GFRP-RPC组合双层交通梁桥的弹性性能试验研究与有限元分析

2023-02-24祝明桥李军李志彬

土木与环境工程学报 2023年1期

祝明桥,李军,李志彬

（湖南科技大学a.土木工程学院；b.湖南省智慧建造装配式被动房工程技术研究中心，湖南湘潭 411201）

随着社会经济的快速发展和城镇化建设的持续进行，城市土地资源日趋紧张，城市公共交通日益拥堵。为缓解城市土地和交通的压力，在现代桥梁结构设计中，桥梁工程师们创造性地提出了双层交通的概念并使双层交通桥梁在城市公共交通中得到广泛应用。然而，在建成双层交通桥梁的过程中，现阶段广泛采用的传统建筑材料存在资源浪费和环境污染等不足，为促进社会经济和生态可持续发展，对材料也提出了更高要求。FRP（纤维增强复合材料）作为一种新型材料，具有轻质、高强、耐腐蚀等优异特性[1-2]，因此，被大量学者关注[3-4]，并逐渐受到桥梁工程界的青睐。

复合材料的节点连接在桥梁工程中广泛应用，而其连接节点设计与金属结构有较大差别，因此，不能沿用金属结构节点的设计原则和方法。为此，众多学者做了大量研究和深入探索[5-7]。赵馨怡等[8]、李曙光[9]对拉挤FRP板进行了胶接、螺栓连接及胶栓混合连接试验发现，相对于单一的胶接和螺栓连接，胶栓混合连接具有刚度大、延性好等优点，且承载力也有所提高。同时，纤维增强复合材料在桥梁工程中的应用日益广泛、理论日益成熟。1970年英国利物浦建成了一座跨度10 m、桥宽1.5 m的GFRP连续梁人行天桥[10]；1982年，北京密云建成了一座跨径20.7 m的纯GFRP蜂窝箱梁公路桥；1986年，世界第一座后张法预应力悬索FRP桥在德国建成[11]；2000年，日本静冈修建了一座8 m长的FRP公路桥；2012年，重庆市彭水县建造了首座全FRP桁架桥[12]（茅以升公益桥）。此外，日本静冈建成的FRP公路桥测试结果表明，使用9年后，桥梁的力学性能和当初建设完成时一致，FRP材料作为桥梁结构材料具有良好的耐久性和功能性；全FRP桁架桥荷载效率高、结构安全储备较高、舒适性良好；陈军[13]进行了1组FRP-UHPC板桁组合梁桥多工况作用下的静力加载试验，结果表明，在单调循环荷载下，FRP-UHPC板桁组合梁桥具有较好的线弹性工作性能，胶栓混合杆件节点能明显提高组合梁桥的刚度。工程理论和实践表明，FRP—混凝土组合结构桥梁的研究具有广泛的前景和深远的意义。

目前，GFRP材料应用于单层交通结构的研究较多[14-16]，针对双层交通桥梁的研究较少。而GFRP材料应用于双层交通桥梁结构中不仅可避免使用钢材所带来的锈蚀问题，还可作为永久性模板，实现免支模。同时，随着自密实混凝土与RPC混凝土(活性粉末混凝土)的深入研究[17-18]，自密实RPC混凝土得以广泛使用。在施工过程中，自密实RPC混凝土因无需振捣，提高了施工效率且可以避免声污染的产生。此外，在GFRP-RPC组合结构中，GFRP材料可替代钢材参与结构受力并与RPC混凝土共同工作，发挥两种材料各自的优异特性。因此，GFRP-RPC组合结构在双层交通桥梁中的应用研究具有一定的工程意义和实践价值。笔者研究GFRP-RPC组合双层交通梁桥在正常工作状态下的受力性能，对一模型进行了双层交通弹性阶段的试验研究与有限元分析。

1 试验概况

1.1 GFRP-RPC组合双层交通梁桥模型

综合考虑试验场地及试验成本的限制，对实际双层交通梁桥进行1:8比例缩尺。如图1所示，模型梁桥总长6 m，桥高1.13 m，顶板宽1.9 m、悬挑305 mm，底板宽1.3 m、悬挑75 mm，顶板和底板厚度均为80 mm，顶板和底板的双层纵、横向分布筋均为直径6.5 mm的HRB400级钢筋，直、斜腹杆GFRP管壁厚12.7 mm，顶板和底板下侧GFRP板材厚5 mm、宽250 mm，肋高40 mm，板长适应顶板、底板宽度分别为1.9、1.3 m。杆件编号及名称如图1（c）所示。顶板、底板处带肋GFRP板之间的连接方式为胶接连接，与横梁之间的连接方式为胶栓混合连接，纵梁（弦杆）与直、斜腹杆之间的连接方式为螺栓连接，此外，在纵梁（弦杆）、横梁和直腹杆的节点处，直腹杆通过螺栓分别与带肋GFRP板和横梁进行连接。试验模型分两次完成，先拼装GFRP管材与板材，后浇筑顶板、底板混凝土及腹杆管内混凝土。GFRP纤维丝沿管材与板材长向布置，混凝土搅拌分两次完成，底板、腹杆混凝土一次浇筑完成，顶板混凝土单独浇筑完成，混凝土搅拌方式为机械搅拌。

（a）顶板平面图（左）和底板平面图（右）

图1 GFRP-RPC组合双层交通梁桥模型（1:8）（单位：mm）Fig.1 GFRP-RPC composite double deck traffic beam bridge model(1:8)（Unit:mm）

1.2 材料

模型RPC混凝土材料性能试验按照《建筑砂浆基本性能试验方法标准》（JGJ/T 70—2009）[19]的规定进行，材料配合比如表1所示。在每次进行混凝土浇筑的同时，预留70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm的相应混凝土试块，混凝土各项力学性能指标如表2所示。模型中使用的纤维材料为GFRP（玻璃纤维增强塑料）材料，各项力学性能指标如表3所示。

表1 RPC材料配合比Table 1 Mix proportion of RPC materials

表2 RPC材料性能Table 2 Properties of RPC materials

表3 GFRP材料性能Table 3 Properties of GFRP materials

1.3 试验加载和有限元模型

1.3.1 加载和测试方案试验包含两组共4个工况。双层交通两端简支，纵向加载位置为跨中控制截面处（1-1截面），横向加载位置如图2所示，分别为桥面板支撑处和横向跨中控制截面处，以此模拟车辆荷载，探究在上述工况条件下实际双层交通梁桥的力学性能。其中，试验Ⅰ-a和Ⅰ-b采用两点加载的方式进行集中力加载，加载对象分别为未浇筑RPC的纯GFRP结构和GFRP-RPC组合结构，均在顶板施加荷载；试验Ⅱ-a和Ⅱ-b采用单点加载的方式进行集中力加载，试验对象均为浇筑后的组合结构，分别在顶板和底板进行加载。试验构件两端均为简支边界条件，一端支座处放置两个固定橡胶支座，另一端支座处放置两个涂抹润滑油的滑动橡胶支座。基于试验仅针对双层交通的弹性工作性能，测量变量主要包括顶板和底板的混凝土纵向应变（底板对应顶板位置贴U3、U4、U5、U8、U9、U10、U13、U14、U15应变片）、纵梁GFRP的纵向应变和底板挠度，钢筋应变未在考虑范围。应变片和位移计的设置情况如图3所示。各工况下的每级荷载增量、加载形式、加载位置、构件形式和总荷载量见表4。

表4 试验工况Table 4 Test conditions

图2 加载方式图Fig.2 Loading mode diagram

1.3.2 有限元模型为与试验结果进行对比，采用ABAQUS有限元软件对试验Ⅱ-a和Ⅱ-b两种工况进行模拟分析，建立的有限元模型如图4所示。其中，对混凝土板、GFRP板采用C3D8R单元进行模拟；混凝土材料设定为各向同性材料，材料参数采用实测数据输入，GFRP板材选用Engineering Constants输入材料空间3个方向的拉、压弹性模量和剪切弹性模量，其中，鉴于GFRP板材同方向拉、压弹性模量有所不同，各个方向的拉、压弹性模量参照试验结果选取，并最终通过模拟值验证选取的可行性；试验模拟中，混凝土未开裂，模型未考虑嵌入钢筋；模型中GFRP板材之间、GFRP板材与混凝土之间通过Tie连接方式进行连接。

图4 试件有限元模型图Fig.4 Finite element model of specimen

2 试验与分析结果

2.1 挠度

2.1.1 试验挠度对比集中荷载作用于纯GFRP结构顶板跨中两侧（试验Ⅰ-a）和组合梁桥顶板跨中两侧（试验Ⅰ-b）时，底板挠度沿跨度方向的分布曲线如图5（a）所示。组合梁桥顶板跨中单点加载（试验Ⅱ-a）和组合梁桥底板跨中单点加载（试验Ⅱ-b）的底板挠度沿跨度方向的分布曲线如图5（b）所示。图5利用了结构在纵向的对称特性，即挠度值为底板中部在纵向平均后的结果，且图中仅绘制一半长度的挠度曲线。由图5（a）可知，当两点加载时（试验Ⅰ-a和Ⅰ-b），纯GFRP结构的挠度约为组合梁桥的2.6倍，即浇筑RPC后，组合梁桥刚度约提高为纯GFRP结构的2.6倍。主要原因为梁、板和柱截面的增大和纯GFRP结构体系向组合结构体系的变化。表明在工程实践中此种GFRP、混凝土组合形式有利于结构合理受力。由图5（b）可知，受自上而下传力的影响，当单点加载时（试验Ⅱ-a和Ⅱ-b），底板加载挠度约为顶板的1.1倍，表明底板受力时双层交通较危险。图5（c）为底板跨中挠度横向分布规律图，由图可知，在顶板直接受力的情形下，梁桥底板挠度沿横向分布较均匀，说明纯GFRP结构和组合梁桥横向刚度分布均匀，组合双层交通横向设计合理，结构横向受力合理。

图5 底板挠度的分布曲线Fig.5 Deflection distribution curve of bottom plate

2.1.2 有限元模拟与试验的对比结果浇筑RPC后，对试验Ⅱ-a和Ⅱ-b进行有限元模拟，组合双层交通梁桥底板1-1截面和3-3截面处竖向挠度的模拟值和试验值如图6所示。为减弱加载点局部受力对挠度的影响，试验与模拟均采用截面沿横向中部与两侧挠度的平均值。由图6可知，各模拟值与试验值偏差在5%以内，能有效模拟试验各工况。如图6所示，模拟结果与试验结果均表明，相比顶板受力时组合梁桥的竖向挠度，底板受力偏大。

图6 底板1-1截面、3-3截面的荷载-挠度曲线Fig.6 Load-deflection curves of 1-1 section and 3-3 section of bottom plate

2.2 GFRP和混凝土应变

2.2.1 弦杆及其上部混凝土纵向应变沿高度的分布以弦杆的下翼缘端部和板顶作为高度起点和终点，测定并分析2-2截面处弦杆GFRP应变（SX7、SX8、SX9、XX7、XX8、XX9）和混凝土应变（H8、H9、H10、U8、U9、U10）。应变沿高度的分布如图7所示（左、右侧图分别为上、下弦杆荷载—应变图）。

浇筑前、后工况如图7（a）、（b）所示：纯GFRP结构受压区主要存在于上弦杆，受拉区主要存在于下弦杆。浇筑RPC后，上弦杆出现明显受拉区。主要原因为：浇筑前体系偏于桁架受力，上弦杆为压杆，下弦杆为拉杆；浇筑后体系偏于梁板承力，以受弯为主。结果表明：混凝土的浇筑改变了上弦杆的受力形式，有利于GFRP受拉性能的发挥。浇筑混凝土后，组合结构受力更加合理。

上、下部加载工况如图7（c）、（d）所示，由图可见，结构受弯基本符合平截面假定，表明上、下部加载时，下弦杆应变沿高度分布较一致，主要承受拉应变。上部加载时，下弦杆拉应力约为上弦杆的1.5倍，下部加载时，下弦杆拉应力约为上弦杆的2.5倍。说明在实际工程中，上、下弦杆均主要承受拉应力且下弦杆受拉较严重。

图7 弦杆应变沿高度的分布（左、右侧分别为上、下弦杆）Fig.7 Distribution of chord strain along height(upper chord and lower chord respectively on left and right sides)

2.2.2 弦杆GFRP纵向应变沿跨度分布沿跨度方向上、下弦杆的荷载—应变曲线如图8所示。弦杆受力形式受浇筑前后结构体系变化的影响较大。结果表明：浇筑混凝土前，上、下弦杆主要承受轴向压应力和轴向拉应力；浇筑混凝土后，上、下弦杆分别呈弯压和弯拉的受力状态，跨中承受拉应力，靠近支座处承受压应力。主要是因为浇筑前后局部连接刚度加强程度不同，说明浇筑前后弦杆完成了由拉压受力至拉弯、压弯的变化。

图8 沿跨度方向弦杆荷载-应变曲线Fig.8 Chord-load strain curve along span direction

2.2.3 斜腹杆与直腹杆GFRP沿杆件方向的应变在试验Ⅰ-a和Ⅰ-b两种工况下测试腹杆左、右侧的应变（XF1、XF2、XF3、XF4、ZF1、ZF2、ZF3、ZF4），同一腹杆应变取平均值。浇筑前后斜腹杆和直腹杆GFRP沿杆件方向的荷载—应变曲线如图9（a）所示。结果表明：1）斜腹杆均承受拉应力，直腹杆均承受压应力。斜腹杆1受力大于斜腹杆2，直腹杆1受力小于直腹杆2；2）浇筑混凝土后斜腹杆受力明显减小，直腹杆受力变化不大，拉、压形式未改变。因腹杆主要存在于桁架体系中，浇筑前后仅存在受力大小的变化，受力形式没有改变。上、下加载时，试验Ⅱ-a和Ⅱ-b两种工况下，斜腹杆和直腹杆GFRP沿杆件方向的荷载—应变曲线如图9（b）所示。结果表明：1）斜腹杆均承受拉应力，斜腹杆1受力大于斜腹杆2；2）上、下部加载时，斜腹杆受力变化不大；在受力形式上，下部加载时，直腹杆2承受拉应力。直腹杆受力形式的变化主要是由于桁架受力点的移动所致，因与力的作用方向存在夹角，其对斜腹杆受力形式的影响较小。试验表明：在实际工程中，斜腹杆设计以考虑受拉杆件为主；直腹杆以受压设计为主，局部宜考虑受拉影响。

图9 腹杆沿杆件方向的荷载-应变曲线Fig.9 Load strain curve of web member along member direction

针对直腹杆的受力特点，采用有限元方法对比模拟分析直腹杆的荷载—应变曲线，如图10所示，其中，腹杆靠近加载点侧为内侧，与其相对为外侧，与其相邻为左右侧（试验应变片布置侧），测点与模拟选取点在侧面中心。结果表明：1）在受压方面，直腹杆1各面均呈受压状态且较均匀。直腹杆2外侧受压大于直腹杆1；2）直腹杆2内侧受拉较大，左右侧受拉较小。说明在局部受力时直腹杆拉压较严重，设计宜考虑GFRP材料弹性模量小、变形大和局部受力不均匀对结构的影响。

图10 直腹杆荷载-应变曲线（试验Ⅱ-b）Fig.10 Load-strain curve of straight web member(testⅡ-b)

2.2.4 侧面混凝土纵向应变沿高度分布在试验Ⅱ-a和Ⅱ-b两种工况下，顶板和底板侧面混凝土应变沿高度分布曲线如图11所示，其中，侧面混凝土应变取2-2截面应变（HUC4、HUC5、HUC6、HDC4、HDC5、HDC6）。悬臂部分理论上无应力产生，因桥面板体系整体性较好，故出现沿高度方向的应力分布。由图11可见：1）上部加载时，顶板出现较为明显的受压区和受拉区，其中，上侧受压，下侧受拉。所测底板混凝土基本承受拉应力；2）下部加载时，所测顶板混凝土基本承受压应力，底板混凝土基本承受拉应力，表明实际工程悬中臂处底板设计宜以受拉为主，顶板设计则以受压为主，部分受拉。

图11 侧面混凝土应变沿高度的分布曲线Fig.11 Distribution curve of lateral concrete strain along height

2.2.5 顶板混凝土荷载—应变曲线针对下部加载传力问题，试验测定了顶板1-1截面、2-2截面和3-3截面混凝土的应变。图12所示为试验Ⅱ-a和Ⅱ-b中顶板1-1截面（H13、H14、H15）、2-2截面（H9）和3-3截面（H3、H4、H5）混凝土纵向应变随荷载的变化曲线，其中，应变取平均值。由图12可知：试验Ⅱ-a工况下，顶板3个截面的应变值较离散，加载处（1-1截面）应变偏大，其余两截面应变偏小；试验Ⅱ-b工况下，3个截面应变分布较集中，1-1截面和3-3截面应变相近且较2-2截面偏大。结果表明：下部加载时，因腹杆传力于上部结构，与腹杆连接处顶板顶面混凝土压应力较小，混凝土压应力控制截面为直腹杆之间的截面（如2-2截面）。说明腹杆的设置使组合双层交通梁桥的受力更加合理，避免了结构在局部荷载作用下出现应力集中问题。