預制UHPC-NC 板組合濕接縫抗彎性能試驗研究

張陽 ，張軼 ?，邱俊峰 ，黃金局

［1.風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室（湖南大學），湖南 長沙 410082；2.福建省交通規劃設計院有限公司 近海公路建設與養護新材料技術應用交通運輸行業研發中心，福建 福州350004］

沿海地區灘涂眾多，公路橋梁的建設與維護會遭受臺風、海浪甚至海嘯等復雜海洋動力的沖擊，造成混凝土開裂，而沿海高腐蝕性環境則會加劇混凝土開裂后的不利影響，帶來耐久性和安全性問題.超高性能混凝土（Ultra-high Performance Concrete，UHPC）是一種具有超高力學性能和超強耐久性的水泥基復合材料［1-2］，其韌性強，施工和易性好，在沿海灘涂橋梁工程領域具有廣闊的應用前景.雖然普通預應力混凝土結構也能滿足其受力要求，但面對沿海高腐蝕性環境，常規混凝土結構極易受到氯離子侵蝕而產生耐久性問題.因此，依托項目基于UHPC提出了沿海浪濺區新型預制UHPC-NC 組合板橋梁.預制組合板以UHPC 作為底層受力結構，上層為普通混凝土（Normal Concrete，NC），具有抗裂性能優異、耐久性強、施工便捷、經濟性高等優點.組合板在工廠預制養護好后整體吊裝至橋墩，澆筑縱向濕接縫形成整體.其現澆縱向濕接縫部位成為該結構的薄弱環節，接縫病害將導致主梁之間不能協同變形，單板受力，嚴重威脅橋梁的安全使用.而本項目的UHPC-NC 組合板橋采用UHPC 作為其濕接縫材料，形成了存在UHPC-UHPC 和UHPC-NC 兩種界面的組合濕接縫結構形式.

國內外對于采用UHPC 澆筑的帶縫預制板的受力性能已有較多研究.張陽等［3-4］對UHPC-NC 界面軸拉性能和抗剪性能開展研究，發現UHPC 濕接縫的軸拉性能遠優于NC 濕接縫；UHPC-NC 界面抗剪黏結性能優異，NC 表面粗糙度是影響界面抗剪強度的主要因素.霍文斌等［5］、尹炳森［6］研究了矩形、楔形、菱形、漏斗形等不同構造形式的UHPC 澆筑接縫的預制NC 帶縫板（簡稱UHPC-NC 接縫板）抗彎性能，結果表明，UHPC與NC之間具有較強的界面黏接性能，接縫界面的開裂強度大于預制板內普通混凝土的開裂強度.張永濤等［7］、龍佩恒等［8］研究了不同接縫寬度下UHPC-NC 接縫板試件抗彎性能，發現濕接縫不會削弱橋面板的抗彎承載力，并且UHPC 能顯著提高濕接縫的抗裂性能.Jiang 等［9］進行了13 塊UHPC-NC接縫板的研究，結果表明，UHPC接縫較完整板極限荷載下降9%～22%，并建議接縫寬度應大于或等于200 mm，接縫鋼筋錨固長度160 mm.方志等［10］進行了UHPC澆筑接縫的預制UHPC帶縫板（簡稱UHPC-UHPC 接縫板）抗彎研究，結果表明，當搭接長度滿足要求時，接縫段內縱筋的不同構造形式對試件的抗彎性能影響較小.陳德寶等［11］對不同界面處理方式的鋼-UHPC 組合橋面板進行軸拉性能試驗研究，結果表明，高壓水槍處理的界面開裂強度明顯優于環氧樹脂膠處理的界面.Qiu 等［12］進行了12 塊UHPC-UHPC 接縫板抗彎性能研究，發現矩形接縫抗裂性能、承載力較低，但延性較高，而局部加高T型接縫則相反.

綜上，現有關于UHPC-NC 和UHPC-UHPC 接縫板已有較多研究，但UHPC-NC 板組合濕接縫存在UHPC-UHPC 和UHPC-NC 兩種材料界面，且UHPCUHPC界面位于底部受力不利位置，涉及此類組合濕接縫研究尚較少.因此，為研究預制UHPC-NC 組合板縱向組合濕接縫受力性能，本文以接縫構造為參數，對兩塊UHPC 接縫試件進行抗彎性能試驗研究，并根據試驗結果評判該組合濕接縫開裂和抗彎性能，以期為以后同類結構提供設計參考.

1 試驗簡介

1.1 依托工程

依托項目采用跨徑為10 m 的UHPC-NC 空心板組合橋梁結構，橫橋向主板之間采用UHPC 作為濕接縫材料進行連接，單板寬2.15 m，板高70 cm，UHPC 層厚9 cm，空心板圓孔直徑為35 cm，如圖1所示.經MIDAS建模計算，在正常使用狀態標準組合最不利工況下，梁底橫橋向設計最大拉應力為1.3 MPa.

圖1 UHPC-NC組合板橋設計圖（單位：cm）Fig.1 Design of UHPC-NC composite slab bridge（unit：cm）

1.2 試驗材料

澆筑使用的UHPC 材料均為預制UHPC 干混料，其中組合板UHPC 層采用等級為120 的UHPC 干混料，鋼纖維體積摻量為2%，90 ℃蒸養2 d；接縫部位采用等級為140 的UHPC 干混料，鋼纖維體積摻量為2.5%，常溫自然養護28 d.組合板NC部分采用C50商品混凝土.試驗采用直徑為12 mm 及8 mm 的兩種HRB400等級鋼筋.每次澆筑均同步澆筑材性試件.

根據《混凝土物理力學性能試驗方法標準》（GB∕T 50081—2019）［13］與《活性粉末混凝土》（GB∕T 31387—2015）［14］進行標準試件材料性能試驗（圖2），得到混凝土材料性能數據和鋼筋材料性能數據分別如 表1和表2所示.

表1 混凝土材料性能數據Tab.1 Concrete material performance data

表2 鋼筋材料性能數據Tab.2 Steel bar material performance data

圖2 材料性能試驗圖Fig.2 Material performance test diagram

1.3 試驗模型設計制作

試驗設計制作兩塊UHPC-NC 組合板接縫試件（菱形企口接縫JF-L 與倒T 形接縫JF-T）.試件除接縫長度外尺寸與配筋均按實橋設計的1∶2 比例進行縮尺并取消空心孔洞.試驗板接縫長20 cm，兩側板長95 cm，總長210 cm，板寬70 cm，底部UHPC 層高4.5 cm，上部NC 層高30.5 cm，總高35 cm.兩塊試驗板以接縫構造形式作為參數，JF-L 試件在層間設置菱形企口；JF-T 試件將底部預制UHPC 收窄，接縫現澆UHPC 兩邊各伸長10 cm 形成倒T 形.兩塊試件均在NC 層設置齒狀企口用以提升接縫界面抗剪和抗裂能力.試件具體尺寸示意圖如圖3所示.

組合板上下層界面處設置?12 mm 的U 型界面錨筋以提高界面黏結能力.底部UHPC 層縱向受力筋為?12 mm的U型鋼筋，在接縫處向上豎彎至上層NC 板，成為NC 板底部縱向受力筋，縱筋在UHPC 板內配筋率與實橋的橫向配筋率相同.上部NC層頂部縱向受壓鋼筋為?12 mm 直筋，底部為U 型鋼筋.接縫處為U 型鋼筋交錯錨固形式，接縫界面處配筋率為2.87%.設置?8 mm 四肢箍筋，間距為200 mm.為確保接縫界面性能，設置了?12 mm 界面加密鋼筋，JF-L 試件鋼筋長度為45 cm，JF-T 試件鋼筋長度為55 cm，由于加密鋼筋未通長布置，所以在板的剪跨段存在縱筋配筋率變化截面，配筋率由2.87%變為1.44%.試件鋼筋1∕2布置圖如圖4所示.

圖4 試件鋼筋1∕2布置圖（單位：mm）Fig.4 Layout of steel bar 1∕2 of the specimen（unit：mm）

試件澆筑過程為：①綁扎UHPC 層鋼筋、箍筋以及界面錨筋，并澆筑底層UHPC；②48 h 后拆模進行UHPC 板上表面人工鑿毛處理，進行為期48 h 的90 ℃蒸氣養護；③以UHPC 層為底模，綁扎NC 層鋼筋并澆筑上層普通混凝土，常溫自然養護28 d；④進行接縫界面人工鑿毛處理，界面充分濕潤后澆筑接縫UHPC材料，常溫養護28 d.

1.4 加載方案及測點布置

采用四點彎曲試驗加載方式，試件計算跨徑為200 cm，純彎段為50 cm，剪跨段為75 cm.試驗加載分為3 個階段：①預加載階段，按5 kN 一級的荷載步加載至預計開裂荷載的30%后卸載，預計開裂荷載按照4 MPa 界面開裂應力反算得到；②力加載階段，按 10 kN 一級的荷載步加載至試件荷載位移曲線出現平臺段或者單級撓度增長超過1.5 mm；③位移加載階段，單級位移荷載1.5 mm，加載至試件破壞.

在跨中、加載點、支座設置千分表測量板撓度變化.在接縫上下表面布置引伸計測量接縫界面名義拉壓應變.在組合板界面布置水平千分表測試組合板界面滑移量.在組合板側面、頂底面以及受拉縱筋布置電阻式應變片測試混凝土及鋼筋在加載過程中的應變變化情況.試驗加載與測點布置如圖5所示.

圖5 試驗加載與測點布置圖（單位：mm）Fig.5 Test loading and measuring point layout diagram（unit：mm）

2 試驗結果分析

2.1 破壞過程及特征荷載

兩塊試件破壞過程類似，可分為開裂前、裂縫發展、破壞3 個階段，以JF-L 試件為例簡述試驗過程.①開裂前階段：在試驗加載前期，試件處于彈性受力階段，未出現裂縫.②裂縫發展階段：荷載達到179.4 kN，試件濕接縫界面首先出現裂縫，荷載達到389.2 kN，在縱筋配筋率變化截面（以下簡稱變化截面）組合板底部UHPC 開始大量出現裂縫，裂縫密集細小.彎曲裂縫和剪切裂縫隨荷載的增加而不斷向上延伸，受壓區高度逐漸減小.③破壞階段：達到極限荷載575.6 kN 后，荷載開始緩慢下降.在此過程中界面裂縫產生回縮現象，彎剪段主斜裂縫開展迅速，此時不斷有鋼纖維拔出的撕扯聲響，同時伴有粉末狀UHPC 基體材料掉落，試件撓度迅速增加，組合板界面處出現局部輕微剝離現象.荷載下降到505.3 kN，組合板在加載過程中連續發出“砰砰砰”的悶響，荷載急速下降至極限荷載的57%（330 kN），主裂縫寬度達到10 mm 以上，可見UHPC 層縱筋頸縮斷裂現象，試驗停止.

試件破壞示意圖如圖6 所示.試驗結果顯示，兩塊接縫板在達到破壞時，頂部NC 未壓碎，彎剪段主裂縫處鋼筋頸縮斷裂，接縫部位結構較為完好.該破壞模式不同于少筋破壞的混凝土開裂即破壞，也不同于適筋破壞模式的受拉鋼筋屈服，頂部混凝土壓碎，試件在進入破壞階段后仍有一定的延性，但未發生頂部混凝土壓碎現象，而是受拉縱筋先發生頸縮斷裂.因此兩塊試驗板的破壞模式均為彎剪破壞.

圖6 試件破壞示意圖Fig.6 Schematic diagram of specimen failure

試件特征荷載如表3 所示.由表3 可知，兩塊試驗板界面處理方式、施工方法、配筋率等參數均相同，因此具有相近的開裂荷載和極限荷載界面，分別相差0.5%和2.8%.JF-L試件界面裂縫在270.1 kN時擴展至UHPC-NC 界面，JF-T 由于其倒T 形構造，防止了UHPC-NC 界面開裂.從兩側預制板開裂荷載來看，JF-L 較JF-T 的Pucr低9.4%，Pncr高12.3%，這表明JF-L 試件的組合板UHPC 部位開裂更早，但裂縫擴展速度慢于JF-T試件.

表3 試件特征荷載Tab.3 Specimen characteristic load

注：Picr表示界面初裂荷載，包括Pu-u（UHPC-UHPC 界面開裂荷載）和Pn-u（UHPC-NC 界面開裂荷載）；Pcr表示預制板開裂荷載，包括Pucr（預制板UHPC 層開裂荷載）和Pncr（裂縫開展至NC 層荷載）；Pu表示極限荷載.

2.2 荷載-位移曲線

兩塊試驗板的荷載-位移曲線如圖7 所示.由圖7 可知，試件在加載過程中大致可分為3 個階段：①線彈性階段：此時試件處于彈性受力階段，未出現裂縫，荷載-位移曲線為直線，試件剛度基本不變.②彈塑性階段：當荷載達到0.3Pu左右時，試件開始出現界面裂縫，裂縫隨荷載的增長而快速擴展，試件剛度逐步下降，鋼筋應變逐步增大，變化截面鋼筋首先達到屈服，開始出現大量裂縫.③破壞階段：到達極限荷載Pu后試件進入破壞階段，荷載開始緩慢下降，變化截面裂縫寬度迅速增加并形成主裂縫，鋼筋應力在主裂縫處急速增大，主裂縫寬度到達10 mm 以上，受拉縱筋在達到峰值拉應變后拉斷，荷載突降，試件破壞.

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load displacement curves

兩塊試件的荷載-位移曲線差異主要出現在彈塑性階段，JF-L 試件鋼筋屈服后荷載很快到達極限荷載并開始緩慢下降，而JF-T 試件在鋼筋屈服后荷載仍緩慢上升較長一段距離.其原因是JF-T 試件界面加密鋼筋比JF-L 試件長10 cm，加密鋼筋在彎剪段更長，這導致JF-T 試件的變化截面距離純彎段更遠，同樣的荷載下所受彎矩更小，推遲了主裂縫的開展時間，抑制了試件整體剛度的下降，也提高了試件的延性.

2.3 裂縫發展

荷載裂縫寬度圖與裂縫寬度特征荷載分別如圖8 和表4 所示.兩塊試件的裂縫發展過程大體相同，也存在差異.兩塊試件均在接縫界面出現第一條裂縫，擴展較為迅速.隨著荷載的增加，JF-L 試件在組合板UHPC 位置開始出現裂縫，而JF-T 試件由于倒T 形構造和較長的界面加密鋼筋，直到320.3 kN前，只存在接縫界面的兩條裂縫，應力的集中釋放導致JF-T 試件的P0.05荷載較JF-L 試件低28.5%.JF-T試件在240.6 kN 時裂縫沿著UHPC-UHPC 界面向上擴展至組合板的NC 層.但因其倒T 形構造，NC 層開裂后未沿UHPC-NC 界面擴展，而是在NC 層內斜向向跨中延伸.從這一方面來看JF-T 試件避免了UHPC-NC 界面開裂，比JF-L 試件有更好的界面抗裂性能.由圖8可知，JF-L試件因其界面加密鋼筋較短，變化截面較為靠近純彎段，該截面抗彎能力弱且受力較大，因此裂縫擴展比界面裂縫迅速.JF-T 試件因其較長的界面加密鋼筋，抑制了彎剪段裂縫的發展，在荷載進入下降段后，彎剪段裂縫寬度才超過界面裂縫.因此，從彎剪段主裂縫發展情況來看，JF-T試件能更好地抑制彎剪段裂縫的出現和發展.由圖6 可見，兩塊接縫板在最后破壞時均只有一條彎剪段變化截面的主裂縫.從底部裂縫分布看，主裂縫附近的UHPC 底板存在大量細小密集的裂縫，越靠近接縫界面裂縫越少，接縫內部未出現裂縫.從組合板側面看，側面裂縫分布基本與底部裂縫一一對應，主裂縫在變化截面處產生并向加載點外側延伸，除豎向裂縫外，在主裂縫處還存在細小的橫向組合板界面裂縫.

表4 裂縫寬度特征荷載Tab.4 Characteristic load table for cracks width

圖8 荷載裂縫寬度圖Fig.8 Load-crack width diagram

2.4 鋼筋應變分析

組合板底部UHPC 層的縱向受力鋼筋荷載-應變曲線如圖9 所示.由圖9 可知，因為濕接縫現澆段內雙倍縱筋配筋率，受拉鋼筋未屈服，JF-L 和JF-T試件最大拉應變分別為693 με 和572 με.界面縱筋應變增長與界面裂縫開展趨勢相同，在界面未開裂前，鋼筋應變線性增長，且數值較小；在界面開裂后，鋼筋應變突然增加并快速增長，JF-L和JF-T試件界面處鋼筋最大拉應變分別為1 968.4 με和2 350.4 με.由于破壞截面位于彎剪段，當荷載到達極限荷載主裂縫生成后，鋼筋應力產生應力重分布并集中在主裂縫處釋放，所以鋼筋應變產生回縮現象.

圖9 鋼筋荷載-應變曲線Fig.9 Load-strain curves of steel bar

2.5 界面滑移

UHPC-NC 組合板結構在發生彎曲變形時，因UHPC與NC彈性模量差異，二者產生變形差，導致界面水平相對滑移的產生.試件端部界面滑移隨荷載變化曲線如圖10 所示.由圖10 可知，滑移量在試驗加載前期數值均較小，在荷載達到0.8Pu后才有較大增長，即界面橫向裂縫出現較晚，在破壞中不起主導作用.在試件破壞后界面僅在主裂縫處有局部輕微剝離現象，但這也是應力集中釋放的結果，所以在U型錨筋+人工鑿毛處理下的組合板界面黏接性能可靠，整體工作性能良好.

圖10 界面滑移隨荷載變化曲線Fig.10 Interface slip curves with load variation

3 界面開裂應力計算分析

為明確預制組合濕接縫板各部位的抗裂性能，找出其薄弱環節并分析其原因，為后續研究和計算奠定基礎，本文參考陳斌［15］所用的名義開裂應力計算方法，計算得到試件接縫板各部位開裂應力如圖11所示.

圖11 接縫板各部位開裂應力Fig.11 Cracking stress of different parts of joint plate

3.1 UHPC-NC界面

由圖11 可知，JF-L 試件UHPC-NC 界面名義開裂應力為7.09 MPa，而JF-T 試件界面未開裂.UHPC-NC 界面黏接性能優異，黏接強度大于普通混凝土的抗拉強度［16］，其開裂通常會黏結部分NC基體.龍佩恒等［8］通過UHPC-NC 接縫板抗彎試驗得出UHPC-NC 界面開裂應力為1.95 MPa，張陽等［3］通過啞鈴型接縫軸拉試件得出界面開裂應力為1.43 MPa.而本文的7.09 MPa 遠遠超過常規UHPC-NC 界面的開裂應力，這是由于底部UHPC 層與NC 界面黏結性能好，水平方向層間抗剪剛度大，配筋UHPC 板受拉開裂后，NC層才開始出現裂縫，底部UHPC層對上層NC 起到了保護作用，因此名義開裂應力較大.所以在該組合濕接縫中，UHPC-NC 界面受力較小，組合板開裂性能主要取決于底層UHPC-UHPC 界面性能.

3.2 UHPC-UHPC界面

為分析UHPC-UHPC 界面開裂應力及其主要影響因素，統計包括本文在內的19 塊同類型的UHPCUHPC接縫板或接縫試件，通過試驗開裂荷載計算得到其開裂應力.主要統計數據列于表5.

表5 相關文獻UHPC-UHPC界面開裂應力Tab.5 Cracking stress of UHPC-UHPC interface in related literature

馮崢等［17］將鋼纖維摻量由1%提升到3%后開裂應力提升了64.8%，鋼纖維摻量的增加提高了基體抗拉強度，也增強了界面的鋼纖維橋接效應，從而提高了界面開裂應力.Qiu 等［12］將接縫配筋率由1%提高到3%后開裂應力僅提升4%；方志等［10］采用不同的接縫鋼筋搭接形式獲得了幾乎相同的開裂應力.界面抗拉強度主要由界面黏結力、纖維橋接作用、鋼筋抗拉作用提供，但在界面開裂時鋼筋面積、應變均較小，其提供的抗拉強度非常有限，因此界面鋼筋配筋率和搭接形式對界面開裂應力影響較小.此外，接縫形式將影響界面處的傳力路徑，進而影響界面開裂應力，對比方志等［10］、Qiu等［12］二者的研究結果，企口接縫比平縫開裂應力提高了22%.基于表5中的數據，繪制抗拉強度與界面開裂應力關系圖如圖12 所示.由圖12 可知，在抗拉強度相同的情況下，高壓水槍處理獲得的界面開裂應力比人工鑿毛大25%以上，并且，基材抗拉強度越高，開裂應力越大.其原因在于，高壓水槍鑿毛可以將基體材料細骨料鑿除使得鋼纖維外露且不損傷界面，暴露出來的鋼纖維在界面處產生橋連作用，使得界面傳力連續均勻；人工鑿毛可以使一部分鋼纖維暴露，但鑿毛質量難以保證，且易使界面局部受力過大產生微裂紋而影響界面強度.圖中σcr∕ft表示開裂應力與材料抗拉強度的比值，該比值可以顯示接縫對UHPC 材料的削弱程度，比值越大說明界面黏結性能越好，對UHPC 基材的削弱程度越小.對于人工鑿毛而言，σcr∕ft可以偏安全地取0.43，對于高壓水槍鑿毛而言，該值可偏于安全地取0.60.

圖12 抗拉強度與界面開裂應力關系圖Fig.12 Relationship between tensile strength and interfacial cracking stress

3.3 UHPC-UHPC界面開裂彎矩計算

對于帶濕接縫的受彎構件，截面在開裂前處于彈性階段，符合平截面假定，此時截面中性軸yn可以按照材料力學計算.界面應力分布與計算簡圖如圖13所示.

圖13 界面應力分布與計算簡圖Fig.13 The distribution of interface stress and calculation diagram

當底部UHPC 界面處應力達到其界面開裂應力σcr時，試件開裂，其開裂應力可由式（1）計算.根據開裂應力，可以按式（2）計算開裂應變εu，并依據截面應變分布幾何關系求出相應各部位鋼筋與混凝土應變，進而求得界面開裂彎矩.

式中：α為界面抗拉強度折減系數，該系數考慮了界面處理方式和界面形狀的影響，可以由公式α=βā計算，β為基體抗拉強度折減系數，根據不同界面處理方式可取0.43～0.60,為面積比，是接縫界面總面積與一般截面面積之比，對于矩形縫，取1；ftu為UHPC抗拉強度；Eu為UHPC彈性模量.

為驗證本文計算公式的適用性，對本文以及相關文獻的開裂荷載進行計算，計算結果列于表6.由表6 可知，對包括本文試驗板在內的17 塊UHPCUHPC濕接縫受彎試件開裂荷載的計算結果中，標準差為0.09，平均值為1.05，公式適用性良好.

表6 界面開裂彎矩試驗值與計算值的對比Tab.6 Comparison of interface cracking load between experimental and calculated

4 結論

為研究UHPC-NC 組合板縱向組合濕接縫抗彎性能，進行了兩塊接縫板（JF-L 與JF-T）的抗彎性能試驗研究，并得出了以下結論：

1）兩塊試件均在接縫界面處首先開裂，主裂縫位于彎剪段縱筋配筋率變化截面處，最后該截面縱筋發生頸縮斷裂，破壞模式均為彎剪破壞形式.

2）企口型與倒T 形構造的開裂荷載和極限承載力相差不大.但倒T形構造避免了UHPC-NC 界面的開裂，且剛度退化較慢，具有更好的界面抗裂性能和延性.此外，通過開裂荷載的計算，兩種濕接縫構造的開裂應力均滿足沿海浪濺區橋梁正常使用狀態要求.

3）界面處理方式、界面形狀和材料抗拉強度是UHPC-UHPC 界面開裂的主要影響因素.人工鑿毛的界面開裂應力約占UHPC 基體材料抗拉強度的43%，高壓水槍處理的約占60%.通過引入界面抗拉強度折減系數對UHPC-UHPC 濕接縫受彎構件開裂荷載進行了公式推導與計算，并驗證了公式的適用性.

4）兩種接縫構造具有相近的抗彎性能和整體抗裂性能，開裂應力均滿足建設要求，但倒T 形構造不易搭建模板，且不能保證現場施工質量（容易澆筑不密實），綜合受力性能和施工便利性，推薦菱形企口濕接縫作為UHPC-NC 組合橋的縱向組合濕接縫形式.