帶鋼管剪力鍵的裝配式混凝土橋墩抗震性能

歐智菁 ，謝銘勤 ，秦志清 ，林上順 ，俞 杰

（1. 福建工程學(xué)院土木工程學(xué)院，福建 福州 350118；2. 福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，福建 福州 350103）

橋梁建筑工業(yè)化是我國建筑業(yè)的發(fā)展方向之一，其中預(yù)制拼裝混凝土橋墩具有施工快速、綠色環(huán)保、對(duì)既有交通和環(huán)境影響小等特點(diǎn)，近年來備受國內(nèi)外關(guān)注，具有廣闊應(yīng)用前景[1-2].

目前裝配式混凝土橋墩的主要連接方式有灌漿套筒、預(yù)應(yīng)力筋連接、灌漿金屬波紋管等. 近年來研究者們對(duì)不同連接構(gòu)造的預(yù)制裝配式混凝土橋墩的抗震性能開展了試驗(yàn)研究及數(shù)值分析. 文獻(xiàn)[3-4]對(duì)7 組不同配箍率和鋼筋強(qiáng)度下的預(yù)應(yīng)力筋連接的裝配式混凝土橋墩的擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，7 組預(yù)應(yīng)力節(jié)段拼裝橋墩的耗能能力低于整體體現(xiàn)澆混凝土橋墩；文獻(xiàn)[5]開展了灌漿套筒連接的裝配式橋墩與現(xiàn)澆式橋墩的抗震性能對(duì)比試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，與整體式橋墩相比，裝配式橋墩的水平承載力與前者相當(dāng)，位移延性與累積耗能能力稍差、殘余位移偏大；文獻(xiàn)[6]提出了一種內(nèi)嵌小鋼管的預(yù)應(yīng)力裝配式橋墩，并對(duì)試件的抗震性能指標(biāo)進(jìn)行了有限元分析，研究發(fā)現(xiàn)內(nèi)嵌小鋼管的加入有效改善了預(yù)應(yīng)力連接裝配式橋墩的抗剪和耗能性能，避免了結(jié)構(gòu)在接縫處發(fā)生剪切破壞；文獻(xiàn)[7]開展了金屬波紋管拼裝橋墩和整體現(xiàn)澆橋墩的雙向擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，灌漿波紋管的鋼筋連接方式可靠，主要抗震性能指標(biāo)的差異較小，是一種可行的連接方式；文獻(xiàn)[8]研究了灌漿波紋管中所需的錨固鋼筋的長度，進(jìn)行單調(diào)荷載下的試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)帶有金屬波紋管的構(gòu)件具有較好的結(jié)構(gòu)性能；文獻(xiàn)[9]設(shè)計(jì)了一種新的套筒連接結(jié)構(gòu)，可發(fā)揮該套筒極限抗拉承載能力，還可提高對(duì)接鋼筋誤差容許范圍并防止灌漿料的滑移.

綜上所述，如今世界各地的研究主要集中在傳統(tǒng)連接方式的裝配式橋墩[10-11]，但傳統(tǒng)的連接方式存在傳力模式單一、灌漿質(zhì)量和連接效果不易保證等問題，為此工程界提出了采用帶鋼管剪力鍵的灌漿套筒連接的裝配式橋墩，具有定位準(zhǔn)確、施工方便、傳力可靠等優(yōu)點(diǎn). 但對(duì)采用鋼管剪力鍵等新型連接方式的裝配式橋墩的相關(guān)研究較少. 為深入了解和掌握該類新型橋墩結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)制和地震響應(yīng)行為，本文制作了3 根方形橋墩試件，開展單向擬靜力試驗(yàn)，并采用ABAQUS 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，分析試件在往復(fù)荷載作用下的抗震性能指標(biāo)，對(duì)比不同連接方式對(duì)混凝土橋墩抗震性能的影響規(guī)律并對(duì)新型橋墩進(jìn)行參數(shù)分析.

1 擬靜力試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本文以沈海高速公路福廈段擴(kuò)容二期工程某橋?yàn)樵?，設(shè)計(jì)了3 種類型橋墩結(jié)構(gòu)，縮尺比例為1∶6，具體構(gòu)造見圖1. 其中：Z-1 試件為整體現(xiàn)澆式橋墩；T-1 試件為傳統(tǒng)灌漿套筒連接的裝配式橋墩；G-1 試件為采用鋼管剪力鍵連接的裝配式橋墩. 軸壓比n= 0.15.

圖1 橋墩構(gòu)造Fig. 1 Configuration of piers

3 種類型橋墩試件高度h相同，均為2.88 m，墩身截面尺寸為360 mm × 360 mm，配有8 根直徑為12 mm 的縱筋，箍筋直徑為8 mm，間距100 mm；現(xiàn)澆承臺(tái)截面尺寸為800 mm × 800 mm，高500 mm.

T-1 和G-1 試件在承臺(tái)與預(yù)制墩身連接處沿外周均勻設(shè)置8 個(gè)灌漿套筒. 其中，G-1 試件在墩底和承臺(tái)頂部各預(yù)埋一個(gè)鋼管作為剪力鍵，鋼管剪力鍵的尺寸依據(jù)：參考鋼筋的植筋深度確定鋼管剪力鍵的嵌入深度為150 mm，參考疊合格構(gòu)柱相關(guān)規(guī)范[12]確定半徑為160 mm，厚度為6 mm. 試件制作時(shí)，將墩身與承臺(tái)分別進(jìn)行鋼筋綁扎、搭建模板、混凝土澆筑，在墩身鋼筋骨架內(nèi)設(shè)定位置預(yù)埋灌漿套筒；墩身和承臺(tái)鋼筋骨架相應(yīng)位置對(duì)上下嵌套鋼管進(jìn)行定位，養(yǎng)護(hù)至滿足強(qiáng)度要求時(shí)，將承臺(tái)上的預(yù)留鋼筋與墩身的灌漿套筒一一對(duì)應(yīng)進(jìn)行拼接，拼接完成后開始進(jìn)行壓漿作業(yè). 為讓高強(qiáng)灌漿料能充滿整個(gè)套筒，從套筒下部的壓漿孔灌漿，直至上部出漿孔排出壓漿料停止. G-1 橋墩試件制作流程見圖2.

圖2 G-1 橋墩制作流程Fig. 2 Pier production process of G-1

混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，采用Q345 鋼材，使用HRB400 熱軋鋼筋，灌漿材料高強(qiáng)灌漿料，座漿料使用自拌超高性能混凝土，材料性能如表1 所示.

表1 材料性能參數(shù)Tab. 1 Mechanical property parameters of material

1.2 試驗(yàn)裝置

加載裝置見圖3，通過承臺(tái)預(yù)留的孔洞用4 根高強(qiáng)螺桿將橋墩試件固定于地槽，并在水平方向安裝千斤頂防止發(fā)生偏移. 由固定在鋼橫梁上的液壓千斤頂施加豎向荷載，由固定在反力墻上的水平作動(dòng)器施加水平荷載. 主要測(cè)試內(nèi)容包括了縱筋應(yīng)變、外部混凝土應(yīng)變、墩身位移情況.

圖3 橋墩試件試驗(yàn)裝置圖及加載實(shí)景Fig. 3 Testing device of bridge pier and loading scene

1.3 試驗(yàn)加載方法

采用位移控制的擬靜力加載方案進(jìn)行試驗(yàn)，通過控制油泵保持千斤頂在豎向施加軸壓比0.15 的荷載，使用MTS 試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)各橋墩試件施加水平位移. 試件屈服前，從0 開始逐級(jí)遞增2 mm 直至試件屈服，試件屈服后，以屈服位移的倍數(shù)進(jìn)行循環(huán)加載，每級(jí)位移循環(huán)3 次加載至試件破壞.

1.4 試驗(yàn)過程及破壞形態(tài)

試件破壞形態(tài)見圖4. Z-1 試件的試驗(yàn)現(xiàn)象如下：滯回位移為15 mm 時(shí)，出現(xiàn)了3 條裂縫；滯回位移為50～70 mm 時(shí)，不斷出現(xiàn)新裂縫并擴(kuò)展；滯回位移為80 mm 時(shí)，混凝土保護(hù)層輕微起皮；滯回位移為90 mm 時(shí)，墩身裂縫擴(kuò)展，墩身兩側(cè)墻底混凝土掉落；當(dāng)滯回位移為100 mm 的3 次循環(huán)加載完畢，結(jié)束試驗(yàn).

圖4 橋墩試件破壞形態(tài)Fig. 4 Overall failure of pier specimen

T-1 試件的試驗(yàn)現(xiàn)象如下：滯回位移為15 mm時(shí)，出現(xiàn)了3 條裂縫；滯回位移為50～80 mm 時(shí)，沿加載方向側(cè)己有裂縫擴(kuò)展并延伸至垂直加載方向側(cè)，墩底交界面處出現(xiàn)輕微裂縫；滯回位移為90 mm時(shí)，混凝土保護(hù)層輕微起皮；當(dāng)滯回位移為100 mm的3 次循環(huán)加載完畢，結(jié)束試驗(yàn).

G-1 試件的試驗(yàn)現(xiàn)象如下：滯回位移為10 mm時(shí)，出現(xiàn)了1 條裂縫；滯回位移為60 mm 時(shí)，墩底交界面處裂縫擴(kuò)展，東、西側(cè)墩身出現(xiàn)若干新裂縫；滯回位移為80 mm 時(shí)，墩身裂縫擴(kuò)展，混凝土保護(hù)層輕微起皮；滯回位移為90 mm 時(shí)，墩身裂縫擴(kuò)展，混凝土成塊剝落；當(dāng)滯回位移為100 mm 的3 次循環(huán)加載完畢，結(jié)束試驗(yàn).

從試驗(yàn)現(xiàn)象看出：Z-1、T-1、G-1 試件的破壞形態(tài)都屬于彎曲性破壞，延性較好；連接方式的不同不影響橋墩試件破壞形式. 從圖4（d）可以看出：鋼管剪力鍵處于完好狀態(tài)，管內(nèi)混凝土未發(fā)生破壞.

2 結(jié)果與分析與對(duì)比

2.1 有限元計(jì)算模型

采用ABAQUS 軟件分別建立各個(gè)橋墩試件的有限元計(jì)算模型. 采用C3D8R 單元模擬混凝土，采用Truss（T3D2）單元模擬鋼筋，采用Shell（S4R）單元模擬鋼管. 混凝土本構(gòu)采用Kent-Park 模型[13]，鋼材本構(gòu)選擇Giuffre-Menegotto-Pinto 模型[14]. 收斂準(zhǔn)則采用牛頓迭代法（N-P）.

3 類橋墩試件均采用內(nèi)置區(qū)域的連接方式進(jìn)行墩身鋼筋骨架與混凝土墩柱的耦合，承臺(tái)底端進(jìn)行固定約束. 對(duì)于裝配式橋墩試件T-1 和G-1，其數(shù)值模型中墩身與承臺(tái)部件之間的接觸采用“罰”函數(shù)摩擦模型與“硬”接觸約束模型，G-1 模型中的承臺(tái)鋼管剪力鍵與墩身鋼管采用綁定約束模擬.

2.2 試件的荷載-位移滯回曲線

圖5 為試驗(yàn)和模擬條件下Z-1、T-1、G-1 試件的荷載-位移滯回曲線. 由圖5 可知：Z-1 試件的滯回曲線呈梭形且在試件屈服以后下降較為平穩(wěn)，T-1 和G-1 試件的滯回曲線呈紡錘形，T-1 在卸載承載力驟降，而G-1 未發(fā)生此現(xiàn)象；G-1 試件比T-1 的滯回曲線更為飽滿，抗震性能更優(yōu)，總體來說各橋墩試件均具有良好的抗震性能，能較好地吸收和耗散地震能量；由于存在構(gòu)件加工精度、現(xiàn)場(chǎng)澆筑以及試驗(yàn)方面等誤差，有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果有略微差距，但有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，滯回環(huán)的形狀和面積均較接近，說明采用本文建立的有限元模型可較準(zhǔn)確地模擬實(shí)際情況下的各個(gè)橋墩試件的抗震性能.

圖5 橋墩試件的滯回曲線Fig. 5 Hysteresis loops of pier specimens

2.3 試件的荷載-位移骨架曲線

圖6 為各個(gè)試件的骨架曲線，由圖6 可得：Z-1、T-1、G-1 3 類橋墩試件的骨架曲線大致呈直—曲—直線型，即彈性階段—屈服階段—下降段；試件在達(dá)到屈服位移后具有顯著的強(qiáng)度下降且下降幅度相近.

試驗(yàn)骨架曲線特征值見表2. 試驗(yàn)與有限元模擬得到的各試件骨架曲線特征值對(duì)比見表3.

從圖6 和表2 可以看出：各試件的承載力從大到小依次為Z-1、G-1、T-1，即新型鋼管剪力鍵裝配式橋墩的水平峰值荷載與整體現(xiàn)澆橋墩接近，且比傳統(tǒng)的灌漿套筒裝配式橋墩提高了13.41%，是由于鋼管剪力鍵的布置加強(qiáng)了預(yù)制混凝土墩身與承臺(tái)之間的連接強(qiáng)度，因此在水平往復(fù)荷載作用下承載力得到較為明顯的提升；各試件的極限位移從大到小依次為G-1、T-1、Z-1，說明新型鋼管剪力鍵和傳統(tǒng)灌漿套筒連接的裝配式橋墩的后期變形能力更強(qiáng)，在極限位移這一參數(shù)指標(biāo)上比整體式橋墩分別提高了11.18%和5.57%.

圖6 各試件的骨架曲線Fig. 6 Skeleton curves of specimens

由表3 數(shù)據(jù)對(duì)比可知：有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差不超過8%，說明有限元模型能較準(zhǔn)確地模擬出各橋墩試件的骨架曲線.

表3 骨架曲線特征值對(duì)比Tab. 3 Comparison of skeleton curve characteristics

2.4 延性性能

延性性能是評(píng)價(jià)橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能的重要參數(shù)之一. 由表2 可知：各試件均有很好的延性性能，延性從大到小依次為G-1、T-1、Z-1，G-1 的位移延性系數(shù)分別比Z-1、T-1 試件提高了11.87%和5.89%. 而鋼管剪力鍵的設(shè)置加強(qiáng)了裝配式混凝土橋墩的整體性，從而增大了試件受力后期的變形能力，延緩了結(jié)構(gòu)破壞，因此鋼管剪力鍵裝配式橋墩表現(xiàn)出更良好的位移延性性能.

表2 骨架曲線主要參數(shù)對(duì)比Tab. 2 Comparison of main parameters of skeleton curves

2.5 耗能能力

采用累積耗能Ehyst來評(píng)價(jià)Z-1、T-1、G-1 橋墩試件的耗能能力，累積耗能曲線見圖7.

從圖7 可以看出：在加載初期各橋墩試件的耗能能力較弱，隨著水平位移的逐級(jí)加載，試件的耗能能力逐漸增大，滯回環(huán)愈加飽滿，構(gòu)件吸收更多能量，耗能能力逐漸增強(qiáng)；不同連接方式對(duì)混凝土橋墩試件累積滯回耗能的影響較小，滯回耗能曲線基本重合，試驗(yàn)數(shù)值較為接近，相差在3%以內(nèi)

圖7 各試件的累積耗能Fig. 7 Cumulative energy consumption capacity of piers

2.6 剛度退化

為研究3 類橋墩試件在水平反復(fù)荷載作用下的剛度退化情況，繪制各級(jí)位移荷載下橋墩試件的割線剛度值，如圖8 所示.

圖8 剛度退化曲線Fig. 8 Stiffness degradation curves

3 兩類裝配式橋墩關(guān)鍵參數(shù)比較

為探究不同參數(shù)下帶鋼管剪力鍵的裝配式橋墩與傳統(tǒng)灌漿套筒連接橋墩的抗震性能差異，在不同參數(shù)下對(duì)兩類裝配式橋墩進(jìn)行對(duì)比.

軸壓比分別取0.10、0.15、0.20、0.25、0.30；長細(xì)比（λ）分別取4、6、8、10、12；混凝土強(qiáng)度等級(jí)分別取C20～C60；鋼筋強(qiáng)度等級(jí)分別取HRB300、HRB335、HRB400、HRB500，兩類裝配式橋墩的峰值荷載和位移延性系數(shù)的對(duì)比見圖9、10.

圖9 峰值荷載對(duì)比Fig. 9 Peak load comparison

由圖9 可看出：在不同參數(shù)時(shí)，帶鋼管剪力鍵連接的裝配式橋墩的峰值荷載都高于傳統(tǒng)灌漿套筒連接橋墩，兩者的比值在1.04～1.32，均值為1.11.

由圖10 可看出：不同參數(shù)時(shí)，帶鋼管剪力鍵連接的裝配式橋墩的位移延性系數(shù)都高于傳統(tǒng)灌漿套筒連接橋墩，兩者的比值在1.08～1.36，均值為1.12.

圖10 位移延性系數(shù)對(duì)比Fig. 10 Displacement ductility coefficient comparison

4 拓展參數(shù)分析

為了進(jìn)一步了解帶鋼管剪力鍵裝配式橋墩的抗震性能，本文以G-1 為標(biāo)準(zhǔn)模型開展有限元拓展參數(shù)分析，探討不同參數(shù)情況下該類橋墩的荷載-位移骨架曲線的變化規(guī)律.

4.1 軸壓比

試件的軸壓比分別取0.10、0.15、0.20、0.25、0.30，其余參數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)模型相同. 不同軸壓比時(shí)橋墩荷載-位移骨架曲線的對(duì)比如圖11 所示.

圖11 不同軸壓比下骨架曲線對(duì)比Fig. 11 Skeleton curves under different axial comparison ratios

由圖11 可以發(fā)現(xiàn)：隨著n由0.1 增大至0.3，橋墩水平峰值荷載增大了23.00%，峰值荷載位移無明顯變化，下降段剛度略有增大.

某超大型展覽中心，總建筑面積約147萬m2。敏捷小組在項(xiàng)目完成設(shè)計(jì)階段BIM應(yīng)用任務(wù)后，主體施工全面鋪開時(shí)介入。按最精簡(jiǎn)人數(shù)設(shè)置，成員由三名具備跨專業(yè)能力的資深BIM工程師組成。成員的專業(yè)背景扎實(shí)，且互相合作無間，交互通暢，工作進(jìn)取心強(qiáng)，可以足夠響應(yīng)開發(fā)需求。團(tuán)隊(duì)負(fù)責(zé)人權(quán)限下放，同時(shí)給予三人組同等權(quán)限，部署模式允許按需自由切換。執(zhí)行過程中，三人皆為敏捷主管，旨在充分試驗(yàn)敏捷過程。實(shí)踐證明，敏捷過程充分至滿溢。小組完成后期運(yùn)維開發(fā)的研發(fā)任務(wù)，并實(shí)踐沖刺段設(shè)計(jì)，核心任務(wù)順暢迭代（見表1，圖1）。

4.2 長細(xì)比

試件的長細(xì)比分別取4、8、12、16、20，其余參數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)模型相同. 不同長細(xì)比時(shí)橋墩荷載-位移骨架曲線如圖12 所示.

圖12 不同長細(xì)比下各構(gòu)件骨架曲線比較Fig. 12 Skeleton curves with different slenderness ratios

由圖12 可知：隨著λ從4 增大至20，橋墩骨架曲線峰值荷載降低了157.00%，峰值荷載位移增大了71.10%，彈性剛度、下降段剛度呈不同程度降低.

4.3 鋼管剪力鍵嵌入深度

試件鋼管剪力鍵的嵌入深度h（與橋墩邊長比值）分別取150 mm（0.4）、200 mm（0.6）、250 mm（0.7）、300 mm（0.8），其余參數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)模型相同. 剪力鍵不同嵌入深度時(shí)橋墩荷載-位移骨架曲線如圖13 所示，由圖13 可以看出：隨著h增大橋墩的水平峰值荷載提高了4.76%，峰值荷載位移、下降段剛度無明顯變化.

圖13 不同嵌入深度骨架曲線對(duì)比Fig. 13 Skeleton curves under different embedded depths

4.4 鋼管厚度

試件的鋼管壁厚t（與鋼管半徑比值）分別取2 mm（0.03）、8 mm（0.10）、14 mm（0.18）、20 mm

（0.25），其余參數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)模型相同. 不同t時(shí)橋墩荷載-位移骨架曲線如圖14 所示，由圖14 可以看出：當(dāng)壁厚從2 mm 增加至8 mm 時(shí)，各骨架曲線變化較小，隨著壁厚繼續(xù)增大，橋墩的峰值荷載增大15.44%，下降段剛度略有降低，峰值荷載位移無明顯變化.

圖14 不同鋼管壁厚時(shí)骨架曲線對(duì)比Fig. 14 Skeleton curves under different steel tube thicknesses

4.5 鋼管直徑

試件的鋼管直徑d(與墩徑比值)分別取120 mm（0.33）、150 mm（0.42）、180 mm（0.50）、210 mm（0.58），其余參數(shù)與相同. 不同鋼管壁厚時(shí)橋墩荷載-位移骨架曲線如圖15 所示，由圖15 可以看出：隨著鋼管半徑增大，橋墩峰值荷載提高了6.82%，下降段剛度增大了71.43%.

圖15 不同鋼管直徑骨架曲線對(duì)比Fig. 15 Skeleton curves under different steel tube diameters

5 結(jié)束語

1） 3 類橋墩破壞均為彎曲型破壞，相同滯回位移水平下，3 類橋墩的累積耗能能力、強(qiáng)度退化基本相當(dāng). 帶鋼管剪力鍵連接的裝配式橋墩的滯回曲線呈較為飽滿的紡錘形，具有良好的整體抗震性能.

2） 帶鋼管剪力鍵連接橋墩與整體現(xiàn)澆橋墩相比峰值荷載基本相當(dāng)，位移延性系數(shù)提高了11.87%；與灌漿套筒連接橋墩相比，該橋墩有效改善抗震性能，峰值荷載提高了13.41%，位移延性系數(shù)提高了5.89%.

3） 帶鋼管剪力鍵連接橋墩的承載力隨著軸壓比從0.1 增大至0.3，橋墩水平峰值荷載增大了23.00%；長細(xì)比由4 增大至20, 試件峰值荷載降低了157.00%,峰值荷載位移增大了71.10%.

4） 鋼管嵌入深度由150 mm 增大至300 mm，水平峰值荷載提高了4.76%；鋼管壁厚從2 mm 增大至20 mm，橋墩的峰值荷載增大15.44%; 鋼管直徑由120 mm 增大至210 mm，峰值荷載提高了6.82%，下降段剛度增大了71.43%.

致謝：感謝福建工程學(xué)院科研發(fā)展基金（GYZ17148）的支持.