裝配式鋼-混凝土組合梁預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.中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081；

2.中國鐵道科學研究院集團有限公司高速鐵路軌道技術國家重點實驗室，北京 100081

鋼-混凝土組合梁橋在承受荷載中可充分發(fā)揮結構中鋼材和混凝土的力學性能，從而提高橋梁結構的跨越能力并降低結構自重［1］。隨著我國鐵路中“以橋代路”建設模式的全面應用，橋梁施工將在環(huán)境較為惡劣的山谷、河流等中進行［2］。裝配式施工方法可顯著提高現(xiàn)場施工效率和構件的制備質(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-混凝土梁結構受力分析的關鍵是連接混凝土板的結構構造和形式，良好的連接構造可保證預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)外眾多學者對混凝土板之間連接形式進行了廣泛研究。文獻［3-4］對錨固鋼筋形式的濕接縫進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)錨固鋼筋濕接縫形式可有效傳遞板之間的力，可應用于工程實踐；文獻［5］針對裝配式混凝土構件采用U形鋼筋濕接縫的受力性能開展試驗研究，結果表明該連接節(jié)點具有良好承載力和延性；文獻［6］將高補償收縮混凝土應用于混凝土板濕接縫并開展試驗研究，結果表明該種混凝土在后澆帶中有明顯補償收縮效果。

文獻［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，考慮預制混凝土板濕接縫構造型形式和混凝土強度對混凝土板受力性能的影響，設計和制備了3個足尺裝配式鋼-混凝土組合梁預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)混凝土而進行的，其作用類似于銷軸，核心混凝土柱兩側鋼筋拉力自相平衡［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)混凝土抗拉強度設計值；fvd為核心區(qū)混凝土抗剪強度設計值。

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件可承受的荷載，取其最小值作為環(huán)形鋼筋連接構造的承載力。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)進行反復試算，確定試件構造參數(shù)。試件承載力計算結果見表1。表中，試件SP-1為無連接構造的一般通常鋼筋橋面板；試件SP-2為C50細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 試件承載力計算結果

1.2 模型構造參數(shù)

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

表2 裝配式橋面板連接件模型設計主要參數(shù)

圖2 試件SP-2構造（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）對模型進行靜載試驗。模型試件正式加載前先加載至預估極限荷載的5%，確保各儀器和設備運轉(zhuǎn)正常，預加載完畢后進行正式加載。試驗加載過程中測試試件中混凝土應變、鋼筋應變、豎向撓度等數(shù)據(jù)。

1.4 材性試驗結果

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

表3 試件混凝土材料性能

2 試驗結果及分析

預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-位移關系見圖3?？梢姡奢d較小時，試件的荷載與相對位移成線彈性關系，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，連接模型進入彈塑性工作階段，試件荷載與位移關系表現(xiàn)出非線性；隨著荷載進一步增加，試件進入破壞階段，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，混凝土板連接件達到極限破壞狀態(tài)。

圖3 試件SP-3荷載-位移關系

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，表明在結構使用階段采用C50和UHPC作為后澆帶材料可有效保證橋面板結構整體性；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，且能有效保證預制混凝土板的整體性。

2.3 濕接縫混凝土應變

當模型試件荷載達到120 kN時，立面沿截面高度混凝土應變對比見圖5，其中跨中為構件跨中截面，東西側連接面分別為濕接縫與預制混凝土板的兩側接觸面。由圖5（a）可知，3個測試截面的混凝土應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變沿截面高度基本呈線性分布，跨中位置處混凝土應變明顯偏小，是由于接縫處UHPC在荷載作用下無明顯開裂，裂縫均集中于兩側連接界面處，使得跨中截面混凝土應變偏小，連接界面處混凝土應變較大。

圖5 模型試件混凝土應變對比

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

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

3.1 承載力計算

根據(jù)試件破壞狀態(tài)，當鋼筋達到受拉極限、混凝土達到受壓極限狀態(tài)時，采用式（1）計算模型試件的極限承載力。二者結果對比見表4?？芍?，規(guī)范中公式計算結果與試驗結果有一定差別，未能準確計算模型極限承載力。計算結果大于試驗值，由于公式中假定板底鋼筋均同時達到極限承載力，導致計算結果偏大；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，導致理論結果大于試驗值。

表4 理論計算承載力與試驗結果對比

3.2 濕接縫連接構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)下板底鋼筋同時達到極限，實際試驗中由于裂縫分布情況導致鋼筋并未全部同時達到極限狀態(tài)；②存在后澆帶的構件在試驗過程中后澆界面處先出現(xiàn)裂縫，并向上延伸，因此后澆帶對構件承載力有一定折減作用。

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

根據(jù)試驗結果反算，可得鋼筋應力折減系數(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果對比

4 結論

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，表明在結構使用階段采用C50和UHPC作為后澆帶可有效保證橋面板結構整體性；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%；試驗結果表明，采用UHPC材料可顯著減小后澆帶的尺寸構造，且可有效保證預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）基于本文設計結果，模型試件均出現(xiàn)鋼筋達到屈服、混凝土壓碎的延性破壞狀態(tài)，表明本文采用的設計方法適用于預制混凝土板濕接縫構造的設計和計算分析。

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