承插式預(yù)制拼裝橋墩的最小合理承插深度

徐 艷, 曾 增, 葛繼平, 王志剛

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092;2.上海應(yīng)用技術(shù)大學(xué) 城市建設(shè)與安全工程學(xué)院,上海 201418;3.中交第二公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司,湖北 武漢 430058)

為了響應(yīng)國(guó)家對(duì)“積極推進(jìn)建筑工業(yè)化"的號(hào)召,特別是“十九大"確定的生態(tài)文明建設(shè)的總體指導(dǎo)思想,新型建筑工業(yè)化已經(jīng)成為我國(guó)建筑業(yè)的必然發(fā)展方向,工業(yè)化的預(yù)制拼裝橋梁施工技術(shù)是實(shí)現(xiàn)橋梁工程快速施工的重要途徑之一.2013年,美國(guó)華盛頓州SR520公路的interstate 5號(hào)公路橋梁采用了承插式連接技術(shù)[1];2016年,我國(guó)上海嘉閔高架北二段橋梁的一座匝道橋中也采用了承插式連接構(gòu)造.

相比于實(shí)際橋梁工程應(yīng)用,關(guān)于承插深度的理論研究則開展的更早.日本學(xué)者Osanai等[2]研究了建筑結(jié)構(gòu)的柱-基礎(chǔ)承插式連接,提出至少1.5D(D為橋墩橫截面尺寸)才能滿足要求.Mashal和Palermo[3]以新西蘭一座16 m跨徑的典型高速公路橋梁為背景,研究了預(yù)制橋墩與預(yù)制基礎(chǔ)之間的承插式連接,表明1.0D的承插深度與整體現(xiàn)澆體系表現(xiàn)出相類似的特點(diǎn).Khaleghi等[1]將擴(kuò)大基礎(chǔ)-預(yù)制墩柱承插式連接應(yīng)用到排架墩橋梁中,且認(rèn)為若墩柱埋深大于等于1.0D,預(yù)制混凝土墩柱與基礎(chǔ)連接的性能會(huì)等于或好于現(xiàn)澆混凝土橋墩.Mohebbi等[4]和Restrepo等[5]在循環(huán)荷載作用下測(cè)試了多個(gè)縮尺比為1∶2.4的橋墩-蓋梁節(jié)點(diǎn),結(jié)果表明1.2D的承插深度可以使得塑性鉸形成于墩柱而不是蓋梁.Motaref[6]和Kavianipour[7]研究了預(yù)制橋墩與預(yù)制基礎(chǔ)之間的承插式連接,并且用高強(qiáng)水泥漿填充節(jié)點(diǎn)縫隙.結(jié)果表明,1.5D的承插深度足以將橋墩完全固定于基礎(chǔ).Haraldsson等[8]研究了預(yù)制橋墩與現(xiàn)澆基礎(chǔ)承插式連接的抗震性能,對(duì)比了1.1D與0.5D的試驗(yàn)結(jié)果,發(fā)現(xiàn)0.5D試件發(fā)生了沖剪破壞且基礎(chǔ)嚴(yán)重開裂,而1.1D的嵌入長(zhǎng)度足以保證在循環(huán)荷載作用下只有橋墩會(huì)發(fā)生破壞而基礎(chǔ)完好,認(rèn)為承插深度至少應(yīng)為1.0D.Mehrsoroush等[9]和Mehraein等[10]研究了橋墩與蓋梁的承插式連接,結(jié)果表明1.0D的嵌入長(zhǎng)度足以確保內(nèi)力的傳遞以及在墩柱上形成塑性鉸.Saiidi等[11-12]先后進(jìn)行了大比例單柱預(yù)應(yīng)力墩和雙柱墩的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn),墩柱與蓋梁、基礎(chǔ)承臺(tái)均為承插式連接,前者承插深度為1.0D;后者墩柱-蓋梁承插深度為1.0D,墩柱-承臺(tái)承插深度為1.36D.試驗(yàn)驗(yàn)證了該承插深度的可靠性,塑性鉸形成于橋墩且連接處不發(fā)生破壞.李永波[13]對(duì)現(xiàn)澆和承插式兩種橋墩進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)比較,結(jié)果表明,1.1D的承插深度可以達(dá)到與現(xiàn)澆橋墩接近的抗震性能,且最大水平承載能力還略高于現(xiàn)澆橋墩.

事實(shí)上,對(duì)于預(yù)制橋墩-承臺(tái)的承插式連接方式,承臺(tái)厚度受到很多因素的影響,如承臺(tái)配筋、承臺(tái)混凝土強(qiáng)度和承插深度及其細(xì)部構(gòu)造等,其中承插深度的大小更為直接地影響承臺(tái)厚度,也就是下部基礎(chǔ)的工程經(jīng)濟(jì)性.國(guó)內(nèi)關(guān)于承插深度的相關(guān)內(nèi)容僅在《鐵路裝配式小橋涵技術(shù)規(guī)則》[14]和《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]中有所提及,前者4.0.3條中給出柱坑錨固深度的計(jì)算公式和杯形接頭柱坑基底沖切應(yīng)力的計(jì)算公式,以此可確定承插深度至少是1.4D;后者8.2.4條提出預(yù)制混凝土柱與杯口基礎(chǔ)的連接應(yīng)滿足表8.2.4-1以及8.2.4-2的要求,其中規(guī)定了柱的插入深度、基礎(chǔ)的杯底厚度和杯壁厚度,以此可確定承插深度至少是0.8D.顯然,有關(guān)預(yù)制橋墩-承臺(tái)承插式連接的承插深度還缺乏必要的理論和試驗(yàn)研究結(jié)果,因此無法得出最小合理承插深度建議值.

本文以實(shí)際工程應(yīng)用作為背景,通過試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬,對(duì)比分析承插式預(yù)制試件和整體現(xiàn)澆試件在水平往復(fù)荷載作用下的滯回性能、損傷發(fā)展以及破壞形態(tài),研究承插深度對(duì)預(yù)制橋墩抗震性能的影響,提出最小合理承插深度建議值.

1 工程簡(jiǎn)介及模型設(shè)計(jì)

本文背景工程取自湖北監(jiān)利至江陵高速公路東延段項(xiàng)目中30 m跨徑、墩高10 m的連續(xù)小箱梁橋,該橋墩考慮采用離心工藝預(yù)制的空心管墩柱,且墩臺(tái)之間考慮采用承插式連接.本文按照1∶2的幾何縮尺比進(jìn)行了試驗(yàn)研究.研究對(duì)象共計(jì)5個(gè)試件,即S1~S5.S1為整體現(xiàn)澆試件(圖1a),作為預(yù)制拼裝試件的比較基準(zhǔn);S2為承插式預(yù)制試件(圖1b),是與實(shí)際工程設(shè)計(jì)預(yù)案對(duì)應(yīng)的試件,承插深度0.7D;S3、S4、S5分別為0.5D、1.0D、1.5D承插深度的承插式預(yù)制試件.對(duì)于S2~S5,承臺(tái)中心預(yù)埋波紋管[16],波紋管規(guī)格為D800,壁厚1.6 mm,波形68 mm×13 mm.另外預(yù)制墩柱的承插段為鋸齒狀.待預(yù)制橋墩插入承臺(tái)預(yù)埋波紋管中時(shí),澆筑高強(qiáng)無收縮水泥灌漿料.

圖1 試件構(gòu)造圖(單位:cm)

2 承插式橋墩-承臺(tái)的數(shù)值建模

本文采用OpenSEES進(jìn)行數(shù)值模擬,其關(guān)鍵在于能否反應(yīng)承臺(tái)對(duì)不同插入深度的管墩的約束作用,并考慮填縫灌漿料的粘結(jié)性能.由于灌漿料為M80高強(qiáng)無收縮水泥砂漿,其力學(xué)性能類似于混凝土,強(qiáng)度主要在于抗壓強(qiáng)度而不考慮其抗拉強(qiáng)度,因此可以認(rèn)為只受壓不受拉.

2.1 橋墩-承臺(tái)的力學(xué)模型

考慮到橋墩與基礎(chǔ)承臺(tái)的承插式連接與樁土結(jié)構(gòu)相互作用相似,而樁在水平荷載作用下的分析常用的是地基反力系數(shù)法,這一方法是基于文克勒地基模型,把承受水平荷載的單樁視作彈性地基(由水平向彈簧組成)中的豎直梁,通過求解梁的撓曲微分方程計(jì)算樁身彎矩、剪力以及樁的水平承載力.承臺(tái)通過灌漿料對(duì)承插段管墩的約束作用與樁周土嚴(yán)重風(fēng)化后對(duì)嵌巖樁的約束作用極為相似,其水平承載能力僅靠嵌巖段提供,因此可以參考規(guī)范[17]中關(guān)于嵌巖樁的相關(guān)規(guī)定來模擬管墩的邊界條件以計(jì)算承插孔壁的分布力.

綜上,預(yù)制管墩部分采用非線性纖維單元進(jìn)行模擬;承插式連接部分借鑒樁土作用的彈簧來模擬,并假設(shè)基礎(chǔ)承臺(tái)絕對(duì)剛性,橋墩周圍與承臺(tái)之間采用水平彈簧單元連接,通過不同彈簧數(shù)目來考慮不同承插深度對(duì)橋墩力學(xué)性能的影響,橋墩底部則采用豎向彈簧單元連接模擬承臺(tái)底板對(duì)橋墩豎向的約束作用,如圖2所示.圖中,H為水平力,N為軸壓力.其中模擬灌漿料的彈簧采用只受壓不受拉的ENT(elastic-no tension)材料[18].

圖2 力學(xué)模擬示意圖(單位:mm)

彈簧參數(shù)的確定是數(shù)值模擬的關(guān)鍵.彈簧模擬分兩個(gè)部分,即水平彈簧和豎向彈簧.其中水平彈簧包含水平軸向剛度用于模擬孔壁的水平約束作用以及豎向剪切剛度用于模擬剪力鍵和摩擦力的豎向約束作用,豎向彈簧只含豎向軸向剛度用于模擬墩柱端部的支承作用.由于本文假定墩柱端部可以滑動(dòng),因此不考慮墩柱端部的水平剪力提供的水平約束作用.鑒于豎向剛度會(huì)影響水平剛度,而水平剛度對(duì)豎向剛度影響很小,因此先確定豎向剛度再確定水平剛度.對(duì)于豎向剛度,首先根據(jù)試件的豎向加載曲線分別得到豎向彈簧的軸向剛度1.9×102kN·mm-1和水平彈簧的剪切剛度1.3×102kN·mm-1.

對(duì)于水平剛度,因?yàn)槌胁迳疃缺葮兜穆裆钚〉枚?可以認(rèn)為承插段的橫向約束來自同一個(gè)土層,即各個(gè)水平彈簧取為等剛度.此外,水平彈簧剛度的大小直接影響橋墩的加載曲線,因此可以依據(jù)試驗(yàn)的加載曲線定出其剛度值;另一方面,彈簧剛度偏大則會(huì)導(dǎo)致承插壁的應(yīng)力集中于承臺(tái)頂部且應(yīng)力值極大,與實(shí)際情況不符.因此需要結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象綜合確定彈簧剛度.以S2為例,如圖3所示,通過試算可得水平彈簧軸向剛度為1.6×103kN·mm-1時(shí),數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果相吻,且孔壁最大應(yīng)力約為66 MPa,與試驗(yàn)現(xiàn)象一致.

圖3 初始剛度

2.2 材料本構(gòu)關(guān)系

OpenSEES中常用Steel02[19]來模擬鋼筋本構(gòu)關(guān)系,研究表明該本構(gòu)關(guān)系能充分體現(xiàn)出試驗(yàn)滯回曲線的捏攏效應(yīng)和大位移加載下的強(qiáng)度退化效應(yīng),模擬的滯回曲線更加圓滑且與試驗(yàn)結(jié)果接近.對(duì)于混凝土的模擬則是常采用Concrete02[20],該本構(gòu)關(guān)系的參數(shù)較少但物理意義明確,最重要的是能夠考慮加載和卸載過程的剛度退化,以及混凝土材料的滯回耗能,其本構(gòu)模型可在相關(guān)文獻(xiàn)中獲取,此處不再贅述.其中混凝土包含非約束混凝土和約束混凝土兩種,非約束混凝土本構(gòu)關(guān)系按照材料試驗(yàn)的特征值確定,而約束混凝土本構(gòu)關(guān)系則需根據(jù)材料試驗(yàn)以及mander約束混凝土本構(gòu)模型確定.

2.3 加載方案設(shè)計(jì)

墩柱的軸壓比對(duì)橋墩的抗震性能有很大影響,需要準(zhǔn)確模擬.通過計(jì)算得到原型橋墩在恒載作用下的墩柱軸力以及模型的恒載軸力,最終確定試驗(yàn)試件的豎向荷載為7 734/4=1 933.5 kN.即先對(duì)墩柱施加此豎向設(shè)計(jì)軸力再施加橫向循環(huán)位移荷載,加載方案如圖4所示.水平加載初期采用力控制,待鋼筋屈服或者荷載位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折后采用位移控制,直到試件達(dá)到指定的位移或者荷載下降到最大荷載的85%.

3 數(shù)值模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證

如圖5所示,數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果擬合得較好,滯回曲線形狀、初始剛度、加載剛度、卸載剛度、極限荷載、極限位移以及峰值荷載均較為接近,但在強(qiáng)度退化方面存在差異,這主要因?yàn)閿?shù)值模擬材料不能準(zhǔn)確地考慮材料損傷引起的剛度退化.總體而言,各個(gè)試件在彈性階段,表現(xiàn)為滯回曲線的集中和重疊;隨著混凝土開裂、鋼筋屈服、混凝土受壓剝落等損傷破壞現(xiàn)象的產(chǎn)生,滯回環(huán)逐漸拉開,耗能增強(qiáng).

a 加載歷程

b 實(shí)際加載裝置圖

圖5 滯回曲線

此外,圖6給出了橋墩截面最外側(cè)鋼筋彈性階段的應(yīng)變分布曲線.離心工藝導(dǎo)致應(yīng)變片損壞較為嚴(yán)重.另外,當(dāng)試件進(jìn)入塑性階段之后應(yīng)變片破壞更為嚴(yán)重,因此無法測(cè)得塑性狀態(tài)下的應(yīng)變分布.顯然,鋼筋發(fā)生最大應(yīng)變的位置在橋墩與承臺(tái)的交界面上,且各試件的塑性區(qū)高度均大約為0.5 m,這與鋼筋實(shí)測(cè)應(yīng)變分布以及試驗(yàn)觀察現(xiàn)象(圖7,僅以S1和S2作為示例)是吻合的.值得注意的是,盡管應(yīng)變片的實(shí)測(cè)環(huán)境惡劣導(dǎo)致實(shí)測(cè)值有所偏差甚至不可信,而應(yīng)變的數(shù)值模擬值又偏于理想,這導(dǎo)致兩者在局部看似有所不同,但是本質(zhì)規(guī)律是相符的.

圖6 鋼筋應(yīng)變分布曲線(加載至260 kN)

a S1

b S2

4 最小合理承插深度的理論分析

根據(jù)第3節(jié)分析可知,本文研究的承插深度對(duì)于橋墩抗震性能的影響不大.經(jīng)計(jì)算發(fā)現(xiàn),承插深度主要影響的是承插孔壁應(yīng)力分布.事實(shí)上,不同的承插深度意味著單位面積的灌漿料所承受的局部應(yīng)力大小不同.顯然,局部應(yīng)力將隨著承插深度減小而增大,即承插深度小則灌漿料更容易破壞.試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)S2~S5的接縫進(jìn)行了檢查,發(fā)現(xiàn)S2、S4和S5的接縫完整性良好,幾乎沒有損傷,僅有表面浮漿脫落.相較之下,S3的接縫則留下了灌漿料受壓隆起的痕跡.這一現(xiàn)象驗(yàn)證了承插深度對(duì)承插孔壁應(yīng)力的影響.

根據(jù)承插孔壁應(yīng)力分布曲線(圖8)可知,當(dāng)承插深度達(dá)到一定程度以后應(yīng)力分布趨于穩(wěn)定且應(yīng)力值較小,這也說明了存在一個(gè)最小合理承插深度來保證承插式連接的可靠性.另外,承插孔壁最大應(yīng)力均小于100 MPa,即高強(qiáng)無收縮水泥灌漿料的強(qiáng)度[21],所以僅憑最大應(yīng)力無法確定最小合理承插深度.從圖8和圖9(圖中分三個(gè)階段)中可以看出0.5D~0.7D大致上是呈現(xiàn)直線型分布,意味著墩身變形表現(xiàn)出剛性梁特征,這與嵌巖樁[17]和承插柱[14]的壁應(yīng)力分布相似;而0.7D~1.5D呈現(xiàn)為曲線型分布,意味著墩身變形表現(xiàn)出彈性梁特征,即承插深度過大導(dǎo)致約束作用偏大.

圖8 承插孔壁應(yīng)力分布曲線

圖9 承插孔壁最大應(yīng)力分布曲線

根據(jù)規(guī)范[17]條文說明5.3.5,參照嵌巖樁嵌入基巖中深度的計(jì)算公式估算可得0.75D(考慮了安全系數(shù));此外,根據(jù)規(guī)范[14]第4.0.3條,參照柱坑錨固深度的計(jì)算公式估算可得0.53D,且需大于1.4D(已有工程案例取值一般在1.4D左右,這一取值是偏保守的).顯然上述規(guī)范[14,17]計(jì)算結(jié)果是相近的,原因在于兩者均假定壁應(yīng)力對(duì)稱線性分布(圖10).圖中,MH為嵌巖柱頂?shù)膹澗?d為樁徑,h為嵌固深度,p為樁側(cè)壓力.

就嵌巖樁而言,當(dāng)達(dá)到一定嵌入深度之后,繼續(xù)增大的嵌入深度將不能充分發(fā)揮作用,因此規(guī)范給出假定壓力分布為直線型時(shí)的推薦嵌入深度.由圖9的承插孔壁最大應(yīng)力分布曲線可知,曲線大致分為三個(gè)階段:第一階段(0.5D~0.7D),隨著承插深度增大,最大應(yīng)力顯著減小;第二階段(0.7D~1.0D),隨著承插深度增大,最大應(yīng)力減小趨于變緩;第三階段(1.0D~1.5D),隨著承插深度增大,最大應(yīng)力基本不變.顯然,0.7D的承插深度能保證連接性能且能發(fā)揮較高的效率.這與文獻(xiàn)[8]中至少保持1.0D的結(jié)論有所不同,這是因?yàn)閲?guó)外所研究的承插式連接的橋墩端部幾乎都不設(shè)置底板,豎向支承完全由孔壁的摩擦力來提供,如果承插深度不夠?qū)⑹沟秘Q向承載力不足并且導(dǎo)致橋墩發(fā)生沖剪破壞;而本次試驗(yàn)試件均設(shè)置了端承底板,這使得豎向承載力得到了保證.從本次試驗(yàn)結(jié)果來看,各個(gè)承插式試件均未發(fā)生沖剪破壞,這意味著在豎向承載力足夠的情況下承插深度可以小于1.0D.因此可認(rèn)為在合理構(gòu)造措施且保證灌漿料粘結(jié)良好的情況下,0.7D的承插深度可以作為最小合理承插深度推薦值.

a 剖面圖

b 應(yīng)力圖

5 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)制作了1個(gè)現(xiàn)澆橋墩和4個(gè)不同承插深度的承插式預(yù)制橋墩,通過數(shù)值模擬和擬靜力試驗(yàn),研究了在水平往復(fù)荷載作用下,不同承插深度橋墩的力學(xué)性能、破壞模式和抗震性能,提出了最小合理承插深度,可為工程應(yīng)用提供參考.主要結(jié)論如下:

(1) 試驗(yàn)結(jié)果表明不同承插深度的承插式試件的抗震性能與現(xiàn)澆試件基本一致,其中0.7D試件最為接近.

(2) 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬均表明在灌漿料粘結(jié)良好的情況下,本文研究的承插深度對(duì)于橋墩總體的抗震性能影響不大,產(chǎn)生的破壞模式和塑性鉸區(qū)域與現(xiàn)澆試件是一致的.

(3) 隨著承插深度的增大,墩身變形符合嵌巖樁的變形特點(diǎn),可以參照嵌巖樁嵌入基巖的深度給出可參考的最小合理承插深度.