先张法UHPC-NC组合小箱梁设计与弯曲性能试验

Design and Bending Performance Test of Pretensioned UHPC-NC Composite Small Box Girders

摘要

基于超高性能混凝土（UHPC）的优异性能，本文提出一种轻型化、工业化的UHPC-普通混凝土（NC）先张预应力组合小箱梁结构。该结构通过瑞士超高性能纤维配筋混凝土规范与中国桥梁规范验算，满足A类预应力构件要求，较同跨径NC小箱梁减重达30%。为验证组合梁弯曲性能，设计并开展1片UHPC组合梁受弯破坏试验。试验表明：普通钢筋屈服时，底缘UHPC完成受拉应变强化，拉应变为1 930~2 100 με，裂缝细密且宽度小于0.2 mm；钢绞线屈服是梁刚度退化的转折点，此时顶缘UHPC压应变小于1 060 με（低于其极限压应变）；钢纤维此后滑移退出工作，受拉区应力重分布；最终破坏模式为顶板NC压溃，组合梁位移延性系数为2.3。根据试验缩尺比推算，考虑原型梁自重及结构重要性系数1.1，基本组合下汽车荷载分项系数可取2.03（高于规范值1.4），频遇组合下汽车荷载频遇值系数可取0.87（高于规范值0.7）。研究表明：先张法组合梁显著提升了UHPC截面预应力效率，其与UHPC的裂后协同工作性能良好，可满足工程设计要求。

Abstract

This study proposes a lightweight and industrialized pretensioned composite small box girder structure combining Ultra-High Performance Concrete （UHPC） and ordinary concrete （NC）， leveraging the superior mechanical properties of UHPC. Compliance verification with the Swiss ultra-high performance fibre reinforced concrete structural code and the Chinese bridge design code confirms that the composite beam satisfies Class A prestressed component requirements while achieving a 30% weight reduction compared to conventional NC box girders of identical span. To validate flexural performance， a bending failure test was conducted on a scaled specimen. As observed， upon ordinary reinforcement yielding， the UHPC at the bottom edge completed tensile strain hardening with strains of 1 930–2 100 με， developing fine cracks below 0.2 mm width. Steel strand yielding marked the stiffness degradation inflection point， where UHPC compressive strain at the top edge reached 1 060 με （below its ultimate strain）， followed by steel fiber pullout and tensile zone stress redistribution. Final failure occurred due to NC top slab crushing， yielding a displacement ductility coefficient of 2.3. Scaling analysis incorporating a structural importance factor of 1.1 indicates that for the prototype beam， the partial factor for vehicle loads under fundamental combinations is 2.03 （exceeding the standard 1.4）， while the frequent value coefficient under frequent combinations is 0.87 （surpassing the standard 0.7）. The pretensioned system demonstrates enhanced prestressing efficiency in UHPC sections and effective post-cracking material collaboration， confirming its viability for practical applications.

Graphical abstract

关键词

桥梁工程 / UHPC / 组合梁 / 抗弯试验 / 极限状态

Key words

bridge engineering / UHPC / composite beam / bending test / ultimate state

0 引 言

传统混凝土材料因自重较大、脆性大、抗拉强度低、耐久性不足等问题限制了其在大跨径结构、特种结构、恶劣环境中的应用。超高性能混凝土（UHPC）是一种超高强度、高韧性、低孔隙率的水泥基材料^［1］，成功研制后，展现出研究与应用的巨大潜力。目前，其材料性能与制备工艺趋于稳定，且在结构全寿命周期内经济性能显著提高，已被纳入工程实用范畴^［2］。

国内外UHPC在桥梁工程中的研究应用处于发展阶段，各国相关设计指南相继推出，主要应用于新型梁结构（T形梁、π形梁、预制节段梁）、桥面湿接缝、STC桥面体系、桥梁加固等。考虑到经济性，国内外逐渐开始了UHPC与普通混凝土（NC）组合梁的结构研究应用。2007年法国建成的单跨27 m的Pont Pinel公路桥利用17片UHPC预制梁节段通过体内束张拉成桥，采用现浇C45桥面板，设计中对两种混凝土材料不同收缩特性产生的次应力进行了特殊考虑，施工中预制梁顶面外伸钢筋于现浇桥面板中充当剪力连接件^［3］，是较早的UHPC-NC组合梁体系。2010年日本建成的主跨47.6 m的预制箱梁桥—GSE桥，小箱梁腹板及底板采用UHPC，并预制为不足10 t的梁节段，现场张拉纵向预应力拼装成桥后现浇桥面板普通混凝土，腹板顶面设置PBL连接件与桥面板连接以承载腹板与顶板间的纵向剪力^［4］。

Habel等^［5］较早开展了受拉区UHPFRC-受压区普通RC梁的弯曲性能试验研究。相比于普通混凝土梁，试验梁承载力及变形延性得到显著提高。Al-Osta等^［6-7］研究了UHPFRC加固普通RC梁弯曲性能，试验梁共7片，并建立了考虑梁二次受力的承载力计算方法。国内廖莎等^［8］进行了RPC无粘结预应力叠合梁的受力性能试验，发现截面的开裂弯矩可大幅度提高；季文玉等^［9］依据国内铁路32 m标准T梁进行了UHPC组合梁缩尺试验，主要结论包括UHPC组合梁弯剪破坏模态影响因素与普通混凝土梁类似，但UHPC组合梁抗剪破坏时具备一定延性；超细集料UHPC早期收缩对组合梁截面产生的次应力应予重视。温华杰等^［10］采用非线性有限元程序对预应力RPC-混凝土组合梁进行了破坏全过程分析，结果表明：将RPC配置在梁受拉区并张拉预应力钢筋可以充分发挥RPC的抗拉强度和耐久性。

UHPC抗拉强度较普通混凝土大幅提高，理论上可大幅优化混凝土构件的配筋思路^［11］。在桥梁使用荷载下，UHPC带裂缝工作时对钢筋的保护作用尚处于研究中。国外现采用的节段梁后张预应力体系仍存在钢束耐久性的问题。为解决预应力孔道对UHPC薄壁构件的截面削弱问题并利用UHPC对钢筋锈蚀的保护潜力，先张预应力UHPC梁成为一种更能适应工业化生产的中小跨径结构形式。本文提出一种30 m跨径的新型先张预应力UHPC-NC组合小箱梁结构，在试设计的基础上，开展1∶3几何缩尺比的抗弯性能试验研究，为探究本结构在工程应用中的可行性提供依据。

1 组合小箱梁设计

UHPC具有较大的抗压拉强度比，国内外试验研究表明，适筋UHPC梁在受弯破坏时受压区仍处于弹性阶段^［12］。因此，将受压区混凝土替换为普通混凝土是一种经济合理的方案。UHPC-NC组合梁采用先张预应力，可实现结构薄壁轻量化并简化施工流程，同时将普通钢筋网片化以适应工业化生产。

1.1　截面设计

设计对象为某8.5 m宽、跨径30 m的城市匝道桥梁，简支正交结构，公路-I级荷载。

UHPC-NC组合梁的构造尺寸如图1所示。横向三片梁布置，每片梁宽2.5 m，预制梁间采用400 mm宽钢筋湿接缝拼接。梁高1.5 m，桥面板C60混凝土厚18 cm，UHPC槽型梁高1.22 m。

1.2　配筋思路

如图2所示，组合梁底板配置24根直径15.2 mm钢绞线及4根直径28 mmHRB400级钢筋，钢绞线沿梁轴线通长布置，在高度方向分2层，采用“之”字形布置。上下层各布置12根，横向间距6 cm；上下两层高度方向间距3.5 cm，斜方向距离4.6 cm。保护层厚度2.5 cm。腹板配置直径16 mm间距160 mm的HRB400级钢筋网片，UHPC与普通混凝土板间采用“V形”抗剪钢筋连接，腹板钢筋网片伸入顶板抗剪。

1.3　设计验算

现有UHPC桥梁设计规范包括法国超高性能纤维配筋混凝土（UHPFRC）结构规范（NF P 18-710）^［12］、瑞士UHPFRC规范（SIA 2052）^［13］、日本《UHPFRC结构设计施工指南（草案）》^［14］。本文参考中国《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60—2015）^［15］中作用及瑞士UHPFRC结构规范中承载力计算方案进行设计验算。

设计荷载包括：结构自重（UHPC重度取28 kN/m³），汽车荷载（公路-I级），防撞墙（每侧15 kN/m），沥青铺装8 cm，结构重要性系数取1.1。

组合梁抗弯承载力计算中，UHPC轴拉强度标准值取8 MPa，考虑受拉区UHPC强度贡献，顶板普通混凝土采用等效矩形的应力分布。结果表明，梁体跨中最大弯矩为8 905 kN·m，跨中截面弯曲抗力为9 248 kN·m，满足要求。

组合梁抗剪承载力为2 552 kN，其中UHPC基体强度贡献V_{\mathrm{R}\mathrm{d},\mathrm{c}}为476 kN、箍筋强度贡献V_{\mathrm{R}\mathrm{d},\mathrm{s}}为1 234 kN、钢纤维强度贡献V_{\mathrm{R}\mathrm{d},\mathrm{f}}为841 kN；剪力设计值\gamma V_{\mathrm{d}}为1 183 kN，抗剪承载力满足要求。

按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》^［16］进行抗裂性验算。如表1所示，频遇组合下，UHPC截面下缘最不利拉应力为3.9 MPa，腹板斜截面最不利主拉应力为2.9 MPa。

参考目前工程常用C50普通混凝土小箱梁，物料使用及结构自重对比见表2，组合梁单位桥面自重比普通混凝土小箱梁减轻30%。

2 弯曲性能试验

2.1　试件设计与制作

为研究组合梁可行性，采用1∶3几何缩尺比制作1片工字梁进行抗弯性能试验。根据相似理论进行试验梁截面设计，结果见表3。

如图4所示，为保证缩尺梁弯曲极限工况先出现，跨中1 m采用标准配筋截面（3根15.2 mm钢束+1根18 mmHRB400钢筋）、梁端2.5 m进行弯曲配筋增强（3根15.2 mm钢束+1根18 mm钢筋+2根25 mm钢筋）。

2.2　材料性能

采用高应变强化型UHPC，钢纤维体积掺量为2%。如图5所示，采用瑞士UHPFRC规范^［13］要求测试力学特性，结果见表4，UHPC轴拉应力应变曲线如图6所示。钢筋及钢绞线力学特性见表5。

2.3　加载与测量

如图7所示，抗弯工况试验梁采用美国MTS793系列150 t电液伺服作动器进行纯弯加载，以每级20 kN加载至理论开裂荷载前一级，底缘开裂前后以10 kN每级加载，开裂后以裂缝宽度从2 mm至10 mm逐渐增大直至梁弯曲破坏。如图8所示，在纯弯段钢筋及钢绞线布置电阻式应变片记录钢筋应力变化，在跨中截面布置混凝土应变片记录正截面应变变化。

3 试验结果与分析

3.1　受力过程及破坏模态

试验梁受力全过程中选取以初始时刻O点后五个关键时刻进行受力阶段划分：试验梁开裂点A，普通钢筋屈服点B，钢绞线理论屈服点C，最大荷载点D，试件破坏点E。

O-A段：试验梁均处于线弹性受力阶段。作动器荷载F=160 kN时，梁底缘开裂，裂缝宽度为0.02 mm，此后底板及腹板不断出现新的细小裂缝。

A-B段：至F=285.3 kN时，裂缝数量明显增多，跨中底缘UHPC应变增量至1 883 \mathrm{\mu }\mathrm{\epsilon }，最大裂缝宽度约0.6 mm，图9中连续采集的荷载-位移曲线出现“锯齿”，即持荷过程开始应力重分布。至B时刻（F=294.8 kN），受拉区仍出现新裂缝，但原裂缝高度延伸缓慢，最大裂缝宽度约0.8 mm。跨中底缘UHPC应变增量至2 100 \mathrm{\mu }\mathrm{\epsilon }，普通钢筋屈服。

B-C段：C时刻（F=334.5 kN）出现弯曲主裂缝，最大裂缝宽度为2 mm，可见钢纤维横跨裂缝的“桥联作用”开始被打破，此时跨中底缘混凝土应变增量至2 610 \mathrm{\mu }\mathrm{\epsilon }，腹板主裂缝宽度不超过0.35 mm。

C-D段：梁内裂缝宽度呈现快速扩张趋势，从图9可见试验梁刚度急剧下降，荷载-位移曲线的“锯齿”形发展充分，可见在持荷过程受拉区应力充分重分布。D时刻（F=346.7 kN）为最大试验荷载点，如图10所示，腹板及底板主裂缝宽度超过0.5 mm的部分已升高至距梁底25 cm，如此时跨中底缘混凝土应变仍可测（增量至5 712 \mathrm{\mu }\mathrm{\epsilon }），实测受压区高度约为7.4 cm。

D-E段：试验梁保持极好的变形延性，UHPC中裂缝宽度逐渐扩大。试验梁于E时刻（F=332.9 kN）发生顶板普通混凝土被压溃而宣告破坏，主裂缝内钢纤维被全部拔出。

从图9可见卸载过程中梁仍旧呈现较好的回复刚度，试验梁呈现极好的极限变形能力，极限挠度达到试验跨径的1/66.5。

3.2　跨中截面混凝土应变

如图11及图12所示，试验梁在受力全过程中，应变均保持线性比例增加，基本满足平截面假定。弹性阶段换算中性轴高度为302.3 mm，与设计理论值302 mm完全吻合。在梁开裂前，截面应变成比例增加；AB阶段UHPC呈弥散状出现细小裂缝，试验梁刚度缓慢降低，中性轴高度缓慢上升。普通钢筋屈服后，钢筋对UHPC的裂缝抑制作用减弱，混凝土裂缝宽度增大速度加快，梁刚度加速削减。钢绞线屈服后，荷载梁刚度出现明显拐点，但处于“桥联状态”的钢纤维依旧能提供残存的变形刚度，但在几次应力重分布后试验梁达到最大荷载点，中性轴高度也迅速增长至峰值406 mm，梁底钢纤维未见滑移或断裂。

3.3　顶底缘混凝土应变

如图13所示，试验梁开裂前底缘混凝土拉应变基本呈线性增长，考虑梁底实测预压应变，UHPC开裂应变约为160 \mathrm{\mu }\mathrm{\epsilon }。AB阶段UHPC弥散开裂，直至钢绞线屈服时刻C，混凝土拉应变呈先缓后快的陡升式增长，最终试验梁破坏时刻UHPC底缘应变约3 250 \mathrm{\mu }\mathrm{\epsilon }。考虑梁顶初始拉应变，受压区混凝土破坏时刻应变约1 600 \mathrm{\mu }\mathrm{\epsilon }。

3.4　钢绞线、钢筋应力

如图14及图15所示，试验梁开裂前钢绞线、普通钢筋应力随荷载线性增长，开裂时钢筋应力不超过30 MPa。与受拉区UHPC相似，开裂后钢绞线、普通钢筋应力陡升，三者同时承担截面弯矩。普通钢筋屈服后，受拉区合力增量主要由钢绞线与受拉区UHPC提供。钢绞线达到理论屈服点及最大荷载时刻，近一半受拉区UHPC退出工作。

3.5　抗裂性分析

组合梁初裂宽度为0.02 mm，开裂后裂缝宽度随荷载线形增大，并在既有裂缝间出现细密裂缝。普通钢筋屈服时，裂缝宽度小于0.2 mm，此后裂缝宽度随荷载非线性增大（图16）。钢绞线屈服时主裂缝宽度为0.35 mm，钢纤维仍未拔出，随着荷载增大，梁刚度衰减过程中钢纤维逐步滑移拔出，直至主裂缝升至腹板顶。

3.6　位移延性

从梁的荷载-位移曲线可知，由于受拉区钢纤维的逐步拔出，UHPC梁在钢绞线屈服后表现出极好的变形延性。以荷载位移曲线中过原点与普通钢筋屈服点的直线和过极限点与钢绞线屈服点的直线的交点为名义屈服点确定屈服位移。计算得到峰值荷载点和极限位移点对应的位移延性系数分别为2.3和5.3。

4 原型梁设计验证

根据试验梁开裂荷载及极限荷载（选取钢绞线达到理论屈服点为受弯承载能力极限状态），根据缩尺比换算原型梁在正常使用和承载能力极限状态下汽车荷载的承载力富余度。如表6所示，在实测等效弯矩值基础上，考虑原型梁结构自重标准值，汽车荷载（不计冲击力）频遇值系数可取0.87，大于规范值0.7；考虑原型梁结构重要性系数1.1及基本组合结构重力分项系数1.2，汽车荷载分项系数可取2.03，大于规范值1.4。验算表明，设计满足规范要求。

5 结 论

本文依据中国桥梁设计通用规范及瑞士UHPFRC结构规范设计一种适应工业化生产的先张预应力UHPC-NC组合梁。采用缩尺梁受弯破坏性试验验证了原型梁在极限状态下的适用性，分析了结构受弯性能特点，得出如下结论：

（1） UHPC-NC组合充分利用了UHPC强度和耐久性。依据瑞士规范，UHPC基体与钢纤维提供的剪力已满足设计要求，但UHPC腹板抗剪疲劳强度研究不足，设计时采用钢筋网片提供强度富余。组合梁相比传统小箱梁减轻自重约30%。

（2） 组合梁受弯破坏过程如下：UHPC开裂，普通钢筋屈服，钢绞线理论屈服，达到最大荷载，顶板混凝土压溃破坏。荷载-位移曲线表明，UHPC开裂后梁刚度逐渐衰减，开裂使曲线出现锯齿形。钢绞线屈服后刚度基本丧失。腹板与顶板间未出现受剪滑移。

（3） 先张预应力束与高应变强化UHPC协同工作性能良好。初裂后主裂缝不扩展仅升高，新裂缝细密出现。普通钢筋屈服时，梁底裂缝小于0.2 mm。UHPC应变强化与钢绞线应力重分布，直至钢绞线屈服，UHPC仍未滑移退出工作，使得梁受弯延性较好。

（4） 采用缩尺理论验算原型梁极限状态承载力，汽车荷载安全系数分别大于频遇值系数与基本组合分项系数，满足规范要求。

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基金资助

上海市自然科学基金项目(17ZR1421000)