高猛 潘睿雅 馮明揚(yáng) 劉保東 賀文濤

1.山東省交通規(guī)劃設(shè)計院集團(tuán)有限公司，濟(jì)南 250031；2.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044

我國公路橋梁中混凝土橋梁占比在95%以上，在交通荷載作用下，鋼筋混凝土橋面板出現(xiàn)的開裂等耐久性問題［1-3］給橋梁安全運(yùn)行與維修養(yǎng)護(hù)帶來困難。波紋鋼-橡膠混凝土組合橋面板（圖1）由橡膠混凝土和波紋鋼板組合而成。橡膠混凝土具有強(qiáng)阻裂、抗疲勞和耗能能力［4-5］，波紋鋼板能夠提供足夠的抗剪剛度［6］，有利于解決傳統(tǒng)鋼筋混凝土橋面板的病害問題。此外，該組合橋面板能適當(dāng)減少主梁間橫梁數(shù)量，減少鋼筋用量，免除模板拆除工序，有利于快速建造。

圖1 波紋鋼-橡膠混凝土組合橋面板

波紋鋼板與橡膠混凝土之間通過剪力連接件實現(xiàn)共同受力，剪力連接件可以抵抗橫向、縱向剪力，同時起到豎向抗拔的作用，因此剪力連接件是波紋鋼-橡膠混凝土組合結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵部分［7］。推出試驗是研究界面抗剪性能的重要手段［8］。國內(nèi)外眾多學(xué)者對影響組合板承載能力的關(guān)鍵參數(shù)（如混凝土抗壓強(qiáng)度、彈性模量、栓釘?shù)某叽缂伴g距等）展開了大量的研究，并形成了相應(yīng)的技術(shù)規(guī)范［9-11］，但鮮有文獻(xiàn)涉及波紋鋼板-橡膠混凝土組合構(gòu)件界面性能。因此，本文制作了7 組共14 個波紋鋼-混凝土組合板試件開展推出試驗，通過觀察試件的破壞特征分析界面的荷載-相對滑移特性和單栓釘極限承載力，尋找合理的剪力連接件的種類與布置方式，并評估現(xiàn)行規(guī)范在計算此類組合板剪力連接件抗剪承載力時的差異，以期為該類橋面板的設(shè)計計算和實際應(yīng)用提供有益參考。

1 試驗方案

1.1 試驗材料

設(shè)計7 組推出試件（6 組栓釘連接件和1 組螺栓連接件）研究栓釘直徑、間距、高度、混凝土種類對界面抗剪性能的影響。每組有2 個相同試件，試驗結(jié)果取其平均值。具體參數(shù)見表1。除NSC 組為普通混凝土試件外，其余均為橡膠混凝土試件；RSC1—RSC5組為栓釘連接件，RSC1 組為對照試件；RBC 組為螺栓連接件，RSC2 組為對照試件。橡膠混凝土由10%的橡膠顆粒代替砂配制而成，橡膠顆粒的粒徑為2 ～4 mm，記為RC10；普通混凝土強(qiáng)度等級為C40，記為NC。

表1 推出試件參數(shù)

栓釘連接件根據(jù)GB/T 10433—2002《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》選用公稱直徑13 mm和16 mm的ML15圓柱頭焊釘，螺栓根據(jù)GB/T 3098.1—2010《緊固件機(jī)械性能螺栓、螺釘和螺柱》選用性能等級為4.6 級的碳鋼螺栓。栓釘采用底部圍焊的方式與鋼板焊接，而螺栓采用在波紋鋼板上鉆孔的方式，通過螺母與波紋鋼板連接。

推出試件尺寸見圖2。其中波紋鋼板為Q345 鋼材，波長為200 mm，波高為55 mm，板的尺寸為600 mm（長）×700 mm（寬）×7 mm（厚）?；炷涟宓某叽鐬?00 mm（長）× 400 mm（寬）× 150 mm（波紋鋼板波峰以上部分高度）。鋼筋網(wǎng)由直徑10 mm 的HRB400 鋼筋焊接而成。

圖2 推出試件尺寸（單位：mm）

對鋼板與混凝土進(jìn)行材料性能試驗，得到NC 和RC10類混凝土立方體抗壓強(qiáng)度分別為43.6、44.8 MPa，混凝土彈性模量分別為30.8、27.2 GPa；波紋鋼板材的屈服強(qiáng)度為390.1 MPa，彈性模量為206 GPa。

1.2 試驗加載裝置

加載裝置由MTS 液壓系統(tǒng)控制，最大加載力為5 000 kN。加載過程采用位移控制加載，每級加載值為5 kN，持荷時間為2 min。加載值由壓力傳感器測得。加載裝置及現(xiàn)場見圖3。在試件頂部布置分配梁確保豎向力均勻傳遞到試件，在底部鋪設(shè)10 mm 橡膠墊以防止試件滑移。安裝試件時使用激光水平儀確保試件安裝位置準(zhǔn)確，將兩試件與中部10 mm 厚的加強(qiáng)鋼板固定并沿加強(qiáng)鋼板一圈布置緊固螺栓（參見圖2），并將試件中心與壓力傳感器中心嚴(yán)格對中，嚴(yán)格控制加載力與持荷時間，確保每組試件中兩個試件的受力情況相同。

圖3 加載裝置及試驗現(xiàn)場照片

1.3 測試內(nèi)容及測點布置

在試件兩側(cè)400 mm 處設(shè)置2個指針式位移計，記錄測試混凝土和鋼板的相對滑移。在試件的頂?shù)酌娓鞑贾? 個指針式位移計，記錄混凝土和鋼板的水平相對位移。測點布置見圖4。

圖4 測點布置（單位：mm）

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)

除試件RSC5 以外，其他試件內(nèi)部的栓釘或螺栓最終被剪斷，但不同試件混凝土部分的破壞情況不同，試件典型破壞形態(tài)見圖5?？芍孩僭嚰﨨SC、RSC1、RSC2 破壞形態(tài)相似，均為栓釘剪斷破壞，即栓釘根部受壓側(cè)的混凝土壓潰，裂縫呈輻射狀。對比試件NSC 與試件RSC1，可以觀察到NSC 的裂縫在栓釘間貫通，而試件RSC1 沒有出現(xiàn)這種情況，說明橡膠骨料的摻入可以抑制混凝土裂縫的發(fā)展。與試件RSC1相比，試件RSC2 混凝土的開裂范圍更大，說明減小栓釘直徑會加劇混凝土劈裂。②試件RSC3、RSC4、RSC5 發(fā)生了不同程度的混凝土的剪切、劈裂破壞。試件RSC3 由于減小了栓釘高度導(dǎo)致波紋鋼板波峰附近的混凝土發(fā)生剪切破壞，但部分栓釘并未剪斷。試件RSC4 和試件RSC5 的混凝土裂縫延伸至側(cè)面，在栓釘受力一側(cè)出現(xiàn)混凝土壓碎破裂，且栓釘之間的混凝土出現(xiàn)了沿受力方向的貫通裂縫，可見減小栓釘間距易導(dǎo)致混凝土出現(xiàn)劈裂破壞。③與試件RSC2 相比，試件RBC 混凝土損傷程度較低，下排螺栓附近的混凝土出現(xiàn)較多裂紋而上排螺栓附近裂紋較少。原因可能是螺母增大了連接件與混凝土間的接觸面積，降低了混凝土的局部應(yīng)力。

圖5 試件典型破壞形態(tài)

2.2 試驗結(jié)果

2.2.1 荷載-滑移曲線

將每組2個試件的荷載-滑移位移（P-δ）取平均值繪制荷載-滑移曲線，見圖6。

圖6 荷載-滑移曲線對比

由圖6可知，各試件的荷載-滑移曲線形狀大體相同，在加載初期曲線呈線性增長，進(jìn)入塑性階段后荷載增速變緩，隨后滑移量持續(xù)增加，荷載急劇下降直到破壞。①當(dāng)混凝土中摻入橡膠骨料時，荷載-滑移曲線的彈性階段和極限峰值與普通混凝土差別不大，但下降段橡膠混凝土試件斜率明顯小于普通混凝土，且滑移量明顯更大。②改變栓釘直徑對荷載-滑移曲線形狀有較大影響，峰值荷載隨栓釘直徑的減小而減小，下降段斜率增加，滑移量也相應(yīng)減??；③改變栓釘高度對荷載-滑移曲線的彈性階段受力影響不大，但減小栓釘高度會降低峰值荷載，對峰后下降段及滑移量影響不大。④栓釘間距由200 mm（12.5d，d為直徑）減為140 mm（8.5d）時，試件荷載-滑移曲線沒有明顯差別，但栓釘間距減小至80 mm（5d）時，峰值荷載明顯減小，且下降段曲線斜率減小。⑤試件采用螺栓連接件與栓釘連接件的荷載-滑移曲線相差較大，采用螺栓連接件試件具有更長的彈性階段且峰值荷載更高，下降段曲線初始斜率較大，但荷載下降到一定水平時隨著滑移增加荷載不再下降。

2.2.2 界面抗剪性能指標(biāo)

為評價各推出試件的黏結(jié)滑移性能，參照Eurocode-4［9］定義Nrk= 0.9Nu，Nu為峰值荷載；發(fā)生滑移后Nrk對應(yīng)的位移為δu；ks為初始剪切剛度，取荷載-滑移曲線中0.7Nrk時對應(yīng)的切線剛度，如圖7所示。

圖7 荷載-滑移曲線

定義單個栓釘或螺栓的抗剪承載力Ndi=Nu/n，Nu為各組試件的峰值荷載，n為栓釘或螺栓數(shù)量。定義Ndi與栓釘（螺栓）截面積As之比為名義抗剪強(qiáng)度。計算各推出試件力學(xué)性能指標(biāo)，并與對照組試件進(jìn)行對比，見表2。可知：

表2 推出試件靜力性能指標(biāo)

1）試件RSC1 的初始剪切剛度和極限滑移量比試件NSC 分別提高了11%和8%，兩個試件的單釘承載力僅相差2%，可見低摻量（10%以內(nèi)）的橡膠混凝土試件與普通混凝土試件抗剪承載力相當(dāng)，且在初始剪切剛度和界面滑移方面有一定增強(qiáng)。

2）對比試件RSC1—RSC5 發(fā)現(xiàn)，①栓釘直徑減小3 mm，試件的初始剪切剛度下降約35%，單釘承載力降低26%，但試件極限滑移量增加了16%，栓釘名義抗剪強(qiáng)度提高了12%，說明減小栓釘直徑一定程度能夠提高試件界面延性，充分發(fā)揮栓釘?shù)牟牧闲阅?，但會大幅降低界面初始剪切剛度。②栓釘高度降?0 mm，試件的初始剪切剛度僅降低1%，單釘承載力降低了34%，極限滑移量卻提高了38%，說明栓釘高度是影響界面抗剪承載力和極限滑移能力的關(guān)鍵參數(shù)，而對界面的初始剪切剛度影響較小。原因是試件RSC3中栓釘高度略高于波高（栓釘高度/波高=1.09），在波紋板波峰附近形成混凝土剪切受力面，而栓釘及波紋板波峰以下區(qū)域形成受力薄弱區(qū)（圖8），難以發(fā)揮剪力傳遞作用。而試件RSC1 中栓釘高度足夠大（栓釘高度/波高=1.82），能夠穿越波紋受力薄弱區(qū)，不會發(fā)生混凝土剪切破壞。因此，對于波紋鋼板組合板而言，應(yīng)針對波紋形狀限定栓釘?shù)淖钚「叨?，從而保證混凝土板不被剪壞。③栓釘間距由12.5d逐漸減小為8.5d和5d，破壞模式由12.5d時的栓釘剪斷破壞轉(zhuǎn)變?yōu)?.5d和5d時的混凝土破壞，界面的極限滑移量分別增加17%和47%，初始剪切剛度均下降24%。說明減小栓釘間距更易發(fā)生混凝土破壞，且界面極限滑移量會進(jìn)一步增大；當(dāng)栓釘間距小到一定程度時（8.5d），界面初始剪切剛度幾乎保持不變?？辜舫休d力方面，當(dāng)栓釘間距由12.5d降低至8.5d時，單釘承載力僅降低4%，而進(jìn)一步將間距降低為5d時，單釘承載力降低20%。對于此類組合板，當(dāng)栓釘間距為8.5d以上時，間距對單個栓釘承載力影響較小。當(dāng)栓釘間距降至8.5d以下時，單個栓釘承載力會迅速減小。因此，此類組合板的合理栓釘間距為8.5d。

圖8 不同栓釘高度的界面剪力傳遞

3）試件RBC 與試件RSC2 的初始剪切剛度相當(dāng)（相差僅3%），但其名義抗剪強(qiáng)度提高了39%，極限滑移量增加了21%，且極限滑移量與Eurocode-4 規(guī)定的下限值很接近，本次試驗條件下的螺栓連接件的剪力連接性能優(yōu)于栓釘連接件。原因是栓釘抗剪性能的發(fā)揮高度依賴于焊縫質(zhì)量，焊縫強(qiáng)度影響了栓釘?shù)慕缑孢B接作用，而螺栓連接件可以保證其自身抗剪強(qiáng)度的發(fā)揮。因此，當(dāng)此類波紋組合板采用栓釘連接件時，保證栓釘焊縫強(qiáng)度是發(fā)揮抗剪能力的關(guān)鍵。

3 抗剪承載力計算公式

依據(jù)Eurocode-4計算單個栓釘抗剪承載力Ndi。

當(dāng)栓釘剪斷破壞時

混凝土壓碎破壞時

式中：fu為鋼材的極限強(qiáng)度；d為栓釘直徑；γv為安全系數(shù)，一般取1.25；α為栓釘?shù)拈L度影響系數(shù)，當(dāng)3 ≤h/d≤ 4 時，α= 0.2(h/d+ 1) ≤ 1，當(dāng)h/d＞ 4 時，α= 1；h為栓釘長度；fck、Ec分別為混凝土抗壓強(qiáng)度、彈性模量。

AASHTO［10］中Ndi計算公式為

式中：φ為栓釘抗力系數(shù)，取0.85；Ecm為混凝土彈性模量。

JTG/T D64-01—2015《公路鋼混組合橋梁設(shè)計與施工規(guī)范》［11］中Ndi計算式為

式中：fcd為混凝土軸向抗壓強(qiáng)度設(shè)計值；fsu為焊釘材料的抗拉強(qiáng)度最小值。

采用不同規(guī)范計算單釘抗剪承載力理論值與試驗值，見圖9?？芍?dāng)栓釘剪斷破壞時，Eurocode-4計算的單釘抗剪承載力理論值更接近實測值。試件RSC3、RSC4理論值與實測值差異大，原因是規(guī)范大多針對栓釘焊接于平鋼板的情況，未考慮波紋鋼板受力薄弱區(qū)的影響。因此，當(dāng)此類波紋鋼組合板采用栓釘連接件時，有必要限定栓釘最小間距、設(shè)置與波紋尺寸相匹配的栓釘最小高度。采用螺栓連接件的試件RBC，因不存在焊縫強(qiáng)度不足的問題可以充分發(fā)揮材料性能，試驗值明顯高于理論值。若栓釘采用手工圍焊，受焊縫質(zhì)量的影響其實際承載力可能低于理論值。

圖9 單釘抗剪承載力理論值與試驗值對比

4 結(jié)論

1）橡膠混凝土組合板表現(xiàn)出一定的抗裂、阻裂特性和延性優(yōu)勢，且界面抗剪承載力與普通混凝土組合板相當(dāng)。

2）栓釘圍焊強(qiáng)度和栓釘高度是界面發(fā)生不同破壞模式的關(guān)鍵，而混凝土種類、栓釘直徑和間距對界面破壞模式影響不大。栓釘直徑對試件初始剪切剛度影響較大，極限滑移量和試件極限承載力則主要受栓釘高度影響。

3）受組合板在波峰以下區(qū)域形成受力薄弱區(qū)的影響，較低高度的栓釘不能充分發(fā)揮其材料強(qiáng)度。因此，有必要限定栓釘最小間距、設(shè)置與波紋尺寸相匹配的栓釘最小高度。