预制拼装UHPC湿接缝模型拉伸试验

朱爱珠， 田知典， 曾 敏， 胡方杰， 孙 远

(1. 华中科技大学 土木与水利工程学院， 湖北 武汉 430074； 2. 中铁建大桥设计研究院， 湖北 武汉 430063； 3. 中国铁建股份有限公司桥梁工程实验室， 湖北 武汉 430063)

对于预制拼装桥梁而言，湿接缝是影响现场施工质量和结构受力性能的关键构造，同时也是容易发生质量问题的薄弱部位，其存在会削弱梁的整体性，降低梁的工作性能[1]。目前，预制拼装桥梁广泛采用的湿接缝形式为搭接环形钢筋接缝，该类湿接缝通过贯穿钢筋的加固将相邻节段预留的环形钢筋通过绑扎或焊接的形式连接在一起[2]，施工费时费力。由于环形钢筋需要一定的搭接长度，所以接缝宽度一般较大(40～60 cm)，由此导致现场浇筑量较大[3]。普通混凝土湿接缝出现开裂等病害的根本原因在于湿接缝采用的现浇普通混凝土，其抗拉等力学性能较差，导致与预制段界面粘结强度不高，故在实际复合受力状态下容易产生开裂破坏。

超高性能混凝土(Ultra-High Performance Concrete，UHPC)作为一类依靠最大密实度原理构建的新型水泥基复合材料，具有高强度、高耐久性和良好的稳定性等一系列优点[4,5]，另外UHPC不采用粗骨料并限制细骨料的最大粒径，且UHPC水灰比比普通混凝土低，因此UHPC应用于装配式混凝土结构的湿接缝中，能保证湿接缝与预制段粘结界面的力学性能[6]。陈宝春等[7]开展了钢筋UHPC、预应力UHPC受弯、受压、受剪等构件的研究，并提出相应承载力计算公式，为UHPC在结构中的应用打下理论基础。Russell等[8～10]对带有现浇UHPC接缝的桥面板以及空心板梁的现浇UHPC铰缝等结构进行了一系列力学试验，并将结果与整体模型进行比较，验证了带有现浇UHPC湿接缝的预制桥面板构件的力学性能接近甚至超过了完整桥面板，且发现界面粘结良好没有发生剥离。锚固头钢筋湿接缝是一种桥梁预制段预留锚固头钢筋，拼装完成后现浇混凝土的接缝形式。相邻节段的锚固头钢筋无需进行绑扎或焊接，钢筋末端设置锚固头能有效提升钢筋的锚固性能，减小锚固长度[11]。文献[12～18]对不同湿接缝钢筋构造形式和界面处理方式等进行了试验研究，并对接缝中钢筋传力机理进行了分析，给出了湿接缝钢筋间距及重叠长度的设计建议。试验结果表明界面凿毛能大幅提升接缝抗裂性能，并给出了锚固头钢筋的锚固长度不小于6倍钢筋直径的建议值。GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》[19]规定钢筋锚固长度与混凝土抗拉强度成反比，所以使用UHPC搭配锚固头钢筋有望在已有研究的基础上进一步降低湿接缝宽度。霍书亚[20]开展了包含UHPC龄期在内多个参数的UHPC湿接缝试验研究，结果表明随着接缝养护龄期的增加，试件在轴拉作用下开裂荷载和载荷能力明显提高。作为现浇接缝材料的UHPC在桥梁预制构件的连接应用中表现出优异性能，从现有的研究看出接缝钢筋形式和UHPC龄期对于接缝力学性能有明显影响，但目前湿接缝钢筋形式多为环形钢筋和直钢筋，且将UHPC龄期作为参数的研究较少，故不同钢筋构造形式和UHPC不同龄期对UHPC湿接缝力学性能和破坏机理的影响还需要进一步深入研究。

本文以某铁路预制拼装混凝土箱梁桥顶板接缝设计为参考，提出一种新型UHPC-锚固头钢筋湿接缝。与传统湿接缝相比，新型湿接缝宽度为15 cm；锚固头钢筋在接缝内采用无接触搭接形式，并且不设置贯穿钢筋，节省了钢筋绑扎和焊接带来的工作量。通过对UHPC-锚固头钢筋湿接缝模型进行拉伸试验研究，探究不同接缝构造如钢筋搭接形式及数量、混凝土类型、混凝土龄期等对其力学性能及破坏形态的影响，对比分析UHPC湿接缝与传统湿接缝的力学性能差异。

1 试验概况

1.1 拉伸试验

1.1.1 模型设计与制作

本文依托某预制拼装混凝土箱梁桥0号块和1号块的顶板湿接缝设计，制作了9个湿接缝拉伸试验模型，包括3个接缝材料为UHPC且钢筋搭接的模型(编号为TU1-1，TU1-2，TU1-3)、3个接缝材料为UHPC且钢筋不搭接的模型(编号为TU2-1，TU2-2，TU2-3)和3个接缝与预制段均用C50混凝土整体浇筑且钢筋搭接的模型(编号为TN-1，TN-2，TN-3)。模型尺寸为374 mm×486 mm×2700 mm。其中，模型高度486 mm为箱梁顶板实际厚度；模型宽度374 mm包含2个纵向钢筋间距(125 mm)及2个钢筋保护层厚度(62 mm)；模型长度2700 mm。预制段采用C50混凝土浇筑，湿接缝采用UHPC浇筑，纵向钢筋和横向钢筋均为HRB400C16。纵向钢筋伸入接缝区的一端设置锚固头，模型两端钢筋焊有端板，分别为加载端和约束端，其中接缝一侧预制段伸出4根纵向钢筋，该侧预制段称为预制段1，湿接缝与预制段1交界面称为界面1；另一侧伸出6根纵向钢筋，该侧预制段称为预制段2，湿接缝与预制段2交界面称为界面2。模型具体尺寸和连接构造见图1，2。编号中“T”表示拉伸试验模型，“U”和“N”分别表示湿接缝材料为UHPC或普通混凝土。

图1 拉伸试验模型示意(TU1)/mm

图2 接缝区钢筋布置示意/mm

模型编号及主要参数见表1。

表1 拉伸试验模型编号及参数

模型组TU1和TU2制作过程中，首先浇筑预制段，浇筑完成后对模型表面洒水并覆盖塑料膜和棉被养护28 d以上(冬季施工)；接着依照Q/CR 9207—2017《铁路混凝土工程施工技术规程》[21]6.7.5节的规定由同一工人对界面进行凿毛处理露出粗骨料，每个模型界面凿孔深度和凿击次数大致相同；然后浇筑湿接缝UHPC，湿接缝采用同样方式进行洒水覆盖养护，并于UHPC处于不同龄期时开展试验。模型制作过程如图3所示。

图3 模型制作过程

1.1.2 加载与量测

依照GB/T 50152—2012《混凝土结构试验方法标准》[22]进行本文试验的加载与量测。采用WAW-J500J电液伺服加载系统进行轴拉力加载。模型加载装置如图4所示，模型下方设置钢管支架进行支撑以消除模型自重对试验结果的影响。拉伸试验所要采集的数据主要包括承载力、位移和关键截面的应变分布。4个电子位移计分别布置在模型两端和湿接缝两侧，如图1b所示。每个模型在接缝附近的钢筋上布置应变片，如图2所示，图中括号外的数字为上层钢筋编号，括号内的数字为下层钢筋编号。在试验过程中还对裂缝的发展进行了量测与记录。

图4 拉伸试验加载装置

对模型进行预加载和正式加载，正式加载过程为：(1)以20 kN的荷载步长加载至预估开裂荷载的80%；(2)以10 kN的荷载步长加载至模型开裂；(3)以20 kN的荷载步长加载直至模型破坏。每级加载完成后持荷3 min，后测量记录裂缝宽度和长度情况，同时采集应变片值。

1.2 材性试验

依据GB/T 228.1—2010《金属材料室温试验方法》[23]的要求，对同批次3根HRB400钢筋进行拉拔试验(图5a)。通过微机控制电液伺服万能试验机开展试验，测得钢筋平均屈服强度及极限抗拉强度分别为523，650 MPa，伸长率为30%。同时制作预制段及湿接缝混凝土立方体试块(150 mm×150 mm×150 mm)，并在与拉伸试验模型相同的环境条件下进行养护。进行混凝土试块材性试验(图5b)，结果如表2所示，其中fcu为立方体抗压强度，fc为轴心抗压强度，ft为轴心抗拉强度。轴心抗压强度和轴心抗拉强度由实测混凝土立方体抗压强度根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[19]条文说明推算得到。不同龄期UHPC立方体抗压强度分布在77.5～114.2 MPa之间，轴心抗压强度分布在48.7～71.7 MPa之间，轴心抗拉强度分布在3.3～4.1 MPa之间；其中立方体抗压强度相对C50混凝土最高提升64.3%。

图5 材性试验

表2 混凝土材性试验结果

2 拉伸试验结果分析

2.1 试验现象

模型TU1-1～TU1-3的试验现象及破坏过程基本一致。以模型TU1-1为例，试验加载初期，模型处于弹性工作状态；当荷载增大至180 kN时，模型的界面1和界面2出现裂缝；随着荷载的增大，界面1裂缝逐渐发展且宽度变大，界面2裂缝变化不大；当荷载增大至290 kN时，布置在模型表面的位移计显示模型伸长变形迅速增大，界面1裂缝宽度迅速变大，同时水平作动器瞬间卸载，模型破坏。TU1-1破坏形态如图6a所示。

图6 拉伸试验模型破坏形态

模型TU2-1～TU2-3的试验现象及破坏过程基本一致。以模型TU2-1为例，试验加载初期处于弹性工作状态；当荷载增大至250 kN时，由位移计测得的模型变形迅速增大，界面2发生断裂，界面1未出现裂缝(TU2-2和TU2-3为界面1断裂，界面2未出现裂缝)，同时混凝土断裂发出巨大声响，水平作动器瞬间卸载，模型发生脆性破坏。TU2-1破坏形态如图6b所示。

模型TN-1的试验现象与破坏过程与模型TN-2和TN-3不同。TN-1试验加载初期模型处于弹性工作状态，荷载增大至440 kN时，模型中部出现一宽一窄两条裂缝，同时模型破坏，破坏形态如图 6c所示。TN-2试验加载初期模型处于弹性工作状态，荷载增大到430 kN后，模型靠近水平作动器一端距离端部30 cm左右处逐渐出现多条裂缝；当荷载增至496 kN时，裂缝宽度迅速增大，钢筋屈服，模型破坏，破坏形态如图6d所示。此时模型TN-2与TU1湿接缝所对应的区域及附近未出现裂缝。TN-3试验加载初期模型处于弹性工作状态，与TN-2类似，荷载增大至420 kN时模型靠近加载端和固定端位置出现多条裂缝，当荷载增至496.6 kN时破坏，此时其他区域未出现裂缝。

模型破坏形态特征列于表3，其中JB表示接缝受拉脆性破坏，JD表示接缝受拉延性破坏，RF表示钢筋屈服或断裂。

表3 拉伸试验主要结果

2.2 承载力分析

拉伸试验中测得模型的开裂荷载和抗拉极限承载力列于表3，其中开裂荷载为模型出现第一条裂纹对应的荷载值。

通过对TU1-1～TU1-3和TU2-1～TU2-3同组不同UHPC龄期模型比较可以发现，随着UHPC龄期的增加，模型的开裂荷载Pc和极限承载力Pu均呈上升趋势，因此湿接缝UHPC养护龄期越长，湿接缝模型的拉伸性能越好。钢筋搭接模型的平均开裂荷载Pc和平均界面开裂应力σc比钢筋不搭接模型低2.7%，但平均破坏荷载Pu比后者高17.2%，其中UHPC龄期为6 d的钢筋搭接试验模型极限承载力大于UHPC龄期为13 d的钢筋不搭接试验模型，说明钢筋搭接对湿接缝模型的界面开裂荷载影响很小，而对湿接缝的破坏荷载影响较大。原因是当湿接缝界面开裂后混凝土的拉力可传递给搭接钢筋，接缝模型能继续承载，而无钢筋搭接的模型界面开裂后很快发生脆性破坏，因此界面钢筋不但能提高湿接缝的承载能力还能提升接缝的延性，这对于工程应用具有重要意义。

通过对钢筋搭接湿接缝模型和整体浇筑模型的比较可以发现，除开UHPC龄期仅为6 d的模型，湿接缝模型的平均开裂荷载Pc为整体浇筑模型的72.1%，平均破坏荷载Pu为整体浇筑模型的70.7%。可见湿接缝界面为结构的薄弱部位，界面的存在削弱了结构的抗拉性能，锚固头钢筋搭接UHPC湿接缝这一结构的力学性能与整体浇筑模型相比还有一定的提升空间，UHPC龄期的增加可以一定程度上改善湿接缝的力学性能。

为将试验值与规范计算理论值对比，基于《混凝土结构设计规范》[19]6.2节规定对模型进行承载力分析，结合模型的实际破坏形态，得到模型TU1-1～TU1-3和TN-1～TN-3的受拉极限承载力Pt,s理论值计算公式为式(1)，模型TU2-1～TU2-3的受拉极限承载力Pt,c理论值计算公式为式(2)。

Pt,s=nAsfy

(1)

Pt,c=Aft,i

(2)

式中：n为开裂界面钢筋根数；As为单根钢筋截面面积；A为模型全截面面积；fy为HRB400钢筋的抗拉强度设计值(360 MPa)；ft,i为接缝界面抗拉强度，考虑界面抗拉强度难以获取，为使公式更具普适性，此处取C50混凝土抗拉强度设计值1.89 MPa。表3中Δ为极限荷载试验值相对理论值的提升程度。通过计算得到Pt,s为289.5 kN，Pt,c为343.5 kN。从试验结果和理论值的比较可以看出，模型TU1-1～TU1-3和TN-1～TN-3的极限承载力试验值均高于理论值，这是由于式(1)中钢筋采用设计强度360 MPa，而在实际试验过程中HRB400钢筋的屈服强度和极限强度分别达到523，650 MPa，故式(1)对于钢筋搭接模型极限承载力的评估较为保守。模型TU2-1～TU2-3的极限承载力试验值低于理论值，这是由于实际界面抗拉强度低于式(2)中ft,i所取C50抗拉强度设计值；并且轴拉试验难以实现理想状态轴心受拉，其中无钢筋搭接模型所受影响大于钢筋搭接模型。模型TU2-2在试验结束后对其破坏界面观察发现存在凿毛深度明显(肉眼可见)低于其余模型平均凿毛深度的现象，导致其实测承载力要远低于理论值，故在极限承载力、模型破坏特征及钢筋应变关系的分析中对模型TU2-2不予考虑。

2.3 荷载-位移关系

3组拉伸试验模型各取一个作出荷载-位移曲线如图7a所示(曲线中位移指模型自身的伸长量)。可以看出，加载初期模型处于弹性阶段，图中变形量在0.2 mm左右，其中TU1-2伸长量大于TN-1，说明弹性阶段湿接缝模型刚度低于整体浇筑模型。随着荷载继续增加，湿接缝无钢筋搭接模型TU2-3率先发生脆性破坏，而TU1-2在混凝土开裂后因拉力有效传递给了搭接钢筋而继续承载，同时模型变形增大，裂缝不断开展，具有较好的延性和较高的承载力。图中还可以看出整体浇筑模型TN-1的破坏荷载最大，可见湿接缝界面的存在明显降低了模型抗拉极限承载力。

2.4 荷载-应力关系

由于模型TU2-1～TU2-3界面没有钢筋搭接，TN-1 ～TN-3为普通混凝土整体浇筑模型，混凝土裂缝处没有钢筋或附近没有应变片，这两组模型钢筋应变片读数均较小。以TU1-1钢筋应变为例分析荷载-钢筋应变变化关系，分别取其界面1钢筋应变片28，29，30和界面2钢筋应变片4，5，6绘制荷载-应力曲线，如图7b所示。加载初期模型处于弹性工作状态，界面1和界面2均未出现裂缝，由作动器产生的拉力在界面由混凝土和钢筋共同承担，其中钢筋应力很小；加载至180 kN时界面1和界面2出现裂缝，钢筋应力发生急增，其中界面1钢筋应力变化最大，通过比较同一根钢筋不同位置应力可以发现，在出现裂缝后钢筋上距离界面越远的位置应力越小，2.6节详细解释了这一现象；随着荷载继续增大，界面1附近的28号应变片增长的速度最快，界面2附近的6号增长的速度稍快，其他应变片的应变值变化较小，这是由于界面2裂缝宽度变化较小，界面1裂缝宽度随着荷载增大而不断增大，直到最终模型破坏时界面1钢筋发生屈服，此时界面2钢筋仍和混凝土共同承担该界面拉力。试验过程中当荷载加至最后一级时裂缝宽度突然增大(图7c)，钢筋屈服，模型的大幅变形导致埋在混凝土内部钢筋表面的应变片及其导线出现损坏，使得达到破坏荷载时钢筋应变片数据出现异常。图7b为模型开始加载直到破坏前一级荷载的钢筋荷载-应力曲线，可以看出直到破坏荷载前一级界面钢筋一直处于弹性阶段，达到破坏荷载时湿接缝界面裂缝完全贯通，混凝土完全退出工作，作动器施加拉力完全转移到钢筋上由界面4根钢筋承担，钢筋屈服，模型破坏。

图7 拉伸试验曲线

2.5 荷载-裂缝关系

针对模型TU1-1～TU1-3湿接缝与预制段两个界面的裂缝发展情况进行分析并作出其荷载-裂缝宽度曲线如图7c所示(图例中括号里的“1”表示“界面1”裂缝，“2”表示“界面2”裂缝；同一模型的2个界面在图中用同一形状标识的填充与否加以区分)。从图中可以看出3个模型在加载初期均未出现裂缝，加载至模型开裂后裂缝迅速开展至破坏；对于每个湿接缝模型，其界面1裂缝宽度均大于界面2，并且最终破坏位置均发生在界面1，这是由于界面1钢筋数为4根，界面2为6根，界面配筋率的增加有效控制了界面裂缝开展，并且能提高界面极限承载能力。

2.6 湿接缝剖面分析

模型制作过程中TU1-2接缝中钢筋搭接长度略小于设计值，并且TU1-2不仅在湿接缝-预制段界面发生开裂，接缝内部还出现了一道横向贯穿裂缝。因此试验结束后对TU1-2湿接缝搭接钢筋所在剖面进行切割探究湿接缝破坏机理，剖面图如图8所示。

图8 TU1-2湿接缝切割剖面

锚固头钢筋湿接缝的传力机理如图9所示，基于拉压杆理论[24]，锚固头钢筋通过锚固头端对混凝土的挤压力以及钢筋与混凝土的粘结力锚固在湿接缝中形成拉杆，交错搭接的相邻钢筋之间形成斜向混凝土压杆，压杆在水平方向的分力由拉杆平衡，垂直于水平方向的分力由UHPC自身承担。钢筋搭接长度不足造成的后果是湿接缝中可能出现的裂缝界面主拉应力的方向与模型所受的轴拉力的夹角减小，从而使得接缝内部更容易开裂。所以在工程应用中要注意确保湿接缝钢筋搭接长度达到设计要求，这样才能控制湿接缝本身避免成为结构的薄弱部位。

图9 锚固头钢筋湿接缝传力机理

3 结 论

本文对3组共9个接缝拉伸试验模型进行轴拉试验，研究UHPC湿接缝拉伸力学性能，主要结论如下：

(1)UHPC湿接缝模型中接缝与预制段粘结界面均最先开裂，且湿接缝模型开裂荷载与破坏荷载分别为整体浇筑模型的72.1%，70.7%。

(2)湿接缝采用锚固头钢筋搭接，接缝宽度小，接缝钢筋构造简单；搭接钢筋能够显著提高接缝极限承载力和延性，可为工程应用提供一定的安全储备。

(3)同一湿接缝模型两粘结界面的裂缝扩展和破坏情况比较表明，湿接缝与预制段界面配筋率的提高对于界面开裂荷载的影响不明显，但对于控制裂缝发展和提高界面极限承载力影响较大。

(4)UHPC湿接缝在较短龄期即可获得良好的承载力和延性，且随着UHPC龄期的增加，模型的开裂荷载和极限承载力均大致呈上升趋势，因此增加湿接缝UHPC养护龄期有利于提升湿接缝结构的力学性能及界面粘结性能。

(5)试验结束后观察切割开的湿接缝模型横剖面没有观察到明显的锚固头脱落和钢筋滑移等现象，表明UHPC-锚固头钢筋湿接缝在保证钢筋搭接长度的前提下用于实际预制拼装桥梁结构是可行且可靠的。

(6)由于试验模型数量有限，本文尚未考虑界面凿毛程度和钢筋搭接长度等参数对于UHPC-锚固头钢筋湿接缝力学性能的影响，后续可以通过有限元分析进行深入研究。