装配式基础是实现输电线路标准化建设和机械化施工的基础型式，通过工业化生产和机械化装配，可减少现场工作量，提高施工效率与工程质量，已在输电工程中得到应用^[1-2]. 输电铁塔装配式基础主要有混凝土基础、型钢基础以及混凝土与型钢组合基础等^[3]. 对于混凝土装配式基础，预制构件连接方法及其界面力学性能影响整个基础的强度和刚度. 目前，常采用螺栓连接装配式基础预制构件，施工简单且适用性强，但螺栓在长期循环荷载作用下易松动，并且在水平、上拔复合作用下存在剪切变形大的问题，影响输电线路造价与安全.

不少学者研究了装配式混凝土构件连接方法和界面剪切性能. Fernandes等^[4-5]探讨纵向钢筋的影响，表明纵筋能使混凝土界面抗剪强度提高60%~110%. Li等^[6]研究纵筋销栓作用的影响. Julio等^[7-9]研究混凝土界面纵筋配筋率对其极限剪应力和残余应力的影响. 夏晋等^[10]研究灌浆层厚度、纵筋、配筋率等对采用套筒灌浆连接的混凝土界面抗剪强度的影响. 张雪锋等^[11]通过试验分析剪切作用下套筒灌浆连接混凝土界面的裂缝开展、破坏形态、裂缝宽度-相对滑移关系. Santos等^[12]分析混凝土界面不同粗糙程度的影响. 上述研究为装配式混凝土构件的合理连接提供了思路，但对输电铁塔装配式基础在下压、上拔和水平荷载复杂作用下，混凝土构件抗剪连接的剪切强度和刚度特性研究较少.

针对输电铁塔装配式基础，提出十字形抗剪键连接方法，通过高强灌浆料灌注形成抗剪键刚性连接的方式提高基础预制构件间抗剪强度和刚度. 基于自主设计的剪切试验装置，对比分析抗剪键连接和螺栓连接2种方式的剪切破坏过程，获得了剪切峰值强度和剪切变形数据. 进一步通过数值模拟，确定灌浆料外溢对抗剪键剪切性能的贡献度，探讨十字形抗剪键设计参数对剪切性能的影响.

所研究的输电铁塔装配式基础由预制混凝土主梁、次梁、短柱和锚索4部分组成，如图1所示. 在预制主梁、次梁和短柱重叠位置预留孔道，通过4根预应力锚索从上至下将主梁、次梁、短柱锚固. 下压荷载由型钢支架传至主梁、次梁和短柱后作用于地基；上拔荷载由主梁传至锚索，最终作用于稳定基岩；水平荷载由主梁传至次梁和短柱，最终作用于地基.

在上述基础方案中，各预制构件间通过后浇的十字形抗剪键和螺栓共同连接传递剪切荷载，通过对锚索施加预应力形成整体. 为了验证抗剪键在该装配式基础中的抗剪性能，开展了室内剪切试验和数值模拟分析.

为了分析上述装配式基础预制主梁、次梁与短柱间的连接方式的可行性与受力性能合理性，开展室内剪切试验. 制作了2组共6个混凝土试件，如图2所示，每个试件分为2盘，尺寸为400 mm×400 mm×200 mm（长×宽×高）.

2组试件分别考虑抗剪键连接和螺栓连接. 试件用C35混凝土制作，浇筑时预留十字形抗剪键凹槽、注浆孔和螺栓孔. 在混凝土养护28 d后，一组试件用C55高强灌浆料由注浆孔灌注形成十字形抗剪键. 另一组试件由预留螺栓孔安装螺栓. 十字形抗剪键尺寸为200 mm×20 mm×50 mm（长×宽×深）. 螺栓连接采用4根8.8级M14螺栓. 经测试，混凝土和灌浆料标准试块强度分别为34.6、57.1 MPa.

剪切试验在自主设计和制作的剪切加载装置上进行. 如图3所示，将试件横放在加载装置内，通过钢垫板和钢盖板将其右盘固定；试件左盘通过滚动钢棒作用在反力板上；试验装置通过竖向加载板提供剪切荷载，通过水平千斤顶提供法向作用力. 每组3个试件分别施加200、150、100 kN的法向压力. 为了减少摩擦，试验前在滚动钢棒上涂抹润滑油.

将上述剪切加载装置整体放到浙江大学土木工程测试中心INSTRON高精度动态伺服试验机上（见图4），通过试验机竖向荷载实现试件在不同法向压力下的剪切加载. 试验加载采用位移控制，加载速度为0.15 mm/min. 采用LVDT位移计测量剪切界面两侧的相对位移.

如图5所示为不同法向压力下，抗剪键连接界面剪切荷载-相对位移曲线. 图中，F为剪切荷载，S为相对位移，F_z为法向压力. 可以看出，该荷载-位移曲线大致可分为上升段、下降段和平稳段3个阶段. 在上升段，剪切荷载随相对位移的增加，首先呈线性增长，在达到峰值荷载大约70%后，逐渐呈现非线性增长；在下降段，由于抗剪键连接在剪切界面仅通过十字形抗剪键连接，在抗剪键被剪断后，剪切荷载出现陡降，属剪断型脆性破坏；在平稳段，混凝土试件左、右2盘仅通过界面摩擦继续抗剪，此时剪切荷载反映了界面摩擦力的大小.

图5中，不同法向压力下，抗剪键的剪切荷载-位移曲线总体变化趋势一致，仅峰值荷载、剪切位移和残余荷载存在差异，具体结果如表1所示. 表中，F_u为峰值荷载，S_u为峰值荷载对应的剪切位移，F_c为试样剪断后摩擦力起作用时的残余荷载. 可以看出，在不同的法向压力下，抗剪键连接界面的峰值荷载分别为376、315、218 kN，即轴向压力为200、150 kN时的抗剪键连接件抗剪峰值荷载分别比100 kN时提高了72%、44%. 可见轴向压力可以明显提高连接界面的剪切峰值荷载. 在达到峰值剪切荷载时，对应的最大剪切位移仅为0.48 mm，这主要是因为十字形抗剪键通过高强灌浆料后灌注成形，与两侧混凝土试件紧密贴合. 实际输电铁塔基础对变形有严格要求，采用抗剪键连接能有效控制装配式基础的剪切变形.

如图6所示为抗剪键连接被破坏后的界面形态. 可以看出，抗剪键的剪切破坏面位于混凝土试件连接界面. 从形态看，抗剪键的剪断面并不平整，而是凹凸不平，较为粗糙. 图6中破坏面不仅局限于抗剪键范围内，而是以抗剪键为中心向外略有扩展成菱形. 这是因为在灌注十字形抗剪键时，存在灌浆料向混凝土界面缝隙外溢的情况. 这部分外溢的灌浆料是由于预制构件表面不平整，导致构件界面并非紧密贴合. 外溢的灌浆料与剪切界面存在胶结作用，增加了抗剪界面面积，也提高了界面的峰值抗剪强度. 在试样剪断后，起初因为断口凹凸不平，存在剪胀效应，导致法向压力增加，与抗剪键界面一起提供的抗剪强度相对较大，随着剪切位移增加，断口逐渐被磨平，界面荷载-位移曲线呈逐渐减小的趋势，最终获得平稳的残余抗剪强度（见图5）.

如图7所示为不同法向压力下，螺栓连接界面剪切荷载-相对位移曲线. 可以看出，该荷载-位移曲线同样可大致分为上升段、下降段和平稳段3个阶段. 与抗剪键连接不同，因螺栓与试件预留孔边缘存在空隙，在上升段的初始阶段，抗剪强度主要由界面摩擦提供. 随着剪切位移增加，螺栓与预留孔空隙减少，直至发生接触，螺栓开始提供抗剪作用. 荷载-位移曲线在整个上升段均呈现非线性变化趋势. 在剪切荷载达到峰值后，第1根螺栓被剪断，剪切荷载陡降；在小幅调整后，第2、3、4根螺栓依次被剪断. 因此，图7中荷载-位移曲线下降段呈现出台阶式的陡降规律. 当螺栓全部被剪断后，进入平稳段，与抗剪键连接相似，剪断后的界面抗剪强度主要由摩擦提供.

螺栓连接的抗剪试验结果见表2. 与表1对比可知，在相同的法向压力下，螺栓连接的峰值荷载是抗剪键连接的1.2、1.1、1.4倍，而达到峰值荷载时的剪切位移是抗剪键连接的67.7、50.0、68.0倍. 将峰值荷载与对应的剪切位移比值定义为剪切刚度，可知螺栓连接的平均刚度为14.1 kN/mm，抗剪键连接的平均剪切刚度为697.0 kN/mm，远大于螺栓连接的. 究其原因，一方面是因为螺栓与预留螺栓孔之间存在空隙，另一方面是因为螺栓剪切刚度小，加上剪切过程中造成混凝土试件的局部破坏，因此产生了较大剪切位移. 与螺栓连接相比，抗剪键连接可视为一种相对刚性的连接. 综合材料成本和受力性能考虑，在实际工程应用中，建议采用螺栓与抗剪键联合的方式来实现预制构件的可靠连接，一方面可以通过较少数量的螺栓连接为后续抗剪键灌浆料灌注起到固定预制构件的目的，确保装配式基础的抗剪强度和刚度，另一方面螺栓用量减少也大幅降低了基础的成本.

如图8所示为螺栓连接被破坏后的界面形态. 可以看出，在剪切荷载作用下，混凝土构件主要发生了局部压碎破坏和劈裂破坏. 螺栓在混凝土试件受剪过程中实质上起到了销栓作用. 在剪切面处，随着所受荷载增加，螺栓和混凝土之间接触应力逐渐增大，造成接触面处的混凝土被局部压碎或在2个螺栓之间造成劈裂破坏（见图8）. 同时，造成螺栓的弯剪变形，形成塑性铰，直至屈服断裂，因为螺栓断裂位置并非完全是混凝土试件的连接界面，在继续受剪过程中，造成了螺栓二次断裂，如图9所示. 这也解释了图7中试样剪断后出现5次台阶式陡降.

为了进一步研究抗剪键关键设计参数对其抗剪性能的影响，开展数值模拟分析. 数值模拟采用ABAQUS建模. 混凝土试件和十字形抗剪键采用C3D8R单元模拟，本构模型采用基于规范的混凝土塑性损伤模型^[13]. 其中，混凝土试件采用C35混凝土参数，抗剪键采用C55灌浆料参数，膨胀角取30°，偏心率取0.1，黏性系数取0.0005.

采用黏结单元模拟混凝土试件与抗剪键连接界面，混凝土试件与抗剪键界面的二次名义应力准则表达式如下：

(1)$ {\left( {\frac{{{t_{\text{n}}}}}{{t_{\text{n}}^0}}} \right)^2}+{\left( {\frac{{{t_{\text{s}}}}}{{t_{\text{s}}^0}}} \right)^2}+{\left( {\frac{{{t_{\text{t}}}}}{{t_{\text{t}}^0}}} \right)^2} = 1 . $

式中：t_n、t_t和t_s分别为界面法向应力、第一切向应力和第二切向应力，$ t_{\text{n}}^0 $、$ t_{\text{t}}^0 $和$ t_{\text{s}}^0 $分别为对应的临界应力.

在模拟中考虑灌浆料外溢影响，通过对破坏后的界面划分网格分析（见图10），确定灌浆料外溢面积大约为1.3×10⁶ mm². 在有限元模型中，将同等面积的单元设置为黏结单元，具体参数见表3^[14]. 表中，k_nn、k_tt和k_ss分别为界面法向刚度、第一切向刚度和第二切向刚度，φ为塑性位移，f为摩擦系数. 非灌浆料外溢位置的试件界面采用面-面接触模拟，法向采用硬接触，切向采用罚函数定义. 试件界面摩擦系数取0.6^[15].

如图11所示为抗剪键有限元模型，含30728个单元、35309个节点. 注意，为了便于示意，图11中模型隐藏了左半部分.

为了验证模型的可靠性和合理性，根据室内试验，分别进行法向压力为200、150、100 kN下的数值模拟分析，并将分析结果与剪切试验结果进行对比，如表4所示. 表中，F_uu为通过数值模拟获得的峰值荷载，S_uu为F_uu对应的剪切位移. 总体而言，模拟结果与试验结果较吻合.

如图12所示为抗剪键破坏时等效塑性应变PEEQ分布图，从塑性应变的分布范围和具体位置看，与抗剪键剪断时的范围和位置一致.

如图13所示为数值模拟和剪切试验获得的荷载-位移曲线对比. 以J-1试件为例，数值模拟获得的荷载-位移曲线在上升段与试验结果较吻合，在下降段存在一点差异. 主要原因是试验中，在抗剪键剪断后，剪断面不平整，存在凹凸不平现象（见图6），故在后续剪切过程中具有剪胀效应，导致刚刚剪断时法向压力增加，剪切荷载较高. 随着剪切位移进一步增加，上述凹凸不平界面被磨平，剪切荷载呈逐渐减小的趋势，最终收敛于界面的摩擦强度. 在数值模拟中，受连续介质模型和加载方式影响，法向压力始终不变，峰后的剪切性能表现为陡降后快速收敛于界面摩擦强度.

上述和试验结果的对比分析，表明本研究采用的数值模型及其参数总体上能较好地反映抗剪键的受力变形特征.

1）采用该模型分析灌浆料外溢对抗剪键连接剪切性能的影响. 首先不考虑灌浆料外溢，仅分析抗剪键. 计算结果见表5. 表中，F_u^*为数值模拟获得的不考虑灌浆料外溢影响的峰值剪切荷载，α为灌浆料贡献率. 和试验获得的F_u相比，在不同法向压力下，灌浆料外溢提高抗剪强度分别为29.9%、33.1%和36.4%. 在实际工程中，在灌浆过程中不可避免地会发生灌浆料外溢的情况. 由于事先很难控制和预感灌浆料外溢范围，设计时可忽略其影响，将其对抗剪强度的贡献视为安全储备.

2）分析灌浆料强度对抗剪键剪切性能的影响. 选取强度等级为C45、C55、C65和C75的灌浆料，获得不同法向压力下，灌浆料强度对抗剪键峰值剪切荷载的影响，如图14所示. 图中，S_g为灌浆料强度. 可以看出，在不同法向压力下，随着灌浆料强度增加，抗剪键的峰值荷载呈线性增加，但总体上增幅不显著. 例如，当法向压力为150 kN时，C75灌浆料仅比C45的峰值强度提高6.9%. 因此，工程中可综合考虑抗剪性能需求和材料成本因素，选用合适标号的灌浆料.

3）分析抗剪键深度对抗剪键抗剪性能的影响. 选取4种十字形抗剪键深度，分别为15、20、25、30 mm，获得不同法向压力下，抗剪键深度对抗剪键峰值剪切荷载的影响，如图15所示. 图中，D_s为抗剪键深度. 可以看出，当抗剪键深度为15 mm时，对其峰值强度有影响，当抗剪键深度超过20 mm后，峰值强度不再增加. 综合剪切试验和数值结果，本研究的装配式基础预制构件连接中使用的十字形抗剪键，其深度可设计优化为20 mm.

（1）抗剪键连接界面剪切荷载-相对位移曲线分上升段、下降段和平稳段，其破坏模式为剪断型脆性破坏. 抗剪键通过高强灌浆料后浇筑成形，与两侧混凝土试件紧密贴合，能有效控制装配式基础的剪切变形.

（2）与螺栓连接相比，抗剪键连接的剪切强度略低，但剪切刚度显著提高，抗剪键连接可视为一种相对刚性的连接. 综合材料成本和受力性能考虑，建议采用抗剪键与螺栓联合的方式实现预制构件的可靠连接.

（3）数值模拟表明，灌浆料外溢对十字形抗剪键的抗剪强度的增幅约30%，设计中可作为安全储备考虑. 灌浆料强度增加，抗剪键的抗剪强度略有增加，但整体增幅不显著. 抗剪键深度对抗剪强度影响有限，综合考虑，抗剪键深度设计为20 mm较合理.

（4）采用抗剪键连接装配式基础是可行且可靠的. 在实际工程中，如何通过施工装备和工艺流程保证抗剪键施工质量，在应用推广中值得进一步探讨.