新型橋面板接縫軸拉強度設計研究

費 夏

[上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200092]

0 引言

傳統的的混凝土橋面板濕接縫連接一般采用鋼筋焊接連接＋現澆混凝土的方式，現場工作量非常大，焊接質量難以保證，施工速度慢，人力資源消耗巨大，并且濕接縫寬度大，現場混凝土澆筑量大。隨著橋梁技術不斷的發展，傳統的施工方式已不能滿足現在的建設需求。國內外學者針對橋面板濕接縫提出了新型的連接方式：環形鋼筋交錯布置（不焊接）+ 窄縫（縫寬30 cm 左右），以下簡稱環箍接縫，如圖1 所示。

圖1 預制構件間環箍接縫截面示意圖

與傳統連接方式相比，這種連接方式減少了現場鋼筋焊接工作量和混凝土澆筑量，便于施工。傳統的橋面板濕接縫和新型環箍接縫現場施工分別見圖2、圖3 所示。

圖2 傳統橋面濕接縫焊接連接之實景

圖3 環形鋼筋交錯布置濕接縫連接之實景

環箍接縫的基本模型所考慮的破壞機理如圖4所示[1]。該機理由平面的斜向屈服線和分離屈服線組成。其中，斜向屈服線沿相鄰U 型筋環形端部呈對角線發展，分離屈服線沿著U 型筋端部向距離最近的接縫表面發展。屈服線體系將接縫混凝土分成若干部分，在荷載作用下它們將產生剛體位移。軸心拉力N作用在n 方向，而插銷鋼筋與t 方向平行。

圖4 受拉狀態下環箍接縫的破壞機理示意圖

目前環箍接縫在國內外的裝配式梁橋中已被成功應用。國外學者Joergensen 對此類接縫提出了理論模型并進行了大量試驗[1，2]。在我國，上海市公路橋梁建設中最先應用此種連接，上海市政總院與同濟大學進行了大量研究[3-8]。

本文首先將介紹國內外學者針對此類接縫承載力計算提出的理論公式，然后根據試驗研究，將理論公式與試驗成果作分析比較，以判斷公式的＜準確性和適用性，同時得到不同的構造參數對接縫承載力的影響。

1 國外試驗研究與分析

1.1 理論研究

Joergensen 基于塑性功理論建立了一個承載能力極限狀態下的計算模型[1]。在如圖4 所示破壞機理的基礎上，計算出外力做功和內力做功，并將它們代入能量守恒方程。通過它最終可以得到抗拉承載能力的計算公式，如下所述。

1.1.1 由混凝土破壞控制的抗拉承載力

式中：a 為相鄰U 型筋的間距；α 為屈服線和相對位移矢量間的角度；β 為斜屈服線和n 軸之間的角度；Acv為核心混凝土面積；AsT為插銷鋼筋總面積；fc為混凝土軸心抗壓強度；fyT為插銷鋼筋屈服強度；H 為U 型筋鋼筋外側重疊長度；Nc為由核心混凝土破壞控制下的軸心受拉承載力；φT為插銷鋼筋的力學比；ν 為混凝土抗壓強度有效性系數。

1.1.2 無插銷鋼筋由混凝土破壞控制的抗拉承載力

1.1.3 環箍接縫抗拉承載力的完整解

式中：Asu為U 型筋截面積（兩肢）；fyL為U 型筋屈服強度；Ny為由U 型筋屈服控制下的軸心受拉承載力；Nu為理論計算所得的軸心受拉承載力。

公式（2）可認為是環箍接縫抗拉能力的下限（類似于少筋混凝土斷面的開裂彎矩）。在φT=很小而公式（1）計算給出的承載力小于公式（2）計算結果時，應該用公式（2）取代公式（1）。此外，混凝土破壞計算的抗拉承載力不應大于U 型筋屈服時的抗拉承載力Ny。因此，同時考慮這兩種情況時，可以使用如公式（3）所示的解集來預測在軸心受拉狀態下的承載力Nu。根據公式（3）可以設計出由U 型筋屈服控制的環箍接縫抗拉承載能力，并且可選定和設計出混凝土破壞模式的安全度。此外，設計者可通過控制Nc＞Nc，φT=0來確保最小插銷鋼筋配置，進而使混凝土破壞模式的安全度不完全依賴于混凝土自身的抗拉強度。

1.2 試驗分析

1.2.1 試驗設計

Joergensen 通過接縫軸心受拉試驗，來驗證環箍接縫由塑性功得出的理論公式的可靠性與準確性[1]。圖5 是其試驗試件的基本布置，每個試件都由兩個預制構件通過接縫混凝土連接而成。核心混凝土由兩個構件伸出的U 型筋重疊形成（一個構件伸出3根，另一構件伸出2 根，即nL=2），其中配置有插銷鋼筋。試驗步驟的具體描述可見參考文獻[2]。

圖5 軸心受拉試驗試件平面與剖面圖

環箍接縫的幾何參數見表1 所列。試驗中的變量取值范圍為：a/H=0.33～0.59；φT=0.023～0.111；ft=2.02～2.56 MPa；fc=35.6～40.2 MPa；2AsufyL=463～740 kN；b=210～340 mm；Acv=20 671～62 671 mm2。有3 個參數為常量，即D=110 mm、a=100 mm、L=540 mm。

表1 試驗的環箍接縫外形和材料特性一覽表

1.2.2 試驗結果與分析

試驗和理論計算的承載能力、破壞模式均統計在表2 中。準確性系數λ=Ntest/Nu。對于全部試驗，λ的平均值和標準差分別是1.1 和0.05。

表2 試驗和理論結果比較表

圖6 所示為純受拉試驗的結果與φT的關系，同時繪出了公式（3）作為對比。組別2.1 和2.2 的環箍接縫中U 型鋼筋的直徑φL=16 mm；而組別2.3 和2.5 則為φL=20 mm。由于φL的變化對Acv和Ac*影響很小，這一差異對計算結果的影響不明顯因而將它們的試驗結果一起囊括在圖6（a）中。公式（3a）起控制作用的部分準確，計算結果在公式（3b）起控制作用的φT區段也吻合較好，理論計算對于試件2.3A、2.3B 和2.7A 具有保守性。

圖6 環箍接縫受拉狀態下公式（3）與試驗結果比較圖

國外學者Joergensen 通過基于塑性功理論建立的環箍接縫計算方法（如公式（3）所示），在接縫受拉試驗的結果比較中得出較高的準確性，預測了環箍接縫的破壞模式，并且吻合度較高。根據此理論公式，在實際運用過程中，應根據公式（3），對U 型筋、插銷鋼筋、混凝土接縫構造和強度進行合理設計，避免核心混凝土過早破壞，得到由U 型筋屈服控制的接縫破壞模式。

2 國內試驗研究與分析

2.1 理論研究

近些年，國內隨著橋梁快速化施工的不斷發展，環箍接縫在工程實踐中被大量應用。由同濟大學與上海市政工程設計研究總院共同研究，對環箍接縫在承受拉、彎及其組合作用下，給出了其承載力計算方法（見圖7）。

圖7 環箍接縫計算參數示意圖

（1）U 形鋼筋屈服條件：

（2）核心混凝土插銷鋼筋最少配置要求：

（3）當用公式（4）計算U 型筋屈服條件時，插銷鋼筋面積的計算取值應滿足以下條件：

式中：fsu，d為U 型鋼筋的抗拉強度設計值；c 為混凝土的粘結強度，取2.8 MPa;fsT，k為插銷鋼筋抗拉強度標準值，取值最大不超出400 MPa；fck為混凝土的抗壓強度標準值；K 為混凝土界面的極限剪切強度，取10.3 MPa。

2.2 試驗分析

2.2.1 試驗設計

該試驗基于軸拉作用，以接縫寬度、U 鋼筋橫向布置、接縫混凝土強度等級、插銷鋼筋數量等構造參數為變量，研究接縫的破壞過程與破壞形態，得到不同構造參數對接縫強度的影響，同時驗證2.1 節中理論公式的合理性與適用性。

試件構造如圖8 所示，每個試件兩端設置外伸加載橫梁，接縫厚度均為200 mm，寬度230～330 mm。試件預制部分均采用C60 混凝土，接縫混凝土采用C80 高性能混凝土、C60 混凝土。U 型筋直徑為20 mm，插銷鋼筋直徑為12 mm，所有鋼筋均為HRB400。同側U 形筋預留橫向間距為200 mm。具體試件的詳細參數見表3 所列。試驗采用千斤頂分級頂升加載，加載系統如圖9 所示。試件下側牛腿通過鋼橫梁及精軋螺紋鋼錨固于地槽中。兩個相同規格的千斤頂通過同一個油泵輸出油壓，保證其力相等。

圖8 試件構造圖(單位：mm)

圖9 加載系統圖示

表3 試件參數表

2.2.2 試驗結果與分析

為了盡可能全面分析試驗結果，選取了對研究上述接縫試件靜力性能很重要的關鍵時刻：接縫開裂時刻①，對應開裂荷載Pc；接縫主筋同時屈服時刻②，對應荷載Py（HRB400 鋼筋實測屈服強度460 MPa）；試件最后的破壞時刻③，對應荷載Pmax。表4 為試驗關鍵受力性能匯總表。

表4 試件關鍵受力性能匯總表

2.2.2.1 破壞過程及破壞形態

單側千斤頂加載至6 kN 抵消接縫上半部試件自重后，接縫全截面縱筋及混凝土處于較為均勻受拉狀態。由于拼接面處抗拉強度小于整體澆筑的普通混凝土，試件均首先開裂于拼接面（見圖10（a）），且該裂縫迅速貫通上下兩處拼接面。

圖10 HP C-J 3 試件破壞時刻開裂狀態圖示

隨著荷載進一步增大，HPC-J1～2、HPC-J4 試件部分U 型筋達到屈服狀態，其余試件鋼筋全部屈服，HPC-J6 試件鋼筋由于偏心受力，鋼筋斷裂一根。最后U 型筋變形后，頂碎保護層，核心混凝土產生斜向受剪開裂，導致試件失效（見圖10（b））。HPC-J7、HPC-J8 試件裂縫均呈現波浪形，最終破壞面也成波浪形。

2.2.2.2 與理論計算比較

根據公式（4），可以對試件HPC-J1～J6 的接縫破壞模式進行預測。如圖11 所示，根據理論計算得出，當接縫寬度b≥260 mm 時，HPC-J1～J6 試件的抗拉承載力由U 型筋屈服控制；當b＜260 mm 時，其抗拉承載力隨著b 的增大而增大。而試驗結果表明，對于試件HPC-J1～J6，當b 取230 mm 時，部分試件承載力已由鋼筋屈服控制。當b 進一步增大時，試件承載力全部由鋼筋屈服控制。試驗結果與理論預測基本一致，且理論公式有一定的安全儲備。此外比較HPC-J1～J3 與HPC-J4～J6 試驗結果發現，鋼筋橫向10 cm+10 cm 正位布置與15 cm+5 cm 偏位布置的承載力沒有顯現出明顯相關趨勢，與理論預測相一致。因為根據理論公式，在提供足夠的插銷鋼筋時，U 型筋的偏位布置不影響環箍接縫的抗拉承載力。

圖11 HP C-J 1～J 6 理論計算vs 試驗結果圖示

試件HPC-J2 與NC-J2 分別采用C80、C60 混凝土。如圖12 所示，當b≥280 mm 時，理論公式預測C80 與C60 的接縫承載力相同且都由鋼筋屈服控制。試件HPC-J2、NC-J2 的試驗結果與理論公式預測基本相符，表明普通C60 混凝土接縫也能夠滿足鋼筋屈服條件。

圖12 HP C-J 2、NC-J 2 理論計算vs 試驗結果圖示

試件HPC-J1～J2 與HPC-J7～J8 的區別為有無插銷鋼筋。如圖13 所示，根據公式（4）計算，當b 取250 mm 時，接縫承載力都由混凝土破壞控制，而無插銷鋼筋的試件承載力下降72%。當b 取280 mm時，有插銷鋼筋的試件接縫承載力由U 型筋屈服控制，而無插銷鋼筋的試件承載力仍由混凝土破壞控制，無插銷鋼筋的試件承載力下降69%。試驗結果與理論公式的預測基本一致，無插銷鋼筋的試件延性非常差，均為脆性破壞。且此類構造中無插銷鋼筋的試件承載力顯著下降，約下降60%。

圖13 HP C-J 1～J 2 與HP CJ 7-J 8 理論計算vs 試驗結果圖示

通過理論公式與試驗結果的比較分析得出，試驗結果與理論公式預測的破壞模式基本相符，且理論公式保留了一定的安全冗余。同時，理論公式基本預測了不同構造參數對環箍接縫承載力的影響。在使用公式（4）進行設計時，應合理配置插銷鋼筋并且設計出的接縫強度應由U 型筋屈服控制。

3 結論

對于新型的環箍接縫，應明確其核心混凝土與U型筋強度界限是判定接縫破壞模式的關鍵[3]。本文基于塑性功理論出發，通過將國內外學者提出的理論公式與試驗研究比較分析，總結出接縫構造參數對接縫強度的影響如下：

（1）接縫承載力與U 型筋搭接長度呈正相關。在設計中應保證足夠的搭接長度以得由鋼筋屈服控制的接縫承載力。對于U 型筋直徑≤20 mm 的接縫，建議縫寬≥300 mm，U 型筋搭接長度≥250 mm。

（2）有無插銷鋼筋對接縫承載力有較大影響，但是增加插銷鋼筋對承載力的提升有限，應根據理論公式合理配置。

（3）在同類試件中，接縫采用C60 普通混凝土與C80 高性能混凝土的承載力差別不大，設計時普通C60 混凝土接縫也可滿足鋼筋屈服條件。

（4）當配置足夠的插銷鋼筋時，U 型筋的偏位布置并不會對接縫承載力產生較大影響，這一特點給施工提供了容許誤差，更強化了環箍接縫的可操作性。

最后，根據比較分析，國內外的試驗結果分別證明了理論公式對預測環箍接縫破壞模式的準確性。設計師在采用環箍接縫這種新型接縫時，應充分考慮構造參數對接縫強度的影響，利用理論公式，避免核心混凝土過早破壞，得到由U 型筋屈服控制的接縫強度。