裝配式鋼-混凝土組合梁預(yù)制混凝土板濕接縫受力性能研究

班新林 李旺旺 蘇永華 榮嶠

1.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081；

2.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司高速鐵路軌道技術(shù)國家重點實驗室，北京 100081

鋼-混凝土組合梁橋在承受荷載中可充分發(fā)揮結(jié)構(gòu)中鋼材和混凝土的力學(xué)性能，從而提高橋梁結(jié)構(gòu)的跨越能力并降低結(jié)構(gòu)自重［1］。隨著我國鐵路中“以橋代路”建設(shè)模式的全面應(yīng)用，橋梁施工將在環(huán)境較為惡劣的山谷、河流等中進(jìn)行［2］。裝配式施工方法可顯著提高現(xiàn)場施工效率和構(gòu)件的制備質(zhì)量，縮短現(xiàn)場施工時間和減少現(xiàn)場施工工作量，具有良好適用性。

裝配式鋼-混凝土梁結(jié)構(gòu)受力分析的關(guān)鍵是連接混凝土板的結(jié)構(gòu)構(gòu)造和形式，良好的連接構(gòu)造可保證預(yù)制混凝土板之間的可靠傳力和共同工作，有效保證橋面板的整體性。國內(nèi)外眾多學(xué)者對混凝土板之間連接形式進(jìn)行了廣泛研究。文獻(xiàn)［3-4］對錨固鋼筋形式的濕接縫進(jìn)行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)錨固鋼筋濕接縫形式可有效傳遞板之間的力，可應(yīng)用于工程實踐；文獻(xiàn)［5］針對裝配式混凝土構(gòu)件采用U形鋼筋濕接縫的受力性能開展試驗研究，結(jié)果表明該連接節(jié)點具有良好承載力和延性；文獻(xiàn)［6］將高補償收縮混凝土應(yīng)用于混凝土板濕接縫并開展試驗研究，結(jié)果表明該種混凝土在后澆帶中有明顯補償收縮效果。

文獻(xiàn)［7-9］表明U形鋼筋濕接縫在實際工程中具有良好適用性，根據(jù)環(huán)形鋼筋的相互位置和搭接形式濕接縫分為搭接和不搭接兩種。不搭接形式接縫可靈活調(diào)整鋼筋位置，提高施工效率，因此本文對不搭接U形鋼筋濕接縫開展試驗研究，考慮預(yù)制混凝土板濕接縫構(gòu)造型形式和混凝土強度對混凝土板受力性能的影響，設(shè)計和制備了3個足尺裝配式鋼-混凝土組合梁預(yù)制混凝土板濕接縫連接模型，對裝配式鋼-混凝土組合梁混凝土板濕接縫受力性能開展試驗和理論研究，分析了接縫構(gòu)造和混凝土強度對接縫性能的影響，得出接縫承載力計算公式。

1 試驗概況

1.1 模型計算分析

裝配式鋼-混凝土組合梁中預(yù)制橋面板環(huán)形鋼筋濕接縫的傳力是通過兩個環(huán)形鋼筋形成的封閉區(qū)域鎖住核心區(qū)混凝土而進(jìn)行的，其作用類似于銷軸，核心混凝土柱兩側(cè)鋼筋拉力自相平衡［9］［圖1（a）］。該種形式下可能的破壞形式只有兩種：①核心區(qū)混凝土剪切破壞；②環(huán)形鋼筋被拉斷。

參照帶孔鋼板連接件計算理念，對環(huán)形鋼筋受力進(jìn)行分析［圖1（b）］。

圖1 濕接縫核心混凝土受力和計算圖式

鋼筋受拉極限狀態(tài)下環(huán)形搭接構(gòu)造承載力為

式中：Nt為鋼筋受拉極限荷載；hs為混凝土板有效高度；L為構(gòu)件彎剪區(qū)長度。

核心區(qū)混凝土抗剪承載力為

式中：Ncv為混凝土抗剪承載力；α為提高系數(shù)；Acor為核心混凝土有效區(qū)面積；n為核心區(qū)內(nèi)橫向鋼筋根數(shù)；dL為橫向鋼筋直徑；ftd為核心區(qū)混凝土抗拉強度設(shè)計值；fvd為核心區(qū)混凝土抗剪強度設(shè)計值。

根據(jù)核心區(qū)混凝土和鋼筋抗剪承載力、鋼筋的抗拉極限承載力分別計算構(gòu)件可承受的荷載，取其最小值作為環(huán)形鋼筋連接構(gòu)造的承載力。為避免濕接縫混凝土出現(xiàn)剪切脆性破壞形態(tài)，對模型參數(shù)進(jìn)行反復(fù)試算，確定試件構(gòu)造參數(shù)。試件承載力計算結(jié)果見表1。表中，試件SP-1為無連接構(gòu)造的一般通常鋼筋橋面板；試件SP-2為C50細(xì)石微膨脹混凝土橋面板且后澆帶長度為350 mm；試件SP-3為超高性能混凝土（Ultra-High Performance Concrele，UHPC）橋面板且后澆帶長度為175 mm。

表1 試件承載力計算結(jié)果

1.2 模型構(gòu)造參數(shù)

參照文獻(xiàn)［10-11］中組合梁混凝土板厚度規(guī)定，結(jié)合鋼-混凝土組合梁實際配筋形式，設(shè)計和制備了裝配式組合梁混凝土板連接構(gòu)造模型，主要研究濕接縫構(gòu)造形式和混凝土強度對預(yù)制混凝土板受力性能的影響，模型設(shè)計主要參數(shù)見表2。試件SP-2構(gòu)造如圖2所示。

表2 裝配式橋面板連接件模型設(shè)計主要參數(shù)

圖2 試件SP-2構(gòu)造（單位：mm）

1.3 加載及測試方法

采用日本鷺宮生產(chǎn)的高精度電液伺服作動器（V06-05）對模型進(jìn)行靜載試驗。模型試件正式加載前先加載至預(yù)估極限荷載的5%，確保各儀器和設(shè)備運轉(zhuǎn)正常，預(yù)加載完畢后進(jìn)行正式加載。試驗加載過程中測試試件中混凝土應(yīng)變、鋼筋應(yīng)變、豎向撓度等數(shù)據(jù)。

1.4 材性試驗結(jié)果

制備模型試件的同時制備相關(guān)混凝土材料試塊，隨試件進(jìn)行同條件養(yǎng)護(hù)，進(jìn)行試件靜載試驗時測試相關(guān)材料性能。混凝土材料性能見表3。

表3 試件混凝土材料性能

2 試驗結(jié)果及分析

預(yù)制混凝土板連接試件SP-1、SP-2、SP-3靜載試驗得到極限承載力分別為764、672、705 kN。

2.1 荷載位移關(guān)系

混凝土板連接試驗過程中所有試件均經(jīng)歷了彈性工作階段、彈塑性工作階段和破壞階段，試件SP-3荷載-位移關(guān)系見圖3。可見，荷載較小時，試件的荷載與相對位移成線彈性關(guān)系，混凝土表面無明顯裂縫；隨著荷載增大，混凝土板表面出現(xiàn)裂縫，連接模型進(jìn)入彈塑性工作階段，試件荷載與位移關(guān)系表現(xiàn)出非線性；隨著荷載進(jìn)一步增加，試件進(jìn)入破壞階段，板底混凝土裂縫迅速增多，裂縫寬度迅速增大，試件內(nèi)部有混凝土壓碎，達(dá)到極限荷載時混凝土板頂部混凝土被壓碎，裂縫寬度迅速增大，荷載急劇降低。試件破壞的原因是板底主筋屈服，板頂混凝土被壓碎，混凝土板連接件達(dá)到極限破壞狀態(tài)。

圖3 試件SP-3荷載-位移關(guān)系

2.2 混凝土板濕接縫承載力

不同試件的荷載-位移曲線對比見圖4。可見：3個試件在彈性階段和彈塑性階段基本重合，表明在結(jié)構(gòu)使用階段采用C50和UHPC作為后澆帶材料可有效保證橋面板結(jié)構(gòu)整體性；試件SP-2極限承載力是試件SP-1的88%；試件SP-3極限承載力是試件SP-1的92%。

圖4 不同試件荷載-位移曲線對比

采用UHPC材料可顯著減小后澆帶的尺寸，且能有效保證預(yù)制混凝土板的整體性。

2.3 濕接縫混凝土應(yīng)變

當(dāng)模型試件荷載達(dá)到120 kN時，立面沿截面高度混凝土應(yīng)變對比見圖5，其中跨中為構(gòu)件跨中截面，東西側(cè)連接面分別為濕接縫與預(yù)制混凝土板的兩側(cè)接觸面。由圖5（a）可知，3個測試截面的混凝土應(yīng)變沿截面高度呈線性分布，跨中處中性軸最高，是由于荷載作用下板底出現(xiàn)裂縫，導(dǎo)致中性軸高度上移。由圖5（b）可知，3個測試截面處混凝土應(yīng)變沿截面高度基本呈線性分布，跨中處中性軸最低，是由于荷載作用下板底接縫界面處首先出現(xiàn)裂縫，導(dǎo)致中性軸高度上移。由圖5（c）可知，3個測試截面處混凝土應(yīng)變沿截面高度基本呈線性分布，跨中位置處混凝土應(yīng)變明顯偏小，是由于接縫處UHPC在荷載作用下無明顯開裂，裂縫均集中于兩側(cè)連接界面處，使得跨中截面混凝土應(yīng)變偏小，連接界面處混凝土應(yīng)變較大。

圖5 模型試件混凝土應(yīng)變對比

2.4 濕接縫混凝土破壞形態(tài)

試件SP-1、SP-2加載初期，混凝土板跨中底部出現(xiàn)細(xì)小裂縫，隨著荷載增加向上延伸；接近極限荷載時，試件內(nèi)混凝土有壓碎和裂縫開展的聲音；達(dá)到極限破壞時鋼筋屈服，跨中板頂混凝土局部被擠碎，板底裂縫寬度顯著增加，試件破壞形態(tài)見圖6（a）。試件SP-3加載初期，混凝土板接縫界面底部出現(xiàn)細(xì)小裂縫，隨著荷載增加向上延伸；接近極限荷載時，試件內(nèi)混凝土有壓碎和裂縫開展的聲音；達(dá)到極限破壞時，鋼筋屈服，板頂接縫界面處混凝土局部被擠碎，試件表面裂縫寬度顯著增加，試件破壞形態(tài)見圖6（b）。

圖6 模型試件破壞形態(tài)

3 理論計算與試驗對比

在分析試件試驗結(jié)果及現(xiàn)象的基礎(chǔ)上，采用理論計算方法對模型試件承載力進(jìn)行計算，分析二者的差異，并以實測數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)對理論計算方法進(jìn)行修正。

3.1 承載力計算

根據(jù)試件破壞狀態(tài)，當(dāng)鋼筋達(dá)到受拉極限、混凝土達(dá)到受壓極限狀態(tài)時，采用式（1）計算模型試件的極限承載力。二者結(jié)果對比見表4。可知，規(guī)范中公式計算結(jié)果與試驗結(jié)果有一定差別，未能準(zhǔn)確計算模型極限承載力。計算結(jié)果大于試驗值，由于公式中假定板底鋼筋均同時達(dá)到極限承載力，導(dǎo)致計算結(jié)果偏大；試件SP-2、SP-3中存在后澆帶影響，裂縫在連接界面處出現(xiàn)并向上延伸，導(dǎo)致理論結(jié)果大于試驗值。

表4 理論計算承載力與試驗結(jié)果對比

3.2 濕接縫連接構(gòu)件極限承載力計算方法

采用既有規(guī)范［10］中厚板平截面計算理論計算混凝土板極限承載力，由結(jié)果可知理論計算值均大于試驗值，是由于理論計算和實際試驗存在以下兩方面差別：①理論假定極限狀態(tài)下板底鋼筋同時達(dá)到極限，實際試驗中由于裂縫分布情況導(dǎo)致鋼筋并未全部同時達(dá)到極限狀態(tài)；②存在后澆帶的構(gòu)件在試驗過程中后澆界面處先出現(xiàn)裂縫，并向上延伸，因此后澆帶對構(gòu)件承載力有一定折減作用。

針對以上構(gòu)件理論假定和實際受力的差別分別引入鋼筋應(yīng)力折減系數(shù)γ1和后澆帶折減系數(shù)γ2，計算式為

根據(jù)試驗結(jié)果反算，可得鋼筋應(yīng)力折減系數(shù)γ1=0.93；C50微膨脹混凝土后澆帶折減系數(shù)γ2=0.87；UHPC后澆帶折減系數(shù)γ2=0.91。

公式計算結(jié)果與試驗值對比見表5。二者吻合較好。

表5 修正公式計算承載力與試驗結(jié)果對比

4 結(jié)論

1）整體澆筑試件和采用C50、UHPC作為后澆帶的混凝土板連接試件在彈性階段和彈塑性階段基本重合，表明在結(jié)構(gòu)使用階段采用C50和UHPC作為后澆帶可有效保證橋面板結(jié)構(gòu)整體性；采用C50作為后澆帶的試件極限承載力是整體式橋面板試件的88%；采用UHPC作為后澆帶的試件極限承載力是整體式橋面板試件的92%；試驗結(jié)果表明，采用UHPC材料可顯著減小后澆帶的尺寸構(gòu)造，且可有效保證預(yù)制混凝土板的整體性。

2）模型試件在承受荷載過程中UHPC濕接縫底部未出現(xiàn)明顯受拉裂縫，濕接縫位置表現(xiàn)出良好整體性；UHPC濕接縫模型試件極限破壞狀態(tài)與整體板、C50微膨脹混凝土濕接縫板有明顯差別，是由于UHPC抗壓強度極高，極限狀態(tài)下接縫處預(yù)制板中混凝土被壓碎，UHPC濕接縫處表現(xiàn)為良好的完整性。

3）基于本文設(shè)計結(jié)果，模型試件均出現(xiàn)鋼筋達(dá)到屈服、混凝土壓碎的延性破壞狀態(tài)，表明本文采用的設(shè)計方法適用于預(yù)制混凝土板濕接縫構(gòu)造的設(shè)計和計算分析。

4）基于本文試驗結(jié)果，提出了考慮板底鋼筋應(yīng)力不均勻性和后澆帶影響的預(yù)制混凝土板濕接縫構(gòu)件極限承載力計算公式。