节段预制桥梁胶接缝剪切性能试验研究

袁爱民，何 雨，程磊科，钱守龙

(1.河海大学 土木与交通学院，江苏 南京 210098；2.安徽省交通投资集团有限责任公司，安徽 合肥230088)

0 引 言

节段预制拼装体外预应力桥梁因在技术可行性、经济优越性以及耐久性方面有着突出特点，现已在各国逐渐兴起。我国近年来建成的苏通长江大桥深水区引桥、上海长江大桥引桥、厦门BRT高架桥工程以及2012年刚竣工的南京长江四桥引桥均采用此种桥梁结构形式。而节段接缝处细部构造是整个桥梁受力较为薄弱的环节，同时已有相关研究表明在桥梁细部构造上的优化设计对施工阶段、正常运营阶段和维修修护阶段以及承载能力极限状态下梁体受力特性影响明显，因此针对节段式体外预应力桥梁抗剪性能的研究显得尤为重要。

有关节段预制梁桥接缝处的抗剪性能，国内外学者进行了相应的有限元模拟和试验研究。国外方面，S. Kuranishi ，等[1]进行了胶接缝直剪试验，发现粗糙表面试件的抗剪强度比光滑表面试件的抗剪强度大。O. Buyukozturk ，等[2]对节段接缝进行了试验研究，从中提出了抗剪计算公式，还发现胶接缝抗剪强度高于干接缝，干接缝抗剪强度与正应力水平在一定范围内成正比关系。J. Turmo，等[3]进行了多键齿干接缝试件的直剪试验，研究表明混凝土间摩擦系数大小与正应力成反比，多键齿与单键齿承载力的代数和存在一个强度折减系数。J. Muller ，等[4]编制了分析预制节段、干接缝、体外预应力结构的有限元程序。该程序主要用于构件抗弯极限状态分析，未考虑混凝土材料非线性和结构几何非线性。国内方面，李国平[5]通过节段式体外预应力混凝土简支模型梁试验研究了梁体的剪切性能，研究表明，节段梁的接缝决定着剪切破坏形态与破坏裂缝的形成、较大的削弱了梁体的抗剪承载力、增大了破坏裂缝的宽度和梁体破坏时的变形。此外，他还研究了节段预制梁接缝截面抗剪承载力的计算方法，根据梁接缝截面的剪切破坏形态、剪压区和剪力键混凝土的受力机理以及预应力钢束的受力状态，提出了计算假定和图式，并基于接缝截面极限平衡条件、混凝土剪压破坏准则建立了抗剪承载力计算公式[6]。邹琳斌，等[7]以广州地铁4号线高架区间30 m 体外预应力简支梁桥的预制节段施工接缝截面为依托，运用通用有限元分析软件ANSYS 进行非线性数值模拟，分析预制节段施工体外预应力混凝土桥梁干接缝直剪模式下的受力机理，得到该类接缝横截面剪力键各键齿位移和应力的分布规律。申俊[8]结合现有规范及实验数据，探讨了节段预制拼装桥梁接缝剪切强度的计算方法，提出一种包含混凝土抗剪强度、正应力抗剪强度增量以及破坏截面摩擦力三部分的抗剪强度计算方法，对节段预制拼装桥梁接缝处剪切强度的计算提供了参考。

但是，相对于节段预制拼装体外预应力桥梁广泛的应用，国内相应的研究工作还是显得有些不足，目前主要注重于梁体干接缝受力性能的研究，对于胶接缝而言，国内现行的标准、规范尚无明确的设计规定，虽然近年来公路和城市轨道交通行业已对胶接缝节段预制拼装梁桥进行了少量试点，但仍然缺乏相应的技术研究和科研实验资料。因此，笔者以节段预制拼装胶接缝体外预应力混凝土桥梁为研究对象，对胶接缝在直剪状态下受力特性的因素进行了研究，得到接缝处横截面的竖向位移和竖向应力的变化规律。

1 试验概况

1.1 试件构件

本次试验的主要目的是探讨剪力键齿深、齿距等因素对直剪情况下的剪力键抗剪性能、破坏机理的影响，总结出不同因素对抗剪承载力的影响规律。为此，试验设计了9组试件，共计18个试件。剪力键每组分为凹凸2个呈“L”型试件，每组试件匹配的接缝类型为胶接缝，接缝涂抹材料为环氧树脂胶结剂。剪力键截面形式如图1。

图1 截面形式示意Fig.1 Cross section

为了探讨齿深、齿距两种因素交互作用对剪力键抗剪能力的影响，每种因素均设置3个不同比例水平，具体因素的组合情况如表1，试件共9组，试件编号为SK1～SK9。

表1 预制试件组合因素对照表Table 1 Combination factors of precast specimens

键齿齿深又称作“宽高比”，即剪力键端部宽度b与凸出高度h的比值；键齿齿距又称作“宽间比”，即剪力键的端部宽度b1与两键齿根部间距离s的比值，如图2。齿深、齿距在设计中分别考虑3种不同比例尺寸，其中齿深比例2∶1和齿距比例2∶1为现行美国“AASHTO”规范中建议值。

图2 剪力键宽高比、宽间比Fig.2 Shear key’s ratio of width to height and width to space

综上所述，试验共预制9种不同类型的试件，总计18个“L”型试块。为清晰地观察试验过程中剪力键破坏现象，剪力键齿根长度为90 mm，齿深齿距根据比例所得。试件宽度和厚度均为500，240 mm。

1.2 材料性能

试验混凝土采用C40普通商品混凝土，其实测抗压强度平均值为38.1 MPa，基本达到C40的要求，且标准差较小。试验中采用钢筋数量少，主要作为构造钢筋使用，由B12螺纹钢和A6的光面钢筋组成。接缝黏结剂为环氧树脂胶结剂，是由两种材料拌和而成，环氧基与固化剂拌和比为6∶1。

1.3 试验装置和加载制度

试验在河海大学土木与交通实验中心结构实验室进行，试验装置如图3，主要由球支座、垫块、荷载传感器、反力架支座以及320 t油压千斤顶组成。试件横向力的施加通过两块厚30 mm的钢板和4根直径为24 mm的螺杆完成，其中为避免凹凸试件破坏产生错动，在钢板和试件间加入了聚四氟乙烯板。

图3 试验加载装置Fig.3 Loading device

试验采用静力加载方式，主要分为两个阶段：第1阶段为荷载控制，根据现有剪力键承载力的计算方法，估算每组试件理论极限抗剪承载力，前期以20 kN为一级进行加载，每级荷载加载完后静压5 min使试件充分受力，进行相关数据采集。当荷载值接近理论开裂荷载值时，注意观察剪力键相关部位裂缝开展情况。一旦出现裂缝，立即停止加载，静压5 min使试件充分受力，在出现裂缝处作出标记，并记录开裂荷载值及开裂时间。当记录完成后，继续以20 kN为一级加载，直至理论极限抗剪承载力时以位移进行控制，并做相关数据记录。 第2阶段为位移控制，当加载到荷载不再增加且有下降趋势时，暂停加载，记录最大破坏荷载值、裂缝宽度及开展轨迹等信息，此后加载方式采用位移控制加载，通过百分表以0.5 mm为一级荷载继续加载。当达到控制的位移时，静压5 min，让试件充分变形，并作相关记录工作。当百分表所测键齿错动距离达到3.0 mm时，即可视为试件破坏，停止加载。

1.4 测点布置

1.4.1 应变片布置

试验时，应变片布置分为两种，一种布置在构造钢筋骨架上，预埋在钢筋中，型号为BX120-3AA-1，敏感栅长×宽为3 mm×2 mm，主要用于检测在加载过程中内部钢筋的内力变化，如图4(a)；另一种布置在混凝土表面，型号为BX120-50AA，敏感栅长×宽为50 mm×4 mm，通过应变花形式得到剪力键键齿处一点的应变，如图4(b)。

图4 应变片测点布置Fig.4 Measuring point arrangement

1.4.2 千、百分表布置

试验中共使用5个表盘，其中表盘1～表盘3为千分表，用于测量前期试块错动不大情况下键齿处的裂缝宽度，表盘4、表盘5为百分表，用于测量上下试块间的错动距离，表盘布置及现场布置图如图5。

图5 表盘布置Fig.5 Arrgement of dial plate

2 试验结果分析

2.1 加载过程分析

根据试验采集数据，整理出如图6中的SK1～SK9试件的加载全过程直剪力随时间变化曲线(P-T曲线)。由P-T曲线可以看出，在试件开裂之前，试件整体抗剪，试验过程中采用荷载控制阶段，荷载变化值呈线性比例上升，曲线中“台阶”状态表示暂停加载状态。当试件达到开裂荷载P1后，随着外荷载的增加，很快达到极限破坏荷载Pmax，随后试件承载力急剧下降，有个明显的向下突变的过程，试验转入位移控制阶段。试件达到极限破坏荷载Pmax后，在暂停加载阶段，荷载值不断减小，“台阶”不断向下倾斜；继续加载时，荷载又可以继续增加，但已达不到Pmax值了。这一过程可以理解为：荷载达到Pmax值时，斜裂缝已充分开展，但竖向裂缝未贯通，随着部分开裂后的混凝土退出抗剪工作，荷载值下降；当继续加载时，试件在横向预压力的约束下，抗剪力又可以提高，当试件错动到一定程度后，剪切破坏面已经形成，荷载无法继续提高。

图6 SK1～SK9加载全过程P-T曲线Fig.6 Relationship of load and time of SK1 ～SK9

2.2 齿距的影响

针对不同齿距对胶接缝抗剪性能的影响，试验采用9个试件，分3组进行了对比。对加载过程中竖向位移δ随荷载P变化曲线进行比较，比较结果见图7。

图7 不同齿距试件P-δ曲线Fig.7 Relationship of load and displacement of specimens with different pitchs

从图7可以看出，各组试件的竖向变形主要分为两个阶段，开裂前的线性变形阶段和开裂后的错动阶段。在线性变形阶段，试件发生的错动滑移量大致相同，达到了0.5 mm左右。在随后进入的错动阶段中，齿距为2∶1的试件错动相对较大，达到了5 mm左右，其他试件错动相对较小，在4 mm左右，总体上相差不大。

对不同齿距试件的承载力进行比较，比较结果如表2。从表中的数据可以看出，在齿深相同的情况下，试件的开裂荷载和破坏荷载与齿距变化没有明显的规律，而除SK2，SK4，SK6以外，荷载值Pmax随直剪破坏的面积A的增大而增大，呈正比关系。

表2 不同齿深齿距设置试件试验结果汇总Table 2 Test results of specimens with different tooth depths and pitchs

由表2可见，当齿深相同时，试件的抗剪承载能力与齿距的变化并无明显规律可寻，主要与接缝附近直剪破坏面面积有关。

2.3 齿深的影响

针对不同齿深对胶接缝抗剪性能的影响，试验也分3组进行了对比。对加载过程中竖向位移δ随荷载P变化曲线进行比较，比较结果见图8。

图8 不同齿深试件P-δ曲线Fig.8 Relationship of load and displacement of specimens with different tooth depths

从图8可以看出，与前述类似，随着荷载的增加，试件的变形依然分为线性变形和错动阶段。而依次分析各对比图，在齿距相同的情况下，试件竖向位移随齿深变化规律不明显，极限滑移量达到了4 mm左右。

而在表2中比较不同齿深试件的承载力，可以发现，在齿距相同的情况下，荷载承载能力与齿深变化关系不明确，无明显规律，与前述相同，试件的极限承载能力主要与直剪的破坏面积有关。

此外，在表2中比较试件的开裂荷载和破坏荷载可以看出，试件开裂后不久即达到极限破坏荷载，且无明显稳定的屈服段，破坏后荷载值立即下降，属于脆性破坏类型。

总体而言，当齿距相同时，试件的抗剪承载能力随齿深的变化并无明显规律可寻，也是与接缝附近直剪破坏面面积有关。

从破坏模式上看，无论是直剪破坏和整体梁弯剪破坏，开裂位置均在接缝旁混凝土剪切面上。可见在施工中，胶接缝键齿仅起到匹配、定位的作用，胶体固化后键齿接缝处整体性较好，接缝旁边混凝土面容易最先发生破坏。总结可认为，胶接缝剪力键抗剪承载能力与接缝附近直剪破坏面面积有关，与齿深、齿距的设置并无直接关联。

3 结 论

通过对3种不同齿深和齿距下剪力键的抗剪性能试验研究，得出了以下结论：

1)直剪过程可分为3个阶段：①加载达到极限荷载Pmax，斜裂缝充分开展，竖向裂缝未开通，部分混凝土退出工作，荷载值下降；②继续加载后，试件在横向预压力约束下抗剪力逐渐提高；③试件错动达到一定程度后，剪切破坏面形成，荷载无法提高。

2)试件竖向变形主要分为线性变形和错动两个阶段，各试件的线性变形大致相同，都达到了0.5 mm左右，极限错动位移相近，主要在4～6 mm之间。

3)试件破坏类型属于脆性破坏，试件开裂后不久即达到极限破坏荷载，且无明显稳定的屈服段，破坏后荷载值立即下降。

4)胶接缝剪力键直剪承载力与直剪破坏面面积成正比关系，与齿深和齿距的设置无直接关联。

因此，建议节段预制梁桥工程中，在保证环氧树脂胶接缝施工工艺水平的前提下，匹配节段无需密集布置剪力键，尽量增大键齿齿距，这样不仅可以简化制造工序而且减少环氧胶的涂抹工作难度。在剪力键齿深设计方面，齿深只要满足混凝土结构对材料本身的构造要求就可以了，故齿深只要大于2倍混凝土最大骨料粒径即可。

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