隧道上層車道預制梁后澆高性能混凝土連接性能試驗

邱俊男 薛 源 袁 勇,3

1. 上海城投公路投資（集團）有限公司 上海 200335；2. 同濟大學巖土及地下工程系 上海 200092；3. 同濟大學土木工程防災國家重點實驗室 上海 200092

隨著城市交通建設的迅速發展和施工技術的不斷進步，大直徑盾構隧道雙層車道結構在公路隧道領域得到快速發展。

與地上結構不同，隧道內部空間有限，整體現澆施工方法在隧道內部具有施工組織不便、施工效率低等缺點，采用預制裝配式混凝土結構，可以有效節約能源，提高施工效率，減小環境影響[1]。因此，在現代盾構隧道施工中，內部結構施工的預制化是必然趨勢[2-3]。

雙層車道結構隧道中，上層車道板通常與縱向托梁同時預制，然后置于支承立柱并后澆混凝土連接成為整體。由于后澆接頭的影響，整體結構容易出現整體性和冗余度差的問題[4]，這可能削弱結構的力學性能，導致其無法滿足工程設計要求，從而制約預制混凝土結構在盾構隧道中的應用。因此，有必要對預制裝配式結構的力學性能進行研究，以論證其在實際工程中的可行性。

為了驗證后澆接頭連接的可靠性，本研究不考慮后澆接頭處支承立柱和車道板的影響，對5根跨中后澆高性能混凝土的足尺預制裝配梁試件進行了四點加載純彎試驗，通過對梁試件初裂、裂縫寬度、跨中撓度、破壞模式以及承載力進行分析，研究了該種預制裝配梁在靜力作用下的行為表現，并將其與GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》提出的設計要求進行對比，總結其力學性能特點，從而對預制裝配式結構在大直徑盾構隧道中應用的可行性和優勢進行探討。

1 試驗設計

1.1 試件設計

試驗中，共設計5根簡支梁試件，包括1根接頭區后澆C60混凝土的縱筋焊接裝配式梁（C-W1）和4根接頭區后澆高性能混凝土的縱筋搭接裝配式梁（C-L2、SFRC-L3、SFRC-L4、RPC-L5）。圖1給出了試件尺寸和主要構造。

圖1 試件尺寸和設計細節

試驗梁截面尺寸為5 0 0 m m×1 0 0 0 m m，梁長7 500 mm，接頭長500 mm。兩側預制短梁由傳統C50混凝土澆筑而成。試件C-W1中央接頭的主筋采用焊接方式連接，焊接長度為10倍鋼筋直徑（280 mm），并后澆C60混凝土；其余4個試件接頭內主筋均采用搭接方式連接，搭接長度為10倍鋼筋直徑（280 mm），后澆材料分別采用C80、SFRC80、SFRC100以及RPC100，圖中C（Concrete）指常規混凝土，SFRC（Steel Fiber Reinforced Concrete）指鋼纖維混凝土，RPC（Reactive Powder Concrete）指活性粉末混凝土；C60、C80、SFRC80、SFRC100、RPC100中的數字指該種材料的理論強度等級，單位為MPa。為了加強接縫界面的連接性能，對后澆接頭兩側預制短梁側面進行鑿毛處理，鑿毛深度約50 mm。

5個試件的設計參數見表1。

表1 試件編號

1.2 材料性能

對試驗所用材料進行了材性試驗（表2），C50、C60、C80材料的立方體抗壓強度按照GB 50081—2002《普通混凝土力學性能試驗方法標準》進行測試和計算；SFRC80、SFRC100、RPC100材料的立方體抗壓強度按照CECS 13—1989《鋼纖維混凝土試驗方法》進行測試和計算；HRB400鋼筋的屈服強度與極限強度按照GB 228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》進行測試和計算。

表2 所用材料的實測強度

1.3 試驗方案

本試驗采用構造純彎段并施加靜力荷載的方式考察5個試件的靜力力學性能，加載方案如圖2所示。梁的凈跨為7.1 m，支座條件簡支，兩側支座到梁端的距離均為20 cm；在試驗梁跨中位置的上部另設一道分配梁，分配梁支座間距1 m；于分配梁上表面的中心施加一個豎直向下、單調遞增的荷載，由最大噸位1 500 kN的千斤頂提供；反力系統由豎向反力架以及支撐在反力架上的鋼梁構成。

圖2 試驗加載方案

試驗采用荷載控制的分級加載制度。試驗的加載過程分為試件初裂、開裂（縫寬達到0.2 mm）、屈服以及破壞4個階段。將試件視作縱向鋼筋通長的整體現澆C50混凝土梁，基于混凝土和鋼筋的相關參數，依據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》，對開裂、屈服2個階段對應的荷載理論值進行估算，得到相應的理論值：開裂荷載355 kN，屈服荷載886 kN。加載時，試件初裂前，千斤頂按照每級荷載50 kN逐級加載；試件初裂后，千斤頂按照每級荷載150 kN逐級加載，達到300 kN后改為每級50 kN加載，直到某級荷載下測得縫寬達0.2 mm；該級荷載之后，千斤頂改為每級150 kN逐級加載，荷載達到750 kN后改為每級50 kN加載；試件屈服后，控制油壓降低千斤頂加載速率，改為每級100 kN荷載逐級加載，直到試件破壞。

2 試驗結果

2.1 試驗現象

試件破壞時的最終裂縫分布情況如圖3所示。

圖3 各試件的裂縫分布示意

試件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5這3個試件的裂縫開展情況類似。接縫界面以及兩側預制構件率先出現裂縫，初裂荷載約為200 kN；當荷載達到約720 kN時，接頭內部才開始出現裂縫，此時接縫界面裂縫明顯，預制構件已經出現多條裂縫，延展長度較長；當荷載達到約1 180 kN時，試件發生巨響，受拉區鋼筋斷裂，試件破壞，此時寬度最大的裂縫位于接縫或者預制梁上的純彎段邊緣位置，呈豎向狀，接頭內仍較為完好。

試件C-L2與SFRC-L3最終破壞時的裂縫分布類似，但在加載前期存在差異。試件破壞時，接頭下部混凝土呈破碎狀，裂縫密集，且出現了斜向和水平方向開展的裂縫，受拉區鋼筋未斷裂。

試件C-L2后澆區內裂縫出現較早，隨著荷載增長，接頭內裂縫開展速度較快，當荷載達到591 kN時，荷載無法進一步增加，試件達到極限承載狀態。試件SFRC-L3在加載前期的表現與試件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5類似，當荷載達到800 kN時，接頭內裂縫數量急劇增多，當荷載達到約1 120 kN時，荷載無法進一步增加，試件達到極限承載狀態。

2.2 荷載-撓度曲線

以鋼筋焊接的C-W1試件荷載-撓度曲線為基準，將另外4個試件的曲線分別與之比較，如圖4所示。

從圖中可以看出，試件C-L2承載力明顯低于其他試件，在撓度僅達到1/560時就進入下降段，此時荷載僅為591 kN；其他4個試件都能夠達到與試件C-W1相當的承載力。這4個試件中，SFRC-L3在荷載到達屈服點后不久即達到極限承載狀態，與另外3個試件相比，其荷載-撓度曲線的屈服平臺最不明顯，試件延性較差。

圖4 試件的荷載-撓度曲線

盡管SFRC-L4、RPC-L5試件都不滿足混凝土規范所要求的受拉縱筋最小搭接長度，但它們都能夠達到等同焊接梁C-W1的承載力，鋼筋強度得到了充分發揮，從而達到了試件的理論彎曲承載力。這表明SFRC100、RPC100與鋼筋的黏結握裹性能明顯比傳統混凝土更為出色；另外，盡管試件SFRC-L3的破壞現象未能達到類似試件C-W1的預期效果，但其承載能力和后澆接頭破壞情況仍明顯優于C-L2試件，這說明摻鋼纖維的SFRC材料與鋼筋的黏結作用明顯強于傳統混凝土。

2.3 裂縫發展

圖5分別給出了不同試件預制構件、接縫界面以及接頭內部3種位置最大裂縫寬度的發展情況。對比3張曲線圖，可以看到試件C-L2在荷載值達到450 kN左右、試件SFRC-L3在荷載值達到800 kN左右時，這2個試件后澆區的最大裂縫寬度突然增大，其后澆接頭抗裂能力不如焊接鋼筋試件C-W1；試件SFRC-L4與RPC-L5后澆接頭的最大裂縫寬度隨荷載的增大近似呈線性增長。可以看出，試件SFRC-L4和RPC-L5的后澆接頭表現出良好的抗裂性能，5個試件兩側預制構件的抗裂能力相近。

取0.2 mm為正常使用極限狀態對應的裂縫寬度，將其與5個試件的最大裂縫寬度曲線進行比較，可以看到，試件C-W1和C-L2縫寬0.2 mm的裂縫率先出現在接縫位置，試件SFRC-L3、SFRC-L4以及RPC-L5縫寬0.2 mm的裂縫最先出現在預制構件上。綜上，可得出結論：試件C-W1和C-L2的正常使用極限狀態由接縫控制，試件SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5的正常使用極限狀態由預制構件控制。

3 力學性能分析

3.1 破壞模式

圖5 試件的裂縫開展情況

通過對試驗現象的分析，5個試件的破壞模式可以被歸納為兩類：一類是在純彎段內部或邊緣發生受彎破壞，裂縫形態以豎向的受彎裂縫為主（試件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5）；另一類是于后澆接頭內發生鋼筋在混凝土中的錨固破壞，裂縫形態以斜向或水平方向的劈裂裂縫為主[5]（試件C-L2、SFRC-L3）。兩類破壞模式如圖6所示。

圖6 試件裂縫開展情況

根據混凝土規范給出的設計原則，結構構件設計中材料須充分發揮其本身強度，因此對構件的破壞模式提出一定要求。試件C-L2和SFRC-L3最終鋼筋與混凝土之間發生握裹失效，鋼筋強度未能充分發揮，不滿足混凝土規范對結構設計的要求；試件C-W1、SFRC-L4及RPC-L5的破壞模式是受彎破壞，鋼筋強度得到充分利用，滿足規范要求。

3.2 試件初裂

對一般混凝土構件，現行混凝土規范只關注裂縫寬度的控制，對初始開裂并未作出相關規定，也沒有給出初裂荷載的計算方法。本文選取過鎮海等[6]提出的初裂彎矩計算方法，依據式（1）對試驗中各試件的初裂荷載進行 估算：

式中：γm——截面抵抗矩塑性影響系數，依據混凝土規范 取1.55；

W0——截面抵抗矩；

I0——考慮鋼筋貢獻的換算截面慣性矩；

ftk——混凝土抗拉強度標準值，對C50混凝土取 2.64 MPa；

h——梁截面高度；

x——受壓區高度，取x＝0.464h。

上述公式針對的是材料均一的整體現澆混凝土受彎構件。本文假定試驗梁各位置的抗裂性能與預制構件等同，根據公式（1），計算得到試件的初裂彎矩Mcr為337.4 kN·m，換算得到對應的千斤頂荷載Pcr為221.3 kN。統計試件的初裂荷載，將理論值與試驗值進行對比，結果見表3。

表3 開裂荷載分析

從表3可以看出，5個試件接縫界面的開裂均先于預制構件。接縫處初裂荷載的試驗值明顯小于理論值；預制構件初裂荷載的試驗值與理論值接近，誤差控制在20%以內。預制裝配式梁在受彎時，其初裂由新老混凝土之間的接縫控制，公式（1）不適用于估算預制裝配式梁的初裂荷載；對試件兩側預制構件的初裂荷載，公式（1）的計算比較準確，適用性較強。

因此，以公式（1）理論計算值為參照，5個試件的抗裂能力均達不到預期，接縫界面是預制裝配式梁構件在荷載作用下率先開裂的薄弱部位。

3.3 正常使用極限狀態

現行混凝土結構設計規范將鋼筋混凝土結構的裂縫控制和變形控制作為結構構件正常使用極限狀態的重要驗算指標。為使結構的使用性能滿足要求，需要對構件的裂縫和變形進行控制驗算。

依據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》和 JTG D62—2004《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》中的相關規定，對本次試驗試件正常使用極限狀態提出的定義如下：試件的最大裂縫寬度達到0.2 mm或者跨中撓度達到1/600計算跨度（即11.8 mm）。

3.3.1 縫寬0.2 mm

依據混凝土規范，可以通過公式（2）計算試件的裂縫寬度。

表4 縫寬0.2 mm的對應荷載

從表4中能夠看出，試驗梁0.2 mm裂縫寬度對應的荷載值比較離散。裂縫寬度最早達到0.2 mm的是試件C-L2，對應的荷載僅為280 kN，尚未達到理論值的80%；表現最出色的是試件SFRC-L4，直到荷載值達到528 kN時縫寬才達到0.2 mm，試驗值接近理論值的1.5倍。

以混凝土規范的理論計算值為參照，除試件C-L2以外的其余4個試件均能滿足裂縫寬度控制的要求。

3.3.2 撓度11.8 mm

表5 撓度11.8 mm對應的荷載

從表中可以看到，當撓度達到1/600計算跨度時，試件C-L2荷載試驗值未能達到依據混凝土規范計算的預估理論值，該試件的撓度控制能力不滿足規范要求；其他4個試件的對應荷載均高于理論值，這4個試驗梁的撓度控制性能滿足要求。試件C-W1的試驗值與理論值最為接近，誤差不超過2%；表現最出色的是接頭后澆鋼纖維高強混凝土的SFRC-L4試件，其荷載試驗值與理論值的比值接近1.2。

因此，以混凝土規范理論計算值為參照，試件C-W1、SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5滿足撓度控制要求。

3.4 承載能力極限狀態

混凝土規范中將受拉區鋼筋屈服或受壓區混凝土壓碎定為構件的標準。基于規范推薦的材料強度設計值，根據公式（6）可以計算5個試件的屈服荷載設計值Py,des；基于表2中材料的實測強度，將C50混凝土的實際抗壓強度49.2 MPa、鋼筋的實際屈服強度456.0 MPa分別代入公式（6）中的fc和fy，可以估計試件的屈服荷載理論值Py,the。通過圖4的荷載-撓度曲線可以得到試件的屈服荷載試驗值Py,exp，將前述2種理論值與試驗值進行對比，結果見表6。

表6 試件屈服荷載

從表6可看到，除試件C-L2未能達到理論值的預測外，其他4個試件屈服荷載試驗值Py,exp均高于其理論值。這4個試件中表現最出色的是試件SFRC-L4和RPC-L5，這2個試件的試驗值Py,exp比理論值Py,the高出20%及以上。

因此，以混凝土規范理論計算值為參照，試件C-W1、SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5均滿足承載力要求。

4 結語

本文通過四點彎曲試驗研究了預制裝配式梁的力學性能特點，根據上述試驗現象描述以及與現行規范對比分析，可以得到如下結論：

1）由于預制構件與后澆接頭之間接縫的存在，預制裝配梁的抗裂性能較差，新老混凝土接縫界面是抗裂最薄弱位置。沒有添加鋼纖維的試件接縫處初裂荷載僅達到理論預測值的約65%。

2）C-L2、SFRC-L3由于混凝土握裹力不足發生了鋼筋在接頭中的錨固破壞，從而削弱了結構性能，不滿足規范設計要求。

3）C-W1、SPFC-L4和RPC-L5三根梁從破壞模式、裂縫與撓度控制、承載能力等方面均能滿足規范要求，其所對應的后澆接頭形式可作為工程參考。由于平行試驗較少，需進一步試驗驗證。