新型裝配式橋墩墩底連接性能分析

申彥利，范棟鑫

(1.河北工程大學(xué)土木工程學(xué)院，邯鄲 056038；2.河北省裝配式結(jié)構(gòu)工程技術(shù)研究中心，邯鄲 056000)

隨著中國經(jīng)濟(jì)和社會的發(fā)展，裝配式橋墩在交通運(yùn)輸中起著越來越重要的作用，近年來，橋墩的預(yù)制施工方式[1]因其方便操作、施工簡便、保護(hù)環(huán)境而廣泛應(yīng)用[2]。裝配式橋梁中構(gòu)件的連接尤其是墩底與承臺之間，因?yàn)槠渲苯佑绊懡Y(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性而成為了當(dāng)前研究的熱點(diǎn)。

如今灌漿套筒技術(shù)大行其道，作為一種新型的連接鋼筋方式，在20世紀(jì)60年代首次被提出，章一萍等[3]研究了采用灌漿套筒連接的鋼筋混凝土柱在各種水平接縫連接形式下的力學(xué)性能，表明套筒連接是一種比較可靠的鋼筋連接方式；YEE[4]等較好解決了裝配式橋墩中墩柱縱筋與承臺縱筋的連接問題，并且提出了這種結(jié)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)與現(xiàn)澆等同的思想；張臻[5]通過對灌漿套筒連接拼裝柱進(jìn)行試驗(yàn)研究，得出了軸壓比、灌漿料強(qiáng)度對這種拼裝柱抗震性能的影響規(guī)律；黃國斌等[6-7]通過將這種灌漿套筒連接橋墩與傳統(tǒng)現(xiàn)澆橋墩的施工方法對比，研究表明：這種灌漿套筒連接橋墩施工快速，能夠有效降低對原有環(huán)境的干擾。灌漿套筒接頭的位置也是當(dāng)前研究的主要方向，魏紅一等[8]對灌漿套筒在不同位置進(jìn)行了研究，結(jié)果得出：預(yù)埋套筒位置不同，構(gòu)件的破壞形式也有所不同，但總體抗震性能相近。雖然近年來灌漿套筒技術(shù)已經(jīng)在橋墩連接方面得到了很好的發(fā)展，但研究成果主要為在預(yù)應(yīng)力鋼筋的自復(fù)位作用下灌漿套筒連接的裝配式橋墩的力學(xué)性能，并沒有研究結(jié)構(gòu)在不同連接組件下對橋墩墩底連接性能的影響，本研究將對橋墩墩底連接方式對結(jié)構(gòu)性能的影響加以分析。

為了更好地研究裝配式橋墩墩-底的連接性能，在已有成果基礎(chǔ)上提出三種新型的墩底連接方式，即在灌漿套筒連接橋墩的基礎(chǔ)上，在墩底與承臺間加兩塊相互疊合的鋼板，并采用低周往復(fù)荷載的方法，對橋墩抗震性能進(jìn)行評價(jià)。

1 墩底連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

圖1 三種槽口模型圖Fig.1 Three groove model diagrams

研究設(shè)計(jì)了三種不同橋墩墩底連接方式的灌漿套筒連接橋墩模型；為了增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的延性及墩底抗剪能力，添加了形式為直槽、斜槽(傾斜角100°)、圓弧槽的疊合鋼板，分用Q-1、Q-2、Q-3表示，具體形式由圖1所示。因?yàn)槌鞘袠蛄捍蠖鄶?shù)位于較為繁華的地段，因此，采用這種灌漿套筒連接橋墩與承臺，并且在墩底加組合鋼板方法的最大優(yōu)點(diǎn)在于：灌漿套筒、預(yù)應(yīng)力與咬合鋼板間的組合作用，預(yù)應(yīng)力筋為結(jié)構(gòu)提供自復(fù)位能力，灌漿套筒對傳統(tǒng)的塑性鉸區(qū)有約束增強(qiáng)的作用，尤其是鋼板的組合作用，可以較好地提高結(jié)構(gòu)的延性和抗剪性。以期在地震作用下結(jié)構(gòu)的殘余位移更小，減輕地震災(zāi)害的目的[9]。

2 橋墩數(shù)值試驗(yàn)研究方案

本研究所設(shè)計(jì)的橋墩模型以葛繼平所研究的某在建地鐵高架橋立柱[9-10]以及《橋梁相關(guān)抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》為研究對象。該模型采用灌漿套筒將墩柱與承臺連接，將所依據(jù)的參考橋墩模型用Q-4表示，上述三種新型橋墩結(jié)構(gòu)尺寸與該模型尺寸一致。利用有限元軟件對橋墩模型進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，并且驗(yàn)證了模型的合理性。參考橋墩結(jié)構(gòu)主要設(shè)計(jì)如圖2所示，主要參數(shù)設(shè)計(jì)如表1、表2所示。

圖2 參考模型Fig.2 Reference model diagram

2.1 橋墩模型建立

2.1.1 模型材料性能確定

為了與參考模型進(jìn)行對比，根據(jù)相似性原理，保證所用的混凝土材料屬性與參考模型一致，立柱、承臺采用的混凝土都為C40混凝土；灌漿套筒的材料為鋼套筒，其彈模為370 MPa，筒內(nèi)采用的混凝土等級為C80，采用高等級混凝土是因?yàn)榭梢赃_(dá)到穩(wěn)定連接鋼筋的目的；采用HRB400的鋼筋,這種鋼筋的彈模為200 GPa。各部件泊松比均為0.3。通過降溫法施加合力為總計(jì)877 kN的初始預(yù)應(yīng)力，通過計(jì)算可以得到需要降溫190.3 ℃，從能夠達(dá)到初始應(yīng)力為447 MPa的要求。

表1 試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Main design parameters of specimens

表2 預(yù)應(yīng)力筋主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Main design parameters of prestressing tendons

2.1.2 模型單元確定

研究設(shè)計(jì)的模型為裝配式結(jié)構(gòu)。對于混凝土部件選用C3D8R六面體實(shí)體單元建模，對于箍筋和縱筋選用線單元分別單獨(dú)建模，然后將其合成鋼筋網(wǎng)整體劃分網(wǎng)格，選用T3D2桁架單元，并嵌入到混凝土立柱當(dāng)中；對套筒筒壁進(jìn)行切割，從而達(dá)到網(wǎng)格均勻劃分的目的。

2.1.3 相互作用及邊界條件

對于參考橋墩，承臺和立柱間選用相互作用連接，在實(shí)際施工中常用涂抹坐漿料的方法將其整體連接。對于裝配式橋墩結(jié)構(gòu)，承臺與橋墩底部采用面面接觸。并且設(shè)定法線方向和切線方向的接觸特性，切向方向用摩擦接觸表示，摩擦系數(shù)為0.5，法向方向用硬接觸表示。根據(jù)剛度較大原理選擇主表面為鋼板、從表面為混凝土。

2.1.4 加載制度

對參考模型與三種墩底連接方式的橋墩進(jìn)行有限元進(jìn)行數(shù)值分析時(shí)，采用低周循環(huán)往復(fù)荷載，根據(jù)參考橋墩中數(shù)據(jù)，計(jì)算得到在柱頂需要施加1 080 kN的合力。水平方向采用位移控制，根據(jù)上述制定了適合橋墩受力的方案。

工況一：施加橋梁的上部結(jié)構(gòu)對下部產(chǎn)生的荷載以及自重，為了更好地與原文契合，計(jì)算出所需要施加的荷載為1 080 kN。

工況二：在工況一施加上部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的荷載和自重的基礎(chǔ)上，在立柱頂部施加水平往復(fù)的位移，加載歷程和加載示意圖如圖3所示。

圖3 加載歷程和加載示意圖Fig.3 Loading history and loading schematic

2.1.5 數(shù)值模擬的正確性驗(yàn)證

對已經(jīng)建立的參考模型進(jìn)行低周往復(fù)加載分析，可以得到結(jié)構(gòu)在上述工況作用下的對比結(jié)果，如表3、表4所示?？梢钥闯觯ㄟ^有限元模擬得到的數(shù)據(jù)與參考橋墩數(shù)據(jù)大致相同，從表3中數(shù)據(jù)得出，通過計(jì)算得出的屈服荷載為430 kN，與參考試驗(yàn)中得到的結(jié)果393 kN基本相同，采用模擬得出的屈服位移為42.3 mm與試驗(yàn)數(shù)據(jù)43.2 mm基本吻合，兩種結(jié)果的誤差率分別為18.8%、2.12%，都在一定誤差范圍內(nèi)。從表4中數(shù)據(jù)得出，參考模型的最大荷載為475 kN與試驗(yàn)結(jié)果大致相同，參考模型的最大位移為178 mm與試驗(yàn)結(jié)果207 mm大致吻合，表明試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果大致相同，從而很好地驗(yàn)證了模型的合理性。

表3 屈服荷載與屈服位移對比Table 3 Comparison of yield load and yield displacement

表4 極限荷載與極限位移對比Table 4 Comparison of ultimate load and ultimate displacement

3 不同連接方式下試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 力-位移滯回曲線

圖4 直槽橋墩模型Fig.4 Straight channel pier model

上述加載方法下，可以得到三種模型的滯回曲線，如圖4所示，三種橋墩模型的滯回曲線以梭形的形狀呈現(xiàn)，說明結(jié)構(gòu)有較好的耗能能力。從圖4中看出圓弧槽連接橋墩和斜槽連接橋墩的滯回環(huán)形狀比較相似。另外三種結(jié)構(gòu)均具有明顯的捏縮現(xiàn)象，飽和程度相較于參考橋墩大大提高，主要因?yàn)槿N疊合鋼板可以提高結(jié)構(gòu)的抗震性能和耗能能力，與斜槽橋墩模型和圓弧槽橋墩模型相比，直槽橋墩的耗能能力最好，造成此差異的主要原因?yàn)橹辈圻B接橋墩墩柱和承臺的牢固程度要高于另外兩種結(jié)構(gòu)，因此其耗能能力最好。

3.2 力-位移骨架曲線

通過三種結(jié)構(gòu)的滯回曲線可以得到模型的骨架曲線，如圖5所示。可知模型的骨架曲線形狀接近，主要表現(xiàn)為首先為線性上升，大致呈直線狀態(tài)，接著進(jìn)入塑性階段，最后突然下降三個(gè)過程。采用能量法可以確定結(jié)構(gòu)的屈服荷載與屈服點(diǎn)的位置，曲線中的峰值點(diǎn)為結(jié)構(gòu)的極限荷載，下降段極限荷載的85%對應(yīng)點(diǎn)為結(jié)構(gòu)的極限位移。計(jì)算結(jié)果如表5、表6所示。

圖5 骨架曲線對比Fig.5 Skeleton curve comparison

表5 四種橋墩模型強(qiáng)度特征數(shù)值Table 5 Strength characteristic values of four pier models

通過計(jì)算得到了三種結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和變形特征值，通過比較表5、表6中的數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，三種模型強(qiáng)度和變形值在正向和負(fù)向的數(shù)值較為接近，各項(xiàng)參數(shù)最大誤差僅為8.89%，說明三種結(jié)構(gòu)在正負(fù)向沒有明顯的滑移現(xiàn)象。以斜槽疊合連接橋墩正向?yàn)槔?，其屈服荷載和極限荷載相較于直槽連接橋墩對應(yīng)參數(shù)分別降低了17.4%、19.6%。其原因是直槽的墩底固定程度要比斜槽連接橋墩要強(qiáng)，所以有更高的承載能力。比較表5、表6中數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，采用圓弧槽橋墩和采用斜槽橋墩的各項(xiàng)參數(shù)比較接近，說明如果通過精心的設(shè)計(jì)，這兩種結(jié)構(gòu)能夠具有相近的力學(xué)性能。比較三種結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)發(fā)現(xiàn)，這三種結(jié)構(gòu)延性系數(shù)隨著墩底咬合程度的降低而降低，因?yàn)槎盏走B接越不穩(wěn)固，在低周往復(fù)荷載作用下的左右晃動也就越大，與直槽模型相比，斜槽模型和圓弧槽模型延性系數(shù)分別增加了34.2%、28.6%，三種結(jié)構(gòu)延性系數(shù)大致在3.04～4.85，基本能夠滿足結(jié)構(gòu)抗震的要求。

表6 四種橋墩模型變形特征數(shù)值Table 6 Deformation characteristic values of four pier models

3.3 剛度退化分析

剛度退化是在循環(huán)往復(fù)荷載作用下，峰值點(diǎn)位移在保持相同峰值荷載時(shí)隨循環(huán)次數(shù)的增多而上升的現(xiàn)象，取同一級變形下的割線剛度表示剛度退化，由文獻(xiàn)[11]割線剛度定義為

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圖6 剛度退化曲線Fig.6 Stiffness degradation curve

3.4 強(qiáng)度退化分析

在往復(fù)荷載作用下，由于橋墩墩底混凝土容易受損，因此強(qiáng)度退化也是當(dāng)前學(xué)者研究的主要方向，強(qiáng)度退化是在保持最大位移不變時(shí)，與之對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)荷載隨著循環(huán)次數(shù)的增多而減小的現(xiàn)象。文中橋墩墩底連接處強(qiáng)度也在不斷退化，如何將強(qiáng)度退化控制到一定范圍內(nèi)，成為研究的目的，如果強(qiáng)度退化較大，對結(jié)構(gòu)的抗震性能來講極為不利，根據(jù)文獻(xiàn)[11]可得結(jié)構(gòu)承載力降低系數(shù)，其計(jì)算式為

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圖7 強(qiáng)度退化曲線Fig.7 Strength degradation curve

3.5 耗能能力分析

為了使得結(jié)構(gòu)在震后可以正常使用，自復(fù)位結(jié)構(gòu)的耗能能力也成為研究的重點(diǎn)，自復(fù)位結(jié)構(gòu)是在地震作用下，通過降低自身的強(qiáng)度和剛度來阻止地震作用帶來的破壞。為了更直觀地分析三種結(jié)構(gòu)的耗能能力，對滯回曲線中每個(gè)滯回環(huán)的面積進(jìn)行求和，由圖8可得結(jié)構(gòu)的累計(jì)耗能數(shù)值曲線。由圖8中可以較為直觀地看到三種結(jié)構(gòu)的累計(jì)耗能，不同的連接組件對結(jié)構(gòu)的耗能有著不同的影響，不同的連接方式的耗能情況也各不相同，其中直槽橋墩模型累計(jì)耗能數(shù)值為344.91 kN·m，斜槽橋墩模型累積耗能數(shù)值185.69 kN·m，圓弧槽橋墩模型累積耗能數(shù)值199.81 kN·m參考橋墩模型累積耗能數(shù)值為59.96 kN·m，由數(shù)據(jù)可知三種模型的耗能性能遠(yuǎn)大于參考模型。并由圖8得出斜槽模型、圓弧槽模型累積耗能接近。直槽模型比斜槽模型、圓弧槽模型的耗能累積分別提高185%、172%，這是因?yàn)槎盏走B接方式影響結(jié)構(gòu)的耗能能力，墩底連接越牢固，結(jié)構(gòu)耗能能力越強(qiáng)，所以可以適當(dāng)提高墩底連接的牢固程度，能夠有利于耗能能力的提高。

圖8 累積耗能曲線Fig.8 Cumulative energy dissipation curve

3.6 等效黏滯阻尼系數(shù)

等效黏滯阻尼系數(shù)可以很好地衡量結(jié)構(gòu)的耗能能力，因此選用等效黏滯阻尼系數(shù)h作為衡量標(biāo)準(zhǔn)。等效耗能系數(shù)越大，說明該連接方式耗能能力越強(qiáng)。這種等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算方法的示意圖由圖9所示，其計(jì)算表達(dá)式為

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圖9 節(jié)點(diǎn)滯回曲線包絡(luò)圖Fig.9 Node hysteretic curve envelope

圖10 等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.10 Equivalent viscous damping coefficient

由圖10可得不同墩底連接方式橋墩的等效黏滯阻尼系數(shù)變化圖。圖中可知Q-1直槽模型的黏滯阻尼系數(shù)要略高于Q-2斜槽模型、Q-3圓弧槽模型，隨著加載的進(jìn)行，等效黏滯阻尼系數(shù)呈緩慢上升趨勢，說明結(jié)構(gòu)的耗能隨著位移的加大而增加。三種構(gòu)件耗能基本相同，圖像較為接近。初始阻尼比大致為0.058，最大阻尼比為0.23。造成等效黏滯阻尼系數(shù)不斷上升的原因是隨著荷載的不斷加大，連接處混凝土開裂，耗能鋼筋和疊合鋼板的耗能在不斷加大所致。

3.7 殘余位移

圖11 殘余位移曲線Fig.11 Residual displacement curve

該新型墩底連接橋墩模型的殘余位移曲線如圖11所示，三種試件在位移控制下，都具有較好的自復(fù)位能力，三種結(jié)構(gòu)在加載位移為60 mm時(shí)，結(jié)構(gòu)殘余位移出現(xiàn)了較大的偏差，最大殘余位移達(dá)到了36 mm，但在量級上與加載位移較為接近，變化趨勢大致相同。相較于直槽模型，斜槽模型和圓弧槽模型的最大殘余位移分別增加了12.2%、30.1%，說明直槽模型的自復(fù)位能力更好?？傮w表明：有灌漿套筒連接的橋墩模型在無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋和耗能鋼板的作用下具有較好的自復(fù)位能力，三種結(jié)構(gòu)具有相似的自復(fù)位能力。采用圓弧槽橋墩模型和斜槽橋墩模型自復(fù)位能力略遜于直槽橋墩模型，這是因?yàn)椴捎弥辈圻B接的橋墩模型墩底連接穩(wěn)固程度要大于斜槽模型和圓弧槽模型，因此直槽模型的殘余位移更小。

4 結(jié)論

基于已有的灌漿套筒連接承臺與墩柱的基礎(chǔ)上，提出了三種新型墩底連接方式，通過建模并分析比較三種模型的各項(xiàng)力學(xué)參數(shù)，可以得到如下結(jié)論。

(1)這種新型連接構(gòu)件在無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力、灌漿套筒和疊合鋼板的作用下，可以提高橋墩抵抗地震的能力，由于結(jié)構(gòu)的殘余位移較小因此展現(xiàn)出的自復(fù)位能力較好。

(2)三種橋墩模型相較與參考橋墩的滯回曲線較為捏攏，并且更加飽滿，因此結(jié)構(gòu)耗能能力更強(qiáng)，基本可以達(dá)到預(yù)期設(shè)計(jì)的要求。結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了一定的殘余位移，原因是在建模過程中沒有考慮鋼筋在混凝土中滑移的影響所致。

(3)三種新型橋墩在荷載位移加載初期，其耗能能力、等效黏滯阻尼比、殘余位移數(shù)值基本一致，表明在荷載位移較小時(shí)，墩底不同連接方式對結(jié)構(gòu)性能沒有影響，加大荷載位移的情況下，相較于直槽橋墩模型，通過計(jì)算結(jié)構(gòu)的屈服位移、屈服荷載、極限位移、極限荷載，得出直槽模型有更好的耗能能力、承載能力與自復(fù)位能力，因此直槽橋墩模型的承載能力和抗震性能最佳。