隧道上层车道预制梁后浇高性能混凝土连接性能试验

邱俊男 薛 源 袁 勇,3

1. 上海城投公路投资（集团）有限公司 上海 200335；2. 同济大学岩土及地下工程系 上海 200092；3. 同济大学土木工程防灾国家重点实验室 上海 200092

随着城市交通建设的迅速发展和施工技术的不断进步，大直径盾构隧道双层车道结构在公路隧道领域得到快速发展。

与地上结构不同，隧道内部空间有限，整体现浇施工方法在隧道内部具有施工组织不便、施工效率低等缺点，采用预制装配式混凝土结构，可以有效节约能源，提高施工效率，减小环境影响[1]。因此，在现代盾构隧道施工中，内部结构施工的预制化是必然趋势[2-3]。

双层车道结构隧道中，上层车道板通常与纵向托梁同时预制，然后置于支承立柱并后浇混凝土连接成为整体。由于后浇接头的影响，整体结构容易出现整体性和冗余度差的问题[4]，这可能削弱结构的力学性能，导致其无法满足工程设计要求，从而制约预制混凝土结构在盾构隧道中的应用。因此，有必要对预制装配式结构的力学性能进行研究，以论证其在实际工程中的可行性。

为了验证后浇接头连接的可靠性，本研究不考虑后浇接头处支承立柱和车道板的影响，对5根跨中后浇高性能混凝土的足尺预制装配梁试件进行了四点加载纯弯试验，通过对梁试件初裂、裂缝宽度、跨中挠度、破坏模式以及承载力进行分析，研究了该种预制装配梁在静力作用下的行为表现，并将其与GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》提出的设计要求进行对比，总结其力学性能特点，从而对预制装配式结构在大直径盾构隧道中应用的可行性和优势进行探讨。

1 试验设计

1.1 试件设计

试验中，共设计5根简支梁试件，包括1根接头区后浇C60混凝土的纵筋焊接装配式梁（C-W1）和4根接头区后浇高性能混凝土的纵筋搭接装配式梁（C-L2、SFRC-L3、SFRC-L4、RPC-L5）。图1给出了试件尺寸和主要构造。

图1 试件尺寸和设计细节

试验梁截面尺寸为5 0 0 m m×1 0 0 0 m m，梁长7 500 mm，接头长500 mm。两侧预制短梁由传统C50混凝土浇筑而成。试件C-W1中央接头的主筋采用焊接方式连接，焊接长度为10倍钢筋直径（280 mm），并后浇C60混凝土；其余4个试件接头内主筋均采用搭接方式连接，搭接长度为10倍钢筋直径（280 mm），后浇材料分别采用C80、SFRC80、SFRC100以及RPC100，图中C（Concrete）指常规混凝土，SFRC（Steel Fiber Reinforced Concrete）指钢纤维混凝土，RPC（Reactive Powder Concrete）指活性粉末混凝土；C60、C80、SFRC80、SFRC100、RPC100中的数字指该种材料的理论强度等级，单位为MPa。为了加强接缝界面的连接性能，对后浇接头两侧预制短梁侧面进行凿毛处理，凿毛深度约50 mm。

5个试件的设计参数见表1。

表1 试件编号

1.2 材料性能

对试验所用材料进行了材性试验（表2），C50、C60、C80材料的立方体抗压强度按照GB 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》进行测试和计算；SFRC80、SFRC100、RPC100材料的立方体抗压强度按照CECS 13—1989《钢纤维混凝土试验方法》进行测试和计算；HRB400钢筋的屈服强度与极限强度按照GB 228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》进行测试和计算。

表2 所用材料的实测强度

1.3 试验方案

本试验采用构造纯弯段并施加静力荷载的方式考察5个试件的静力力学性能，加载方案如图2所示。梁的净跨为7.1 m，支座条件简支，两侧支座到梁端的距离均为20 cm；在试验梁跨中位置的上部另设一道分配梁，分配梁支座间距1 m；于分配梁上表面的中心施加一个竖直向下、单调递增的荷载，由最大吨位1 500 kN的千斤顶提供；反力系统由竖向反力架以及支撑在反力架上的钢梁构成。

图2 试验加载方案

试验采用荷载控制的分级加载制度。试验的加载过程分为试件初裂、开裂（缝宽达到0.2 mm）、屈服以及破坏4个阶段。将试件视作纵向钢筋通长的整体现浇C50混凝土梁，基于混凝土和钢筋的相关参数，依据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》，对开裂、屈服2个阶段对应的荷载理论值进行估算，得到相应的理论值：开裂荷载355 kN，屈服荷载886 kN。加载时，试件初裂前，千斤顶按照每级荷载50 kN逐级加载；试件初裂后，千斤顶按照每级荷载150 kN逐级加载，达到300 kN后改为每级50 kN加载，直到某级荷载下测得缝宽达0.2 mm；该级荷载之后，千斤顶改为每级150 kN逐级加载，荷载达到750 kN后改为每级50 kN加载；试件屈服后，控制油压降低千斤顶加载速率，改为每级100 kN荷载逐级加载，直到试件破坏。

2 试验结果

2.1 试验现象

试件破坏时的最终裂缝分布情况如图3所示。

图3 各试件的裂缝分布示意

试件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5这3个试件的裂缝开展情况类似。接缝界面以及两侧预制构件率先出现裂缝，初裂荷载约为200 kN；当荷载达到约720 kN时，接头内部才开始出现裂缝，此时接缝界面裂缝明显，预制构件已经出现多条裂缝，延展长度较长；当荷载达到约1 180 kN时，试件发生巨响，受拉区钢筋断裂，试件破坏，此时宽度最大的裂缝位于接缝或者预制梁上的纯弯段边缘位置，呈竖向状，接头内仍较为完好。

试件C-L2与SFRC-L3最终破坏时的裂缝分布类似，但在加载前期存在差异。试件破坏时，接头下部混凝土呈破碎状，裂缝密集，且出现了斜向和水平方向开展的裂缝，受拉区钢筋未断裂。

试件C-L2后浇区内裂缝出现较早，随着荷载增长，接头内裂缝开展速度较快，当荷载达到591 kN时，荷载无法进一步增加，试件达到极限承载状态。试件SFRC-L3在加载前期的表现与试件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5类似，当荷载达到800 kN时，接头内裂缝数量急剧增多，当荷载达到约1 120 kN时，荷载无法进一步增加，试件达到极限承载状态。

2.2 荷载-挠度曲线

以钢筋焊接的C-W1试件荷载-挠度曲线为基准，将另外4个试件的曲线分别与之比较，如图4所示。

从图中可以看出，试件C-L2承载力明显低于其他试件，在挠度仅达到1/560时就进入下降段，此时荷载仅为591 kN；其他4个试件都能够达到与试件C-W1相当的承载力。这4个试件中，SFRC-L3在荷载到达屈服点后不久即达到极限承载状态，与另外3个试件相比，其荷载-挠度曲线的屈服平台最不明显，试件延性较差。

图4 试件的荷载-挠度曲线

尽管SFRC-L4、RPC-L5试件都不满足混凝土规范所要求的受拉纵筋最小搭接长度，但它们都能够达到等同焊接梁C-W1的承载力，钢筋强度得到了充分发挥，从而达到了试件的理论弯曲承载力。这表明SFRC100、RPC100与钢筋的黏结握裹性能明显比传统混凝土更为出色；另外，尽管试件SFRC-L3的破坏现象未能达到类似试件C-W1的预期效果，但其承载能力和后浇接头破坏情况仍明显优于C-L2试件，这说明掺钢纤维的SFRC材料与钢筋的黏结作用明显强于传统混凝土。

2.3 裂缝发展

图5分别给出了不同试件预制构件、接缝界面以及接头内部3种位置最大裂缝宽度的发展情况。对比3张曲线图，可以看到试件C-L2在荷载值达到450 kN左右、试件SFRC-L3在荷载值达到800 kN左右时，这2个试件后浇区的最大裂缝宽度突然增大，其后浇接头抗裂能力不如焊接钢筋试件C-W1；试件SFRC-L4与RPC-L5后浇接头的最大裂缝宽度随荷载的增大近似呈线性增长。可以看出，试件SFRC-L4和RPC-L5的后浇接头表现出良好的抗裂性能，5个试件两侧预制构件的抗裂能力相近。

取0.2 mm为正常使用极限状态对应的裂缝宽度，将其与5个试件的最大裂缝宽度曲线进行比较，可以看到，试件C-W1和C-L2缝宽0.2 mm的裂缝率先出现在接缝位置，试件SFRC-L3、SFRC-L4以及RPC-L5缝宽0.2 mm的裂缝最先出现在预制构件上。综上，可得出结论：试件C-W1和C-L2的正常使用极限状态由接缝控制，试件SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5的正常使用极限状态由预制构件控制。

3 力学性能分析

3.1 破坏模式

图5 试件的裂缝开展情况

通过对试验现象的分析，5个试件的破坏模式可以被归纳为两类：一类是在纯弯段内部或边缘发生受弯破坏，裂缝形态以竖向的受弯裂缝为主（试件C-W1、SFRC-L4、RPC-L5）；另一类是于后浇接头内发生钢筋在混凝土中的锚固破坏，裂缝形态以斜向或水平方向的劈裂裂缝为主[5]（试件C-L2、SFRC-L3）。两类破坏模式如图6所示。

图6 试件裂缝开展情况

根据混凝土规范给出的设计原则，结构构件设计中材料须充分发挥其本身强度，因此对构件的破坏模式提出一定要求。试件C-L2和SFRC-L3最终钢筋与混凝土之间发生握裹失效，钢筋强度未能充分发挥，不满足混凝土规范对结构设计的要求；试件C-W1、SFRC-L4及RPC-L5的破坏模式是受弯破坏，钢筋强度得到充分利用，满足规范要求。

3.2 试件初裂

对一般混凝土构件，现行混凝土规范只关注裂缝宽度的控制，对初始开裂并未作出相关规定，也没有给出初裂荷载的计算方法。本文选取过镇海等[6]提出的初裂弯矩计算方法，依据式（1）对试验中各试件的初裂荷载进行 估算：

式中：γm——截面抵抗矩塑性影响系数，依据混凝土规范 取1.55；

W0——截面抵抗矩；

I0——考虑钢筋贡献的换算截面惯性矩；

ftk——混凝土抗拉强度标准值，对C50混凝土取 2.64 MPa；

h——梁截面高度；

x——受压区高度，取x＝0.464h。

上述公式针对的是材料均一的整体现浇混凝土受弯构件。本文假定试验梁各位置的抗裂性能与预制构件等同，根据公式（1），计算得到试件的初裂弯矩Mcr为337.4 kN·m，换算得到对应的千斤顶荷载Pcr为221.3 kN。统计试件的初裂荷载，将理论值与试验值进行对比，结果见表3。

表3 开裂荷载分析

从表3可以看出，5个试件接缝界面的开裂均先于预制构件。接缝处初裂荷载的试验值明显小于理论值；预制构件初裂荷载的试验值与理论值接近，误差控制在20%以内。预制装配式梁在受弯时，其初裂由新老混凝土之间的接缝控制，公式（1）不适用于估算预制装配式梁的初裂荷载；对试件两侧预制构件的初裂荷载，公式（1）的计算比较准确，适用性较强。

因此，以公式（1）理论计算值为参照，5个试件的抗裂能力均达不到预期，接缝界面是预制装配式梁构件在荷载作用下率先开裂的薄弱部位。

3.3 正常使用极限状态

现行混凝土结构设计规范将钢筋混凝土结构的裂缝控制和变形控制作为结构构件正常使用极限状态的重要验算指标。为使结构的使用性能满足要求，需要对构件的裂缝和变形进行控制验算。

依据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》和 JTG D62—2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》中的相关规定，对本次试验试件正常使用极限状态提出的定义如下：试件的最大裂缝宽度达到0.2 mm或者跨中挠度达到1/600计算跨度（即11.8 mm）。

3.3.1 缝宽0.2 mm

依据混凝土规范，可以通过公式（2）计算试件的裂缝宽度。

表4 缝宽0.2 mm的对应荷载

从表4中能够看出，试验梁0.2 mm裂缝宽度对应的荷载值比较离散。裂缝宽度最早达到0.2 mm的是试件C-L2，对应的荷载仅为280 kN，尚未达到理论值的80%；表现最出色的是试件SFRC-L4，直到荷载值达到528 kN时缝宽才达到0.2 mm，试验值接近理论值的1.5倍。

以混凝土规范的理论计算值为参照，除试件C-L2以外的其余4个试件均能满足裂缝宽度控制的要求。

3.3.2 挠度11.8 mm

表5 挠度11.8 mm对应的荷载

从表中可以看到，当挠度达到1/600计算跨度时，试件C-L2荷载试验值未能达到依据混凝土规范计算的预估理论值，该试件的挠度控制能力不满足规范要求；其他4个试件的对应荷载均高于理论值，这4个试验梁的挠度控制性能满足要求。试件C-W1的试验值与理论值最为接近，误差不超过2%；表现最出色的是接头后浇钢纤维高强混凝土的SFRC-L4试件，其荷载试验值与理论值的比值接近1.2。

因此，以混凝土规范理论计算值为参照，试件C-W1、SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5满足挠度控制要求。

3.4 承载能力极限状态

混凝土规范中将受拉区钢筋屈服或受压区混凝土压碎定为构件的标准。基于规范推荐的材料强度设计值，根据公式（6）可以计算5个试件的屈服荷载设计值Py,des；基于表2中材料的实测强度，将C50混凝土的实际抗压强度49.2 MPa、钢筋的实际屈服强度456.0 MPa分别代入公式（6）中的fc和fy，可以估计试件的屈服荷载理论值Py,the。通过图4的荷载-挠度曲线可以得到试件的屈服荷载试验值Py,exp，将前述2种理论值与试验值进行对比，结果见表6。

表6 试件屈服荷载

从表6可看到，除试件C-L2未能达到理论值的预测外，其他4个试件屈服荷载试验值Py,exp均高于其理论值。这4个试件中表现最出色的是试件SFRC-L4和RPC-L5，这2个试件的试验值Py,exp比理论值Py,the高出20%及以上。

因此，以混凝土规范理论计算值为参照，试件C-W1、SFRC-L3、SFRC-L4和RPC-L5均满足承载力要求。

4 结语

本文通过四点弯曲试验研究了预制装配式梁的力学性能特点，根据上述试验现象描述以及与现行规范对比分析，可以得到如下结论：

1）由于预制构件与后浇接头之间接缝的存在，预制装配梁的抗裂性能较差，新老混凝土接缝界面是抗裂最薄弱位置。没有添加钢纤维的试件接缝处初裂荷载仅达到理论预测值的约65%。

2）C-L2、SFRC-L3由于混凝土握裹力不足发生了钢筋在接头中的锚固破坏，从而削弱了结构性能，不满足规范设计要求。

3）C-W1、SPFC-L4和RPC-L5三根梁从破坏模式、裂缝与挠度控制、承载能力等方面均能满足规范要求，其所对应的后浇接头形式可作为工程参考。由于平行试验较少，需进一步试验验证。