灌漿套筒混合連接裝配式方柱墩偏壓性能試驗(yàn)

夏樟華,林龍鎂,林上順,張 偉,姜紹飛

(1.福州大學(xué)土木工程學(xué)院,福建 福州 350108;2.中國(guó)電建集團(tuán)福建省電力勘察設(shè)計(jì)院有限公司，福建 福州 350003；3.福建工程學(xué)院福建省土木工程新技術(shù)與信息化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,福建 福州 350118;4.福建省建筑科學(xué)研究院有限責(zé)任公司,福建 福州 350025)

相對(duì)傳統(tǒng)現(xiàn)澆橋墩,節(jié)段拼裝橋墩具有施工周期短、交通干擾小等優(yōu)勢(shì),因而在國(guó)內(nèi)外橋梁建設(shè)中得到了廣泛應(yīng)用。在預(yù)制拼裝橋墩的建造中,灌漿套筒是一種最常用的節(jié)段連接方法,其優(yōu)點(diǎn)是連接簡(jiǎn)單、現(xiàn)場(chǎng)施工時(shí)間短且造價(jià)較低[1]。灌漿套筒接頭是由專門加工的鋼套筒、配套灌漿料和鋼筋組裝的組合體,在連接鋼筋時(shí)注入快硬無收縮灌漿料,依靠材料之間的黏結(jié)咬合作用來連接套筒與鋼筋。灌漿套筒聯(lián)接構(gòu)造的特點(diǎn)是,它能夠保證節(jié)段間耗能鋼筋的“一對(duì)一”等強(qiáng)連接[2-5]。然而,這種連接方法僅保證了節(jié)段鋼筋的連接,混凝土在接縫處不連續(xù)?，F(xiàn)有試驗(yàn)表明,使用灌漿套筒連接的預(yù)制拼裝橋墩在強(qiáng)度和位移延性等指標(biāo)上低于現(xiàn)澆橋墩,其損傷部位集中在接縫[6-8]。

為了改善接頭處的力學(xué)性能,歐智菁等[9]在灌漿套筒連接的基礎(chǔ)上,對(duì)內(nèi)置鋼管剪力鍵的混合連接裝配式橋墩進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn),結(jié)果表明其抗震性能優(yōu)于整體現(xiàn)澆墩和灌漿套筒連接的裝配式橋墩。然而,對(duì)于這種新型拼裝橋墩的受壓性能,尤其是偏壓作用下的力學(xué)性能還缺乏認(rèn)識(shí)。目前關(guān)于墩柱偏壓性能的研究主要是針對(duì)整體式的鋼筋混凝土墩柱、加固柱以及鋼管混凝土墩柱[10]等,關(guān)于節(jié)段拼裝橋墩靜力性能的研究數(shù)量較少。高聰?shù)萚11]對(duì)同時(shí)使用凹槽和預(yù)應(yīng)力筋連接的節(jié)段拼裝橋墩進(jìn)行靜載試驗(yàn),結(jié)果表明節(jié)段拼裝橋墩在靜載作用下的破壞開始于橋墩的受拉側(cè),而最終的破壞形態(tài)為受壓區(qū)混凝土被壓碎。吳威業(yè)等[12]將試件分為平接縫試件、陽齒陰齒組合試件,研究了裝配式橋墩中拼接處的抗剪性能。王志強(qiáng)等[13-15]研究了灌漿套筒連接的裝配式橋墩試件的抗剪性能,發(fā)現(xiàn)灌漿套筒連接的節(jié)段拼裝橋墩的抗剪性能接近于整體現(xiàn)澆橋墩。目前節(jié)段拼裝橋墩的靜力研究還未涉及灌漿套筒連接的節(jié)段拼裝橋墩在偏壓作用下的力學(xué)性能。

新型混合連接裝配式橋墩,除了灌漿套筒外,還增加了內(nèi)置鋼管剪力鍵,內(nèi)插鋼管的作用類似于型鋼混凝土(Steel Reinforced Concrete,SRC)。型鋼與混凝土之間的粘結(jié)主要由化學(xué)膠結(jié)力、摩擦阻力和機(jī)械咬合力三部分組成[16]。在加載后期,型鋼和混凝土存在相對(duì)滑移的情況,其相對(duì)滑移隨著偏心距的增大而增大[17]。由于配置了型鋼,與普通的鋼筋混凝土相比,型鋼混凝土柱具有更高的承載力[18]。型鋼對(duì)核心區(qū)混凝土提供連續(xù)的約束,改善核心區(qū)混凝土的受力性能[19-20],在偏心受壓條件下,其破壞機(jī)理取決于約束條件,約束不壞,核心混凝土很難破壞[21]。由于所研究的節(jié)段拼裝橋墩,其內(nèi)插的鋼管并非貫通于墩柱全高,并配置了灌漿套筒,在構(gòu)造和受力機(jī)理上,與型鋼墩柱以及節(jié)段拼裝橋墩都存在一定的差異,已有的研究結(jié)論并不完全適用。因此,需要對(duì)這種混合式接頭連接的裝配式橋墩開展偏壓性能試驗(yàn),研究其在偏壓狀態(tài)下的力學(xué)性能、損傷機(jī)理以及破壞模式,為相關(guān)工程應(yīng)用提供參考。

1 試 驗(yàn)

1.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)包括兩組試件,ZT組為整體現(xiàn)澆混凝土橋墩,GT組為混合接頭連接裝配式橋墩,GT組按照不同的鋼管尺寸分為GTA～GTD。GT組試件制作嚴(yán)格遵循節(jié)段拼裝橋墩施工流程,分別預(yù)制墩身和承臺(tái)后進(jìn)行拼裝灌漿。

試驗(yàn)構(gòu)件編號(hào)及主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。10個(gè)偏壓試件采用統(tǒng)一的截面尺寸,所有構(gòu)件統(tǒng)一配筋。

表1 試驗(yàn)構(gòu)件主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of the tested specimens

墩柱截面長(zhǎng)×寬為250 mm×250 mm,墩柱有效高度為1 400 mm。綜合考慮鋼管埋置長(zhǎng)度、承臺(tái)鋼板位置以及墩柱有效高度等因素,將試件承臺(tái)長(zhǎng)×寬×高設(shè)計(jì)為600 mm×600 mm×500 mm。

鋼管與灌漿套筒預(yù)埋于橋墩下端部,其中鋼管伸出墩身250 mm。承臺(tái)預(yù)埋與灌漿套筒相對(duì)應(yīng)的鋼筋,并設(shè)置與鋼管相對(duì)應(yīng)的凹槽。在拼接過程中,保證承臺(tái)縱筋準(zhǔn)確插入于墩柱處的灌漿套筒后,進(jìn)行灌漿施工。節(jié)段拼裝橋墩試件具體尺寸如圖1和圖2所示。

圖1 拼裝橋墩試件立面圖Fig.1 Elevation of assembled pier test piece

圖2 試件剖面圖Fig.2 Section of test piece

1.2 材粒性能和試驗(yàn)加載

構(gòu)件采用C35混凝土,實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度為39.0 MPa。縱筋采用8根直徑為12 mm的HRB400熱軋帶肋鋼筋,箍筋采用直徑為6 mm的HPB300光圓鋼筋,箍筋間距為100 mm,墩底箍筋加密區(qū)高度為300 mm,加密區(qū)箍筋間距為50 mm。節(jié)段拼裝橋墩試件中的灌漿套筒采用《合成切削液》(GB/T6144—2010)φ12型全灌漿套筒,灌漿料采用CGMJM-VI型高強(qiáng)灌漿料(套筒灌漿專用);無縫鋼管由Q235級(jí)鋼材加工而成,實(shí)測(cè)材料力學(xué)性能見表2。

表2 鋼材實(shí)測(cè)力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical property parameters of steel bars

為避免出現(xiàn)應(yīng)變片破損導(dǎo)致試驗(yàn)數(shù)據(jù)失效等偶然性試件,本次試驗(yàn)對(duì)應(yīng)變片的布置采取中心對(duì)稱布置的方式,鋼筋和混凝土應(yīng)變片的具體位置見圖3。在橋墩中部沿E、W方向布置位移計(jì)。試驗(yàn)加載采用5 000 kN壓力機(jī),加載裝置見圖4。

圖3 應(yīng)變片布置示意圖Fig.3 Layout of strain gauges

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試件破壞形態(tài)

拼裝試件的破壞模式與現(xiàn)澆橋墩基本一致,偏壓作用下各個(gè)墩柱受壓側(cè)混凝土被壓潰,但壓潰位置存在顯著區(qū)別?，F(xiàn)澆橋墩的混凝土壓潰位置在橋墩中上部,而拼裝橋墩的壓潰位置為橋墩中下部,拼裝試件的典型破壞形態(tài)如圖5所示(GTD-105構(gòu)件)。

圖4 加載裝置布置圖Fig.4 Schematic diagram of test device

圖5 拼裝試件破壞模式Fig.5 Failure mode of assembled specimen (GTD-105)

圖6和圖7給出了試件W側(cè)(即受壓側(cè))的試件破壞形態(tài)圖。如圖所示,拼裝構(gòu)件的最終壓潰位置位于鋼管的上端部附近,因此構(gòu)件的破壞發(fā)生位置取決于內(nèi)置鋼管的長(zhǎng)度。在小偏壓構(gòu)件中,GTA-25、GTB-25和GTD-25三個(gè)墩柱的鋼管長(zhǎng)度一致,裂縫分布位置比較接近,最終破壞位置位于橋墩下部,也就是鋼管的上端部附近(見圖6)。而GTC-25試件中的內(nèi)置鋼管長(zhǎng)度更大,其最終破壞位置在柱中,最接近整體現(xiàn)澆構(gòu)件的破壞模式。大偏壓構(gòu)件的破壞情況與小偏壓構(gòu)件基本一致(見圖7)。

圖6 小偏壓試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of tested specimens under small eccentric compression

根據(jù)破壞形態(tài)比較發(fā)現(xiàn),通過增大內(nèi)置鋼管長(zhǎng)度可以改變裝配式墩的破壞形態(tài),GTC-25和GTC-105試件的破壞位置最接近整體現(xiàn)澆構(gòu)件,說明內(nèi)置鋼管長(zhǎng)度的增大可以提升裝配式墩的整體受力性能。試件GTA-25、GTB-25和GTD-25,以及試件GTA-105、GTB-105和GTD-105的破壞部位接縫位置相接近,體現(xiàn)出了裝配式墩的破壞特點(diǎn)。

2.2 荷載-豎向位移曲線

構(gòu)件荷載-位移曲線如圖8所示。從圖中可以看出,小偏壓作用下現(xiàn)澆墩的初始剛度略大于裝配式墩,其原因在于裝配式墩存在接頭,整體性降低,在加載初期接頭處產(chǎn)生較大的位移,導(dǎo)致初始軸向剛度減小。同時(shí)由于接縫降低了裝配式墩的整體性,導(dǎo)致峰值位移增大且均大于現(xiàn)澆墩,但是大偏壓作用下現(xiàn)澆墩初始軸向剛度與裝配式墩較為接近。內(nèi)置鋼管使得混合連接裝配式墩的局部縱向配筋率提高,提升了裝配式墩的承載力。

圖7 大偏壓試件破壞形態(tài)Fig.7 Failure modes of tested specimens under big eccentric compression

圖8 荷載-豎向位移曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of load-vertical displacement curves

比較現(xiàn)澆墩和裝配式墩豎向承載能力(見表3)。在小偏壓作用下,裝配式墩承載力與現(xiàn)澆墩的比值為0.962～1.216,在大偏壓作用下,裝配式墩豎向承載力與現(xiàn)澆墩的比值為1.129～1.622。總體來看,增加內(nèi)置鋼管的裝配式墩的承載力接近或大于現(xiàn)澆橋墩,混合連接效果良好。

表3 偏壓試件實(shí)測(cè)極限承載力Table 3 Measured ultimate bearing capacity of eccentric compression specimen

進(jìn)一步比較不同參數(shù)對(duì)承載力的影響,內(nèi)置鋼管直徑的增大對(duì)試件極限承載力有明顯的提高,試件GTA-25、GTA-105比試件GTB-25、GTB-105的極限承載力提高了20.7%和33.4%。隨著內(nèi)置鋼管長(zhǎng)度的增加,試件的承載力也有相應(yīng)的提高,試件GTC-25、GTC-105比試件GTA-25、GTC-105的極限承載力提高了1.1%和7.6%。但在內(nèi)置鋼管直徑和長(zhǎng)度相同的情況下,鋼管壁厚的增大對(duì)試件大小偏壓下承載力的影響并不明顯。

2.3 荷載-混凝土應(yīng)變曲線

測(cè)得橋墩高度1/2處的豎向壓應(yīng)變和橫向拉應(yīng)變?nèi)鐖D9所示。從圖中可以看出,在加載初期,混凝土的應(yīng)變呈線性增長(zhǎng)。當(dāng)混凝土進(jìn)入塑性階段,荷載約為峰值荷載的80%時(shí),混凝土的應(yīng)變與荷載不再呈線性關(guān)系。試件發(fā)生破壞時(shí),破壞位置四周混凝土壓碎崩裂,應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度加快,混凝土的峰值應(yīng)變基本都超過了0.002,極限壓應(yīng)變超過0.003 3,使得混凝土的塑性性能得到充分發(fā)揮。說明混合連接裝配式墩在大小偏壓作用下混凝土都達(dá)到了極限壓應(yīng)變,混凝土壓碎。

圖9 荷載-混凝土應(yīng)變曲線Fig.9 Load-concrete strain curves

受壓混凝土的峰值應(yīng)變?cè)谝欢ǔ潭壬想S著內(nèi)置鋼管的加入而增大,其中增大鋼管長(zhǎng)度的試件,即GTC組試件增加最為明顯,小偏壓作用下GTC組試件受壓側(cè)混凝土峰值應(yīng)變較整體現(xiàn)澆墩增加了33%,大偏壓作用下受壓側(cè)混凝土應(yīng)變?cè)黾恿?%。說明內(nèi)置一定長(zhǎng)度的鋼管可以提高裝配式墩的抗壓強(qiáng)度,與承載力提高的規(guī)律是一致的。

2.4 荷載-鋼筋應(yīng)變曲線

試件荷載-縱筋應(yīng)變關(guān)系曲線見圖10。從圖中可以看出,加載初始階段荷載和鋼筋的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較為穩(wěn)定,基本呈線性變化;隨著荷載的逐步提升,混凝土率先進(jìn)入塑性狀態(tài),隨后曲線的斜率逐漸變緩,說明鋼筋也進(jìn)入了塑性階段。對(duì)于小偏壓構(gòu)件,受壓側(cè)鋼筋不發(fā)生屈服,而大偏壓構(gòu)件遠(yuǎn)側(cè)鋼筋均受拉屈服,符合大偏壓橋墩的破壞模式。

圖10 荷載-鋼筋應(yīng)變曲線Fig.10 Load-reinforcement strain curves of specimens

橋墩發(fā)生破壞時(shí),不論大小偏壓,所有構(gòu)件的鋼筋都達(dá)到了屈服,鋼筋的壓應(yīng)變基本超過混凝土極限壓應(yīng)變0.003 3,部分鋼筋應(yīng)變甚至達(dá)到0.006。說明在破壞時(shí),現(xiàn)澆墩和混合連接裝配式墩的鋼筋都達(dá)到極限壓應(yīng)變或拉應(yīng)變,鋼管厚度的改變對(duì)縱筋荷載-應(yīng)變曲線的影響并不顯著。

3 承載力分析

當(dāng)前國(guó)內(nèi)對(duì)于節(jié)段拼裝橋墩承載力計(jì)算方面的研究較少,沒有完整的規(guī)范適用于節(jié)段拼裝橋墩的承載力計(jì)算,在2015年頒布的《預(yù)制拼裝橋墩技術(shù)規(guī)程》(DGTJ 08—2160—2015)中,對(duì)于灌漿套筒等連接的裝配式橋墩的相關(guān)計(jì)算規(guī)定如下:當(dāng)節(jié)段拼裝橋墩中的灌漿套筒、金屬波紋管、灌漿料以及砂漿墊層等材料滿足規(guī)范中的各項(xiàng)要求時(shí),裝配式橋墩的承載力計(jì)算可以參照國(guó)家現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》(JTG D60)。

將實(shí)測(cè)和計(jì)算的偏壓承載力結(jié)果列于表4,規(guī)范承載力用Nc1表示,節(jié)段拼裝橋墩偏壓試件規(guī)范計(jì)算值Nc1與試驗(yàn)值Nu的比值在0.65～0.97,平均值μ為0.81。通過以上數(shù)據(jù)可知,偏壓作用下混合接頭連接裝配式橋墩實(shí)測(cè)承載力明顯大于規(guī)范計(jì)算值,因此提出修正公式計(jì)算。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,鋼管參與偏壓受力且發(fā)生屈服,故考慮鋼管截面面積及長(zhǎng)度對(duì)承載力的影響,修正后承載力用Nc2表示,修正計(jì)算公式見式(1)和式(2)。

大偏心受壓構(gòu)件豎向承載力計(jì)算公式為

fsdA1).

(1)

小偏心受壓構(gòu)件豎向承載力計(jì)算公式為

fsdA1).

(2)

試件承載力計(jì)算結(jié)果見表4。小偏壓構(gòu)件的規(guī)范計(jì)算值Nc2與實(shí)測(cè)值Nu的比值為0.80～1.10,平均值為0.92,具有較好的計(jì)算精度,提出承載力計(jì)算修正公式可為內(nèi)置鋼管的混合接頭連接節(jié)段拼裝橋墩的小偏壓設(shè)計(jì)計(jì)算提供參考。對(duì)于大偏壓構(gòu)件,修正公式誤差過大不能適用。大偏壓構(gòu)件存在較大的彎矩作用,內(nèi)置鋼管處于中心位置,對(duì)受力性能影響較小,導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果偏小。按照規(guī)范的計(jì)算結(jié)果精度相對(duì)更高,結(jié)果同樣偏于保守。

表4 偏壓試件承載力試驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果Table 4 Tested and calculation results of bearing capacities of specimens under eccentric compression

4 結(jié) 論

(1)在偏壓狀態(tài)下,各組拼裝橋墩試件與整體現(xiàn)澆試件的破壞位置存在區(qū)別,整體現(xiàn)澆試件破壞位置位于墩柱中上部,而節(jié)段拼裝試件破壞位置取決于內(nèi)置鋼管的長(zhǎng)度。

(2)鋼管傳力效果良好,能夠較好地與墩身混凝土協(xié)同工作,參與整體受壓。偏壓狀態(tài)下,內(nèi)置鋼管長(zhǎng)度越長(zhǎng),拼裝橋墩的破壞形態(tài)越接近于現(xiàn)澆橋墩,說明增大鋼管長(zhǎng)度可以提高裝配式墩整體性。

(3)隨著內(nèi)置鋼管的加入,受壓混凝土的峰值應(yīng)變相應(yīng)增大。同時(shí),鋼管的加入導(dǎo)致節(jié)段拼裝橋墩在偏壓下的極限承載力普遍大于現(xiàn)澆橋墩。鋼管直徑和長(zhǎng)度越大,試件極限承載力越高,而鋼管壁厚對(duì)試件承載力的影響并不明顯。

(4)考慮鋼管的作用,提出修正公式進(jìn)行計(jì)算,小偏壓作用下計(jì)算值精度較高,可為內(nèi)置鋼管的混合接頭連接節(jié)段拼裝橋墩的設(shè)計(jì)計(jì)算提供參考。對(duì)于大偏壓構(gòu)件,修正公式誤差過大,原因在于內(nèi)置鋼管處于裝配式墩截面中心位置,在大偏壓荷載下內(nèi)置鋼管對(duì)承載能力的提升作用不體現(xiàn),按照現(xiàn)澆橋墩的承載力計(jì)算方法得到的計(jì)算結(jié)果總體也偏于保守。