夏鑫磊 盧辰 許大鵬 宣鋒

上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司 200082

引言

近年來，裝配式結構在民建和橋梁等領域發(fā)展迅速［1］，有大量的研究和應用案例［2］，而對于地下結構，尤其地下構筑物而言，應用相對較少，采用的技術方案接近20 世紀90年代的裝配式方案。隨著國家政策的支持［3］，綠色施工和人員要求的提高，地下結構采用裝配式建造的需求逐漸提高，因此有必要針對地下結構的特點，研究適用的裝配式方案，滿足地下結構特殊的受力模式和較高的防水要求。

超高性能混凝土（UHPC）是一種新型的水泥基材料，其擁有高強度、高韌性、低孔隙率的特點，國內(nèi)已出臺了對應的材料試驗方法標準（征求意見稿）。相關研究表明鋼筋在UHPC 中錨固長度達到10 倍鋼筋直徑時可滿足要求［4］，該特性與采用濕法連接的裝配式混凝土構件相匹配，且相較于傳統(tǒng)的連接技術，UHPC 連接具有后澆帶更窄、連接更可靠、布置更靈活等優(yōu)勢。為了在地下工程構筑物中推進裝配式應用，掌握基于UHPC連接的裝配式墻體結構性能，本文結合實際工程，對基于UHPC連接的裝配式墻體進行了試驗研究。

1 裝配式墻體設計方案

1.1 裝配式墻體結構形式

地下構筑物墻體的受力模式主要以面外受彎為主，本次試驗采用懸臂受力的基于UHPC 連接裝配式墻體試件Ⅰ，試件Ⅰ由預制普通混凝土墻板、預制墻體內(nèi)鋼筋籠、現(xiàn)澆普通混凝土底板、現(xiàn)澆底板豎向預留鋼筋和后澆筑UHPC 五個部分組成。為了對比裝配式墻體和現(xiàn)澆墻體的結構性能，本次試驗澆筑了現(xiàn)澆試件Ⅱ，試件Ⅱ尺寸和配筋與試件Ⅰ一致，采用整體澆筑，兩組試件寬度均為1m。圖1 為本次試件的結構尺寸和配筋構造，表1 為對應的設計參數(shù)。

圖1 試件結構形式（單位： mm）Fig.1 Form of parameters（unit：mm）

表1 試件設計參數(shù)Tab.1 Parameters of specimens

作為地下結構墻體，考慮結構受力和防水要求，分別對試件Ⅰ中預制構件的混凝土表面和現(xiàn)澆混凝土底板與UHPC 結合面進行了6mm 高差的鑿毛處理?？紤]規(guī)范［5］中對預制墻體拼縫的要求，對預制墻板與UHPC結合處采用了剪力鍵的設計，而底板結合處則采用平面設計來形成對比，以驗證剪力鍵設計的必要性。

1.2 試件制作和材料參數(shù)

圖2 為試件預制部分的制作過程，在預制構件廠進行預制墻體的制作，并預埋應變測試設備，本次試驗采用分布式傳感光纖傳感技術進行鋼筋的應變監(jiān)測。同期在水廠現(xiàn)場進行底板的澆筑和鋼筋的預留。在水廠進行試件安裝，二次支模以及澆筑UHPC，待UHPC 養(yǎng)護完成后開展加載試驗，同期進行了混凝土、鋼筋、UHPC 的材料試驗，結果如表2 ～表4 所示。

圖2 預制構件的制作Fig.2 Fabrication of prefabricated parts

表2 混凝土參數(shù)Tab.2 Parameters of concrete

表3 鋼筋參數(shù)Tab.3 Parameters of steel

表4 UHPC參數(shù)Tab.4 Parameters of UHPC

2 試驗方案及過程

2.1 試驗方案

圖3 顯示了本次試驗的加載方案，測試采用懸臂受力的加載方式，在反力墻的支撐下，荷載由液壓千斤頂提供，并通過工字鋼分配梁使荷載轉(zhuǎn)換為線性荷載，且在分配梁和試件之間加入一塊1.0m×0.3m ×0.02m 的木襯墊，使荷載更均勻傳遞從而減少試件受到的局壓。各點所受到的彎矩值以及試件在完全彈性條件下的撓度和考慮混凝土塑性條件下的撓度參考值可分別按照彈性力學的方法進行計算得到。

圖3 懸臂加載方案Fig.3 Cantilever loading scheme

試件采用靜力分級加載，加載制度的制定依據(jù)相應規(guī)范［8］進行，加載示意見圖4，相關參數(shù)見表5（以現(xiàn)澆試件計算的結構性能檢測參數(shù)），考慮實際加載時穩(wěn)定載荷與各級載荷有一定的差值，最終記錄以穩(wěn)定時的加載值為準。試驗過程記錄的靜載試驗數(shù)據(jù)包括荷載、試件位移和鋼筋應變。如圖3 所示，荷載由置于千斤頂和反力墻上的壓力傳感器提供，試件位移由五組間距400mm的百分表提供。鋼筋應變由提前埋置于預制構件中的分布式光纖傳感通過采集儀記錄，光纖傳感器分辨率為5mm，誤差為±10με。

表5 試驗檢測參數(shù)Tab.5 Test detection parameters

圖4 加載示意Fig.4 Loading diagram

本次試驗中，截面O 為加載截面，有3 個截面為重點考察的破壞控制截面：截面A 為預制墻體和UHPC 連接截面，進行了鑿毛處理；截面B 為現(xiàn)澆底板翻口和UHPC 的連接截面，未進行鑿毛處理；截面C 為懸臂試件根部截面，為受力最大的位置。在彈性條件下，三處截面的彎矩值與荷載F 的關系為：MA＝1.5F，MB＝1.85F，MC＝2.0F。

2.2 試驗過程及現(xiàn)象分析

圖5 為兩組試件的裂縫分布情況，圖6 為卸載后兩組試件的情況。對于試件Ⅰ，混凝土開裂首先發(fā)生在A 截面上方；隨著荷載增大，在A、B兩處截面均發(fā)生了開裂，同時在首道裂縫上方有新裂縫產(chǎn)生；當荷載進一步增大，現(xiàn)有裂縫向受壓區(qū)發(fā)展，主裂縫位于根部C 截面上方5mm 處；在達到極限承載力110kN 時，裂縫寬度為1.2mm，此時O 截面位移為32.10mm。對于試件Ⅱ，混凝土開裂首先位于B截面上方；隨著荷載增大，在首道裂縫上方陸續(xù)出現(xiàn)裂縫，分布均勻并不斷發(fā)展；荷載進一步增大，主裂縫位于根部C截面，達到極限承載力80kN時，裂縫寬度約為1.5mm（與底板交界，裂縫寬度離散型較大，此處表示平均寬度），O 截面位移為47.41mm。

圖5 裂縫分布Fig.5 Crack distribution

圖6 試件卸載后情況Fig.6 Specimen after unloading

對比A、B兩處截面可知，不論是否對表面進行鑿毛處理，試件Ⅰ的開裂位置并未出現(xiàn)在預制混凝土和后澆筑UHPC的界面處，且達到極限承載力時，主裂縫位于C截面附近，界面處開裂并未明顯發(fā)展，表明UHPC與先澆混凝土的粘結可靠，界面抗拉強度高于普通混凝土的抗拉強度，沒有對該裝配式連接節(jié)點造成削弱。從兩組試件的試驗情況可知，兩組試件在外荷載作用下的整體表現(xiàn)和失效模式基本一致，但試件Ⅰ的承載力和相同外荷載下的抗變形能力均高于試件Ⅱ，UHPC作為連接材料，在加載過程中均未發(fā)生開裂，表明能保證采用該連接方式的裝配式試件力學性能不低于現(xiàn)澆試件，同時也說明了試件Ⅰ中普通鋼筋在UHPC中的錨固具有可靠性。

3 試驗結果及分析

從試驗現(xiàn)象可知，兩組試件均保持了良好的整體性能，但承載性能和變形能力存在一定的區(qū)別，為了進一步摸清裝配式墻體的受力特點，通過埋設在預制墻板內(nèi)的分布式光纖測得的應變和位移計測得的位移進行分析。

3.1 荷載-應變關系

圖7 為試件Ⅰ中受拉鋼筋和受壓鋼筋的應變值沿截面高度隨荷載變化的分布曲線。圖中：（1）截面高度0m 處對應試件O 截面，O 截面以下取正值；（2）本次采用的分布式光纖測量精度為5cm，即每一處測點的應變?yōu)樵擖c沿光纖前后2.5cm應變的平均值。從圖中可以看出，曲線的整體趨勢接近懸臂構件應變分布規(guī)律，拉、壓鋼筋的應變分別在預制構件、UHPC、底板上翻口部分沿截面高度均勻變化，但在相互交接的位置有明顯的轉(zhuǎn)折，受拉鋼筋的應變變化較為明顯。在試件受彎過程中，普通混凝土開裂后受拉區(qū)的應力大部分由鋼筋承擔，由于UHPC 的抗拉強度遠高于普通混凝土的抗拉強度，此時UHPC 段內(nèi)受拉區(qū)的應力由UHPC和鋼筋共同承擔，即直觀表現(xiàn)為UHPC 段內(nèi)鋼筋的受拉應變有大幅的減少。而對于受壓區(qū)，混凝土和受壓鋼筋在試件失效前均處于共同工作的狀態(tài)，雖然UHPC 的彈性模量高于普通混凝土，但整體的應變變化趨勢相較受拉區(qū)平緩。

圖7 鋼筋應變分布Fig.7 Strain distribution of steel bars

3.2 荷載-位移關系

圖8 為兩組試件各截面的水平位移值沿截面高度隨荷載變化的分布曲線?？梢钥闯觯瑑山M試件位移變化均勻，整體趨勢一致，符合懸臂構件的位移變化規(guī)律。試件Ⅰ的整體剛度較試件Ⅱ在彈性階段高出約50%，極限承載力高出約35%。試件Ⅰ的位移值在截面高度1.6m處，曲線出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折，1.6m 處截面位于UHPC和和預制混凝土交接面下部50mm處，表明UHPC段的剛度高于預制段，兩者剛度之比約為2.20，與UHPC與普通混凝土彈性模量比值2.31 對應。由此可見試件Ⅰ剛度提高的來源為根部UHPC 段剛度的提高，使試件的水平位移減少，預制段與現(xiàn)澆混凝土的結構響應基本一致。

圖8 水平位移分布Fig.8 Distribution of horizontal displacement of specimen

圖9 為兩組試件在截面O 處的水平位移隨荷載的變化曲線。文獻［9］指出，對于裝配式受彎構件而言，界面的失效會導致裝配式受彎構件在原有撓曲的基礎上發(fā)生轉(zhuǎn)動，使其產(chǎn)生的撓度大于整澆試件的撓度，且粘結的失效會使位移曲線發(fā)生明顯轉(zhuǎn)折。從本次試件的曲線可以看出，試件Ⅰ在受荷過程中，位移曲線從彈性階段到屈服階段均沒有發(fā)生明顯剛度和位移突變，表明預制構件和UHPC 界面的粘結具有可靠性。

圖9 截面O 處荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curve at section O

4 受彎設計方法

試驗過程表明接縫界面有良好的粘結性能，可假定試件受彎變形后滿足平截面假定，從而可在普通混凝土受彎構件的基礎上推導該類裝配式構件的受彎計算方法。在設計計算中，預制區(qū)段內(nèi)受彎截面可按普通混凝土構件計算，UHPC 區(qū)段可按考慮UHPC為理想彈塑性材料的受彎截面計算。圖10、圖11 分別為正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)下，預制段和UHPC 段的應變分布。在正常使用極限狀態(tài)下，考慮普通混凝土極限拉應變?yōu)榘磸椥杂嬎惴逯祽獞兊?倍（簡化計算時，也可不考慮普通混凝土對抗拉強度的貢獻），可以近似得到：

圖10 正常使用極限狀態(tài)下應變分布Fig.10 Strain distribution in the service ability limit states

圖11 承載能力極限狀態(tài)下應變分布（左為預制段， 右為UHPC 段）Fig.11 Strain distribution in the ultimate limit states

預制段：

UHPC段：

在承載能力極限狀態(tài)下，可忽略普通混凝土受拉強度的貢獻，但需考慮UHPC 材料的抗拉強度，可近似得到：

預制段：

UHPC段：

式中：σ表示壓應力；τu表示拉應力；ε 表示應變；x表示混凝土受壓區(qū)高度；A表示鋼筋面積；M為截面受到的彎矩；b 表示計算寬度；h 表示截面高度，h0表示截面有效高度；下角標c表示混凝土，cs表示受壓區(qū)鋼筋，s表示受拉區(qū)鋼筋，u表示UHPC段內(nèi)對應屬性。

對于本次試驗的試件Ⅰ，采用上述方法可以計算得到：（1）在試驗開裂荷載（取70kN）下，截面A 處的預制混凝土內(nèi)的鋼筋應變和UHPC 內(nèi)的鋼筋應變分別為375με 和94με；（2）在試驗極限承載力（取110kN）下，截面A處的預制混凝土內(nèi)的鋼筋應變和UHPC 內(nèi)的鋼筋應變分別為804με 和264με，計算結果與試驗結果基本吻合。

目前，裝配式結構的設計理念基本為做到等同現(xiàn)澆，從本次試驗結果可以看出，采用UHPC作為連接材料的裝配式節(jié)點，UHPC 可以提高連接段的剛度從而提高結構的整體剛度，做到了高于現(xiàn)澆。因此在工程設計中，如果以等同現(xiàn)澆作為設計理念出發(fā)，在滿足鋼筋在UHPC中錨固長度的基礎上，可完全按照現(xiàn)澆結構進行設計，無需進行UHPC 和連接界面的復核。更好的方式是利用UHPC 的材料性能，可以更好地控制結構變形和工程費用，例如如果將本次試驗的構件用于工程應用，根部的UHPC可以看做是減少了構件的計算高度，可減少預制構件的厚度或配筋以達到與現(xiàn)澆結構相同的結構性能，計算時分別驗證預制段和UHPC段即可。

5 結論

本文進行了2m 高度基于UHPC 連接的裝配式墻體和現(xiàn)澆墻體的懸臂加載試驗，考察了試件的結構性能，并分析了裝配式墻體和現(xiàn)澆墻體在承載力、應變、結構變形等方面的區(qū)別，提出了基于UHPC連接的裝配式墻體的受彎計算方法，主要獲得了以下幾點結論：

1.通過裝配式墻體和現(xiàn)澆墻體的對比試驗，驗證了采用UHPC 作為裝配式連接材料的可靠性，也驗證了采用UHPC連接形式的可靠性。

2.對于相同配筋條件下的裝配式墻體和現(xiàn)澆墻體，裝配式墻體的承載能力和抗變形能力均優(yōu)于現(xiàn)澆墻體，做到了“高于現(xiàn)澆”的裝配式節(jié)點，UHPC與預制混凝土的連接可靠，粘結強度高于普通混凝土抗拉強度，且受荷過程未發(fā)生塑性開裂。

3.給出了基于UHPC 連接的裝配式墻體受彎計算方法，與試驗結果基本吻合。出于UHPC材料的優(yōu)異性，在后續(xù)的裝配式工程應用中，可以合理利用節(jié)點剛度，優(yōu)化裝配式結構設計。