蔡?hào)|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(xué) 公路學(xué)院,陜西 西安 710064; 3.西北農(nóng)林科技大學(xué) 水利與建筑工程學(xué)院,陜西 楊凌 712100)

節(jié)段預(yù)制拼裝法施工效率高,對(duì)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(yù)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(yīng)力通過直接接觸傳遞給相鄰的預(yù)制段;膠接縫是在干接縫技術(shù)基礎(chǔ)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(yīng)力集中,保證接縫面上力的傳遞,使結(jié)構(gòu)受力更合理,在國內(nèi)橋梁工程中應(yīng)用廣泛。20世紀(jì)50年代以來,國內(nèi)外許多研究者對(duì)預(yù)制節(jié)段混凝土橋梁接縫的抗剪性能進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[1]研究發(fā)現(xiàn),隨截面正應(yīng)力增加,干接縫和膠接縫的抗剪強(qiáng)度均增大,單鍵齒干接縫抗剪強(qiáng)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(xiàn)[2]進(jìn)行不同水密性的單鍵齒膠接縫抗剪試驗(yàn),結(jié)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(xiàn)[3]研究表明,美國各州公路與運(yùn)輸工作者協(xié)會(huì)(American Association of State Highway and Transportation Officials,AASHT)規(guī)范[4]和其他設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)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(xiàn)[5]研究了鐵路橋梁膠接縫的結(jié)構(gòu)形式、安全儲(chǔ)備、構(gòu)造的可能性與相關(guān)規(guī)范的符合程度;文獻(xiàn)[6]試驗(yàn)結(jié)果表明,膠接縫試件的抗剪強(qiáng)度高于干接縫試件的抗剪強(qiáng)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(duì)接縫的剛度和強(qiáng)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(yīng)力不均勻及節(jié)段拼裝誤差等影響,預(yù)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(duì)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(guān)鍵參數(shù),進(jìn)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(yàn)研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及試驗(yàn)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(yù)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(yàn)的可操作性,參考文獻(xiàn)[7]的接縫抗剪試驗(yàn)?zāi)Ｐ?確定采用Z型試件進(jìn)行膠接縫抗剪性能試驗(yàn),為使試件的其他部位不先于膠接縫面破壞,需要配置構(gòu)造鋼筋進(jìn)行加強(qiáng)。

試驗(yàn)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(gè)平行試件,對(duì)12個(gè)試件進(jìn)行剪切試驗(yàn)。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(hào)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(shí)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(shè)計(jì)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(shí)測圖片

1.2 材料力學(xué)性能及試件制作

參考膠接縫推出試驗(yàn)[8]的混凝土強(qiáng)度,試驗(yàn)采用C50混凝土制作抗剪試件,其組分配合比見表2所列?；炷脸煞职?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(shí)后靜置24 h,然后拆模并編號(hào)。試件拆模后立即放入標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室中養(yǎng)護(hù),彼此間隔1～2 cm。標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室溫度為20.2 ℃,相對(duì)濕度為98%。

混凝土標(biāo)準(zhǔn)塊的抗壓試驗(yàn)結(jié)果見表3所列。由表3可得,3 d平均強(qiáng)度為46.3 MPa,7 d平均強(qiáng)度為53.0 MPa,28 d平均強(qiáng)度為59.9 MPa。

表2 混凝土組分配合比

表3 立方體試塊試驗(yàn)結(jié)果

JGN-I(BX)懸拼膠是專為預(yù)制節(jié)段拼裝結(jié)構(gòu)橋梁黏結(jié)設(shè)計(jì)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(dāng)混凝土強(qiáng)度達(dá)到80%設(shè)計(jì)強(qiáng)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(nèi)進(jìn)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(jìn)行試驗(yàn)。環(huán)氧樹脂膠的力學(xué)性能指標(biāo)見表4所列。

表4 環(huán)氧樹脂膠的力學(xué)性能指標(biāo)

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(jié)合的方式。將制作好的鋼筋籠放入組裝好的模具內(nèi),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(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)。試驗(yàn)開始前,將陽齒部件和陰齒部件用環(huán)氧膠黏結(jié)成為一個(gè)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(jìn)行數(shù)字圖像相關(guān)(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(yàn)裝置

1.3.1 加載設(shè)備

采用2 000 kN液壓伺服試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行膠接縫剪力鍵的推出試驗(yàn),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(jì)(linear variable differential transformer,LVDT),用于追蹤剪力鍵試件在推出試驗(yàn)過程中的變形量。油缸加載端放置傳感器,并將壓力信號(hào)與位移計(jì)信號(hào)同步,以便獲取荷載-位移曲線。剪力鍵試件兩側(cè)設(shè)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(cè)向預(yù)壓力,防止試件在推出過程中發(fā)生側(cè)向滑移,試驗(yàn)時(shí)初始側(cè)向約束力設(shè)為3 kN。此外,上部剪力鍵試件與側(cè)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(cè)向摩擦阻力。

為了模擬預(yù)制節(jié)段式混凝土橋梁節(jié)段間的預(yù)應(yīng)力效應(yīng),在試件兩側(cè)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(qiáng)錨桿。在試件兩側(cè)放置鋼板來控制加載區(qū)域,將集中力轉(zhuǎn)化為均布水平正應(yīng)力,通過鋼板均勻傳遞至接縫接觸面,鋼板內(nèi)側(cè)放置聚氯乙烯塑料板,在塑料板一側(cè)涂抹潤滑油,有利于試件受壓破壞時(shí)下滑。針對(duì)各種類型的試件,可以通過更換不同尺寸的鋼板來調(diào)整所需施加水平荷載的面積。在側(cè)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(yàn)機(jī)自帶的控制系統(tǒng)采集,豎向相對(duì)滑移數(shù)據(jù)采用江蘇東華測試技術(shù)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(jì) 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(yàn)過程中,隨著荷載增大,試件會(huì)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(duì)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(tái)CMOS傳感器的GigE接口相機(jī),相機(jī)分辨率為4 112像素×3 008像素,相機(jī)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(duì)試件表面進(jìn)行照明。相機(jī)采集速率設(shè)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(jī)使用外部信號(hào)觸發(fā),保證各幀圖像與壓力信號(hào)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(jī)和計(jì)算機(jī)分析軟件。相機(jī)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(duì)試件表面進(jìn)行照明,改善照明效果。以4 幀/s的預(yù)定速率采集試件變形的圖像,并儲(chǔ)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(duì)應(yīng)的荷載-位移值,隨后使用VIC-3D軟件進(jìn)行后處理,得到試件表面的位移和應(yīng)變數(shù)據(jù)。

圖5 DIC裝置的詳細(xì)布置

1.3.3 試驗(yàn)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(shí)際工程中由于張拉體外預(yù)應(yīng)力束而產(chǎn)生的正應(yīng)力,在正式試驗(yàn)加載前先將水平荷載施加到目的荷載3 kN。為了試驗(yàn)正常進(jìn)行,在正式試驗(yàn)前對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行豎向預(yù)加載,預(yù)加荷載確定為20 kN,采用荷載控制的加載方式,加到目標(biāo)荷載后緩慢卸載。豎向加載控制分為2個(gè)階段,采用逐級(jí)位移步加載,第1階段加載速率為2 mm/min,每級(jí)位移施加后讀取相應(yīng)的荷載值,當(dāng)對(duì)應(yīng)的荷載值達(dá)到試件關(guān)鍵部位開裂荷載理論值的0.8倍左右時(shí),進(jìn)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(jí)位移歩加載后持續(xù)一定時(shí)間,數(shù)值穩(wěn)定后讀取應(yīng)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(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果、試驗(yàn)現(xiàn)象描述及分析

所有試件的極限荷載和豎向相對(duì)位移見表5所列。隨著剪切荷載增大,剪切面會(huì)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(dāng)豎向荷載達(dá)到試件的極限承載力140.17 kN時(shí),內(nèi)部微裂縫在高應(yīng)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(dá)到極限承載力后,相對(duì)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(yàn)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(shí)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(dāng)豎向荷載達(dá)到試件的極限承載力153.76 kN時(shí),內(nèi)部微裂縫在高應(yīng)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(dá)到極限承載力后,相對(duì)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(yàn)結(jié)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(yàn)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(nèi)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(shí)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(shí)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(jié)果分析

選取B-3-2進(jìn)行分析。從高速相機(jī)拍出的照片可知,試件B-3-2在極短的時(shí)間內(nèi)破壞。DIC測量結(jié)果表明,裂縫出現(xiàn)在試件B-3-2單鍵齒根部位置,當(dāng)荷載達(dá)到極限抗剪強(qiáng)度時(shí),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(qiáng)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(yīng)變?cè)茍D可以更準(zhǔn)確地得到其裂縫形成過程。試件B-3-2在不同應(yīng)力狀態(tài)下的應(yīng)變?cè)茍D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(kuò)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(yīng)力狀態(tài)下的應(yīng)變?cè)茍D

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(yīng)力-豎向位移曲線

結(jié)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(qiáng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)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(dá)到極限抗剪強(qiáng)度前,歸一化剪應(yīng)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(qiáng)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(shí)測極限抗剪強(qiáng)度與理論計(jì)算值對(duì)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(qiáng)度VJ計(jì)算公式為:

(1)

美國AASHTO 1989規(guī)范[9]給出的VJ計(jì)算公式為:

VJ=Ajoint(4.17+1.06σn)

(2)

文獻(xiàn)[10]建議的VJ計(jì)算公式為:

(3)

其中:σn為側(cè)向壓應(yīng)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(qiáng)度試驗(yàn)值VT與(1)～(3)式計(jì)算值VJ進(jìn)行對(duì)比分析,以進(jìn)一步驗(yàn)證上述計(jì)算方法的適用性。推出試驗(yàn)的抗剪極限強(qiáng)度計(jì)算值(VJ)和試驗(yàn)值(VT)對(duì)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(xiàn)[10],1.015～1.264。因不考慮膠接縫厚度因素, AASHTO 1989規(guī)范、文獻(xiàn)[10]公式預(yù)測1 mm膠接縫試件精度較高,但預(yù)測3 mm及以上試件時(shí)偏差稍大。其原因是,環(huán)氧膠固結(jié)硬化后抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)大于混凝土抗剪強(qiáng)度,而AASHTO 1989規(guī)范、文獻(xiàn)[10]計(jì)算方法不考慮環(huán)氧膠對(duì)試件抗剪強(qiáng)度的影響。

表6 推出試驗(yàn)抗剪極限強(qiáng)度計(jì)算值VJ與試驗(yàn)值VT對(duì)比

3 結(jié) 論

(1) 單鍵齒膠接縫試件抗剪強(qiáng)度是濕接縫試件抗剪強(qiáng)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(qiáng)度未出現(xiàn)衰減行為,試件的極限抗剪強(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(jié)硬化后抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)大于混凝土抗剪強(qiáng)度,而AASHTO 1989規(guī)范、文獻(xiàn)[10]計(jì)算方法不考慮環(huán)氧膠對(duì)試件抗剪強(qiáng)度的影響,AASHTO 1989規(guī)范、文獻(xiàn)[10]方法預(yù)測1 mm膠接縫試件精度較高,但預(yù)測3 mm及以上試件時(shí)偏差稍大。膠接縫厚度變化引起的接縫密實(shí)性問題不容忽略。