基于剪力鍵數目及缺損的節(jié)段梁干接縫抗剪性能研究

邱 天

(武漢理工大學 交通學院，湖北 武漢 430063)

0 引 言

預制節(jié)段梁與整體梁相比，開裂及損失破壞往往集中于節(jié)段接縫部位，作為節(jié)段梁最薄弱的環(huán)節(jié)，接縫處受力十分復雜，很有必要對接縫抗剪性能進行全面的分析與研究。1989年麻省理工大學學者M. M. Bakhoum[1]等人通過對不同形式共計96個鍵齒接縫試件展開了試驗研究，通過對結果的數據回歸分析，針對不同的接縫形式提出了相應的計算公式；1993年，美國得克薩斯大學奧斯丁分校的J. E. Breen等人對鍵齒干接縫的結構及抗剪原理展開研究，運用莫爾應力圓理論分析得到了鍵齒干接縫抗剪承載力的計算公式，該公式于1999年由《節(jié)段式混凝土橋梁設計和施工指導性規(guī)范》(1999)AASHTO[2]收錄并用于計算干接縫抗剪承載力；2002年德國漢堡-哈爾堡工業(yè)大學學者G. Rombach[3]在M. M. Bakhoum等人所做試驗的基礎上對不同齒鍵尺寸及數目開展數值分析，提出了干接縫抗剪承載力計算公式。

本文在孫學帥[4]所做干接縫抗剪試驗基礎上對齒鍵個數以及齒鍵缺損狀況下的接縫抗剪承載能力進行有限元計算分析，分析了不同條件下接縫受力特征，對干接縫抗剪力學響應機制以及破壞模式進行了較為全面的研究。

1 試驗概況

1.1 試件尺寸設計

本試驗中試件尺寸參照J. Turmo[5]的試驗模型進行設計，考慮到箱梁的抗剪能力主要由腹板提供，將實際橋梁中的箱型截面簡化為矩形截面；鍵齒接縫構件的鍵齒尺寸參照美國AASHTO規(guī)范以及Zhou等[6]人的試驗構件尺寸進行設計，具體尺寸如圖1所示，其中中部試件厚度為120 mm。

圖1 試件參數示意圖(單位：mm)

1.2 材料性能

試件混凝土強度等級為C50，根據試驗機所測28 d抗壓強度計算得到混凝土立方體抗壓強度標準值取41.7 MPa，試件中的普通鋼筋均采用公稱直徑12 mm的HRB335鋼筋；預應力鋼筋采用公稱直徑為15.2 mm的鋼絞線，在有限元模擬中通過側壓應力代替，具體各項材料參數見表1。

表1 材料參數表

1.3 試驗參數設計

孫學帥對干接縫抗剪僅設置了2組試驗，分別為無齒鍵干接縫及四齒鍵干接縫。本文通過有限元軟件對試件進行了數值計算，計算結果與試驗誤差均在5%以內，同時以此為基礎對不同鍵齒試件開展進一步研究，各試件具體參數見表2，其中K代表齒鍵數目，M代表接縫壓應力大小。

表2 試驗設計參數

1.4 有限元模型設計

在試驗模型的基礎上，對剪力鍵數目及位置重新分配，中間塊尺寸及位置如圖2所示，其中各試件剪力鍵根據位置自上向下進行編號如K4試件所示，各試件高度均為650 mm。

圖2 試件設計尺寸(單位：mm)

所有試件剪力鍵大小完全一致，只有個數及位置存在差異，根據各項設計參數進行有限元建模，將試件底部完全固結后，在試件頂端進行位移加載，對模型進行求解計算，分析比較剪力鍵齒數對于接縫抗剪承載力的影響。

2 齒數影響分析

2.1 齒數變化有限元結果

通過有限元軟件的數值計算，各試件極限抗剪承載力結果見表3。

表3 有限元計算結果

將有限元結果與美國規(guī)范AASHTO公式計算結果對比可以發(fā)現(xiàn)AASHTO公式計算結果相差不大，平均為計算值的95%左右。

2.2 荷載-位移曲線對比

比較不同剪力鍵數目條件下接縫的荷載-位移曲線，如圖3所示。可以發(fā)現(xiàn)在齒鍵尺寸不變的情況下，抗剪承載力與齒鍵數成正相關，試件剛度也隨之有一定程度的提升，但隨著齒數增多，抗剪承載力增長幅度有所減緩，即增加剪力鍵數目對于接縫抗剪承載力的邊際效應在逐步遞減。因此在實際工程中應根據具體受力情況配置適當的剪力鍵齒數，使之在滿足受力需求的同時保證施工過程的經濟性及便捷性。各試件具體承載力相關結果見表4、表5。

圖3 不同齒鍵數荷載-位移曲線

表4 不同鍵齒結果對比

表5 不同鍵齒強度增量

2.3 試件損傷分布

圖4所示為在極限荷載作用下不同齒鍵數目接縫損傷分布圖，可以看到所有試件均在接縫鍵齒部位發(fā)生損傷，對于齒鍵數目較多的試件，其損傷發(fā)展較為均勻并延伸至支座處，整個接縫部位基本都對抗剪能力起到了一定的作用。而隨著齒鍵數目的減少，損傷分布范圍逐步集中至剪力鍵部位，試件破壞時未充分發(fā)揮接縫部位的抗剪性能。表明增加齒鍵數目可有效改善接縫部位的應力分布，使剪力鍵受力更加均勻，提高節(jié)段接縫的極限極限抗剪強度。

圖4 各試件損傷分布圖

2.5 齒鍵裂縫開展機制

圖5所示為4齒試件在極限荷載作用下的裂縫開展情況，可以看到接縫兩側裂縫分布較為均勻，主要沿剪力鍵根部斜向上呈60°開展并相互貫通形成斜壓桿，鍵齒部位混凝土發(fā)生類斜壓破壞后接縫抗剪承載能力達到極限。

圖5 K4-M2.5試件裂縫分布

3 齒鍵缺損分析

在節(jié)段預制橋梁裝配及實際受力過程中，剪力鍵可能由于碰撞等外界因素發(fā)生局部損傷破壞的情況，而節(jié)段接縫作為預制拼裝橋梁的關鍵部位，剪力鍵的損傷可能引起接縫抗剪承載能力降低。本節(jié)通過有限元模擬各部位剪力鍵完全缺失時節(jié)段接縫抗剪承載力的損失。

3.1 齒鍵缺損有限元結果分析

以K4-M2.5試件為對象，不改變原始試件尺寸，通過去掉單側不同編號剪力鍵模擬實際情況下的剪力鍵缺失狀態(tài)，以3號齒缺失為例，試件布置如圖6所示(以下以L指代齒鍵缺失試件)。

圖6 L3試件示意圖

圖7為不同部位齒鍵缺失時試件荷載-位移曲線的變化情況。

圖7 齒鍵缺失試件荷載相對位移曲線

根據計算結果可以看出，當齒鍵缺失位置發(fā)生變化時，整體試件力學性能存在一定差別。其中齒鍵完整的試件極限承載力以及剛度均最大，缺失底部4號鍵齒后整體剛度以及抗剪承載能力最小，相比無缺失試件承載力損失達到35.7%。各試件具體結果數據記錄見表6。

表6 齒鍵缺失結果

由表6計算結果可看出，除底部4號鍵缺失外的其他試件，極限承載力均高于4齒缺失試件，說明底部4號鍵對整體試件的抗剪貢獻較大。這是由于相對于加載端來說，支座墊塊處的受力面積較小且剛度較大，在抗剪過程中支座與試件間易發(fā)生應力集中，進而導致底部齒鍵應力相對較大且最先發(fā)生損傷破壞。而由于1、2、3號鍵處在試件中上方部位，加載過程中不會最先發(fā)生破壞，缺失鍵位的位置對結構的極限承載能力影響較小。

此外，通過將單齒缺失試件與3齒完整試件對比可發(fā)現(xiàn)，單鍵缺失后極限抗剪承載力一般維持在810 kN，而對于三齒完整試件來說，其抗剪承載力為846 kN，較缺齒試件更大。這說明齒鍵缺失對整體抗剪性能的影響是非線性的，齒鍵缺失側接縫抗剪強度降低后，應力會向該側發(fā)生集中，完整側接縫齒鍵尚未充分發(fā)揮作用時構件已經喪失繼續(xù)承載能力，這會導致完整側接縫在抗剪過程中的利用率較大幅度降低。

3.2 齒鍵缺失破壞模式

以L4試件為例，其不同受力階段的混凝土損傷分布如圖8所示，其中初步損傷指第一個齒鍵破壞時的損傷分布，極限損傷分布指齒鍵缺失側最后一個齒鍵破壞時的損傷分布情況。

圖8 L4試件損傷分布

由圖8可以看出，底部4號齒鍵缺失后，其上方3號鍵最先發(fā)生損傷破壞，隨著荷載繼續(xù)增加，破壞逐漸向上部發(fā)展，最終左側接縫齒鍵完全破壞喪失承載能力。該過程與完整接縫抗剪破壞過程基本一致，但由于底部齒鍵的缺失，導致應力集中于左側3號齒鍵，且相對于完整接縫，齒鍵缺失的一側損傷程度更大，在以上兩種應力集中條件下，試件迅速破壞，抗剪承載力大幅降低。

其余試件損傷分布結果如圖9所示。

圖9 L1-L3試件損傷分布

根據圖9結果，結合各試件混凝土損傷發(fā)展規(guī)律可知，首次發(fā)生損傷的部位主要分布在接縫底部及缺失齒鍵上方位置。齒鍵缺失后位于缺失鍵下方的互補鍵對試件抗剪承載力基本不再發(fā)揮作用；加載過程中混凝土損傷主要集中在齒鍵缺失一側，而齒鍵完整側接縫損傷極小，抗剪承載利用率較低。

4 結 論

通過對節(jié)段接縫的有限元數值分析，比較了不同齒鍵數目的接縫抗剪承載能力，并就剪力鍵缺失情況下的接縫抗剪性能作了一定程度的分析。根據分析結果可得出如下結論：

(1) 對于相同尺寸矩形截面抗剪承載力來說，剪力鍵數目的越多，接縫抗剪承載能力越大，但增加剪力鍵的邊際效應在逐步遞減。

(2) 在荷載作用下，剪力通過齒鍵向下逐級傳遞，接縫底部齒鍵由于既要承受上部傳遞的剪力，又要抵抗支座傳遞的反力，往往最先發(fā)生破壞。當底部齒鍵破壞后，損傷自下向上發(fā)展。

(3) 鍵齒干接縫中剪力鍵的受力機理類似于短牛腿的斜壓破壞，在荷載作用下裂縫從鍵齒底部向斜上方發(fā)展，最終裂縫貫通達到極限承載力。

(4) 當4齒干接縫某一部位齒鍵發(fā)生缺損破壞后，試件抗剪承載力迅速降低。其中底部齒鍵為抗剪關鍵部位，該齒鍵缺失會導致整體抗剪承載力下降36%，而除底部外的其他齒鍵缺失則會導致抗剪承載力下降約20%；

(5) 剪力鍵缺失會導致接縫局部發(fā)生應力集中現(xiàn)象，使得部分鍵齒過早發(fā)生破壞，進而造成缺失齒鍵一側接縫損傷速度更快，較大程度降低了接縫部位的抗剪能力。