灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩抗剪性能對(duì)比試驗(yàn)研究

逯艷東， 李士友， 胡興安， 李曉鵬， 許 坤

(1. 北京奧科瑞檢測(cè)技術(shù)開發(fā)有限公司，北京 101102； 2. 北京工業(yè)大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)部， 北京 100124)

0 引言

橋梁快速建造技術(shù)指通過(guò)工廠預(yù)制、現(xiàn)場(chǎng)拼裝方式實(shí)現(xiàn)橋梁快速建造施工。它能夠極大減少施工對(duì)既有交通的干擾，在城市橋梁建設(shè)中具有較大優(yōu)勢(shì)。相較現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，預(yù)制拼裝橋墩存在預(yù)制構(gòu)件間的連接，節(jié)段連接性能成為影響結(jié)構(gòu)整體力學(xué)性能尤其是抗震性能的重要因素?，F(xiàn)有預(yù)制橋梁節(jié)段連接方式主要包括：鋼筋焊接、套筒連接、灌漿波紋管連接、預(yù)應(yīng)力連接和鋼筋咬合連接等。其中，采用灌漿套筒連接預(yù)制節(jié)段縱筋，能夠?qū)崿F(xiàn)和現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)等強(qiáng)的設(shè)計(jì)目的，具有較大的工程應(yīng)用前景[1-3]。

灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋梁在中低烈度地震區(qū)已得到應(yīng)用推廣，但是在高烈度區(qū)應(yīng)用較少，主要原因是缺乏高烈度區(qū)預(yù)制拼裝橋墩抗震設(shè)計(jì)相關(guān)規(guī)范。為進(jìn)一步推廣灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋梁的應(yīng)用，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩抗震性能進(jìn)行了廣泛研究，主要集中在抗彎承載能力、耗能和延性變形等方面[4-7]。研究結(jié)果表明，灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩與現(xiàn)澆橋墩具備相近的橫向承載能力，只是延性水平略有降低，但仍符合Caltrans規(guī)范[8](延性不小于3.0)以及AASHTO規(guī)范[9]對(duì)高烈度區(qū)延性構(gòu)件的要求(單柱彎曲和多柱彎曲分別限于5.0和6.0)。

已有研究[4-7]多針對(duì)截面比(試件加載高度與截面高度之比)較大的高墩，其在水平地震作用下以彎曲破壞為主，對(duì)于在水平地震作用下以受剪破壞為主的矮墩研究較少。美國(guó)應(yīng)用技術(shù)委員會(huì)最早基于鋼筋混凝土橋墩地震作用下抗剪與抗彎強(qiáng)度之間的關(guān)系，提出了抗剪強(qiáng)度概念模型(ATC-6)[10]，參照這個(gè)模型，當(dāng)與鋼筋混凝土橋墩抗彎承載力對(duì)應(yīng)的剪力大于初始剪切強(qiáng)度時(shí)，結(jié)構(gòu)將發(fā)生脆性剪切破壞； Priestley等[11]研究表明，墩柱截面比小于2.5的橋墩會(huì)發(fā)生剪切破壞； Li等[12]通過(guò)截面比為1.7的灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩剪切試驗(yàn)，測(cè)到了橋墩最大水平承載力； Li等[13]研究了4個(gè)不同截面比(1.3、3.3、4.3和5.3)灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩抗剪性能，提出了預(yù)制拼裝橋墩拼接縫抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式。上述研究雖針對(duì)矮墩，但是套筒所在區(qū)域并不是在墩底(要么設(shè)置了基座導(dǎo)致套筒區(qū)上移，要么將套筒區(qū)設(shè)置在承臺(tái)內(nèi)部)，與實(shí)際常用橋墩-承臺(tái)或橋墩-蓋梁連接構(gòu)造方式存在一定差異。套筒置于墩底的預(yù)制橋墩連接方式在實(shí)際工程中更為常見，如長(zhǎng)沙湘府路高架，上海S7高速[14-16]，這類橋墩抗剪試驗(yàn)研究較少。考慮到地震作用下橋墩底部破壞最嚴(yán)重，拼接縫位于墩底比套筒區(qū)上移或套筒區(qū)置于承臺(tái)內(nèi)部情況受力更為復(fù)雜，有必要進(jìn)行詳細(xì)研究。

圖 1 試件尺寸信息Fig.1 Size and properties of specimens

為進(jìn)一步補(bǔ)充研究灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩抗剪性能，開展了現(xiàn)澆與拼裝橋墩抗剪性能對(duì)比試驗(yàn)，主要工作如下：(1)制作了兩個(gè)相同縮尺比的灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩和現(xiàn)澆橋墩； (2)通過(guò)擬靜力試驗(yàn)對(duì)比研究了兩類結(jié)構(gòu)的抗剪強(qiáng)度、變形能力、耗能能力等抗震性能指標(biāo)。本文結(jié)果可為灌漿套筒連接預(yù)制拼裝矮墩在高烈度區(qū)的應(yīng)用推廣提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)過(guò)程與模型設(shè)計(jì)1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩指通過(guò)灌漿套筒將橋墩節(jié)段、橋墩-蓋梁、橋墩-承臺(tái)構(gòu)件的縱向鋼筋連接在一起，實(shí)現(xiàn)縱向鋼筋傳力路徑的連續(xù)。本文基于某實(shí)際高速公路項(xiàng)目預(yù)制拼裝橋墩設(shè)計(jì)圖紙，制作了灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩和現(xiàn)澆橋墩兩個(gè)縮尺模型，縮尺比為1/4，如圖 1所示。

縮尺模型橋墩截面為500mm×500mm，橋墩高度L為875mm，試件截面比為1.75。截面上配置了10根直徑18mm的縱向鋼筋。箍筋直徑為12mm，間距為100mm。在普通混凝土區(qū)配置抗裂構(gòu)造鋼筋，為直徑為8mm的光圓鋼筋。套筒長(zhǎng)340mm，外徑50mm，套筒厚度為3～5mm的變截面。在橋墩上方設(shè)置400mm×500mm×900mm加載頭，用于軸壓和水平力加載。承臺(tái)尺寸為1500mm×600mm×1000mm。橋墩與承臺(tái)拼接縫處座漿料厚度為10mm。預(yù)制橋墩-承臺(tái)拼接縫與套筒內(nèi)灌漿料通過(guò)保壓方式一體澆筑?，F(xiàn)澆橋墩墩身與承臺(tái)混凝土一次性澆筑，未設(shè)施工縫。

通過(guò)3個(gè)150mm×150mm×150mm立方體混凝土試件測(cè)得混凝土抗壓強(qiáng)度平均值為51.9MPa； 通過(guò)6個(gè)70mm×70mm×70mm立方體試件測(cè)得灌漿料抗壓強(qiáng)度平均值為113MPa?？v筋受拉屈服強(qiáng)度平均值為411MPa，極限強(qiáng)度為577MPa。箍筋受拉屈服強(qiáng)度平均值為426MPa，極限強(qiáng)度為624MPa。此外，對(duì)灌漿套筒強(qiáng)度也進(jìn)行了拉拔測(cè)試， 3個(gè)單筋灌漿套筒平均極限拉伸強(qiáng)度為596MPa，破壞方式均為套筒外鋼筋的拉裂。

圖 2 加載示意圖Fig.2 The diagram of the loading of specimens and loading mode

1.2 加載與測(cè)量方案

試驗(yàn)于北京工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行。試件通過(guò)水平往復(fù)擬靜力方式加載，試驗(yàn)布置及加載方式如圖 2所示。通過(guò)錨栓將承臺(tái)錨固于地面上，防止承臺(tái)轉(zhuǎn)動(dòng)?？紤]到矮墩水平推力較大，在承臺(tái)兩側(cè)地面上設(shè)置了固定地錨，防止承臺(tái)和地面間發(fā)生水平滑動(dòng)。在橋墩高度L處，由最大量程為100it的水平作動(dòng)器提供水平往復(fù)力。在橋墩軸線處，由最大量程為200it的千斤頂提供豎向軸力。試驗(yàn)實(shí)際加載軸壓為62.6t，軸壓比7.7%。在千斤頂上方設(shè)置鋼滾輪釋放水平約束。豎向百分表用于測(cè)量拼接縫開口情況，水平百分表用于測(cè)量拼接縫水平滑移情況。水平位移計(jì)位于加載點(diǎn)同一高度，測(cè)量墩頂水平變形。

水平往復(fù)力加載過(guò)程為：(1)在混凝土開裂前通過(guò)力控制，每級(jí)加載幅值為100kN； (2)在開裂后通過(guò)位移控制，漂移比(墩柱加載點(diǎn)水平位移與加載高度之比)的加載幅值為0.25%、 0.5%、 0.75%、 1%，在1%以后每級(jí)加載幅值為0.5%，每級(jí)兩個(gè)滯回環(huán)。當(dāng)水平力下降到最大承載值的80%后，試驗(yàn)終止。試驗(yàn)初始加載照片如圖 3所示。

圖 3 試件加載照片F(xiàn)ig.3 Photo of the loading of specimens

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

試件裂縫開展情況和最終破壞形態(tài)如圖 4～圖 6所示。圖 4為橋墩裂縫發(fā)展情況，實(shí)線代表裂縫，陰影區(qū)代表壓潰混凝土從橋墩完全剝落的區(qū)域，中間面表示與加載方向平行的橋墩正面(面向觀測(cè)者)，在中間面的兩邊，分別表示與加載方向垂直的兩個(gè)側(cè)面。

圖 4 裂縫開展圖Fig.4 Diagrams of crack development

圖 5 現(xiàn)澆試件破壞形態(tài)Fig.5 Damage of CIP column

圖 6 預(yù)制試件破壞形態(tài)Fig.6 Damage of precast column

現(xiàn)澆橋墩的主要破壞為混凝土開裂和壓潰以及最終的縱筋斷裂，如圖 4a的中間面(對(duì)應(yīng)圖 5中的2面)所示?；陔p向加載原因，裂縫為對(duì)稱開展模式。三條主要裂縫的起始點(diǎn)分別為距墩底15cm、28cm和40cm的位置，起始點(diǎn)處裂縫接近水平。隨著變形的增大，裂縫向墩底延伸，裂縫傾斜角度也逐漸增大。如圖 5中兩個(gè)側(cè)面(1面和3面)所示，三條裂縫在側(cè)面上為近似水平，這是由于該面與加載方向垂直的緣故?；炷恋膲簼⑵茐妮^為嚴(yán)重，最大厚度約為5cm。最終在漂移比達(dá)到5%的時(shí)候，鋼筋斷裂(數(shù)量為1根)。

預(yù)制橋墩與現(xiàn)澆橋墩破壞情況存在顯著差異，如圖 4b所示，裂縫數(shù)量較現(xiàn)澆橋墩少。這是因?yàn)樘淄矂偠缺蠕摻顒偠却?，?dǎo)致套筒區(qū)域所在橋墩節(jié)段處彎曲剛度增大，裂縫較少。預(yù)制橋墩裂縫分布和現(xiàn)澆橋墩也明顯不同。如圖 4b中間面(或圖 6中2面)所示，在兩個(gè)加載方向上各有一條主要斜向裂縫，兩條主要裂縫起始點(diǎn)均位于套筒區(qū)頂部。這是由于該位置處斷面剛度突變，引起裂縫的集中。此外，在該面邊緣位置存在一些水平裂縫，但開展程度不大。圖 6a和圖 6c所示兩個(gè)側(cè)面上，存在一些豎向裂縫，這與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)明顯不同。這些豎向裂縫屬于壓縮裂縫，主要原因是套筒區(qū)外混凝土保護(hù)層厚度較小，保護(hù)層受壓出現(xiàn)豎向裂縫，這些裂縫并沒有向深度方向進(jìn)一步發(fā)展。此外，預(yù)制拼裝橋墩混凝土壓潰破壞區(qū)域面積也比現(xiàn)澆橋墩小，如圖 6c所示。這是由于在水平往復(fù)作用下，橋墩-承臺(tái)拼接縫發(fā)生了水平錯(cuò)動(dòng)，導(dǎo)致灌漿料從拼接縫中被擠出，形成了變形的空間(類似搖擺)，降低了墩柱的壓潰程度。最終在漂移比達(dá)到4.5%時(shí)，鋼筋斷裂(數(shù)量為1根)。

總體來(lái)看，現(xiàn)澆橋墩破壞模式主要為墩底的混凝土壓潰和墩身的彎剪斜裂縫，而預(yù)制橋墩的主要破壞模式為拼接縫灌漿料的破碎和墩身的剪切開裂。預(yù)制橋墩裂縫數(shù)量較現(xiàn)澆橋墩少，并且壓潰現(xiàn)象不明顯。預(yù)制橋墩拼接縫破壞嚴(yán)重，表現(xiàn)為灌漿料壓碎后的擠出。

3 現(xiàn)澆與預(yù)制墩柱抗震性能指標(biāo)對(duì)比3.1 力-位移曲線

力-位移曲線能夠直接反映橋墩的承載能力和延性變形能力。力-位移曲線的飽滿程度也能夠直觀體現(xiàn)墩柱的耗能能力。圖 7給出了現(xiàn)澆和預(yù)制拼裝橋墩滯回曲線，可以看到，兩類橋墩的抗剪強(qiáng)度和最終變形能力接近，滯回曲線的飽滿程度也大致相同，最終破壞均屬于延性破壞。具體抗震性能指標(biāo)對(duì)比將在下文展開。

圖 7 水平加載力與位移曲線Fig.7 Lateral load-displacement curve

3.2 骨架曲線

根據(jù)滯回曲線每一個(gè)滯回圈的最大承載力值，繪制了現(xiàn)澆和預(yù)制拼裝橋墩的骨架曲線，如圖 8所示。根據(jù)骨架曲線可以計(jì)算得到結(jié)構(gòu)的初始剛度ks、屈服位移Δp、峰值承載力Vu、極限位移Δu以及下降剛度kL。初始剛度定義為自加載伊始到峰值承載力50%時(shí)對(duì)應(yīng)的切線剛度。延性系數(shù)定義為極限位移與屈服位移之比。兩個(gè)構(gòu)件的骨架曲線在正負(fù)兩個(gè)方向上并不完全對(duì)稱，這與加載誤差以及加工誤差等有關(guān)。為消除這種差異的影響，計(jì)算過(guò)程中將正負(fù)兩方向的結(jié)果取平均值，如表 1所示。

圖 8 骨架曲線Fig.8 Skeleton curve

表 1 骨架曲線量化對(duì)比Tab.1 Quantitative comparison of skeleton curves

可以看到，現(xiàn)澆試件的初始剛度較大、屈服位移較小、極限位移也較小。兩個(gè)試件的承載力十分接近?，F(xiàn)澆試件的延性系數(shù)略高，預(yù)制試件的延性系數(shù)略低，二者均符合Caltrans規(guī)范[8](延性不小于3.0)以及AASHTO規(guī)范[9]對(duì)高烈度區(qū)延性構(gòu)件的要求(單柱彎曲和多柱彎曲分別限于5.0和6.0)。

圖 9 剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curve

3.3 剛度退化

剛度退化程度定義為每一個(gè)滯回圈的峰值承載力切線剛度與初始切線剛度ks的比值。從圖 9可以看出，隨著漂移比的增加，試件剛度越來(lái)越小?，F(xiàn)澆橋墩的剛度下降速度略快于預(yù)制橋墩，這或許與預(yù)制橋墩存在套筒區(qū)，增大了橋墩剛度有關(guān)。

圖 10 預(yù)制和現(xiàn)澆橋墩耗能能力對(duì)比Fig.10 Comparison of energy dissipation capacity of precast and CIP piers

3.4 耗能能力和等效阻尼比

耗散能量定義為在不同漂移比下力-位移曲線滯回回路包圍的面積，耗散能量越大，說(shuō)明構(gòu)件的耗能能力越強(qiáng)。圖 10a給出了兩個(gè)試件在不同漂移比下的累積耗散能量?？梢钥吹?，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的耗能能力在前期要好于預(yù)制結(jié)構(gòu)，這主要體現(xiàn)在現(xiàn)澆構(gòu)件墩身存在較多的開裂破壞，其起到了能量耗散的效果。然而，在加載后期，由于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)剛度下降速度更快，導(dǎo)致其耗能能力較預(yù)制結(jié)構(gòu)稍有不足。

另外，每個(gè)滯回回路的耗能能力還可以用有效黏性阻尼比來(lái)表征[4]。有效黏性阻尼比ζeq使能量耗散相對(duì)于有效剛度歸一化，其計(jì)算方法為：

(1)

式中，ED為每一個(gè)滯回環(huán)路的耗散能量，Keff為墩柱的有效剛度，其計(jì)算方法為：

(2)

式中，dmax和dmin分別為滯回圈所對(duì)應(yīng)的最大和最小位移，F(xiàn)max和Fmin分別為滯回圈的最大承載力。圖 10b給出了兩類結(jié)構(gòu)的有效黏性阻尼比，可以看到，現(xiàn)澆橋墩的有效黏性阻尼比較預(yù)制橋墩更大，再次表明現(xiàn)澆橋墩具有更大的耗能能力。

3.5 拼接縫變形

試驗(yàn)測(cè)得了橋墩底部與承臺(tái)連接處的開口情況，如圖 11所示。圖中橫軸為墩頂變形，豎軸為正值時(shí)表示開口，為負(fù)值時(shí)表示壓縮。可以看到，現(xiàn)澆橋墩墩底連接處的壓縮變形很小，而預(yù)制橋墩拼接縫的壓縮變形達(dá)到了6mm。這是由于在預(yù)制墩柱和承臺(tái)之間有10mm厚的座漿層，在試驗(yàn)后期灌漿料壓潰擠出后，在預(yù)制墩柱和承臺(tái)拼接位置形成了縫隙，導(dǎo)致拼接位置存在較大壓縮變形空間。而開口方面，現(xiàn)澆橋墩和預(yù)制橋墩墩底開口程度接近。這是由于墩柱與承臺(tái)開口主要來(lái)自于墩柱鋼筋的變形以及鋼筋與混凝土之間的滑移，考慮到灌漿套筒中灌漿料與鋼筋之間的滑移已通過(guò)規(guī)范規(guī)定的最小錨固長(zhǎng)度加以避免，兩類結(jié)構(gòu)的開口問題均由相同因素導(dǎo)致，因此開口程度接近。

圖 11 墩底開口和壓縮變形Fig.11 Joint opening and compression deformation

圖 12 拼接縫水平滑移變形Fig.12 Lateral slip deformation of the joint

現(xiàn)澆橋墩為一次性澆筑，不存在施工縫，可以認(rèn)為在水平力作用下，墩底水平滑移為0。而預(yù)制橋墩存在拼接縫，在水平力作用下存在滑移可能。圖 12給出了預(yù)制拼裝橋墩拼接縫處的水平滑移情況，滑移幅度隨著加載幅度的增加而增大，最大正向滑移為6.5mm，最大負(fù)向滑移為8.5mm。正向滑移相較于負(fù)向滑移少了2mm，這是由于試驗(yàn)構(gòu)件安裝過(guò)程中豎向加載中心和墩柱中心存在一定偏差，由于安裝精度導(dǎo)致測(cè)量結(jié)果出現(xiàn)了偏差。

4 結(jié)論

本文制作了現(xiàn)澆和灌漿套筒連接預(yù)制拼裝矮墩縮尺模型，通過(guò)擬靜力試驗(yàn)對(duì)比分析了兩類結(jié)構(gòu)抗剪承載力、變形和耗能能力等抗震性能指標(biāo)，得到如下主要結(jié)論：

(1)現(xiàn)澆橋墩破壞模式主要為混凝土壓潰和開裂，預(yù)制橋墩的開裂程度不明顯，其破壞主要發(fā)生在拼接縫，表現(xiàn)為灌漿料壓碎后的擠出。

(2)預(yù)制橋墩-承臺(tái)處開口變形與現(xiàn)澆橋墩類似，但壓縮變形更大，主要原因是灌漿料破壞擠出導(dǎo)致拼接縫處出現(xiàn)空隙。此外，預(yù)制橋墩拼接縫在水平往復(fù)作用下出現(xiàn)了水平滑動(dòng)現(xiàn)象。

(3)現(xiàn)澆橋墩初始剛度較預(yù)制橋墩大，但剛度下降更快，等效阻尼比、延性系數(shù)等抗震性能指標(biāo)方面，兩類構(gòu)件較為接近，可認(rèn)為灌漿套筒連接預(yù)制拼裝矮墩具備與現(xiàn)澆橋墩接近的耗能及延性變形能力。

(4)本文進(jìn)一步補(bǔ)充了灌漿套筒連接預(yù)制拼裝矮墩抗震性能基礎(chǔ)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可為其抗震設(shè)計(jì)提供一定參考依據(jù)。然而，本文只是從試驗(yàn)角度對(duì)比分析了灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩與現(xiàn)澆橋墩的區(qū)別，對(duì)應(yīng)的抗剪破壞機(jī)理及相應(yīng)設(shè)計(jì)公式有待進(jìn)一步研究完善。