胡志堅(jiān)，鮑 安

(武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，湖北 武漢 430063)

0 引言

與傳統(tǒng)現(xiàn)澆橋墩相比，預(yù)制拼裝橋墩技術(shù)在施工質(zhì)量效率、經(jīng)濟(jì)環(huán)保等方面都具有明顯的優(yōu)越性[1]，是滿足新時(shí)代橋梁建設(shè)要求的重要手段。節(jié)段連接結(jié)構(gòu)是裝配式橋墩重要的組成環(huán)節(jié)[2]，為提高預(yù)制橋墩節(jié)段連接構(gòu)造的力學(xué)性能和施工效率，本研究在當(dāng)前連接構(gòu)造的基礎(chǔ)上，提出了應(yīng)用于預(yù)制橋墩節(jié)段間的榫卯剪力鍵與灌漿波紋管結(jié)合的新型連接形式。在地震力、車輛制動(dòng)力、摩阻力、撞擊、風(fēng)荷載等橫向作用下，預(yù)制拼裝橋墩連接構(gòu)造需要承受較大的剪切作用，保證橋墩協(xié)同受力，因此對(duì)其抗剪性能開(kāi)展研究十分必要。

節(jié)段連接構(gòu)造的抗剪性能研究一直以來(lái)都是裝配式技術(shù)研究的重點(diǎn)和難點(diǎn)。目前國(guó)內(nèi)外關(guān)于橋梁上部結(jié)構(gòu)連接構(gòu)造抗剪性能的研究居多，取得了很多成果，并編入了相關(guān)規(guī)范。Zhou等[3]進(jìn)行了一系列節(jié)段拼裝橋梁原尺寸接縫直剪試驗(yàn)，結(jié)果表明接縫的抗剪承載力隨著側(cè)壓力的增大而提高；膠接縫的抗剪承載力高于干接縫，但其受剪破壞更加突然。吳威業(yè)[4]對(duì)后張拉預(yù)應(yīng)力裝配式橋墩節(jié)段接縫進(jìn)行了直剪試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)平接縫的受剪滑移量明顯大于鍵齒接縫，預(yù)應(yīng)力或鍵齒個(gè)數(shù)的增加均對(duì)節(jié)段連接的抗剪承載力有明顯的提高作用。何佳樂(lè)[5]對(duì)不同配筋構(gòu)造的鍵齒接縫進(jìn)行了直剪試驗(yàn)研究，結(jié)果表明鍵齒通過(guò)加強(qiáng)配筋后，其抗剪承載力得到顯著提高，破壞后的殘余承載能力也有所增加。除此之外國(guó)內(nèi)學(xué)者如劉釗團(tuán)隊(duì)[6-8]、袁愛(ài)民等[9-10]、蔡政等[11]、沈殷等[12]都對(duì)節(jié)段接縫抗剪性能開(kāi)展了相關(guān)研究分析。以上研究均是針對(duì)直剪破壞形態(tài)展開(kāi)的接縫受剪性能分析，適用于橋梁上部結(jié)構(gòu)抗剪，因?yàn)楣?jié)段拼裝梁的接縫處鋼筋不連續(xù)，不能傳遞拉力，使其在懸臂施工過(guò)程中或靠近支座的接縫位置容易出現(xiàn)直剪破壞[13]。而預(yù)制拼裝橋墩和節(jié)段梁結(jié)構(gòu)相比，施工方式和受力特點(diǎn)均不相同，通常采用鋼筋串聯(lián)節(jié)段，連接形式存在較大差異。關(guān)于預(yù)制橋墩節(jié)段連接構(gòu)造抗剪性能的研究目前還很缺乏，對(duì)其受剪破壞形態(tài)及機(jī)理尚不明確，有必要針對(duì)預(yù)制拼裝橋墩節(jié)段連接構(gòu)造開(kāi)展抗剪性能試驗(yàn)研究。

裝配式橋梁在建設(shè)過(guò)程中，由于現(xiàn)有技術(shù)以及施工環(huán)境等各方面因素的影響，不可避免地造成了實(shí)際施工與設(shè)計(jì)在尺寸以及布置形式上的偏差，目前國(guó)內(nèi)外預(yù)制橋梁施工工程中存在的大量問(wèn)題都可歸結(jié)于誤差控制的問(wèn)題[14]。目前國(guó)內(nèi)外關(guān)于裝配式橋梁構(gòu)件的誤差分析研究還很缺乏，關(guān)于施工累積誤差對(duì)連接構(gòu)造(接縫、波紋管連接、套筒連接)力學(xué)性能的影響尚不明確，缺乏相關(guān)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，有必要對(duì)此展開(kāi)進(jìn)一步研究。

本研究提出了應(yīng)用于預(yù)制橋墩節(jié)段間的榫卯剪力鍵與灌漿波紋管結(jié)合的新型連接形式。為驗(yàn)證新型連接結(jié)構(gòu)的可靠性，探究其剪切破壞機(jī)理，探明影響其抗剪強(qiáng)度的因素，設(shè)計(jì)了5組新型接頭的剪切試驗(yàn)進(jìn)行研究分析。試驗(yàn)參數(shù)包括截面形狀、采用波紋管或半灌漿套筒連接鋼筋，并研究了施工累積誤差對(duì)波紋管灌漿連接構(gòu)造抗剪性能的影響，得到了各組試件的變形、抗剪承載力以及破壞模式。

1 波紋管與榫卯結(jié)合的連接構(gòu)造簡(jiǎn)介

連接構(gòu)造如圖1所示，每個(gè)預(yù)制橋墩節(jié)段上下端均設(shè)計(jì)帶有連接接頭：節(jié)段上端中心設(shè)置凹槽構(gòu)造，在其周邊預(yù)埋波紋管；節(jié)段下端中心設(shè)置凸榫結(jié)構(gòu)，在其周邊延伸出豎向鋼筋。其中凹槽和凸榫的尺寸、位置以及豎向連接鋼筋與預(yù)埋波紋管的位置均一一對(duì)應(yīng)。裝配施工時(shí)首先在波紋管內(nèi)灌注灌漿料，然后將上節(jié)段的凸榫、豎向鋼筋分別與下節(jié)段的凹槽、灌漿波紋管進(jìn)行對(duì)接，完成拼裝。該新型連接構(gòu)造設(shè)計(jì)的優(yōu)點(diǎn)在于：從施工效率的角度出發(fā)，連接構(gòu)造采用統(tǒng)一構(gòu)造形式匹配預(yù)制，有利于工廠大批量標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)。波紋管灌漿工藝流程簡(jiǎn)便，灌漿密實(shí)度能夠得到保證；凸榫與凹槽對(duì)接有助于預(yù)制節(jié)段間的快速定位，在提高拼裝精度的同時(shí)也提高了施工效率。從力學(xué)性能的角度出發(fā)，采用灌漿波紋管連接豎向鋼筋，錨固效應(yīng)能夠得到保障；采用榫卯剪力鍵能夠提高連接構(gòu)造在節(jié)段間的連續(xù)性，既能增加整體性，也能提高連接構(gòu)造的橫向抗剪作用，減小在地震、撞擊等橫向荷載作用下預(yù)制節(jié)段間的剪切滑移，利于修復(fù)。

圖1 連接構(gòu)造示意圖Fig.1 Schematic diagram of connection structure

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

本研究以江西昌九高速改擴(kuò)建工程橋南村跨線天橋的預(yù)制拼裝橋墩為實(shí)際工程背景，根據(jù)新型連接構(gòu)造的設(shè)計(jì)特點(diǎn)，采用1∶5縮尺比共設(shè)計(jì)5組新型接頭試件進(jìn)行剪切試驗(yàn)研究，具體參數(shù)見(jiàn)表1。每個(gè)試件通過(guò)裝配后帶有2個(gè)對(duì)稱的連接接頭以及1個(gè)加載段、2個(gè)對(duì)稱支撐邊塊，以進(jìn)行對(duì)稱的接頭剪切試驗(yàn)。每個(gè)接頭長(zhǎng)180 mm，由拼裝接縫、榫卯剪力鍵和灌漿波紋管(半灌漿套筒)組成。根據(jù)作動(dòng)器的接觸面積，將300 mm×300 mm的加載段頂面作為加載面。試驗(yàn)主要研究對(duì)象為接頭的抗剪性能，為保證其他部位的強(qiáng)度，避免發(fā)生提前破壞，對(duì)支撐塊和加載段均進(jìn)行了必要的構(gòu)造配筋。

表1 試件參數(shù)Tab.1 Specimen parameters

其中，根據(jù)新型連接構(gòu)造特點(diǎn)，設(shè)計(jì)新型接頭試件F1，Y1。F1試件接頭采用300 mm×300 mm的方形截面，凹槽與凸榫的尺寸為120 mm×120 mm×50 mm；接頭區(qū)域采用4個(gè)金屬波紋管連接縱向鋼筋，波紋管外直徑為35 mm，壁厚1.5 mm，長(zhǎng)度為150 mm，縱向連接鋼筋的直徑為14 mm，鋼筋在波紋管內(nèi)的伸入長(zhǎng)度為150 mm，如圖2(a)所示；凸榫縱筋為左右排列，F(xiàn)1一般構(gòu)造示意圖如圖3所示。改變截面形狀設(shè)計(jì)Y1接頭，采用直徑為300 mm的圓形截面，凹槽和凸榫的直徑為120 mm，深50 mm；為保證方圓截面接頭配筋率一致，縱向鋼筋直徑取12 mm，其他構(gòu)造同試件F1。

圖2 鋼筋在波紋管中的安裝長(zhǎng)度Fig.2 Installation length of reinforcement in bellow

圖3 F1構(gòu)造與尺寸示意圖(單位：mm)Fig.3 Schematic diagrams of F1 structure and dimensions (unit: mm)

F3試件接頭采用半灌漿套筒連接縱向鋼筋，鋼套筒的外直徑為34 mm，長(zhǎng)150 mm，凸榫縱筋為上下排列，其他構(gòu)造同試件F1。

根據(jù)美國(guó)《預(yù)制橋梁構(gòu)件和系統(tǒng)公差建議指南》(Proposed Guidelines for Prefabricated Bridge Elements and Systems Tolerances)[15]，預(yù)制橋墩節(jié)段連接在豎直方向上的公差主要有上節(jié)段長(zhǎng)度最大制作允許偏差12.7 mm，下節(jié)段頂面標(biāo)高最大安裝允許偏差12.7 mm，節(jié)段拼接面最大傾斜允許偏差約3.1 mm，累積誤差共31.6 mm，造成鋼筋伸入波紋管部分的長(zhǎng)度減小，使裝配后波紋管內(nèi)部出現(xiàn)無(wú)鋼筋灌漿段。為研究施工累積誤差對(duì)接頭波紋管連接造成的影響，在F1，Y1基礎(chǔ)上，減小鋼筋在波紋管內(nèi)的伸入長(zhǎng)度至120 mm，分別設(shè)計(jì)F2，Y2接頭，波紋管內(nèi)存在30 mm沒(méi)有鋼筋通過(guò)的灌漿段，如圖2(b)所示，其錨固長(zhǎng)度滿足文獻(xiàn)[16]中的建議值。

2.2 材料性能

試件混凝土均采用C50強(qiáng)度等級(jí)，根據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2019)[17]，采用與試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜐沧⑾嗤蔚幕炷林谱鬟呴L(zhǎng)為150 mm×150 mm×300 mm的3組棱柱體標(biāo)準(zhǔn)試塊進(jìn)行測(cè)試，得到的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度均值分別為53.8，50.3，46 MPa?？v向連接鋼筋型號(hào)采用HRB400，經(jīng)測(cè)試實(shí)際屈服強(qiáng)度為510 MPa，極限強(qiáng)度為645 MPa。采用高強(qiáng)無(wú)收縮水泥灌漿料，性能指標(biāo)按照行業(yè)規(guī)范《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408—2019)[18]和上海市地方規(guī)范《預(yù)制拼裝橋墩技術(shù)規(guī)程》(DG/TJ 08-2160—2015)[19]的要求，1 d抗壓強(qiáng)度≥35 MPa，3 d抗壓強(qiáng)度≥60 MPa，28 d抗壓強(qiáng)度≥100 MPa，灌漿料初始流動(dòng)度≥300 mm，30 min后流動(dòng)度≥260 mm。

2.3 加載方案與測(cè)試

試驗(yàn)加載及測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。采用30 kN的力對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載，卸載后進(jìn)行分級(jí)加載，每級(jí)荷載10 kN，試件開(kāi)裂后改為每級(jí)荷載5 kN，直至試件破壞并停止試驗(yàn)。試驗(yàn)的測(cè)試內(nèi)容包括荷載、位移、鋼筋應(yīng)變和混凝土裂縫發(fā)展。試驗(yàn)時(shí)通過(guò)作動(dòng)器傳感器記錄實(shí)時(shí)荷載數(shù)據(jù)；加載段底面布設(shè)百分表位移計(jì)記錄試件變形；根據(jù)新型連接的3個(gè)控制界面，在節(jié)段間的拼接接縫Ⅰ，凸榫與凹槽的拼接界面Ⅱ和波紋管(半灌漿套筒)底部與鋼筋的連接位置Ⅲ處，分別布置SⅠ，SⅡ，SⅢ鋼筋應(yīng)變片；通過(guò)在接頭表面刻畫5 cm×5 cm的網(wǎng)格記錄裂縫發(fā)展。

圖4 試驗(yàn)加載及測(cè)點(diǎn)布置示意圖Fig.4 Schematic diagram of test loading and layout of measuring points

3 試驗(yàn)結(jié)果

主要試驗(yàn)結(jié)果匯總于表2。

表2 試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Test result

接下來(lái)對(duì)各接頭試件的試驗(yàn)情況進(jìn)行簡(jiǎn)要描述。

3.1 新型接頭試件F1，Y1

(1)裂縫發(fā)展及破壞形態(tài)

圖5、圖6分別為F1，Y1試件的裂縫發(fā)展示意圖，裂縫繪制圖中的裂縫編號(hào)表示其出現(xiàn)的先后順序，接頭段虛線從外向內(nèi)分別表示接縫、凸榫端部、波紋管(半灌漿套筒)底部3處界面。在加載初期，此類試件的裂縫主要在跨中出現(xiàn)，但裂縫的長(zhǎng)度寬度均很小，此時(shí)接頭全截面抵抗剪力作用；剪力繼續(xù)增加后，跨中裂縫發(fā)展滯緩，接頭段受到的剪力影響變大，出現(xiàn)若干與水平方向呈約45°、從接縫發(fā)展至加載處的斜裂縫；剪力繼續(xù)增加，其中F1接頭段中的破壞主裂縫出現(xiàn)在榫卯拼接處，最終貫通導(dǎo)致荷載回落，此后改為按位移加載，荷載始終無(wú)法超過(guò)最大值，但接頭并沒(méi)有完全失去抗剪承載力。由斜裂縫總體發(fā)展情況可知，接頭各控制界面均具有足夠的連接強(qiáng)度。

圖5 F1試件裂縫發(fā)展示意圖Fig.5 Schematic diagrams of crack propagation on specimen F1

圖6 Y1試件裂縫發(fā)展示意圖Fig.6 Schematic diagrams of crack propagation on specimen Y1

為觀察接頭凸榫的破壞形態(tài)，采用切割機(jī)對(duì)受剪破壞后的此類試件進(jìn)行切割，處理后的凸榫結(jié)構(gòu)如圖7所示，其中Y1凸榫雖遭切割破壞，但在其斷面上未見(jiàn)裂縫。由此可知，在接頭發(fā)生斜剪破壞的情況下，凸榫結(jié)構(gòu)較為完整，沒(méi)有明顯破壞現(xiàn)象，接頭發(fā)生的破壞以凹槽的斜剪破壞為主。

圖7 凸榫切割Fig.7 Tenon cutting

(2)鋼筋應(yīng)變

F1，Y1試件接頭3處控制界面處的鋼筋應(yīng)變曲線如圖8所示，根據(jù)曲線特點(diǎn)可知：在接頭開(kāi)裂前，應(yīng)變數(shù)值很?。辉诮宇^開(kāi)裂、裂縫發(fā)展后，應(yīng)變曲線出現(xiàn)突變拐點(diǎn)。接縫界面鋼筋應(yīng)變?nèi)鐖D8(a)、圖8(b)所示，由圖可知接縫處鋼筋在加載初期的應(yīng)力水平很低，變化很?。划?dāng)斜裂縫進(jìn)一步發(fā)展后，該處鋼筋受到拉力作用，應(yīng)變出現(xiàn)較大轉(zhuǎn)折；其中接縫上方鋼筋受到的拉力較大，在接頭發(fā)生破壞時(shí)接近于屈服狀態(tài)。圖8(c)為凸榫端部鋼筋應(yīng)變曲線，由圖可知在接頭受剪破壞過(guò)程中，凸榫鋼筋應(yīng)力水平較低，凸榫對(duì)抗剪強(qiáng)度的貢獻(xiàn)不大。圖8(d)和圖8(e)為鋼筋與波紋管底部連接處的應(yīng)變曲線，由圖可知在加載過(guò)程中，該處鋼筋總體的應(yīng)力水平都不大，表明該處連接強(qiáng)度可靠。

圖8 F1,Y1試件鋼筋應(yīng)變曲線Fig.8 Strain curves of reinforcement of specimens F1 and Y1

3.2 半灌漿套筒連接試件F3

(1)裂縫發(fā)展及破壞形態(tài)

圖9為F3試件的裂縫發(fā)展示意圖。在加載初期，試件跨中出現(xiàn)向上發(fā)展的微小裂縫，變化不明顯，此時(shí)接頭段沒(méi)有裂縫出現(xiàn)，全截面抵抗剪力作用，內(nèi)部整體應(yīng)力水平較低；隨著剪力繼續(xù)增加，跨中裂縫停止發(fā)展，接頭出現(xiàn)裂縫，主要破壞裂縫在半灌漿套筒連接處出現(xiàn)，并向上發(fā)展，最后寬度突然增大，朝加載位置方向傾斜延伸而發(fā)生剪切破壞，總體上該類試件接頭裂縫出現(xiàn)的數(shù)量較少，且發(fā)展并不充分，破壞時(shí)更為突然。

圖9 F3試件裂縫發(fā)展示意圖Fig.9 Schematic diagrams of crack propagation on specimen F3

(2)鋼筋應(yīng)變曲線

F3試件接頭3處控制界面的鋼筋應(yīng)變曲線如圖10所示，接縫處鋼筋應(yīng)變?nèi)鐖D10(a)和圖10(b)所示，由圖可知在接頭受剪過(guò)程中該處界面鋼筋的應(yīng)力水平較低。圖10(c)為凸榫鋼筋應(yīng)變曲線，由圖可知凸榫內(nèi)上方鋼筋受拉，下方鋼筋受壓，表明在加載過(guò)程中凸榫主要承受上表面壓力的作用。圖10(d)、圖10(e)為鋼筋與半灌漿套筒底部連接界面的鋼筋應(yīng)變，上方鋼筋在加載過(guò)程中受到壓力作用，應(yīng)力水平不高;下方鋼筋在加載過(guò)程中受到拉力作用，并且在臨近破壞狀態(tài)前達(dá)到峰值，繼而下降。結(jié)合破壞形態(tài)的記錄，可解釋該現(xiàn)象的原因?yàn)榘牍酀{套筒連接位置的受剪強(qiáng)度達(dá)到極限，接頭段在此處發(fā)生了斷裂，鋼筋不再抵抗剪力作用。

圖10 F3試件的鋼筋應(yīng)變曲線Fig.10 Strain curves of reinforcement of specimen F3

3.3 施工誤差影響的試件F2,Y2

(1)破壞形態(tài)

在保證滿足錨固長(zhǎng)度要求的前提下，F(xiàn)2，Y2試件相對(duì)于F1，Y1試件，波紋管底部預(yù)留有30 mm無(wú)鋼筋區(qū)段，模擬了施工累積誤差對(duì)波紋管連接的影響。圖11與圖12為F2，Y2試件的裂縫發(fā)展示意圖，在剪力作用下，裂縫首先在波紋管連接處附近出現(xiàn)，裂縫傾斜角度不大，豎直向上發(fā)展;隨著剪力的繼續(xù)增加，接頭受剪裂縫開(kāi)始向波紋管連接位置傾斜發(fā)展，并逐漸集中于波紋管無(wú)鋼筋區(qū)段，裂縫密集且交織在一起;最終在剪力作用下，波紋管無(wú)鋼筋區(qū)段處的主裂縫發(fā)生斷裂，并迅速向上發(fā)展，導(dǎo)致接頭的受剪破壞。圖13為F2接頭波紋管受剪斷面細(xì)節(jié)圖，由圖可見(jiàn)波紋管內(nèi)無(wú)鋼筋區(qū)段的受剪斷裂是接頭破壞的主要原因。

圖11 F2試件裂縫發(fā)展示意圖Fig.11 Schematic diagrams of crack propagation on specimen F2

圖12 Y2試件裂縫發(fā)展示意圖Fig.12 Schematic diagrams of crack propagation on specimen Y2

圖13 F2波紋管受剪斷面Fig.13 Shear section of bellows in F2

(2)鋼筋應(yīng)變

F2，Y2試件接頭3處控制界面處的鋼筋應(yīng)變?nèi)鐖D14所示，鋼筋應(yīng)變?cè)诮宇^主裂縫發(fā)展后發(fā)生轉(zhuǎn)折突變。接縫位置的鋼筋應(yīng)變?nèi)鐖D14(a)、圖14(b)所示，由圖可知接頭接縫鋼筋在受剪過(guò)程中受到拉力作用，但應(yīng)力水平很低。圖14(c)為配置在凸榫鋼筋的應(yīng)力變化，由圖可知凸榫部位所受應(yīng)力水平不高。圖14(e)為下方鋼筋與波紋管連接界面的應(yīng)變曲線，下方鋼筋在剪力作用下受拉，并且在臨近破壞狀態(tài)前達(dá)到峰值，繼而下降。結(jié)合破壞形態(tài)的記錄，主要原因?yàn)椴y管內(nèi)無(wú)鋼筋區(qū)段在受剪作用下發(fā)生斷裂，造成臨近此處的鋼筋應(yīng)變回落。

圖14 F2，Y2試件的鋼筋應(yīng)變曲線Fig.14 Strain curves of reinforcement of specimens F2 and Y2

4 結(jié)果對(duì)比

各組試件的荷載位移曲線對(duì)比如圖15所示。

圖15 荷載位移曲線對(duì)比Fig.15 Comparison of load-displacement curves

(1)截面形狀

試驗(yàn)中以保證配筋率相同為前提，設(shè)計(jì)了300 mm×300 mm的方形接頭F1和直徑為300 mm的圓形接頭Y1，除截面形狀不同外，方形接頭截面面積和配筋面積也大于圓形接頭。在試件制作的拼裝階段，方形凸榫的拼裝效率明顯高于圓形凸榫，其原因在于方榫與圓榫相比，定位更加精確快速，能夠減小鋼筋與波紋管的對(duì)接誤差，提高了拼裝效率。對(duì)比圖15中的F1，Y1荷載位移曲線可知，F(xiàn)1試件的曲線斜率大于Y1試件，原因是方形接頭相比于圓形接頭，其截面面積和配筋面積更大，剛度因此也更高。F1試件的極限荷載為633.9 kN，Y1試件的極限荷載為410 kN，承載力相差54.6%，而兩試件的截面面積相差27.3%，縱向鋼筋截面面積相差36.1%;兩組試件的破壞形態(tài)一致，均是連接接頭的整體斜剪破壞，由此可見(jiàn)截面面積和配筋面積的不同是造成承載力差距的主要原因。

(2)波紋管與半灌漿套筒

對(duì)比圖15中F1試件和F3試件的荷載位移曲線可知，在接頭開(kāi)裂前，兩組試件的曲線幾乎重合，剛度很接近；在接頭開(kāi)裂后，F(xiàn)3試件接頭的裂縫發(fā)展階段較短，破壞時(shí)的極限位移也明顯小于F1試件。由此可見(jiàn)半灌漿套筒相對(duì)能夠提高整體試件接頭段的剛度，減少裂縫的產(chǎn)生。對(duì)比兩者的極限荷載值，F(xiàn)1試件的極限荷載為633.9 kN，F(xiàn)3試件的極限荷載為340 kN，兩者的抗剪承載力相差較大；結(jié)合破壞形態(tài)分析，主要原因?yàn)榘牍酀{套筒在受剪條件下的連接性能不佳，在連接處發(fā)生斷裂破壞，從而降低接頭的總體抗剪承載力。

(3)施工誤差的影響

為研究施工累積誤差對(duì)抗剪性能造成的影響，在保證滿足錨固長(zhǎng)度要求的前提下，F(xiàn)2，Y2試件相對(duì)于F1，Y1試件，波紋管內(nèi)底部預(yù)留有30 mm無(wú)鋼筋區(qū)段。分別對(duì)比圖15中的F1和F2、Y1和Y2試件的荷載位移曲線可知，在接頭裂縫發(fā)展前，同截面對(duì)比試件的曲線斜率相差不大；在接頭裂縫出現(xiàn)后，F(xiàn)2，Y2試件相較于F1，Y1試件，接頭斜裂縫出現(xiàn)更早，裂縫聚集在無(wú)鋼筋區(qū)段發(fā)展，曲線斜率下降更多，極限承載力相對(duì)更低。由此可見(jiàn)，因施工累積誤差造成的波紋管底部無(wú)鋼筋區(qū)段會(huì)形成薄弱段，從而改變接頭受剪破壞模式，顯著降低其抗剪強(qiáng)度。為提高波紋管連接安裝精度，建議在沒(méi)有相關(guān)工程經(jīng)驗(yàn)的條件下，構(gòu)件預(yù)留鋼筋的長(zhǎng)度在制作時(shí)應(yīng)比連接所需長(zhǎng)度長(zhǎng)0～5 mm，預(yù)拼裝時(shí)再可通過(guò)調(diào)平層實(shí)現(xiàn)誤差容錯(cuò)。

5 影響抗剪強(qiáng)度的因素分析

由以上研究可知，新型接頭試件F1，Y1發(fā)生整體斜剪破壞，各控制界面強(qiáng)度可靠，證明該新型連接構(gòu)造具有良好的抗剪強(qiáng)度和整體性，下面根據(jù)其試驗(yàn)結(jié)果，進(jìn)一步分析影響其抗剪強(qiáng)度的因素。

(1)波紋管及灌漿料的影響

波紋管及灌漿料的材料強(qiáng)度高于連接整體混凝土材料，對(duì)局部抗剪強(qiáng)度有提高作用，但是其在接頭內(nèi)的占比很小，對(duì)于抗剪強(qiáng)度的實(shí)際提高效果有限。

(2)凹槽壁厚的影響

新型連接采用榫卯結(jié)構(gòu)，增加了連接在節(jié)段間的連續(xù)性，受剪狀態(tài)下表現(xiàn)為斜剪破壞，避免了平接縫可能發(fā)生的接縫直剪破壞形態(tài)，對(duì)接頭的抗剪強(qiáng)度具有提高作用。然而與現(xiàn)澆段墩身相比，榫卯結(jié)構(gòu)依然存在削弱截面的影響，由圖5的F1實(shí)測(cè)破壞形態(tài)可知，造成此類接頭斜剪破壞的主裂縫出現(xiàn)于接縫上的榫卯拼接處。進(jìn)一步分析凸榫和凹槽在受剪過(guò)程中的受力表現(xiàn)，由圖8(c)的F1，Y1凸榫鋼筋應(yīng)變可知，在接頭受剪至破壞過(guò)程中，凸榫鋼筋應(yīng)力水平較低，圖7表明接頭發(fā)生破壞時(shí)F1，Y1接頭內(nèi)凸榫結(jié)構(gòu)完整，由以上現(xiàn)象可知凸榫對(duì)接頭抗剪強(qiáng)度的貢獻(xiàn)很小。由此可見(jiàn)接頭的受剪破壞以凹槽側(cè)的斜剪破壞為主，可知凹槽壁厚是影響接頭抗剪強(qiáng)度的主要因素之一。

(3)縱向連接鋼筋的影響

由圖8的F1，Y1試件鋼筋荷載-應(yīng)變曲線可知，接頭縱向鋼筋的應(yīng)變?cè)诮宇^開(kāi)裂前基本保持不變；在接頭出現(xiàn)斜裂縫，并且斜裂縫進(jìn)一步發(fā)展延伸后，應(yīng)變發(fā)生了突變，持續(xù)增大直至接頭受剪破壞。其中接縫處的縱筋在臨近破壞階段的拉應(yīng)變較大，已接近屈服狀態(tài)。由以上現(xiàn)象可推測(cè)，縱向連接鋼筋在接頭裂縫充分發(fā)展后，開(kāi)始抵抗剪力作用；接頭破壞時(shí)，處于凹槽處的鋼筋可能達(dá)到屈服狀態(tài)，縱向連接鋼筋是影響接頭抗剪強(qiáng)度的主要因素之一。

以上抗剪強(qiáng)度影響因素的具體作用有待采用數(shù)值和理論分析的方法進(jìn)行進(jìn)一步研究。

6 結(jié)論

為提高預(yù)制橋墩節(jié)段連接構(gòu)造的力學(xué)性能和施工效率，提出了應(yīng)用于預(yù)制橋墩節(jié)段間的榫卯剪力鍵與灌漿波紋管結(jié)合的新型連接形式。以實(shí)際工程為背景，根據(jù)設(shè)計(jì)的新型連接構(gòu)造，設(shè)計(jì)并制作了5組連接接頭縮尺試件，并進(jìn)行了剪切試驗(yàn)研究。試驗(yàn)參數(shù)包括截面形狀、采用波紋管或半灌漿套筒連接鋼筋，并研究了施工累積誤差對(duì)波紋管灌漿連接構(gòu)造抗剪性能的影響，所得結(jié)論總結(jié)如下：

(1)提出的新型連接構(gòu)造在受剪作用下，發(fā)生整體斜剪破壞，各控制界面均具有足夠的連接強(qiáng)度,表現(xiàn)出良好的整體性和抗剪性能。

(2)在裝配施工過(guò)程中，方榫與圓榫相比，定位更加精確，拼裝效率更高。截面面積和鋼筋配筋面積越大，連接接頭的剛度越大，抗剪承載力越高。

(3)半灌漿套筒能夠提高接頭的整體剛度，加載過(guò)程中出現(xiàn)的裂縫數(shù)量相對(duì)更少，破壞較為突然，在受剪條件下的連接性能不佳，容易在連接處發(fā)生斷裂破壞，從而降低接頭的總體抗剪承載力。

(4)因施工累積誤差造成的波紋管底部無(wú)鋼筋區(qū)段會(huì)形成薄弱段，從而改變接頭受剪破壞模式，顯著降低其抗剪強(qiáng)度。為提高波紋管連接安裝精度，建議在沒(méi)有相關(guān)工程經(jīng)驗(yàn)的條件下，構(gòu)件預(yù)留鋼筋的長(zhǎng)度在制作時(shí)應(yīng)比連接所需長(zhǎng)度長(zhǎng)0～5 mm，預(yù)拼裝時(shí)再可通過(guò)調(diào)平層實(shí)現(xiàn)誤差容錯(cuò)。

(5)在接頭受剪至破壞過(guò)程中，凹槽混凝土受剪破壞，凹槽處的縱向連接鋼筋受拉接近屈服狀態(tài)，兩者是影響連接抗剪強(qiáng)度的主要因素。