預應力對超高性能混凝土聲屏障單元板抗彎性能的影響

曹 霞，何達波，朱萬旭，彭翰澤，曾 榕，任義成

(1.桂林理工大學 a.廣西建筑新能源與節能重點實驗室, b.土木與建筑工程學院，廣西 桂林 541004；2.西藏中馳集團股份有限公司，西藏 拉薩 850000)

近年來高速鐵路列車行駛速度不斷提高，列車行駛產生的脈動風荷載和通過時引起的振動對鐵路軌道兩側的聲屏障單元板有較大的沖擊作用。普通混凝土聲屏障單元板的抗裂性能差，混凝土易開裂，加劇鋼筋腐蝕，嚴重影響了單元板的承載力和使用壽命。超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)因具有強度高、韌性大和耐久性好[1-3]等優異性能而受到廣泛研究和關注，將UHPC與預應力技術結合起來，能很好地改善聲屏障單元板的抗裂性能。

May等[4]發現T型聲屏障相對于普通聲屏障降噪效果更好。Sato等[5]設計了一種由轉軸、隔聲板、磁鐵框架3個部分組成的可開閉的減載式聲屏障，當聲屏障受到的氣動載荷大于1.5 kPa時，隔聲板會脫離磁鐵框架并沿著轉軸打開，否則隔聲板將閉合。鄧躒等[6]、欒皓翔等[7]分別采用有限元軟件ANSYS，對臺風地區高速鐵路聲屏障進行有限元空間分析計算，分析了風荷載作用下聲屏障單元板結構的受力情況，結果表明，在最不利的情況下，鋼筋和混凝土最大拉應力小于鋼筋和混凝土抗拉強度設計值，并且單元板撓度小于規范中的設計限值。張繼文等[8]對4片預應力混凝土懸臂板進行了6個等幅反復荷載作用下的彎曲拉-壓疲勞試驗，結果表明，混凝土彎曲拉-壓疲勞性能優于軸心拉-壓疲勞性能，疲勞荷載作用產生的有效預應力損失率為3%～6%。王宏朝[9]對在列車風致脈動力與風荷載聯合作用下的高速鐵路聲屏障進行數值模擬，結果表明，在風荷載的作用下，聲屏障所受的脈動峰壓顯著增大，受低壓渦流的影響，不同高度的風壓分布也發生了極大的變化，在進行結構設計時必須考慮2類載荷間的相互影響。以上研究都是關于普通混凝土單元板和試驗模擬的，而對UHPC聲屏障單元板的研究很少。本文中通過采用張拉強度等級為HRB400的鋼筋對2塊UHPC聲屏障單元板施加預應力，并結合非預應力單元板，研究不同預應力時UHPC聲屏障單元板的抗彎性能。

1 聲屏障單元板力學性能要求

依據鐵路工程建設通用參考圖《時速350 km客運專線鐵路路基插板式非金屬聲屏障》(通環〔2009〕8326)[10]，明確了聲屏障單元板的各項性能指標，如表1所示。

表1 聲屏障單元板力學性能要求

2 試驗

2.1 聲屏障單元板制作原材料及配合比

UHPC聲屏障單元板制作原材料的配合比如表2所示。

表2 超高性能混凝土聲屏障單元板制作原材料的配合比 kg/m3

2.2 UHPC聲屏障單元板設計

結合實際工程截面的形式及尺寸，設計3塊UHPC聲屏障單元板：非預應力UHPC聲屏障單元板，編號為FB1；預應力UHPC聲屏障單元板，編號為YB2、YB3。各單元板長度均為1 960 mm，寬度為500 mm，整體厚度為140 mm，其中背板和面板的厚度均為25 mm，面板與背板預應力筋布置位置相對應，UHPC聲屏障單元板截面如圖1所示，主要設計參數如表3所示。

圖1 超高性能混凝土聲屏障單元板截面(單位為mm)

表3 超高性能混凝土(UHPC)聲屏障單元板主要設計參數

2.3 材料性能

UHPC聲屏障單元板、HRB400級鋼筋的力學性能分別如表4、5所示。

表4 超高性能混凝土(UHPC)聲屏障單元板的力學性能

表5 HRB400級鋼筋的力學性能

2.4 UHPC聲屏障單元板制作工藝

UHPC聲屏障單元板制作過程分為3個階段，即攪拌、澆筑和養護。

1)攪拌。按UHPC配合比將試驗材料進行稱重，將石英砂混合攪拌后篩入鋼纖維，加入水泥、硅灰進行干拌至均勻，摻入減水劑并同時加水進行濕拌，攪拌成型。

2)澆筑。制作步驟如下：模板制定—張拉面板鋼筋—澆筑面板混凝土—放置吸音巖棉—張拉背板鋼筋—澆筑背板混凝土。為了測得預應力的損失值和計算有效預應力值，從鋼筋張拉到單元板加載前，持續保持對鋼筋應變數據的采集。

3)養護。參照國家標準GB/T 31387—2015[11]對單元板進行養護，以確保有足夠的強度，并防止單元板成型后因外部環境變化而出現不正常收縮裂縫等破損現象，制作完成的UHPC聲屏障單元板如圖2所示。

圖2 超高性能混凝土聲屏障單元板

2.5 測點布置與試驗加載方式

UHPC聲屏障單元板鋼筋應變片及混凝土應變片布置如圖3所示(面板預應力筋位置與背板預應力筋對應)，加載裝置如圖4所示。

(a)背板鋼筋、面板鋼筋及應變片

圖4 超高性能混凝土聲屏障單元板加載裝置

3 UHPC聲屏障單元板預應力施加

3.1 有效預應力計算

從預應力施加至試驗完成，影響預應力損失的因素繁多且計算難度大，為了較準確地計算鋼筋的有效預拉應力σpe和預應力損失σloss，從鋼筋的張拉到放張(加載前)，全程采用動態信號采集分析系統DHDAS實時監測鋼筋在各時段的應變，得出預應力鋼筋的有效預應力值及預應力損失σloss，即

σloss=σcon-σpe，

(1)

式中σcon為預應力筋的張拉控制應力。

圖5所示為YB2、YB3預應力筋應變-時間曲線，表6所示為預應力筋各階段平均應力和UHPC有效預應力。由圖5可知，預應力筋張拉至控制應力并進行錨固后，預應力筋應變迅速減小，錨固后至放張完成，此過程預應力筋應變雖然有所波動，但是逐漸趨于穩定。由表6可知，前期(第2天結束)預應力筋的應變迅速減小，YB2、YB3的預應力損失率分別為25.7%、35.8%；后期(第3天開始至放張完成)YB2、YB3的預應力損失率分別為6.9%、11.0%，表明后期預應力損失較小，預應力筋應力逐漸趨于穩定；YB2、YB3最終預應力損失率分別為30.8%、42.9%，原因是用螺栓固定預應力筋的能力較差，張拉控制應力越大則損失越大。

表6 YB2、YB3預應力筋各階段平均應力和超高性能混凝土(UHPC)有效預應力

3.2 預應力度計算

表7所示為UHPC聲屏障單元板的預應力度。從表中可以看出，預應力度較小，原因是采用HRB400級鋼筋張拉，張拉力不宜過大，以避免個別鋼筋被拉斷和施工階段引起單元板某些部位受到拉力甚至開裂。

表7 超高性能混凝土(UHPC)聲屏障單元板的預應力度

4 結果與分析

4.1 UHPC聲屏障單元板破壞過程

UHPC聲屏障單元板裂縫和破壞特征如圖6所示。從圖中可以看出，各單元板的破壞過程和破壞特征基本相同，均為彎曲破壞。在加載初期，混凝土尚未開裂，單元板處于彈性階段，跨中撓度、鋼筋和混凝土應變呈線性變化；持續加載時，伴隨首條裂縫在背板純彎段出現，撓度和應變小幅增大；隨著荷載增大，背板和腹板純彎段裂縫逐漸增多，并且大多數腹板裂縫與背板裂縫逐漸連通，而彎剪段只有在加載點附近出現少數裂縫；當荷載達到極限荷載時，撓度變形急劇增大，單元板發生彎曲破壞。UHPC聲屏障單元板按腹板裂縫向上發展的高度由大到小的順序為FB1、YB2、YB3，這是因為預應力可有效限制混凝土裂縫的產生與發展，所以預應力度越大，限制裂縫發展的效果越好。UHPC聲屏障單元板按腹板裂縫間距由大到小的順序為YB3、YB2、FB1，說明施加預應力使UHPC聲屏障單元板脆性增大并且延性劣化。

(a)FB1

4.2 UHPC聲屏障單元板應變分析

4.2.1 腹板混凝土應變

圖7所示為UHPC聲屏障單元板腹板混凝土荷載-應變曲線。以單元板腹板豎向中點為界，將腹板分為上腹板和下腹板。從圖7(a)、(c)、(e)中可以看出，在下腹板開裂前，各單元板下腹板混凝土應變隨荷載增大呈線性增長，開裂后，曲線斜率逐漸減小，下腹板混凝土應變變化速率增大。從圖7(b)、(d)、(f)中可以看出，隨著荷載的增加，FB1上腹板混凝土應變由負值轉為正值，即隨著荷載的增加，腹板混凝土中和軸位置不斷上移，當上移至腹板豎向中點以上時，上腹板混凝土由受壓狀態轉為受拉狀態；YB2上腹板混凝土應變雖然為負值，但是曲線有明顯的向正值變化的趨勢；而YB3上腹板混凝土應變為負值，無明顯轉為正值的趨勢。以上結果說明FB1腹板混凝土裂縫向上發展的長度最大，YB3腹板混凝土裂縫向上發展的長度最小，驗證了預應力能有效限制混凝土裂縫的產生與發展，在一定程度上，對UHPC施加的有效預壓應力越大，則對限制裂縫開展的效果越好。

4.2.2 背板鋼筋跨中應變

圖8所示為UHPC聲屏障單元板背板鋼筋跨中荷載-應變曲線。從圖中可以看出，各單元板變化趨勢基本一致，主要分為3個階段：1)彈性階段。在加載初期，鋼筋與混凝土協調變形，共同承擔拉應力，鋼筋應變較小，應變與荷載成比例增大。2)彈塑性階段。單元板開裂后，混凝土退出工作，引起縱筋應變的突增，曲線斜率減小。3)塑性階段。隨著荷載的增大，縱筋達到屈服狀態，混凝土裂縫寬度迅速增大，裂縫不斷向上延伸，單元板中和軸逐漸上移，鋼筋承擔的拉應力逐漸增大，直至UHPC聲屏障單元板破壞。

從圖8中還可以看出，在單元板破壞前，FB1、YB2底部鋼筋已達到屈服狀態，而YB3底部鋼筋未有明顯的屈服狀態，原因是預應力提高了單元板整體剛度，限制了裂縫的發展，撓度變形減小，導致YB3縱筋變形較小。

(a)FB1

4.3 UHPC聲屏障單元板裂縫及撓度分析

4.3.1 裂縫分析

圖9所示為UHPC聲屏障單元板背板與腹板荷載-裂縫寬度曲線。由圖可知，在各單元板開裂至破壞前，背板和腹板的裂縫寬度與荷載近似成比例，并且按圖中曲線斜率由大到小的順序為YB3、YB2、FB1，而曲線斜率越大，則單元板的剛度越大，表明預應力可增大單元板的剛度。在各單元板破壞后，背板和腹板按裂縫寬度由大到小的順序為YB3、YB2、FB1，原因是預應力抵消了背板和腹板部分拉應力，限制了裂縫的發展，改善了UHPC聲屏障單元板抗裂性能，并且預應力越大，單元板抗裂效果越顯著。

(a)背板

4.3.2 撓度分析

表8所示為UHPC聲屏障單元板不同彎矩階段的撓度。從表中可以看出，當彎矩從0.4Mu(Mu為單元板極限彎矩)加載至0.6Mu時，FB1、YB2、YB3的撓度增長幅度分別為126%、104%、58%，當彎矩從0.6Mu加載至0.8Mu時，FB1、YB2、YB3的撓度增長幅度為113%、101%、94%，原因是預應力度對UHPC聲屏障單元板整體剛度影響較大，在同一荷載下，預應力度越大，單元板撓度變化速率越小。當單元板達到破壞時，相較于FB1，YB2、YB3的最大撓度分別減小30.1%、42.5%，表明對單元板施加預應力能有效減小單元板撓度變形。

表8 超高性能混凝土(UHPC)聲屏障單元板不同彎矩階段的撓度

圖10所示為UHPC聲屏障單元板荷載-撓度曲線。從圖中可以看出，各單元板最大彈性撓度遠小于L/100(19.6 mm，其中L為聲屏障單元板長度)，滿足規范[10]中的要求。在UHPC聲屏障單元板開裂前，隨著預應力度的增大，曲線斜率略有增大，表明預應力可以提高單元板開裂前的剛度。在裂縫出現后，單元板剛度逐漸下降，進入彈塑性工作狀態。當荷載卸載至0時，UHPC聲屏障單元板按殘余變形由大到小的順序為FB1、YB2、YB3，說明預應力度越大，則UHPC聲屏障單元板的殘余變形越小，延性越差。

FB1—非預應力UHPC聲屏障單元板編號；YB2、YB3—預應力UHPC聲屏障單元板編號；L—聲屏障單元板長度。

4.4 UHPC聲屏障單元板抗彎性能分析

4.4.1 特征荷載分析

表9所示為UHPC聲屏障單元板特征荷載。由表可知，預應力度從0增至0.146和0.182，單元板背板開裂荷載分別增大了14.23%和54.45%，腹板開裂荷載分別增大了16.82%和35.2%。原因是對HRB400級鋼筋進行張拉，使UHPC聲屏障單元板受到預壓應力以抵消一部分荷載所引起的混凝土拉應力，減小了混凝土所受到的拉應力，改善抗裂性能即UHPC聲屏障單元板開裂荷載增大。各UHPC聲屏障單元板極限荷載值接近，表明施加預應力不能提升單元板的極限承載力。

表9 超高性能混凝土(UHPC)聲屏障單元板特征荷載

4.4.2 開裂彎矩計算

UHPC聲屏障單元板是由背板、面板(面板開孔)以及腹板組成的整澆空心板(內部填充吸音巖棉)，可將單元板視為整體共同受力。在受彎承載力計算中，將單元板正截面簡化為工字型截面，如圖11所示。

(a)實際截面

UHPC聲屏障單元板在荷載作用下，彎曲開裂荷載主要由UHPC自身抗拉強度以及有效預壓應力共同確定。非預應力混凝土受彎構件的開裂彎矩為

Mcrl=γftkW0，

(2)

式中：γ為截面抵抗矩的塑性影響系數，γ=(0.7+12/h)γm，其中γm為截面抵抗矩塑性影響系數的基本值[11]，取γm=1.35，h為單元板高度，當h<400 mm時，取h=400 mm，當h>1 600 mm時，取h=1 600 mm[12]；ftk為混凝土軸心抗拉強度標準值；W0為單元板換算截面預壓受拉邊緣抵抗矩。

根據等截面換算原則，將UHPC聲屏障單元板的縱筋與UHPC進行面積換算，則換算截面的彈性抵抗矩為

W0=I0/y0，

(3)

式中：I0為換算截面慣性矩；y0為換算截面形心至截面受拉邊緣的距離。

有效預加力對受彎構件產生預壓力，根據材料力學，預壓力對受彎構件開裂荷載產生的貢獻為

Mcr2=σpcW0，

(4)

式中σpc為預應力鋼筋對UHPC施加的有效預壓應力。

預應力UHPC聲屏障單元板開裂彎矩為

Mcr=Mcr1+Mcr2=(γftk+σpc)W0。

(5)

表10 超高性能混凝土(UHPC)聲屏障單元板背板開裂彎矩計算與試驗結果對比

5 UHPC聲屏障單元板有限元分析

5.1 有限元模擬分析

利用有限元分析軟件ANSYS，對非預應力UHPC聲屏障單元板FB1的抗彎性能進行模擬分析。為了便于建模、減少計算量和節省計算時間，建模時將面板開孔形狀和單元板截面進行簡化，將截面簡化為矩形進行ANSYS建模[13-14]，結果如圖12、13所示。

分別采用Solid 65單元[14]、Pipe 16單元[15]模擬混凝土和鋼筋。非預應力UHPC聲屏障單元板FB1的縱、橫向均對稱，取單元板的1/4結構進行建模，在ANSYS軟件中建立的幾何模型如圖14所示。

圖14 超高性能混凝土聲屏障單元板幾何模型

對單元板支座端進行X、Y和Z這3個方向的位移約束，另一端進行X和Z方向的位移約束。

材料參數設置如下：混凝土彈性模量為4.0×104MPa，泊松比為0.25，抗壓強度為129.3 MPa；鋼筋的彈性模量為2.0×105MPa，泊松比為0.3，屈服強度為466 MPa，極限抗拉強度為560 MPa；鋼墊板彈性模量為2.0×107MPa，泊松比為0.3，尺寸為500 mm×60 mm×50 mm(長度×寬度×高度)。

5.2 有限元計算結果及分析

按照等彎矩原則，將施加的面荷載等效換算為試驗施加的荷載。通過計算，模擬荷載7、14、28、35 kPa與試驗荷載7.78、15.56、23.03、31.11 kN一一對應。圖15為4組荷載作用下UHPC聲屏障單元板Y軸方向位移云圖，圖16所示為非預應力UHPC聲屏障單元板FB1跨中撓度模擬值與試驗值。由圖15、16可知，單元板撓度模擬趨勢與試驗趨勢均隨著荷載的增大而增大，并且跨中撓度最大。跨中撓度試驗值大于模擬值，原因是UHPC聲屏障單元板較薄且為空心，不易振搗，致使混凝土分布不均勻，易出現薄弱點，導致實驗時UHPC聲屏障單元板在薄弱處提前開裂或更易彎曲。

圖16 非預應力超高性能混凝土聲屏障單元板FB1跨中撓度模擬值與試驗值

4組荷載作用下UHPC聲屏障單元板第一主應力云圖如圖17所示。由圖可知，UHPC聲屏障單元板的第一主應力隨著荷載的增大而增大，并且跨中變化顯著。忽略應力集中現象，背板整體應力為正值，處于受拉狀態，面板整體應力為負值，處于受壓狀態，與試驗時UHPC聲屏障單元板面板受壓和背板受拉情況一致。對比各級荷載下的面板的最大主應力值，最大拉應力出現在矩形吸音孔周圍，并且隨著荷載的增大，應力集中出現更明顯。這是由2個原因造成的：1)將圓弧狀的孔簡化成矩形，導致在矩形的4個角位置出現應力集中；2)相鄰吸音孔的連接處是單元板的薄弱環節，在荷載作用下應力集中較突出。

當模擬施加的荷載約為35 kPa時，FB1背板出現裂縫，與試驗值28.1 kN較接近。試驗單元板和模擬單元板均能抵抗約4倍規范荷載(臺風地區的荷載不小于7 kPa)才會開裂，滿足規范要求，表明UHPC聲屏障單元板能很好地抵抗風荷載與列車高速行駛產生的脈動風荷載。

6 結論

本文中利用預應力UHPC聲屏障單元板的預應力施加方法，對單元板進行了抗彎試驗，結合有限元模擬對UHPC聲屏障單元板的試驗現象和各項試驗數據進行分析，得到以下主要結論：

1)通過張拉強度等級為HRB400的鋼筋對UHPC聲屏障單元板施加預應力，能有效地增大UHPC聲屏障單元板開裂荷載和剛度，但是延性劣化。

2)在考慮UHPC的抗拉強度和有效預壓應力的條件下，建立了UHPC聲屏障單元板開裂彎矩計算式，計算值與試驗值較吻合，可作為預應力UHPC聲屏障單元板開裂彎矩承載力計算式。

3)利用ANSYS軟件模擬分析了FB1的受力情況，撓度變化和開裂荷載的模擬值與試驗值相近，并且UHPC聲屏障單元板開裂荷載遠大于規范荷載，UHPC聲屏障單元板抗彎性能較好地滿足了規范要求。