雙跨連續(xù)GFRP-混凝土組合板的試驗研究

黃 輝 王文煒 戴建國

(1東南大學(xué)交通學(xué)院, 南京 210096)(2香港理工大學(xué)土木及環(huán)境工程系, 香港 999077)

雙跨連續(xù)GFRP-混凝土組合板的試驗研究

黃 輝1王文煒1戴建國2

(1東南大學(xué)交通學(xué)院, 南京 210096)(2香港理工大學(xué)土木及環(huán)境工程系, 香港 999077)

為研究GFRP-混凝土組合板的受力性能,對3塊GFRP-混凝土組合連續(xù)板進行了靜載試驗.3塊組合板分別通過環(huán)氧樹脂膠或剪力栓釘與下部型鋼支座連接.試驗結(jié)果表明:所有組合板的最終破壞形態(tài)均表現(xiàn)為加載墊塊處局部沖剪破壞;中支座處和邊支座處沒有出現(xiàn)荷載重分布現(xiàn)象,組合板表現(xiàn)出良好的空間受力性能及變形協(xié)調(diào)能力.然后,基于塑性極限理論,提出了一種GFRP-混凝土組合板極限承載力計算方法.預(yù)測值與試驗值的比較結(jié)果表明,所提方法可以有效地預(yù)測GFRP-混凝土組合板的極限承載力.

GFRP-混凝土組合板;連接方式;沖剪破壞;極限承載力

FRP-混凝土組合板是一種新型組合結(jié)構(gòu)形式,由FRP型材、混凝土及分布在混凝土中的橫向及縱向鋼筋組成.相較于傳統(tǒng)的鋼筋混凝土板結(jié)構(gòu),FRP型材既可作為澆筑上部混凝土?xí)r的模板,也可參與結(jié)構(gòu)后期受力,還可充分發(fā)揮FRP自重輕、抗腐蝕、耐久性好等優(yōu)點,在減輕結(jié)構(gòu)自重的同時節(jié)省了后期維護費用.目前,國內(nèi)外的已有研究主要集中在簡支FRP-混凝土橋面板的理論計算及模型試驗研究等方面[1-11],對于靜力荷載作用下連續(xù)FRP-混凝土組合板的受力性能研究尚不多見.為此,本文對雙跨連續(xù)GFRP-混凝土組合板進行了靜力試驗研究,探討其受力性能和破壞特征,并提出了一種FRP-混凝土組合板極限承載力計算方法.

1 試驗

1.1 試件

試驗共設(shè)計了3塊GFRP-混凝土組合連續(xù)板,組合板與下部工字型鋼梁支座位置處采用不同的連接方式(見表1).JZ板的連接方式為環(huán)氧樹脂黏結(jié)(見圖1(a));LXSJ板和DKSJ板的連接方式為栓釘連接,不同之處在于前者與鋼梁連接處僅使用1列栓釘,后者則使用2列栓釘(見圖1(b)和(c)).3塊試驗板具有相同的幾何尺寸和截面形式,板長1 800 mm,寬500 mm.沿組合板縱向等間距布置3個鋼梁支座,相鄰支座間的凈距為675 mm.鋼梁為工字型截面,高150 mm,上下翼緣板寬度為150 mm,厚度為10 mm,腹板厚度為7 mm.GFRP板上部現(xiàn)澆的混凝土內(nèi)沿橫向及縱向等間距布置直徑為6 mm的帶肋鋼筋,橫向間距為66.7 mm,縱向間距為100 mm.試驗板的橫斷面見圖1(d).

表1 試驗板設(shè)計和試驗結(jié)果

(a) JZ板縱斷面

(b) LXSJ板縱斷面

(c) DKSJ板縱斷面

(d) 橫斷面

(e) GFRP斷面

1.2 試驗材料

混凝土設(shè)計強度等級為C30,質(zhì)量配合比w(水泥)∶w(水)∶w(砂)∶w(石)=1∶0.39∶1.29∶2.88.水泥為42.5級普通硅酸鹽水泥;細骨料為天然河砂;碎石最大粒徑小于25 mm,連續(xù)級配.GFRP板材為由南京建輝復(fù)合材料有限公司生產(chǎn)的拉擠型材,截面形狀為帶T肋的矩形空箱,壁厚為5～8 mm(見圖1(e)).栓釘尺寸為直徑為16和19 mm兩種規(guī)格,長度為90 mm,橫向間距為100 mm.表2給出了所有材料的力學(xué)性能指標(biāo)實測值.

表2 材料屬性 MPa

1.3 試件制作

試驗板JZ的制作步驟如下:

① 制作GFRP底模板(見圖2(a)).在GFRP拉擠型材T肋的預(yù)設(shè)位置處鉆孔,并將直徑為6 mm的鋼筋穿過孔洞,橫向拼接成寬度為500 mm的GFRP底模板.拼裝過程中,在相鄰的GFRP箱室側(cè)壁間涂抹環(huán)氧樹脂膠.

② 支座處連接GFRP板與型鋼.在型鋼支座上翼緣板的長度方向每隔一段距離焊接尺寸為6 mm×6 mm的方鋼條,形成100 mm×138 mm×6 mm的凹槽.將環(huán)氧樹脂膠倒入凹槽中抹平,形成厚度為6 mm的環(huán)氧樹脂黏結(jié)層.

③ 澆筑混凝土.環(huán)氧樹脂膠層養(yǎng)護完畢后,綁扎GFRP-混凝土組合板內(nèi)的縱向鋼筋,支立側(cè)模,完成上部混凝土的澆筑.

(a) JZ板

(b) LXSJ板

(c) DKSJ板

試驗板LXSJ與DKSJ的制作步驟如下:

① 于型鋼支座的上翼緣頂面按一定距離焊接錨固螺栓;

② 在GFRP板上相應(yīng)位置處鉆取直徑為40 mm的孔洞,其位置與螺栓對應(yīng);

③ 將GFRP板穿過螺栓,放置在型鋼支座上(見圖2(b)和(c));

④ 支立側(cè)模并澆筑上部混凝土,形成組合梁.

1.4 加載及測量裝置

靜載試驗在500 kN反力架下進行,采用對稱加載的方式,將梁加載點中心設(shè)置于相鄰兩板跨結(jié)構(gòu)的中心位置處,加載點中心至鋼梁支座支撐線的距離為412.5 mm.加載點處設(shè)置平面尺寸為120 mm×120 mm、厚度為60 mm的方鋼塊,以模擬集中荷載.沿板結(jié)構(gòu)中心點橫向及縱向分別等間距布置5個百分表,以量測組合梁的撓度.在試驗板鋼梁中支座處,沿混凝土板頂面位置橫向布置5片電阻應(yīng)變片,間距為100 mm,以量測負彎矩區(qū)混凝土的橫向應(yīng)變.在左跨跨中截面位置處,分別在GFRP板底、混凝土上表面粘貼電阻應(yīng)變片,以量測板結(jié)構(gòu)跨中截面的應(yīng)變分布.在每個型鋼支座下方布置一個量程為500 kN的力傳感器,用于觀測加載過程中各支座之間荷載的分配情況.各測點的應(yīng)變值及荷載值均通過TDS-300應(yīng)變采集儀獲得.測點的具體布置情況見圖3.

(a) 立面圖

(b) 平面圖

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗過程及破壞形態(tài)

3塊板的最終破壞形態(tài)均表現(xiàn)為加載點處組合板上部結(jié)構(gòu)的局部沖切破壞,板底GFRP型材沒有發(fā)生破壞(見圖4(a)和(b)).

(a) 板上表面

(b) 板底面

(c) 界面開裂

JZ板加載至40 kN時,鋼梁支座位置發(fā)出膠體開裂的聲音;繼續(xù)加載至100 kN時,組合板中支座上方負彎矩區(qū)混凝土開裂,產(chǎn)生第1條裂縫;加載至180 kN時,中支座上方出現(xiàn)了第2，3條裂縫,加載點鋼墊塊附近及中支座上方混凝土與GFRP板之間也出現(xiàn)了界面開裂(見圖4(c));荷載增加至330 kN時,在中支座上方混凝土與GFRP之間,由于界面滑移而產(chǎn)生的剝離裂縫進一步增大;加載至350 kN時,邊支座混凝土頂面開裂,同時在加載墊塊四周迅速出現(xiàn)沿各個方向的放射狀裂縫;持續(xù)加載至380 kN時,加載墊塊處由于應(yīng)力集中而發(fā)生沖切破壞;至此認為組合板破壞,結(jié)束加載.加載過程中組合板沿橫向及縱向整體受力性能良好,相鄰GFRP箱室間未發(fā)生明顯錯動,表現(xiàn)出雙向板的破壞特點.其余2塊板與JZ板的試驗現(xiàn)象及破壞過程類似.

2.2 支座反力

圖5為各板中支座及端支座反力隨著外荷載的變化情況.由圖可知,所有試件的荷載-支座反力曲線在組合板沖切破壞之前均呈現(xiàn)出線性增長規(guī)律,且3個板的邊支座反力與中支座反力的比例關(guān)系趨于一致.以JZ板為例,在試件破壞前,所有試件端支座反力與中支座反力的比值始終約為0.27.

圖5 荷載-支座反力關(guān)系曲線

2.3 荷載-撓度曲線

圖6給出了所有板結(jié)構(gòu)加載中心點處的荷載-撓度曲線.由圖可知,3個板的中心點處荷載-撓度曲線隨著荷載的增加呈現(xiàn)出近似線性的變化規(guī)律.然而,各板的剛度及最終撓度不盡相同.JZ板與DKSJ板表現(xiàn)出相似的荷載-撓度變化規(guī)律,兩者的最終極限撓度δu,t分別為8.07和8.98 mm,極限撓度δu,t與板厚t的比值分別為0.062和0.069.LXSJ板在荷載達到200 kN之前的結(jié)構(gòu)剛度明顯高于JZ板和DKSJ板;當(dāng)外荷載超過200 kN后,LXSJ板的跨中撓度迅速增長,結(jié)構(gòu)剛度明顯低于JZ板和DKSJ板,究其原因在于LXSJ板GFRP管中錨固栓釘?shù)幕炷岭S著荷載的增加受拉開裂,導(dǎo)致其約束效果減弱.對于,LXSJ板,δu,t=14.49 mm,δu,t/t=0.111.上述結(jié)果表明,3個板結(jié)構(gòu)均為小撓度板,即δu,t/t<0.2[12].

圖6 荷載-撓度曲線

圖7(a)和(b)分別為DKSJ板橫向及縱向各測點撓度隨外荷載的變化情況.由圖可知,組合板的橫向及縱向撓度變化規(guī)律大致相同,即沿某一方向的撓度在加載點處達到最大值.板的橫向為自由端,故板邊具有一定的撓度.組合板沿2個方向均表現(xiàn)出良好的變形協(xié)調(diào)能力,具有雙向板的受力特點.

(a) 橫向撓度

(b) 縱向撓度

2.4 應(yīng)變分布

試驗過程中3個板的應(yīng)變發(fā)展變化規(guī)律相似.圖8給出了JZ板橫向各測點應(yīng)變值隨著外荷載的變化規(guī)律.由圖可知,組合板各測點的應(yīng)變值隨著荷載的增加表現(xiàn)出類似的發(fā)展規(guī)律,即加載點處的混凝土應(yīng)變和GFRP板應(yīng)變值最大,其他位置處的應(yīng)變值相對較小.破壞時,混凝土的壓應(yīng)變最大值為-2.781×10-3,GFRP板的拉應(yīng)變最大值為1.720×10-3.

(a) 混凝土應(yīng)變

(b) GFRP應(yīng)變

圖9為JZ板上表面縱向各測點應(yīng)變值隨外荷載的變化情況.由圖可知,縱向各測點的應(yīng)變值沿加載點呈近似對稱分布的變化規(guī)律,說明邊支座與中支座提供了類似的邊界約束條件.此外,靜力加載過程中2個反彎點的位置沒有出現(xiàn)明顯移動.

圖9 JZ板的縱向應(yīng)變發(fā)展變化情況

3 極限承載力計算

3.1 塑性極限理論

本文利用塑性極限理論[13]對GFRP-混凝土組合板在集中荷載作用下的極限承載力進行計算分析.對承受集中荷載的組合板而言,其破壞的屈服線型式如圖10所示.

圖10 組合板破壞的屈服線型式

當(dāng)試驗板加載點向下移動1個單位虛位移時,外荷載P所做的虛功W為

W=P×1=P

(1)

板中內(nèi)力沿屈服線AB,CD所做的功可表示為

(2)

沿屈服線AD,BC所做的功可表示為

(3)

沿斜向屈服線Aa,Bb,Cc,Dd所做的功為

(4)

將式(2)～(4)代入式(1)中,即可得到

(5)

3.2 單位板寬抗彎承載力的計算

由于本文研究的GFRP-混凝土組合板為正交異性板,在計算x,y方向上單位板寬的抗彎力時需要分別考慮2個方向上組合板的構(gòu)造形式.根據(jù)組合板結(jié)構(gòu)的最終破壞形態(tài),分別選取如圖11(a)和(b)所示的計算單元以求解2個方向上單位板寬的抗彎力.圖中,εc,εs1,εs2,εf分為混凝土的壓應(yīng)變、縱向鋼筋拉應(yīng)變、橫向鋼筋拉應(yīng)變及GFRP拉應(yīng)變.在計算x方向上單位板寬的抗彎承載力時,沒有考慮底層GFRP板的作用,原因在于組合板結(jié)構(gòu)破壞時只發(fā)生了組合板上層結(jié)構(gòu)的局部沖切破壞.同時,鑒于GFRP板材橫向抗拉強度低的特點,在計算y方向上單位板寬抗彎承載力時忽略了GFRP箱室的作用.

(a) x方向

(b) y方向

使用截面分析方法[14]對上述單位板寬的抗彎承載力進行計算.通過理論計算,可以得到mx=30.42 kN·m,my=3.41 kN·m,mu=22.11 kN·m,sinφ=0.555,cosφ=0.832.將計算結(jié)果代入式(2)～(5),可得P=209.3 kN.進而根據(jù)試件的加載方式,可得文中板結(jié)構(gòu)的極限承載力預(yù)測值Pu,p=2P=418.6 kN.對比3個試件極限承載力的預(yù)測值與試驗值可以發(fā)現(xiàn),預(yù)測值與試驗值之間的誤差較小,表明所提方法可以較好地預(yù)測該類組合板的極限承載能力.

4 結(jié)論

1) 集中荷載作用下，環(huán)氧樹脂膠及剪力栓釘對GFRP-混凝土組合板提供了相似的邊界約束.采用不同連接方式的組合板極限承載能力相差不大，最終破壞形態(tài)都表現(xiàn)為加載墊塊附近組合板的局部沖剪破壞.

2) GFRP-混凝土組合板在加載過程中出現(xiàn)了中支座上方GFRP-混凝土界面滑移開裂，但結(jié)構(gòu)整體性能良好，表明這種新型組合板具有良好的空間受力性能及協(xié)同變形能力.

3) 提出了一種GFRP-混凝土組合板極限承載力計算方法.所得預(yù)測值與試驗值吻合較好，誤差較小，表明該方法可以有效地預(yù)測GFRP-混凝土組合板的極限承載力.

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Experimental study on two-span continuous GFRP-concrete composite slabs

Huang Hui1Wang Wenwei1Dai Jianguo2

(1School of Transportation, Southeast University, Nanjing 210096, China) (2Department of Civil and Environmental Engineering, The Hong Kong Polytechnic University, Hong Kong 999077, China)

In order to investigate the mechanical behavior of GFRP (glass fiber reinforced polymer)-concrete composite slabs, three continuous GFRP-concrete composite slabs were tested under the static loads. The three composite slabs were connected with steel girder supports by either epoxy resin or shear studs. The experimental results show that all specimens are damaged with local punching shear failure at the loading pads. The load redistribution is not observed in middle and end supports. The composite slabs exhibit good mechanical performance and deformation compatibility. Then, based on the plastic limit theory, a calculation method for the ultimate load capacity of the GFRP-concrete composite slab was proposed. By comparing the test results with the predicted values, the effectiveness of the proposed method on predicting the ultimate load capacity of GFRP-concrete composite slabs is verified.

GFRP(glass fiber reinforced polymer)-concrete composite slab; connection type; punching shear failure; ultimate load capacity

2014-06-04. 作者簡介: 黃輝(1987—)，男，博士生;王文煒(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，wangwenwei@seu.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51078079,51278441).

黃輝,王文煒,戴建國.雙跨連續(xù)GFRP-混凝土組合板的試驗研究[J].東南大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版,2015,45(1):139-144.

10.3969/j.issn.1001-0505.2015.01.025

TU398.9

A

1001-0505(2015)01-0139-06