佟兆杰 黃僑 高達文 宋曉東

摘? ?要：提出了一種簡便的改進GFRP-混凝土組合板連接程度并進一步改進組合板延性的方法，即通過礫石覆蓋率來改變GFRP-混凝土界面的黏結(jié)強度，并利用界面黏結(jié)失效前后組合板連接機理的變化來改變組合板的彎曲剛度，進一步改變組合板的延性. 通過5片足尺T形GFRP-混凝土組合板四點彎曲試驗研究了不同連接程度下組合板受力性能的差異. 試驗中，重點關(guān)注了變形、板端滑移、應(yīng)變分布、破壞模式等力學(xué)參量. 試驗結(jié)果表明，盡管無黏結(jié)T形GFRP板與混凝土的界面光滑，但GFRP板與混凝土間已表現(xiàn)出部分組合作用. 礫石覆蓋率的變化可以改變組合板的連接程度、破壞模式、極限荷載及其延性. 合理的礫石覆蓋率可以使組合板在板端出現(xiàn)滑移前具有很好的抗彎剛度，在出現(xiàn)板端滑移后仍具有較好的變形能力，并且不會顯著降低組合板的極限荷載.? 最后，通過理論方法對組合板的開裂荷載和抗剪承載力進行了計算分析. 研究結(jié)果表明，理論值與試驗值吻合較好.

關(guān)鍵詞：GFRP-混凝土組合板;連接程度;延性;覆蓋率;開裂荷載;抗剪承載力

中圖分類號：U443. 3;TU311 ? ? ? ? ? ? 文獻標(biāo)志碼：A

Abstract： This paper presented a simple method to improve the connection degree of GFRP-concrete composite decks and further improved the ductility of the composite decks. The connection strength of GFRP-concrete interface was changed by using different gravel coverage. The bending stiffness was significantly changed due to the connection mechanism change after the GFRP-concrete interface failed， and the ductility was also further improved. Five full-size T-shape GFRP-concrete composite decks were tested to explore the difference of the mechanical properties of composite decks with different connection degree. In the experiment results， deformation， slip at the end of decks， strain distribution and failure modes were mainly examined. The experimental results show that although the GFRP-concrete interface of the specimen with unbonded interface is smooth， partial composite action between GFRP plate and concrete can be observed. A variable gravel coverage changed the failure mode， ultimate load， connection degree and ductility. A reasonable gravel coverage can provide an effective composite action before slip at the end of decks occurs， offer a large deformation after slip occurs， and not significantly reduce the ultimate load. At last， the consistency of theoretical results with experimental results demonstrates that the cracking load and shear capacity can be predicted by using the methods in the paper.

Key words： GFRP-concrete decks;connection degree;ductility;coverage;cracking load;shear capacity

截至2017年，我國公路橋梁已超過80萬座. 但是由于超重、氯離子侵蝕、混凝土碳化等問題[1-2]，已建橋梁面臨著嚴峻的養(yǎng)護壓力. 混凝土橋面板是橋梁構(gòu)件中易損的構(gòu)件之一，提高橋面板的耐久性將會提高整個橋梁結(jié)構(gòu)的使用壽命. GFRP-混凝土組合橋面板具有承載力高、抗氯離子侵蝕能力強、抗疲勞性能好等特點，將其應(yīng)用于橋梁中將會明顯提高橋面板的使用壽命，進而提高整體橋梁結(jié)構(gòu)的使用壽命. 目前，國外已有一些不同截面形式的GFRP-混凝土組合橋面板應(yīng)用實例，我國第一座采用T形肋截面的GFRP-混凝土組合板的鋼-混凝土組合連續(xù)梁橋也將用于合肥郎溪路高架橋的工程建設(shè)中，并稱之為GFRP-混凝土-鋼組合連續(xù)梁橋.

GFRP板與混凝土的連接方式直接影響到GFRP-混凝土板的組合作用. 良好的界面連接可使組合板呈現(xiàn)出完全組合作用，但也降低了組合板的極限變形，并將破壞過程變?yōu)榇嘈云茐? 無黏結(jié)的界面形式可使組合板直接發(fā)生界面剝離破壞，或者極大地降低組合板的剛度. 將GFRP板與混凝土的連接方式設(shè)置為部分連接，在GFRP-混凝土界面失效前，通過GFRP-混凝土界面連接使組合板具有良好的抗彎剛度;在界面破壞后，仍可依靠特定截面形式的GFRP板機械錨固力以及GFRP-混凝土界面摩擦力承擔(dān)荷載. 通過連接機理的改變可以實現(xiàn)組合板的延性破壞. 對不同連接程度GFRP-混凝土組合板的試驗研究將有益于了解不同連接程度下GFRP-混凝土組合板受力性能的差異，有益于組合板的延性改進，并為組合板在橋梁中的應(yīng)用奠定基礎(chǔ).

GFRP-混凝土組合板截面形式[3-5]以及可靠的GFRP-混凝土連接方式[6-9]一直是GFRP-混凝土組合板研究的熱點. 早在20世紀(jì)末，Hall等[10]較早地開展了GFRP-混凝土組合板靜力試驗，研究了GFRP-混凝土界面的黏結(jié)性能以及組合板的靜力特性. 此后，國內(nèi)外學(xué)者對不同截面形式組合板的力學(xué)性能進行了試驗研究，如波折形GFRP-混凝土組合板[11]、箱室形GFRP-混凝土組合板[12]、T形

GFRP-混凝土組合板[13]等. 在靜力試驗中，不同的界面類型常常作為試驗變量，以此尋找可為該種GFRP-混凝土組合板提供可靠連接的界面形式. 開孔板剪力件[14]、粗砂界面[15]、濕膠黏結(jié)界面[16]等界面形式均被應(yīng)用于組合板的靜載試驗中.

但上述不同界面類型的組合板試驗研究主要集中于無黏結(jié)或可靠黏結(jié)狀態(tài)下組合板受力性能的探索，尚缺少不同連接程度下組合板受力性能的系統(tǒng)研究. 本文提出了一種改變GFRP-混凝土連接程度的方法，即：改變礫石界面中礫石的覆蓋率來改變連接程度. 礫石覆蓋率的改變可以改變GFRP-混凝土礫石界面的黏結(jié)強度，在界面失效前利用礫石界面剪切剛度高的特點來保障較好的組合作用;在界面失效后，通過機械錨固力好的T形肋以及GFRP板與混凝土間的摩擦力提供部分組合作用. 通過對界面類型和GFRP板截面形式的合理選擇實現(xiàn)部分連接. 本文對5片足尺的GFRP-混凝土組合板進行了四點彎曲試驗，通過變形、滑移、延性、極限荷載的對比研究了不同連接程度的GFRP-混凝土組合板的靜力性能. 最后建立了組合板的開裂荷載及抗剪承載力理論計算方法.

1? ?試驗概況

1. 1? 試件設(shè)計及材料參數(shù)

本次試驗共設(shè)計了5片足尺簡支T形GFRP-混凝土組合板. 簡支板的計算跨徑為1 600 mm，板寬為600 mm，板高150 mm;組合板由GFRP板與混凝土組成，單個GFRP板采用文獻[17]中的截面形式. 試件構(gòu)造形式如圖1所示. 板與板之間通過肋板側(cè)壁的環(huán)氧樹脂連接成一個整體.

試驗中采用了3種GFRP-混凝土界面形式. 試件D1采用無黏結(jié)界面形式，以此模擬無連接狀態(tài)下GFRP-混凝土組合板的受力性能;試件D2、D3和D4采用礫石界面形式，通過變換礫石的覆蓋率來改變GFRP-混凝土組合板的連接程度;試件D5采用濕膠黏結(jié)形式，以此模擬完全連接狀態(tài)下GFRP-混凝土組合板的界面形式. 連接程度的定義見式（1）.

式中：n為連接程度;τs為不同覆蓋率下礫石界面的剪切強度;τf為濕膠黏結(jié)界面的剪切強度.

1.2? ?試驗材料

混凝土的設(shè)計強度等級為C35，各試驗板的實測混凝土立方體抗壓強度平均值見表1. GFRP板纖維方向彈性模量為3.25×104 MPa，纖維方向拉伸強度為555 MPa，纖維方向壓縮強度為273 MPa;GFRP板垂直纖維方向模量為1.08×104 MPa，拉伸強度為103.5 MPa，壓縮強度為80.9 MPa.? GFRP板的重度為19 kN/m3.

1.3? ?試件制作

依據(jù)GFRP-混凝土界面形式的差別，組合板的制作可以分為3種.

試件D1（無黏結(jié)界面）：在工廠通過拉擠工藝生產(chǎn)GFRP板（如圖2（a）所示），并將各個GFRP板通過側(cè)壁上的環(huán)氧樹脂連接成一體（如圖2（b）所示）. 再在GFRP板側(cè)面設(shè)立木模板并澆筑混凝土形成GFRP-混凝土組合板. 混凝土澆筑前的GFRP-混凝土界面如圖2（c）所示.

試件D2～D4（礫石界面）：按照設(shè)計圖紙生產(chǎn)GFRP板，采用與試件D1相同的制作步驟. 但在GFRP底板頂面涂抹一層膠體并在膠體凝固前撒一層礫石形成礫石界面，如圖2（d）和（e）所示. 待膠體完全凝固后架立木模板澆筑混凝土.

試件D5（濕膠界面）：GFRP板的制作過程與前相同. 在GFRP板側(cè)面架立木模板，僅在GFRP底板頂面涂抹一層膠體，不撒礫石層，并在膠體凝固前澆筑混凝土. 其界面形式如圖2（f）所示.

1.4? ?加載與測量裝置

試驗中通過一個500 kN的千斤頂進行加載. 在跨中、支撐點處布設(shè)電子位移計測取組合板的豎向位移;在跨中的GFRP板和混凝土側(cè)面和頂面布設(shè)應(yīng)變片，測取跨中的應(yīng)變分布;為了對比不同礫石覆蓋率對板端滑移的影響，在試件D2～D4的板端布設(shè)千分表測取GFRP板與混凝土的滑移. 位移和應(yīng)變的數(shù)據(jù)采用東華3816N型靜態(tài)應(yīng)變儀測取. 試件的加載及測點布置如圖3所示.

2? ?試驗結(jié)果及分析

2.1? ?破壞模式

根據(jù)GFRP板與混凝土連接程度的不同，組合板的破壞模式可以分為3種，分別為GFRP板局部屈曲破壞（D1）、GFRP板與混凝土剝離破壞（D2和D3）、混凝土斜拉破壞（D4和D5）.對于無黏結(jié)界面的試件D1，在加載的初始階段便出現(xiàn)了明顯的滑移;135 kN時，加載點附近的GFRP板開始出現(xiàn)屈曲;165 kN時，GFRP腹板屈曲明顯，組合板不能繼續(xù)承擔(dān)荷載，試件破壞，如圖4（a）所示. 對于有礫石界面但礫石覆蓋率不高的試件D2和D3，在加載的初始階段GFRP板與混凝土表現(xiàn)出良好的組合作用;之后隨著荷載的增大，組合作用逐漸減弱;破壞時，GFRP板發(fā)生了明顯的側(cè)向變形，GFRP板與混凝土剝離，試件破壞，破壞形態(tài)如圖4（b）所示. 對于有礫石界面且礫石覆蓋率很高的試件D4和具有濕膠黏結(jié)界面的試件D5，大約0. 77Pu時，在GFRP肋板頂面與混凝土的交界面處出現(xiàn)斜裂縫;隨著荷載的增長，斜裂縫逐漸向加載點延伸;當(dāng)斜裂縫延伸到混凝土頂面時組合板發(fā)生了混凝土斜拉破壞，如圖4（c）和（d）所示. 各試件的極限荷載和破壞形態(tài)見表2.

2.2? ?荷載-撓度曲線與板端滑移

圖5給出了各試件的荷載-跨中撓度曲線. 從圖中可看出，無黏結(jié)試件D1的彎曲剛度最低，25 kN后，跨中的荷載-撓度曲線基本呈一條直線. 盡管GFRP板與混凝土的界面沒有進行特別處理，但是由于T肋的機械咬合力以及GFRP-混凝土界面的摩擦力，無黏結(jié)的GFRP-混凝土組合板依然可以承受較高的荷載. 在板端滑移前，試件D2和D3（約20%礫石覆蓋率）的荷載-撓度曲線相近;在板端滑移后（約0. 5Pu），隨著荷載的增強，彎曲剛度逐漸降低;在達到極限荷載時，試件D2和D3的極限位移遠高于試件D4和D5. 試件D4和D5的荷載-撓度曲線與試件D2和D3相近，但是直到0. 83Pu以后，試件的彎曲剛度才明顯降低.對比5個試件的荷載-撓度曲線可以看出，礫石覆蓋率可以改變組合板荷載-撓度曲線中彎曲剛度明顯變化的點和組合板的極限位移，并使得組合板在界面明顯滑移前擁有較好的剛度，在滑移后擁有較大的變形.圖6給出了D2～D4的荷載-板端滑移曲線. 從圖中可以看出，試件D2和D3（約20%礫石覆蓋率）在約0.5Pu時出現(xiàn)板端滑移，之后滑移逐漸增大，破壞時板端滑移值達到2.5 mm以上. 試件D4（約50%礫石覆蓋率）在大約0.76Pu時出現(xiàn)滑移，之后逐漸增大，破壞時板端滑移值達到1.5 mm以上. 隨著礫石覆蓋率的提高，每個礫石承擔(dān)的剪力降低，界面的剪切強度增高，因而試件D4出現(xiàn)滑移的荷載明顯高于試件D2和D3.

2.3? ?應(yīng)變分布

圖7給出了各試件的跨中截面的應(yīng)變分布. 從圖中可看出，加載初期，試件D1就表現(xiàn)出了明顯的滑移，正、負應(yīng)變出現(xiàn)在GFRP肋板上;之后隨著荷載的增強，滑移應(yīng)變逐漸增大;0.88Pu時肋板的受壓應(yīng)變已超過4 500×10-6. 對于試件D2和D3，在加載初期，跨中截面的GFRP與混凝土應(yīng)變基本呈一條直線;之后隨著荷載的增加，滑移應(yīng)變逐漸增大;破壞時GFRP肋板出現(xiàn)正、負應(yīng)變. 對于試件D4和D5，在大約0.6Pu時，在GFRP肋板與混凝土的交界面處出現(xiàn)滑移應(yīng)變;之后隨著荷載的增強，滑移應(yīng)變緩慢地增長;破壞時，滑移應(yīng)變遠小于D2和D3的滑移應(yīng)變.

2.4? ?延性

延性是避免結(jié)構(gòu)脆性破壞的重要指標(biāo). 由于GFRP線彈性的特性，完全連接的GFRP-混凝土組合板只有在接近破壞時彎曲剛度才明顯變化. 整個破壞過程，組合板的位移延性較低，破壞前缺少足夠的預(yù)警. 試件D2～D4在板端出現(xiàn)滑移前均表現(xiàn)出良好的組合作用，在板端滑移后彎曲剛度發(fā)生了明顯變化. 在整個試件的加載過程中，不同礫石覆蓋率的組合板極限變形不同. 參考文獻[18]的延性指標(biāo)，使用位移延性系數(shù)來評價GFRP-混凝土組合板的延性. 位移延性系數(shù)的計算公式見式（2）.式中： μΔ為位移延性系數(shù);wu為試件破壞時的跨中撓度;wy為板端出現(xiàn)滑移時的跨中撓度.對于未加固的高強混凝土構(gòu)件，3～5被認為是合理的位移延性系數(shù)范圍[19]. 這里取3作為位移延性系數(shù)的下限值. 表3給出了試件D2～D4的延性系數(shù). 從表中可以看出礫石覆蓋率越高，位移延性系數(shù)越低. 試件D4的位移延性系數(shù)低于3，延性略有不足. 試件D2和D3的位移延性系數(shù)均高于5，擁有良好的延性.

2.5? ?極限荷載的討論

由于試件D1～D5的界面連接程度不同，各試件的破壞模式和極限承載力不同. 圖8對各試件的極限荷載、破壞模式進行了比較. 圖中縱坐標(biāo)為試件的極限荷載/試件D5的極限荷載. 試件D5為濕膠黏結(jié)界面，表征具有良好組合作用的組合板的極限承載力. 結(jié)合圖8及表3的試驗結(jié)果可知，隨著礫石覆蓋率的增高，組合板的極限承載力逐漸增高，破壞模式也由GFRP板局部屈曲變?yōu)榛炷列崩茐? 當(dāng)?shù)[石覆蓋率約為20%左右時，相對于試件D5而言組合板的極限荷載降低了20%左右，但是其位移延性系數(shù)提高了2倍以上. 由于GFRP線彈性的材料特性，GFRP-混凝土組合橋面板不能像鋼筋混凝土板那樣在破壞時產(chǎn)生較大的變形. 礫石覆蓋率的改變可以極大地改善組合板的延性并且不會顯著降低極限承載力. 由于變形控制設(shè)計，GFRP-混凝土組合板往往擁有較富余的極限承載力. 在一定范圍內(nèi)通過組合板極限承載力的降低換取位移延性，將可以有效地改善GFRP-混凝土組合板的延性.

圖9給出了極限荷載與礫石覆蓋率的關(guān)系.圖中縱坐標(biāo)為試件的極限荷載與試件D4（50%礫石覆蓋率）極限荷載的比值，橫坐標(biāo)為試件的礫石覆蓋率與試件D4礫石覆蓋率的比值.由于已有文獻中缺少礫石覆蓋率與界面剪切強度的定量公式，這里使用礫石覆蓋率來表征界面強度并進一步表征組合板的連接程度.從圖中可以看出，極限荷載的比值與礫石覆蓋率的比值存在線性關(guān)系.使用線性公式對試驗數(shù)據(jù)進行擬合得到組合板極限承載力與礫石覆蓋率關(guān)系的表達式，如式（3）所示.

式中： y為試件的極限荷載與擁有50%礫石覆蓋率試件的極限荷載的比值;x為試件的礫石覆蓋率與50%的比值.試件的礫石覆蓋率/試件D4的礫石覆蓋率

2.6? ?開裂荷載計算

GFRP-混凝土組合板在混凝土開裂前后會發(fā)生明顯的彎曲剛度突變，可以GFRP底板荷載-應(yīng)變曲線的突變點確定組合板的開裂荷載，本文采用ACI440. 1R-2015[20]中開裂彎矩的計算方法對GFRP-混凝土組合板的開裂彎矩進行計算. 計算方法見式（4）～（7）. 表2給出了試件D2～D5的開裂彎矩計算值與實測值的對比. 計算值與實測值比值的平均值為0.92，標(biāo)準(zhǔn)差為0.11，因此可以采用上述方法對GFRP-混凝土組合板的開裂彎矩進行估算.

對最大彎矩截面建立平衡方程：

式中： Pcr為開裂荷載;a為加載點到支撐點的距離;Mq為加載裝置產(chǎn)生的彎矩，約1 kN·m;Mg為組合板自重產(chǎn)生的彎矩;Mcr為開裂彎矩.組合板開裂彎矩計算：

式中： fr為混凝土的彎拉強度;Ig為混凝土毛截面慣性矩;yt為重心軸距受拉邊緣的距離.彎拉強度計算：

式中： fc′為混凝土圓柱體抗壓強度.

使用文獻[21]中混凝土圓柱體-立方體強度的換算公式進行混凝土強度換算：

式中：fcu，k為混凝土立方體抗壓強度.

2.7? ?抗剪承載力計算

GFRP的彈性模量遠低于鋼材的彈性模量，由于GFRP低彈模的特性，組合板的抗剪承載力計算公式不能直接套用鋼筋混凝土構(gòu)件的抗剪承載力計算公式[22]. 除此以外，板式構(gòu)件的抗剪承載力通常高于梁式構(gòu)件，在組合板抗剪計算中需考慮這種影響. 在此使用反映FRP筋混凝土構(gòu)件抗剪承載力平均值的Razaqpur公式[23]進行組合板的抗剪承載力計算，并參考《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》（JTG D62—2004）[24]中關(guān)于板的影響的規(guī)定，采用1.25的提高系數(shù)來考慮板式構(gòu)件的抗剪承載力，最終的組合板計算公式如式（8）～（14）所示. 發(fā)生剪切破壞的試件D4和D5的抗剪承載力理論值與實測值的比值見表2，2個試件的比值均在0.85以上，可使用式（8）對GFRP-混凝土組合板的抗剪承載力進行估算.

抗剪承載力計算公式：

式中：Vc為組合板的抗剪承載力;km表示剪跨比影響系數(shù);kr表示配筋剛度影響系數(shù);ka和ks分別表示拱和梁的效應(yīng);b為截面的寬度;d為截面的有效高度，對于GFRP-混凝土組合板取混凝土頂面到GFRP板形心的距離.

剪跨比影響系數(shù)：

式中：Vf表示承擔(dān)的剪力;Mf表示承擔(dān)的彎矩.

配筋剛度影響系數(shù)：

式中：ρf為配筋率;Ef為FRP的彈性模量.

拱的效應(yīng)影響系數(shù)：

梁的效應(yīng)影響系數(shù)：

為避免組合板發(fā)生斜拉破壞，應(yīng)使設(shè)計剪力低于式（8）的計算值，并在實際工程中布設(shè)豎向鋼筋改變組合板剪切破壞模式，豎向鋼筋與布設(shè)于組合板頂、底層的構(gòu)造鋼筋相連.

3? ?結(jié)? ?論

1）對于T形GFRP-混凝土組合板，僅依靠T肋的機械錨固以及GFRP板與混凝土的摩擦力，組合板可以產(chǎn)生部分組合作用以承擔(dān)外荷載，但其彎曲剛度遠低于組合作用良好的GFRP-混凝土組合板.

2）通過調(diào)整礫石覆蓋率可以改變GFRP-混凝土組合板的連接程度. 當(dāng)?shù)[石覆蓋率低于50%時，礫石覆蓋率越高，組合板的連接程度越強，組合板的破壞模式亦將由GFRP板局部屈曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)镚FRP板與混凝土分離破壞，甚至轉(zhuǎn)變?yōu)榛炷列崩茐?

3）礫石覆蓋率的改變可以改變組合板的延性，具有合理的礫石覆蓋率的組合板在發(fā)生板端滑移前具有較好的剛度，在板端滑移后會產(chǎn)生較大的豎向變形;組合板位移延性良好，極限承載力可靠.

4）使用ACI440. 1R-2015中的開裂荷載計算公式可以預(yù)測GFRP-混凝土組合板的開裂荷載. 基于4個試件的計算表明，理論值與實測值的比值平均值為0. 92，標(biāo)準(zhǔn)差為0. 11. 將板的影響系數(shù)加入到反映FRP筋混凝土構(gòu)件抗剪承載力平均值的Razaqpur公式中，使用該公式可較好地預(yù)測組合板的抗剪承載力.

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收稿日期：2018-05-20

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目（51278119），National Natural Science Foundation of China（51278119）;中國交通建設(shè)股份有限公司資助項目（271400140114），F(xiàn)iscal Support Provided by China Communications Construction Company Ltd. （271400140114）

作者簡介：佟兆杰（1988—），男，河北廊坊人，東南大學(xué)博士研究生

通訊聯(lián)系人，E-mail：qhuanghit@126. com