法蘭連接預(yù)制拼裝雙柱式橋墩抗震性能研究

左光恒， 戴少鵬， 張盛飛， 許 坤， 韓 強

(1.湖北交投建設(shè)集團有限公司， 武漢 430051； 2.中交第二公路勘察設(shè)計研究院有限公司， 武漢 430058；3.北京工業(yè)大學城市建設(shè)學部， 北京 100124)

近年來，隨著橋梁預(yù)制拼裝技術(shù)快速發(fā)展，各種結(jié)構(gòu)連接形式被提出[1]，而很多連接形式下的橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能仍不明確，為了更好地將新型連接形式下的預(yù)制拼裝橋梁技術(shù)應(yīng)用在實際工程中，急需對其抗震性能進行分析和研究.

目前，橋梁下部結(jié)構(gòu)節(jié)點連接形式包括灌漿套筒連接、金屬波紋管連接、后張預(yù)應(yīng)力連接、預(yù)留槽孔灌漿連接和承插式連接等，對應(yīng)的橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能研究較為完善[1]. 除此之外，法蘭連接作為鋼結(jié)構(gòu)中重要的連接形式之一，具有承載性能好、安裝便捷、外形美觀、施工速度快等優(yōu)點[2]. 關(guān)于法蘭連接的研究從20世紀80年代開始[3]，主要包括：基于試驗的方法研究法蘭連接節(jié)點失效模式[4-6]，探究螺栓強度、端板厚度和構(gòu)件截面形式等參數(shù)對節(jié)點破壞模式的影響[7-8]，以及分析法蘭連接結(jié)構(gòu)的抗震性能[9-10]；基于數(shù)值模擬的方法，分析相關(guān)參數(shù)對法蘭節(jié)點力學性能影響[11-12]；基于理論分析的方法，對法蘭連接中的法蘭板和螺栓進行受力分析，提出相應(yīng)節(jié)點承載力計算方法[13-17].

法蘭盤與鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件連接一般采用焊接的方式，但法蘭盤和混凝土構(gòu)件不好連接，因此法蘭連接形式在混凝土構(gòu)件中的應(yīng)用研究較少. Nzabonimpa等[18-19]提出法蘭連接混凝土構(gòu)件梁- 柱節(jié)點方法，將外伸鋼板與螺紋套管預(yù)埋至混凝土構(gòu)件中，同時與內(nèi)部鋼筋焊接，使用高強螺栓將鋼板- 套管連接；通過擬靜力試驗研究發(fā)現(xiàn)，當外伸鋼板足夠厚，具有足夠的剛度和強度時，試件表現(xiàn)出與傳統(tǒng)現(xiàn)澆框架類似的結(jié)構(gòu)行為. Hu等[20]提出將帶有外伸鋼板混凝土構(gòu)件直接通過螺栓連接，通過擬靜力試驗以及數(shù)值模擬計算發(fā)現(xiàn)，只要外伸鋼板和螺栓具有足夠剛度和強度，整體結(jié)構(gòu)就會表現(xiàn)出類似于傳統(tǒng)柱的結(jié)構(gòu)行為，如果鋼板沒有足夠的剛度和強度，那么連接節(jié)點處不能傳遞軸向力和彎矩. 他們提出的外伸鋼板連接節(jié)點由于鋼板與混凝土構(gòu)件之間的受力機理不明確，且節(jié)點易銹蝕，在實際工程中難以應(yīng)用. 丁怡宣等[21]提出一種內(nèi)嵌式法蘭連接節(jié)點，將預(yù)制墩柱主筋預(yù)留一定長度外露在混凝土截面外，將其作為螺栓與法蘭盤連接；通過有限元分析方法，研究法蘭連接位置對于內(nèi)嵌式法蘭連接預(yù)制橋墩力學性能的影響，發(fā)現(xiàn)當法蘭位于墩柱塑性鉸區(qū)以外時，預(yù)制墩柱力學性能接近現(xiàn)澆墩柱.

針對法蘭連接的研究主要集中在預(yù)制裝配橋墩節(jié)點，對采用法蘭連接的雙柱式橋墩體系的抗震性能和失效機理尚不明確，嚴重制約了其在預(yù)制裝配橋梁工程中的推廣和應(yīng)用. 有鑒于此，本文依托監(jiān)利至江陵高速公路東延段K6+417洪湖一號特大橋工程(抗震設(shè)防烈度為6度，設(shè)防類別為B類)，采用擬靜力試驗和有限元模擬的方法，研究內(nèi)嵌式法蘭連接節(jié)點雙柱式預(yù)制拼裝橋墩抗震性能，探究不同參數(shù)對法蘭連接雙柱墩抗震性能的影響規(guī)律.

1 擬靜力試驗

1.1 試件尺寸與配筋

原尺構(gòu)件尺寸形式為：蓋梁尺寸11 200 mm×2 000 mm×1 400 mm，墩柱外徑1 400 mm，內(nèi)徑900 mm，壁厚250 mm，承臺尺寸4 200 mm×4 200 mm×1 500 mm，蓋梁與上墩柱采用灌漿金屬波紋管連接，蓋梁內(nèi)預(yù)埋60 mm金屬波紋管，40 mm金屬波紋管.

采用1∶3縮尺比例設(shè)計制作試件：蓋梁尺寸3 750 mm×650 mm×500 mm，采用C55細石混凝土；墩柱外徑450 mm，內(nèi)徑250 mm，壁厚100 mm，采用C70自密實混凝土；承臺尺寸1 550 mm×1 350 mm×600 mm，采用C30混凝土現(xiàn)澆連接，下墩柱埋深300 mm，墩柱內(nèi)部采用C40混凝土填芯；法蘭盤鋼材采用Q345，預(yù)留 18 mm 鋼筋孔洞，鋼蓋梁預(yù)埋 30 mm 金屬波紋管和25 mm金屬波紋管. 試件尺寸見圖1、2，法蘭尺寸見圖3.

圖1 結(jié)構(gòu)尺寸(單位：mm)

圖2 法蘭連接示意圖(單位：mm)

圖3 法蘭構(gòu)造(單位：mm)

蓋梁鋼筋等級HRB400，骨架鋼筋直徑12 mm，縱筋直徑12 mm；箍筋等級HPB300，直徑10 mm，間距67 mm. 承臺鋼筋等級HRB400，箍筋直徑10 mm，構(gòu)造筋直徑12 mm，骨架鋼筋直徑12 mm. 墩柱縱筋等級HRB400，直徑12 mm，加強筋直徑12 mm；箍筋等級HPB300，直徑10 mm，間距67 mm. 結(jié)構(gòu)配筋見圖4.

圖4 結(jié)構(gòu)配筋圖(單位：mm)

1.2 試驗加載方案

本次試驗在北京工業(yè)大學城市和重大工程安全減災(zāi)教育部與北京市共建的重點實驗室中進行，試驗加載裝置由龍門架、加載梁、液壓千斤頂、制動器以及地錨裝置構(gòu)成. 試驗過程中千斤頂施加的軸力始終在墩柱中軸線上，水平執(zhí)行器(行程為±250 mm)在蓋梁高度1/4處施加循環(huán)往復(fù)荷載，蓋梁側(cè)面設(shè)置位移計實時監(jiān)控位移變化. 通過8個地錨裝置固定2個承臺，確保試驗過程中承臺不發(fā)生滑動、翹起等變形，加載裝置見圖5.

1—反力墻； 2—豎向加載剛架； 3—加載橫梁； 4—水平執(zhí)行器； 5—滾軸支承； 6—豎向千斤頂； 7—地錨； 8—側(cè)向支撐； 9—連接桿； 10—試驗橋墩； 11—橋墩基座； 12—位移計架； 13—位移計.

試驗開始時，軸力由豎向千斤頂逐級加載至100%，軸力大小根據(jù)實際工程中橋梁上部結(jié)構(gòu)荷載等效換算，軸壓比約為0.05. 試驗過程中豎向力始終保持恒定. 水平執(zhí)行器采用位移控制，施加循環(huán)往復(fù)荷載，每級加載目標往復(fù)循環(huán)2次，加載目標幅值由側(cè)移率確定，分別為0.100%、0.175%、0.250%、0.375%、0.500%、0.750%、1.000%、1.500%、2.000%、2.500%、3.000%……直到構(gòu)件破壞嚴重無法加載. 試驗過程中應(yīng)變、位移等數(shù)據(jù)由電子儀器自動采集，仔細觀察并記錄試驗現(xiàn)象.

1.3 試驗現(xiàn)象與分析

試件加載初期，構(gòu)件處于彈性階段，初始剛度為60 kN/mm；水平位移加載至縱漂比0.100%，墩柱底部出現(xiàn)水平彎曲裂縫，長度約2 cm，當位移恢復(fù)到0時，裂縫閉合；位移加載至縱漂比0.250%，墩柱頂部出現(xiàn)水平彎曲裂縫，墩柱底部出現(xiàn)微小斜裂縫，長度約2 cm，說明墩柱實際處于彎剪共同作用的受力狀態(tài)；位移加載至縱漂比0.375%，墩柱頂部出現(xiàn)長約2 cm斜裂縫，蓋梁在柱頂附近出現(xiàn)豎向裂縫，主要是由于局部應(yīng)力集中造成的豎向劈裂；位移荷載加載至縱漂比0.750%的過程中，水平彎曲裂縫不斷增加，主要集中在墩柱頂部和底部，裂縫寬度約為1.5 mm，由墩柱兩側(cè)向中間水平延伸，說明墩柱塑性鉸區(qū)開始形成；同時，斜裂縫數(shù)量也不斷增加，遍布整個墩身，其中上墩柱斜裂縫明顯比下墩柱多，這可能是下墩柱有填芯混凝土的原因；蓋梁跨中及柱頂均出現(xiàn)豎向裂縫. 當位移加載至16.7 mm(縱漂比約0.800%)時，試件達到等效屈服位移[22]，墩柱頂部和底部塑性郊區(qū)鋼筋達到屈服應(yīng)變，骨架曲線斜率逐步減小代表剛度不斷降低，承載力增長放緩，滯回曲線面積隨位移荷載增大而大幅增大，構(gòu)件開始進入彈塑性階段.

此時，結(jié)構(gòu)滿足實際工程中的抗震要求，試驗?zāi)康倪_到，但考慮到為后續(xù)試驗做出有效的參考及其工程設(shè)計建議，試驗沒有至此終止，繼續(xù)加載. 當位移加載至縱漂比1.000%，墩柱整體變形較為明顯，同時蓋梁出現(xiàn)大量斜裂縫. 法蘭連接處翹起，下端板與墩柱接縫處出現(xiàn)開口，開口大小約為3 mm，法蘭上端板與墩柱接縫處無開口，見圖6(f)，這種現(xiàn)象會導致內(nèi)部鋼筋銹蝕，對結(jié)構(gòu)影響較大，需要重點分析. 筆者認為出現(xiàn)這種現(xiàn)象可能有2個原因：法蘭附近鋼筋達到屈服，塑性變形較大，鋼筋被拉長；法蘭螺母在循環(huán)往復(fù)加載過程中，抗拉強度降低，受拉力最大處螺母脫絲上移，見圖6(g).

圖6 試驗現(xiàn)象

當位移加載至27.5 mm(縱漂比約1.300%)，試件承載力達到峰值668 kN，隨后開始下降,當位移加載至41.0 mm時，承載力下降至峰值承載力的85%，延性系數(shù)計算為2.45. 位移加載至縱漂率2.000%時，構(gòu)件開始進入破壞階段，相同位移級別循環(huán)加載第2圈承載力明顯更小，說明往復(fù)循環(huán)加載對結(jié)構(gòu)造成較大損傷，最終隨著蓋梁斜裂縫繼續(xù)增多，蓋梁中間貫通主裂縫形成，發(fā)生了沖切破壞，結(jié)構(gòu)失效. 試件滯回性能見圖7.

圖7 試件滯回性能

墩柱曲率分布見圖8，墩柱底部截面曲率最大，截面位置離承臺越遠，曲率越小，距離承臺300 mm處墩柱截面曲率為零，這是由于法蘭連接處曲率發(fā)生突變，可以判斷墩柱塑性郊區(qū)長度約為300 mm. 左墩柱法蘭曲率略大于右墩柱曲率，左右墩柱變形不對稱可能是因為墩柱進入彈塑性階段后，正向加載后的殘余位移增大會對反向加載產(chǎn)生影響.

圖8 墩柱曲率分布

2 有限元模型

2.1 材料

基于ABAQUS軟件[23]對基于法蘭連接的雙柱式橋墩進行相關(guān)模擬分析，模型與試驗構(gòu)件尺寸、配筋以及細部構(gòu)造等基本一致. 建立本文有限元模型主要使用3種材料，分別為混凝土、鋼筋和鋼材，材料力學性能仿真是模型計算是否準確的關(guān)鍵，下文分別對3種材料的本構(gòu)模型及參數(shù)的設(shè)置進行說明，具體見表1、2.

表1 混凝土損傷塑形模型參數(shù)

本研究采用混凝土塑性損傷模型模擬結(jié)構(gòu)在擬靜力荷載作用下的力學性能. 混凝土塑性損傷模型對單軸受拉應(yīng)力- 應(yīng)變關(guān)系和單軸受壓應(yīng)力- 應(yīng)變關(guān)系的描述如圖9所示,模型通過定義柯西應(yīng)力和有效應(yīng)力之間的關(guān)系(即損傷因子)來描述混凝土受拉壓過程中的損傷和剛度恢復(fù). 模型中鋼筋和法蘭選擇理想彈塑性模型進行分析，鋼材受拉應(yīng)力- 應(yīng)變關(guān)系見圖9.

表2 鋼筋和鋼材材料屬性

圖9 混凝土塑性損傷模型[22]與鋼材理想彈塑性模型

2.2 接觸、約束及邊界條件

下墩柱與承臺直接合并以模擬實際現(xiàn)澆，墩柱鋼筋與承臺鋼筋均內(nèi)置于混凝土單元.預(yù)制上墩柱底面與法蘭頂面、預(yù)制下墩柱頂面與法蘭底面，法向方向采用“硬”接觸，切線方向采用“罰”摩擦，摩擦因數(shù)為0.6，接觸面只承受壓力，不承受拉力，值得說明的是，這里法蘭盤表面作為接觸從面，墩柱表面設(shè)為接觸主面.最為關(guān)鍵的是如何模擬實際情況中鋼筋通過螺栓錨固在法蘭盤端板上，本文采取法蘭端板螺栓孔壁與伸出墩柱的鋼筋末端進行運動耦合接觸的方法.

2個承臺底部完全固結(jié)，蓋梁側(cè)面中心設(shè)置參考點，通過改變蓋梁側(cè)面邊界條件的方式，施加水平橫向荷載，幅值取1，另外5個方向自由度取0，保證只有需要方向上的位移荷載.

2.3 荷載、分析步及網(wǎng)格劃分

數(shù)值模型中的加載點與試驗件相同，兩者的邊界條件以及軸壓均相同，且都采用位移加載.共設(shè)4個分析步，均為靜力通用分析步開啟幾何非線性，初始增量步定為0.1，分別為：1)初始分析步，施加底部固定邊界條件及接觸關(guān)系； 2)第1個分析步，以壓強的方式在蓋梁頂部施加軸向荷載; 3)第2個分析步，通過在蓋梁側(cè)面施加橫向位移的方式施加一個很小的橫向荷載; 4)第3個分析步，施加單項或往復(fù)的橫向荷載.

混凝土構(gòu)件、法蘭盤、承臺鋼板采用8節(jié)點線性六面體減縮積分單元(C3D8R)實現(xiàn)大應(yīng)變分析，其中，蓋梁網(wǎng)格近似全局尺寸為100 mm，承臺為80 mm，上墩柱40 mm，下墩柱為40 mm，法蘭盤網(wǎng)格尺寸為15 mm；鋼筋采用2節(jié)點線性桁架單元(T3D2).模型相互作用與網(wǎng)格劃分情況見圖10.

圖10 模型相互作用與網(wǎng)格劃分

2.4 推覆分析

本文數(shù)值模擬采用單調(diào)推覆加載，推覆分析可能無法準確模擬試件的滯回性能，但對試件峰值承載力模擬較為準確，將正、負向推覆分析所得力- 位移曲線與試驗骨架曲線對比驗證，見圖11，可以發(fā)現(xiàn)2條曲線基本重合，這說明數(shù)值模擬結(jié)果可以較好地反映實際受力情況.

圖11 推覆曲線對比

2.5 破壞狀態(tài)

結(jié)構(gòu)達到峰值承載力，各部位應(yīng)力- 應(yīng)變狀態(tài)見圖12(a)(c)(e)，墩柱裂縫除了集中在墩柱頂部和底部的塑性鉸區(qū)內(nèi)以外，還出現(xiàn)在墩身部分，試驗過程中也出現(xiàn)這種現(xiàn)象，這說明墩柱實際上處于彎剪受力狀態(tài)，可以推測法蘭連接節(jié)點雖然可以較好地將水平力和彎矩傳遞至墩柱底部，但并不能達到剛性連接節(jié)點的水平.蓋梁頂部中間出現(xiàn)裂縫，隨著加載等級的增加，裂縫越來越長，直至貫穿破壞.墩柱頂部、底部及蓋梁中部鋼筋均達到屈服狀態(tài)，法蘭連接處附近鋼筋未達到屈服，法蘭盤各部位應(yīng)力也未達到屈服.

結(jié)構(gòu)達到極限承載力(峰值承載力85%)，各部位應(yīng)力- 應(yīng)變狀態(tài)見圖12(b)(d)(f)所示，左、右上墩柱墩身均出現(xiàn)大面積裂縫，蓋梁頂部中間出現(xiàn)貫穿裂縫；法蘭連接處附近鋼筋屈服；法蘭盤端板在加勁肋和螺栓孔附近發(fā)生屈服，并在此形成塑性鉸，端板繞塑性鉸發(fā)生轉(zhuǎn)動.進一步觀察發(fā)現(xiàn)，法蘭端板邊緣變形呈波浪形，如圖12(e)所示，這與試驗過程出現(xiàn)的法蘭盤與下墩柱連接界面開口的現(xiàn)象不一致.這是因為模擬中將伸出墩柱的鋼筋利用耦合作用將其約束在法蘭盤預(yù)留孔內(nèi)，即默認法蘭螺母將外伸鋼筋與法蘭盤始終緊緊連接一起，因此模擬結(jié)果中螺栓孔附近法蘭盤與下墩柱連接界面沒有出現(xiàn)開口，這也說明試驗出現(xiàn)的連接界面開口現(xiàn)象是由螺母連接強度下降以及法蘭端板屈服導致.

圖12 結(jié)構(gòu)應(yīng)力- 應(yīng)變狀態(tài)

3 參數(shù)分析

3.1 法蘭盤強度

法蘭盤強度對于法蘭連接雙柱式預(yù)制拼裝橋墩結(jié)構(gòu)是非常重要的參數(shù)，直接影響法蘭節(jié)點的剛度.法蘭盤強度太小會導致端板在應(yīng)力最大處提前形成塑性鉸，節(jié)點失效；法蘭盤強度太大會浪費材料的性能，同時也會使節(jié)點脆性更大.因此，需要對法蘭盤強度進行參數(shù)分析，對采用Q235、Q345、Q390、Q420和Q460五種不同等級鋼材的結(jié)構(gòu)進行推覆分析，結(jié)果見圖13，發(fā)現(xiàn)推覆曲線基本一致，水平位移18.6 mm時，承載力達到峰值620 kN.分析峰值承載力時刻和極限承載力時刻不同法蘭強度下的結(jié)構(gòu)，法蘭盤應(yīng)力狀態(tài)見圖14，法蘭應(yīng)力狀態(tài)相似，說明法蘭強度等級對結(jié)構(gòu)水平承載力幾乎沒有影響.

圖13 不同法蘭強度下結(jié)構(gòu)推覆曲線

圖14 峰值和極限承載力時刻不同法蘭強度下法蘭盤應(yīng)力狀態(tài)

3.2 軸壓比

為了分析法蘭連接雙柱式預(yù)制拼裝橋墩在不同自重的上部結(jié)構(gòu)和不同汽車荷載組合作用下性能，對軸壓比進行參數(shù)分析.構(gòu)件在4種軸壓比(0.05、0.10、0.15、0.20)狀態(tài)下的推覆曲線如圖15所示，從推覆曲線中進一步提取結(jié)果，得到一系列關(guān)鍵參數(shù)，見表3.首先觀察彈性階段范圍內(nèi)曲線，發(fā)現(xiàn)不同軸壓比下結(jié)構(gòu)力- 位移曲線基本重合，說明軸壓比對結(jié)構(gòu)彈性階段狀態(tài)的受力特性影響不大.隨后觀察構(gòu)件達到峰值承載力狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)軸壓比越大的構(gòu)件峰值承載力越大，且峰值位移越小，計算發(fā)現(xiàn)軸壓比每提高0.05，峰值承載力分別上升6.0%、4.8%、4.5%，這意味著軸壓比增大對構(gòu)件的承載力提升的幅度在逐步減弱.最后觀察結(jié)構(gòu)承載力下降段，發(fā)現(xiàn)軸壓比越大的結(jié)構(gòu)承載力下降的速度越快，延性系數(shù)越來越小，說明軸壓比增加會導致結(jié)構(gòu)延性性能降低.觀察不同軸壓比下結(jié)構(gòu)各部位應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)峰值承載力時刻，軸壓比越大的結(jié)構(gòu)，混凝土裂縫數(shù)量越少，鋼筋應(yīng)力也越小，見圖16、17，可以看到當軸壓比為0.2時，墩柱裂縫很少且主要為橫向裂縫，墩柱鋼筋在塑性鉸區(qū)的位置依舊屈服，但在塑性鉸區(qū)外應(yīng)力較小，說明軸壓比對墩柱的抗剪能力提升較大.

圖15 不同軸壓比下結(jié)構(gòu)推覆曲線

表3 不同軸壓比下結(jié)構(gòu)延性系數(shù)表

圖16 峰值承載力時刻不同軸壓比下混凝土應(yīng)變狀態(tài)

圖17 峰值承載力時刻不同軸壓比下鋼筋應(yīng)力狀態(tài)

4 結(jié)論

本文依托實際工程，設(shè)計制作1∶3縮尺試驗構(gòu)件，采用擬靜力試驗的方法，分析基于內(nèi)嵌式法蘭連接的雙柱式預(yù)制拼裝橋墩抗震性能，驗證結(jié)構(gòu)是否滿足實際工程抗震設(shè)計要求.基于ABAQUS軟件對法蘭連接雙柱式橋墩進行有限元模擬，將模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比，分析不同時刻結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài).探究不同參數(shù)對法蘭連接雙柱式橋墩的抗震性能影響.得到以下主要結(jié)論：

1) 在試驗過程中，試件經(jīng)過彈性、彈塑性到最后破壞階段.在縱漂率0.100%時，左墩柱頂部開始出現(xiàn)裂縫；縱漂率為0.375%時，墩柱頂部開始出現(xiàn)斜裂縫，蓋梁底部開始出現(xiàn)豎向裂縫；構(gòu)件峰值承載力668 kN，峰值位移27.5 mm，滿足實際工程中的抗震要求；但構(gòu)件最終蓋梁中間沿寬度方向的裂縫貫穿，發(fā)生沖切破壞，結(jié)構(gòu)失效.因此，結(jié)構(gòu)不適用于中高烈度區(qū)，如有需求應(yīng)進一步開展抗震性能研究.

2) 本文提出的有限元模型可以很好地模擬實際受力情況，加載過程中，墩柱頂部鋼筋先達到屈服，隨后結(jié)構(gòu)達到峰值承載力時，蓋梁中部鋼筋、墩柱底部鋼筋以及法蘭連接處附近鋼筋均達到屈服，法蘭盤未屈服.研究發(fā)現(xiàn)，法蘭連接節(jié)點雖然可以較好地將水平力和彎矩傳遞至墩柱底部，但并不能達到剛性連接節(jié)點的水平.

3) 法蘭強度對結(jié)構(gòu)水平承載力幾乎沒有影響；軸壓比增大會提高結(jié)構(gòu)峰值承載力、降低結(jié)構(gòu)延性、提升結(jié)構(gòu)抗剪能力，但對彈性階段的剛度沒有影響.