預制節段橋梁鋼榫鍵接縫直剪力學性能試驗

鄒 宇，柳惠芬，徐 棟，宋冰泉，謝正元，孫承林

（1.同濟大學土木工程學院，上海 200092；2.寧波交通工程建設集團有限公司，浙江寧波 315000；3.柳州歐維姆機械股份有限公司，廣西柳州 545005）

考慮經濟、安全設計、快速施工、工法可行、橋梁美學、以及優良使用性能的需求，大量的預制節段梁橋得到廣泛應用［1-3］。接縫作為預制節段梁不連續構造，其力學性能決定了全橋整體力學性能及其極限承載力［4-7］。研究表明，即使在剪跨比大于6的情況下，仍有可能發生由于接縫處局部剪切破壞引起的承載失效［8］。因此，提高接縫的局部剪切性能對預制節段橋梁設計具有重要意義。

通常，在預制節段混凝土橋梁的接縫上需要設置節段與節段之間嵌合的剪力鍵，用以傳遞節段之間的剪力，剪力鍵鍵齒也有助于節段拼裝時的定位［6］。按照接縫的形狀，目前主要的剪力鍵形式有如下三種：混凝土密齒剪力鍵（密貼型）、稀齒剪力鍵（單鍵、雙鍵）和平截面接縫［5，9］。密齒剪力鍵通常應用于截面較大的箱梁，相比較單鍵、雙鍵的剪力鍵，其構造復雜，施工較麻煩。且當剪力鍵尺寸較小時，內部沒有布置鋼筋作為受力筋，鍵齒為素混凝土構造，其強度和剛度較小，為接縫構造的薄弱區，剪力鍵容易發生剪切破壞。對于平面接縫，由于單純的界面摩擦不足以傳遞剪力，實際工程較少使用。

為改善接縫局部受力，本研究團隊設計了方形錨頭鋼榫鍵［10］。鋼榫鍵由凸鍵和凹鍵組成，凸鍵包括錨頭和跨縫齒，凹鍵包括錨頭和承插槽，如圖1a所示。凸鍵和凹鍵分別預埋在節段梁A和節段梁B中，節段拼裝時在縱向預應力（體內束或體外束）的作用下通過凹鍵和凸鍵的匹配對位實現接縫的拼裝連接，如圖1b所示。

圖1 鋼榫鍵接縫示意圖Fig.1 Schematic diagram of steel keyed joint

鋼榫鍵接縫作為一種新型接縫形式，國內外針對其力學性能的研究甚少。文中對鋼榫鍵的設計過程進行了詳細介紹，并設計8個“Z”型接縫試件，基于接縫類型（干、膠接縫）、榫鍵數量（單鍵、雙鍵代表多鍵）、榫鍵幾何形式（方形、圓形）、榫鍵尺寸等試驗參數對鋼榫鍵接縫力學性能開展試驗研究。試驗從不同維度對比了圓形和方形鋼榫鍵接縫力學性能間的差異；對膠接縫和干接縫的直剪受力機理進行了詳細分析；對不同類型接縫的破壞模式進行了歸納總結；并通過數據對比獲得了鋼榫鍵數量對接縫力學性能的影響。

1 試驗概況

1.1 鋼榫鍵設計

試驗所用鋼榫鍵由Q235鋼精加工制成，榫鍵尺寸制作誤差為0.001 mm。共設計3種形式鋼榫鍵，詳細尺寸如表1所示。

表1 鋼榫鍵尺寸參數表Tab.1 Specimen parameters of steel key

SSK1、SSK3凹鍵和凸鍵均采用方形錨頭，SSK2凹鍵和凸鍵均采用圓形錨頭，SSK1與SSK2錨頭截面積近似相等；SSK1、SSK2、SSK3跨縫齒長度均為40 mm；SSK1、SSK2、SSK3跨縫齒均采用圓形截面，SSK1、SSK2直徑為40 mm，SSK3直徑為25 mm；SSK1、SSK2、SSK3跨縫齒與承插槽的活動間隙均設計為0.2 mm；SSK1、SSK2、SSK3凹、凸鍵錨頭中部采用突變截面，以提高鋼榫鍵與混凝土的機械咬合，且將錨頭表面進行網格刻槽處理；同時，為確保凹、凸鍵順利匹配對接，SSK1、SSK2、SSK3跨縫齒端部設計成45°坡角。各榫鍵模型如圖2所示。

圖2 鋼榫鍵設計（單位：毫米）Fig.2 Design of steel key(unit:mm)

1.2 試件設計

預制節段結構接縫直剪力學行為及承載能力通過設計“Z”型接縫推出試驗獲得［10-12］。試件設計包括單、雙鍵接縫，如圖3所示。為減小彎曲應力對接縫直剪受力的影響，試件設計時則盡量減少加載點處試件懸臂端的長度。為避免加載過程中非研究對象的破壞，在相應位置布置構造鋼筋以增強試件的剛度，構造鋼筋采用直徑為16 mm的HRB400鋼筋；同時加載位置設置預埋鋼板以減小應力集中對試驗結果的影響，預埋鋼板采用200 mm×100 mm×25 mm的Q235鋼板。為確保試件間足夠的剪切錯動位移，凹、凸鍵試件豎向相對間隙為50 mm。各試件參數如表2所示。

圖3 鋼榫鍵接縫模型幾何尺寸（單位：毫米）Fig.3 Geometric dimensions of direct shear model of steel keyed joints（unit：mm）

表2 試件參數表Tab.2 Identification of the specimens and parameters

1.3 材料特性及試件制作

試件均采用商用C50普通混凝土，抗壓強度代表值為64.8 MPa。接縫膠采用國產商用環氧結構膠，其力學參數如表3所示。環氧膠均勻涂抹在單側試件接縫表面，涂抹厚度嚴格控制在1 mm，在側向預壓力作用下養護3d后進行試驗［12］。試件采用匹配澆筑施工，模型如圖4所示。

圖4 試件模型Fig.4 Test specimens

表3 環氧結構膠力學參數Tab.3 Mechanical parameters of epoxy glue

1.4 試驗裝置及加載方案

試驗采用單向靜力位移加載，加載速度為0.1 mm·min-1，加載裝置如圖5a所示。試件正、反面各布置3個位移計，布置如圖5b所示。

圖5 試驗加載裝置及位移計布置Fig.5 Testing machine and instrumentation layout

側向預壓裝置由精扎螺紋鋼、預壓鋼板、液壓千斤頂、壓力傳感器組成。在試件兩側的混凝土表面上各放置1塊厚度為10 mm的聚四氟乙烯板［12］，以減少側向預壓裝置與試件之間的摩擦力。為防止加載點由于應力集中而出現局部壓潰，在試件頂部和底部各布置1塊加載板，如圖6所示。

圖6 加載方案Fig.6 Test setup

2 試驗結果與分析

2.1 平面接縫試驗

2.1.1 DS1試件力學性能

DS1試件荷載-位移曲線如圖7所示，最大試驗加載力為Fmax＝56.7 kN，計算得到接縫靜摩擦系數μ＝0.63［10］。

圖7 DS1試件豎向荷載-位移曲線［10］Fig.7 DS1 vertical load vs relative vertical displacement

2.1.2 DS2試件力學性能

DS2試件荷載-位移曲線如圖8a所示，加載初期試件剛度大，加載力增加迅速，曲線OA段呈剛性發展。當加載力為52.3 kN時，試件出現豎向相對位移，曲線AB段呈線彈性發展。直至出現峰值加載力Fmax＝479.5 kN，試件發出“砰”的破壞聲響，試件沿著接縫面發生直剪破壞，加載力驟降。試件破壞后，接縫位置混凝土表面砂漿層出現剝落，骨料外漏，如圖8b所示。

圖8 DS2試件力學性能Fig.8 Mechanical properties of DS2

2.2 鋼榫鍵干接縫試驗

2.2.1 DS3試件力學性能

DS3試件荷載-位移曲線如圖9a所示，加載初期試件剛度大，曲線OA段呈剛性發展。隨后試件間發生豎向相對位移，曲線AB段呈線彈性發展。加載力為272.8 kN時，凸鍵出現初始裂縫，裂縫在試件厚度方向通透，該階段試件剛度突降，曲線BC段驟降，如圖9a、b、c所示。裂縫出現后，試件快速實現內力重分布，達到新的力學平衡，試件仍能承載，曲線CD段進入強化段，并出現最大加載力為314.1 kN。在后續加載過程中沒有出現新裂縫，但初始裂縫寬度增大，逐漸形成一條接近45°的主裂縫，裂縫發展如圖9d、e所示。試件破壞時，凸鍵試件沿主裂縫形成兩個脫離體，而鋼榫鍵和凹鍵試件未出現損傷和裂縫，如圖9f所示。

圖9 DS3試件力學性能Fig.9 Mechanical properties of DS3

在整個加載過程中，水平預壓力的變化與結構剛度直接相關。加載初期，水平預壓力維持在90 kN。初始裂縫出現時，水平預壓力瞬間增大至97.6 kN，隨后幾乎呈線性增加，如圖9g所示。反觀豎向加載力在試件出現最大承載力后則較為穩定，曲線DE段呈現水平發展。結合試件破壞特征，分析其主要原因是試件出現主裂縫后在水平預壓力作用下試件仍能維持一個平衡體系，力學簡化如圖9h所示。

2.2.2 DS4試件力學性能

DS4試件荷載-位移曲線如圖10a所示。加載初期試件剛度大，曲線OA段呈剛性發展。隨后試件出現豎向相對位移，曲線AB段呈線彈性發展。加載力為279.8 kN時，凸鍵試件出現初始裂縫，試件剛度突降，加載力出現瞬時降低，裂縫現象與DS3試件相似，如圖10b、c所示。隨后試件快速實現內力重分布，達到新的力學平衡，試件仍能繼續承載，曲線CD段進入強化段，該階段斜裂縫逐漸延伸至加載點，并與水平裂縫合并形成一條接近45°主裂縫。同時，凹鍵試件正面出現一條水平裂縫和一條斜裂縫，如圖10d所示。隨著裂縫持續發展，試件剛度逐漸降低，試驗出現峰值加載力為300.2 kN，隨后曲線DE段呈下降趨勢發展。試件破壞時，凸鍵附近混凝土大面積剝落，凹鍵附近混凝土出現縱向劈裂裂縫，而鋼榫鍵完好，如圖10e所示。裂縫出現的同時，水平預壓力突然增加到110.92kN，荷載-位移曲線發展趨勢類似DS3試件。

圖10 DS4試件力學性能Fig.10 Mechanical properties of DS4

2.2.3 DS5試件力學性能

DS5試件荷載-位移曲線如圖11a所示，曲線OA段呈剛性發展。加載力為60.1 kN時，試件出現豎向相對位移，但曲線AB段斜率仍然較大。在曲線BC段加載過程中，試件內部傳出明顯聲響，但試件可觀察部位并未發現可見裂縫，初步判斷是由凹、凸鍵之間擠壓、剪切產生，該階段豎向加載力較曲線AB段增速減緩。當加載力為222.3 kN，凹、凸鍵試件豎向相對位移為13.09 mm時，凸鍵試件正反面同時出現初始裂縫，凹鍵試件未發現可見裂縫，如圖11b、c所示。裂縫出現后，試件剛度退化明顯，加載力逐漸降低，曲線CD段出現明顯下降趨勢，在該過程中試件表面沒有新裂縫出現，初始裂縫長度和寬度沒有明顯變化。加載力為129.7 kN時，試件無任何征兆，內部突然傳出鋼材突然斷裂聲響，鋼榫鍵凸鍵沿根部發生直剪破壞，跨縫齒與錨頭交界面形成光滑的剪切面，如圖11d所示。

圖11 DS5試件力學性能Fig.11 Mechanical properties of DS5

2.2.4 DS6試件力學性能

DS6試件荷載-位移曲線如圖12a所示，曲線OA段呈剛性發展。隨后試件發生豎向相對位移，曲線AB段呈線彈性發展，加載力增加迅速。在曲線BC段加載過程中，試件內部傳出混凝土開裂聲響，但試件表面未觀察到可見裂縫，該階段試件剛度降低，加載力增速減緩。加載力為400.1 kN時，荷載-位移曲線出現峰值，此時試件可觀察部位仍未出現可見裂縫。

隨著繼續加載，混凝土開裂頻率、聲響顯著增強，試件剛度降低明顯，曲線CD段進入下降段。當加載力為353 kN時，凸鍵試件側面出現寬度為0.5 mm的豎向裂縫，如圖12b所示。隨后試件承載能力持續降低，停止加載。依據試件破壞模式，凸鍵之間混凝土發生明顯的劈裂裂縫，并且在凸鍵間相互貫穿（見圖12c），使鋼榫鍵局部形成機構而逐漸失去握裹力，導致接縫承載力降低明顯。試件破壞時，鋼榫鍵和凹鍵混凝土均未出現破損和裂縫。

圖12 DS6試件力學性能Fig.12 Mechanical properties of DS6

2.3 鋼榫鍵膠接縫試驗

2.3.1 DS7試件力學性能

DS7試件荷載-位移曲線如圖13a所示，曲線OA段呈剛性發展。加載力為190.6 kN時，試件出現豎向彈性相對位移，曲線AB段呈線彈性發展，該階段試件剛度大，相對位移發展緩慢，豎向加載力增加迅速。加載力為685.8 kN時，試件沿接縫面混凝土砂漿層發生直剪開裂，裂縫寬度大于0.2 mm，如圖13b、c所示。直剪裂縫出現時，試件剛度降低明顯，曲線BC段驟降，水平預壓力突然增加到110.92 kN，水平荷載-位移曲線發展趨勢類似DS3。隨后試件快速實現內力重分布，達到新的力學平衡，試件仍能繼續承載。但剛度退化明顯，加載力不再提高，曲線DE段進入水平發展。隨后試件沒有新裂縫的出現，初始裂縫寬度增大至2.51 mm，裂縫發展如圖13d、13e所示。加載結束時，凹、凸鍵試件沿接縫面完全脫離，接縫面一側試件砂漿層完全剝離到另一側試件，粗骨料清晰可見，鋼榫鍵和凹鍵試件未出現破損和裂縫，如圖13f所示。

圖13 DS7試件力學性能Fig.13 Mechanical properties of DS7

2.3.2 DS8試件力學性能

DS8試件的荷載-位移曲線、試驗現象與DS7試件極為相似，如圖14a～14f所示。加載力為200.1 kN時，試件出現豎向彈性相對位移；加載力為678.9 kN時，試件沿接縫面混凝土砂漿層發生直剪開裂；開裂瞬間水平預壓力增加至114.34 kN。與DS7試件僅存的差別是：由于接縫抗剪強度足夠大，加載力為495.2 kN時（曲線DE段），凸鍵試件在水平力加載板附近出現彎剪斜裂縫，裂縫發展如圖14e所示。

圖14 DS8試件力學性能Fig.14 Mechanical properties of DS8

3 鋼榫鍵接縫力學性能研究

3.1 幾何效應對鋼榫鍵接縫力學性能的影響

鋼榫鍵接縫利用榫鍵和混凝土的接觸受壓來傳遞接縫間的剪力，錨頭截面形式是影響接縫力學性能的因素之一。試驗基于圓形錨頭和方形錨頭截面形式對鋼榫鍵接縫力學性能開展了試驗對比研究。為便于鋼榫鍵加工，在確保SSK1錨頭邊長和SSK2錨頭直徑取整的前提下將錨頭截面進行近似等面積設計，SSK1、SSK2錨頭截面積分別為3 600 mm2、3 846.5 mm2。

試驗結果如圖15、表4所示，DS3、DS4試件荷載-位移曲線發展趨勢相似，兩試件的開裂荷載和最大加載力偏差均小于5%，但DS3試件開裂后承載力優于DS4試件。兩試件初始裂縫寬度均大于0.2 mm，依據橋規將該值作為鋼榫鍵干接縫的極限承載力。相比DS1平面干接縫，DS3、DS4試件極限承載能力分別提高3.81、3.93倍。DS3、DS4試件水平預壓力-位移曲線發展相近，但開裂后DS3試件水平力預壓力相比DS4試件更穩定。相比D3試件裂縫僅出現在凸鍵附近，DS4凹、凸鍵試件均出現裂縫，且凹鍵混凝土出現劈裂裂縫。

表4 DS3和DS4力學效應Tab.4 Mechanical property of DS3 and DS4

圖15 幾何形式對接縫力學性能的影響Fig.15 Geometrical effect of steel keys on mechanical properties

3.2 鋼榫鍵數量對接縫力學性能的影響

對于干接縫，雙鍵剛度明顯大于單鍵，如圖16a所示。單、雙鍵試件初始裂縫寬度均大于0.2 mm，則將開裂荷載作為鋼榫鍵干接縫的極限承載力。如表5所示，單、雙鍵接縫相比平面接縫極限承載力均有顯著提高。雙鍵相比單鍵接縫極限承載力提高46.66%，可見鋼榫鍵干接縫承載力并非與榫鍵數量呈線性變化，如圖16b所示。主要原因：多榫鍵之間混凝土出現劈裂裂縫，榫鍵布置間距是影響多榫鍵接縫承載力的重要因素；由于凹、凸鍵間存在0.2 mm容差，鋼榫鍵可能存在的位置偏差使多榫鍵是否同時受力成為影響接縫力學性能的重要因素；接縫面間的制造誤差將導致接縫高度范圍內剪應力分布不均勻，或在圍壓作用下出現局部壓應力集中。

表5 DS1、DS2、DS3、DS6、DS7、DS8力學效應Tab.5 Mechanical property of DS1,DS2,DS3,DS6,DS7 and DS8

圖16 榫鍵數量對干接縫力學性能的影響Fig.16 Effect of number of steel keys on mechanical properties of dry joints

對于膠接縫，單、雙鍵接縫荷載-位移曲線發展相似，如圖17所示。單、雙鍵試件均沿接縫面出現直剪裂縫，開裂后結構剛度瞬間降低，加載力迅速下降，裂縫寬度大于0.2 mm，屬于脆性破壞，開裂荷載即為極限承載力。由于鋼榫鍵抗力的貢獻，單、雙鍵膠接縫相比平面膠接縫極限承載力均有明顯提高。但單鍵和雙鍵膠接縫極限承載力幾乎一致，榫鍵數量對鋼榫鍵膠接縫的極限承載能力影響較小。

圖17 榫鍵數量對膠接縫力學性能的影響Fig.17 Effect of number of steel key on mechanical properties of epoxied joints

3.3 接縫類型對接縫力學性能的影響

如圖18所示，鋼榫鍵膠、干接縫荷載-位移曲線發展存在較大的差別，膠接縫剛度明顯大于干接縫。單、雙鍵膠接縫相比其干接縫極限承載力均有明顯提高。主要原因在于環氧膠剪切抗力貢獻明顯大于干接縫間摩擦抗力貢獻；環氧膠使接縫面平整貼合，接縫面剪應力分布更加均勻；環氧膠彌補了接縫間的制造誤差，降低了接縫面局部壓應力和應力集中的出現。

圖18 接縫類型對鋼榫鍵接縫力學性能的影響Fig.18 Effect of joint type on mechanical properties of steel keyed joints

3.4 鋼榫鍵尺寸對接縫力學性能的影響

SSK1跨縫齒直徑為40 mm，SSK3跨縫齒直徑為25 mm，DS3和DS5試件荷載-位移曲線存在較大差別，如圖19所示。隨著跨縫齒直徑的增大，DS3接縫承載能力明顯大于DS5，且兩個試件出現了完全不同的破壞模式。DS3試件混凝土出現彎剪斜裂縫，試件破壞時沿主裂縫出現分離體，鋼榫鍵未出現破損；DS5試件中鋼榫鍵沿著跨縫齒根部出現直剪破壞。

圖19 鋼榫鍵尺寸對接縫力學性能的影響Fig.19 Effect of steel tenon key size on mechanical properties of joints

4 結論

（1）試件開裂前，方形和圓形鋼榫鍵接縫力學性能相似，開裂荷載和極限承載力相近；試件開裂后，方形榫鍵試件承載力優于圓形榫鍵試件，水平預壓體系較圓形榫鍵試件更加穩定。

（2）鋼榫鍵干接縫存在兩種破壞模式：第一種破壞模式由混凝土的開裂強度決定；第二種破壞模式由鋼榫鍵材料剪切強度決定。試件破壞時鋼榫鍵沿接縫面發生直剪斷裂，荷載-位移曲線發展歷程較長，試件豎向相對位移發展充分后鋼榫鍵才發生直剪破壞。

（3）鋼榫鍵數量對干接縫的剛度和承載能力呈正影響，但對膠接縫的剛度和承載能力影響較小。

（4）鋼榫鍵膠接縫的剛度和承載能力較干接縫均有較大提高。膠、干接縫試件初始裂縫寬度均大于0.2mm，均屬于脆性破壞，開裂荷載即為極限承載力。膠接縫試件開裂后，環氧膠抗力完全失效，試件的受荷狀態類似其干接縫。

（5）鋼榫鍵膠接縫一旦出現開裂，則表現為沿接縫面的直剪裂縫，裂縫長度、寬度較大；結構的強度、剛度、承載能力下降明顯。環氧膠受施工質量和耐久性的影響較大，建議鋼榫鍵接縫設計時采用膠接縫，但不計入抗力，接縫抗力按干接縫設計。

作者貢獻聲明：

鄒宇：完成試驗設計、數據分析，論文初稿的撰寫并修改。

柳惠芬：指導試驗設計、數據分析、論文撰寫與修改。

徐棟：整體思路構架，指導論文撰寫與修改。

宋冰泉：提出研究需求，論文審閱及定稿。

謝正元：進行鋼榫鍵設計、提供咨詢。

孫承林：進行試驗測試、數據采集。