連續剛構橋跨中節段混凝土接縫抗彎性能研究

朱小霖， 容洪流 ,2,3*， 余春霖， 肖璐， 巫志文,2

(1.廣西大學土木建筑工程學院， 南寧 530004； 2.工程防災與結構安全教育部重點實驗室， 南寧 530004； 3.廣西特殊地質公路安全工程技術研究中心， 南寧 530004； 4.中國建筑第八工程局有限公司， 南寧 530004)

隨著國家道路建設事業的快速推進，中國的橋梁建設也大步向前。連續剛構橋以其剛度大，跨越能力較強，更多地受到設計者的考慮。大跨徑連續剛構橋多采用懸臂澆筑法施工，不可避免地在橋梁節段間留下施工接縫，而接縫處的薄弱影響梁段的剛度，增加橋梁下撓的風險。接縫界面鑿毛質量差，甚至不進行鑿毛，接縫處混凝土漏漿，澆筑不飽滿等質量問題削弱了接縫附近混凝土的力學性能。隨著連續剛構橋跨徑的不斷提升，接縫問題帶來的下撓隱患越來越無法被忽視，許多學者針對大跨徑橋梁接縫問題進行了研究。

賈朋濤等[1]、李慶桐等[2]研究發現，橋梁設計中若忽略豎向接縫的存在會造成橋梁實際變形遠大于預期值。熊英[3]通過研究得出先澆梁段在接縫處鑿毛的質量以及接縫混凝土的密實度對接縫的影響較大。李國平等[4]對分段成型的橋梁混凝土結構中常用的四類接縫進行耐久性研究，認為接縫是影響混凝土耐久性最關鍵的部位。趙若昀等[5]通過試驗得出混凝土強度越高，預制混凝土橋面板濕接縫收縮應力越大。Kim等[6]通過超高性能混凝土預制節段接縫的直剪試驗研究發現，齒鍵數量的增加的同時破壞荷載也逐漸上升。姜海波等[7-8]研究發現，在剪跨比小于或等于2.0時,預制節段干接縫體外預應力混凝土梁的抗剪承載力小于相應的整體式混凝土梁的抗剪承載力。沈殷等[9]認為當節段預制拼裝混凝土橋梁接縫面的抗剪承載力計算不可忽略剪應力的非均勻分布特征。袁愛民等[10]提出，配筋剪力鍵膠接縫直剪承載力計算的建議公式。劉杰等[11]以虎門大橋輔航道橋為原型，制作分段澆筑簡支梁進行試驗，得出節段接縫抗剪剛度降低系數約為0.244。Veletzos等[12]、Kim等[13]對橋梁接縫抗震進行研究，發現加入抗剪連接結構可以減弱震后的損傷。Gopal等[14]研究發現，增加齒鍵數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,橋梁節段接縫力學性能對橋梁的整體安全性能的影響不可忽略[15]。不同學者針對接縫某一特定方面進行了具體的研究，但是針對大跨徑連續剛構橋懸臂施工縫抗彎性能的研究較少。采用節段混凝土接縫抗彎試驗模擬連續剛構橋懸臂施工，考慮截面配筋的直徑、布筋間距、界面處理和預應力施加等因素對接縫抗彎性能的影響，分析各因素影響規律，對比分析不同彎曲下撓理論，為橋梁跨中節段接縫抗彎下撓控制提供參考依據，對保障整橋的使用安全、促進預應力連續剛構橋健康發展有積極意義。

1 原材料及試驗方法

1.1 原材料

1.1.1 水泥

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

1.1.2 集料

(1)粗集料。試驗碎石采自靈山縣新金雞石場，碎石粒徑有4.75～9.5 mm，9.5～19 mm兩種規格。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)細集料。細集料選用廣西合浦縣石灣鎮建林砂場的河砂，其細度模數為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

試驗摻合料采用廣西欽州藍島粉煤灰，粉煤灰等級為Ⅰ級。其性能指標如表2所示。

表2 粉煤灰的性能指標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號聚羧酸緩凝型減水劑。外加劑摻量1.0%時，減水率為34%。拌合用水采用本地井水，經檢測符合《混凝土用水標準》(JGJ 63—2006)要求。

1.2 混凝土配合比設計

考慮不同混凝土強度等級可能對試驗結果產生影響，試驗設計3種混凝土配合比。通過混凝土強度差異，區分不同配合比試件。配合比設計分為三組，A組設計混凝土強度等級為C40；B組設計混凝土強度等級為C50；C組設計混凝土強度等級為C55。各組配合比如表3所示。

表3 不同標號混凝土配合比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 主要試驗方法

1.3.1 抗彎試驗設計依據

混凝土梁式構件以彎曲作用下的撓度作為設計控制的主要指標。在《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG 3362—2018)中，橋梁構件受彎的撓度采用結構力學的方法進行設計計算，本文根據此方法推導三分點加載方式下的試件彎曲下撓公式，以此進行節段接縫抗彎試驗設計。

在結構力學中，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時所產生的彎矩；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。

撓度計算采用疊加法處理，先計算F/2作用于三分點時的撓度，再疊加計算合力F作用時的撓度。利用連續性與邊界條件計算得到荷載F/2單獨作用于左邊三分點時跨中撓度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為

(3)

依據式(3)和三分點加載方式對節段接縫抗彎試驗進行設計。

1.3.2 試驗方案

(1)素混凝土抗彎試驗方案。對于素混凝土試件，跨中截面考慮試件是否分段以及分段截面鑿毛與否對接縫抗彎性能的影響。混凝土配合比采用B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，共制作9個試件。抗彎試件尺寸為150 mm×150 mm×550 mm，試件編號及參數如表4所示。

(2)鋼筋混凝土抗彎試驗方案。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，研究接縫對混凝土節段抗彎性能的影響。

試驗通過分段澆筑來模擬橋梁懸臂施工狀況，對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，Φ8 mm和Φ12 mm除了每層鋼筋數不同，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 試件編號及對應參數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準塑料試模進行制作，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層厚度的要求。木試模中間采用15 mm橫隔板進行分隔，橫隔板比側板高3 cm。普通鋼筋需要預先穿過隔板進行綁扎。

鋼筋混凝土試件的混凝土配合比采用B組，試件編號及設計參數如表5所示。

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

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

預應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，試件編號及設計參數如表6所示。

1.3.3 試驗加載與數據處理

試驗采用WAW-1000B型液壓數顯微機萬能試驗機進行加載，通過調節夾具支座至設計跨徑，旋轉試件90°使澆筑面朝向正前方，標注出兩個支承位置和三分點加載位置線，將試件平穩放置在支座上并與夾具均勻接觸，如圖2所示。

試件加載時應控制加載速率在0.15～0.25 kN/s，在加載開始前讀取跨中千分表讀數，在加載過程中每5 kN對千分表撓度讀數進行一次記錄，直至試件破壞卸載。試驗結束后將記錄數據繪制成為荷載-撓度曲線。

表5 試件編號及對應參數Table 5 Specimen number and corresponding parameters

表6 試件編號及對應參數Table 6 Specimen number and corresponding parameters

圖2 試件加載圖Fig.2 Test-piece loading

2 試驗結果與討論

2.1 接縫對素混凝土節段接縫抗彎試驗結果與分析

3種狀況下的素混凝土試件跨中開裂截面如圖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種狀況下對應的抗彎強度如圖4所示。試驗結果表明，整體澆筑試件的抗彎強度最大，分段鑿毛試件次之，分段不鑿毛試件的抗彎強度最小。從開裂后的試件截面來分析原因，整體澆筑試件的骨料在跨中開裂截面上交錯分布，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，僅有較細骨料相互嵌擠，黏結性能中等。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合能力。考慮到鑿毛后易對原有骨料的穩固性產生影響，處理后混凝土骨料露出效果也難以與整澆狀態一致，因此分段鑿毛試件抗彎強度較整澆試件有所降低。

圖3 試件跨中開裂截面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。開裂后，裂縫兩端混凝無土骨料相互嵌擠現象，黏結性能最差，抗彎強度最低。在橋梁懸臂施工過程中，梁段間的接縫使得橋梁的整體性受到破壞，抗彎開裂荷載減小，更易產生開裂，加劇橋梁跨中下撓。

綜合素混凝土節段接縫抗彎試驗分析認為，分段澆筑接縫處的浮漿會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，混凝土結合效果得到增強。考慮到試驗僅采用手工鑿毛方式處理，在橋梁施工中對接縫處混凝土采用機械鑿毛會使結合效果進一步提升。

2.2 鋼筋混凝土節段接縫抗彎試驗結果分析

鋼筋混凝土試件破壞形態如圖5所示。

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

2.2.1 接縫對節段抗彎性能的影響

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裂荷載始終大于分段澆筑試件開裂荷載。結合素混凝土抗彎試驗結果認為，由于分段接縫處存在明顯薄弱截面，試件開裂由分段接縫處產生，而分段界面較為平整，在加載過程中分段澆筑試件一旦產生開裂，裂縫將迅速向上擴展，開裂后分段澆筑試件的抗彎能力發生嚴重衰減，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應的分段澆筑試件。對比整體澆筑與分段澆筑試件的撓度差發現，兩組試件在約75 kN時撓度差最小，在其余荷載大小作用時，撓度差均有所增大。

分段澆筑試件由于開裂較早，在加載水平較低時，試件破壞較整體澆筑試件更為嚴重，此時撓度差較大；當荷載繼續增大，整體澆筑試件的裂縫增加，下撓速度加快，此時整體澆筑試件與分段澆筑試件的撓度差縮小；當荷載增大到75 kN后，分段澆筑試件的鋼筋開始屈服，此時整體澆筑試件與分段澆筑試件的撓度差重新增大。對比兩種澆筑方式在相同荷載作用下的撓度，經過計算，Φ8 mm鋼筋試件分段澆筑較整體澆筑時剛度下降31.6%；Φ12 mm鋼筋試件分段澆筑較整體澆筑時剛度下降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致鋼筋混凝土梁剛度下降的重要因素。

2.2.2 布筋間距對節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。在相同荷載作用下，試件布筋間距越大，試件的撓度值越小；由擬合曲線(圖8)可知，隨著試件布筋間距的線性增大，試件撓度值呈現非線性減小關系，布筋間距較大時，試件撓度減小放緩。綜合以上分析認為，加大鋼筋布筋間距對節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 布筋形式對節段接縫抗彎性能的影響

定義剛度剩余率系數k，用于表示開裂后與開裂前剛度的比值，同時定義Bcr為開裂后試件剛度，B0為開裂前試件剛度，則三者關系為

Bcr=kB0=kE0l0

(4)

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

鋼筋混凝土試件的復合剛度使用混凝土與鋼筋材料特性按復合公式求出。

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裂后的剛度剩余率k計算結果如圖9所示。

圖9 分段澆筑試件開裂后的剛度剩余系數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。

由試驗結果分析認為，相較于采用兩根鋼筋的布置方式進行抗彎，在試件開裂后，四根鋼筋布置方式參與截面抵抗彎曲時，對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省鋼筋的情況下，對節段接縫抗彎的效果也更好。

綜合兩種布筋形式的試驗結果認為，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鋼筋，在降低配筋率節約成本的同時，也能取得更好的節段接縫抗彎效果。

2.3 預應力混凝土節段接縫抗彎試驗結果分析

預應力混凝土試件破壞后形態如圖10所示。

圖10 預應力混凝土試件破壞形態Fig.10 Failure modes of prestressed concrete specimens

2.3.1 接縫對節段抗彎性能的影響

取相同荷載作用下，預應力整體澆筑試件與預應力分段澆筑試件的撓度結果如圖11所示。

圖11 相同荷載作用下預應力試件撓度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，預應力分段澆筑試件的撓度遠大于整體澆筑試件，因為分段澆筑試件的接縫降低了試件的整體剛度，不利于試件的抗彎，使得預應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結果一致。

2.3.2 預應力大小對節段接縫抗彎性能的影響

預應力試件的預應力-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，預應力混凝土試件分為開裂前和開裂后兩個階段。在預應力混凝土試件開裂前，由于試件內預應力產生的抵抗下撓彎矩較大，預應力的作用在試件內占主導地位，試件跨中撓度值為零。隨著加載的繼續，預應力產生的抵抗下撓彎矩逐漸被施加的彎曲荷載平衡，接縫處混凝土粘

圖12 預應力-撓度曲線Fig.12 Prestress-deflection curves

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

結失效后，試件分段薄弱面上產生開裂，開裂后試件的撓度增長趨勢基本一致，隨著荷載的增大，撓度增加。此外，通過對比不同預應力大小試件發現，預應力越大的試件開裂越遲，因此得出提高預應力大小可以延緩試件開裂的時間。

由圖13可知，施加預應力越小，試件跨中撓度越大。以20 kN作為預應力施加基準，隨著預應力損失的增大，試件撓度的變化呈現先慢速增長后快速增長趨勢。預應力在12～20 kN時，預應力處于較高水平，施加高水平的預應力更有助于控制試件開裂后的裂縫擴展；預應力在8～12 kN時，試件預應力處于較低水平。此時分段試件受彎，預應力抗彎作用很快被施加荷載抵消，試件過早的開裂會產生更大的撓度。由此認為分段澆筑試件施加高水平的預應力能更有效地控制跨中撓度。

3 不同彎曲下撓理論對比分析

根據“非零應矩”試驗，文獻[15]提出了彎曲定律：在彈性純彎曲時，彎應矩與線應變成正比。彎曲定律中使用Gw表示彎曲彈性模量，采用絕對靜矩來表示抗彎能力。絕對靜矩相較于靜矩的區別，在于靜矩通過形心取矩時為零，而絕對靜矩通過形心取矩不為零。

受到彎曲定律的啟發，在彎曲過程中對混凝土受力取微元體進行分析，現有彎曲理論將作用到微元體上的正應力簡化為一個微小平均應力，而這個新的彎曲理論用絕對靜矩代替截面慣性矩表征截面抗彎能力，認為即使微元體取得再小，微元體上的正應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，混凝土在這種趨勢下的開裂受剪切模量控制。當混凝土切向受力大于其抗剪切能力時，混凝土產生破壞。梁體受彎時，梁頂或梁底作為最薄弱環節參與彎曲，應與彎曲彈性模量Gw取值相關。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。

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

(8)

將式(8)和式(3)兩種新舊理論撓度公式計算結果分別與不同標號素混凝土整澆試件彎曲下撓試驗結果進行對比，如圖14所示。

圖14 試驗結果與計算對比Fig.14 Comparison between test results and calculation

由圖14可以發現：從總體上看，現行理論計算值比實測值偏小，試件平均實測撓度約為現行理論計算值的1.25倍，對于橋梁安全性設計是不利的。

新理論撓度計算值比的預測結果偏大，原因可以從試驗誤差方面進行分析：①在試驗設計時認為，萬能壓力機對試件產生的彎矩使試件只發生豎向彎曲。但實際情況中，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生了橫向抗彎，導致實際用于豎向彎曲的荷載相較荷載記錄值要小，當荷載全部作用于試件豎向彎曲時測得的撓度值應有所增大，會更接近新理論的預測值；②由于試件跨徑較小，在進行彎曲撓度測量時，跨中撓度受三分點加載影響較大。雖然試驗的撓度測量點設在跨中，但三分點加載上部夾具的施荷點距離較近，在試件小變形時，試件的跨中撓度與三分點撓度幾乎一致，因此采用跨中撓度計算公式存在較大誤差，應使用三分點撓度公式進行對比分析更合理。綜上所述，在排除試驗誤差的情況下，認為新理論的撓度計算更接近實測。

4 結論

對分段混凝土試件在不同界面處理方式下的抗彎性能進行研究，考慮界面鑿毛、截面配筋、預應力作用等因素的影響，對比分析不同彎曲下撓理論，得出如下主要結論。

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

(2)截面布筋間距對節段接縫試件抗彎的影響是非線性的，布筋間距過大或過小都會導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鋼筋布置的開裂剩余剛度更大。

(4)縱向預應力鋼筋對節段接縫抗彎的影響主要在于延緩試件開裂的時機，施加高水平的預應力更有效地控制分段澆筑試件的跨中撓度。

(5)不同標號素混凝土整澆試件彎曲下撓試驗結果表明，現行撓度公式計算結果均小于混凝土試件受彎下撓試驗實測結果；在偏安全的情況下，以絕對靜矩代替慣性矩的撓度計算值更接近實測值。