半現(xiàn)澆榫卯節(jié)段預(yù)制橋墩滯回性能研究

覃良晉， 高芳清， 孫春平， 王 吉

(1.西南交通大學(xué)力學(xué)與工程學(xué)院， 成都 610031；2.中鐵二十三局集團(tuán)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司， 成都 610031)

引 言

目前，裝配式結(jié)構(gòu)的使用已經(jīng)成為工程建設(shè)領(lǐng)域的一種趨勢(shì)，特別是高速鐵路橋梁與城市高架橋梁的建設(shè)過(guò)程中應(yīng)用尤為廣泛，在工廠中預(yù)制好橋梁上部結(jié)構(gòu)與下部結(jié)構(gòu)構(gòu)件再投入施工中，大大縮短了施工時(shí)間，減少了對(duì)環(huán)境以及城市交通的影響。在我國(guó)橋梁建設(shè)領(lǐng)域，橋梁上部結(jié)構(gòu)的預(yù)制化程度要遠(yuǎn)大于其下部結(jié)構(gòu)，隨著近些年來(lái)裝配式結(jié)構(gòu)理念的普及，裝配式橋墩中的一種——節(jié)段預(yù)制橋墩逐漸被應(yīng)用于橋梁建設(shè)中，越來(lái)越多的學(xué)者也開(kāi)始研究節(jié)段預(yù)制橋墩。

早期的節(jié)段預(yù)制橋墩構(gòu)造十分簡(jiǎn)單，一般通過(guò)張拉無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線與恒載對(duì)疊放的各個(gè)節(jié)段施加壓力使其壓實(shí)，各節(jié)段通過(guò)干接縫或濕接縫連接，節(jié)段中配有縱筋與箍筋[1]。國(guó)內(nèi)的研究者中，張博弢[2]首先使用有限元軟件對(duì)節(jié)段預(yù)制橋墩進(jìn)行循環(huán)載荷下的抗震分析，得到結(jié)構(gòu)的滯回曲線，還通過(guò)分析耗能鋼筋的布置特點(diǎn)，研究了耗能鋼筋對(duì)結(jié)構(gòu)滯回性能的影響。葛繼平[3]通過(guò)有限元方法分析預(yù)制拼裝鋼管約束混凝土橋墩在往復(fù)荷載作用下的力學(xué)反應(yīng)，著重對(duì)干接縫區(qū)域進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)接縫處混凝土強(qiáng)度越大結(jié)構(gòu)的極限承載力越強(qiáng)。蔡忠奎，朱鈺等[4-6]發(fā)現(xiàn)在節(jié)段預(yù)制橋墩中加入榫卯接縫可以減少節(jié)段間的剪切錯(cuò)動(dòng)，使其具有更好的整體性。國(guó)外研究中，Billington等[7]將橋墩嵌固深度增加以提升耗能能力，但殘余應(yīng)變也會(huì)相應(yīng)增加。Wang J.C.[8]用高強(qiáng)螺栓將底部節(jié)段與基礎(chǔ)錨固在一起，發(fā)現(xiàn)構(gòu)件受力控制截面發(fā)生變化，橋墩的滯回耗能能力提高。

總的來(lái)說(shuō)，節(jié)段預(yù)制橋墩優(yōu)點(diǎn)為施工快速簡(jiǎn)單，在豎向恒載作用下與現(xiàn)澆橋墩(RC)的承載能力相當(dāng)，在水平荷載特別是地震來(lái)襲的情況下，由于無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線提供的回拉力，自復(fù)位性能較好，但由于主要變形形式為墩身繞基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動(dòng)，造成墩底接縫之間的反復(fù)開(kāi)合，其余接縫間均無(wú)開(kāi)張閉合。這種特點(diǎn)導(dǎo)致在水平力作用下，墩底接縫受力較為集中，十分容易發(fā)生壓碎破壞，不能承受較大水平載荷。由于墩底干接縫的存在，限制了墩底塑性鉸的形成，導(dǎo)致滯回耗能能力較差。

本文采用半現(xiàn)澆方式[9]與榫卯結(jié)構(gòu)組合的方式完善節(jié)段預(yù)制橋墩，該橋墩底部區(qū)域與承臺(tái)基礎(chǔ)一同澆筑，擴(kuò)大了基礎(chǔ)范圍[10]，其余部分節(jié)段預(yù)制，采用無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線貫穿各節(jié)段使之形成整體，節(jié)段間的榫卯結(jié)構(gòu)減少了接縫的反復(fù)開(kāi)合，使其在水平荷載下的變形及耗能特點(diǎn)與現(xiàn)澆橋墩更為接近。

1 數(shù)值模擬方案

采用ABAQUS軟件研究組合結(jié)構(gòu)橋墩的抗震性能，建立四個(gè)試件模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析，分別為傳統(tǒng)節(jié)段預(yù)制裝配式橋墩，墩底部分與基礎(chǔ)承臺(tái)一同澆筑的半現(xiàn)澆節(jié)段預(yù)制橋墩，增加了榫卯結(jié)構(gòu)的半現(xiàn)澆節(jié)段預(yù)制橋墩，與在此基礎(chǔ)上增加了耗能鋼筋的橋墩，分別命名為Z1、Z2、Z3與Z4號(hào)模型，剪跨比均為4.0，分別對(duì)其進(jìn)行單調(diào)推覆與擬靜力水平往復(fù)加載數(shù)值模擬，擬靜力加載常見(jiàn)于模擬地震時(shí)結(jié)構(gòu)的往復(fù)振動(dòng)，即在正反兩個(gè)方向?qū)Y(jié)構(gòu)重復(fù)加載和卸載。各模型的尺寸立面圖與配筋圖如圖1和圖2所示。

圖1 Z1、Z2試件模型立面與配筋圖(mm)

圖2 Z3、Z4試件模型立面與配筋圖(mm)

本次模擬選擇采用C50混凝土材料，其立方體抗壓強(qiáng)度為43.1 MPa，軸心抗拉強(qiáng)度為2.5 MPa，彈性模量取3×104MPa，泊松比0.2，采用C3D8R實(shí)體單元進(jìn)行模擬。普通鋼筋屈服強(qiáng)度為398.14 MPa，彈性模量為2×105MPa，泊松比0.3，采用T3D2桁架單元進(jìn)行模擬，使用內(nèi)置區(qū)域?qū)摻钋度牖炷林?，如圖3所示。各節(jié)段之間干接縫采用接觸模擬，切向接觸選用庫(kù)倫摩擦模型，采用罰函數(shù)算法，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.5，法向則采用硬接觸模型算法[11]。

圖3 混凝土與鋼筋有限元模型

預(yù)應(yīng)力鋼絞線貫穿整個(gè)橋墩，采用兩根1×4鋼絞線，每根等效直徑為15.2 mm，彈性模量為1.95×105MPa，泊松比0.3，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值1860 MPa，采用B31梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬。運(yùn)用降溫施加預(yù)應(yīng)力的方法，設(shè)置初始溫度t0=0與降溫值t。

(1)

鋼絞線張拉預(yù)應(yīng)力為：

F=σ·A

(2)

其中：σ為降溫張拉預(yù)應(yīng)力，α為鋼絞線熱膨脹系數(shù)，取α=1.2×10-5，E為彈性模量，A為橫截面積，F(xiàn)為張拉預(yù)應(yīng)力。預(yù)應(yīng)力鋼絞線降溫收縮，張拉預(yù)應(yīng)力為800 MPa。為避免鋼墊板與混凝土之前綁定關(guān)系造成連接剛度過(guò)大，上下鋼墊板分別與橋墩通過(guò)merge方式連接。

預(yù)應(yīng)力鋼絞線上、下部接頭分別與鋼墊板采用MPC(多點(diǎn)耦合約束)綁定方式連接，中間部分與混凝土無(wú)受力關(guān)系，不作處理。當(dāng)橋墩受墩頂側(cè)向力發(fā)生位移時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼絞線對(duì)變形的橋墩產(chǎn)生“回復(fù)力”將其拉回。預(yù)應(yīng)力鋼絞線與墩頂恒載共同為結(jié)構(gòu)提供軸壓比為0.2的軸向預(yù)應(yīng)力[12-13]。

2 本構(gòu)關(guān)系與混凝土損傷模型

在數(shù)值模擬中，普通鋼筋采用雙折線模型，如圖4所示。混凝土采用規(guī)范[14]所提出的混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，其破壞主要由混凝土受壓控制，受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示，其中：

當(dāng)x≤1時(shí)，

y=αax+(3-2αa)x2+(αa-2)3

(3)

當(dāng)x>1時(shí)，

(4)

圖4 普通鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖5 混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線

單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為：

當(dāng)x≤1時(shí)，

y=1.2x-0.2x6

(5)

當(dāng)x>1時(shí)，

(6)

將混凝土塑性損傷模型(CDP)結(jié)合到上述應(yīng)力-應(yīng)變曲線中，模擬發(fā)現(xiàn)混凝土受力較大區(qū)域?qū)⑹紫瘸霈F(xiàn)損傷，損傷不斷積累，導(dǎo)致原有應(yīng)力-應(yīng)變曲線不斷變化[15]?；炷翐p傷退化后的彈性模量E′可以用損傷因子d和初始彈性模量E0表示為：

E′=(1-d)E0

(7)

根據(jù)能量等效法，損傷因子的計(jì)算公式為：

(8)

3 結(jié)果分析

3.1 單調(diào)加載

首先對(duì)模型進(jìn)行單調(diào)靜力加載，確定試件的極限承載力與延性，也為往復(fù)加載提供依據(jù)。選取四種模型，施加相同軸壓比的預(yù)應(yīng)力，再在墩頂耦合節(jié)點(diǎn)處施加位移荷載，直至模型破壞，得出四種模型對(duì)應(yīng)的荷載-位移曲線，如圖6所示。根據(jù)圖6，各模型極限承載力見(jiàn)表1。

結(jié)合圖6中的荷載位移曲線與表1，可以發(fā)現(xiàn)四種橋墩的極限承載力變化規(guī)律：在使用墩底半現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)后，模型的極限承載力基本保持不變，在此基礎(chǔ)上增加榫卯結(jié)構(gòu)與耗能鋼筋，結(jié)構(gòu)的極限承載力顯著提高。

圖6 單調(diào)加載荷載-位移曲線

表1 各模型極限承載力

延性是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中一個(gè)非常重要的指標(biāo)，是結(jié)構(gòu)抗震能力強(qiáng)弱的標(biāo)志。用μm表示最大延性系數(shù)：

(9)

式中：Um和Uy分別為極限位移和屈服位移。一般以墩柱縱筋首次屈服時(shí)的水平位移作為屈服位移，但往往荷載-位移曲線中的非彈性部分轉(zhuǎn)化不明顯，故采用能量等值法確定屈服位移Uy，即作折線使之與荷載-位移曲線圍成面積相同，從而確定屈服位移。用墩柱的側(cè)向承載力下降到極限承載力85%時(shí)的水平位移作為極限位移，得到各模型的延性系數(shù)見(jiàn)表2。

表2 各模型延性系數(shù)

通常規(guī)范要求構(gòu)件的延性系數(shù)，μ>3各模型均滿足結(jié)構(gòu)延性要求，組合半現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的加入大幅提升了原有結(jié)構(gòu)的延性。

3.2 往復(fù)加載

3.2.1 力學(xué)行為分析

對(duì)模型進(jìn)行位移控制的水平往復(fù)加載，加載方式如圖7所示。由前人的實(shí)驗(yàn)?zāi)M分析結(jié)果可知，節(jié)段預(yù)制橋墩的變形主要由節(jié)段橋墩繞承臺(tái)的剛體轉(zhuǎn)動(dòng)引起，節(jié)段與承臺(tái)間的干接縫會(huì)在反復(fù)加載過(guò)程中表現(xiàn)出一張一合，而其他干接縫幾乎不會(huì)產(chǎn)生開(kāi)合。圖8為四種模型達(dá)到極限承載力時(shí)底部的塑性應(yīng)變分布圖(縮放系數(shù)為3)。當(dāng)混凝土的塑性應(yīng)變大于材料的極限應(yīng)變時(shí)，可以認(rèn)為結(jié)構(gòu)拉裂或者壓碎。一般來(lái)說(shuō)，混凝土材料的極限壓應(yīng)變?yōu)?.003，極限拉應(yīng)變?yōu)槠涫种蛔笥摇?/p>

圖7 往復(fù)加載曲線

從圖8中可以看出，本次模擬的Z1模型(傳統(tǒng)節(jié)段預(yù)制橋墩)在循環(huán)往復(fù)荷載下的受力變形符合以往的研究經(jīng)驗(yàn)，即接縫處的反復(fù)開(kāi)合，主要的破壞表現(xiàn)為墩底的壓碎破壞。Z2模型的墩底處已經(jīng)發(fā)生明顯的受拉破壞，構(gòu)件受力控制截面轉(zhuǎn)變?yōu)楝F(xiàn)澆部分與節(jié)段之間的接縫，接縫之間仍有較大開(kāi)合，壓碎部分分布于節(jié)段中部，此時(shí)模型已經(jīng)表現(xiàn)出一部分現(xiàn)澆橋墩底部彎曲破壞的特征。在Z3與Z4模型中，榫卯結(jié)構(gòu)與耗能鋼筋限制了橋墩變形時(shí)接縫的上下開(kāi)合，使之整體性更強(qiáng)，此時(shí)墩底的縱筋屈服，破壞形式表現(xiàn)為墩底的彎曲破壞，有較強(qiáng)的耗能能力。

圖8 各模型墩底變形與塑性應(yīng)變分布

3.2.2 滯回性能

根據(jù)往復(fù)加載下的荷載-位移滯回曲線能夠綜合反映結(jié)構(gòu)的抗震性能，可以看出各模型的滯回環(huán)大小、極限抗力、殘余位移等參數(shù)均相差較大，如圖9所示。比較可知，在使用半現(xiàn)澆墩底后，Z2模型的滯回性能相較于Z1模型有大幅提升。

圖9 各模型滯回曲線

對(duì)每個(gè)模型每一級(jí)加載形成的滯回環(huán)進(jìn)行積分求面積再進(jìn)行累加，得出最終模型累積耗能值，如圖10所示。根據(jù)圖10結(jié)果，得到模型累積耗能值見(jiàn)表3。結(jié)合圖10與表3，發(fā)現(xiàn)半現(xiàn)澆方式使結(jié)構(gòu)的累積耗能值提升了1.2倍，加入榫卯結(jié)構(gòu)與耗能鋼筋后分別提升了4倍與6.5倍，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)了文獻(xiàn)[16]中僅使用榫卯結(jié)構(gòu)作為連接方式的0.2倍，采用上述組合結(jié)構(gòu)的節(jié)段預(yù)制橋墩滯回耗能能力大幅提升。同時(shí)，在組合結(jié)構(gòu)Z3中加入耗能鋼筋對(duì)結(jié)構(gòu)滯回性能的提升不如直接在Z1模型中加入耗能鋼筋[16]明顯。

圖10 模型累積滯回耗能-位移曲線

表3 模型累積耗能值

4 結(jié) 論

(1)通過(guò)增加墩底塑性鉸部分提升原有節(jié)段預(yù)制橋墩滯回性能為基礎(chǔ)，建立了四種實(shí)體有限元模型，并在施加一定預(yù)應(yīng)力情況下進(jìn)行單調(diào)推覆模擬，計(jì)算出結(jié)構(gòu)的屈服位移與極限位移，得出通過(guò)增加組合結(jié)構(gòu)，原有橋墩的極限承載力與延性都所增強(qiáng)，為往復(fù)加載提供依據(jù)。

(2)通過(guò)水平往復(fù)加載過(guò)程中結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出的破壞形式與接縫的張合現(xiàn)象，表明該模型能正確反應(yīng)出此種情況下節(jié)段預(yù)制橋墩的力學(xué)性能。研究了改進(jìn)模型的塑性應(yīng)變發(fā)展趨勢(shì)，從其表現(xiàn)出的變形特點(diǎn)與破壞形式可以得出，在增加半現(xiàn)澆部分等組合結(jié)構(gòu)后，模型的破壞由壓碎破壞逐漸轉(zhuǎn)化為彎曲破壞。通過(guò)比較累積耗能值定量分析，得到各模型在受水平往復(fù)荷載情況下結(jié)構(gòu)耗能能力的強(qiáng)弱，發(fā)現(xiàn)改進(jìn)模型能大幅提升傳統(tǒng)節(jié)段預(yù)制橋墩的滯回性能。

(3)使用組合結(jié)構(gòu)后橋墩滯回耗能能力大幅提升，但殘余應(yīng)變也會(huì)增大，需要在后續(xù)的研究中繼續(xù)做出改進(jìn)。