節(jié)段預(yù)制橋梁膠接縫剪切性能試驗(yàn)研究

袁愛民，何 雨，程磊科，錢守龍

(1.河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院，江蘇 南京 210098；2.安徽省交通投資集團(tuán)有限責(zé)任公司，安徽 合肥230088)

0 引 言

節(jié)段預(yù)制拼裝體外預(yù)應(yīng)力橋梁因在技術(shù)可行性、經(jīng)濟(jì)優(yōu)越性以及耐久性方面有著突出特點(diǎn)，現(xiàn)已在各國逐漸興起。我國近年來建成的蘇通長江大橋深水區(qū)引橋、上海長江大橋引橋、廈門BRT高架橋工程以及2012年剛竣工的南京長江四橋引橋均采用此種橋梁結(jié)構(gòu)形式。而節(jié)段接縫處細(xì)部構(gòu)造是整個(gè)橋梁受力較為薄弱的環(huán)節(jié)，同時(shí)已有相關(guān)研究表明在橋梁細(xì)部構(gòu)造上的優(yōu)化設(shè)計(jì)對施工階段、正常運(yùn)營階段和維修修護(hù)階段以及承載能力極限狀態(tài)下梁體受力特性影響明顯，因此針對節(jié)段式體外預(yù)應(yīng)力橋梁抗剪性能的研究顯得尤為重要。

有關(guān)節(jié)段預(yù)制梁橋接縫處的抗剪性能，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了相應(yīng)的有限元模擬和試驗(yàn)研究。國外方面，S. Kuranishi ，等[1]進(jìn)行了膠接縫直剪試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)粗糙表面試件的抗剪強(qiáng)度比光滑表面試件的抗剪強(qiáng)度大。O. Buyukozturk ，等[2]對節(jié)段接縫進(jìn)行了試驗(yàn)研究，從中提出了抗剪計(jì)算公式，還發(fā)現(xiàn)膠接縫抗剪強(qiáng)度高于干接縫，干接縫抗剪強(qiáng)度與正應(yīng)力水平在一定范圍內(nèi)成正比關(guān)系。J. Turmo，等[3]進(jìn)行了多鍵齒干接縫試件的直剪試驗(yàn)，研究表明混凝土間摩擦系數(shù)大小與正應(yīng)力成反比，多鍵齒與單鍵齒承載力的代數(shù)和存在一個(gè)強(qiáng)度折減系數(shù)。J. Muller ，等[4]編制了分析預(yù)制節(jié)段、干接縫、體外預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)的有限元程序。該程序主要用于構(gòu)件抗彎極限狀態(tài)分析，未考慮混凝土材料非線性和結(jié)構(gòu)幾何非線性。國內(nèi)方面，李國平[5]通過節(jié)段式體外預(yù)應(yīng)力混凝土簡支模型梁試驗(yàn)研究了梁體的剪切性能，研究表明，節(jié)段梁的接縫決定著剪切破壞形態(tài)與破壞裂縫的形成、較大的削弱了梁體的抗剪承載力、增大了破壞裂縫的寬度和梁體破壞時(shí)的變形。此外，他還研究了節(jié)段預(yù)制梁接縫截面抗剪承載力的計(jì)算方法，根據(jù)梁接縫截面的剪切破壞形態(tài)、剪壓區(qū)和剪力鍵混凝土的受力機(jī)理以及預(yù)應(yīng)力鋼束的受力狀態(tài)，提出了計(jì)算假定和圖式，并基于接縫截面極限平衡條件、混凝土剪壓破壞準(zhǔn)則建立了抗剪承載力計(jì)算公式[6]。鄒琳斌，等[7]以廣州地鐵4號線高架區(qū)間30 m 體外預(yù)應(yīng)力簡支梁橋的預(yù)制節(jié)段施工接縫截面為依托，運(yùn)用通用有限元分析軟件ANSYS 進(jìn)行非線性數(shù)值模擬，分析預(yù)制節(jié)段施工體外預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁干接縫直剪模式下的受力機(jī)理，得到該類接縫橫截面剪力鍵各鍵齒位移和應(yīng)力的分布規(guī)律。申俊[8]結(jié)合現(xiàn)有規(guī)范及實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，探討了節(jié)段預(yù)制拼裝橋梁接縫剪切強(qiáng)度的計(jì)算方法，提出一種包含混凝土抗剪強(qiáng)度、正應(yīng)力抗剪強(qiáng)度增量以及破壞截面摩擦力三部分的抗剪強(qiáng)度計(jì)算方法，對節(jié)段預(yù)制拼裝橋梁接縫處剪切強(qiáng)度的計(jì)算提供了參考。

但是，相對于節(jié)段預(yù)制拼裝體外預(yù)應(yīng)力橋梁廣泛的應(yīng)用，國內(nèi)相應(yīng)的研究工作還是顯得有些不足，目前主要注重于梁體干接縫受力性能的研究，對于膠接縫而言，國內(nèi)現(xiàn)行的標(biāo)準(zhǔn)、規(guī)范尚無明確的設(shè)計(jì)規(guī)定，雖然近年來公路和城市軌道交通行業(yè)已對膠接縫節(jié)段預(yù)制拼裝梁橋進(jìn)行了少量試點(diǎn)，但仍然缺乏相應(yīng)的技術(shù)研究和科研實(shí)驗(yàn)資料。因此，筆者以節(jié)段預(yù)制拼裝膠接縫體外預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁為研究對象，對膠接縫在直剪狀態(tài)下受力特性的因素進(jìn)行了研究，得到接縫處橫截面的豎向位移和豎向應(yīng)力的變化規(guī)律。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件構(gòu)件

本次試驗(yàn)的主要目的是探討剪力鍵齒深、齒距等因素對直剪情況下的剪力鍵抗剪性能、破壞機(jī)理的影響，總結(jié)出不同因素對抗剪承載力的影響規(guī)律。為此，試驗(yàn)設(shè)計(jì)了9組試件，共計(jì)18個(gè)試件。剪力鍵每組分為凹凸2個(gè)呈“L”型試件，每組試件匹配的接縫類型為膠接縫，接縫涂抹材料為環(huán)氧樹脂膠結(jié)劑。剪力鍵截面形式如圖1。

圖1 截面形式示意Fig.1 Cross section

為了探討齒深、齒距兩種因素交互作用對剪力鍵抗剪能力的影響，每種因素均設(shè)置3個(gè)不同比例水平，具體因素的組合情況如表1，試件共9組，試件編號為SK1～SK9。

表1 預(yù)制試件組合因素對照表Table 1 Combination factors of precast specimens

鍵齒齒深又稱作“寬高比”，即剪力鍵端部寬度b與凸出高度h的比值；鍵齒齒距又稱作“寬間比”，即剪力鍵的端部寬度b1與兩鍵齒根部間距離s的比值，如圖2。齒深、齒距在設(shè)計(jì)中分別考慮3種不同比例尺寸，其中齒深比例2∶1和齒距比例2∶1為現(xiàn)行美國“AASHTO”規(guī)范中建議值。

圖2 剪力鍵寬高比、寬間比Fig.2 Shear key’s ratio of width to height and width to space

綜上所述，試驗(yàn)共預(yù)制9種不同類型的試件，總計(jì)18個(gè)“L”型試塊。為清晰地觀察試驗(yàn)過程中剪力鍵破壞現(xiàn)象，剪力鍵齒根長度為90 mm，齒深齒距根據(jù)比例所得。試件寬度和厚度均為500，240 mm。

1.2 材料性能

試驗(yàn)混凝土采用C40普通商品混凝土，其實(shí)測抗壓強(qiáng)度平均值為38.1 MPa，基本達(dá)到C40的要求，且標(biāo)準(zhǔn)差較小。試驗(yàn)中采用鋼筋數(shù)量少，主要作為構(gòu)造鋼筋使用，由B12螺紋鋼和A6的光面鋼筋組成。接縫黏結(jié)劑為環(huán)氧樹脂膠結(jié)劑，是由兩種材料拌和而成，環(huán)氧基與固化劑拌和比為6∶1。

1.3 試驗(yàn)裝置和加載制度

試驗(yàn)在河海大學(xué)土木與交通實(shí)驗(yàn)中心結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，試驗(yàn)裝置如圖3，主要由球支座、墊塊、荷載傳感器、反力架支座以及320 t油壓千斤頂組成。試件橫向力的施加通過兩塊厚30 mm的鋼板和4根直徑為24 mm的螺桿完成，其中為避免凹凸試件破壞產(chǎn)生錯(cuò)動，在鋼板和試件間加入了聚四氟乙烯板。

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Loading device

試驗(yàn)采用靜力加載方式，主要分為兩個(gè)階段：第1階段為荷載控制，根據(jù)現(xiàn)有剪力鍵承載力的計(jì)算方法，估算每組試件理論極限抗剪承載力，前期以20 kN為一級進(jìn)行加載，每級荷載加載完后靜壓5 min使試件充分受力，進(jìn)行相關(guān)數(shù)據(jù)采集。當(dāng)荷載值接近理論開裂荷載值時(shí)，注意觀察剪力鍵相關(guān)部位裂縫開展情況。一旦出現(xiàn)裂縫，立即停止加載，靜壓5 min使試件充分受力，在出現(xiàn)裂縫處作出標(biāo)記，并記錄開裂荷載值及開裂時(shí)間。當(dāng)記錄完成后，繼續(xù)以20 kN為一級加載，直至理論極限抗剪承載力時(shí)以位移進(jìn)行控制，并做相關(guān)數(shù)據(jù)記錄。 第2階段為位移控制，當(dāng)加載到荷載不再增加且有下降趨勢時(shí)，暫停加載，記錄最大破壞荷載值、裂縫寬度及開展軌跡等信息，此后加載方式采用位移控制加載，通過百分表以0.5 mm為一級荷載繼續(xù)加載。當(dāng)達(dá)到控制的位移時(shí)，靜壓5 min，讓試件充分變形，并作相關(guān)記錄工作。當(dāng)百分表所測鍵齒錯(cuò)動距離達(dá)到3.0 mm時(shí)，即可視為試件破壞，停止加載。

1.4 測點(diǎn)布置

1.4.1 應(yīng)變片布置

試驗(yàn)時(shí)，應(yīng)變片布置分為兩種，一種布置在構(gòu)造鋼筋骨架上，預(yù)埋在鋼筋中，型號為BX120-3AA-1，敏感柵長×寬為3 mm×2 mm，主要用于檢測在加載過程中內(nèi)部鋼筋的內(nèi)力變化，如圖4(a)；另一種布置在混凝土表面，型號為BX120-50AA，敏感柵長×寬為50 mm×4 mm，通過應(yīng)變花形式得到剪力鍵鍵齒處一點(diǎn)的應(yīng)變，如圖4(b)。

圖4 應(yīng)變片測點(diǎn)布置Fig.4 Measuring point arrangement

1.4.2 千、百分表布置

試驗(yàn)中共使用5個(gè)表盤，其中表盤1～表盤3為千分表，用于測量前期試塊錯(cuò)動不大情況下鍵齒處的裂縫寬度，表盤4、表盤5為百分表，用于測量上下試塊間的錯(cuò)動距離，表盤布置及現(xiàn)場布置圖如圖5。

圖5 表盤布置Fig.5 Arrgement of dial plate

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 加載過程分析

根據(jù)試驗(yàn)采集數(shù)據(jù)，整理出如圖6中的SK1～SK9試件的加載全過程直剪力隨時(shí)間變化曲線(P-T曲線)。由P-T曲線可以看出，在試件開裂之前，試件整體抗剪，試驗(yàn)過程中采用荷載控制階段，荷載變化值呈線性比例上升，曲線中“臺階”狀態(tài)表示暫停加載狀態(tài)。當(dāng)試件達(dá)到開裂荷載P1后，隨著外荷載的增加，很快達(dá)到極限破壞荷載Pmax，隨后試件承載力急劇下降，有個(gè)明顯的向下突變的過程，試驗(yàn)轉(zhuǎn)入位移控制階段。試件達(dá)到極限破壞荷載Pmax后，在暫停加載階段，荷載值不斷減小，“臺階”不斷向下傾斜；繼續(xù)加載時(shí)，荷載又可以繼續(xù)增加，但已達(dá)不到Pmax值了。這一過程可以理解為：荷載達(dá)到Pmax值時(shí)，斜裂縫已充分開展，但豎向裂縫未貫通，隨著部分開裂后的混凝土退出抗剪工作，荷載值下降；當(dāng)繼續(xù)加載時(shí)，試件在橫向預(yù)壓力的約束下，抗剪力又可以提高，當(dāng)試件錯(cuò)動到一定程度后，剪切破壞面已經(jīng)形成，荷載無法繼續(xù)提高。

圖6 SK1～SK9加載全過程P-T曲線Fig.6 Relationship of load and time of SK1 ～SK9

2.2 齒距的影響

針對不同齒距對膠接縫抗剪性能的影響，試驗(yàn)采用9個(gè)試件，分3組進(jìn)行了對比。對加載過程中豎向位移δ隨荷載P變化曲線進(jìn)行比較，比較結(jié)果見圖7。

圖7 不同齒距試件P-δ曲線Fig.7 Relationship of load and displacement of specimens with different pitchs

從圖7可以看出，各組試件的豎向變形主要分為兩個(gè)階段，開裂前的線性變形階段和開裂后的錯(cuò)動階段。在線性變形階段，試件發(fā)生的錯(cuò)動滑移量大致相同，達(dá)到了0.5 mm左右。在隨后進(jìn)入的錯(cuò)動階段中，齒距為2∶1的試件錯(cuò)動相對較大，達(dá)到了5 mm左右，其他試件錯(cuò)動相對較小，在4 mm左右，總體上相差不大。

對不同齒距試件的承載力進(jìn)行比較，比較結(jié)果如表2。從表中的數(shù)據(jù)可以看出，在齒深相同的情況下，試件的開裂荷載和破壞荷載與齒距變化沒有明顯的規(guī)律，而除SK2，SK4，SK6以外，荷載值Pmax隨直剪破壞的面積A的增大而增大，呈正比關(guān)系。

表2 不同齒深齒距設(shè)置試件試驗(yàn)結(jié)果匯總Table 2 Test results of specimens with different tooth depths and pitchs

由表2可見，當(dāng)齒深相同時(shí)，試件的抗剪承載能力與齒距的變化并無明顯規(guī)律可尋，主要與接縫附近直剪破壞面面積有關(guān)。

2.3 齒深的影響

針對不同齒深對膠接縫抗剪性能的影響，試驗(yàn)也分3組進(jìn)行了對比。對加載過程中豎向位移δ隨荷載P變化曲線進(jìn)行比較，比較結(jié)果見圖8。

圖8 不同齒深試件P-δ曲線Fig.8 Relationship of load and displacement of specimens with different tooth depths

從圖8可以看出，與前述類似，隨著荷載的增加，試件的變形依然分為線性變形和錯(cuò)動階段。而依次分析各對比圖，在齒距相同的情況下，試件豎向位移隨齒深變化規(guī)律不明顯，極限滑移量達(dá)到了4 mm左右。

而在表2中比較不同齒深試件的承載力，可以發(fā)現(xiàn)，在齒距相同的情況下，荷載承載能力與齒深變化關(guān)系不明確，無明顯規(guī)律，與前述相同，試件的極限承載能力主要與直剪的破壞面積有關(guān)。

此外，在表2中比較試件的開裂荷載和破壞荷載可以看出，試件開裂后不久即達(dá)到極限破壞荷載，且無明顯穩(wěn)定的屈服段，破壞后荷載值立即下降，屬于脆性破壞類型。

總體而言，當(dāng)齒距相同時(shí)，試件的抗剪承載能力隨齒深的變化并無明顯規(guī)律可尋，也是與接縫附近直剪破壞面面積有關(guān)。

從破壞模式上看，無論是直剪破壞和整體梁彎剪破壞，開裂位置均在接縫旁混凝土剪切面上?？梢娫谑┕ぶ?，膠接縫鍵齒僅起到匹配、定位的作用，膠體固化后鍵齒接縫處整體性較好，接縫旁邊混凝土面容易最先發(fā)生破壞?？偨Y(jié)可認(rèn)為，膠接縫剪力鍵抗剪承載能力與接縫附近直剪破壞面面積有關(guān)，與齒深、齒距的設(shè)置并無直接關(guān)聯(lián)。

3 結(jié) 論

通過對3種不同齒深和齒距下剪力鍵的抗剪性能試驗(yàn)研究，得出了以下結(jié)論：

1)直剪過程可分為3個(gè)階段：①加載達(dá)到極限荷載Pmax，斜裂縫充分開展，豎向裂縫未開通，部分混凝土退出工作，荷載值下降；②繼續(xù)加載后，試件在橫向預(yù)壓力約束下抗剪力逐漸提高；③試件錯(cuò)動達(dá)到一定程度后，剪切破壞面形成，荷載無法提高。

2)試件豎向變形主要分為線性變形和錯(cuò)動兩個(gè)階段，各試件的線性變形大致相同，都達(dá)到了0.5 mm左右，極限錯(cuò)動位移相近，主要在4～6 mm之間。

3)試件破壞類型屬于脆性破壞，試件開裂后不久即達(dá)到極限破壞荷載，且無明顯穩(wěn)定的屈服段，破壞后荷載值立即下降。

4)膠接縫剪力鍵直剪承載力與直剪破壞面面積成正比關(guān)系，與齒深和齒距的設(shè)置無直接關(guān)聯(lián)。

因此，建議節(jié)段預(yù)制梁橋工程中，在保證環(huán)氧樹脂膠接縫施工工藝水平的前提下，匹配節(jié)段無需密集布置剪力鍵，盡量增大鍵齒齒距，這樣不僅可以簡化制造工序而且減少環(huán)氧膠的涂抹工作難度。在剪力鍵齒深設(shè)計(jì)方面，齒深只要滿足混凝土結(jié)構(gòu)對材料本身的構(gòu)造要求就可以了，故齒深只要大于2倍混凝土最大骨料粒徑即可。

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