古徐莉，薛偉辰

(同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海200092)

鋼－混凝土組合橋面板充分發(fā)揮了鋼材和混凝土2種材料的優(yōu)勢，而且施工方便、重量較輕，因此在橋梁結(jié)構(gòu)中應(yīng)用廣泛.但在長期運(yùn)營情況下，橋面板不僅直接承受輪壓荷載，而且還受到環(huán)境腐蝕等眾多不利因素的影響，容易發(fā)生銹蝕、開裂、剝離，甚至坍塌等現(xiàn)象［1］.2003 年統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明［2］，美國的592 000座橋梁中近27%因腐蝕等原因造成功能退化，預(yù)計(jì)每年用于橋梁的維修改造費(fèi)達(dá)106億美元.因此，橋梁的耐久性很重要.

FRP(Fiber Reinforced Polymer)具有抗拉強(qiáng)度高、耐腐蝕性好以及可設(shè)計(jì)性能強(qiáng)等特點(diǎn).將FRP型材與混凝土板連接形成的FRP－混凝土組合橋面板，不僅具有與鋼－混凝土組合橋面板相似的優(yōu)點(diǎn)，如承載力高、剛度大、施工方便等，還具有輕質(zhì)、美觀、耐腐蝕的特點(diǎn).FRP－混凝土組合橋面板在人行天橋、應(yīng)急橋梁、景觀橋梁、軍事舟橋以及惡劣環(huán)境下的橋梁建設(shè)中具有廣闊的應(yīng)用前景.

1990年，Hillman等［3］開始研究 FRP－混凝土組合結(jié)構(gòu).隨后，國內(nèi)外學(xué)者相繼提出了一些不同形式的FRP－混凝土組合結(jié)構(gòu)，其中主要為組合橋面板.Deskovic［4］于 1995 年提出一種以纖維纏繞GFRP箱梁為主體的FRP－混凝土組合橋面板方案.試驗(yàn)研究表明，這種橋面板表現(xiàn)出一定程度的“偽延性”.Davey［5］開發(fā)出一種與鋼筋混凝土橋面板成本相當(dāng)?shù)?、面層為GFRP板而夾芯部分采用樹脂粉煤灰漿的新型復(fù)合材料橋面板.Hulatt等［6］(2003年)采用預(yù)浸片材作為主要原料，基于真空袋法熟化工藝制作FRP殼，分別制作了截面為箱形、T形的組合橋面板，并開展了相應(yīng)的試驗(yàn)研究.研究表明，在荷載作用下，F(xiàn)RP板的力學(xué)性能幾乎沒有退化，而混凝土板的剛度則下降明顯.2007年，鄧宗才等［7］提出了一種新型FRP－混凝土組合橋面板形式，并給出了其簡化失效分析方法.

在FRP－混凝土組合橋面板中，F(xiàn)RP板與混凝土板的有效連接是保證橋面板正常工作的前提［8］，國內(nèi)外學(xué)者對適用于FRP－混凝土組合橋面板的連接方式(FRP開孔板連接、粘接連接、FRP板表面粗糙處理等)進(jìn)行了研究.Helmueller等［9－10］對采用黏結(jié)粗砂粒的連接件進(jìn)行推出試驗(yàn)研究，Hulatt等［11］對采用環(huán)氧膠黏結(jié)的試件進(jìn)行單剪試驗(yàn)研究，Joo等［12］對采用FRP工字梁式連接件的試件進(jìn)行推出試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果證明了上述連接方式的有效性.

目前，國內(nèi)外對FRP－混凝土組合橋面板的研究比較少，考慮不同連接方式對組合橋面板受力性能影響的研究幾乎是空白.筆者擬對FRP開孔板連接件連接和環(huán)氧樹脂粘接的FRP－混凝土組合橋面板進(jìn)行靜力加載試驗(yàn)，探討不同連接方式對組合板破壞形態(tài)、承載力、變形、滑移等的影響.

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

FRP－混凝土組合橋面板試件2個，編號分別為DS－1和DS－2.其中，試件DS－1由現(xiàn)澆混凝土板、FRP開孔板連接件和FRP板復(fù)合而成，試件DS－2由預(yù)制加工的混凝土板、FRP板采用環(huán)氧樹脂連接而成.FRP板則由4塊尺寸為260 mm×160 mm×10 mm的FRP箱型板橫向拼接形成.試件明細(xì)見表1，試件施工情況如圖1所示.

DS－1的成型過程為:在FRP開孔板上穿入直徑10 mm的橫向貫通GFRP筋，隨后澆注混凝土，F(xiàn)RP板和FRP開孔板之間采用膠粘劑連接，黏結(jié)面進(jìn)行打磨處理.DS－2的成型過程為:保持FRP板和混凝土板黏結(jié)面干燥、平整，然后涂膠，自然加壓，待樹脂固化完全后即可成型.

表1 FRP－混凝土組合橋面板試件明細(xì)表

圖1 試件施工圖

混凝土強(qiáng)度等級為C50，配合比如下:P·II52.5水泥∶粉煤灰∶黃沙∶石子(5～25)∶高效外加劑∶水=370∶30∶655∶1 065∶4.44∶170.其立方體試塊抗壓強(qiáng)度為50.7 MPa，抗拉強(qiáng)度為 3.4 MPa，彈性模量為35.1 GPa.試驗(yàn)用FRP材料中，F(xiàn)RP板翼緣縱向抗拉強(qiáng)度實(shí)測值為585.9 MPa，彈性模量為41.4 GPa;FRP板腹板、FRP開孔板的抗剪強(qiáng)度實(shí)測值分別為297.1 MPa，103.5 MPa.FRP 筋 的 抗 拉 強(qiáng) 度 為664.0 MPa，彈性模量為 42.3 GPa.試件中所用的環(huán)氧樹脂配膠比為:6101環(huán)氧樹脂∶650聚酰胺樹脂=1∶0.8.

1.2 加載方案

試驗(yàn)采用1 000 kN液壓千斤頂通過分配梁對試件施加2點(diǎn)對稱荷載.正式試驗(yàn)開始前先進(jìn)行預(yù)加載，以檢驗(yàn)試驗(yàn)裝置的可靠性.荷載采用分級加載方式，每級荷載20 kN，直至試件破壞.每級荷載施加后觀察混凝土有無裂縫出現(xiàn)、有無纖維斷裂，并記錄裂縫發(fā)展過程.試驗(yàn)加載裝置如圖2所示.

1.3 量測內(nèi)容

主要量測內(nèi)容包括以下方面:①荷載及支座反力;②組合橋面板跨中撓度;③混凝土板裂縫發(fā)展情況;④跨中截面混凝土應(yīng)變和FRP板應(yīng)變;⑤FRP板與混凝土板的滑移.

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 受力過程和破壞形態(tài)

加載初期，F(xiàn)RP板和混凝土板共同工作，荷載－跨中撓度曲線呈線性，混凝土板未開裂.

圖2 加載裝置

當(dāng)荷載達(dá)到0.65倍極限荷載(Pu)時，試件DS－1在純彎段的混凝土板底出現(xiàn)2條彎曲裂縫，裂縫寬度為0.02 mm.

加載到241 kN，試件DS－1因FRP開孔板根部發(fā)生剪切破壞而失效，而采用環(huán)氧樹脂連接的試件DS－2在加載到290 kN時，F(xiàn)RP板和混凝土板在黏結(jié)界面剝離，試件破壞.兩者破壞時均發(fā)出“啪”的聲響，撓度迅速增大.

DS－1和DS－2連接界面破壞的典型形態(tài)如圖3所示.

圖3 試件典型破壞形態(tài)

2.2 應(yīng)變分析

圖4和圖5分別為試件DS－1和DS－2的混凝土板頂、FRP板底荷載－應(yīng)變曲線.

圖4 混凝土板頂荷載－應(yīng)變曲線

圖5 FRP板底荷載－應(yīng)變曲線

由圖4和5可知:

1)在極限荷載下，試件DS－1和試件DS－2的混凝土板頂壓應(yīng)變分別為600 με和1 070 με，F(xiàn)RP板底拉應(yīng)變分別為630 με和2 390 με.需要說明，在相同荷載作用下，DS－2混凝土板頂壓應(yīng)變和FRP板底拉應(yīng)變均大于DS－1相同測點(diǎn)的應(yīng)變，這是由于采用FRP開孔板連接件的DS－1滑移較大所致.

2)由于試件破壞均發(fā)生在連接界面處，此時2個試件的混凝土板頂壓應(yīng)變和FRP板底拉應(yīng)變都遠(yuǎn)未達(dá)到相應(yīng)的極限應(yīng)變.

3 主要試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 荷載－跨中撓度曲線

試件的荷載－跨中撓度曲線如圖6所示.

由圖6可見，采用環(huán)氧樹脂連接的試件DS－2的荷載－跨中撓度曲線在整個加載過程表現(xiàn)為線性，剛度幾乎保持不變.而采用FRP開孔板連接的試件DS－1，荷載－跨中撓度曲線分為3個階段:

圖6 荷載－跨中撓度曲線

1)當(dāng)P＜0.2Pu時，該階段 DS－1的荷載 －跨中撓度曲線呈線性關(guān)系，且與DS－2的荷載－跨中撓度曲線基本重合.此時，DS－1的滑移量很小，其對試件剛度的影響可以忽略.

2)當(dāng)0.2Pu≤P ＜0.65Pu時，隨著滑移量的增加，DS－1的荷載－跨中撓度曲線雖然仍大致滿足線性關(guān)系，但剛度略有降低，約為第一階段剛度的95%.

3)當(dāng)P≥0.65Pu時，隨著滑移量進(jìn)一步增大，試件純彎段出現(xiàn)2條裂縫，裂縫寬度約為0.02 mm，此時剛度有所下降，相比第一階段約下降了20%.

破壞時，DS－1和 DS－2跨中撓度分別是38.9 mm和34.3 mm，約為跨度的1/123 和1/140.

3.2 平截面假定

根據(jù)FRP板側(cè)、混凝土板側(cè)應(yīng)變測試結(jié)果，跨中截面上沿截面高度的應(yīng)變分布如圖7所示.

由圖7可見:試件DS－1在加載到0.2Pu之前符合平截面假定;荷載大于0.2Pu后，F(xiàn)RP板和混凝土板的截面曲率相等但截面應(yīng)變分布曲線有錯位.這表明試件的連接界面處產(chǎn)生了滑移;隨著滑移增大，曲線錯位越來越明顯.

試件DS－2的截面應(yīng)變分布幾乎為直線，符合平截面假定.

3.3 荷載－滑移曲線

試件DS－2在整個加載過程幾乎沒有滑移.當(dāng)達(dá)到極限荷載時，F(xiàn)RP板和混凝土板之間突然發(fā)生剝離.圖8為試件DS－1的荷載－滑移曲線.

可見，試件加載點(diǎn)的滑移量在整個加載過程均小于支座處的滑移量.極限荷載下加載點(diǎn)的滑移量為0.28 mm，支座處滑移則為0.54 mm.

4 結(jié)語

1)采用FRP開孔板連接件連接的試件DS－1和采用環(huán)氧樹脂連接的試件DS－2，其破壞均發(fā)生在連接界面上，破壞較突然.DS－1的破壞形態(tài)為FRP開孔板在根部發(fā)生剪切破壞，DS－2的FRP板和混凝土板在連接界面上發(fā)生了剝離.

圖8 DS－1荷載－滑移曲線

2)DS－1連接界面上的滑移量隨荷載逐漸加大，極限荷載下的滑移量為0.55 mm.試件DS－2整個加載過程幾乎沒有滑移.

3)采用環(huán)氧樹脂連接的試件DS－2承載力(290 kN)高于采用FRP開孔板連接件連接的DS－1的承載力(241 kN).這是由于DS－1滑移量較大所致.

4)DS－1的荷載－跨中撓度曲線分為3個階段:第一階段，荷載小于0.2Pu，此時，荷載和跨中撓度呈線性;第二階段，當(dāng)荷載在0.2Pu～0.65Pu間時，荷載－跨中撓度曲線仍基本呈線性，剛度略有降低，約為第一階段剛度的95%;第三階段，試件剛度有所降低，約為第一階段的80%.這是由于試件連接界面處的滑移量增加以及裂縫開展造成的.DS－2在整個加載過程剛度幾乎沒有降低.

5)DS－1和DS－2在極限荷載下的跨中撓度分別是38.9 mm和34.3 mm，約為跨度的1/123和1/140.試件破壞時的變形較大，具有一定的征兆.與DS－2相比，DS－1的跨中極限撓度增加了約13.4%，這是由于滑移造成試件剛度降低所致.

需要說明的是，文中試件的破壞均發(fā)生在連接界面處.為了提高其極限承載力，對DS－1而言，可采用增加開孔板的排數(shù)或增大開孔板厚度的方法，而對于DS－2則可采取提高膠粘劑的強(qiáng)度和保證施工質(zhì)量的方法.

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