预制拼装钢-UHPC 组合桥面板湿接缝抗弯性能研究

2024-03-22廖万成赵华安家禾

中外公路 2024年1期

廖万成，赵华，安家禾

（湖南大学土木工程学院风工程与桥梁工程湖南省重点实验室，湖南长沙 410082）

0 引言

正交异性钢桥面（Orthotropic Steel Deck，OSD）因其轻质高强、易于制造和架设等特点被广泛应用于大跨桥梁中，但是OSD 存在钢桥面易疲劳开裂、桥面铺装易损坏［1-3］两大问题，影响桥梁的使用寿命。OSD 桥面体系焊缝构造复杂、数量多、局部刚度不足是产生这两大问题的根本原因之一。理论和实践［4-7］表明：在OSD 上铺设薄层超高性能混凝土（Ultra High Performance Concrete，UHPC）并通过可靠连接使两者协同工作进而组成钢-UHPC 新型组合桥面结构是行之有效的解决办法。此外，取消钢顶板纵向加劲肋并上置形成PBL 剪力件，以减少焊缝数量并形成新型钢-UHPC 组合桥面板也是高效的解决方法。钢-UHPC 新型组合桥多采用节段预制拼装施工，组合桥面板通过湿接缝连接，湿接缝的力学性能影响结构的力学性能。湿接缝部位发生病害，轻则湿接缝开裂，进而导致钢筋、钢桥面的锈蚀，影响结构运营状态与使用寿命，重则影响预制构件传力。

国内外学者对湿接缝的力学性能进行了相关研究。在湿接缝界面处理方式上，李文超［8］设计了一种钢丝网贴合模板的燕尾榫湿接缝界面处理方法，试验结果表明该方法合理可行，能有效提高燕尾榫接缝界面初裂应力；陈德宝等［9］对湿接缝界面的处理方式进行研究，试验结果表明高压水枪凿毛的施工效果良好。在接缝结构形式上，邵旭东等［10］研究了加密钢筋、异形钢板和焊接钢筋网3 种湿接头的抗裂性能，研究结果显示不同湿接头其抗裂性能差异较大；Pan等［11］研究了平口、斜面、锯齿、矩形和加强钢板5 种湿接头形式，试验表明不同湿接头的受力性能相近，但抗裂性能有差异，锯齿、矩形和加强钢板湿接头其抗裂性能更为优异；Zhao 等［12］研究了钢-RPC 桥面板燕尾榫形湿接缝在负弯矩下的受力性能，发现燕尾榫的倾角对结构刚度无显著影响。在湿接缝钢筋构造形式上，苏庆田等［13］对弧形钢筋、直钢筋和U 形钢筋连接的湿接缝足尺模型进行了轴拉试验，结果表明3 种湿接缝模型的破坏模式相同，弧形钢筋连接的湿接缝模型其抗拉能力略高于另外两种钢筋连接方式。

虽然已开展了许多关于钢-UHPC 桥面板湿接缝的相关研究，但是相关学者关于湿接缝研究的试件设计多基于UHPC 面板或钢-UHPC 面板。这类钢-UHPC 面板试件的设计则多基于正交异性钢桥面，即试件钢面板多采用带纵向U 肋或工字肋的钢板， UHPC 面板厚度多集中于45～60 mm，二者采用栓钉连接。而本文研究的纵肋上置并形成PBL 剪力连接件的钢-UHPC 组合桥面板是一种新型钢-UHPC 桥面板结构，采用平钢板+超厚UHPC 层（15 cm 厚），与上述钢-UHPC 桥面板湿接缝有较大差异，上述研究成果能否适用于该新型结构有待进一步研究。因此，本文对这种新型钢-UHPC 桥面板湿接缝进行抗弯性能研究。

1 试验概况

1.1 试件设计

以某大桥为依托工程，试件设计以实桥钢-UHPC 组合桥面板湿接缝为原型，按照1∶1 等比例制作试件模型，试件尺寸及构造细节如图1 所示。试件全长5 400 mm，宽900 mm，由钢板、预制UHPC板和后浇UHPC 板三部分组成，钢板和UHPC 板通过PBL 剪力件连成整体、协同工作。钢板厚度8 mm，材料强度等级Q355；UHPC 板厚度150 mm，上下两层均布置HRB400 钢筋，布置情况如图1（c）所示。其中上层纵向钢筋直径20 mm，横向钢筋直径16 mm，下层纵向钢筋、横向钢筋直径均为16 mm。湿接缝企口形式采用外宽内窄的燕尾榫。湿接缝处的纵向钢筋采用焊接搭接，搭接长度分别为390 mm和540 mm，纵向钢筋和横向钢筋采用绑扎连接。PBL 剪力件厚10 mm、高90 mm，开孔直径50 mm。

图1 试件尺寸及构造（单位：mm）Figure 1 Configuration of the specimen (unit: mm)

试件UHPC 板分两次浇筑成型。第一次浇筑预制UHPC 面板，标准养护48 h 后，对试件进行拆模，进行90 ℃以上蒸气养护48 h。预制UHPC 面板蒸养结束后，对湿接缝界面做湿润处理，浇筑湿接缝部位，后浇UHPC 养护方式与预制UHPC 养护方式一致。

1.2 加载测试

试件采用四点加载，加载系统示意如图2 所示。在加载点下方、支座上方和跨中各布置1 个千分表、共计5 个千分表，加载点下方千分表用来核对是否偏载，支座上方千分表用来消除支座处沉降的影响，以求得真正的跨中位移。此外，在接缝界面布置导杆引伸仪来测量接缝开裂后的应变变化。应变测点布置如图3 所示。在加载过程中，用东华采集系统采集了钢板外侧、UHPC 板侧面和顶面以及内部钢筋测点的相关应变变化。

图3 应变测点布置（单位：mm）Figure 3 Layout of strain sensor positions(unit: mm)

试验采用力-位移混合加载。先以预估开裂荷载的40%进行预加载，检查测量、采集仪器是否工作正常。正式加载以5 kN 一级的加载方式逐级加载至预估开裂荷载，随后以10 kN 一级的加载方式逐级加载至裂缝宽度达0.2 mm；随后位移控制加载至试件破坏。

1.3 UHPC 材料配比及性能

试件所用UHPC 材料由佛山市交通科技有限公司提供。预制UHPC 和湿接缝UHPC 采用了相同的材料，其质量密度均为2 467.6 kg/m³，质量配比如表1 所示。

表1 材料配合比Table 1 UHPC mixture proportion

考虑到两次UHPC 其浇筑时间不一样，每次浇筑UHPC 之前均按照《活性粉末混凝土》（GB/T 31387—2015）制作UHPC 材料性能试件，分别用于测量抗压强度、抗拉强度和弹性模量，两次浇筑的UHPC 其材料性能如表2 所示。

表2 材料性能Table 2 Material performance

2 试验结果及分析

2.1 荷载-跨中底部位移曲线

图4 给出了钢-UHPC 组合板试件的荷载-跨中底部位移曲线。图中荷载曲线并不能划分出典型的三阶段受力状态，表现为两阶段受力：线性段和屈服段。

图4 荷载-跨中底部位移曲线Figure 4 Load-displacement curve at bottom of midspan

线性段：该阶段荷载与位移呈线性关系。当荷载达到22.1 kN 时，构件UHPC 表面已经出现了肉眼可见裂缝。尽管UHPC 板开裂后，部分受拉UHPC已经进入塑性阶段，试件刚度开始退化，但燕尾榫的机械咬合力、钢板良好的力学性能使试件裂后刚度变化不明显。

屈服段：当荷载达到454.7 kN 时，裂缝宽度达0.501 mm，荷载-位移曲线出现明显拐点。该阶段荷载与位移呈非线性关系，钢板屈服，受拉区裂缝周围UHPC 进入塑性阶段。裂缝不断发展、截面中性轴逐渐上移，试件抗弯刚度减小，位移快速增加，而荷载变化不大。钢板屈服后，位移不断增大、荷载趋于水平，UHPC 受压区顶部起皮剥落、受拉区形成主裂缝，曲线有较长的平直段，说明该接缝有良好的延性。

2.2 荷载-引伸仪曲线及裂缝情况

接缝截面处设置的引伸仪读数可以反映出新老混凝土界面的裂缝宽度变化趋势，引伸仪布置如图2所示，图5 为试件荷载-界面裂缝宽度曲线以及界面裂缝的最后形态。表3 为湿接缝界面裂缝特征宽度对应的名义拉应力。Rafiee［14］指出UHPC 其最大裂缝宽度不超过0.05 mm 时，对结构的正常使用极限状态没有影响，因此以构件出现0.05 mm 宽度裂缝为试件的名义开裂应力。可见，UHPC 接缝处的开裂应力大于普通混凝土抗拉强度。

课程实验一般开学初制定好实验计划表，实验室是按计划进行相关实验的，平时不开放，按教学进度集中在某段时间实验，排得比较满，一个班接一个班。为了保证学生在有限的时间内顺利按时完成实验内容，实验过程中出现问题，由老师直接检查解决，实验老师人数多、老师能力强，实验做得就有保障。对于问题产生的原因和解决的方法，有学生问，老师才尽力讲解或先解决事后再解释，否则有可能影响后面的学生做实验，这样使得实验虽然做了，但达不到实验教学应有的效果。

表3 接缝界面UHPC 名义拉应力-裂缝宽度Table 3 UHPC nominal tensile stress and crack width of wet joint section

图5 荷载-接缝截面引伸仪读数图Figure 5 Load-deflection curve of wet joint section

从图5 可以看出：荷载-引伸仪曲线变化趋势与试件受力相同，亦可分为两阶段（线性段和屈服段）。加载前期，试件工作性能良好，没有肉眼可见裂缝。随着荷载增加，裂缝首先出现在预制板与湿接缝界面相交处侧面下缘（靠近钢板处）。当荷载为22.1 kN时，湿接缝跨中位置处其侧面出现第一条竖向裂缝，随后湿接缝处UHPC 板侧面出现多条竖向裂缝。当荷载达到47.7 kN 时，湿接缝界面处裂缝宽度为0.05 mm。当荷载达到159.5 kN 时，预制UHPC 板其侧面出现第一条竖向裂缝。随后裂缝不断发展，当荷载达到513.8 kN，界面接缝处的裂缝发展成主裂缝，同时湿接缝在距离UHPC 板顶部3 cm 左右的范围内出现长约5 cm 的横向裂缝。当荷载达到546.7 kN，千斤顶伸长量接近量程，此时试件钢板受拉屈服，试件顶部起皮剥落、新老UHPC 界面处形成受拉主裂缝，荷载-位移曲线已有较长平直段，认为试件破坏，停止加载。

2.3 荷载-应变曲线

试件同一横截面上布置一定数量的应变片，取钢板跨中底部应变片数据平均值绘制钢板的荷载-应变曲线，见图6；绘制UHPC 跨中顶部的荷载-应变曲线，见图7。两者都表现出明显的两阶段特性（线性段和屈服段），与相应荷载-位移曲线类似。

图6 钢板跨中底部荷载-应变图Figure 6 Load-strain curve of steel panel at bottom of midspan

图7 UHPC 跨中顶部荷载-应变图Figure 7 Load-strain curve of UHPC at top of midspan

由图6、7 可以看出：试件出现可见裂缝后（22.1 kN），钢板和UHPC 板并没有发生应变突增现象，应变以某一速率稳定增长直至钢板屈服，这也表明试件开裂对构件的力学性能影响不大。当荷载达到454.7 kN 时，钢板屈服，荷载-应变曲线斜率陡降，这表明钢板屈服与否对应变影响较大。究其原因可能是：钢板位于钢-UHPC 组合板下缘，构件受弯时，尽管UHPC 层已经开裂，但是钢板良好的力学性能弥补了UHPC 开裂带来的钢-UHPC 组合板其整体刚度损失，使得组合截面中性轴变化缓慢，应变缓慢增长。

3 有限元分析

3.1 模型建立

为进一步了解钢-UHPC 桥面板湿接缝的力学性能，优化结构设计，通过Abaqus 建立试件有限元模型，如图8 所示。钢板、UHPC、垫块均采用C3D8R实体单元，钢筋采用T3D2 桁架单元。有限元模型所采用的接触和约束如下：钢板与UHPC 采用摩擦行为，考虑到钢板与UHPC 间的自然黏结力很小，切向行为采用无摩擦，法向行为采用硬接触模拟。钢筋、PBL 嵌入UHPC。模型采用位移加载，位移加载点与相应的加载块耦合。湿接缝界面模拟在有限元分析中至关重要，为探究准确、高效的湿接缝界面模拟方法，本文分别采用绑定约束、摩擦行为和内聚力行为3 种方式来模拟湿接缝界面，并将计算结果和试验结果进行对比分析。摩擦行为通过切向行为和法向行为来定义，切向行为采用罚函数模拟［15］，摩擦系数取0.4；法向行为采用硬接触。内聚力行为包含损伤起始准则和损伤演化规律两个基本因素［12］，损伤起始准则如式（1）所示，σ、τs、τt分别为黏聚面上的正应力、第一切向应力和第二切向应力。当正应力和切应力的平方和为1 时，损伤开始，损伤演化规律取断裂能为3 N/mm。

图8 试件有限元模型Figure 8 Finite element model

模型中，对于材料本构模型的选取，UHPC 受压本构模型采用郭晓宇等［16］基于《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）（简称《混规》）修正后的本构曲线方程，见式（2）；受拉本构模型采用张哲等模型［17］，见式（3）；钢材和钢筋采用理想弹塑性模型，见式（4）：

式中：fc为UHPC 的单轴抗压强度；ξ=ε/ε0为应变比，εc0为峰值应变，ε0=(6.726 4fc+2 460.9)×10-6；A为曲线上升段参数，取A=(6.726 4fc+2 460.9)/(17.2fc+836.4)，B为曲线下降段参数，取B=2。

式中：fct为应变硬化阶段平均应力；εca为线弹性阶段峰值应变，取220 με；εpc为极限应变，取2 200 με。

式中：Es为钢板或钢筋的弹性模量（分别取206 GPa、200 GPa）；εs为钢板或钢筋应变；fy为钢板或钢筋的屈服强度（分别取403 MPa、430 MPa）。

3.2 模型验证

有限元模型跨中荷载-位移曲线如图9 所示。

图9 有限元模型跨中荷载-位移曲线Figure 9 Midspan load-displacement curves of the finite element model

从图9（a）中的跨中荷载-位移曲线中可以发现：绑定约束、摩擦行为和内聚力行为3 种湿接缝界面模拟方式的线性段刚度相近，极限荷载的高低依次为绑定约束、内聚力行为和摩擦行为，其极限荷载分别为试验值的1.01、1.03 和1.03 倍。与试验值相比，3种模拟方式所得到的线性刚度略高于试验结果，可能是有限元模型较试验更为理想化。

3 种模拟方式的极限荷载误差均在5%以内，荷载-位移曲线较为吻合。因此，3 种湿接缝界面模拟方式的有限元分析均是可靠的，考虑到计算时长以及试件的变形，后续有限元湿接缝界面采用摩擦行为模拟。

3.3 参数分析

为进一步探究钢-UHPC 组合板湿接缝的受力性能以及优化湿接缝的构造形式，为后面的刚度分析提供数据支持，对湿接缝的钢板厚度、UHPC 层高度和燕尾榫角度3 个参数进行分析，有限元结果如图10所示。

图10 有限元参数分析荷载-位移曲线Figure 10 Load-displacement curves of parameters in finite element model

结果表明：在正弯矩作用下，改变燕尾榫角度（68.2°～90°）对试件的刚度和承载力提高不大，钢板厚度和UHPC 层厚度对钢-UHPC 组合板的刚度和承载能力有重要影响。UHPC 层采用180 mm、250 mm（原UHPC 层的1.2 倍、1.39 倍）时，其极限承载力分别增大30.3%、94%；钢板增厚至10 mm、12 mm（原钢板的1.25 倍、1.5 倍）时，相应极限承载力分别增大22%、42.5%。虽然增厚UHPC 其极限强度和前期刚度均大于增厚钢板，但考虑受力性能和经济适用性，更推荐增厚钢板，采用UHPC 板（150 mm）+钢板（10 mm）是最佳的。

4 刚度分析

纵肋上置钢-UHPC 组合板取消了顶板纵向U肋，其刚度计算与正交异性桥面板不同。美国土木工程师协会（ASCE）［18］推荐采用等效惯性矩法计算压型钢板-混凝土板的挠度值，等效惯性矩取未开裂截面惯性矩I0与开裂截面惯性矩Icr之和的一半。《美国钢筋混凝土房屋建筑规范》［19］也采用有效惯性矩法计算挠度值，等效惯性矩取值为而《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［20］的抗弯刚度计算公式综合考虑配筋率等因素，其计算式为Bs=EsAsh20/(1.15φ+0.2+6αEρ)。计算构件变形的荷载一般为（0.5～0.7）Mu［21］（Mu为423.7 kN/m），表4 给出了3 种计算方式所计算的0.5Mu、0.6Mu、0.7Mu共3 种不同荷载下的位移值，并与试验值相比较。

表4 跨中位移计算结果与试验结果对比Table 4 Comparison of midspan displacement calculation results with test results

从表4 可以看出：ASCE 方法和ACI 方法计算得到的挠度值都较试验值偏小，究其原因，ASCE 方法是基于普通压型钢板-混凝土组合板提出的，而纵肋上置钢-UHPC 组合板的含钢量远大于普通压型钢板，使开裂后的刚度变化不明显。此外，UHPC 开裂后钢纤维发挥的桥接性能降低了开裂对构件的影响，而这一优势是普通混凝土所不具备的。因此，为更适应本文试件特点，对规范的某些参数取值进行修正是有意义的。

ACI 方法计算值与试验值误差5%左右，与试验值拟合较好，但该公式与中国常用刚度计算公式表达形式不同，且开裂弯矩的计算具有一定难度，不利于实际工程应用。而《混规》在试验和理论分析的基础上，综合考虑了配筋率、弹性模量等因素，给出了半理论半经验的刚度计算公式，计算值比试验结果偏大10%左右，因为规范计算公式针对钢筋混凝土结构，与本文新型结构不同，但具有很高的参考价值。本文参考钢筋混凝土结构的受弯刚度计算方法，将钢板看成超出保护层厚度的钢筋，同时考虑钢板对UHPC 的约束作用与钢筋对普通混凝土的约束作用的差异，根据试件的自身特点对式（5）中的一些参数进行相应的修正。

式中：φ为裂缝间钢板应变不均匀系数；ζ为混凝土受压边缘平均应变综合系数；αE为钢筋与混凝土弹性模量比；ρ、ρte分别为截面配筋率、有效受拉配筋率；σs为按照标准荷载组合下计算的钢板应力。《混规》是基于采用HPB235、HRB335 级钢筋的混凝土受弯梁得到的试验结果，取γs=0.87、αEρ/ζ=0.2+6αEρ（对于矩形截面）。

按《混规》取值计算得到的混凝土受压边缘应变随M/Mu的变化曲线如图11 所示，该变化曲线对于给定结构的材料参数αE、ρ是确定的。若取ζ为常数且取合适的数值，则图中的计算曲线和试验曲线将有较好的拟合度。通过不断调整参数ζ，使得试验曲线和计算曲线不断逼近，最终取αE/ζ=0.2+4.5αEρ。

图11 UHPC 跨中顶部应变变化图Figure 11 The strain variety of UHPC at top of midspan

试件和有限元模拟（0.5～0.7）Mu所对应的跨中位移δ1、本文基于《混规》修正后的拟合参数所计算的跨中位移δ2及《混规》计算得到的跨中位移δ3如表5所示。表5 中，除了列出了本文试验所对应的情况（钢板8 mm 厚，UHPC 板150 mm 厚），还计算了其他几种参数情况（UHPC 板厚度不变的情况下，钢板厚度分别采用10 mm 和12 mm 以及钢板厚度不变的情况下，UHPC 面板厚度分别采用180 mm 和250 mm）。从表5 可以看出：在钢板屈服前，修正参数后的抗弯刚度计算公式，与试验结果拟合良好，故所修正参数对该结构具有一定适用性。