鋼-混凝土開孔鋼板-FRP筋連接結(jié)合部橫向抗彎性能研究

張曉亮 唐 軍 王曦宇

(1.中鐵建云南投資有限公司 云南昆明 650000；2.中國鐵建昆侖投資集團(tuán)有限公司 四川成都 610040)

1 引言

波形鋼腹板PC組合剛構(gòu)橋具有縱向剛度小、腹板不易開裂、降低預(yù)應(yīng)力損失、外形美觀等優(yōu)異性能[1-2]。對于波形鋼腹板-混凝土組合結(jié)構(gòu)，連接件是保證兩者協(xié)同工作的關(guān)鍵部位。雙開孔鋼板(T-PBL)連接件由開孔鋼板和貫穿鋼筋組成，具有承載力高、延性好、抗剪強(qiáng)度大、抗疲勞性能好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)[3-4]，是一種很有前景的連接件形式。目前開孔鋼板連接件所采用的貫穿鋼筋多為普通熱軋型鋼筋，在實(shí)際橋梁工程中會造成巨大的工程量。纖維增強(qiáng)聚合物(fiber reinforced polymer，簡稱FRP)筋是以纖維為增強(qiáng)體，樹脂為基體形成的一種新型復(fù)合材料，其具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕、非磁性等優(yōu)點(diǎn)，目前已被廣泛運(yùn)用于實(shí)際工程以改善結(jié)構(gòu)構(gòu)件性能，提高構(gòu)件承載力，減輕構(gòu)件質(zhì)量，方便施工[5]，因此在PBL連接件中使用FRP筋作為貫穿筋材值得進(jìn)行深入研究。

已有眾多學(xué)者通過推出實(shí)驗(yàn)和有限元分析對T-PBL連接件的抗剪承載力及其影響因素進(jìn)行了研究，趙唯堅(jiān)等[6]利用有限元軟件和控制參數(shù)法對影響T-PBL連接件抗剪承載力的因素進(jìn)行了分析；楊勇等[7]利用推出實(shí)驗(yàn)對不同承壓方式PBL連接件的承載力進(jìn)行了研究，提出了考慮端部混凝土承壓作用的PBL連接件抗剪承載力計(jì)算公式；朱偉慶等[8]根據(jù)已有試驗(yàn)和理論研究，提出了考慮側(cè)向約束力的PBL連接件抗剪承載力公式；薛偉辰等[9]對PBL連接件進(jìn)行了推出試驗(yàn)研究開孔板的開孔直徑、混凝土強(qiáng)度等級、貫通鋼筋的直徑和數(shù)量對開孔板連接件承載力的影響。近幾年，有學(xué)者將FRP材料應(yīng)用于PBL連接件中，并通過試驗(yàn)研究得到了開孔板-FRP復(fù)合連接件的抗剪承載力計(jì)算方法，宋進(jìn)勁[10]將 GFRP氈粘貼在開孔鋼板的表面，把GFRP筋作為橫向貫穿筋，制作了FRP/鋼復(fù)合開孔板連接件進(jìn)行推出實(shí)驗(yàn)，得到了FRP/鋼復(fù)合開孔板連接件抗剪承載力計(jì)算公式和荷載-滑移曲線模型；劉嘉欣[11]則通過推出實(shí)驗(yàn)和ABAQUS有限元模擬對GFRP開孔板連接件的抗剪性能進(jìn)行了研究，提出了GFRP開孔板連接件抗剪承載力和抗剪剛度的計(jì)算表達(dá)式。當(dāng)前針對PBL連接件的縱向抗剪能力已開展了一系列研究，而對于波形鋼腹板箱梁橋，由于波形鋼腹板平面外彎曲剛度較大，對混凝土頂?shù)装宓倪B接部位產(chǎn)生較大約束，在荷載作用下連接部位會產(chǎn)生較大的橫橋向角隅彎矩Mc，故連接部位需要具備足夠的橫向抗彎承載能力。

綜上所述，目前關(guān)于開孔板-FRP筋復(fù)合連接件的研究較少，尤其是開孔板-FRP筋復(fù)合連接件在橫向彎矩作用下力學(xué)性能的研究更少，因此，有必要對開孔板-FRP筋復(fù)合連接件的橫向抗彎性能進(jìn)行研究。為此，文中結(jié)合云南省地約科大橋?qū)嶋H工程設(shè)計(jì)了3個(gè)1∶1足尺波形鋼腹板與混凝土頂板結(jié)合部構(gòu)件，其連接件形式采用雙開孔鋼板連接件，并以不同的貫穿筋為研究變量，對開孔板-FRP筋復(fù)合連接件的橫向抗彎性能進(jìn)行探究。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)與制作

對于波形鋼腹板箱梁橋，由于腹板橫向剛度大于普通平鋼板，因此頂板和腹板結(jié)合面位置存在較大的橫向角隅彎矩Mws。如圖1所示，該彎矩值近似等于腹板頂部面外彎矩。

圖1 結(jié)合部橫向彎矩

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了3個(gè)抗彎試件，分別為 S1、S2、S3，試件設(shè)計(jì)主要參考《波形鋼腹板組合梁橋技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(CJJ/T 272—2017)[12]以及云南省地約科橋，以不同的貫穿筋為研究變量，各試件的具體信息見表1?；炷另敯宄叽鐬? 600 mm×1 220 mm×400 mm，內(nèi)部布置兩層鋼筋網(wǎng)。試件具體尺寸見圖2。

表1 試件參數(shù)

圖2 試件尺寸

試件S1、S2、S3的連接件類型均采用T-PBL連接件，波形腹板為1 600型，厚度20 mm；開孔板厚度20 mm，高度為200 mm，開孔直徑70 mm；貫穿筋類型分別為HRB400帶肋鋼筋、BFRP筋、GFRP筋，直徑均為16 mm。

混凝土等級為C55，試件澆筑過程中混凝土采用商品混凝土，經(jīng)28 d養(yǎng)護(hù)后測得尺寸為150 mm×150 mm×150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，抗壓強(qiáng)度為62.6 MPa。試件中鋼板采用Q355C鋼材。

2.2 試驗(yàn)加載與測試方案

針對混凝土頂板與腹板的結(jié)合部位置，在結(jié)合部處引入橫向彎矩?；炷另敯宸胖?根分配梁，懸臂端部放置分配梁，通過在加載梁端部施加豎向力來模擬偏載，使得混凝土頂板與波形鋼腹板連接構(gòu)造承受橫向彎矩M。

試驗(yàn)采用高精度半自動擬靜力伺服液壓控制臺試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，試驗(yàn)機(jī)最大加載能力為150 t，加載行程為20 cm。試驗(yàn)加載裝置如圖3所示，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)[13]，本試驗(yàn)采用單調(diào)靜力加載方式，試驗(yàn)開始前，先對試件進(jìn)行預(yù)加載，以檢查試驗(yàn)儀器、位移計(jì)等是否正常工作并對測試裝置進(jìn)行調(diào)零，同時(shí)消除試件與試驗(yàn)儀器之間的間隙。試驗(yàn)加載過程中采用分級加載方式，且每級荷載加載完成后持荷時(shí)間不少于10 min。試驗(yàn)中主要測試的內(nèi)容有試驗(yàn)過程中施加的荷載、試件撓度、界面滑移量等，加載示意及測點(diǎn)布置見圖4。

圖3 試驗(yàn)加載裝置

圖4 測點(diǎn)布置

3 試件破壞特征

試件破壞形態(tài)如圖5所示，試件S1、S2和S3的破壞形態(tài)大致相同:受拉側(cè)底部混凝土被拉裂，同時(shí)與鋼翼緣板之間發(fā)生較大的剝離，兩開孔鋼板之間的混凝土被壓壞，出現(xiàn)較大裂縫。但各試件的破壞過程有所區(qū)別。

圖5 試件破壞形態(tài)

試件S1的破壞過程可大致分為3個(gè)階段:(1)加載初期，試件表面無明顯變化，當(dāng)加載至100 kN·m左右時(shí)，試件受壓側(cè)側(cè)面跨中位置首先出現(xiàn)一條豎向裂縫，其發(fā)展較為緩慢，同時(shí)與開孔板垂直兩側(cè)面的開孔板端部位置出現(xiàn)一條斜裂縫，并迅速向混凝土頂面發(fā)展，但兩條裂縫寬度均未發(fā)生明顯增長，試件仍處于彈性階段。(2)當(dāng)加載至120 kN·m左右時(shí)，與開孔板垂直側(cè)面的開孔位置處，出現(xiàn)一條斜裂縫，并迅速發(fā)展至受拉側(cè)混凝土底部，其主要原因是貫穿鋼筋直徑較小，對混凝土裂縫發(fā)展的抑制作用較小，容易產(chǎn)生較大裂縫，且裂縫發(fā)展較為迅速；同時(shí)荷載隨位移增長速度變慢，試件進(jìn)入彈塑性階段。(3)與開孔板垂直側(cè)面的開孔位置處出現(xiàn)裂縫后，開孔板端部斜裂縫以及受壓側(cè)豎向裂縫發(fā)展緩慢，隨著荷載進(jìn)一步增大，開孔位置處的裂縫延伸至受拉側(cè)混凝土底部后不斷發(fā)展，裂縫寬度進(jìn)一步增大，最終在受拉側(cè)混凝土底面形成一條貫穿裂縫，同時(shí)，受壓側(cè)底部撓度迅速增加，荷載則基本不變，試件屈服。

試件S2和S3的破壞過程則大致分為2個(gè)階段:(1)彈性階段。在此階段初期，荷載未達(dá)到開裂荷載，試件無明顯變化，當(dāng)加載至100 kN·m左右時(shí)，試件受壓側(cè)側(cè)面跨中位置出現(xiàn)一條豎向裂縫，與試件S1的開裂荷載相近，這是由于鋼翼緣板的約束作用，受壓側(cè)混凝土首先受力，兩分配梁之間混凝土外表面受拉并達(dá)到極限拉應(yīng)變開裂，混凝土開裂荷載主要受縱向配筋率影響，各試件縱向配筋率相同，故開裂荷載大致相同。(2)彈塑性階段。隨著荷載的進(jìn)一步增大，同時(shí)荷載隨位移增長速度逐漸變慢，荷載加載至130 kN·m左右時(shí)，開孔板垂直兩側(cè)面的開孔板端部及開孔位置處出現(xiàn)斜裂縫，同時(shí)受拉側(cè)底部直板段位置對應(yīng)混凝土被拉裂，伴隨著明顯噼啪聲響，開孔位置處的斜裂縫出現(xiàn)后迅速發(fā)展至受拉側(cè)混凝土底部，最終在受拉側(cè)混凝土底面形成一條貫穿裂縫，荷載繼續(xù)增加，裂縫寬度不斷擴(kuò)大，但試件未出現(xiàn)新的裂縫，直至試件達(dá)到極限承載力，混凝土頂板內(nèi)部發(fā)出劇烈的纖維筋斷裂聲響，荷載值迅速下降，試件喪失承載力，屬于明顯的脆性破壞特征。這是因?yàn)榕c鋼筋相比，F(xiàn)RP筋的本構(gòu)關(guān)系為線彈性，沒有屈服點(diǎn)，同時(shí)彈性模量也較低，所以其配筋結(jié)構(gòu)在正常使用階段具有較大的裂縫寬度，且呈現(xiàn)出脆性破壞特征。

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 極限承載力

各試件極限承載力見表2，與貫穿筋為普通鋼筋的試件S1相比，貫穿筋采用FRP筋的試件，無論是BFRP筋還是GFRP筋，試件的承載能力均有所下降。試件S2的極限承載力與試件S1相比下降了6.24%，試件S3的極限承載力與試件S1相比則下降了16.4%。其主要原因是，F(xiàn)RP筋具有較高的抗拉強(qiáng)度，但是相比于普通熱軋鋼筋，其抗剪能力較弱，在橫向彎矩作用下，開孔鋼板以及孔中的混凝土榫會擠壓貫穿筋，導(dǎo)致孔中貫穿筋承受較大的橫向剪力，而在拉力和剪切力的共同作用下，F(xiàn)RP筋承載能力下降，極易被破壞，因此與貫穿筋為普通鋼筋的試件相比，貫穿筋為FRP筋的試件承載力較低。

表2 試件承載力對比

4.2 荷載-位移曲線

為了便于比較分析，各試件的荷載-位移曲線均在圖6中表示。由試驗(yàn)結(jié)果以及圖6可知，加載前期，各試件的荷載-位移曲線呈線性關(guān)系，試件處于彈性階段，隨著荷載的不斷增大，試件表面開始出現(xiàn)裂縫，當(dāng)與開孔板垂直的兩側(cè)面出現(xiàn)裂縫后，試件剛度開始下降，受壓側(cè)撓度增長速率相對增大。試件S1破壞時(shí)，其受壓側(cè)撓度為40.86 mm，試件S2、S3在破壞時(shí)的受壓側(cè)撓度分別為30.05 mm、33.62 mm，與試件S1相比撓度分別降低了26.46%、17.72%，由此可見，在橫向彎矩作用下，貫穿筋采用FRP筋的試件與貫穿筋為同直徑普通鋼筋的試件相比，其承載能力及延性均有所下降。

通過比較圖6中試件S2和S3的荷載-位移曲線可知，不同種類的FRP筋也會對結(jié)合部試件的橫向抗彎性能產(chǎn)生影響。與試件S2相比，試件S3的承載力降低了10.85%，但相比于試件S2，試件S3破壞時(shí)的受壓側(cè)撓度增大了11.88%，由此可見，GFRP貫穿筋構(gòu)件相比于BFRP貫穿筋構(gòu)件承載能力有所降低，但其延性有所提高。

圖6 荷載-位移曲線

5 結(jié)論

(1)不同貫穿筋的橫向抗彎構(gòu)件破壞特征不同:貫穿筋為普通鋼筋的構(gòu)件屬于延性破壞，破壞時(shí)具有明顯的屈服階段；貫穿筋為FRP筋的構(gòu)件則表現(xiàn)為明顯的脆性破壞特征，達(dá)到極限承載力后，隨著FRP筋的斷裂，構(gòu)件迅速喪失承載力。

(2)在橫向彎矩作用下，貫穿筋為普通鋼筋的構(gòu)件破壞過程可分為彈性階段、彈塑性階段和屈服階段；而貫穿筋采用BFRP筋和GFRP筋的構(gòu)件破壞過程僅存在彈性階段和彈塑性階段。

(3)在橫向彎矩作用下，相比于貫穿筋為普通鋼筋的抗彎構(gòu)件，貫穿筋采用BFRP筋和GFRP筋的構(gòu)件橫向抗彎承載力及其延性均有所下降；同時(shí)與貫穿筋為BFRP筋的構(gòu)件相比，貫穿筋為GFRP筋的試件承載力有所降低，但其延性有所提高。