝对应荷载初裂荷载/kNN—N41.5N—U91.2E—U280.0

由表5中的试验板0.2 mm界面裂缝对应的荷载可以看出，UHPC铰缝梁得益于UHPC的超高抗拉强度和粘结性能，其0.2 mm界面荷载明显高于N — N试件梁。

N — U、E — U试件其0.2 mm界面荷载较N — N试件比分别高出120.0%和574.7%，说明UHPC铰缝梁铰缝界面抗裂和抗弯剪性能高于NSC铰缝梁；N — U试件其0.2 mm界面荷载比N-N试件比高207.0%，常规型铰缝由于荷载产生的拉应力更多地集中在铰缝界面处，因此其界面裂缝宽度扩展较为迅速，0.2 mm主裂缝荷载也就较低，而倒T型铰缝结构形式抑制了拉应力集中在铰缝界面处，避免了主裂缝在铰缝界面位置扩展。

2.3 荷载-挠度曲线

如图10所示，所有铰缝梁的荷载-跨中挠度曲线都呈现多线性的特征。

图10 试验梁的荷载-挠度曲线Figure 10 Load-deflection response of the specimens

试验模型未开裂前(图中的①阶段)，荷载-跨中挠度曲线的斜率最大，此时混凝土和钢筋共同承受荷载，试验梁的刚度最大。试验模型开裂后(图中的②阶段)，荷载-跨中挠度曲线的斜率减小，此时受拉区铰缝界面开裂、部分失效，主要由钢筋提供作用；试验梁的刚度比起弹性阶段①有所下降，E — U试件开裂后由于裂缝较为细小、且密集分布，因此在试验板开裂前后的①、②阶段其刚度变化不大，荷载-挠度曲线斜率变化较小、基本呈线性。随着荷载的持续增加，荷载-跨中挠度曲线增长较慢(图中的③阶段)。N — N与N — U试件分别达到90.7 kN和185.2 kN时，铰缝界面完全裂开导致试件破坏，对于E — U试件，在583.6 kN后，挠度继续增加，但是荷载缓慢下降。显然可见，E — U试件极限荷载远高于其他铰缝梁，比N — N试件高出543.4%，比N — U试件高出215.1%。

由于UHPC的超强抗拉性能和粘结性，N — U及E — U试件其等挠度下对应荷载以及极限荷载显著高于N — N试件。通过对常规铰缝的改造，使用倒T型UHPC铰缝能够使预制构件形成整体，共同受力，极限承载力得到极大提高。

2.4 荷载-应变曲线

利用图7所示的试验模型中埋设的钢筋应变片测试铰缝位置的钢筋应变，得到荷载-钢筋应变关系如图11所示。

图11 各试验模型的荷载-钢筋应变曲线Figure 11 Load-reinforcement strain response of the specimens

如图11所示，所有铰缝梁的荷载-钢筋应变曲线都呈现多线性的特征。曲线分别在试验模型开裂点和钢筋屈服点处斜率发生明显变化。试验板未开裂前，主要由混凝土和钢筋共同承担拉应力，荷载与钢筋应变呈线性变化、且钢筋应变增长缓慢。最先开裂的是N — N试件，其次是N — U试件，最后是E — U试件，UHPC铰缝开裂后，仍然可以承受比NSC铰缝多的拉应力。

试验梁开裂后，混凝土部分承担的拉应力转移至由钢筋承担，此时受拉钢筋并未屈服，钢筋应变增长速度虽有所加快，但钢筋应变仍然保持着均匀线性增加。N — N与N — U在试件开裂后应变增长速率相似，E — U试件应变增长速率比较缓慢，这是因为E — U试件中的预制NSC内伸出的钢筋在铰缝处搭接，接缝内的配筋率高于其余试件，因此在相同荷载下铰缝中钢筋拉应力远小于其余试件内钢筋。