朱小霖， 容洪流 ,2,3*， 余春霖， 肖璐， 巫志文,2

(1.廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院， 南寧 530004； 2.工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南寧 530004； 3.廣西特殊地質(zhì)公路安全工程技術(shù)研究中心， 南寧 530004； 4.中國(guó)建筑第八工程局有限公司， 南寧 530004)

隨著國(guó)家道路建設(shè)事業(yè)的快速推進(jìn)，中國(guó)的橋梁建設(shè)也大步向前。連續(xù)剛構(gòu)橋以其剛度大，跨越能力較強(qiáng)，更多地受到設(shè)計(jì)者的考慮。大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋多采用懸臂澆筑法施工，不可避免地在橋梁節(jié)段間留下施工接縫，而接縫處的薄弱影響梁段的剛度，增加橋梁下?lián)系娘L(fēng)險(xiǎn)。接縫界面鑿毛質(zhì)量差，甚至不進(jìn)行鑿毛，接縫處混凝土漏漿，澆筑不飽滿等質(zhì)量問(wèn)題削弱了接縫附近混凝土的力學(xué)性能。隨著連續(xù)剛構(gòu)橋跨徑的不斷提升，接縫問(wèn)題帶來(lái)的下?lián)想[患越來(lái)越無(wú)法被忽視，許多學(xué)者針對(duì)大跨徑橋梁接縫問(wèn)題進(jìn)行了研究。

賈朋濤等[1]、李慶桐等[2]研究發(fā)現(xiàn)，橋梁設(shè)計(jì)中若忽略豎向接縫的存在會(huì)造成橋梁實(shí)際變形遠(yuǎn)大于預(yù)期值。熊英[3]通過(guò)研究得出先澆梁段在接縫處鑿毛的質(zhì)量以及接縫混凝土的密實(shí)度對(duì)接縫的影響較大。李國(guó)平等[4]對(duì)分段成型的橋梁混凝土結(jié)構(gòu)中常用的四類(lèi)接縫進(jìn)行耐久性研究，認(rèn)為接縫是影響混凝土耐久性最關(guān)鍵的部位。趙若昀等[5]通過(guò)試驗(yàn)得出混凝土強(qiáng)度越高，預(yù)制混凝土橋面板濕接縫收縮應(yīng)力越大。Kim等[6]通過(guò)超高性能混凝土預(yù)制節(jié)段接縫的直剪試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，齒鍵數(shù)量的增加的同時(shí)破壞荷載也逐漸上升。姜海波等[7-8]研究發(fā)現(xiàn)，在剪跨比小于或等于2.0時(shí),預(yù)制節(jié)段干接縫體外預(yù)應(yīng)力混凝土梁的抗剪承載力小于相應(yīng)的整體式混凝土梁的抗剪承載力。沈殷等[9]認(rèn)為當(dāng)節(jié)段預(yù)制拼裝混凝土橋梁接縫面的抗剪承載力計(jì)算不可忽略剪應(yīng)力的非均勻分布特征。袁愛(ài)民等[10]提出，配筋剪力鍵膠接縫直剪承載力計(jì)算的建議公式。劉杰等[11]以虎門(mén)大橋輔航道橋?yàn)樵?，制作分段澆筑?jiǎn)支梁進(jìn)行試驗(yàn)，得出節(jié)段接縫抗剪剛度降低系數(shù)約為0.244。Veletzos等[12]、Kim等[13]對(duì)橋梁接縫抗震進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)加入抗剪連接結(jié)構(gòu)可以減弱震后的損傷。Gopal等[14]研究發(fā)現(xiàn)，增加齒鍵數(shù)量可有效提高超高性能纖維混凝土齒鍵接縫的抗剪承載力。

已有研究表明,橋梁節(jié)段接縫力學(xué)性能對(duì)橋梁的整體安全性能的影響不可忽略[15]。不同學(xué)者針對(duì)接縫某一特定方面進(jìn)行了具體的研究，但是針對(duì)大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋懸臂施工縫抗彎性能的研究較少。采用節(jié)段混凝土接縫抗彎試驗(yàn)?zāi)M連續(xù)剛構(gòu)橋懸臂施工，考慮截面配筋的直徑、布筋間距、界面處理和預(yù)應(yīng)力施加等因素對(duì)接縫抗彎性能的影響，分析各因素影響規(guī)律，對(duì)比分析不同彎曲下?lián)侠碚?，為橋梁跨中?jié)段接縫抗彎下?lián)峡刂铺峁﹨⒖家罁?jù)，對(duì)保障整橋的使用安全、促進(jìn)預(yù)應(yīng)力連續(xù)剛構(gòu)橋健康發(fā)展有積極意義。

1 原材料及試驗(yàn)方法

1.1 原材料

1.1.1 水泥

本試驗(yàn)配制不同配合比試件，在水泥選用上有華潤(rùn)上思P.П 42水泥和華潤(rùn)上思P.П 52.5水泥兩種，所選用水泥各項(xiàng)物理性能指標(biāo)如表1所示。

1.1.2 集料

(1)粗集料。試驗(yàn)碎石采自靈山縣新金雞石場(chǎng)，碎石粒徑有4.75～9.5 mm，9.5～19 mm兩種規(guī)格。碎石的吸水率為0.33%，針片狀顆粒含量為6.0%，表觀密度為2 704 kg/m3。

(2)細(xì)集料。細(xì)集料選用廣西合浦縣石灣鎮(zhèn)建林砂場(chǎng)的河砂，其細(xì)度模數(shù)為2.8，表觀密度為2 650 kg/m3，堆積密度為1 574 kg/m3，含泥量為2.2%。

1.1.3 摻合料

試驗(yàn)摻合料采用廣西欽州藍(lán)島粉煤灰，粉煤灰等級(jí)為Ⅰ級(jí)。其性能指標(biāo)如表2所示。

表2 粉煤灰的性能指標(biāo)Table 2 Performance index of fly ash

1.1.4 水和外加劑

外加劑采用廣西新廣建GJHP-S號(hào)聚羧酸緩凝型減水劑。外加劑摻量1.0%時(shí)，減水率為34%。拌合用水采用本地井水，經(jīng)檢測(cè)符合《混凝土用水標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ 63—2006)要求。

1.2 混凝土配合比設(shè)計(jì)

考慮不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)可能對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生影響，試驗(yàn)設(shè)計(jì)3種混凝土配合比。通過(guò)混凝土強(qiáng)度差異，區(qū)分不同配合比試件。配合比設(shè)計(jì)分為三組，A組設(shè)計(jì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40；B組設(shè)計(jì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50；C組設(shè)計(jì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C55。各組配合比如表3所示。

表3 不同標(biāo)號(hào)混凝土配合比Table 3 Concrete mix ratio of different grades

表3所示的三組混凝土配合比中：A組粉煤灰摻量為15%，外加劑摻量為1.2%，水膠比為0.39；B組粉煤灰摻量為15%，外加劑摻量為1.6%，水膠比為0.32；C組粉煤灰摻量為10%，外加劑摻量為1.7%，水膠比為0.31。

1.3 主要試驗(yàn)方法

1.3.1 抗彎試驗(yàn)設(shè)計(jì)依據(jù)

混凝土梁式構(gòu)件以彎曲作用下的撓度作為設(shè)計(jì)控制的主要指標(biāo)。在《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG 3362—2018)中，橋梁構(gòu)件受彎的撓度采用結(jié)構(gòu)力學(xué)的方法進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，本文根據(jù)此方法推導(dǎo)三分點(diǎn)加載方式下的試件彎曲下?lián)瞎?，以此進(jìn)行節(jié)段接縫抗彎試驗(yàn)設(shè)計(jì)。

在結(jié)構(gòu)力學(xué)中，撓度方程為

(1)

式(1)中：MF為荷載F作用在試件的某一位置x時(shí)所產(chǎn)生的彎矩；E為彈性模量，MPa；I為截面慣性矩，mm4；EI為抗彎剛度；C1、C2為常數(shù)。

撓度計(jì)算采用疊加法處理，先計(jì)算F/2作用于三分點(diǎn)時(shí)的撓度，再疊加計(jì)算合力F作用時(shí)的撓度。利用連續(xù)性與邊界條件計(jì)算得到荷載F/2單獨(dú)作用于左邊三分點(diǎn)時(shí)跨中撓度v1，可表示為

(2)

式(2)中：F為荷載；l為試件支承跨徑。

因此總撓度f(wàn)為

(3)

依據(jù)式(3)和三分點(diǎn)加載方式對(duì)節(jié)段接縫抗彎試驗(yàn)進(jìn)行設(shè)計(jì)。

1.3.2 試驗(yàn)方案

(1)素混凝土抗彎試驗(yàn)方案。對(duì)于素混凝土試件，跨中截面考慮試件是否分段以及分段截面鑿毛與否對(duì)接縫抗彎性能的影響?；炷僚浜媳炔捎肂組，整澆試件、分段鑿毛試件和分段不鑿毛試件每組制作試件3個(gè)，共制作9個(gè)試件?？箯澰嚰叽鐬?50 mm×150 mm×550 mm，試件編號(hào)及參數(shù)如表4所示。

(2)鋼筋混凝土抗彎試驗(yàn)方案。鋼筋混凝土抗彎試件尺寸為150 mm×150 mm×550 mm，跨中截面考慮分段和不分段兩種狀況，研究接縫對(duì)混凝土節(jié)段抗彎性能的影響。

試驗(yàn)通過(guò)分段澆筑來(lái)模擬橋梁懸臂施工狀況，對(duì)分段截面采用不同的配筋方案，研究布筋間距、布筋形式等因素對(duì)接縫抗彎性能的影響。

布筋間距為30～90 mm，每組間隔10 mm。鋼筋分別選用Φ8 mm和Φ12 mm兩種型號(hào)，Φ8 mm和Φ12 mm除了每層鋼筋數(shù)不同，其他情況均相同，Φ8 mm試件每層布置兩根鋼筋，Φ12 mm試件每層布置一根鋼筋，Φ8 mm鋼筋試件的布筋如圖1所示。

表4 試件編號(hào)及對(duì)應(yīng)參數(shù)Table 4 Specimen number and corresponding parameters

圖1 試件尺寸Fig.1 Specimen size

素混凝土和鋼筋混凝土的整澆試件均采用標(biāo)準(zhǔn)塑料試模進(jìn)行制作，分段澆筑試件均采用定制木試模制作。鋼筋混凝土試件的鋼筋籠采用兩根短鋼筋綁吊在試模之中，以保證鋼筋骨架在試件合適的位置并滿足混凝土保護(hù)層厚度的要求。木試模中間采用15 mm橫隔板進(jìn)行分隔，橫隔板比側(cè)板高3 cm。普通鋼筋需要預(yù)先穿過(guò)隔板進(jìn)行綁扎。

鋼筋混凝土試件的混凝土配合比采用B組，試件編號(hào)及設(shè)計(jì)參數(shù)如表5所示。

(3) 預(yù)應(yīng)力混凝土彎曲試驗(yàn)方案。跨中截面同樣考慮分段和整澆兩種狀況，通過(guò)改變施加在試件上的縱向預(yù)應(yīng)力大小，研究接縫和預(yù)應(yīng)力大小節(jié)段抗彎性能的影響。

預(yù)應(yīng)力筋采用上下兩層布置，每層布筋1根，預(yù)應(yīng)力管道布置間距為70 mm。預(yù)應(yīng)力螺桿采用Φ12 mm光圓鋼筋加工而成，螺桿長(zhǎng)為650 mm，在螺桿兩端各開(kāi)牙口150 mm。試件預(yù)應(yīng)力采用后張法施加，為使螺桿能夠順利穿過(guò)預(yù)應(yīng)力管道，塑料套管內(nèi)徑較螺桿直徑大2 mm。

預(yù)應(yīng)力混凝土抗彎試件尺寸為150 mm×550 mm，試件混凝土配合比采用B組，試件編號(hào)及設(shè)計(jì)參數(shù)如表6所示。

1.3.3 試驗(yàn)加載與數(shù)據(jù)處理

試驗(yàn)采用WAW-1000B型液壓數(shù)顯微機(jī)萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，通過(guò)調(diào)節(jié)夾具支座至設(shè)計(jì)跨徑，旋轉(zhuǎn)試件90°使?jié)仓娉蛘胺?，?biāo)注出兩個(gè)支承位置和三分點(diǎn)加載位置線，將試件平穩(wěn)放置在支座上并與夾具均勻接觸，如圖2所示。

試件加載時(shí)應(yīng)控制加載速率在0.15～0.25 kN/s，在加載開(kāi)始前讀取跨中千分表讀數(shù)，在加載過(guò)程中每5 kN對(duì)千分表?yè)隙茸x數(shù)進(jìn)行一次記錄，直至試件破壞卸載。試驗(yàn)結(jié)束后將記錄數(shù)據(jù)繪制成為荷載-撓度曲線。

表5 試件編號(hào)及對(duì)應(yīng)參數(shù)Table 5 Specimen number and corresponding parameters

表6 試件編號(hào)及對(duì)應(yīng)參數(shù)Table 6 Specimen number and corresponding parameters

圖2 試件加載圖Fig.2 Test-piece loading

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 接縫對(duì)素混凝土節(jié)段接縫抗彎試驗(yàn)結(jié)果與分析

3種狀況下的素混凝土試件跨中開(kāi)裂截面如圖3所示。

素混凝土試件在整澆試件、分段不鑿毛和分段鑿毛3種狀況下對(duì)應(yīng)的抗彎強(qiáng)度如圖4所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，整體澆筑試件的抗彎強(qiáng)度最大，分段鑿毛試件次之，分段不鑿毛試件的抗彎強(qiáng)度最小。從開(kāi)裂后的試件截面來(lái)分析原因，整體澆筑試件的骨料在跨中開(kāi)裂截面上交錯(cuò)分布，表面粗糙、斷面棱角多，分布較為均勻，試件兩端骨料在開(kāi)裂前融合充分，提供良好的抗彎能力；而分段鑿毛試件骨料填充不佳，僅有較細(xì)骨料相互嵌擠，黏結(jié)性能中等。鑿毛處理是為了去除表面浮漿，漏出截面骨料，以增加新舊混凝土結(jié)合能力?？紤]到鑿毛后易對(duì)原有骨料的穩(wěn)固性產(chǎn)生影響，處理后混凝土骨料露出效果也難以與整澆狀態(tài)一致，因此分段鑿毛試件抗彎強(qiáng)度較整澆試件有所降低。

圖3 試件跨中開(kāi)裂截面Fig.3 Mid span cracked section of specimen

圖4 不同截面處理方式的抗彎強(qiáng)度值Fig.4 Flexural strength values of different cross-section treatments

相較于鑿毛處理試件，分段不鑿毛試件的斷面基本保持平整。開(kāi)裂后，裂縫兩端混凝無(wú)土骨料相互嵌擠現(xiàn)象，黏結(jié)性能最差，抗彎強(qiáng)度最低。在橋梁懸臂施工過(guò)程中，梁段間的接縫使得橋梁的整體性受到破壞，抗彎開(kāi)裂荷載減小，更易產(chǎn)生開(kāi)裂，加劇橋梁跨中下?lián)稀?/p>

綜合素混凝土節(jié)段接縫抗彎試驗(yàn)分析認(rèn)為，分段澆筑接縫處的浮漿會(huì)影響截面混凝土的黏合性，采用鑿毛手段處理后，分段接縫處混凝土骨料接觸面積增大，混凝土結(jié)合效果得到增強(qiáng)。考慮到試驗(yàn)僅采用手工鑿毛方式處理，在橋梁施工中對(duì)接縫處混凝土采用機(jī)械鑿毛會(huì)使結(jié)合效果進(jìn)一步提升。

2.2 鋼筋混凝土節(jié)段接縫抗彎試驗(yàn)結(jié)果分析

鋼筋混凝土試件破壞形態(tài)如圖5所示。

圖5 鋼筋混凝土試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of reinforced concrete specimens

2.2.1 接縫對(duì)節(jié)段抗彎性能的影響

Φ8 mm和Φ12 mm兩種鋼筋混凝土試件在不同荷載作用下分段澆筑與整體澆筑的跨中撓度結(jié)果如圖6所示。可以看出，在相同撓度下，兩種鋼筋試件的整澆試件開(kāi)裂荷載始終大于分段澆筑試件開(kāi)裂荷載。結(jié)合素混凝土抗彎試驗(yàn)結(jié)果認(rèn)為，由于分段接縫處存在明顯薄弱截面，試件開(kāi)裂由分段接縫處產(chǎn)生，而分段界面較為平整，在加載過(guò)程中分段澆筑試件一旦產(chǎn)生開(kāi)裂，裂縫將迅速向上擴(kuò)展，開(kāi)裂后分段澆筑試件的抗彎能力發(fā)生嚴(yán)重衰減，而不存在分段薄弱截面，因此整體澆筑試件在抗彎能力上好于分段澆筑試件。

圖6 整體澆筑與分段澆筑荷載撓度對(duì)比Fig.6 Comparison of load displacement between integral casting and sectional casting

兩種鋼筋試件在相同荷載作用下整澆試件與分段澆筑試件的撓度結(jié)果如圖7所示。

由圖7可知，整體澆筑的Φ8 mm和Φ12 mm鋼筋試件在相同荷載下的撓度均小于對(duì)應(yīng)的分段澆筑試件。對(duì)比整體澆筑與分段澆筑試件的撓度差發(fā)現(xiàn)，兩組試件在約75 kN時(shí)撓度差最小，在其余荷載大小作用時(shí)，撓度差均有所增大。

分段澆筑試件由于開(kāi)裂較早，在加載水平較低時(shí)，試件破壞較整體澆筑試件更為嚴(yán)重，此時(shí)撓度差較大；當(dāng)荷載繼續(xù)增大，整體澆筑試件的裂縫增加，下?lián)纤俣燃涌?，此時(shí)整體澆筑試件與分段澆筑試件的撓度差縮小；當(dāng)荷載增大到75 kN后，分段澆筑試件的鋼筋開(kāi)始屈服，此時(shí)整體澆筑試件與分段澆筑試件的撓度差重新增大。對(duì)比兩種澆筑方式在相同荷載作用下的撓度，經(jīng)過(guò)計(jì)算，Φ8 mm鋼筋試件分段澆筑較整體澆筑時(shí)剛度下降31.6%；Φ12 mm鋼筋試件分段澆筑較整體澆筑時(shí)剛度下降36.7%。

圖7 不同澆筑情況下試件撓度值Fig.7 Comparison of specimen torsion under different casting conditions

圖8 試件不同布筋間距下的撓度值Fig.8 Deflection value of under different reinforcement spacing

綜合分析可知，分段澆筑的接縫是導(dǎo)致鋼筋混凝土梁剛度下降的重要因素。

2.2.2 布筋間距對(duì)節(jié)段接縫抗彎性能的影響

不同鋼筋混凝土試件布筋間距的撓度變化規(guī)律如圖8所示。

由圖8可知，相同布筋間距的試件，隨著荷載的增大，跨中撓度值呈線性增大趨勢(shì)。在相同荷載作用下，試件布筋間距越大，試件的撓度值越?。挥蓴M合曲線(圖8)可知，隨著試件布筋間距的線性增大，試件撓度值呈現(xiàn)非線性減小關(guān)系，布筋間距較大時(shí)，試件撓度減小放緩。綜合以上分析認(rèn)為，加大鋼筋布筋間距對(duì)節(jié)段接縫性能的提升有幫助，但隨著布筋間距的不斷增大，提升效果有所減弱。

2.2.3 布筋形式對(duì)節(jié)段接縫抗彎性能的影響

定義剛度剩余率系數(shù)k，用于表示開(kāi)裂后與開(kāi)裂前剛度的比值，同時(shí)定義Bcr為開(kāi)裂后試件剛度，B0為開(kāi)裂前試件剛度，則三者關(guān)系為

Bcr=kB0=kE0l0

(4)

式(4)中：E0為鋼筋混凝土復(fù)合彈性模量，MPa；l0為鋼筋混凝土復(fù)合抗彎慣性矩，mm4。

鋼筋混凝土試件的復(fù)合剛度使用混凝土與鋼筋材料特性按復(fù)合公式求出。

E0I0=EcIc+EaIa

(5)

式(5)中：Ec為混凝土彈性模量，MPa；Ea為鋼筋彈性模量，MPa；Ic為混凝土抗彎慣性矩，mm4；Ia為鋼筋骨架抗彎慣性矩，mm4。

將式(4)和式(5)代入式(6)得到試件撓度差值與荷載差值的變化關(guān)系為

(6)

式(6)中：Δy為撓度差值，mm；ΔP為荷載差值，kN。

從而得出剛度剩余率k為

(7)

由式(7)得到鋼筋混凝土分段澆筑試件開(kāi)裂后的剛度剩余率k計(jì)算結(jié)果如圖9所示。

圖9 分段澆筑試件開(kāi)裂后的剛度剩余系數(shù)Fig.9 Stiffness reduction factor of different reinforcement arrangement forms

由圖9中的k值大小可以看出，分段澆筑試件開(kāi)裂后剛度下降明顯，兩種布筋形式下試件的剛度損失均超過(guò)85%，最高剩余剛度僅為11%左右。在相同布筋間距下，采用四根Φ8 mm鋼筋的布置方式比采用兩根Φ12 mm鋼筋的布置方式剩余剛度更大。

由試驗(yàn)結(jié)果分析認(rèn)為，相較于采用兩根鋼筋的布置方式進(jìn)行抗彎，在試件開(kāi)裂后，四根鋼筋布置方式參與截面抵抗彎曲時(shí)，對(duì)混凝土整體約束效果更好。四根Φ8 mm鋼筋截面配筋率為0.893%，兩根Φ12 mm鋼筋截面配筋率為1.005%。四根Φ8 mm鋼筋的布置形式在更節(jié)省鋼筋的情況下，對(duì)節(jié)段接縫抗彎的效果也更好。

綜合兩種布筋形式的試驗(yàn)結(jié)果認(rèn)為，采用分散布筋的方式效果更佳；在鋼筋直徑的選取上，分散布筋方式可以考慮選用偏小一號(hào)鋼筋，在降低配筋率節(jié)約成本的同時(shí)，也能取得更好的節(jié)段接縫抗彎效果。

2.3 預(yù)應(yīng)力混凝土節(jié)段接縫抗彎試驗(yàn)結(jié)果分析

預(yù)應(yīng)力混凝土試件破壞后形態(tài)如圖10所示。

圖10 預(yù)應(yīng)力混凝土試件破壞形態(tài)Fig.10 Failure modes of prestressed concrete specimens

2.3.1 接縫對(duì)節(jié)段抗彎性能的影響

取相同荷載作用下，預(yù)應(yīng)力整體澆筑試件與預(yù)應(yīng)力分段澆筑試件的撓度結(jié)果如圖11所示。

圖11 相同荷載作用下預(yù)應(yīng)力試件撓度Fig.11 Comparison of Deflection of Segmented and Whole Cast Specimens under the Same Load

由圖11可知，在相同荷載作用下，預(yù)應(yīng)力分段澆筑試件的撓度遠(yuǎn)大于整體澆筑試件，因?yàn)榉侄螡仓嚰慕涌p降低了試件的整體剛度，不利于試件的抗彎，使得預(yù)應(yīng)力混凝土整澆試件的抗彎性能要好于分段澆筑試件抗彎性能，與素混凝土試件和鋼筋混凝土試件試驗(yàn)結(jié)果一致。

2.3.2 預(yù)應(yīng)力大小對(duì)節(jié)段接縫抗彎性能的影響

預(yù)應(yīng)力試件的預(yù)應(yīng)力-撓度曲線如圖12所示，荷載-撓度曲線如圖13所示。

由圖12可以看出，預(yù)應(yīng)力混凝土試件分為開(kāi)裂前和開(kāi)裂后兩個(gè)階段。在預(yù)應(yīng)力混凝土試件開(kāi)裂前，由于試件內(nèi)預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的抵抗下?lián)蠌澗剌^大，預(yù)應(yīng)力的作用在試件內(nèi)占主導(dǎo)地位，試件跨中撓度值為零。隨著加載的繼續(xù)，預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的抵抗下?lián)蠌澗刂饾u被施加的彎曲荷載平衡，接縫處混凝土粘

圖12 預(yù)應(yīng)力-撓度曲線Fig.12 Prestress-deflection curves

圖13 荷載-撓度曲線Fig.13 Load-deflection curves

結(jié)失效后，試件分段薄弱面上產(chǎn)生開(kāi)裂，開(kāi)裂后試件的撓度增長(zhǎng)趨勢(shì)基本一致，隨著荷載的增大，撓度增加。此外，通過(guò)對(duì)比不同預(yù)應(yīng)力大小試件發(fā)現(xiàn)，預(yù)應(yīng)力越大的試件開(kāi)裂越遲，因此得出提高預(yù)應(yīng)力大小可以延緩試件開(kāi)裂的時(shí)間。

由圖13可知，施加預(yù)應(yīng)力越小，試件跨中撓度越大。以20 kN作為預(yù)應(yīng)力施加基準(zhǔn)，隨著預(yù)應(yīng)力損失的增大，試件撓度的變化呈現(xiàn)先慢速增長(zhǎng)后快速增長(zhǎng)趨勢(shì)。預(yù)應(yīng)力在12～20 kN時(shí)，預(yù)應(yīng)力處于較高水平，施加高水平的預(yù)應(yīng)力更有助于控制試件開(kāi)裂后的裂縫擴(kuò)展；預(yù)應(yīng)力在8～12 kN時(shí)，試件預(yù)應(yīng)力處于較低水平。此時(shí)分段試件受彎，預(yù)應(yīng)力抗彎作用很快被施加荷載抵消，試件過(guò)早的開(kāi)裂會(huì)產(chǎn)生更大的撓度。由此認(rèn)為分段澆筑試件施加高水平的預(yù)應(yīng)力能更有效地控制跨中撓度。

3 不同彎曲下?lián)侠碚搶?duì)比分析

根據(jù)“非零應(yīng)矩”試驗(yàn)，文獻(xiàn)[15]提出了彎曲定律：在彈性純彎曲時(shí)，彎應(yīng)矩與線應(yīng)變成正比。彎曲定律中使用Gw表示彎曲彈性模量，采用絕對(duì)靜矩來(lái)表示抗彎能力。絕對(duì)靜矩相較于靜矩的區(qū)別，在于靜矩通過(guò)形心取矩時(shí)為零，而絕對(duì)靜矩通過(guò)形心取矩不為零。

受到彎曲定律的啟發(fā)，在彎曲過(guò)程中對(duì)混凝土受力取微元體進(jìn)行分析，現(xiàn)有彎曲理論將作用到微元體上的正應(yīng)力簡(jiǎn)化為一個(gè)微小平均應(yīng)力，而這個(gè)新的彎曲理論用絕對(duì)靜矩代替截面慣性矩表征截面抗彎能力，認(rèn)為即使微元體取得再小，微元體上的正應(yīng)力在上下部位仍存在大小差異，使得微元體存在上下切割趨勢(shì)，混凝土在這種趨勢(shì)下的開(kāi)裂受剪切模量控制。當(dāng)混凝土切向受力大于其抗剪切能力時(shí)，混凝土產(chǎn)生破壞。梁體受彎時(shí)，梁頂或梁底作為最薄弱環(huán)節(jié)參與彎曲，應(yīng)與彎曲彈性模量Gw取值相關(guān)。梁頂與梁底距中性軸距離為h/2，其中h為梁高，考慮使用h/2與剪切模量G組合表示Gw。

根據(jù)以上分析，將Gh/2與絕對(duì)靜矩|sz|的乘積替換三分點(diǎn)加載下試件的跨中撓度計(jì)算公式中的EI，得到新理論的跨中撓度計(jì)算公式為

(8)

將式(8)和式(3)兩種新舊理論撓度公式計(jì)算結(jié)果分別與不同標(biāo)號(hào)素混凝土整澆試件彎曲下?lián)显囼?yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖14所示。

圖14 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算對(duì)比Fig.14 Comparison between test results and calculation

由圖14可以發(fā)現(xiàn)：從總體上看，現(xiàn)行理論計(jì)算值比實(shí)測(cè)值偏小，試件平均實(shí)測(cè)撓度約為現(xiàn)行理論計(jì)算值的1.25倍，對(duì)于橋梁安全性設(shè)計(jì)是不利的。

新理論撓度計(jì)算值比的預(yù)測(cè)結(jié)果偏大，原因可以從試驗(yàn)誤差方面進(jìn)行分析：①在試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)認(rèn)為，萬(wàn)能壓力機(jī)對(duì)試件產(chǎn)生的彎矩使試件只發(fā)生豎向彎曲。但實(shí)際情況中，由于試件高度方向與寬度方向的尺寸一致，在加載過(guò)程中受到夾具等因素的影響，施加荷載中的一部分使試件發(fā)生了橫向抗彎，導(dǎo)致實(shí)際用于豎向彎曲的荷載相較荷載記錄值要小，當(dāng)荷載全部作用于試件豎向彎曲時(shí)測(cè)得的撓度值應(yīng)有所增大，會(huì)更接近新理論的預(yù)測(cè)值；②由于試件跨徑較小，在進(jìn)行彎曲撓度測(cè)量時(shí)，跨中撓度受三分點(diǎn)加載影響較大。雖然試驗(yàn)的撓度測(cè)量點(diǎn)設(shè)在跨中，但三分點(diǎn)加載上部夾具的施荷點(diǎn)距離較近，在試件小變形時(shí)，試件的跨中撓度與三分點(diǎn)撓度幾乎一致，因此采用跨中撓度計(jì)算公式存在較大誤差，應(yīng)使用三分點(diǎn)撓度公式進(jìn)行對(duì)比分析更合理。綜上所述，在排除試驗(yàn)誤差的情況下，認(rèn)為新理論的撓度計(jì)算更接近實(shí)測(cè)。

4 結(jié)論

對(duì)分段混凝土試件在不同界面處理方式下的抗彎性能進(jìn)行研究，考慮界面鑿毛、截面配筋、預(yù)應(yīng)力作用等因素的影響，對(duì)比分析不同彎曲下?lián)侠碚?，得出如下主要結(jié)論。

(1)浮漿對(duì)接縫處混凝土的黏結(jié)效果影響顯著，鑿毛處理能有效地提高混凝土界面黏結(jié)能力。

(2)截面布筋間距對(duì)節(jié)段接縫試件抗彎的影響是非線性的，布筋間距過(guò)大或過(guò)小都會(huì)導(dǎo)致試件破壞荷載的降低。隨著布筋間距增大，試件抗彎剛度的提升會(huì)逐漸減弱。

(3)采用分散布筋的方式更利于鋼筋抗彎效果的發(fā)揮。在配筋率更低的情況下，采用四根Φ8 mm鋼筋布置較采用兩根Φ12 mm鋼筋布置的開(kāi)裂剩余剛度更大。

(4)縱向預(yù)應(yīng)力鋼筋對(duì)節(jié)段接縫抗彎的影響主要在于延緩試件開(kāi)裂的時(shí)機(jī)，施加高水平的預(yù)應(yīng)力更有效地控制分段澆筑試件的跨中撓度。

(5)不同標(biāo)號(hào)素混凝土整澆試件彎曲下?lián)显囼?yàn)結(jié)果表明，現(xiàn)行撓度公式計(jì)算結(jié)果均小于混凝土試件受彎下?lián)显囼?yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果；在偏安全的情況下，以絕對(duì)靜矩代替慣性矩的撓度計(jì)算值更接近實(shí)測(cè)值。