祝明橋,李軍,李志彬

（湖南科技大學a.土木工程學院；b.湖南省智慧建造裝配式被動房工程技術研究中心，湖南 湘潭 411201）

隨著社會經濟的快速發(fā)展和城鎮(zhèn)化建設的持續(xù)進行，城市土地資源日趨緊張，城市公共交通日益擁堵。為緩解城市土地和交通的壓力，在現代橋梁結構設計中，橋梁工程師們創(chuàng)造性地提出了雙層交通的概念并使雙層交通橋梁在城市公共交通中得到廣泛應用。然而，在建成雙層交通橋梁的過程中，現階段廣泛采用的傳統(tǒng)建筑材料存在資源浪費和環(huán)境污染等不足，為促進社會經濟和生態(tài)可持續(xù)發(fā)展，對材料也提出了更高要求。FRP（纖維增強復合材料）作為一種新型材料，具有輕質、高強、耐腐蝕等優(yōu)異特性[1-2]，因此，被大量學者關注[3-4]，并逐漸受到橋梁工程界的青睞。

復合材料的節(jié)點連接在橋梁工程中廣泛應用，而其連接節(jié)點設計與金屬結構有較大差別，因此，不能沿用金屬結構節(jié)點的設計原則和方法。為此，眾多學者做了大量研究和深入探索[5-7]。趙馨怡等[8]、李曙光[9]對拉擠FRP板進行了膠接、螺栓連接及膠栓混合連接試驗發(fā)現，相對于單一的膠接和螺栓連接，膠栓混合連接具有剛度大、延性好等優(yōu)點，且承載力也有所提高。同時，纖維增強復合材料在橋梁工程中的應用日益廣泛、理論日益成熟。1970年英國利物浦建成了一座跨度10 m、橋寬1.5 m的GFRP連續(xù)梁人行天橋[10]；1982年，北京密云建成了一座跨徑20.7 m的純GFRP蜂窩箱梁公路橋；1986年，世界第一座后張法預應力懸索FRP橋在德國建成[11]；2000年，日本靜岡修建了一座8 m長的FRP公路橋；2012年，重慶市彭水縣建造了首座全FRP桁架橋[12]（茅以升公益橋）。此外，日本靜岡建成的FRP公路橋測試結果表明，使用9年后，橋梁的力學性能和當初建設完成時一致，FRP材料作為橋梁結構材料具有良好的耐久性和功能性；全FRP桁架橋荷載效率高、結構安全儲備較高、舒適性良好；陳軍[13]進行了1組FRP-UHPC板桁組合梁橋多工況作用下的靜力加載試驗，結果表明，在單調循環(huán)荷載下，FRP-UHPC板桁組合梁橋具有較好的線彈性工作性能，膠栓混合桿件節(jié)點能明顯提高組合梁橋的剛度。工程理論和實踐表明，FRP—混凝土組合結構橋梁的研究具有廣泛的前景和深遠的意義。

目前，GFRP材料應用于單層交通結構的研究較多[14-16]，針對雙層交通橋梁的研究較少。而GFRP材料應用于雙層交通橋梁結構中不僅可避免使用鋼材所帶來的銹蝕問題，還可作為永久性模板，實現免支模。同時，隨著自密實混凝土與RPC混凝土(活性粉末混凝土)的深入研究[17-18]，自密實RPC混凝土得以廣泛使用。在施工過程中，自密實RPC混凝土因無需振搗，提高了施工效率且可以避免聲污染的產生。此外，在GFRP-RPC組合結構中，GFRP材料可替代鋼材參與結構受力并與RPC混凝土共同工作，發(fā)揮兩種材料各自的優(yōu)異特性。因此，GFRP-RPC組合結構在雙層交通橋梁中的應用研究具有一定的工程意義和實踐價值。筆者研究GFRP-RPC組合雙層交通梁橋在正常工作狀態(tài)下的受力性能，對一模型進行了雙層交通彈性階段的試驗研究與有限元分析。

1 試驗概況

1.1 GFRP-RPC組合雙層交通梁橋模型

綜合考慮試驗場地及試驗成本的限制，對實際雙層交通梁橋進行1:8比例縮尺。如圖1所示，模型梁橋總長6 m，橋高1.13 m，頂板寬1.9 m、懸挑305 mm，底板寬1.3 m、懸挑75 mm，頂板和底板厚度均為80 mm，頂板和底板的雙層縱、橫向分布筋均為直徑6.5 mm的HRB400級鋼筋，直、斜腹桿GFRP管壁厚12.7 mm，頂板和底板下側GFRP板材厚5 mm、寬250 mm，肋高40 mm，板長適應頂板、底板寬度分別為1.9、1.3 m。桿件編號及名稱如圖1（c）所示。頂板、底板處帶肋GFRP板之間的連接方式為膠接連接，與橫梁之間的連接方式為膠栓混合連接，縱梁（弦桿）與直、斜腹桿之間的連接方式為螺栓連接，此外，在縱梁（弦桿）、橫梁和直腹桿的節(jié)點處，直腹桿通過螺栓分別與帶肋GFRP板和橫梁進行連接。試驗模型分兩次完成，先拼裝GFRP管材與板材，后澆筑頂板、底板混凝土及腹桿管內混凝土。GFRP纖維絲沿管材與板材長向布置，混凝土攪拌分兩次完成，底板、腹桿混凝土一次澆筑完成，頂板混凝土單獨澆筑完成，混凝土攪拌方式為機械攪拌。

（a）頂板平面圖（左）和底板平面圖（右）

圖1 GFRP-RPC組合雙層交通梁橋模型（1:8）（單位：mm）Fig.1 GFRP-RPC composite double deck traffic beam bridge model(1:8)（Unit:mm）

1.2 材料

模型RPC混凝土材料性能試驗按照《建筑砂漿基本性能試驗方法標準》（JGJ/T 70—2009）[19]的規(guī)定進行，材料配合比如表1所示。在每次進行混凝土澆筑的同時，預留70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm的相應混凝土試塊，混凝土各項力學性能指標如表2所示。模型中使用的纖維材料為GFRP（玻璃纖維增強塑料）材料，各項力學性能指標如表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 試驗加載和有限元模型

1.3.1 加載和測試方案 試驗包含兩組共4個工況。雙層交通兩端簡支，縱向加載位置為跨中控制截面處（1-1截面），橫向加載位置如圖2所示，分別為橋面板支撐處和橫向跨中控制截面處，以此模擬車輛荷載，探究在上述工況條件下實際雙層交通梁橋的力學性能。其中，試驗Ⅰ-a和Ⅰ-b采用兩點加載的方式進行集中力加載，加載對象分別為未澆筑RPC的純GFRP結構和GFRP-RPC組合結構，均在頂板施加荷載；試驗Ⅱ-a和Ⅱ-b采用單點加載的方式進行集中力加載，試驗對象均為澆筑后的組合結構，分別在頂板和底板進行加載。試驗構件兩端均為簡支邊界條件，一端支座處放置兩個固定橡膠支座，另一端支座處放置兩個涂抹潤滑油的滑動橡膠支座?；谠囼瀮H針對雙層交通的彈性工作性能，測量變量主要包括頂板和底板的混凝土縱向應變（底板對應頂板位置貼U3、U4、U5、U8、U9、U10、U13、U14、U15應變片）、縱梁GFRP的縱向應變和底板撓度，鋼筋應變未在考慮范圍。應變片和位移計的設置情況如圖3所示。各工況下的每級荷載增量、加載形式、加載位置、構件形式和總荷載量見表4。

表4 試驗工況Table 4 Test conditions

圖2 加載方式圖Fig.2 Loading mode diagram

1.3.2 有限元模型 為與試驗結果進行對比，采用ABAQUS有限元軟件對試驗Ⅱ-a和Ⅱ-b兩種工況進行模擬分析，建立的有限元模型如圖4所示。其中，對混凝土板、GFRP板采用C3D8R單元進行模擬；混凝土材料設定為各向同性材料，材料參數采用實測數據輸入，GFRP板材選用Engineering Constants輸入材料空間3個方向的拉、壓彈性模量和剪切彈性模量，其中，鑒于GFRP板材同方向拉、壓彈性模量有所不同，各個方向的拉、壓彈性模量參照試驗結果選取，并最終通過模擬值驗證選取的可行性；試驗模擬中，混凝土未開裂，模型未考慮嵌入鋼筋；模型中GFRP板材之間、GFRP板材與混凝土之間通過Tie連接方式進行連接。

圖4 試件有限元模型圖Fig.4 Finite element model of specimen

2 試驗與分析結果

2.1 撓度

2.1.1 試驗撓度對比 集中荷載作用于純GFRP結構頂板跨中兩側（試驗Ⅰ-a）和組合梁橋頂板跨中兩側（試驗Ⅰ-b）時，底板撓度沿跨度方向的分布曲線如圖5（a）所示。組合梁橋頂板跨中單點加載（試驗Ⅱ-a）和組合梁橋底板跨中單點加載（試驗Ⅱ-b）的底板撓度沿跨度方向的分布曲線如圖5（b）所示。圖5利用了結構在縱向的對稱特性，即撓度值為底板中部在縱向平均后的結果，且圖中僅繪制一半長度的撓度曲線。由圖5（a）可知，當兩點加載時（試驗Ⅰ-a和Ⅰ-b），純GFRP結構的撓度約為組合梁橋的2.6倍，即澆筑RPC后，組合梁橋剛度約提高為純GFRP結構的2.6倍。主要原因為梁、板和柱截面的增大和純GFRP結構體系向組合結構體系的變化。表明在工程實踐中此種GFRP、混凝土組合形式有利于結構合理受力。由圖5（b）可知，受自上而下傳力的影響，當單點加載時（試驗Ⅱ-a和Ⅱ-b），底板加載撓度約為頂板的1.1倍，表明底板受力時雙層交通較危險。圖5（c）為底板跨中撓度橫向分布規(guī)律圖，由圖可知，在頂板直接受力的情形下，梁橋底板撓度沿橫向分布較均勻，說明純GFRP結構和組合梁橋橫向剛度分布均勻，組合雙層交通橫向設計合理，結構橫向受力合理。

圖5 底板撓度的分布曲線Fig.5 Deflection distribution curve of bottom plate

2.1.2 有限元模擬與試驗的對比結果 澆筑RPC后，對試驗Ⅱ-a和Ⅱ-b進行有限元模擬，組合雙層交通梁橋底板1-1截面和3-3截面處豎向撓度的模擬值和試驗值如圖6所示。為減弱加載點局部受力對撓度的影響，試驗與模擬均采用截面沿橫向中部與兩側撓度的平均值。由圖6可知，各模擬值與試驗值偏差在5%以內，能有效模擬試驗各工況。如圖6所示，模擬結果與試驗結果均表明，相比頂板受力時組合梁橋的豎向撓度，底板受力偏大。

圖6 底板1-1截面、3-3截面的荷載-撓度曲線Fig.6 Load-deflection curves of 1-1 section and 3-3 section of bottom plate

2.2 GFRP和混凝土應變

2.2.1 弦桿及其上部混凝土縱向應變沿高度的分布 以弦桿的下翼緣端部和板頂作為高度起點和終點，測定并分析2-2截面處弦桿GFRP應變（SX7、SX8、SX9、XX7、XX8、XX9）和 混 凝 土 應 變（H8、H9、H10、U8、U9、U10）。應變沿高度的分布如圖7所示（左、右側圖分別為上、下弦桿荷載—應變圖）。

澆筑前、后工況如圖7（a）、（b）所示：純GFRP結構受壓區(qū)主要存在于上弦桿，受拉區(qū)主要存在于下弦桿。澆筑RPC后，上弦桿出現明顯受拉區(qū)。主要原因為：澆筑前體系偏于桁架受力，上弦桿為壓桿，下弦桿為拉桿；澆筑后體系偏于梁板承力，以受彎為主。結果表明：混凝土的澆筑改變了上弦桿的受力形式，有利于GFRP受拉性能的發(fā)揮。澆筑混凝土后，組合結構受力更加合理。

上、下部加載工況如圖7（c）、（d）所示，由圖可見，結構受彎基本符合平截面假定，表明上、下部加載時，下弦桿應變沿高度分布較一致，主要承受拉應變。上部加載時，下弦桿拉應力約為上弦桿的1.5倍，下部加載時，下弦桿拉應力約為上弦桿的2.5倍。說明在實際工程中，上、下弦桿均主要承受拉應力且下弦桿受拉較嚴重。

圖7 弦桿應變沿高度的分布（左、右側分別為上、下弦桿）Fig.7 Distribution of chord strain along height(upper chord and lower chord respectively on left and right sides)

2.2.2 弦桿GFRP縱向應變沿跨度分布 沿跨度方向上、下弦桿的荷載—應變曲線如圖8所示。弦桿受力形式受澆筑前后結構體系變化的影響較大。結果表明：澆筑混凝土前，上、下弦桿主要承受軸向壓應力和軸向拉應力；澆筑混凝土后，上、下弦桿分別呈彎壓和彎拉的受力狀態(tài)，跨中承受拉應力，靠近支座處承受壓應力。主要是因為澆筑前后局部連接剛度加強程度不同，說明澆筑前后弦桿完成了由拉壓受力至拉彎、壓彎的變化。

圖8 沿跨度方向弦桿荷載-應變曲線Fig.8 Chord-load strain curve along span direction

2.2.3 斜腹桿與直腹桿GFRP沿桿件方向的應變 在試驗Ⅰ-a和Ⅰ-b兩種工況下測試腹桿左、右側 的 應 變（XF1、XF2、XF3、XF4、ZF1、ZF2、ZF3、ZF4），同一腹桿應變取平均值。澆筑前后斜腹桿和直腹桿GFRP沿桿件方向的荷載—應變曲線如圖9（a）所示。結果表明：1）斜腹桿均承受拉應力，直腹桿均承受壓應力。斜腹桿1受力大于斜腹桿2，直腹桿1受力小于直腹桿2；2）澆筑混凝土后斜腹桿受力明顯減小，直腹桿受力變化不大，拉、壓形式未改變。因腹桿主要存在于桁架體系中，澆筑前后僅存在受力大小的變化，受力形式沒有改變。上、下加載時，試驗Ⅱ-a和Ⅱ-b兩種工況下，斜腹桿和直腹桿GFRP沿桿件方向的荷載—應變曲線如圖9（b）所示。結果表明：1）斜腹桿均承受拉應力，斜腹桿1受力大于斜腹桿2；2）上、下部加載時，斜腹桿受力變化不大；在受力形式上，下部加載時，直腹桿2承受拉應力。直腹桿受力形式的變化主要是由于桁架受力點的移動所致，因與力的作用方向存在夾角，其對斜腹桿受力形式的影響較小。試驗表明：在實際工程中，斜腹桿設計以考慮受拉桿件為主；直腹桿以受壓設計為主，局部宜考慮受拉影響。

圖9 腹桿沿桿件方向的荷載-應變曲線Fig.9 Load strain curve of web member along member direction

針對直腹桿的受力特點，采用有限元方法對比模擬分析直腹桿的荷載—應變曲線，如圖10所示，其中，腹桿靠近加載點側為內側，與其相對為外側，與其相鄰為左右側（試驗應變片布置側），測點與模擬選取點在側面中心。結果表明：1）在受壓方面，直腹桿1各面均呈受壓狀態(tài)且較均勻。直腹桿2外側受壓大于直腹桿1；2）直腹桿2內側受拉較大，左右側受拉較小。說明在局部受力時直腹桿拉壓較嚴重，設計宜考慮GFRP材料彈性模量小、變形大和局部受力不均勻對結構的影響。

圖10 直腹桿荷載-應變曲線（試驗Ⅱ-b）Fig.10 Load-strain curve of straight web member(testⅡ-b)

2.2.4 側面混凝土縱向應變沿高度分布 在試驗Ⅱ-a和Ⅱ-b兩種工況下，頂板和底板側面混凝土應變沿高度分布曲線如圖11所示，其中，側面混凝土應 變 取2-2截 面 應 變（HUC4、HUC5、HUC6、HDC4、HDC5、HDC6）。懸臂部分理論上無應力產生，因橋面板體系整體性較好，故出現沿高度方向的應力分布。由圖11可見：1）上部加載時，頂板出現較為明顯的受壓區(qū)和受拉區(qū)，其中，上側受壓，下側受拉。所測底板混凝土基本承受拉應力；2）下部加載時，所測頂板混凝土基本承受壓應力，底板混凝土基本承受拉應力，表明實際工程懸中臂處底板設計宜以受拉為主，頂板設計則以受壓為主，部分受拉。

圖11 側面混凝土應變沿高度的分布曲線Fig.11 Distribution curve of lateral concrete strain along height

2.2.5 頂板混凝土荷載—應變曲線 針對下部加載傳力問題，試驗測定了頂板1-1截面、2-2截面和3-3截面混凝土的應變。圖12所示為試驗Ⅱ-a和Ⅱ-b中頂板1-1截面（H13、H14、H15）、2-2截面（H9）和3-3截面（H3、H4、H5）混凝土縱向應變隨荷載的變化曲線，其中，應變取平均值。由圖12可知：試驗Ⅱ-a工況下，頂板3個截面的應變值較離散，加載處（1-1截面）應變偏大，其余兩截面應變偏?。辉囼灑?b工況下，3個截面應變分布較集中，1-1截面和3-3截面應變相近且較2-2截面偏大。結果表明：下部加載時，因腹桿傳力于上部結構，與腹桿連接處頂板頂面混凝土壓應力較小，混凝土壓應力控制截面為直腹桿之間的截面（如2-2截面）。說明腹桿的設置使組合雙層交通梁橋的受力更加合理，避免了結構在局部荷載作用下出現應力集中問題。

圖12 頂板頂面混凝土荷載-應變曲線Fig.12 Load-strain curve of concrete on top of roof

3 結論

1）澆筑RPC后，組合梁橋的剛度約提高為純GFRP結構的2.6倍。此種GFRP、混凝土組合形式有利于結構合理受力。結構橫向剛度分布均勻，且在相同荷載下，底板受力時梁橋位移約為頂板受力時的1.1倍，對結構更為不利。

2）澆筑前后試驗對比表明，純GFRP結構上弦桿受壓，下弦桿受拉。澆筑后，上、下弦桿均承受拉應力，沿高度符合平截面假定?；炷恋臐仓淖兞讼覘U的受力大小與形式，有利于結構受力。

3）組合雙層交通梁橋梁的上、下部加載試驗表明，上、下弦桿分別為彎壓和彎拉的受力狀態(tài)。上部加載時，下弦桿拉應力約為上弦桿的1.5倍，下部加載時，下弦桿拉應力約為上弦桿的2.5倍，下弦桿為薄弱弦桿。

4）澆筑混凝土對斜腹桿受力影響較大。上部加載時，斜腹桿受拉，直腹桿受壓，邊部斜腹桿與中部直腹桿受力偏大。且上、下部加載試驗中，加載方式對直腹桿的受力形式影響較大，下部承載設計宜考慮局部受力。

5）下部加載時，頂板頂面混凝土沿跨度分布更均勻，靠近腹桿與上弦桿連接處受力較小。腹桿設置有利于力的均勻分配。上、下部加載時，頂板側面混凝土基本受壓，底板側面混凝土基本受拉。