2019, Vol. 51
RPC是具有高抗拉、压性能及优异的耐久性能的新型高性能混凝土材料[1-3].自问世至今，已有大量关于其工程应用方面的研究[4-8].然而RPC受到制作工艺[9]和原材料造价昂贵等因素影响，导致其仍未能大量应用于实际工程[10].RPC-NC叠合梁是对RPC梁进行工厂预制，然后以RPC为底模在其上现场浇筑NC[11]，该结构充分利用了NC较高的抗压强度，同时发挥了RPC良好的抗拉性能和耐久性能，使桥梁结构服役过程中的疲劳性能及耐久性能得到明显提升，综合利用两种混凝土材料特性的同时节省了工程造价，有利于RPC在实际工程中的推广使用.
Habel等[12-14]研究了超高性能纤维增强混凝土(UHPFRC)和NC叠合梁在不同UHPFRC厚度、配筋方式和静载体系下的弯曲性能，试验发现该叠合梁的整体受力性能良好，叠合面未出现脱黏现象，UHPFRC提高了其抗弯承载力和刚度，且提高抗弯承载力最有效的方式是将纵筋布置在UHPFRC层中.季文玉等[11, 15]对预应力RPC-NC叠合梁的弯曲性能与RPC高度、配筋指数、预应力比率间的关系进行了试验研究，结果表明其开裂荷载和极限荷载较NC梁有所提高，抗弯位移延性明显优于NC梁，且随RPC高度的增加而提高.
本文通过3根预应力RPC-NC叠合梁的等幅弯曲疲劳试验，研究疲劳荷载下叠合梁的破坏形式和疲劳性能退化特点，及其经历循环加载后的静力弯曲性能.
1 试验概况 1.1 模型梁设计模型梁以普通铁路32 m后张法简支T梁为原型，跨度32.0 m，梁长32.6 m，高度2.5 m，标准图号为专桥(2012)2101.根据相似理论，采用1: 8的缩尺比例得到模型梁长4.4 m，试验跨度4.0 m，梁高0.5 m，翼缘宽度0.4 m，腹板厚度0.12 m，RPC高度0.36 m.4根模型梁的结构尺寸和配筋方式完全相同，模型梁截面见图 1.
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图 1 模型梁截面(mm) Fig. 1 Cross section of model beams (mm) |
RPC配合比，水泥:硅粉:碎石:粗砂:中砂:细砂:钢纤维:减水剂:水=624: 178: 547: 225: 448: 112: 120: 10: 153，单位kg/m3.水泥为42.5普通硅酸盐水泥，比表面积340 m2/kg；硅粉平均粒径为0.31 μm，比表面积1.431×104 m2/kg；碎石粒径5~10 mm；粗砂粒径0.63~1.25 mm，中砂粒径0.315~0.63 mm，细砂粒径0.16~0.315 mm；钢纤维为镀铜圆形短细钢纤维，直径0.2 mm，长度12~15 mm，抗拉强度为2 860 MPa；减水剂为聚羧酸高性能减水剂，减水率35%；水为日常饮用水.试验梁中的普通混凝土采用C50混凝土，按常规方法制备.
模型梁配有2根
模型梁通过二次浇筑制作完成.首先绑扎钢筋笼、组合钢模板，浇筑下层RPC，令浇筑面保持自然粗糙状态，见图 2，然后进行72 h高温蒸养，温度保持在75 ℃.蒸养结束后对RPC上表面进行洒水处理，保持叠合黏结面湿润，浇筑上部NC，再进行7 d整体浇水养护，最后进行28 d自然养护.
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图 2 模型梁浇筑 Fig. 2 Construction of model beams |
浇筑模型梁的同时，每根梁预留的RPC试块为：3个100 mm×100 mm×100 mm的立方体试块，6个100 mm×100 mm×300 mm的轴心抗压试块，3个100 mm×100 mm×400 mm的抗折试块；每根梁预留的NC试块为：3个150 mm×150 mm×150 mm的立方体试块，6个150 mm×150 mm×300 mm的轴心抗压试块，3个100 mm×100 mm×400 mm的抗折试块，以上试块与模型梁在同条件下养护.混凝土材料基本力学性能见表 1.
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表 1 混凝土材料基本力学性能 Tab. 1 Mechanical properties of the concretes |
试验加载装置及测点布置示意见图 3，模型梁为简支，试验采用两点对称加载.所有试验均在北京交通大学交通运输部重点实验室MTS电液伺服加载系统上进行.
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图 3 试验加载装置及测点布置示意(mm) Fig. 3 Fatigue testing apparatus and the arrangement of test points (mm) |
为测量RPC和NC的应变值，分别于模型梁跨中顶、底面与侧面，以及两个加载点位置处的梁侧面沿梁高布置应变片；每隔一定疲劳循环次数后通过DJCK-2裂缝观测仪对模型梁的最大疲劳裂缝宽度进行测量；在模型梁跨中、加载点和支座位置布置位移计来获取模型梁的竖向变形.
1.4 加载方案本文共有4根预应力RPC-NC叠合模型梁，其中静载试验梁1根，编号为DHL-S，通过弯曲试验确定试验梁的静力极限荷载Pu；等幅疲劳试验梁3根，为减小混凝土材料收缩徐变对疲劳试验结果的影响，试验时所有梁的龄期均在6个月以上.模型梁疲劳试验加载方案及结果见表 2，其中，梁DHL-F1的疲劳上、下限荷载的选取根据桥梁以中-活载为疲劳上限荷载、恒载为疲劳下限荷载为原型，基于相似理论模拟原型梁跨中截面应力状态，计算得到疲劳上限荷载Pmax为243 kN，疲劳下限荷载Pmin为137 kN.此外，为比较不同疲劳荷载幅ΔP对试验梁疲劳性能的影响，取梁DHL-F2的ΔP为200 kN，梁DHL-F3的ΔP为300 kN.
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表 2 疲劳试验加载方案及结果 Tab. 2 Fatigue loading scheme and the results |
疲劳加载采用正弦荷载，考虑到加载系统和模型梁试验要求，加载频率取3 Hz.加载过程中每隔一定循环次数停机进行以疲劳上限荷载为最大值的单调静载试验，若模型梁经过240万次疲劳循环荷载未发生疲劳破坏，则停机进行弯曲性能试验.
2 结果与分析 2.1 试验现象与疲劳破坏形态梁DHL-F1、DHL-F2经历240万次疲劳循环加载后并未出现破坏，最终停止疲劳加载时的循环次数分别达到250万次和244万次，梁DHL-F3经历93万次循环加载后梁内非预应力纵筋发生疲劳断裂.
图 4为3根梁的疲劳裂缝发展情况.模型梁在循环加载初期，受压区普通混凝土应变、裂缝及挠度发展增加显著，裂缝宽度和数量增长迅速，裂缝间距迅速减小；随后各变量增速相对变缓，进入稳定发展阶段.继续进行疲劳加载，梁DHL-F1的疲劳裂缝仅分布在跨中纯弯段，裂缝出现数量较少、间距较大，裂缝长度较短且宽度较小；梁DHL-F2的受弯裂缝和弯剪裂缝出现较多，裂缝间距分布较密，且疲劳循环加载约从200万次开始加载点下方的一条主裂缝宽度增长明显加快；梁DHL-F3的裂缝在循环加载下发展充分，疲劳加载过程中可以明显听到纤维不断被拔出的声音.循环加载近93万次时，加载点附近的一条主裂缝宽度增长非常迅速，并很快向梁顶面延伸，主裂缝两侧开裂面在疲劳加载下发生摩擦，导致部分RPC呈粉末状脱落，稍后伴随一声巨响，该主裂缝处的一根非预应力钢筋发生疲劳断裂，随即停止疲劳加载.梁体表面温度较高，裂缝处清楚可见一端已拔出的钢纤维以及两端仍埋置在基体混凝土中起到桥接作用的钢纤维.此时梁内预应力钢绞线仍未拉断，受压区NC与叠合面均未见破坏，试验梁整体未出现断裂失效，仍能承受一定荷载，梁DHL-F3疲劳破坏时的主裂缝形态见图 5.
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图 4 试验梁疲劳裂缝分布示意 Fig. 4 Fatigue crack pattern of test beams |
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图 5 梁DHL-F3主裂缝形态 Fig. 5 Main crack pattern of DHL-F3 |
与普通钢筋混凝土适筋梁相同，预应力RPC-NC叠合梁的疲劳破坏由非预应力筋的疲劳断裂导致：RPC开裂引起裂缝处非预应力筋的应力增大，且非预应力筋与RPC间的黏结性能随疲劳循环次数增长而不断退化，非预应力筋有效面积逐渐减小，疲劳残余应力逐渐增加，最终当非预应力筋的应力达到其极限强度时发生断裂.
2.2 受压区NC应变变化图 6为经历不同疲劳循环次数后受压区NC应变与荷载间的关系.由于疲劳荷载作用下受压区NC中应力水平相对较低，NC处于弹性受力阶段，荷载-应变曲线基本呈线性.
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图 6 受压区NC荷载-应变曲线 Fig. 6 Load-strain curves of NC in compression zone |
试验梁受压区NC的荷载-应变曲线中，荷载为零时对应应变在初次加载下为零，此后随疲劳循环次数的增加逐渐增长，表明疲劳加载下NC产生了累积残余应变.梁DHL-F1和DHL-F2受压区NC的累积残余应变在0~6万次内增长较快，此后保持非常缓慢的增长；梁DHL-F3受压区NC的累积残余应变在2.5万次内增加明显，随后以较小增量基本呈稳定增长.
2.3 正截面疲劳应变分布试验梁在不同疲劳循环加载下的正截面应变分布见图 7.随着疲劳循环次数的增加，试验梁纯弯段中和轴高度变化不明显，截面应变随截面高度始终近似呈线性分布，故平截面假定这一基本假设可以应用于承受疲劳循环荷载的RPC-NC叠合梁的正截面计算分析中.
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图 7 试验梁正截面应变分布曲线 Fig. 7 Strain distribution in the normal section of test beams |
图 8为试验梁最大裂缝宽度随疲劳循环次数增加的发展曲线.梁DHL-F1在首次疲劳加载下未开裂，加载至6万次时，最大裂缝宽度增长至0.07 mm，随后最大裂缝宽度增长非常缓慢，250万次时达到0.14 mm，为肉眼不可见裂缝；梁DHL-F2的最大裂缝宽度在5万次循环内增长迅速，此后增长速度随循环次数增加而逐渐加快，244万次时最大裂缝宽度达到0.45 mm；梁DHL-F1和DHL-F2的最大裂缝宽度变化基本呈两阶发展.梁DHL-F3的最大裂缝宽度在5.5万次循环内迅速增加，稍后基本保持稳定，但17万次后增速明显逐渐加快，至84万次时最大裂缝宽度达0.80 mm，梁DHL-F3的裂缝宽度变化呈三阶段发展.总体来看，同一疲劳循环次数下，最大疲劳裂缝宽度随疲劳上限荷载的增加而增大.
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图 8 最大裂缝宽度-疲劳循环次数曲线 Fig. 8 Maximum crack width versus the number of fatigue cycles |
试验测得随着疲劳循环次数增加，3根梁的荷载-跨中挠度曲线见图 9.
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图 9 荷载-跨中挠度曲线 Fig. 9 Load versus deflection of the mid-span |
经历不同疲劳循环次数后，试验梁的荷载-跨中挠度曲线均基本保持线性，且曲线斜率随着循环次数增加有减小的趋势，表明其抗弯刚度在疲劳荷载作用下逐渐降低.疲劳荷载为零时对应的累积残余挠度是试验梁在疲劳加载过程中产生的不可恢复的变形，从图 9可知，在第一阶段疲劳加载下试验梁的累积残余挠度增长迅速，之后随循环次数的增加缓慢增长.
疲劳上限荷载作用下的挠度值随循环加载次数变化的曲线见图 10.试验梁的最大挠度在第一阶段循环加载中增长较快，抗弯刚度在这一阶段明显降低；第二阶段中，试验梁的最大挠度随循环次数的增加基本保持稳定增长，且增长速率随疲劳上限荷载的增加而增大.
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图 10 峰值挠度-疲劳循环次数曲线 Fig. 10 Maximum deflection of the mid-span versus the number of fatigue cycles |
随着疲劳循环次数的增加，叠合梁刚度逐步下降，挠度逐渐增长，刚度退化系数λ可表示为[16]
| $ \lambda = \frac{{{B_N}}}{{{B_1}}} = \frac{{{f_1}}}{{{f_N}}}. $ | (1) |
式中：B1和f1分别为第1次疲劳循环加载后叠合梁的刚度和挠度，BN和fN分别为第N次疲劳循环加载后叠合梁的刚度和挠度.根据试验数据拟合得到
| $ \lambda = 1.1785 - 0.0739\lg N, $ | (2) |
式中N为疲劳循环次数.
3根梁的刚度退化系数与疲劳循环次数间的关系以及式(2)曲线见图 11，可知拟合曲线和试验数据吻合较好.
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图 11 刚度退化系数-疲劳循环次数曲线 Fig. 11 Stiffness degradation coefficient versus the number of fatigue cycles |
梁DHL-F1和DHL-F2经历超过240万次等幅疲劳循环后均未发生疲劳破坏，结束疲劳加载后进行静载弯曲破坏试验.静载试验中，试验梁的叠合面始终未出现滑移或撕裂等破坏形式，叠合面黏结性能良好.图 12为疲劳试验后的梁DHL-F1、DHL-F2和梁DHL-S的静力荷载-挠度曲线.
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图 12 疲劳试验后荷载-挠度曲线 Fig. 12 Load versus deflection of the mid-span after fatigue test |
梁DHL-S的屈服荷载为606 kN，极限荷载为874 kN；梁DHL-F1经历250万次疲劳循环加载后的屈服荷载为600 kN，极限荷载为800 kN，和未经历疲劳加载的试验梁相比，屈服荷载和屈服前刚度无明显变化，极限荷载和极限挠度有所减小；梁DHL-F2经历244万次疲劳循环加载后的屈服荷载为500 kN，极限荷载为650 kN，和未经历疲劳加载的试验梁相比，屈服荷载和屈服前刚度有所降低，极限荷载和极限挠度明显减小.可知疲劳加载后试验梁的极限荷载比屈服荷载降低更显著，疲劳上限荷载越大，疲劳后剩余抗弯承载性能退化越明显.
将疲劳加载后的梁DHL-F1、DHL-F2，静载试验梁DHL-S及文献[15]中与本文试验梁结构尺寸和配筋方式完全相同的预应力普通混凝土梁的静力弯曲性能进行对比，见表 3.
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表 3 试验梁静力弯曲性能对比 Tab. 3 Comparison of static flexural property of test beams |
可知经历疲劳加载后叠合梁的抗弯位移延性系数降低，疲劳上限荷载越大抗弯位移延性系数降低越明显，但疲劳加载后叠合梁的抗弯位移延性系数仍大于未经历疲劳加载的预应力普通混凝土梁.
3 结论1) 本文中3根试验梁DHL-F1、DHL-F2和DHL-F3分别经历250、244和93万次疲劳循环加载，梁DHL-F3发生疲劳破坏，由梁内非预应力钢筋的断裂引起，和普通钢筋混凝土适筋梁的疲劳破坏模式相同.疲劳加载阶段及之后的静载破坏阶段中，3根梁的叠合面均未出现破坏，表明RPC-NC叠合面不会成为导致叠合梁失效的薄弱环节.
2) 随疲劳循环次数的增加，RPC-NC叠合梁正截面应变沿梁高方向的分布变化不大，疲劳加载过程中基本保持线性，因此可以将平截面假定应用于疲劳荷载下RPC-NC叠合梁的正截面计算中.
3) 中-活载作用下，模型梁在经历250万次等幅疲劳循环后的最大裂缝宽度仅为0.14 mm，屈服荷载和屈服前刚度无明显变化，极限荷载降低8.47%，抗弯位移延性系数降低14.87%.
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