混凝土預制節(jié)段梁不同厚度膠接縫抗剪試驗研究

蔡東波, 侯正寶, 江 濤, 程 高, 張 寧

(1.中交一公局第七工程有限公司,河南 鄭州 451452; 2.長安大學 公路學院,陜西 西安 710064; 3.西北農(nóng)林科技大學 水利與建筑工程學院,陜西 楊凌 712100)

節(jié)段預制拼裝法施工效率高,對橋位環(huán)境影響較小,是現(xiàn)代橋梁工程的重要發(fā)展方向。預制節(jié)段混凝土橋梁在接縫區(qū)域不連續(xù),主要通過干接縫和膠接縫連接。干接縫節(jié)段梁的剪應力通過直接接觸傳遞給相鄰的預制段;膠接縫是在干接縫技術基礎上發(fā)展起來的,密封性好,可降低因接縫面凹凸不平而引起的應力集中,保證接縫面上力的傳遞,使結構受力更合理,在國內橋梁工程中應用廣泛。20世紀50年代以來,國內外許多研究者對預制節(jié)段混凝土橋梁接縫的抗剪性能進行了研究。文獻[1]研究發(fā)現(xiàn),隨截面正應力增加,干接縫和膠接縫的抗剪強度均增大,單鍵齒干接縫抗剪強度一直低于膠接縫。膠接縫抗剪承載力與濕接縫接近,屬于脆性破壞。文獻[2]進行不同水密性的單鍵齒膠接縫抗剪試驗,結果表明,涂抹常溫固化型環(huán)氧樹脂膠的接縫抗剪承載力比涂抹低溫固化型的高28%;文獻[3]研究表明,美國各州公路與運輸工作者協(xié)會(American Association of State Highway and Transportation Officials,AASHT)規(guī)范[4]和其他設計標準低估了單鍵齒干、膠接縫的抗剪承載力,但又高估了多鍵齒干接縫的抗剪承載力;文獻[5]研究了鐵路橋梁膠接縫的結構形式、安全儲備、構造的可能性與相關規(guī)范的符合程度;文獻[6]試驗結果表明,膠接縫試件的抗剪強度高于干接縫試件的抗剪強度,但2種類型試件均屬于脆性破壞,環(huán)氧樹脂膠的厚度對接縫的剛度和強度影響不大。受節(jié)段端面表層剝落、接縫膠涂抹厚度不均勻、擠膠應力不均勻及節(jié)段拼裝誤差等影響,預制節(jié)段梁在懸拼過程中出現(xiàn)不等厚度的接縫膠,接縫膠厚度增加對接縫抗剪性能的影響特征尚不明確。為此,本文以接縫膠厚度為關鍵參數(shù),進行混凝土濕接縫、單鍵齒膠接縫的抗剪性能、破壞過程、破壞模式等試驗研究。

1 試驗概況

1.1 試件設計及試驗參數(shù)

為研究剪力沿接縫面?zhèn)鬟f的情況,根據(jù)試件形態(tài)盡可能接近預制節(jié)段混凝土橋梁膠接縫面剪力傳遞模式的原則,并綜合考慮膠接縫面上剪力分布的均勻性和加載試驗的可操作性,參考文獻[7]的接縫抗剪試驗模型,確定采用Z型試件進行膠接縫抗剪性能試驗,為使試件的其他部位不先于膠接縫面破壞,需要配置構造鋼筋進行加強。

試驗以膠接縫厚度t(1、3、8 mm)和接縫類型(濕接縫和單鍵齒膠接縫)為主要參數(shù),每組參數(shù)制作3個平行試件,對12個試件進行剪切試驗。試件厚度均為150 mm,膠接縫試件鍵齒深度h均為35 mm,鍵齒頂寬a為50 mm,鍵齒底寬a0為100 mm,混凝土類型為C50。試件編號與膠接縫厚度見表1所列。表1中:B-U代表整體試件;B-1～B-3代表膠接縫試件。

表1 試件參數(shù)匯總

試件的尺寸及配筋如圖1所示(單位為mm)。根據(jù)實橋取芯試樣縫寬測試,膠接縫厚度基本處于0.5～8.0 mm,如圖2所示。為此,試件模型設計了1、3、8 mm 3種膠接縫厚度。

圖1 試件的尺寸及配筋

圖2 膠接縫厚度實測圖片

1.2 材料力學性能及試件制作

參考膠接縫推出試驗[8]的混凝土強度,試驗采用C50混凝土制作抗剪試件,其組分配合比見表2所列。混凝土成分包括#525硅酸鹽水泥、骨料、水和外加劑,其中水灰比為0.38,最大骨料粒徑為25 mm?；炷劣媚＞叱尚秃?經(jīng)澆筑、振搗密實后靜置24 h,然后拆模并編號。試件拆模后立即放入標準養(yǎng)護室中養(yǎng)護,彼此間隔1～2 cm。標準養(yǎng)護室溫度為20.2 ℃,相對濕度為98%。

混凝土標準塊的抗壓試驗結果見表3所列。由表3可得,3 d平均強度為46.3 MPa,7 d平均強度為53.0 MPa,28 d平均強度為59.9 MPa。

表2 混凝土組分配合比

表3 立方體試塊試驗結果

JGN-I(BX)懸拼膠是專為預制節(jié)段拼裝結構橋梁黏結設計的膠黏劑,是一種雙組份無溶劑型耐潮濕改性環(huán)氧樹脂;其配合固化劑使用,環(huán)氧樹脂與固化劑配合比為3∶1。當混凝土強度達到80%設計強度后,將攪拌均勻的膠黏劑用刮板均勻涂抹在試件接縫表面,并在2 h內進行欲拉裝拼接。將完成拼裝的試件在20～40 ℃環(huán)境下放置24 h后進行試驗。環(huán)氧樹脂膠的力學性能指標見表4所列。

表4 環(huán)氧樹脂膠的力學性能指標

試件由陽齒部件和陰齒部件組成,試件制作采用鋼模板外框和鋼模板隔斷相結合的方式。將制作好的鋼筋籠放入組裝好的模具內,試件澆筑前先在模板表面涂抹脫模劑,澆筑完試件24 h后拆除模板,試件拆模后放入標準養(yǎng)護室養(yǎng)護。試驗開始前,將陽齒部件和陰齒部件用環(huán)氧膠黏結成為一個整體。在拼接完成的試件表面涂抹一層白色漆,并噴上散斑,以便進行數(shù)字圖像相關(digital image correlation,DIC)變形測試。試件制作過程圖片如圖3所示。

圖3 試件制作過程圖片

1.3 試驗裝置

1.3.1 加載設備

采用2 000 kN液壓伺服試驗機進行膠接縫剪力鍵的推出試驗,加載方式采用位移控制,加載速率不超過0.5 mm/min,加載裝置如圖4所示。壓力油缸加載端和試件底座分別放置線性位移計(linear variable differential transformer,LVDT),用于追蹤剪力鍵試件在推出試驗過程中的變形量。油缸加載端放置傳感器,并將壓力信號與位移計信號同步,以便獲取荷載-位移曲線。剪力鍵試件兩側設置水平方向的約束鋼板,通過油壓千斤頂在約束鋼板上施加側向預壓力,防止試件在推出過程中發(fā)生側向滑移,試驗時初始側向約束力設為3 kN。此外,上部剪力鍵試件與側向鋼板之間放置聚氯乙烯板,并在其上涂抹潤滑油,從而消除上部剪力鍵試件在下移過程中的側向摩擦阻力。

為了模擬預制節(jié)段式混凝土橋梁節(jié)段間的預應力效應,在試件兩側布置水平加載裝置。該裝置由特制的鋼約束箍、2塊鋼板、1塊聚氯乙烯塑料板、小型壓力傳感器和油壓千斤頂組成,鋼約束箍包括4根高強錨桿。在試件兩側放置鋼板來控制加載區(qū)域,將集中力轉化為均布水平正應力,通過鋼板均勻傳遞至接縫接觸面,鋼板內側放置聚氯乙烯塑料板,在塑料板一側涂抹潤滑油,有利于試件受壓破壞時下滑。針對各種類型的試件,可以通過更換不同尺寸的鋼板來調整所需施加水平荷載的面積。在側向千斤頂頂盤上安裝小型壓力傳感器來控制水平荷載的大小,在豎向壓力油缸下部放置大型壓力傳感器來控制豎向荷載的大小。豎向荷載數(shù)據(jù)由試驗機自帶的控制系統(tǒng)采集,豎向相對滑移數(shù)據(jù)采用江蘇東華測試技術股份有限公司生產(chǎn)的數(shù)據(jù)采集儀采集。

1、6.荷載傳感器 2.位移計 3.凹鍵齒試件 4.螺栓

1.3.2 可視化3D-DIC變形測量系統(tǒng)

剪切試驗過程中,隨著荷載增大,試件會出現(xiàn)裂縫。為觀測試件的破壞狀態(tài),在試件表面制作均勻分布的散斑圖,采用DIC裝置觀察試件的裂縫發(fā)展過程和破壞形態(tài),如圖5所示。豎向相對滑移數(shù)據(jù)采用YHD-30型靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀采集。圖像采集系統(tǒng)使用2臺CMOS傳感器的GigE接口相機,相機分辨率為4 112像素×3 008像素,相機鏡頭焦距為25 mm。為改善曝光效果,使用2束38 W的LED條形光對試件表面進行照明。相機采集速率設為1 幀/s,共連續(xù)采集600幀剪力鍵推出過程圖片。此外,數(shù)字相機使用外部信號觸發(fā),保證各幀圖像與壓力信號同步。

DIC圖像采集裝置系統(tǒng)包括電荷耦合器件(charge coupled device,CCD)相機和計算機分析軟件。相機裝配17 mm Schneider Xenoplan 鏡頭,其分辨率為2 448像素×2 048像素。使用1組LED燈對試件表面進行照明,改善照明效果。以4 幀/s的預定速率采集試件變形的圖像,并儲存在便攜式PC中。使用MTS儀器數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)獲得每幅圖像對應的荷載-位移值,隨后使用VIC-3D軟件進行后處理,得到試件表面的位移和應變數(shù)據(jù)。

圖5 DIC裝置的詳細布置

1.3.3 試驗加載方案

試件施加的荷載主要分為豎向荷載和水平荷載,水平荷載用來模擬實際工程中由于張拉體外預應力束而產(chǎn)生的正應力,在正式試驗加載前先將水平荷載施加到目的荷載3 kN。為了試驗正常進行,在正式試驗前對結構進行豎向預加載,預加荷載確定為20 kN,采用荷載控制的加載方式,加到目標荷載后緩慢卸載。豎向加載控制分為2個階段,采用逐級位移步加載,第1階段加載速率為2 mm/min,每級位移施加后讀取相應的荷載值,當對應的荷載值達到試件關鍵部位開裂荷載理論值的0.8倍左右時,進入第2階段的加載控制,即加載速率變?yōu)?.5 mm/min,直至試件被壓壞。每級位移歩加載后持續(xù)一定時間,數(shù)值穩(wěn)定后讀取應變、凹鍵齒和凸鍵齒的滑移,并觀測裂縫的發(fā)展情況。

2 試驗結果及分析

2.1 試驗結果、試驗現(xiàn)象描述及分析

所有試件的極限荷載和豎向相對位移見表5所列。隨著剪切荷載增大,剪切面會出現(xiàn)裂縫。部分試件破壞模式如圖6所示,其裂縫示意圖如圖7所示。

(1) 整體試件,以B-U-2為代表。在荷載增加前期,試件接縫區(qū)域沒有出現(xiàn)裂縫;當豎向荷載達到試件的極限承載力140.17 kN時,內部微裂縫在高應力下急劇增大,產(chǎn)生1條主裂縫,并且在主裂縫附近產(chǎn)生大量的微裂縫;剪切荷載達到極限承載力后,相對滑移約為0.39 mm;最終試件發(fā)生剪切滑移,接縫區(qū)域表面混凝土沒有剝落。

試件的其他區(qū)域在試驗過程中均出現(xiàn)壓碎和開裂現(xiàn)象,發(fā)生破壞的位置位于試件中部混凝土連接處。試件破壞過程急促,無明顯征兆,斷裂時聲音響亮,屬于典型的脆性破壞類型。

(2) 普通混凝土單鍵齒膠接縫試件,以B-1-2、B-2-2和B-3-2為代表。

從試件B-1-2看,在荷載增加前期,試件接縫區(qū)域沒有出現(xiàn)裂縫;當豎向荷載達到試件的極限承載力153.76 kN時,內部微裂縫在高應力下急劇增大,產(chǎn)生1條主裂縫,并且在主裂縫附近產(chǎn)生少量的微裂縫;剪切荷載達到極限承載力后,相對滑移約為0.45 mm;最終試件發(fā)生剪切滑移,接縫區(qū)域表面混凝土部分剝落。

表5 不同膠接厚度試件的荷載、位移試驗結果

圖6 部分試件的破壞模式圖片

圖7 部分試件破壞裂縫示意圖

試件B-1-2的其他區(qū)域在試驗過程中均出現(xiàn)壓碎和開裂現(xiàn)象,試件破壞后薄弱面區(qū)域內的環(huán)氧膠保存完整,主要沿著混凝土區(qū)域開裂。試件破壞過程急促,無明顯征兆,斷裂時聲音響亮,屬于脆性破壞類型。

試件B-2-2和B-3-2的裂縫破壞形式與試件B-1-2相同,均是沿著1條主裂縫貫通斷裂,試件完全破壞后,其表面僅有少量混凝土剝落。

單鍵齒膠接縫試件剪切破壞時均沿著單鍵齒根部破壞,瞬間破壞,大量能量釋放,并發(fā)出清脆響聲。

2.2 DIC變形測量結果分析

選取B-3-2進行分析。從高速相機拍出的照片可知,試件B-3-2在極短的時間內破壞。DIC測量結果表明,裂縫出現(xiàn)在試件B-3-2單鍵齒根部位置,當荷載達到極限抗剪強度時,試件B-3-2從單鍵齒根部破壞。

其原因是:環(huán)氧膠的彈性模量小于混凝土的彈性模量,膠接縫的部位先產(chǎn)生變形,單鍵齒根部的混凝土部位后變形,但是由于環(huán)氧膠的極限剪切強度大于混凝土,隨著荷載增加,后期從單鍵齒混凝土根部先破壞,產(chǎn)生裂縫,能量從混凝土根部裂縫處釋放。

從試件B-3-2應變云圖可以更準確地得到其裂縫形成過程。試件B-3-2在不同應力狀態(tài)下的應變云圖如圖8所示。

從圖8可以看出,隨著荷載不斷增加,試件表面裂縫不斷擴展,在荷載從177.9 kN增加至181.2 kN過程中試件逐漸破壞。

圖8 試件B32在不同應力狀態(tài)下的應變云圖

2.3 試件剪切滑移曲線分析

圖9 試件平均剪切荷載-豎向位移曲線

圖10 試件平均歸一化剪應力-豎向位移曲線

結合圖9、圖10可知,1 mm膠接縫、3 mm膠接縫、8 mm膠接縫單鍵齒試件的平均抗剪強度分別是濕接縫試件的1.09倍、1.26倍、1.29倍。3 mm膠接縫與1 mm膠接縫試件相比,平均歸一化極限剪應力提高18.4%,平均極限剪切荷載提高17.6%;8 mm膠接縫與1 mm膠接縫試件相比,平均歸一化極限剪應力提高15.8%,平均極限剪切荷載提高15.3%;8 mm膠接縫與3 mm膠接縫試件相比,平均歸一化極限剪應力提高2.3%,平均極限剪切荷載提高2.0%。4組試件破壞形式相同,達到極限抗剪強度前,歸一化剪應力-豎向位移曲線呈線性變化,曲線斜率相差無幾,即試件的抗剪剛度接近。綜合上述分析可知,試件的抗剪強度隨膠接厚度的增大而提高,極限剪切豎向位移隨之增大,但其抗剪剛度接近。

2.4 實測極限抗剪強度與理論計算值對比分析

美國AASHTO 2003規(guī)范[4]給出的單鍵齒膠接縫試件極限抗剪強度VJ計算公式為:

(1)

美國AASHTO 1989規(guī)范[9]給出的VJ計算公式為:

VJ=Ajoint(4.17+1.06σn)

(2)

文獻[10]建議的VJ計算公式為:

(3)

其中:σn為側向壓應力;Ak為試件鍵齒根部面積;Asm為試件膠接縫面上除單鍵齒外的面積;Ajoint為膠接縫面的投影面積，Ajoint=Ak+Asm。

將本文單鍵齒膠接縫試件抗剪強度試驗值VT與(1)～(3)式計算值VJ進行對比分析,以進一步驗證上述計算方法的適用性。推出試驗的抗剪極限強度計算值(VJ)和試驗值(VT)對比見表6所列。

VT/VJ范圍分別為:AASHTO 2003規(guī)范,1.417～1.765;AASHTO 1989規(guī)范,1.146～1.427;文獻[10],1.015～1.264。因不考慮膠接縫厚度因素, AASHTO 1989規(guī)范、文獻[10]公式預測1 mm膠接縫試件精度較高,但預測3 mm及以上試件時偏差稍大。其原因是,環(huán)氧膠固結硬化后抗剪強度遠大于混凝土抗剪強度,而AASHTO 1989規(guī)范、文獻[10]計算方法不考慮環(huán)氧膠對試件抗剪強度的影響。

表6 推出試驗抗剪極限強度計算值VJ與試驗值VT對比

3 結 論

(1) 單鍵齒膠接縫試件抗剪強度是濕接縫試件抗剪強度的1.09～1.29倍。膠接縫試件的抗剪剛度與普通濕接縫試件的抗剪剛度接近。

(2) 隨著膠接厚度增加,接縫區(qū)域的抗剪強度未出現(xiàn)衰減行為,試件的極限抗剪強度隨膠接厚度的增加出現(xiàn)增大情況。3 mm膠接縫、8 mm膠接縫單鍵齒試件的極限抗剪強度接近,較1 mm膠接縫試件分別增大18.4%、15.8%。

(3) 環(huán)氧膠的彈性模量小于混凝土的彈性模量,膠接縫的部位先產(chǎn)生變形,單鍵齒根部的混凝土部位后變形,但由于環(huán)氧膠的極限剪切強度大于混凝土,隨著荷載增加,從單鍵齒混凝土根部先破壞產(chǎn)生裂縫,能量從混凝土根部裂縫處釋放。

(4) 環(huán)氧膠固結硬化后抗剪強度遠大于混凝土抗剪強度,而AASHTO 1989規(guī)范、文獻[10]計算方法不考慮環(huán)氧膠對試件抗剪強度的影響,AASHTO 1989規(guī)范、文獻[10]方法預測1 mm膠接縫試件精度較高,但預測3 mm及以上試件時偏差稍大。膠接縫厚度變化引起的接縫密實性問題不容忽略。