灌漿套筒連接裝配式橋梁墩柱橫向承載特性研究

武可爽，傅千龍，劉 澤，潘有成

1.浙江交工集團股份有限公司，浙江 杭州 310051

2.湖南科技大學土木工程學院，湖南 湘潭 411201

我國的橋梁墩柱主要采用現(xiàn)澆混凝土的方式進行建造，由于橋梁施工現(xiàn)場往往地形復(fù)雜、環(huán)境惡劣，現(xiàn)澆式橋梁墩柱施工一般具有施工難度大、人員投入多、建設(shè)周期長的特點。裝配式橋梁墩柱預(yù)先在工廠預(yù)制鋼筋混凝土構(gòu)件，運至施工場地后進行簡單拼裝即可，該種施工方法具有施工簡單、建設(shè)周期短、節(jié)能環(huán)保的特點，因而在橋梁建設(shè)中受到了人們的普遍重視[1]。

墩柱裝配的主要任務(wù)是將預(yù)制立柱和承臺、蓋梁、系梁等有效連接起來，各構(gòu)件之間的連接形式主要有灌漿套筒連接[2]、灌漿金屬波紋管連接、承插式連接、插槽式連接[3]等。由于裝配式墩柱的各個構(gòu)件是單獨預(yù)制，其整體性通常弱于現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)，尤其是連接部位更容易成為抗震薄弱環(huán)節(jié)，因此需要重點關(guān)注裝配式墩柱的橫向承載能力。研究人員主要采用往復(fù)式的擬靜力循環(huán)加載實驗來研究裝配式橋梁墩柱橫向承載與抗變形能力。姜海西等[4]開展了灌漿金屬波紋管連接立柱的擬靜力循環(huán)加載試驗，對比了整體現(xiàn)澆和預(yù)制拼裝兩種方式下墩柱的損傷與變形區(qū)別；張錫治等[5]開展了錨栓連接管柱的擬靜力循環(huán)加載試驗，研究了配筋形式對管柱能量耗散的影響特征；劉陽等[6]開展了螺紋套筒機械連接立柱的擬靜力循環(huán)加載試驗，研究了縱筋連接形式和軸壓比對試件承載能力和損傷的影響特征；顏軍等[7]開展了鋼齒槽連接立柱的擬靜力循環(huán)加載試驗，研究了該裝配式立柱的破壞形態(tài)和剛度退化特性。由于擬靜力循環(huán)加載實驗中一般只能采用短柱試件，難以直接測試實際橋梁墩柱的橫向承載性能，而數(shù)值模擬可以很方便地采用實際橋梁立柱的幾何尺寸，因此研究人員也利用數(shù)值模擬來研究橋梁墩柱的承載能力[8]。文章以富陽至諸暨高速聯(lián)絡(luò)線十店線分離式立交橋下部墩柱為例，對灌漿套筒連接橋梁墩柱在橫向往復(fù)載荷下的受力和變形行為開展有限元模擬，研究該裝配式橋梁墩柱的橫向承載性能及損傷發(fā)展規(guī)律，分析其耗能特征。

1 灌漿套筒連接式墩柱有限元模型

十店線分離立交橋位于富陽至諸暨高速聯(lián)絡(luò)線，橋梁下部結(jié)構(gòu)采用預(yù)制方形立柱、鉆孔灌注樁，立柱與樁基之間利用現(xiàn)澆承臺連接，立柱上方布置預(yù)制蓋梁。立柱與承臺、蓋梁之間采用灌漿套筒連接，承臺頂面預(yù)留插筋，立柱柱底布置鋼套筒、柱頂預(yù)留插筋，蓋梁底面布置鋼套筒。墩柱拼裝時將承臺外伸插筋伸入柱底套筒，并將柱頂外伸插筋伸入蓋梁底面套筒，再將高強無收縮水泥漿通過灌漿口灌入套筒即可完成墩柱裝配施工。有限元模型如圖1所示，由立柱、承臺、蓋梁三部分組成，其中立柱尺寸為1.3m×1.3m×10m，承臺尺寸為2.5m×2.5m×2m，蓋梁尺寸為1.7m×1.7m×1m。各構(gòu)件內(nèi)部分別植入鋼筋（含主筋、箍筋、拉筋）和鋼套筒?；炷敛捎昧骟w單元和楔形單元，鋼套筒采用六面體單元，灌漿料采用楔形單元，主筋采用梁單元，箍筋、拉筋采用桿單元。

圖1 有限元模型

計算中，立柱與承臺、蓋梁之間采用硬接觸算法，摩擦系數(shù)取0.6。邊界條件取為約束承臺底面所有節(jié)點的3個位移分量，在蓋梁頂面施加豎向載荷（578kN），在蓋梁側(cè)面施加橫向載荷（位移控制），對混凝土部件和鋼套筒施加重力載荷（混凝土24.01kN/m3、鋼套筒76.44kN/m3）。

2 材料本構(gòu)模型

計算時，墩柱混凝土材料為C40，其材料常數(shù)如表1所示；鋼筋材料為HRB400，其材料常數(shù)如表2所示。采用塑性損傷本構(gòu)模型來描述墩柱混凝土的力學響應(yīng)，混凝土軸向應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖2所示。采用一維彈塑性損傷模型描述鋼筋的力學響應(yīng)，鋼筋應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示。

表1 C40混凝土材料常數(shù)

表2 HRB400鋼筋材料常數(shù)

圖2 混凝土軸向應(yīng)力應(yīng)變曲線

圖3 鋼筋應(yīng)力應(yīng)變曲線

3 墩柱橫向承載能力及耗能特性

3.1 橫向單調(diào)加載下墩柱的承載能力及損傷特性

對該裝配式墩柱在橫向載荷下的受力與變形行為進行了有限元計算。橫向載荷隨加載點橫向位移的變化曲線如圖4所示。從圖4可以看出，當橫向位移達到13mm時墩柱將發(fā)生屈服，墩柱屈服點所對應(yīng)的橫向載荷為199kN，墩柱屈服后其結(jié)構(gòu)剛度逐漸降低。該屈服點所對應(yīng)的混凝土損傷分布如圖5所示，可以看到緊鄰套筒頂部的側(cè)邊混凝土出現(xiàn)了一定程度的損傷，說明該處混凝土將首先開裂。此時，立柱主筋的最大應(yīng)力僅為196MPa，遠低于其屈服強度，因而墩柱還能繼續(xù)承受橫向載荷。

圖4 墩柱在橫向加載下的位移-載荷曲線

圖5 墩柱屈服時混凝土的損傷分布

當圖4中橫向位移達到100mm時，墩柱的橫向載荷為470kN，則鋼筋骨架在此時的應(yīng)力分布如圖6所示。圖6中，立柱主筋的最大應(yīng)力為398MPa，若繼續(xù)增大橫向載荷，立柱主筋將發(fā)生屈服，可以認為墩柱達到極限承載狀態(tài)。

圖6 位移100mm時鋼筋的應(yīng)力分布

3.2 橫向往復(fù)加載下墩柱的承載能力與耗能特性

對該裝配式墩柱在橫向往復(fù)加載下的受力與變形行為開展有限元模擬，往復(fù)加載過程如圖7所示。

圖7 橫向往復(fù)加載過程

循環(huán)往復(fù)加載過程中橫向載荷隨加載點橫向位移的變化曲線如圖8所示。當墩柱加載到第六級位移峰值時（69mm），其橫向承載力達到極限值（543kN），此時的主筋應(yīng)力分布如圖9所示。從圖9可以看到，立柱主筋在位于鋼套筒與承臺鋼筋之間的節(jié)段具有最大應(yīng)力（539MPa），即將達到HRB400鋼筋的強度極限（540MPa）。

圖8 循環(huán)加載位移-載荷滯回曲線

圖9 第六級位移峰值時的主筋應(yīng)力分布

墩柱加載到第七級位移峰值時主筋的損傷分布如圖10所示。由圖10可以看出，鋼套筒與承臺鋼筋之間節(jié)段內(nèi)部分主筋的損傷值接近于1，說明該部分主筋將發(fā)生斷裂，墩柱基本喪失橫向承載能力。

圖10 第七級位移峰值時的主筋損傷

為了分析該裝配式墩柱的耗能特性，計算墩柱的能量耗散系數(shù)，其計算公式為

式中：Sb為位移-載荷滯回曲線外包絡(luò)線的面積；為最大正、反向峰值載荷；為最大正、反向峰值位移。

由式（1）和圖8可得，墩柱的能量耗散系數(shù)為1.15，表明該墩柱具有較好的能量耗散性能。利用圖8中各峰值點所構(gòu)成的骨架曲線如圖11所示。利用圖11可以計算墩柱的割線剛度，其計算公式為

圖11 循環(huán)加載骨架曲線

將圖11中的相應(yīng)數(shù)值代入式（2）即可得到墩柱的割線剛度，其各級割線剛度如圖12所示。從圖12可以看出，當循環(huán)載荷低于極限值時，墩柱剛度隨著橫向加載級別的提高而穩(wěn)定下降；然而當循環(huán)載荷達到極限值以后，墩柱剛度則會迅速下降。

圖12 墩柱割線剛度

4 結(jié)論

文章基于有限元模擬，研究了灌漿套筒連接預(yù)制墩柱的橫向承載能力和耗能特性，得出如下結(jié)論：

（1）墩柱屈服時，緊鄰套筒頂部的側(cè)邊混凝土出現(xiàn)一定范圍的損傷區(qū)域，說明該處混凝土將首先開裂。然而，此時立柱主筋的最大應(yīng)力遠低于其屈服強度，說明墩柱屈服后仍具有較強的橫向承載能力。主筋屈服時墩柱的橫向載荷為470kN、橫向位移為100mm，表明該墩柱具有較好的橫向承載與變形能力。

（2）往復(fù)循環(huán)加載時，立柱主筋的最大應(yīng)力出現(xiàn)在位于鋼套筒與承臺鋼筋之間的節(jié)段。當墩柱的橫向承載力達到極限值（543kN）時，該節(jié)段主筋的最大應(yīng)力將達到強度極限，繼續(xù)加載后該節(jié)段主筋會率先斷裂，并使墩柱迅速喪失承載能力。

（3）當循環(huán)載荷低于極限值時，墩柱剛度隨著橫向載荷級別的提高而穩(wěn)定下降；當循環(huán)載荷達到極限值以后，墩柱剛度則會迅速下降。