田飛，嚴(yán)小衛(wèi)，鄭和暉

（1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430013；2.長(zhǎng)大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430013；3.中交二航局第三工程有限公司，江蘇 鎮(zhèn)江 212050）

0 引言

裝配式組合梁橋是一種由預(yù)制混凝土橋面板和鋼梁組成，在工廠預(yù)制再運(yùn)輸至施工現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行快速拼裝的一種組合橋梁體系[1]。該類橋梁在后續(xù)維護(hù)上更為便利，損壞的構(gòu)件可以及時(shí)更換，提高了橋梁結(jié)構(gòu)的耐久性，降低了維護(hù)成本[2]。并且該類橋梁易于拆除，拆除階段的能耗及對(duì)環(huán)境的影響較小。近年來(lái)，鋼材品種的豐富和質(zhì)量的提高，為我國(guó)發(fā)展組合結(jié)構(gòu)橋梁提供了經(jīng)濟(jì)物質(zhì)條件[3]。

在裝配式組合梁的現(xiàn)場(chǎng)施工中，鋼梁與預(yù)制混凝土橋面板連接形成整體的工序占比較大，連接件的構(gòu)造是否合理對(duì)裝配式組合梁的施工效率有較大影響。目前國(guó)內(nèi)外裝配式橋梁中常用的連接件形式為群釘連接件，即橋面板預(yù)留槽孔，鋼梁上焊接栓釘群，橋面板與鋼梁疊合后再后澆槽孔形成連接[4]。在群釘連接件的廣泛使用中，也暴露出了現(xiàn)場(chǎng)施工時(shí)間長(zhǎng)、后澆質(zhì)量不易保證、新老混凝土接縫處易開(kāi)裂等缺點(diǎn)[5]。針對(duì)上述情況，相關(guān)學(xué)者提出一種鋼混灌漿連接新概念，具體為在橋面板底部預(yù)留槽道，鋼梁頂部設(shè)置鋼肋板，安裝時(shí)將鋼肋板插入橋面板槽道，在鋼混間隙內(nèi)壓注高強(qiáng)灌漿料進(jìn)行組合，全過(guò)程無(wú)需混凝土澆筑，依靠灌漿料、橋面板及鋼板三者界面間的粘結(jié)、摩擦及自鎖來(lái)滿足受力要求。

國(guó)內(nèi)外對(duì)于裝配式組合梁的研究較多。聶建國(guó)等人在有限元靜力分析的基礎(chǔ)上，根據(jù)斷裂力學(xué)的基本原理推導(dǎo)出了組合梁栓釘?shù)钠趬勖?jì)算公式，為組合梁的疲勞設(shè)計(jì)奠定了基礎(chǔ)[6]。蘇慶田等人通過(guò)有限元模型，分析了組合梁連接件剪力突變產(chǎn)生的原因和機(jī)理，并推導(dǎo)了計(jì)算連接件突變剪力的簡(jiǎn)化計(jì)算方法[7]。Thomann M提出了采用砂漿作為灌漿料的灌漿連接件組合梁，并通過(guò)多組推出試驗(yàn)，研究了灌漿連接件的抗剪機(jī)理、界面滑移規(guī)律以及極限承載力等，給出了灌漿連接件設(shè)計(jì)的計(jì)算方法[8]。Dimitrios Papastergiou進(jìn)一步通過(guò)推出試驗(yàn)，并通過(guò)縮尺模型試驗(yàn)研究了該結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能[9-10]。

總體來(lái)說(shuō)，國(guó)內(nèi)外研究人員已圍繞灌漿連接件進(jìn)行了研究，但均未將高強(qiáng)纖維灌漿料作為連接材料。為此，本文通過(guò)縮尺模型試驗(yàn)來(lái)進(jìn)一步研究灌漿連接組合梁的力學(xué)性能。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

1.1 灌漿連接件受力機(jī)理

與常規(guī)栓釘連接件相比，新型自鎖式灌漿連接件（圖1）的主要特點(diǎn)是：1）鋼梁與混凝土之間通過(guò)高強(qiáng)灌漿料實(shí)現(xiàn)接觸傳力；2）界面錯(cuò)動(dòng)會(huì)引起橫向隆起，混凝土槽道承受橫向擠壓力。在鋼肋板與混凝土接觸傳力的過(guò)程中（圖2），近似可認(rèn)為V=μ·N，其中V為縱向剪力；μ為接觸傳力系數(shù)，與局部構(gòu)造、界面粗糙程度有關(guān)；N為界面壓力。此類界面受剪過(guò)程中存在自鎖現(xiàn)象：隨著界面滑移s的增大，界面隆起量u逐漸增大，則混凝土槽道內(nèi)擠壓引起界面壓力N增大，進(jìn)而能夠增大連接件的抗剪承載力。隨著混凝土槽道橫向兩側(cè)的擠壓力N逐漸增大，混凝土橫向拉應(yīng)力超限引起槽道邊角開(kāi)裂（圖3），擠壓力得到部分釋放并逐漸趨于穩(wěn)定。最后，縱向剪力超過(guò)限值導(dǎo)致界面出現(xiàn)突然剪切破壞。

圖1 灌漿連接件示意圖Fig.1 Sketch map of grouting connector

圖2 鋼肋板與灌漿料界面?zhèn)髁κ疽鈭DFig.2 Sketch map of interface force between steel rib plate and grouting material

圖3 混凝土橫向受力示意圖Fig.3 Sketch map of concrete transverse force

1.2 試件設(shè)計(jì)及制作

本文共設(shè)計(jì)制作2個(gè)縮尺試件，每個(gè)試件尺寸完全相同，尺寸布置如圖4所示。試件編號(hào)分別為JL-1，JL-2。鋼梁尺寸：鋼梁高250 mm，翼緣板寬250 mm；鋼板厚度均為12 mm。鋼肋板縱向通長(zhǎng)焊接在鋼梁上翼緣，高度為60 mm，在鋼肋板上開(kāi)有φ30@200 mm的圓孔，且表面銑有深度為2 mm的交叉花紋，鋼材為Q345b。

圖4 試件尺寸及測(cè)試系統(tǒng)布置Fig.4 Specimensdimensionsand test system layout

混凝土寬度為500 mm，板厚為150 mm。板底縱向通長(zhǎng)灌漿槽道尺寸為90 mm×120 mm?；炷涟屙敳吭O(shè)有間距1 m、尺寸100 mm×100 mm的灌漿槽孔，混凝土板采用強(qiáng)度等級(jí)C50，28 d抗壓強(qiáng)度為57.9 MPa。

鋼梁在工廠先進(jìn)行加工；混凝土板在試驗(yàn)室進(jìn)行預(yù)制，在灌漿通道模板上涂刷緩凝劑，待混凝土終凝后，對(duì)混凝土板上的灌漿通道進(jìn)行沖毛處理；混凝土板達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，將鋼梁與混凝土板疊合，對(duì)灌漿通道進(jìn)行密封后灌漿，形成組合梁。高性能纖維增強(qiáng)灌漿料28 d抗壓強(qiáng)度為101.5 MPa。

1.3 加載及測(cè)試

加載設(shè)備為1個(gè)1 000 kN的液壓伺服千斤頂，1個(gè)分配梁。分配梁加載點(diǎn)間距為0.8 m，即試件跨中純彎段為1.2 m，兩側(cè)剪跨區(qū)也為0.8 m。

靜力加載程序?yàn)椋?）首先按預(yù)估開(kāi)裂荷載的40%反復(fù)加載，進(jìn)行預(yù)載；2）以10 kN的荷載步長(zhǎng)加載至預(yù)估開(kāi)裂荷載的80%；3）將荷載步長(zhǎng)減小至5 kN，直至試件開(kāi)裂；4）開(kāi)裂后以10 kN的荷載步長(zhǎng)繼續(xù)加載尋找0.05 mm、0.1 mm、0.15 mm、0.2 mm 4個(gè)特征裂縫；5）裂縫寬度超過(guò)0.2 mm后采用位移加載（步長(zhǎng)2 mm），直至構(gòu)件破壞；6）緩慢卸載。

加載過(guò)程中，主要測(cè)試試件的撓度、鋼混界面滑移量、試件的縱向應(yīng)變等，傳感器布置如圖4所示。

2 靜力試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件的破壞形態(tài)

JL-1試件及JL-2試件破壞模式相同：在加載初期，試件撓度及應(yīng)變均線性增長(zhǎng)，偶有灌漿料與鋼梁摩擦的聲響；隨著加載力的增大，鋼梁下翼緣首先達(dá)到屈服，然后加載點(diǎn)處混凝土板下緣出現(xiàn)貫通裂縫，最后灌漿連接件伴隨著較大聲響突然破壞，承載力急劇下降，試件破壞；此時(shí)，試件跨中撓度為20 mm。試件破壞特征詳見(jiàn)表1。

表1 試件破壞特征表Table1 Failure characteristic of specimens

2.2 試件的荷載-撓度曲線

在試件跨中梁底布置兩個(gè)位移計(jì)測(cè)量加載過(guò)程中的撓度，每一級(jí)加載完成后，暫停進(jìn)行測(cè)量。兩試件的荷載-撓度曲線如圖5所示。

圖5 荷載撓度曲線Fig.5 Load-deflection curve

由圖5可見(jiàn)，兩個(gè)試驗(yàn)梁剛度基本相同，極限承載力也相近。鋼梁下翼緣屈服后，由于鋼材進(jìn)入強(qiáng)化階段，試件承載力繼續(xù)上升；但隨著組合梁中性軸上升至混凝土板中，混凝土板底出現(xiàn)拉應(yīng)力，并在超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度后出現(xiàn)裂縫?；炷灵_(kāi)裂后，試件剛度出現(xiàn)明顯下降，且鋼混界面的滑移量開(kāi)始快速增長(zhǎng)，最終連接件破壞，承載力急劇下降。

由試件的荷載撓度曲線可得出如下結(jié)論：1）2片組合梁均表現(xiàn)為受彎破壞形態(tài)，即鋼梁下翼緣受拉進(jìn)入屈服，跨中混凝土板壓碎破壞。連接件破壞時(shí)，組合梁撓跨比為L(zhǎng)/180，說(shuō)明組合梁的變形能力（延性）較好。2）連接件破壞發(fā)生時(shí)，鋼梁全截面受拉屈服，塑性發(fā)展充分，說(shuō)明灌漿連接件受力可靠。連接件在組合梁中的破壞也為脆性破壞。

2.3 試件截面應(yīng)變分布

在試件純彎段，沿試件截面豎向布置有應(yīng)變片，加載力為200 kN、400 kN、600 kN、800 kN時(shí)，試件的截面應(yīng)變分布如圖6所示。

圖6 JL-2試件截面應(yīng)變分布Fig.6 Section strain distribution of JL-2

由圖6可見(jiàn)，在加載初期，截面應(yīng)變基本符合平截面假定；隨著鋼梁底部屈服，中性軸逐漸上升，截面應(yīng)變分布不再滿足平截面假定。隨著荷載的增大，交界面上混凝土和鋼梁翼緣的應(yīng)變差值逐漸增大，當(dāng)加載力為800 kN（F/Fu=0.98）時(shí)，應(yīng)變差達(dá)到475με，截面應(yīng)變沿高度發(fā)生了明顯的微曲現(xiàn)象，表明交界面上滑移已產(chǎn)生，并隨著荷載的持續(xù)增加而增大。

2.4 滑移分布規(guī)律

組合梁的鋼梁與混凝土板界面存在著縱向剪力，連接件在抵抗縱向剪力時(shí)會(huì)產(chǎn)生變形，鋼梁與混凝土板發(fā)生相對(duì)滑移?；品植既鐖D7所示。

圖7 試件滑移分布圖Fig.7 Slip distribution of specimens

由圖7可見(jiàn)，在加載初期（100 kN），組合梁處于彈性階段，灌漿連接件各個(gè)界面緊密貼合，混凝土板與鋼梁相對(duì)滑移量很小，并且分布很平穩(wěn)，表明連接件承受的剪力分配較均勻。加載力達(dá)到200 kN后，界面滑移量開(kāi)始明顯增大，且滑移量沿梁縱向的分布出現(xiàn)明顯的不均勻性，即在剪跨區(qū)中間滑移量最大，剪跨區(qū)兩端滑移量最小。隨著加載力增大，滑移量增幅也加大，且不均勻分布越來(lái)越明顯，最終剪力件超過(guò)極限滑移量破壞。剪力件破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的最大滑移量為0.5 mm。

3 結(jié)語(yǔ)

本文提出一種新型灌漿連接件并將其應(yīng)用于裝配式組合梁中，通過(guò)2組靜力模型試驗(yàn)，研究了這種新型灌漿連接組合梁的靜力及疲勞受力性能，主要結(jié)論如下：

1）組合梁最終連接件破壞時(shí)，組合梁撓跨比為L(zhǎng)/180，組合梁表現(xiàn)出良好的延性；連接件破壞發(fā)生時(shí)，鋼梁全截面受拉屈服，塑性發(fā)展充分，灌漿連接件受力可靠。

2）灌漿連接組合梁的截面應(yīng)變分布除鄰近破壞階段（F/Fu＞0.98），沿截面高度的分布基本呈線性，說(shuō)明鋼混組合程度高。

3）在加載彈性階段，組合梁滑移量分配均勻且較小，說(shuō)明灌漿連接組合梁鋼混組合程度高。剪力件破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的最大滑移量達(dá)到0.5 mm，體現(xiàn)了灌漿連接件具有一定的延性。

4）本文通過(guò)縮尺模型試驗(yàn)驗(yàn)證了灌漿連接件組合梁的力學(xué)性能能滿足工程應(yīng)用，但對(duì)鋼肋板高度、鋼梁高度與橋面板厚度比值等影響組合梁截面受力性能的重要參數(shù)未做進(jìn)一步對(duì)比，為此，可考慮在下一步工作中研究上述參數(shù)對(duì)組合梁性能的影響，對(duì)灌漿連接組合梁做進(jìn)一步優(yōu)化。