UHPC键齿+螺栓连接接缝梁抗弯性能试验研究

张阳 施建群 邵旭东

摘   要：为了研究预制UHPC键齿+螺栓连接接缝梁的抗弯性能，进行了6根UHPC键齿+螺栓连接接缝梁（简称接缝梁）和2根UHPC整体梁的弯曲试验，探讨梁底配筋、接缝设置钢垫板及涂抹环氧树脂胶等因素对UHPC接缝梁的破坏形式、抗弯承载力、跨中挠度、连接钢板上下缘应变和接缝相对纵向位移的影响;采用有限元软件ANSYS分析了长期压应力作用下UHPC徐变对螺栓预紧力的影响.试验及分析结果表明：UHPC接缝梁在梁底配筋不同的情况下存在接缝梁刚度突变区梁体受弯破坏和键齿楔形破坏引起的接缝破坏2种破坏模式，接缝表面涂抹环氧树脂胶对接缝梁的抗弯性能影响小，接缝两侧设置钢垫板可提高接缝的抗弯承载力，减小接缝梁的跨中挠度和接缝的上、下缘相对纵向位移，且对连接钢板的受弯变形也有一定的改善作用.长期压应力作用引起的UHPC徐变会导致螺栓预紧力下降，下降幅度可达24.7%.

关键词：超高性能混凝土;键齿;螺栓连接;钢垫板;环氧树脂;徐变

中图分类号：U443.32                        文献标志码：A

Abstract： To investigate the flexural performance of precast UHPC joint beams with tooth block and bolted connection，flexural test was performed on six UHPC joint beams with tooth block and bolted connection（joint beams for short） and two UHPC beams without joints. The effects of bottom-longitudinal reinforcement， steel subplate， and epoxy glue setting on joint on the failure mode， flexural strength， mid-span deflection， top-bottom-side strain of connecting steel plate and joint top-bottom-side longitudinal relative displacement of these joint beams were discussed. The effect of UHPC creep under long-time compressive stress on the pre-tightening force of bolt was analyzed by finite element software ANSYS. The results show two failure modes of UHPC joint beams with different reinforcement ratio of bottom-longitudinal reinforcement， one of which is flexural rupture of UHPC section in the region where flexural rigidity is changed， and the other is joint failure caused by wedge-shaped failure of tooth block. The effect of joint-painted epoxy glue on the flexural behavior of joint beams is negligible， and steel subplate setting on the side of joint can not only increase the flexural strength of joint and flexural performance of connecting plate， but also reduce the mid-span deflection of joint beams and joint top-bottom-side longitudinal relative displacement. The UHPC creep under long-time compressive stress can reduce the pre-tightening force of bolt by 24.7%.

Key words： Ultra-High Performance Concrete（UHPC）;tooth block;bolted connection;steel subplate;epoxy glue;creep

超高性能混凝土（UHPC，Ultra-High Performance Concrete），又被称为活性粉末混凝土（RPC，Reactive Powder Concrete），是一种按最大密实度理论级配而成的水泥基复合材料[1]，其不仅具有超高抗压强度、超高抗拉强度、超强韧性等优异的力学性能，还具备材料密实、腐蚀介质渗透率低的超高耐久性，是过去三十年中最具创新性的水泥基工程材料[2-4].经高温养护后，UHPC的优越性能才能充分发挥，且高温养护后其徐变将大幅降低，后期收缩几乎为零[5-6].将UHPC用于建造桥梁，由于在施工现场对现浇UHPC桥梁构件进行高温养护不易实施、养护成本较高，因此UHPC更适用于预制拼装的桥梁结构.

现有的预制UHPC橋梁节段间多采用干接缝或现浇湿接缝连接，如马来西亚森美兰州的Kampung Linsum Bridge，其预制UHPC箱梁节段采用干接缝连接，然后通过张拉体内预应力钢绞线拼装成桥[7];韩国仙人游人行拱桥，其主拱圈采用UHPC预制节段拱拼接，预制节段间即是采用现浇UHPC 湿接缝连接[8];国内也有学者提出UHPC节段梁的干接缝连接形式并对其进行优化，利用优化结果制作UHPC 双悬臂牛腿接缝模型进行试验[9]，根据试验结果对主跨400 m的UHPC连续箱梁桥进行了初步设计，并对400 mUHPC连续箱梁中体外预应力锚固构造形式进行了较为详细的有限元分析与优化[10].

预制UHPC梁段的现浇湿接缝虽然连接性和整体性较好，但由于施工现场进行高温养护不易实施，现浇湿接缝UHPC一般多采用自然养护，因此存在自然养护周期较长、预制构件与现浇接缝UHPC因不同养护条件引起的材性和体积稳定性不匹配等问题.预制UHPC构件的快速、安全拼接是UHPC结构设计与受力的关键.为了探求增强预制UHPC构件干接缝连接性能的方法，借鉴钢结构的螺栓连接形式，提出键齿+螺栓连接的预制UHPC节段梁干接缝连接方法，采用键齿形式接缝的UHPC节段梁通过预埋的螺栓进行拼接，使两个预制UHPC节段成为整体共同受力.

1   键齿+螺栓连接接缝设计

UHPC节段梁的键齿+螺栓连接接缝构造如图1所示.

UHPC梁段端部采用单键齿形式接缝，在接缝侧面区域设置钢垫板与连接钢板，形成类似钢结构中螺栓连接的双钢板结构形式，高强双头螺杆穿过钢垫板中对应的螺孔，并与钢垫板焊接成整体，以期起到固定螺杆和加强接缝的作用，焊接位置为钢垫板与UHPC表面接触一侧的螺孔周围.高强螺栓、钢垫板与UHPC共同浇筑形成整体.待梁段高温热养后在接缝表面涂抹环氧树脂胶，对准节段位置进行节段拼装，然后套上连接钢板，用扭矩扳手拧紧螺母形成栓接节段梁.接缝键齿尺寸参数根据文献[9]接缝优化结果确定：键齿倾角θ=45°，齿梁高度比H1/H=2/5，深高比a/H2=1/4.螺栓距d1和d2、螺栓线距g、端距a、边距c、螺栓孔直径d和螺栓排列均参照规范GB 50017—2003[11]規定要求取值.

预制UHPC节段梁的键齿+螺栓连接接缝的优点在于：第一，现场拼接方便快捷、无现浇作业、也无需对接缝进行养护;第二，外置的连接钢板提高了接缝的抗弯刚度、延性和抗弯承载力.

2   接缝抗弯试验与结果分析

2.1   材性试验

试验所用超高性能混凝土（UHPC）由水泥、硅灰、石英砂、石英粉、高效减水剂、钢纤维等组成，其中钢纤维体积分数为2.5%，包含2%的8 mm长、0.12 mm直径的平直型钢纤维和0.5%的13 mm长、0.2 mm直径的端钩型钢纤维.

制作了3种尺寸的UHPC试块用于UHPC的材性试验，其中尺寸为100 mm×100 mm×100 mm的立方体试块用于UHPC的抗压强度试验，尺寸为100 mm×100 mm×300 mm的长方体试块用于UHPC的抗压弹性模量试验，尺寸为100 mm×100 mm×400 mm的长方体试块用于UHPC的抗折试验.浇筑时先将RPC干混料倒入卧轴强制式混凝土搅拌机中，干拌约2 min;待干拌完成后，将水按与RPC质量比为8∶100的比例称量好，然后将称好的水分2次分别加入搅拌机中，搅拌20 min;最后将RPC拌合物装入试验梁模板中，并敲击模板侧面促进RPC拌和物与钢筋骨架密实接触.UHPC试块和试验梁同时浇筑，且两者的养护条件相同：试件浇筑后自然养护48 h拆模，然后在90 ～100 ℃的蒸汽中养护48 h，最后常温放置15 d后进行试验.UHPC材性试验如图2所示.

高强螺栓连接中，钢板的摩擦系数和扭矩扳手施加的预紧力是影响螺栓连接力学性能的重要因素，而扭矩扳手实际施加的预紧力又由螺栓的扭矩系数决定，故有必要进行相关试验以明确接缝栓接的摩擦系数和扭矩系数.根据JGJ 82—2011[12]相关规定分别对相同处理工艺的8组高强螺栓和3组螺栓钢板连接进行扭矩系数试验和抗滑移试验，如图3所示.

UHPC、螺栓连接及试验用钢筋材性试验所得数据汇总于表1.

2.2  键齿+螺栓连接接缝梁抗弯试验

共制作了6根UHPC接缝梁和2根UHPC整体梁用于本次的抗弯试验研究，试验梁分为A、B、C 3组，A、B组为键齿+螺栓连接接缝梁，C组为整体梁.根据主要试验参数给试件编号，G代表钢垫板，L代表连接钢板，H代表环氧树脂，J代表接缝梁，Z代表整体梁，其后的数字代表试件梁底配置的受拉钢筋数量，如表2所示.

UHPC试验梁长1 800 mm、宽80 mm、高300 mm，接缝螺栓为10.9级M16双头螺栓，螺栓设计预紧力为100 kN[11]，实测预紧力均值为101.7 kN，连接钢板和钢垫板的螺栓孔直径为17.5 mm.A组接缝梁构造如图4（a）所示，接缝梁左右梁段各布置2列螺栓.B组接缝梁仅梁内钢筋布置与A组不同，构造如图4（b）所示，梁底3根受拉主筋之间无间距.Z-1截面配筋与A组截面1-1相同，Z-3截面配筋与B组截面1-1相同，且C组钢筋在跨中连续不中断，构造如图4（c）所示.

接缝梁测点布置图如图5所示，接缝处连接钢板应变测点位于与接缝位置对应的钢板外表面，跨中挠度测点位于接缝底部中点偏左1.5 cm处，梁体支座处顶部各设一个位移测点，接缝上、下缘中点均设一个位移测点用来测量接缝上、下缘的相对纵向位移.整体梁跨中、支点位移测点与接缝梁测点位置对应.试验梁采用两点加载，加载示意图如图6所示.

2.3   试验结果与分析

2.3.1   试件破坏形态及荷载特征值

C组整体梁破坏形式为UHPC梁体受弯破坏，受拉区裂缝向上发展延伸，受压区顶部UHPC局部压碎，破坏图示如图7所示.

A组接缝梁破坏形式为UHPC梁体受弯破坏，主要开裂及破坏部位位于连接钢板端部刚度突变区.破坏表现为突变区裂缝充分向上发展延伸，且顶部UHPC局部压碎，这是因为A组接缝梁受拉钢筋配置较少，梁体弯曲极限荷载比有钢板加强的接缝破坏荷载小，因此破坏发生在刚度突变区的UHPC梁体处，破坏图示如图8所示.

B组接缝梁首条裂缝出现在刚度突变区，于接缝处破坏，破坏表现为UHPC键齿受剪产生楔形裂缝，这是因为B组接缝梁受拉钢筋配置较多，UHPC梁体的弯曲极限荷载大于钢板滑移后UHPC键齿承受螺栓传递的剪力而发生楔形破坏时的荷载，导致破坏发生于梁端接缝处，其破坏图示如图9所示.

实测试验梁荷载特征值如表3所示，λcr及λu表示A、B组接缝梁对应于Z-1、Z-3的开裂荷载和极限荷载差值百分比绝对值.

由表3可知，A、B组接缝梁开裂荷载与对应的C组试验梁相比相差较小，λcr最大分别为4.9%和5.5%，这是因为A、B组接缝梁首条裂缝均出现在刚度突变区无钢板加强的梁体处.A、B组接缝梁极限荷载均比对应的C组无接缝梁小，λu最大分别为5.2%和26.6%，所不同的是A组破坏发生在UHPC梁体，接缝未破坏，而B组则是由UHPC键齿受剪引起的接缝破坏.

对比可知LJ-3极限荷载远小于B组其余接缝梁极限荷载，其原因是LJ-3接缝无钢垫板加强.同理，由GLJ-1、GLJ-3与LJ-1、LJ-3相应荷载特征值对比知，钢垫板对UHPC梁体开裂、极限荷载影响小，但对接缝极限荷载影响大，GLJ-3相对LJ-3接缝极限荷载提高约25.4%.由以上对比分析知，接缝的抗弯承载力可通过添加钢垫板来提高.

B组接缝梁的开裂及破坏荷载均比A组接缝梁的大，主要是因为B组接缝梁梁底受拉钢筋配置较A组接缝梁多，提高了UHPC梁体的抗弯能力，使梁体的极限承载力超过接缝（由Z-3与B组承载力对比可知），并导致了接缝部位的破坏.

梁GLJ-1、GLJ-3与GLHJ-1、GLHJ-3的荷载特征值对比可知，接缝表面涂抹环氧树脂胶对接缝梁开裂荷载基本无影响，对接缝梁极限荷载提升较小，最大仅为5.8%，说明接缝表面涂抹环氧树脂胶对接縫梁抗弯性能影响不大.

2.3.2   荷载-跨中挠度曲线

试件荷载-跨中挠度曲线如图10所示.

试验梁开裂、极限荷载所对应的跨中挠度如表4所示，其中ζcr表示A、B组接缝梁开裂荷载对应的跨中挠度相对于Z-1、Z-3开裂荷载对应的跨中挠度的差值百分比绝对值.

加载前期A组接缝梁抗弯刚度大于Z-1的抗弯刚度，因此在开裂荷载相近的情况下A组梁的开裂挠度比Z-1的开裂挠度小;加载中期，同荷载水平下Z-1挠度比A组的小，这是因为A组梁裂缝发展集中于刚度突变区，相同荷载作用下裂缝更宽，梁的挠度增幅更大，而Z-1裂缝则是在纯弯段范围内发展，挠度变化较缓;加载后期A组梁挠度与Z-1梁挠度相差较小，主要是因为A组、Z-1梁极限状态时裂缝均已充分发展，梁的抗弯刚度相近.

由表4可知，Z-3的开裂挠度比B组梁的大，ζcr最大为18.8%;加载中后期，荷载增大使B组接缝键齿开裂且裂缝逐渐发展，使得B组接缝梁的抗弯刚度下降，挠度呈非线性增加.由于LJ-3接缝无钢垫板增强，键齿开裂较早，导致其抗弯刚度在相同荷载水平下偏小、挠度偏大，说明钢垫板可以通过提高接缝梁的抗弯刚度来减小接缝梁的跨中挠度.

A组接缝梁刚度、挠度、承载力均比B组小，说明适当增加接缝梁的配筋可以提高结构的刚度、变形性能以及承载力.

2.3.3   荷载-连接钢板上、下缘应变曲线荷载-连接钢板应变曲线如图11所示（应变符号：拉正压负）.

Q345钢板屈服强度设计值为310 MPa，弹性模量为206×103 MPa[11]，则其屈服应变最小值约为1 500 με，可知连接钢板在整个试验过程中均处于弹性阶段.

由连接钢板上、下缘应变曲线对比知，试验参数中，钢垫板对连接钢板上、下缘应变影响最大，钢垫板接缝梁GLJ-1、GLJ-3连接钢板上、下缘极限应变比LJ-1、LJ-3接缝梁的小，相同荷载作用下，GLJ-1、GLJ-3接缝梁连接钢板上缘应变相比于LJ-1、LJ-3连接钢板上缘应变最多可减少约52.8%和41.6%，下缘应变最多可减少约45.4%和42.7%，说明钢垫板在加载过程中也起到了分担荷载的作用，减小了连接钢板的弯曲变形.

2.3.4   荷载-接缝上、下缘相对纵向位移曲线

荷载-接缝上、下缘相对纵向位移曲线如图12所示（位移符号：相近为正，相离为负），严格意义上讲，此处的相对纵向位移不仅包含了接缝两侧UHPC梁体的相对整体位移，也包含了接缝两侧UHPC梁体受拉或受压产生的压缩变形和拉伸变形.

荷载较小时，相对纵向位移曲线是一条斜率接近零的曲线;荷载的增大使梁底接缝张开，相对纵向位移增大，且由于接缝顶部UHPC相互挤压阻碍上缘纵向相对运动，故上缘相对纵向位移小于下缘.

接缝梁表现为梁体受弯破坏时，由图12可知，环氧树脂和钢垫板对接缝相对纵向位移的影响较小;接缝梁表现为接缝破坏时，钢垫板对接缝相对纵向位移影响较为明显，有钢垫板接缝（GLJ-3）的上、下缘相对纵向位移均比无钢垫板接缝（LJ-3）的小.相同荷载作用下，GLJ-3接缝的上、下缘相对纵向位移相比于LJ-3最多可减少约70.1%和70.4%.

3   UHPC徐变影响分析

本试验UHPC接缝主要靠螺栓连接，UHPC在压应力长期作用下的徐变变形会使螺栓预紧力减小，不利于UHPC接缝梁的抗弯性能，因此本节采用有限元软件ANSYS对持续十年压应力作用下UHPC徐变对单个高强螺栓预紧力的影响进行分析.

参考文献[13]的方法，利用ANSYS的蠕变Creep准则[14]，并采用应变强化的显式蠕变模型模拟混凝土的徐变，其方程为

式中：ε为t时刻的混凝土应变;σ为t时刻混凝土应力;T为t时刻的环境温度;C1～C4为显式蠕变常数.基于线性徐变且忽略温度影响，由徐变系数定义，有

在每个时间步长内，徐变速率     被假定为常数，则在ANSYS分析中可通过改变常数C1来实现混凝土徐变的模拟，其中普通混凝土的徐变系数可由规范JTG D62-2004[15]得到，而对于UHPC的徐变系数，根据文献[16]中的试验对比验证结果，取为同条件下C50混凝土徐变系数的15%.

单个螺栓的UHPC徐变模型如图13所示，高强螺栓及UHPC的材料属性与试验梁有限元模型所采用的一致，分析中通过改变UHPC厚度和UHPC所受压应力两个参数来研究UHPC徐变产生的影响.

不同厚度（50～200 mm）UHPC徐变作用下压应力作用时间-高强螺栓预紧力曲线如图14所示（压应力为10 MPa）;50 mm厚UHPC产生的徐变作用下压应力作用时间-高强螺栓预紧力曲线如图15所示（压应力为5～30 MPa）.

由图14知，同一压应力作用下（10 MPa），不同UHPC厚度中的螺栓预紧力随着压应力作用时间增大呈减小趋势，且UHPC越厚螺栓预紧力减小幅度越大，200 mm厚的UHPC十年徐变所引起的螺栓预紧力降幅最大，为14.4%.由图15可知，50 mm厚UHPC中的螺栓预紧力在不同压应力作用下，随着作用时间增加均呈现减小趋势，且压应力越大，减小幅度越大，所受压应力为30 MPa的UHPC十年徐变引起的螺栓预紧力降幅最大，为24.7%.可知，在UHPC十年徐变对螺栓预紧力的影响中，压应力大小和UHPC厚度均会导致螺栓预紧力的减少，且压应力大小对螺栓预紧力产生的影响比UHPC厚度产生的影响要大，在实际设计中建议将螺栓预紧力乘以0.75的折减系数以考虑UHPC徐变的不利影响.

4   结   论

通过试验，对UHPC键齿+螺栓连接接缝梁的抗弯性能进行了研究，并采用ANSYS分析了UHPC徐变对螺栓预紧力的影响，得到以下几点主要结论：

1）UHPC接缝梁存在有两种受弯破坏模式，一种表现为刚度突变区UHPC梁体受弯破坏，另一种则是由UHPC键齿受剪产生楔形破坏引起的接缝破坏，且随着梁底受拉钢筋配筋率的提高，接缝梁的破坏模式将由第一种向第二种转化.

2）接缝涂抹环氧树脂对UHPC接缝梁的抗弯

性能无显著影响.接缝两侧设置钢垫板对接缝的抗弯承载力有明显的提高作用，且钢垫板能减小接缝梁的跨中挠度和接缝的纵向相对位移，降低连接钢板的受弯变形，在实际设计中可考虑在接缝两侧设置钢垫板以提高抗弯性能.

3）压应力作用引起的UHPC徐变会导致螺栓预紧力下降，且压应力大小比UHPC厚度更能引起螺栓预紧力的下降.在实际设计中建议螺栓预紧力乘以0.75的折减系数以考虑UHPC徐变的不利影响.

参考文献

[1]   PIERRE R，MARCEL C. Composition of reactive powder concretes[J]. Cement and Concrete Research，1995，25（7）：1501—1511.

[2]  BAYARD O，PL  O. Fracture mechanics of reactive powder concrete： material modeling and experimental investigations[J]. Engineering Fracture Mechanics，2003，70（7）：839—851.

[3]  MATTE V，MORANVILLE M. Durability of reactive powder composites： influence of silica fume on the leaching properties of very low water/binder pastes[J]. Cement and Concrete Composites，1999，21：1—9.

[4]    TANG M G. High performance concrete-past，present and future[C]// ASTM Proceeding of 1st International Symposium on Ultra High Performance Concrete. Kassel：ASTM，2004：3—9.

[5]    CHEYREZY M. Mierostmetuml analysis of RPC[J]. Cement and Concrete Research，1995，25（7）：1491—1500.

[6]    BURKART I. M osium on Ultra High Performance Concrete. Kassel： Kassel University Press，2008：469—476.

[7]    YEN L V，PATRICK C A，THOMAS A J T. Design and construction of a 50m single span ultra-high performance ductile concrete composite road bridge[J]. International Journal of Sustainable Construction Engineering & Technology，2012，3（1）：1—17.

[8]    HUH S，BYUN Y，SUN Y. Pedestrian arch bridge，Seoul，Korea[J]. Structural Engineering International，2005，15（1）：32—34.

[9]    張策.超大跨径UHPC连续箱梁桥接缝设计及模型试验[D].长沙：湖南大学土木工程学院，2014：11—21，43—52.

ZHANG C. Joint design and model tests of extra- long- span continuous box girder bridge composed of UHPC[D].Changsha：College of Civil Engineering，Hunan University，2014：11—21，43—52.（In Chinese）

[10]  邵旭东，张良，张松涛，等.新型UHPC连续箱梁的体外预应力锚固构造形式研究[J].湖南大学学报（自然科学版），2016，43（3）：1—7.

SHAO X D，ZHANG L，ZHANG S T，et al. Study on structural forms of external prestressing anchorage for a noval continuous UHPC box-gieder bridge[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2016，43（3）：1—7.（In Chinese）

[11]  GB   50017—2003 钢结构设计规范[S].北京：人民交通出版社，2003：70—71.

GB   50017—2003 Code for design of steel structures[S]. Beijing： China Architecture & Building Press，2003：70—71.（In Chinese）

[12]  JGJ   82—2011 钢结构高强度螺栓连接技术规程[S].北京：中国建筑工业出版社，2011：28—30.

JGJ 82—2011 Technical specification for high strength bolt connections of steel structures[S]. Beijing： China Architecture & Building Press，2011：28—30.（In Chinese）

[13]  张阳，鲍超，刘榕.预制RPC柱降低大跨PC刚构桥跨中长期下挠分析[J].湖南大学学报（自然科学版），2016，43（3）：8—14.

ZHANG Y，BAO C，LIU R. Analysis of precast RPC column on reducing long-term mid-span deflection of rigid frame bridge[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2016，43（3）：8—14.（In Chinese）

[14]  冷文華.预应力钢壳混凝土桥塔受力分析[D].长沙：湖南大学土木工程学院，2012：31—34.

LENG W H. Structural analysis of prestressed steel- concrete composite pylon[D]. Changsha：College of Civil Engineering，Hunan University，2012：31—34.（In Chinese）

[15]  JTGD62—2004 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S]. 北京：人民交通出版社，2004：118—120.

JTGD62—2004 Code for design of highway reinforced concrete and prestressed concrete bridge and culverts[S]. Beijing： China Communications Press，2004：118—120. （In Chinese）

[16]  ZHANG Y，ZHU P，ZHU Y P，et al. NC-UHPC composite structure for long-term creep-induced deflection control in continuous box-girder bridges[J]. Journal of Bridge Engineering，2018，23（6）：04018034-5-04018034-6.