預制拼裝橋面板UHPC濕接縫抗彎性能分析*

胡志堅，尹炳森，俞文生

1. 武漢理工大學交通與物流工程學院，湖北武漢 430063

2. 江西省交通投資集團有限公司，江西南昌 330003

預制橋面板施工速度快、質量可控、使用壽命長，且在現場拼裝時已經完成了混凝土的干燥收縮及溫度變化，不會出現由此產生的拉應力。目前，預制橋面板應用已越來越廣泛。預制混凝土橋面板在施工現場由混凝土預制板通過縱橫向濕接縫連接，其性能很大程度上受到濕接縫的影響［1］。濕接縫出現問題，輕則造成接縫部位開裂，影響橋梁的使用性能，重則影響預制構件的傳力。現階段我國使用的濕接縫搭接U型鋼筋焊接工作量大、濕接縫現澆混凝土工作量大［2］，不利于提高裝配式橋梁的施工速度。

超高性能混凝土（UHPC，ultra-high performance concrete）是一種新型纖維增強水泥基復合材料，比普通混凝土具有更高的抗壓強度、抗拉強度、彈性模量，耐久性更好［3-4］。UHPC 在橋梁預制拼裝的接縫區域有著很大的應用前景，由于其與鋼筋的握裹力強［5-6］，與普通混凝土預制構件之間具有良好的粘結性能［7-8］，可簡化接縫區域的U型鋼筋連接方式，減小濕接縫寬度，簡化濕接縫構造，大幅減少現場作業量，縮短養護時間。

目前國內外關于橋面板濕接縫的研究較多，朱玉等［2］借鑒PBL 鍵分析了環形鋼筋濕接縫的傳力理論，并提出了環形鋼筋接縫長度的計算公式。王莉莉［1］采用拉壓桿模型分析了環形鋼筋橫向濕接縫的傳力機理。張永濤等［9］對30 cm 寬UHPC-U型鋼筋接縫試件進行了靜力試驗，得出UHPC 接縫對試件的抗彎剛度影響較小的結論。張陽等［10］對不同接縫形式的預制普通混凝土板現澆UHPC 接縫進行了試驗與有限元模擬，對比了不同接縫截面形式對試件抗彎拉性能的影響。Haber 等［11］對寬度為152 mm 的UHPC 濕接縫進行了疲勞試驗，結果表明UHPC 濕接縫在疲勞荷載作用下的工作性能良好。但，上述研究中環形鋼筋傳力機理是否適用于UHPC 濕接縫連接，以及濕接縫寬度可否減小等問題有待進一步研究。

本文建立了預制橋面板UHPC 濕接縫有限元模型，進行靜力荷載作用下的非線性分析，并通過與試驗結果進行對比，驗證了有限元模型的可靠性。并在此基礎上進行參數分析，掌握不同濕接縫寬度、不同接縫截面、不同配筋率對預制橋面板UHPC 濕接縫抗彎性能的影響規律，進而對濕接縫構造進行優化。

1 UHPC-普通混凝土界面理論

UHPC-普通混凝土界面受力如圖1所示。界面的抗剪承載力由鋼筋、混凝土界面內聚力和摩擦力提供，即［12］

圖1 UHPC-普通混凝土界面受力Fig.1 Interface stress of UHPC and concrete

式中Acv為混凝土抗剪截面面積；Avf為鋼筋截面面積；c為界面內聚力；μ為界面摩擦系數；fy為鋼筋屈服應力；Pc為垂直于剪切界面的壓力。所以，在配筋和結構尺寸確定的情況下，截面抗剪承載力主要取決于界面內聚力和摩擦系數。界面內聚力和摩擦系數體現了普通混凝土與現澆UHPC 界面間的粘結滑移關系，取值受混凝土表面狀況、現澆UHPC強度和養護條件等因素的影響，屬UHPC-普通混凝土界面之間粘結性能的本構屬性，可通過內聚力模型模擬UHPC-普通混凝土界面之間的粘結性能。

內聚力模型可以通過使用黏聚面（cohesive surfaces）模擬UHPC-普通混凝土界面，內聚力模型將普通混凝土與UHPC 接觸的兩個面之間復雜的破壞過程基于traction-separation 斷裂準則描述，traction-separation 斷裂準則最常用的本構模型為圖2 所示的雙線性本構模型，圖中縱坐標為應力，橫坐標為位移，線彈性階段的斜率為黏聚面的剛度，三角形的面積則代表材料斷裂時所需要的能量。在定義黏聚面的力學性能時，需要確定黏聚面的剛度、極限強度、臨界斷裂能量釋放率或黏聚面的極限位移。

圖2 Traction-separation 本構模型Fig.2 Constitutive model of traction-separation

內聚力模型屬于損傷模型，通過選定損傷準則來定義接觸面的損傷規律。常用的損傷準則有最大應力準則、最大應變準則、二次應力準則和二次應變準則，考慮到混凝土在單軸壓縮加載條件下的破壞通常是由法向應力和切向應力共同作用導致的，本文對于UHPC-普通混凝土界面的損傷準則采用二次名義應力準則（quade damage）

2 計算結果

2.1 有限元模型

采用文獻［9］中試件建立預制橋面板UHPC濕接縫有限元模型。預制橋面板試件長3 m、寬0.5 m、厚0.25 m，采用C50 混凝土，板內布置雙層直徑16 mm 的HRB335 鋼筋，鋼筋縱向間距90 mm、橫向間距150 mm，配筋率為1.9%，鋼筋保護層厚度取20 mm，預制橋面板濕接縫寬度為30 cm，采用U 型鋼筋交錯布置的連接方式，濕接縫內澆筑UHPC。試件接縫細部構造如圖3所示。

圖3 接縫構造（單位：mm）Fig.3 Joint details(Unit:mm)

采用ABAQUS 建立非線性有限元模型。有限元建模時混凝土、UHPC均采用實體單元C3D8R來模擬，鋼筋采用線性桁架單元T3D2 模擬。網格劃分時，對UHPC 濕接縫及界面附近的部位進行細分，網格尺寸為2.5 cm，其余位置網格尺寸為5 cm。橋面板有限元模型如圖4所示。支座采用剛度很大的鋼墊塊模擬，荷載通過加載點上方的鋼墊塊傳遞到橋面板，采用四點彎曲加載方式。鋼筋采用嵌入（embedded）約束。文獻［9］試驗中預制混凝土板接縫處經處理后粗骨料露出，與表1中粗糙界面的處理方法相同，故采用粗糙界面屬性對UHPC-普通混凝土界面進行建模。

表1 接觸參數Table 1 Contact parameter

圖4 預制橋面板有限元模型（單位：mm）Fig.4 The FE model of deck slab(Unit:mm)

普通混凝土和UHPC 材料本構選用混凝土損傷塑性模型（CDP），該模型假定混凝土材料主要因拉伸開裂和壓縮破碎而破壞，可模擬低圍壓下的材料退化，這種退化主要體現在材料受拉屈服后進入軟化階段及受壓屈服后材料先硬化后軟化［14］。普通混凝土拉壓本構采用混凝土結構設計規范［15］計算模型。鋼筋采用理想彈塑性模型，屈服強度為440 MPa。

UHPC 的受壓本構關系采用文獻［16］提出的公式

式中σ為應力；fc為UHPC 抗壓強度；x=ε/ε0，ε為應變，ε0為峰值點對應的應變；a為UHPC 受壓應力-應變曲線初始切線模量和峰值割線模量的比值。根據文獻［17］中的材料性能試驗值，UHPC彈性模量為42.8 GPa，峰值割線模量為

得到a=42.8/39.6=1.08。UHPC 的受拉本構關系采用文獻［18］中的受拉應力-應變曲線公式，即

式中取ft=7.2 MPa；Et為UHPC 受拉初始彈性模量；εt0為UHPC 受拉線彈性極限應變，εt0= 200 με，εpc為UHPC 應力軟化起始點等效應變，εpc= 2 000 με。

2.2 裂縫發展及破壞形態對比

在極限荷載下，有限元模型純彎段產生多條豎向裂縫，模型破壞時彎剪斜裂縫發展到橋面板頂板，破壞形式為彎剪破壞。圖5中，通過有限元裂縫云圖與試驗裂縫分布的對比，可以看出有限元模型的破壞現象與試驗現象基本一致。

圖5 有限元與試驗裂縫分布Fig.5 Crack distribution of finite element and experiment

2.3 荷載-撓度曲線對比

將試驗荷載-跨中撓度曲線與有限元模型計算結果對比，如圖6 所示。圖6 中，兩者吻合良好，整個加載過程可分為3 個典型階段：（1）線彈性階段，荷載與撓度呈線性關系，模型未出現裂縫，結構剛度基本保持不變。（2）裂縫發展階段，這一階段伴隨預制板底板裂縫的出現和發展，模型剛度減小。隨著荷載增加，純彎段多條裂縫變寬、變長，剪跨區不斷有新裂縫的出現與發展。由于有限元無法完全模擬實際結構的開裂情況，故此階段有限元模擬剛度略高于試驗值。（3）屈服階段，此時預制板底部受拉鋼筋屈服，裂縫高度不斷上移，荷載增長緩慢，而撓度迅速增加，模型剛度大幅度降低。開裂荷載、極限荷載的試驗值和有限元計算值如表2所示，有限元模型的極限荷載值低于試驗結果，但相對誤差不超過10%。

表2 開裂荷載、極限荷載對比分析Table 2 Comparative analysis of cracking load and ultimate load

圖6 荷載-撓度曲線Fig.6 Load-deflection curves

綜上所述，有限元模型與試驗結果較為吻合，驗證了有限元模型的可靠性。

3 參數分析

為了解結構的受力性能以及實現濕接縫構造優化設計，本文進行了濕接縫寬度、濕接縫截面形式、濕接縫配筋率參數分析。

3.1 濕接縫寬度分析

預制橋面板濕接縫寬度是發揮預制橋面板施工性能與經濟性能的主要因素之一，在保證濕接縫內鋼筋錨固長度的前提下，減小濕接縫寬度可以大幅節約UHPC 用量。本文建立了15 cm、20 cm、30 cm 濕接縫寬度3 種模型，探究是否可以進一步減小濕接縫寬度。

圖7 為濕接縫寬度影響分析。由圖7（a）可知，當配筋構造相同時，不同寬度濕接縫有限元模型的抗彎剛度相差不多，減小接縫寬度對結構承載力影響不大。由圖7（b）可知，隨著接縫寬度減小，相同荷載下接縫內鋼筋應變增大。由于模型接縫處鋼筋交錯布置，接縫內配筋率為預制板內配筋率的2倍，在預制板鋼筋屈服時不同寬度接縫內的鋼筋應變均未達到屈服應變。故在保證鋼筋錨固長度的前提下，減小接縫寬度可以保證接縫內鋼筋受力性能良好。

圖7 濕接縫寬度影響分析Fig.7 The analysis results of in-situ cast joints

表3為不同寬度濕接縫有限元模型在極限荷載下的接縫底板拉應變。表3中，隨著濕接縫寬度的減小，極限荷載下濕接縫底板拉應變不斷增大，但最大應變仍小于UHPC 應力軟化起始點等效應變εpc，UHPC 沒有受拉屈服進入軟化階段。此時濕接縫底板不會產生裂縫，濕接縫受力性能良好。因此，預制橋面板UHPC 濕接縫寬度可取為15 cm，以減少現場澆筑量，加快施工進度。

表3 極限荷載下不同寬度濕接縫底板拉應變Table 3 Tensile strain of bottom surface of in-situ cast joints with different width under ultimate load

3.2 濕接縫截面形式分析

為了提高接縫界面的抗裂性能，在前述矩形接縫分析的基礎上，建立接縫構造如圖8所示的菱形和楔形接縫模型，并與寬度為15 cm 的矩形接縫有限元模型進行對比分析。

在分析有限元模型時，根據主拉應力隨荷載變化曲線的峰值對應的荷載確定接縫界面或橋面板混凝土的開裂荷載，根據鋼筋屈服或者受壓區混凝土被壓潰時的荷載確定模型的極限荷載，兩組接縫板計算結果列于表4。

通過表4可以看出，楔形、菱形接縫板在預制板底板位置先達到混凝土極限拉應力開裂，而矩形接縫板在接縫界面下緣先達到極限拉應力開裂，楔形、菱形接縫板比矩形接縫板的界面抗裂性能顯著提升。采用楔形或菱形接縫可以解決矩形接縫普通混凝土與UHPC 交界面先開裂的問題，能提高接縫的耐久性。三組接縫板有限元模型的荷載-跨中撓度曲線如圖9所示。

圖9 荷載-跨中撓度曲線Fig.9 Load-deflection curves

從圖9可以看出，楔形接縫有限元模型在裂縫發展階段及屈服階段的剛度最大，菱形接縫有限元模型次之，矩形接縫有限元模型最小。這是由于楔形、菱形接縫板的UHPC 與普通混凝土預制板的接觸面積更大，從而提高了界面粘結性能，增強了模型的剛度。采用楔形或菱形接縫可以提高預制橋面板承載力。

圖10 為不同類型接縫裂縫分布云圖。對比圖10（a）、10（b）與圖5，可以看出：在極限荷載下菱形接縫模型和楔形接縫模型的破壞形式與矩形接縫模型的破壞形式相同，為彎剪破壞。當采用菱形、楔形接縫截面時，由于菱形、楔形接縫的企口與預制板的咬合作用，接縫界面處的裂縫集中在企口界面的尖角處，接縫界面裂縫不會形成垂直發展的主裂縫，表明采用菱形或楔形接縫比矩形接縫更好地限制了接縫界面處裂縫的發展。

圖10 不同類型接縫裂縫分布云圖Fig.10 Crack distribution of different types of joints

3.3 配筋率分析

為了更深入了解濕接縫內配筋率對預制拼裝橋面板抗彎性能的影響，選取接縫寬度為15 cm 的楔形接縫截面的有限元模型進行配筋率分析，通過改變鋼筋間距與鋼筋直徑，建立如表5所示的五組有限元模型。

表5 有限元模型Table 5 The FE models

五組模型的結果如圖11所示。從圖11（a）可以看出，隨著配筋率的增加，各模型在線彈性階段的剛度基本沒有變化；在裂縫發展階段模型剛度隨配筋率增加而增大，且極限承載力顯著提升，但配筋率對有限元模型的開裂荷載影響不大。從圖11（b）可以看出，配筋率超過2.6%時預制板內底部受拉鋼筋沒有屈服，模型屬于超筋破壞。因此，為了保證試件破壞時預制板內受拉鋼筋屈服，最大配筋率應不超過2.6%。

圖11 接縫內配筋率影響Fig.11 Effect of reinforcement ration in Joints

4 結 論

本文采用“內聚力模型”處理UHPC-普通混凝土界面取得了良好的模擬效果，且得到了已有試驗結果的有效驗證。通過參數分析，可以得出如下結論：

（1）預制拼裝橋面板采用UHPC 濕接縫連接時，可減小濕接縫寬度為15 cm，且可以保證濕接縫的連接效果和力學性能。

（2）楔形或菱形接縫形式的連接效果要優于矩形接縫，建議采用菱形接縫形式。

（3）提高配筋率對開裂荷載影響不大，且縫內最大配筋率應不超過2.6%。