鄒 宇，徐 棟，宋冰泉，金永學(xué)

（1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2.寧波交通工程建設(shè)集團(tuán)有限公司，浙江寧波 315000）

近些年，預(yù)制節(jié)段橋梁在國內(nèi)外得到廣泛應(yīng)用，得益于其標(biāo)準(zhǔn)化和工廠化的快速制造以及質(zhì)量易控、結(jié)構(gòu)實(shí)用和使用性能優(yōu)良等特點(diǎn)［1］。接縫是預(yù)制節(jié)段結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，在結(jié)構(gòu)受力過程中承擔(dān)剪應(yīng)力的傳遞，但接縫處的普通鋼筋和混凝土均不連續(xù)，同樣也是結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)［2］。在直接剪力作用下，接縫會(huì)發(fā)生平行于接縫截面的直剪破壞［3］。因此，對(duì)預(yù)制節(jié)段橋梁接縫不同工況條件下力學(xué)性能和破壞模式的研究非常必要。

預(yù)制節(jié)段橋梁通常采用凹凸形混凝土齒鍵作為接縫的傳力構(gòu)造。截至目前，國內(nèi)外學(xué)者通過理論分析、數(shù)值模擬、試驗(yàn)已對(duì)混凝土齒鍵接縫的力學(xué)性能和承載能力進(jìn)行了大量的科學(xué)研究。Buyukozturk等［3］認(rèn)為，干接齒鍵接縫的抗剪強(qiáng)度和剛度會(huì)隨著預(yù)壓應(yīng)力的增大而提高。Rombach［4］的試驗(yàn)結(jié)果表明，膠接齒鍵接縫的抗剪強(qiáng)度比干接縫大20%。Turmo等［5］、Jiang等［2］的試驗(yàn)結(jié)果顯示，鋼纖維混凝土可以提高齒鍵接縫的延性。Smittakorn等［6］的試驗(yàn)結(jié)果顯示，鋼纖維能提高齒鍵接縫的抗剪能力。Gopal等［7］的研究表明，超高性能纖維混凝土齒鍵接縫的抗剪承載能力隨齒鍵數(shù)量的增加而明顯增加。Kim等［8］對(duì)超高性能混凝土預(yù)制節(jié)段接縫的直剪試驗(yàn)結(jié)果表明，隨著齒鍵數(shù)量的增加破壞荷載也逐漸上升。Sangkhon等［9］對(duì)齒鍵的幾何構(gòu)造型式進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到半圓形齒鍵和三角形齒鍵的抗剪承載能力明顯好于梯形齒鍵的結(jié)論，但是半圓形齒鍵和三角形齒鍵更容易出現(xiàn)脆性破壞。

為適應(yīng)預(yù)制節(jié)段橋梁的標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)、快速化施工，針對(duì)接縫設(shè)計(jì)了方形錨頭鋼榫鍵，采用接縫直剪試驗(yàn)和非線性有限元技術(shù)，對(duì)鋼榫鍵接縫在不同工況下的力學(xué)性能和破壞模式開展試驗(yàn)?zāi)M和數(shù)值計(jì)算?；谑┕るA段鋼榫鍵短期受荷特點(diǎn)建立非線性有限元模型，基于成橋階段鋼榫鍵接縫的受力特征開展直剪試驗(yàn)。最后，利用剪切實(shí)用公式獲得鋼榫鍵發(fā)生直剪破壞時(shí)的抗力。

1 鋼榫鍵構(gòu)造及受力特性

鋼榫鍵（見圖1）由凸鍵和凹鍵組成，均采用Q235鋼材。凸鍵跨縫齒長為40 mm、直徑為40 mm；凹鍵承插槽直徑為40.2 mm，承插槽深為40.2 mm；凹鍵和凸鍵均采用邊長為60 mm的方形錨頭，錨頭長為90 mm；凹凸鍵錨頭中部采用突變截面以提高鋼榫鍵與混凝土結(jié)構(gòu)本體的機(jī)械咬合。依據(jù)跨縫齒直徑對(duì)鋼榫鍵進(jìn)行命名，后續(xù)簡稱該鋼榫鍵為直徑40 mm的鋼榫鍵。鋼榫鍵幾何尺寸如圖2所示。

圖1 鋼榫鍵示意圖Fig.1 Schematic diagram of steel key

圖2 鋼榫鍵構(gòu)造型式（單位：mm）Fig.2 Structural form of steel key（unit：mm）

成橋后由于縱向預(yù)應(yīng)力筋的張拉使接縫間存在預(yù)壓力，接縫間傳力是依靠鋼榫鍵凸鍵與凹鍵之間的相互作用和接縫之間由于預(yù)壓力使接縫產(chǎn)生的摩擦力。然而，在施工拼裝階段縱向預(yù)應(yīng)力筋尚未張拉，接縫間的傳力僅僅依靠凸鍵和凹鍵的機(jī)械咬合作用。因此，鋼榫鍵接縫從節(jié)段拼裝到成橋運(yùn)營，接縫局部抗力貢獻(xiàn)將發(fā)生轉(zhuǎn)變，主要區(qū)別在于縱向預(yù)應(yīng)力筋的張拉與否，并且預(yù)壓力使接縫的力學(xué)行為在施工階段和成橋階段存在明顯差異。

鋼榫鍵接縫是由鋼與混凝土2種完全不同屬性的材料組合而成，材料特性、材料強(qiáng)度、破壞模式明顯不同。由材料決定的鋼榫鍵接縫極限破壞與結(jié)構(gòu)非線性極限承載力將決定接縫的不同抗力取值。因此，為便于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)取值以及確保鋼榫鍵接縫在施工階段和成橋階段的正常工作，有必要研究鋼榫鍵接縫在不同工況下的力學(xué)行為。

2 鋼榫鍵接縫短期受荷承載能力分析

2.1 鋼榫鍵接縫短期荷載受力狀態(tài)

預(yù)制節(jié)段結(jié)構(gòu)常用的施工方法包括預(yù)制節(jié)段掛籃懸臂拼裝施工、上行式桁架預(yù)制節(jié)段懸臂拼裝施工、預(yù)制節(jié)段梁地面拼裝整孔架設(shè)施工等。以預(yù)制節(jié)段掛籃懸臂拼裝施工為例，說明預(yù)制節(jié)段結(jié)構(gòu)在施工過程中鋼榫鍵受力狀態(tài)的變化情況以及相對(duì)應(yīng)的力學(xué)行為。

根據(jù)懸臂施工過程，鋼榫鍵接縫在施工過程中將經(jīng)歷3種狀態(tài)：狀態(tài)1，位置確定節(jié)段與待拼節(jié)段鋼榫鍵初步對(duì)接，如圖3a所示；狀態(tài)2，位置確定節(jié)段與待拼節(jié)段鋼榫鍵半對(duì)接，如圖3b所示；狀態(tài)3，位置確定節(jié)段與待拼節(jié)段鋼榫鍵全對(duì)接，如圖3c所示?？紤]到鋼榫鍵凹鍵承插槽和凸鍵跨縫齒均為圓形截面，在拼裝過程中凹鍵承插槽和凸鍵跨縫齒的接觸點(diǎn)存在隨機(jī)性，為便于計(jì)算選擇跨縫齒的上緣作為受荷區(qū)域。前述3種狀態(tài)條件下鋼榫鍵力學(xué)簡化如圖3d所示。圖3中，F(xiàn)表示施工臨時(shí)荷載。

圖3 鋼榫鍵施工過程受力狀態(tài)Fig.3 Loading state of steel key during construction process

2.2 模型設(shè)計(jì)

采用實(shí)體有限元分析軟件進(jìn)行非線性計(jì)算。計(jì)算模型中混凝土構(gòu)件厚度設(shè)置為200 mm，高度取450 mm，長度取250 mm，混凝土采用C50普通混凝土，鋼榫鍵采用如圖2所示構(gòu)造，模型幾何尺寸如圖4所示。

圖4 施工階段鋼榫鍵接縫模型幾何尺寸（單位：mm）Fig.4 Geometric dimensions of steel keyed joint model during construction process（unit：mm）

在有限元建模過程中，鋼榫鍵與混凝土構(gòu)件通過建立綁定約束以確定兩者之間的接觸關(guān)系。為確保計(jì)算的準(zhǔn)確性兼顧計(jì)算的時(shí)間成本，網(wǎng)格劃分時(shí)對(duì)鋼榫鍵及附近混凝土的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行細(xì)化處理。模型中鋼榫鍵及混凝土均采用收斂性較好的六面體八節(jié)點(diǎn)線性減縮積分實(shí)體單元（C3D8R）來模擬，共12 852個(gè)單元。結(jié)合實(shí)際施工過程中的結(jié)構(gòu)受力情況，模型一側(cè)采用固端約束，約束固端面上所有單元的平動(dòng)位移與轉(zhuǎn)動(dòng)位移。模型中采用位移加載，如圖3d所示，3種受力狀態(tài)中最不利的狀態(tài)1作為模型加載位置，對(duì)凸鍵跨縫齒懸臂端施加負(fù)Y方向位移5 mm，坐標(biāo)系如圖5所示。有限元分析中考慮幾何非線性和材料非線性，其中材料非線性采用Abaqus軟件提供的塑性損傷模型［10］，本構(gòu)關(guān)系依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［11］，有限元模型如圖5所示。

2.3 非線性全過程分析

根據(jù)構(gòu)件的受力特征，鋼榫鍵跨縫齒懸臂受拉，鋼榫鍵凸鍵錨頭與其下緣混凝土相互接觸受壓。在整個(gè)加載過程中，鋼榫鍵的破壞由鋼榫鍵凸鍵跨縫齒X方向應(yīng)力所決定，混凝土的破壞由混凝土Y方向應(yīng)力所決定，應(yīng)力方向如圖5所示。因此，加載過程中鋼榫鍵和混凝土的力學(xué)性能，分別用鋼榫鍵X方向應(yīng)力和混凝土Y方向應(yīng)力表示。

有限元計(jì)算結(jié)果用荷載-位移曲線表示，如圖6所示。OA段為彈性段，當(dāng)加載力為59 974.5 N時(shí)，加載點(diǎn)處于應(yīng)力集中狀態(tài)，局部出現(xiàn)屈服，并在AB段出現(xiàn)短暫屈服平臺(tái)。此時(shí)，鋼榫鍵附近混凝土未出現(xiàn)拉、壓屈服，混凝土最大壓應(yīng)力為22.090 MPa，最大拉應(yīng)力為1.268 MPa。加載至荷載-位移曲線C點(diǎn)處時(shí)，加載力為85 128.4 N，鋼榫鍵下緣局部混凝土由于應(yīng)力集中首次出現(xiàn)受壓屈服。

加載至荷載-位移曲線D點(diǎn)處時(shí)，加載力為92 007.6 N，鋼榫鍵上緣根部的應(yīng)力首次大于Q235標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度值并出現(xiàn)屈服，但加載力還可以繼續(xù)增大。此時(shí)，跨縫齒應(yīng)力已超過材料屈服值而進(jìn)入屈服階段，跨縫齒沿Y方向發(fā)生小于1 mm的豎向位移，隨著荷載的繼續(xù)增加跨縫齒發(fā)生非彈性位移。跨縫齒非彈性位移的出現(xiàn)導(dǎo)致凸鍵跨縫齒與凹鍵承插槽之間產(chǎn)生錯(cuò)位，影響接縫的匹配拼裝，尤其是在多齒鍵接縫中。為避免跨縫齒在臨時(shí)受荷時(shí)非彈性位移的出現(xiàn)，將跨縫齒受拉屈服時(shí)的荷載作為短期受荷狀態(tài)下的控制荷載，將跨縫齒受拉屈服作為短期受荷狀態(tài)下的彈性極限破壞模式，即鋼榫鍵根部彈性受拉破壞，對(duì)應(yīng)的最大承載力為92 007.6 N。鋼榫鍵跨縫齒受拉屈服有限元云圖如圖7所示。將鋼榫鍵跨縫齒受拉屈服時(shí)的荷載作為短期受荷狀態(tài)下的極限承載力，該承載力用于指導(dǎo)、控制施工過程中可能存在的臨時(shí)荷載。

圖7 鋼榫鍵屈服應(yīng)力云圖Fig.7 Stress nephogram of yield stress for steel key

隨著加載繼續(xù)，鋼榫鍵下緣混凝土受壓屈服面積逐步擴(kuò)大，加載至荷載-位移曲線E點(diǎn)處時(shí)，達(dá)到鋼榫鍵接縫極限承載能力，最大加載力為97 226.5 N，由于混凝土呈脆性，因此隨后加載力突然降低。極限承載能力出現(xiàn)時(shí)，鋼榫鍵下緣大部分混凝土壓應(yīng)力已超出混凝土抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，因而出現(xiàn)壓潰而喪失承載能力，此時(shí)鋼榫鍵根部最大拉應(yīng)力為249.000 MPa。將該狀態(tài)作為鋼榫鍵接縫在短期受荷狀態(tài)下的非線性破壞模式，即鋼榫鍵根部受拉屈服，鋼榫鍵下緣混凝土大部分受壓屈服，對(duì)應(yīng)的非線性極限承載力為97 226.5 N。非線性極限狀態(tài)條件下混凝土和鋼榫鍵應(yīng)力云圖如圖8所示。

圖8 極限承載能力階段混凝土和鋼榫鍵應(yīng)力云圖Fig.8 Stress nephogram of concrete and steel key at ultimate bearing capacity stage

依據(jù)上述對(duì)鋼榫鍵接縫在短期受荷狀態(tài)下最不利荷載的分析，鋼榫鍵接縫在施工階段存在2種破壞模式，分別用變形（正常使用極限狀態(tài)）和承載能力（承載能力極限狀態(tài)）控制。第一種破壞是由于臨時(shí)荷載作用下凸鍵跨縫齒產(chǎn)生非彈性彎曲變形而導(dǎo)致拼裝困難，為便于計(jì)算可由鋼榫鍵抗拉屈服強(qiáng)度進(jìn)行控制設(shè)計(jì)；第二種破壞是鋼榫鍵接縫非線性極限強(qiáng)度。在本算例中，第一種破壞對(duì)應(yīng)荷載為92 007.6 N，第二種破壞對(duì)應(yīng)荷載為97 226.5 N。

針對(duì)鋼榫鍵接縫在短期受荷狀態(tài)下的荷載控制應(yīng)以第一種破壞模式和承載能力對(duì)設(shè)計(jì)和施工進(jìn)行指導(dǎo)，即鋼榫鍵接縫在短期受荷狀態(tài)下以鋼榫鍵出現(xiàn)非彈性變形來控制設(shè)計(jì)荷載。

3 鋼榫鍵接縫直剪承載能力分析

3.1 鋼榫鍵接縫直剪極限承載能力分析

成橋后鋼榫鍵處于直剪受力狀態(tài)，假設(shè)接縫的破壞是由凸鍵的跨縫齒根部發(fā)生直剪破壞所致，則接縫的極限承載力可以按剪切實(shí)用公式F=τA計(jì)算得到?！豆蜂摻Y(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》［12］中Q235鋼材的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值［τ］為100 MPa，鋼榫鍵跨縫齒截面積A為1 256 mm2，由此計(jì)算得到成橋狀態(tài)下由鋼榫鍵自身材料抗剪強(qiáng)度所決定的接縫最大承載力125 600 N。因此，鋼榫鍵材料和跨縫齒直徑均是影響鋼榫鍵接縫承載能力的關(guān)鍵因素。

3.2 鋼榫鍵接縫直剪試驗(yàn)

3.2.1 試件設(shè)計(jì)

預(yù)制節(jié)段結(jié)構(gòu)接縫直剪力學(xué)行為及承載力通過“Z”型接縫推出試驗(yàn)獲得［3，5］。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膸缀螛?gòu)造如圖9所示，鋼榫鍵的尺寸如圖2所示。加載過程中，為避免非研究對(duì)象的破壞，相應(yīng)位置設(shè)置構(gòu)造鋼筋以增強(qiáng)構(gòu)件的剛度，構(gòu)造鋼筋采用直徑為16 mm的HRB400鋼筋；加載位置處設(shè)置預(yù)埋鋼板以減小應(yīng)力集中對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，預(yù)埋鋼板采用200 mm×100 mm×25 mm的Q235鋼板。

圖9 鋼榫鍵接縫直剪模型幾何尺寸（單位：mm）Fig.9 Geometric dimensions of direct shear model for steel keyed joint（unit：mm）

本次試驗(yàn)一共設(shè)計(jì)2個(gè)干接縫試件，DS1試件為平面干接縫，DS2試件為鋼榫鍵干接縫，試件詳情如表1所示。

表1 試件參數(shù)Tab.1 Specimen parameters

3.2.2 混凝土材料特性及試件制作

試件均采用C50普通混凝土?；炷敛牧喜捎煤Ｂ?2.5P.Ⅱ規(guī)格水泥、新開元5～20 mm規(guī)格粗骨料、南陵中砂細(xì)骨料、西盟司DSZ-1-Z外加劑、太倉杰捷F類Ⅰ級(jí)粉煤灰、家田S95礦粉、自來水?；炷翉?qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)委托上海同濟(jì)檢測(cè)技術(shù)有限公司進(jìn)行。立方體實(shí)測(cè)值如表2所示，強(qiáng)度代表值為64.8 MPa。

表2 混凝土實(shí)測(cè)強(qiáng)度Tab.2 Measured strength of concrete

澆筑混凝土前將凹鍵和凸鍵匹配安置在接縫兩側(cè)設(shè)計(jì)位置，隨后對(duì)試件混凝土進(jìn)行匹配澆筑。試件模型如圖10所示。

3.2.3 加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

考慮到成橋狀態(tài)接縫位置存在預(yù)壓力，為避免體內(nèi)筋對(duì)鋼榫鍵接縫承載能力的干擾，模型設(shè)計(jì)時(shí)通過設(shè)置水平體外鋼筋、水平力加載板及水平放置千斤頂實(shí)現(xiàn)接縫之間的預(yù)壓力，體外鋼筋采用直徑為28 mm的精軋螺紋鋼筋，預(yù)壓鋼板采用450 mm×300 mm×40 mm的Q235鋼板。試件加載方案如圖11所示。

圖11 直剪試驗(yàn)加載方案Fig.11 Loading scheme of direct shear experiment

試件豎向力加載前，通過千斤頂、體外筋、水平力加載板施加接縫間的預(yù)壓力，預(yù)壓力的大小通過壓力傳感器的動(dòng)態(tài)讀數(shù)獲得。本試驗(yàn)為機(jī)理試驗(yàn)，為減小千斤頂最大量程的需求，接縫間預(yù)壓力設(shè)計(jì)值為1 MPa，即水平力為90 kN。試件加載過程中力學(xué)簡化圖如圖12所示。

圖12 直剪試驗(yàn)力學(xué)簡化圖Fig.12 Simplified mechanical diagram of direct shear experiment

對(duì)于試件豎向力加載，采用500 t電液伺服長柱試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單向靜力位移加載，試驗(yàn)加載如圖13所示。數(shù)據(jù)采集主要利用壓力傳感器（YLR-3）和位移傳感器（YDH-50、YDH-100）分別對(duì)水平預(yù)壓力和試件相對(duì)位移進(jìn)行動(dòng)態(tài)采集。位移計(jì)布置如圖14所示。

圖13 直剪試驗(yàn)加載圖Fig.13 Loading diagram of direct shear experiment

圖14 位移計(jì)布置圖Fig.14 Layout of displacement meter

3.2.4 DS1試件力學(xué)性能

采用位移控制進(jìn)行不間斷加載，接縫發(fā)生滑動(dòng)后停止加載。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果繪制的DS1試件荷載-位移曲線如圖15所示。最大試驗(yàn)加載力Fmax=56.7 kN，計(jì)算得到接縫靜摩擦系數(shù)為0.63。

圖15 DS1試件荷載-位移曲線Fig.15 Load-displacement curve of DS1 specimen

3.2.5 DS2試件力學(xué)性能

通過試驗(yàn)加載及數(shù)據(jù)整理，獲得的DS2試件荷載-位移曲線，如圖16所示。加載初期試件未發(fā)生相對(duì)位移，試件剛度大，豎向加載力增加迅速，荷載-位移曲線OA段呈剛性發(fā)展。當(dāng)加載力為43.1 kN時(shí)，發(fā)生豎向相對(duì)位移。隨后荷載-位移曲線幾乎呈線彈性發(fā)展，當(dāng)加載力為271.2 kN，相對(duì)位移為1.37 mm時(shí)，凸鍵同時(shí)出現(xiàn)2條初始裂縫，一條裂縫方向接近水平，另一條裂縫方向接近45°。裂縫一出現(xiàn)，試件剛度突降，加載力瞬時(shí)降低，如荷載-位移曲線BC段。裂縫出現(xiàn)后立即對(duì)試件相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，獲得水平裂縫最大寬度為0.32 mm，斜裂縫最大寬度為0.21 mm。水平裂縫和斜裂縫在腹板厚度方向均呈現(xiàn)為通透裂縫，如圖17所示。

圖16 DS2試件荷載-位移曲線Fig.16 Load-displacement curve of DS2 specimen

圖17 凸鍵首次開裂Fig.17 Initial crack of convex key

作動(dòng)器位移穩(wěn)定10 min后再次對(duì)試件進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，此時(shí)水平裂縫增寬至0.42 mm，斜裂縫增寬至0.29 mm。同時(shí)，加載力緩慢下降至224.3 kN，凹凸鍵相對(duì)位移增加至1.47 mm。

繼續(xù)進(jìn)行位移加載，加載力為249.2 kN，凹鍵和凸鍵豎向相對(duì)位移增加至1.63 mm。試件中沒有新的裂縫出現(xiàn)，斜裂縫逐漸延伸，但未穿過接縫面，而是逐漸往加載點(diǎn)方向發(fā)展，水平裂縫逐漸發(fā)展并與斜裂縫共同形成一條接近45°的主裂縫，同時(shí)裂縫寬度繼續(xù)增大。裂縫發(fā)展如圖18所示。

圖18 凸鍵裂縫發(fā)展Fig.18 Crack propagation of convex key

從前述可以看出，當(dāng)加載力突然降低后試件很快實(shí)現(xiàn)內(nèi)力重分布，達(dá)到新的受力平衡。隨后荷載-位移曲線進(jìn)入強(qiáng)化段（CD段），最大加載力為314.1 kN。隨著豎向位移繼續(xù)加載，凸鍵逐漸沿主裂縫形成分離體。試件豎向相對(duì)位移和水平相對(duì)位移不斷增大，致使水平預(yù)壓力也隨之增大。反觀豎向加載力較為穩(wěn)定，荷載-位移曲線呈水平段發(fā)展，如荷載-位移曲線DE段?？紤]到凸鍵所在試件沿裂縫出現(xiàn)分離體，以及對(duì)加載設(shè)備、加載裝置、采集儀器的保護(hù)，當(dāng)水平預(yù)壓力增加至近200 kN時(shí)停止加載。此時(shí)，豎向加載力為312.9 kN，豎向相對(duì)位移為7.02 mm。

在整個(gè)加載過程中，試件首次出現(xiàn)裂縫時(shí)加載力突然降低，出現(xiàn)裂縫的同時(shí)水平預(yù)壓力突然增大；隨后試件快速地進(jìn)行內(nèi)力重分布，達(dá)到新的力學(xué)平衡，試件仍能夠繼續(xù)承載，曲線進(jìn)入強(qiáng)化段；隨著豎向力繼續(xù)加載，凸鍵裂縫逐漸形成一條主裂縫，并且試件沿著凸鍵主裂縫逐漸形成分離體。在水平預(yù)壓力的作用下，豎向加載力趨于穩(wěn)定，荷載-位移曲線出現(xiàn)水平段，試件仍能承受較大的相對(duì)位移，試件在破壞后呈現(xiàn)較強(qiáng)的延性。

加載結(jié)束后，拆除水平預(yù)壓力加載裝置，發(fā)現(xiàn)凸鍵沿主裂縫形成了上下完全脫離的2個(gè)分離體，而凹鍵所在試件混凝土未出現(xiàn)裂縫和損壞。同時(shí)，觀察到凹鍵和凸鍵自身未出現(xiàn)任何形變。試件破壞形式如圖19所示。

圖19 DS2試件破壞模式Fig.19 Failure mode of DS2 specimen

3.2.6 鋼榫鍵接縫抗力計(jì)算

依據(jù)DS2試件的荷載-位移曲線，試件開裂時(shí)最大加載力為271.2 kN。同時(shí)，讀取水平壓力傳感器數(shù)據(jù)，獲得鋼榫鍵接縫開裂時(shí)的水平預(yù)壓力為90 kN。依據(jù)DS1試件獲得的摩擦系數(shù)，計(jì)算得到摩擦面提供的抗力為56.7 kN，DS2鋼榫鍵接縫的抗力凈值為214.5 kN。因此，依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果及有限元計(jì)算，獲得的各工況下鋼榫鍵接縫最大承載力如表3所示。

表3 各工況下鋼榫鍵接縫最大承載力Tab.3 Maximum bearing capacity of steel keyed joint under various working conditions

4 結(jié)論

（1）獲得了鋼榫鍵接縫分別在施工階段和成橋階段不同控制條件下的極限承載能力。

（2）施工階段應(yīng)由鋼榫鍵跨縫齒的變形對(duì)臨時(shí)荷載進(jìn)行控制設(shè)計(jì)，成橋階段應(yīng)由鋼榫鍵材料剪切強(qiáng)度對(duì)接縫直剪強(qiáng)度進(jìn)行控制設(shè)計(jì)。鋼榫鍵接縫直剪抗力可按剪切實(shí)用公式計(jì)算，鋼榫鍵材料和跨縫齒直徑均是影響鋼榫鍵接縫承載力的關(guān)鍵因素。

（3）建議用施工狀態(tài)下鋼榫鍵非彈性變形的控制荷載作為接縫抗力設(shè)計(jì)的基準(zhǔn)值，成橋狀態(tài)條件下鋼榫鍵直剪破壞荷載作為安全儲(chǔ)備。

（4）鋼榫鍵接縫在側(cè)限力的作用下依靠鋼材和混凝土的接觸受壓來傳遞接縫間的剪力，接縫具有較高的抗剪承載力和良好的延性。當(dāng)荷載-位移曲線進(jìn)入水平段后，仍能承受較大的相對(duì)變形，并且保持承載力不降低。

（5）直剪試驗(yàn)加載過程中，由于杠桿效應(yīng)凸鍵出現(xiàn)通透斜裂縫，并且試件沿斜裂縫出現(xiàn)脫離體，而凹鍵在整個(gè)加載過程中未出現(xiàn)開裂和損壞。

作者貢獻(xiàn)說明：

鄒 宇：完成數(shù)據(jù)分析，論文初稿的撰寫。

徐 棟：指導(dǎo)試驗(yàn)設(shè)計(jì)、數(shù)據(jù)分析、論文撰寫與修改。

宋冰泉：論文審閱及定稿。

金永學(xué)：試驗(yàn)設(shè)計(jì)和試驗(yàn)結(jié)果分析。