裝配式橋墩模型設(shè)計(jì)方法及相似性研究

鄒廣林，鄭小紅，張淞棋

（1.廣州市城市規(guī)劃勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，廣東 廣州 510060；2.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640）

0 引言

確定結(jié)構(gòu)物的工作性能，往往是在結(jié)構(gòu)分析的同時(shí)進(jìn)行結(jié)構(gòu)試驗(yàn)。嚴(yán)格而言，結(jié)構(gòu)試驗(yàn)除了個(gè)別在原型結(jié)構(gòu)上進(jìn)行試驗(yàn)以外，一般的結(jié)構(gòu)試驗(yàn)都是模型試驗(yàn)。進(jìn)行結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)，除了必須遵循試件設(shè)計(jì)的原則與要求，結(jié)構(gòu)模型還應(yīng)嚴(yán)格按照相似理論進(jìn)行設(shè)計(jì)，即要求模型和原型結(jié)構(gòu)幾何相似并保持一定的比例、具有某種相似關(guān)系、荷載按某一比例縮小或放大等，同時(shí)還要求確定模型結(jié)構(gòu)試驗(yàn)過(guò)程中各物理量的相似常數(shù)，并由此求得反映相似模型整個(gè)物理過(guò)程的相似條件，最終按相似條件由模型試驗(yàn)推算出原型結(jié)構(gòu)的相應(yīng)數(shù)據(jù)和試驗(yàn)結(jié)果。

預(yù)制拼裝技術(shù)[1-2]在我國(guó)起步較晚，并且對(duì)其的研究與應(yīng)用主要是圍繞橋梁上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行，對(duì)于裝配式橋墩的相關(guān)應(yīng)用和研究都相對(duì)較少。因此，本文結(jié)合裝配式橋墩，從模型與原型配筋率相同的設(shè)計(jì)方法出發(fā)，重點(diǎn)研究設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ团c實(shí)際模型承載能力的差別。

1 試驗(yàn)構(gòu)件設(shè)計(jì)

1.1 原型構(gòu)件設(shè)計(jì)

廣州市白云區(qū)棠溪站綜合交通樞紐一體化建設(shè)工程-周邊配套市政道路工程鐵路東線的白云湖高架橋段，該高架橋橋面寬度11.5 m，上部結(jié)構(gòu)采用預(yù)制小箱梁結(jié)構(gòu)，下部結(jié)構(gòu)采用雙柱式框架墩，橋墩立柱高6 m，蓋梁和柱采用C40混凝土，承臺(tái)采用C35混凝土，樁基采用C35水下混凝土。在墩柱與承臺(tái)、蓋梁之間上下節(jié)點(diǎn)之間采用UHPC灌漿波紋管[3-4]連接預(yù)制拼裝技術(shù)。設(shè)計(jì)圖如圖1所示。

對(duì)蓋梁、墩柱采用有限元進(jìn)行模擬分析，考慮到橋面寬度大于蓋梁的寬度，故采用虛擬橫梁的方式模擬橋面板單元加載車(chē)道荷載，虛擬橫梁不計(jì)自重。

通過(guò)計(jì)算分析此墩柱截面下的配筋率為1.51 %。由于本試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑閿M靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)中控制結(jié)構(gòu)的變形值或荷載量，使結(jié)構(gòu)構(gòu)件在正反兩個(gè)方向反復(fù)加載和卸載，用以模擬結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力過(guò)程，綜合考慮各方面因素后決定采用按本工程實(shí)際配筋率相似原則作為后續(xù)研究依據(jù)，模型的一些相似常數(shù)是在配筋率等基本參數(shù)確定后由相似準(zhǔn)則求得。

計(jì)算表明，墩柱橫截面尺寸采用1.2 m×1.2 m，配44根C25 mm的HRB400縱筋，配筋率為1.51%，滿足橋墩的結(jié)構(gòu)受力。

1.2 模型設(shè)計(jì)

試件結(jié)構(gòu)總高2 900 mm，加載點(diǎn)到墩柱-承臺(tái)連接節(jié)點(diǎn)距離為1 800 mm，承臺(tái)尺寸為1 600 mm×1 050 mm×800 mm（長(zhǎng)×寬×高），如圖2所示。

鋼筋采用與依托工程相同的C25 mm鋼筋，鋼筋級(jí)別均為HRB400；本次實(shí)驗(yàn)擬采用防腐性能較好的不銹鋼金屬作為波紋管材質(zhì)，以保證混凝土、鋼筋與波紋管之間的錨固可靠性和耐久性，拼裝節(jié)點(diǎn)中灌漿材料為UHPC高強(qiáng)混凝土。

按照配筋率1.51 %相同的原則，采用8C25，縱筋面積為3 925 mm2，則墩柱的橫截面尺寸為510 mm×510 mm，如圖3所示。最終實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵?jiàn)表1。

圖3 試件配筋示意圖（單位：mm）

表1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)表

1.3 試驗(yàn)裝置及測(cè)量系統(tǒng)

1.3.1 加載設(shè)備

本項(xiàng)目全部試驗(yàn)將在華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（建筑結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室）內(nèi)進(jìn)行，采用美國(guó)進(jìn)口的MTS實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，豎向荷載最大為300 t，水平力最大300 t。采用東華動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試分析系統(tǒng)，型號(hào)為DH3816N，可實(shí)時(shí)對(duì)128個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變進(jìn)行測(cè)試，同時(shí)對(duì)鋼筋、混凝土、套筒等主要測(cè)點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)變測(cè)量，自動(dòng)采集數(shù)據(jù)。

1.3.2 加載制度

根據(jù)橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范（CJJ 166—2011）[5]，橋梁的軸壓比ηk＜0.3。參考現(xiàn)裝配式橋墩的相關(guān)文獻(xiàn)，本試驗(yàn)的軸壓比取值為ηk＜0.1。在本次試驗(yàn)中，低周往復(fù)加載試驗(yàn)都采用力和位移混合控制加載方法。在靜力推覆試驗(yàn)中，先采用力控制方法進(jìn)行加載，待試件屈服后，轉(zhuǎn)換成位移方法繼續(xù)進(jìn)行加載。低周往復(fù)加載試驗(yàn)中，根據(jù)靜力推覆試驗(yàn)中得到的屈服位移，在達(dá)到屈服位移前，設(shè)置力荷載等級(jí)40 kN、80 kN、100 kN、120 kN、150 kN、200 kN……，隨后每一力荷載等級(jí)增加50 kN，直到試件屈服，每一級(jí)荷載等級(jí)循環(huán)1次。通過(guò)粘貼的應(yīng)變片數(shù)據(jù)判讀試件是否達(dá)到屈服，并確定屈服位移，試件達(dá)到屈服位移后，按屈服位移的整數(shù)倍進(jìn)行加載，設(shè)置位移荷載等級(jí)1、2、3、4、5、6、7……，每一級(jí)荷載等級(jí)循環(huán)3次，直到某一等級(jí)荷載，試件出現(xiàn)明顯破壞或者達(dá)到以試件水平承載力下降為極限水平荷載的85%為判斷試件破壞的標(biāo)準(zhǔn)，停止加載。具體加載規(guī)則如圖4所示。

圖4 加載制度示意圖

墩柱加載點(diǎn)距離承臺(tái)表面1 800 mm，距離地面2 600 mm，如圖5所示，加載方向與承臺(tái)的長(zhǎng)邊方向平行。加載實(shí)驗(yàn)圖如圖6所示。

圖5 試件面、柱腳、軸壓位置示意

圖6 加載實(shí)驗(yàn)圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 墩柱裂縫分布

試件墩柱加載面的裂縫分布圖如圖7所示，試件的裂縫發(fā)展高度較高，裂縫間距靠近墩柱底部較密，往上的水平裂縫之間間距較大，主要原因是墩柱底部的鋼筋受到UHPC黏結(jié)作用較強(qiáng)。

圖7 墩柱裂縫分布圖

試件側(cè)面裂縫分布基本保持左右對(duì)稱，裂縫的發(fā)展高度約到墩柱高度的1/2；裂縫高度越高時(shí)，裂縫向斜下方發(fā)展的趨勢(shì)越明顯。

2.2 塑性鉸區(qū)

實(shí)驗(yàn)試件在塑性鉸區(qū)的混凝土發(fā)生壓碎破壞，存在不同程度的混凝土壓碎脫落。試件塑性鉸區(qū)裂縫比較密集，但混凝土壓碎的深度較淺。試件塑性鉸破壞形態(tài)如圖8所示。

圖8 試件塑性鉸破壞形態(tài)

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)對(duì)比分析

3.1 結(jié)構(gòu)承載力

《橋梁結(jié)構(gòu)試驗(yàn)》[6]中指出結(jié)構(gòu)靜力模型試驗(yàn)的相似關(guān)系見(jiàn)表2。在試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)中，如果按縮尺模型與原型應(yīng)力相等條件考慮，即本文試驗(yàn)所考慮條件，結(jié)構(gòu)的相似關(guān)系為表中的實(shí)用模型?？梢?jiàn)，模型中各物理量的相似常數(shù)均為幾何相似常數(shù)的Sl函數(shù)，還可見(jiàn)縮尺模型的材料密度為原型的1/Sl倍，但這顯然難以直接做到。相關(guān)研究[7]表明，由于試驗(yàn)采用擬靜力加載，結(jié)構(gòu)動(dòng)力效應(yīng)可以忽略，因而受材料密度影響的結(jié)構(gòu)慣性力接近于零，故材料密度的相似常數(shù)取1。

表2 結(jié)構(gòu)靜力模型試驗(yàn)相似關(guān)系

由表3可見(jiàn)試件換算后承載力約為依托工程原型承載力101.5 %，承載力的比值接近，說(shuō)明按配筋率相等原則進(jìn)行模型設(shè)計(jì)是可靠的。

表3 試件與原型構(gòu)件承載力對(duì)比

3.2 位移延性

20世紀(jì)60年代，Newmark[8]等學(xué)者提出了“延性”的概念反映結(jié)構(gòu)在彈性階段后的變形能力，即結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性階段化后，隨著位移的持續(xù)增加和往復(fù)作用，結(jié)構(gòu)保持不破壞的性能[9-10]。相關(guān)研究表明[11-13]，通常采用延性系數(shù)表征結(jié)構(gòu)的延性，延性系數(shù)越大，表明該結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震下能夠保持較好的承載力。

對(duì)于極限位移的取值，取峰值荷載后，承載力為0.85倍極限荷載對(duì)應(yīng)的位移值。曲線中并不能直接反映出結(jié)構(gòu)的屈服點(diǎn)，而現(xiàn)在屈服荷載和屈服位移的確定方法也不唯一，較為常用的方法包括幾何作圖法、等能量法以及Park法。屈服位移計(jì)算方法如圖9所示。

圖9 等效屈服位移計(jì)算方法

根據(jù)上述中的三種方法計(jì)算出來(lái)的屈服位移以及相應(yīng)的荷載-位移曲線特征點(diǎn)見(jiàn)表4。與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，可見(jiàn)幾何作圖法所得屈服位移與試驗(yàn)數(shù)據(jù)最符合，認(rèn)為其能較好描述裝配式橋墩的屈服狀態(tài)，并以此作為最終結(jié)果。灌漿波紋管試件的峰值承載力與極限承載力高于原型結(jié)構(gòu)，容易高估原型結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能；延性系數(shù)與原型結(jié)構(gòu)的差異分別在86.21%，97.34%，104.32%，基本接近或大于原型結(jié)構(gòu)，說(shuō)明按配筋率相等原則設(shè)計(jì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ湍軌蜻_(dá)到原型結(jié)構(gòu)的塑性耗能能力。

表4 試件荷載-位移曲線特征點(diǎn)

4 結(jié) 語(yǔ)

本文開(kāi)展了UHPC灌漿波紋管連接裝配式橋墩模型設(shè)計(jì)，并對(duì)設(shè)計(jì)模型進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，在以等配筋率的前提下，研究裝配式橋墩的承載極限能力和延性性能分析，得到主要結(jié)論如下：

（1）試件發(fā)生了塑性鉸區(qū)的延性破壞，與實(shí)際結(jié)構(gòu)性能相符。UHPC灌漿波紋管連接節(jié)點(diǎn)墩柱底部裂縫較密，混凝土壓碎的深度較淺。

（2）對(duì)比分析試件的承載力及位移延性等性能指標(biāo)，結(jié)果表明，按等配筋率進(jìn)行靜力模型設(shè)計(jì)，其承載能力相較原結(jié)構(gòu)模型稍大，容易高估原型結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能；塑性耗能能力基本接近原型結(jié)構(gòu)的耗能能力。

（3）按等配筋率進(jìn)行裝配式橋墩模型設(shè)計(jì)是可靠的，可推廣至其他裝配式橋梁結(jié)構(gòu)模型設(shè)計(jì)。