李宇伶方 曹皓

摘要 回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫適宜橋梁工業(yè)化建造，為簡(jiǎn)化現(xiàn)澆濕接縫工作，提出一種帶底托板的回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫。文章通過精細(xì)化有限元軟件，從抗彎剪與抗彎曲兩方面對(duì)其承載能力及受力情況進(jìn)行分析，并與傳統(tǒng)無(wú)底托板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明：帶底托板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫受力性能與傳統(tǒng)濕接縫相比，抗彎剪及抗彎曲性能基本保持不變，受力情況基本一致；濕接縫有效工作長(zhǎng)度及受力性能與新舊混凝土豎向黏接長(zhǎng)度有關(guān)，帶托板濕接縫的破壞荷載略小于無(wú)托板濕接縫。

關(guān)鍵詞 回轉(zhuǎn)式鋼筋；帶底托板接縫；有限元模擬；接縫受力性能；承載能力

中圖分類號(hào) U445.471文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼 A文章編號(hào) 2096-8949（2024）10-0129-03

0 引言

回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫是通過接縫兩側(cè)預(yù)制梁板內(nèi)預(yù)留的環(huán)形鋼筋交替安放，而形成的回轉(zhuǎn)式鋼筋結(jié)構(gòu)。這種接縫方式可以避免接縫鋼筋的現(xiàn)場(chǎng)焊連，在預(yù)制完成后只需在現(xiàn)場(chǎng)快速安放后澆筑混凝土即可完成，其施工效率高，現(xiàn)場(chǎng)操作便利，具有廣泛的應(yīng)用前景。

國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫的研究較為豐富，如通過試驗(yàn)研究和數(shù)值分析方法，對(duì)預(yù)制混凝土橋面板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫的受彎性能進(jìn)行了研究，提出了回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫承受彎矩荷載作用的抗彎承載力計(jì)算模型[1]；研究了配置環(huán)形鋼筋的梁橋濕接縫承載力計(jì)算方法，提出今后仍應(yīng)從破壞模式及受力機(jī)理出發(fā)，推導(dǎo)出更適用于環(huán)形鋼筋濕接縫承載力的計(jì)算方法[2]；通過數(shù)值分析方法，對(duì)預(yù)制混凝土橋面板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫的受拉性能進(jìn)行了參數(shù)化研究，研究發(fā)現(xiàn)接縫受拉承載力隨回轉(zhuǎn)式鋼筋間距增加而降低，隨重合長(zhǎng)度及混凝土強(qiáng)度增加而提高[3]。也有學(xué)者對(duì)帶底托板的回轉(zhuǎn)式鋼筋疲勞性能進(jìn)行了研究，如利用試驗(yàn)方法對(duì)濕接縫的疲勞性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)疲勞加載過程中構(gòu)件的剛度基本未發(fā)生變化，且未產(chǎn)生明顯裂縫，與對(duì)照組相比剛度基本相同[4]。

通過調(diào)研發(fā)現(xiàn)，目前對(duì)回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫的研究較多，對(duì)帶底托板的接縫研究較少。因此，需對(duì)帶底托板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫的承載能力進(jìn)行分析，并與傳統(tǒng)無(wú)底托板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫進(jìn)行了對(duì)比，為相關(guān)工程提供理論指導(dǎo)。

1 工程概況

基于現(xiàn)有無(wú)托板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫尺寸，擬定試件厚度為220 mm，環(huán)形鋼筋重合長(zhǎng)度為140 mm，橫向鋼筋分布間距為150 mm，接縫寬度為210 mm，兩側(cè)預(yù)制板長(zhǎng)度為900 mm。整個(gè)試件尺寸為2 010 mm×720 mm×220 mm，如圖1所示：

2 有限元模型建立

建立帶底托板與無(wú)底托板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫模型，其中混凝土采用C50混凝土，鋼筋為直徑為22 mm的HRB400級(jí)鋼筋。各部件連接均采用Tie連接，模型約束形式為簡(jiǎn)支約束，荷載以位移形式進(jìn)行施加，均向下位移15 mm。以帶底托板模型為例，彎剪模型和彎曲模型分別如圖2（a）和（b）所示。

3 回轉(zhuǎn)式鋼筋彎剪模擬

3.1 帶托板濕接縫彎剪模擬

帶托板濕接縫的彎剪有限元模擬結(jié)果顯示：混凝土最先達(dá)到極限強(qiáng)度的位置在豎向接縫處，此時(shí)混凝土試件上部受拉，下部受壓，豎向接縫處的局部最大應(yīng)力達(dá)到2.678 MPa；隨著加載的持續(xù)，混凝土帶底托板處的混凝土也發(fā)生破壞，鋼筋應(yīng)力持續(xù)增加，最終整個(gè)試件混凝土破壞、鋼筋屈服。

通過混凝土損傷模擬裂縫發(fā)展，如圖3所示，從圖中可以看出：豎向接縫處最先出現(xiàn)裂縫，之后托板處接縫出現(xiàn)裂縫，隨后預(yù)制板內(nèi)也開始出現(xiàn)豎向裂縫；隨著荷載的施加，再之后裂縫開始出現(xiàn)橫向發(fā)展，同時(shí)豎向裂縫數(shù)量增多，最終混凝土完全破壞；裂縫表現(xiàn)為豎向主裂縫逐漸朝橫向發(fā)展，細(xì)小裂縫的豎向分布較多。

3.2 無(wú)托板濕接縫彎剪模擬

無(wú)托板濕接縫的彎剪有限元模擬結(jié)果顯示：混凝土最先達(dá)到極限強(qiáng)度的位置在整個(gè)下部受拉區(qū)，試件底部的局部最大應(yīng)力達(dá)到2.674 MPa；隨著持續(xù)加載，靠近施加力一側(cè)的接縫處應(yīng)力逐漸斜向上發(fā)展，后續(xù)接縫的另一側(cè)應(yīng)力分布也出現(xiàn)同樣變化，鋼筋應(yīng)力持續(xù)增長(zhǎng)。

通過混凝土損傷模擬裂縫發(fā)展，其結(jié)果表明：靠近受力點(diǎn)處的豎向接縫最先出現(xiàn)裂縫，之后預(yù)制板內(nèi)同步出現(xiàn)裂縫，隨后另一側(cè)豎向接縫開始出現(xiàn)裂縫；隨著荷載的施加，裂縫開始出現(xiàn)橫向發(fā)展，同時(shí)豎向裂縫數(shù)量增多，且預(yù)制板內(nèi)出現(xiàn)斜向裂縫并逐漸發(fā)展，最終混凝土完全破壞；裂縫表現(xiàn)為豎向主裂縫逐漸朝橫向發(fā)展，斜向裂縫逐漸發(fā)展，細(xì)小裂縫的豎向分布較多。

3.3 帶托板與無(wú)托板的彎剪受力對(duì)比

將帶托板濕接縫彎剪荷載位移曲線與無(wú)托板濕接縫彎剪荷載位移曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖4所示。從圖中可以看出，帶托板與無(wú)托板的濕接縫試件抗彎剪能力基本相同；荷載位移曲線表現(xiàn)出彈性階段及應(yīng)力重分配階段基本重合的形態(tài)，其最終混凝土完全破壞；鋼筋屈服時(shí)其位移均處在11 mm附近，基本一致。從中可以推斷出，其帶托板的濕接縫對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響并不大，幾乎可以忽略。而圖中帶托板與無(wú)托板表現(xiàn)出的最大荷載差距，為帶托板濕接縫的接縫處有一段新老混凝土未連接，其工作長(zhǎng)度為新老混凝土的連接厚度，小于無(wú)托板的濕接縫試件。

4 回轉(zhuǎn)式鋼筋純彎模擬

4.1 帶托板濕接縫純彎模擬

帶托板濕接縫純彎有限元模擬結(jié)果表明：混凝土最先達(dá)到極限強(qiáng)度處為豎向接縫處，局部最大應(yīng)力達(dá)到2.46 MPa；持續(xù)加載，接縫處的破壞逐漸向上發(fā)展，其后帶托板預(yù)制構(gòu)件底部混凝土出現(xiàn)受拉破壞；隨后托板處混凝土開始發(fā)生破壞，鋼筋應(yīng)力不斷增大，最終托板處新老混凝土接觸面破壞開裂，此時(shí)局部最大應(yīng)力可達(dá)2.9 MPa，大于C50混凝土受拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

通過混凝土損傷模擬裂縫發(fā)展，如圖5所示。從圖中可以看出：豎向接縫處最先出現(xiàn)裂縫，之后預(yù)制板開始出現(xiàn)豎向裂縫，托板處接縫也開始出現(xiàn)裂縫，并從倒角處逐漸朝濕接縫內(nèi)部斜向發(fā)展，后轉(zhuǎn)為豎向裂縫；隨著荷載的施加，裂縫開始出現(xiàn)橫向發(fā)展，同時(shí)豎向裂縫數(shù)量增多，最終混凝土完全破壞；裂縫表現(xiàn)為豎向主裂縫逐漸橫向發(fā)展，細(xì)小裂縫的豎向分布較多。

4.2 無(wú)托板濕接縫純彎模擬

無(wú)托板濕接縫純彎有限元模擬結(jié)果表明：混凝土最先達(dá)到極限強(qiáng)度的位置在整個(gè)下部受拉區(qū)，且應(yīng)力分布較均勻，試件底部最大局部應(yīng)力達(dá)到2.673 MPa；持續(xù)加載，接縫處最大應(yīng)力逐漸向上發(fā)展，混凝土試件破壞深入濕接縫內(nèi)部；應(yīng)力分布圖顯示，鋼筋應(yīng)力不斷增加，混凝土局部最大應(yīng)力大于C50混凝土受拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

通過混凝土損傷模擬裂縫發(fā)展，其結(jié)果表明：接縫兩側(cè)最先出現(xiàn)豎向裂縫，之后預(yù)制板內(nèi)出現(xiàn)裂縫，隨后豎向裂縫逐漸增多；隨著荷載的施加，裂縫開始出現(xiàn)橫向發(fā)展，同時(shí)豎向裂縫數(shù)量增多，且預(yù)制板內(nèi)出現(xiàn)斜向裂縫并逐漸發(fā)展，最終混凝土完全破壞；裂縫表現(xiàn)為豎向主裂縫逐漸斜向發(fā)展，細(xì)小裂縫的豎向分布較多。

4.3 帶托板與無(wú)托板的純彎受力對(duì)比

將帶托板濕接縫純彎荷載位移曲線與無(wú)托板濕接縫純彎荷載位移曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。從圖中可以看出，有無(wú)托板的濕接縫試件抗彎曲能力基本相同；荷載位移曲線表現(xiàn)出彈性階段及應(yīng)力重分配階段基本重合的形態(tài)，其最終混凝土完全破壞；鋼筋屈服時(shí)其位移均處在12 mm附近，基本一致。從中可以推斷出，其帶托板的濕接縫對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響并不大，幾乎可以忽略。而圖中帶托板與無(wú)托板表現(xiàn)出的最大荷載差距，為帶托板濕接縫的接縫處有一段新老混凝土未連接，其工作長(zhǎng)度為新老混凝土的連接厚度，小于無(wú)托板的濕接縫試件。

5 結(jié)束語(yǔ)

通過精細(xì)化有限元軟件對(duì)比分析帶底托板的回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫與無(wú)底托板的回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫的抗彎剪和抗彎曲性能，發(fā)現(xiàn)兩者的受力性能與承載能力的差別或聯(lián)系，最終得出如下結(jié)論：

（1）帶底托板的回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫與無(wú)底托板的回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫相比，其試件彈性階段與混凝土開裂，鋼筋應(yīng)力重分配階段一致，表現(xiàn)在荷載位移曲線上為兩者曲線基本重合，可見帶托板的回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫其受力情況與無(wú)托板回轉(zhuǎn)式鋼筋接縫基本相同，其承載能力極限狀態(tài)的破壞規(guī)律一致。

（2）帶托板與無(wú)托板試件表現(xiàn)出的最大荷載差異情況表明，帶托板濕接縫的接縫處有一段新老混凝土未連接，帶托板濕接縫破壞荷載略小于無(wú)托板濕接縫。

（3）在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中對(duì)于帶托板濕接縫，可不將托板厚度計(jì)入接縫位置的有效高度范圍進(jìn)行設(shè)計(jì)。

參考文獻(xiàn)

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