套筒連接的預(yù)制拼裝橋墩抗剪性能試驗(yàn)

王志強(qiáng), 張楊賓, 蔣仕持, 魏紅一, 姜海西, 閆興非

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092； 2.上海城投公路投資(集團(tuán)) 有限公司,上海 200335；3.上海市城市建設(shè)設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司,上海 200125)

節(jié)段拼裝施工技術(shù)具有工廠化制作、模塊化施工、質(zhì)量高、周期短等優(yōu)點(diǎn).隨著節(jié)段拼裝橋墩建造技術(shù)的推廣和應(yīng)用，特別是在中等、高地震危險(xiǎn)性區(qū)域橋梁工程下部結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用，節(jié)段拼裝橋墩在地震作用下的抗剪性能如何，給橋梁設(shè)計(jì)人員和業(yè)主決策帶來很大的疑慮和困擾，成為阻礙其推廣應(yīng)用的一個(gè)重要因素.

目前,國內(nèi)外對節(jié)段拼裝橋墩抗剪性能的研究開展較少，主要是對現(xiàn)澆混凝土橋墩抗剪性能進(jìn)行了大量的理論和試驗(yàn)研究.文獻(xiàn)[1-4]對現(xiàn)澆鋼筋混凝土橋墩抗剪開展了試驗(yàn)和數(shù)值分析研究，研究認(rèn)為塑性鉸區(qū)由于水平、剪切斜裂縫的開展使混凝土有效抗剪截面積減小,地震作用下橋墩抗剪強(qiáng)度將隨著延性系數(shù)的增大而快速衰減,當(dāng)?shù)陀跇蚨盏膹澢鷱?qiáng)度時(shí)會發(fā)生塑性鉸區(qū)的剪切破壞.而對節(jié)段拼裝橋墩抗震性能的研究主要集中在抗彎承載能力、耗能和延性變形等方面[5].

與傳統(tǒng)現(xiàn)澆鋼筋混凝土橋墩不同，預(yù)制拼裝混凝土橋墩一般都存在拼接縫.這可能導(dǎo)致預(yù)制拼裝橋墩抗剪性能受到拼接縫的影響,而與傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土橋墩剪切行為存在顯著差別.

為了準(zhǔn)確了解預(yù)制拼裝橋墩在地震作用下的抗剪性能，需要對預(yù)制橋墩及拼接縫的力學(xué)行為進(jìn)行仔細(xì)研究.關(guān)于拼接縫的力學(xué)性能研究，現(xiàn)有的研究主要集中在預(yù)制節(jié)段箱梁方面.文獻(xiàn)[6]進(jìn)行了三片節(jié)段預(yù)制簡支梁的試驗(yàn)研究，試驗(yàn)觀察到在最終的破壞階段，剪力鍵的部分鍵齒塊被剪壞.文獻(xiàn)[7]進(jìn)行了節(jié)段預(yù)制三跨連續(xù)梁模型試驗(yàn)，試驗(yàn)表明，在正常使用極限狀態(tài)，采用干接縫的邊跨的撓度比采用膠接縫的邊跨的撓度要大，環(huán)氧接縫跨的開裂荷載是干接縫跨的2倍左右.文獻(xiàn)[8]通過對節(jié)段梁接縫的抗震力學(xué)行為研究，認(rèn)為采用有黏結(jié)和無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋混合配置具有較好的抗震性能.文獻(xiàn)[9]還對節(jié)段拼裝主梁進(jìn)行了有限元數(shù)值分析，指出模擬接縫的非線性行為至關(guān)重要.文獻(xiàn)[10-11]結(jié)合我國預(yù)制節(jié)段梁特點(diǎn)，也開展了試驗(yàn)和數(shù)值分析研究，研究認(rèn)為，接縫對于模型梁抗剪性能有較大影響.

文獻(xiàn)[12]進(jìn)行了單鍵齒和三鍵齒剪力鍵的抗剪試驗(yàn)，研究表明，對設(shè)有剪力鍵的接縫來說，裂縫總是首先出現(xiàn)在鍵齒塊的根部，當(dāng)接縫面上的正壓力相同時(shí)，多鍵剪力鍵其單個(gè)鍵塊的抗剪強(qiáng)度往往要比相同尺寸的單鍵剪力鍵要小.文獻(xiàn)[13]也對剪力鍵進(jìn)行了抗剪試驗(yàn)和數(shù)值分析研究，研究認(rèn)為帶鍵齒干接縫試件的抗剪強(qiáng)度高于平面干接縫試件，但是低于整體無接縫試件.

國外關(guān)于節(jié)段拼裝預(yù)應(yīng)力混凝土橋墩這種體系的抗震性能已有較多的研究.文獻(xiàn)[14]對大比例尺寸的無黏結(jié)節(jié)段拼裝預(yù)應(yīng)力混凝土橋墩進(jìn)行了循環(huán)加載試驗(yàn)研究，研究其強(qiáng)度和變形性能，此外還對這種體系的抗震設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了研究.文獻(xiàn)[15-16]通過一系列靜、動力有限元分析調(diào)查了無黏結(jié)后張預(yù)應(yīng)力混凝土橋墩的滯回特性和動力響應(yīng)，沒有考慮接縫及接縫間的剪切滑移等影響.文獻(xiàn)[17-18]開展了大比例尺(1∶2.5)空心截面節(jié)段拼裝橋墩的擬靜力試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明,附加耗能裝置可以增加試件的強(qiáng)度，增加黏滯阻尼比，可以在高地震區(qū)域使用.文獻(xiàn)[19]對帶有耗能鋼筋的干接縫節(jié)段拼裝橋墩進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明,與常規(guī)鋼筋混凝土橋墩相比，該種類型橋墩具有損傷小和震后擬靜力殘余位移小等優(yōu)點(diǎn).文獻(xiàn)[20]通過振動臺試驗(yàn)研究了預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能，試驗(yàn)表明，預(yù)制拼裝橋墩具有良好的抗震性能.文獻(xiàn)[21]對灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩抗震性能進(jìn)行了非線性有限元數(shù)值模擬分析研究，通過纖維截面梁柱單元模擬預(yù)制拼裝橋墩的損傷行為，表明分析模型具有較好的精度.

從上述研究可以看出，國內(nèi)外學(xué)者對預(yù)制拼裝橋墩彎曲延性抗震性能及節(jié)段拼裝主梁開展了大量的研究，但文獻(xiàn)中很少涉及對預(yù)制拼裝橋墩在地震作用下的抗剪性能和拼接縫抗剪機(jī)理的研究，目前關(guān)于預(yù)制拼裝橋墩的抗剪性能研究幾乎處于空白階段.

本文以灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩試件為對象進(jìn)行抗剪性能擬靜力試驗(yàn)研究，分析了試件水平力-位移響應(yīng)，受力損傷過程及最終破壞模式；同時(shí)探討了不同接縫位置、是否設(shè)置剪力鍵及中心無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋對預(yù)制拼裝橋墩抗剪性能的影響，以期為實(shí)際工程設(shè)計(jì)提供理論參考.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)和制作

灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩是指預(yù)制墩身節(jié)段與承臺、蓋梁或相鄰墩身節(jié)段間通過灌漿套筒連接伸出的鋼筋，連接件套筒構(gòu)造示意圖見圖1.該連接構(gòu)造特點(diǎn)是施工精度要求高，避免現(xiàn)場澆注和張拉預(yù)應(yīng)力筋，施工所需時(shí)間短.根據(jù)灌漿套筒聯(lián)接構(gòu)造的特點(diǎn)(見圖2)，灌漿套筒可以預(yù)埋在預(yù)制墩身底部或承臺頂部.

圖1 灌漿套筒連接件構(gòu)造示意圖(單位：mm)

圖2 套筒設(shè)置在承臺(左)、墩身(右)處

本文試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了5個(gè)試件，現(xiàn)澆混凝土橋墩0#試件，用于與預(yù)制試件的比較，試件基本參數(shù)見表1.其中，2#試件剪跨比為2.64，但加載點(diǎn)距離拼接縫處的剪跨比仍為1.7，各試件構(gòu)造尺寸如圖3所示.0#、1#和4#試件墩身設(shè)計(jì)尺寸為530 mm×500 mm×700 mm，加載端尺寸為900 mm×500 mm×400 mm，底座尺寸為1 600 mm×1 600 mm×600 mm.1#和4#試件灌漿套筒預(yù)埋在承臺，2#試件拼接縫連接形式采用環(huán)氧墊層，1#和4#試件拼接縫均采用高強(qiáng)無收縮砂漿.對于2#試件，因灌漿套筒預(yù)埋在橋墩里，橋墩高度增加500 mm.對于3#試件，預(yù)應(yīng)力筋在加載端頂部張拉，因此加載端增高到500 mm，并預(yù)留張拉槽，預(yù)應(yīng)力筋錨固在底座里，灌漿套筒預(yù)埋在新增的擴(kuò)大底座上，其尺寸為770 mm×740 mm×500 mm.

表1 試件參數(shù)表

a 0#試件

b 1#試件

c 2#試件

d 3#試件

e 4#試件

0#～4#試件的橋墩截面配筋設(shè)計(jì)如圖4所示.縱筋采用直徑20 mm的HRB400熱軋帶肋鋼筋，縱筋穿過拼接縫，并通過灌漿套筒連接.箍筋、拉筋采用直徑8 mm的HPB300熱軋光圓鋼筋，箍筋外凈保護(hù)層15 mm.3#試件在截面中心增設(shè)無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線，預(yù)應(yīng)力筋采用φS15.2的鋼絞線，有效面積為139 mm2，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860 MPa.

a 墩身截面配筋

b 接縫截面配筋

1.2 試件加載方法及量測內(nèi)容

預(yù)制拼裝橋墩擬靜力試驗(yàn)加載裝置見圖5.豎向荷載由2臺工作噸位各100 t的千斤頂施加，豎向總荷載為56.0 t，對應(yīng)軸壓比為7.73%.水平往復(fù)荷載由加載噸位1 500 kN，位移行程為±250 mm的電液伺服作動器施加.試驗(yàn)數(shù)據(jù)采用國產(chǎn)DH 3817數(shù)據(jù)自動采集系統(tǒng)進(jìn)行采集，采集頻率為5 Hz.試驗(yàn)采用位移加載制度，每級位移進(jìn)行3個(gè)循環(huán)加載，各級加載幅值依次為2、4、6、8、10、15、20 mm，隨后每級增加5 mm.每級加載第一、二個(gè)循環(huán)加載位移為此級加載幅值，第三循環(huán)加載位移為前一級加載幅值，其后荷載等級加載制度同第二級，直至試件的強(qiáng)度下降到最大強(qiáng)度的80%，加載結(jié)束.

圖5 實(shí)際試驗(yàn)加載圖

考慮到試驗(yàn)試件可能發(fā)生彎剪破壞或剪切破壞，量測的內(nèi)容有墩身曲率分布、橋墩剪切角、墩身關(guān)鍵位置水平位移、接縫區(qū)域的鋼筋及箍筋和預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變、水平荷載和豎向荷載.試件應(yīng)變片布置如圖6所示.圖中,SL代表縱筋編號，Sh代表箍筋編號.

圖6試件應(yīng)變片布置圖(單位:mm)

Fig.6Straingagesnumberofpierspecimens(unit:mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 試件損傷現(xiàn)象描述和比較

圖7和圖8分別描述了試件的裂縫分布和試件最終破壞形態(tài).各試件損傷發(fā)展過程和最終破壞模式描述如下：

開始加載時(shí)，隨加載荷載的逐步增大，所有試件在墩身底部或接縫處首次出現(xiàn)一條發(fā)絲般微小裂縫,卸載后裂縫閉合.

加載至8 mm，0#試件沿墩身出現(xiàn)多條彎曲裂縫，裂縫寬度0.04～0.60 mm，同時(shí)在加載側(cè)面出現(xiàn)1～2條斜裂縫，卸載后裂縫閉合.1#和4#試件在墩身分別出現(xiàn)1～2、2～3條彎曲裂縫，接縫處裂縫寬度約為1.00 mm，墩身并伴有1～2條斜裂縫出現(xiàn)；而2#和3#試件在墩身出現(xiàn)1條彎曲裂縫，裂縫寬度為0.30 mm，接縫處裂縫張開約為0.33 mm，卸載后裂縫閉合.

繼續(xù)加載至20 mm，所有試件墩身出現(xiàn)的彎曲裂縫和斜裂縫逐漸增多，裂縫寬度0#為0.24～4.00 mm，1#為0.30～5.00 mm，2#增大為1.60～2.00 mm，3#為0.20～5.00 mm，4#為0.10～6.00 mm.0#、1#、3#、4#試件接縫處在正反兩方向荷載作用下產(chǎn)生的裂縫已貫通，墩底處形成斜向貫通裂縫，且有豎向裂紋發(fā)展，墩底混凝土保護(hù)層有脫落的趨勢.2#柱身只存在1條裂縫，原因在于下節(jié)段上部預(yù)埋灌漿套筒，使得這一區(qū)域剛度很大從而較難開裂.3#擴(kuò)大承臺出現(xiàn)1～2條彎曲裂縫和斜裂縫，裂縫寬度為0.20 mm.4#試件墩底混凝土保護(hù)層脫落，厚度約為1 cm.

繼續(xù)加載至40 mm，在距離承臺20 cm高度內(nèi)，混凝土豎向、斜向裂縫交錯(cuò)發(fā)展，特別是墩底區(qū)域豎向裂縫發(fā)展豐富，0#、1#、2#、4#分別在10、10、5、10 cm高度內(nèi)，混凝土保護(hù)層大量脫落，0#試件在加載側(cè)面斜裂縫間距約為15 cm，并逐漸貫通；1#試件接縫張開約10.00～20.00 mm，4#試件接縫開裂寬度約為11.00 mm.此外，3#試件擴(kuò)大承臺存在1～2條彎曲裂縫和斜裂縫，多條斜裂縫，但裂縫寬度較小，在承臺上方，墩身10 cm區(qū)域，保護(hù)層部分脫落.此階段所有試件強(qiáng)度相對峰值強(qiáng)度開始有所退化，退化比例1#試件為5%～13%，其余試件約為10%.

試驗(yàn)加載結(jié)束時(shí)，混凝土保護(hù)層剝落嚴(yán)重，裸露出來的部分箍筋發(fā)生變形.試驗(yàn)過程中觀察到3#～4#試件混凝土保護(hù)層剝落后,裸露出來的箍筋保持完好，沒有鼓出現(xiàn)象.2#、3#試件加載時(shí)橋墩未出現(xiàn)整體滑移現(xiàn)象.但1#、4#加載時(shí)橋墩出現(xiàn)整體滑移現(xiàn)象，1#試件從+55.00 mm到-55.00 mm時(shí)滑移35.00 mm，從-55 mm到0.10 mm時(shí)滑移20.00 mm，4#試件從0 mm加載到50.00 mm時(shí)滑移2.00 mm，從50.00 mm加載到-50.00 mm時(shí)滑移16.00 mm，從-50.00 mm加載到0 mm時(shí)滑移16.00 mm.清除保護(hù)層混凝土后,各試件破壞狀態(tài)見圖8.從圖中可看出，0#、1#、4#試件主筋已發(fā)生受壓屈曲，2#、3#墩底少許核心混凝土碎裂，兩者都是一根主筋受拉斷裂，部分主筋屈曲.

a 0#試件，60 mm(最終)

b 1#試件，65 mm(最終)

c 2#試件，60 mm(最終)

d 3#試件，70 mm(最終)

e 4#試件，60 mm(最終)

a 0#試件

b 1#試件

c 2#試件

d 3#試件

e 4#試件

從1#試件和4#試件的損傷破壞現(xiàn)象和最終的破壞模式看，4#試件在最終破壞階段，接縫處剪力主要由接縫間動摩擦力傳遞，縱筋也可能傳遞小部分剪力.在此過程中，隨著縱筋與混凝土黏接失效、縱筋屈曲、部分核心混凝土破壞,以及墩身和承臺發(fā)生相對滑移等原因，試件的抗剪承載力不斷下降，直至試件承載力下降過大而終止試驗(yàn).4#試件拼接縫設(shè)置剪力鍵的效應(yīng)不明顯，最終破壞時(shí)，拼接縫張開達(dá)20.00～30.00 mm，剪力鍵齒尺寸突出高度僅為10.00 mm，相對較小，拼接縫處下表面剪力鍵齒與上表面沒有接觸，因此，剪力鍵齒沒有發(fā)揮作用，兩個(gè)試件最終均沿拼接縫界面發(fā)生整體的滑移.

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1滯回性能

試驗(yàn)獲得的預(yù)制橋墩試件力-位移滯回曲線反映了該試件的基本抗震性能特點(diǎn)，包括延性變形能力、耗能能力和殘余變形等[22].通常，在混凝土試件進(jìn)入非線性變形后，隨著加載位移的增長而水平力不斷變化得到的滯回曲線可分為梭形、弓形、反S形和Z形等基本形態(tài)[23]，根據(jù)滯回曲線的形態(tài)可以判斷試件的破壞機(jī)制.本文各個(gè)試件的實(shí)測水平力-墩頂位移滯回曲線如圖9所示.

各試件在較低荷載階段，基本處于彈性階段，滯回曲線集中和重疊；隨著混凝土開裂、鋼筋的屈服，滯回環(huán)逐漸拉開呈現(xiàn)梭形；而后由于接縫的張開和滑移向弓形發(fā)展；到加載后期，滯回曲線呈扁平的四邊形.整體而言，0#、1#、2#和4#試件均為彎剪破壞，具有相對飽滿的滯回環(huán)和較緩的強(qiáng)度退化.0#試件滯回曲線“捏攏”效應(yīng)不明顯，1#和4#試件滯回曲線“捏攏”效應(yīng)較嚴(yán)重，這是加載后期發(fā)生整體滑移所致.3#試件在變形4～5 cm之間，存在一個(gè)強(qiáng)度突然變化，隨后強(qiáng)度趨于穩(wěn)定的現(xiàn)象，這主要是因無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋導(dǎo)致的.0#、2#試件的滯回曲線相對較為飽滿, 接近于延性破壞的梭型.

2.2.2骨架曲線和極限剪切承載力

滯回曲線的峰值點(diǎn)連接形成試件的骨架曲線.骨架曲線的形狀大體上和單調(diào)加載得到的力-位移曲線相近，極限承載力略低一些，能夠比較明顯地反映構(gòu)件的初始剛度、最大強(qiáng)度、屈后剛度、延性等抗震性能指標(biāo).整個(gè)骨架曲線的峰值點(diǎn)即為試件的極限剪切承載力.各試件骨架曲線如圖10所示.

表2給出5個(gè)試件的極限剪切承載力及對應(yīng)的位移.由圖10和表中數(shù)據(jù)可知，0#、1#和4#試件的骨架曲線和主要力學(xué)指標(biāo)相近，表明預(yù)制試件力學(xué)性能與現(xiàn)澆混凝土很相近;3#試件因預(yù)應(yīng)力筋存在，與2#試件相比，極限剪切承載力增大.

2.2.3位移延性

位移延性大小是構(gòu)件抗震能力強(qiáng)弱的重要指標(biāo)之一，是指在試件強(qiáng)度沒有明顯降低的情況下，構(gòu)件非彈性變形的能力.0#～4#試件的位移延性系數(shù)結(jié)果見表3.從表中數(shù)據(jù)可知，0#、1#、2#和4#位移延性系數(shù)均大于8，具有較好的位移延性變形能力，也表明試件最終的破壞模式不是脆性破壞;3#試件的位移延性系數(shù)較低，主要原因在于在4～5 cm之間發(fā)生強(qiáng)度突然降低，最后趨于穩(wěn)定，最終的變形能力因預(yù)應(yīng)力筋的存在，反而較大.

a 0#試件

b 1#試件

c 2#試件

d 3#試件

e 4#試件

圖10 試件骨架曲線

表2 試件極限剪切承載力

表3 試件位移延性系數(shù)

2.2.4試件破壞機(jī)理與性能評價(jià)

與0#現(xiàn)澆混凝土試件比較，1#～4#由于試件中存在拼接縫、灌漿套筒和預(yù)應(yīng)力筋等特殊構(gòu)造，其破壞機(jī)理和最終破壞形態(tài)與傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土橋墩破壞過程與形態(tài)有一定的差異，而破壞的形式與過程影響著試件剪力的傳遞方式與路徑.為了研究試件的抗剪性能，下面對5個(gè)試件的破壞過程與破壞機(jī)理進(jìn)行分析與說明，并對其抗剪性能做出定性評價(jià).

0#試件在加載初期墩身底部區(qū)域開裂，隨著荷載增大，沿墩身高度范圍裂縫逐步產(chǎn)生，斜裂縫出現(xiàn)，無明顯裂縫開展集中現(xiàn)象，剪力主要由鋼筋、核心混凝土傳遞.1#、4#試件拼接縫在加載初期開裂，剪力主要由鋼筋、核心混凝土傳遞至承臺，隨著加載位移的增大和正反兩方向循環(huán)荷載作用下，斜裂縫產(chǎn)生，但拼接縫張開成為主要破壞形式，剪力在墩身主要由混凝土和箍筋傳遞，而在墩底接縫處主要由核心混凝土、縱筋和摩阻力傳遞.繼續(xù)加載，拼接縫處的縱筋與核心混凝土失去黏接，1、3面外層部分核心混凝土碎裂.0#試件無整體滑移發(fā)生，1#和4#試件發(fā)生整體滑移，縱筋壓屈.此階段，接縫處剪力主要由接縫間動摩擦力傳遞.相比于1#試件，4#試件增設(shè)剪力鍵齒提高抗剪的效應(yīng)不明顯，分析原因是因剪力鍵齒尺寸較小，接縫張開的較大，沒有發(fā)揮作用.

2#試件在加載初期主要存在3條彎曲裂縫，即接縫處、墩身底端和距離承臺10～14 cm處，見圖7c.此階段的抗剪薄弱截面主要在于墩底開裂截面.繼續(xù)加載，試件破壞主要集中于墩身距承臺14 cm以下部位，在此區(qū)域逐漸形成塑性鉸，接縫破壞不明顯，此階段試件水平承載力變化不大.隨后此區(qū)域混凝土保護(hù)層脫落，縱筋與混凝土黏接失效，部分核心混凝土碎裂，縱筋屈曲、斷裂，水平承載力降低，試驗(yàn)結(jié)束.

3#試件由于預(yù)應(yīng)力筋的存在使得軸向力和靜摩阻力的貢獻(xiàn)增加，因而極限剪切承載力比0#、1#和4#大.破壞現(xiàn)象與2#試件類似,見圖8d.而在試驗(yàn)后期，其承載力下降后趨于穩(wěn)定，形成“不倒翁”結(jié)構(gòu)，在預(yù)應(yīng)力作用下，加載位移不斷變大，而承載力變化較小.

從上面論述可知，0#、1#、2#和4#試件具有較高的位移延性系數(shù)和較大延性變形能力，其在達(dá)到最大承載力后下降速度緩慢.對于3#試件，損傷后殘余位移較小.預(yù)制試件剪切承載力取決于縱筋、箍筋布置、預(yù)應(yīng)力筋和接縫處的力學(xué)行為等因素，但具體的預(yù)制橋墩，可能會由某一因素控制，如1#和4#試件，因發(fā)生了輕微滑移，最終剪切能力取決于拼接縫的力學(xué)行為，3#試件還受到預(yù)應(yīng)力的影響；而0#和2#試件取決于墩底塑性鉸區(qū)域的剪切承載力.總體來看，1#和4#預(yù)制試件與0#現(xiàn)澆試件抗剪性能基本相似，因此1#和4#試件構(gòu)造可用于地震中、高危險(xiǎn)區(qū)域，但震后需要對接縫區(qū)域進(jìn)行檢查或必要的維護(hù).

3 結(jié)論

(1)采用灌漿套筒連接的1#和4#預(yù)制試件，試驗(yàn)加載初期和中期均未發(fā)生剪切滑移破壞，在加載接近破壞時(shí)，1#和4#預(yù)制試件拼接面發(fā)生了剪切滑移，此時(shí)試件縱筋也發(fā)生了屈曲，0#現(xiàn)澆試件沒有發(fā)生滑移；0#、1#和4#試件最終破壞模式為彎剪破壞.

(2)從試件試驗(yàn)獲得的滯回曲線、骨架曲線、強(qiáng)度和延性數(shù)值可以看出，采用灌漿套筒連接的1#和4#預(yù)制試件與0#現(xiàn)澆試件基本相近，表明預(yù)制試件的抗剪性能與現(xiàn)澆試件相近.

(3)套筒預(yù)埋在墩身下節(jié)段的試件具有較大的剪跨比，其破壞區(qū)域集中于墩底無套筒區(qū)域，而接縫和墩身破壞很小，試件發(fā)生彎曲破壞.

(4)4#試件拼接面設(shè)置的剪力鍵齒尺寸較小，接近最終破壞時(shí)，拼接縫張開較大，剪力鍵齒未能發(fā)揮作用，與1#試件類似，最終沿拼接縫界面發(fā)生了滑移.

(5)截面中心設(shè)置無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋，增大了預(yù)制試件的抗剪承載力，殘余變形小，具有較好的自復(fù)位能力.

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