不同連接構(gòu)造的預(yù)制拼裝橋墩地震響應(yīng)分析

胡志堅(jiān)，閆明輝，周 知，王潔金

(1.武漢理工大學(xué) 交通與物流工程學(xué)院，武漢 430063；2. 黃河勘測規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司，鄭州 450003)

預(yù)制拼裝橋墩的連接部位是裝配式橋梁的薄弱環(huán)節(jié)[1]，影響到橋墩的抗震性能、可施工性、耐久性和經(jīng)濟(jì)性[2]，采用灌漿波紋管連接的預(yù)制拼裝橋墩既能保證抗震性又能降低其拼裝精度要求，是一種較優(yōu)的連接構(gòu)造形式。文獻(xiàn) [3]對(duì)采用灌漿波紋管連接的裝配式橋墩進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，認(rèn)為只要保證裝配式橋墩連接強(qiáng)度可靠，基本能夠達(dá)到現(xiàn)澆橋墩所要求的各項(xiàng)性能。文獻(xiàn)[4]和文獻(xiàn)[5]通過擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)采用灌漿波紋管連接的預(yù)制拼裝橋墩與整體現(xiàn)澆橋墩的抗震性能較為接近。文獻(xiàn)[6]對(duì)兩個(gè)縮尺的預(yù)制墩柱試件進(jìn)行了擬靜力循環(huán)荷載分析研究，波紋管內(nèi)填充超高性能混凝土，試驗(yàn)結(jié)果表明，與現(xiàn)澆墩柱相比，灌注超高性能混凝土波紋管連接的性能優(yōu)于傳統(tǒng)現(xiàn)澆連接方式，可以作為預(yù)制拼裝橋墩柱-蓋梁、柱-基礎(chǔ)的連接方式。采用平面接縫的波紋管連接橋墩破壞主要集中于墩底接縫[7]，界面之間僅有縱筋穿過，為了進(jìn)一步優(yōu)化預(yù)制拼裝橋墩的連接構(gòu)造，提升其抗震性能，本文提出了一種適用于預(yù)制拼裝橋墩的新型榫頭+波紋管連接形式，通過在墩底增加榫頭構(gòu)造，縮小接縫區(qū)域并保證界面間鋼筋與混凝土共同參與受力，既可以增強(qiáng)連接的有效性，又可以提高匹配拼裝施工的便捷性。

目前，對(duì)預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的研究多采用擬靜力試驗(yàn)和相應(yīng)數(shù)值分析的方式[8-9]，雖然擬靜力特性在一定程度上可以反映結(jié)構(gòu)的抗震性能，但地震動(dòng)作為一種動(dòng)力荷載，具有很大的隨機(jī)性，在強(qiáng)烈地震作用下，鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)往往會(huì)進(jìn)入彈塑性變形階段并出現(xiàn)性能的衰減，表現(xiàn)出明顯的動(dòng)力非線性特征。為了進(jìn)一步明晰采用新型連接形式的預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能，有必要在擬靜力試驗(yàn)的基礎(chǔ)上研究其在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)，并比較不同連接構(gòu)造的預(yù)制拼裝橋墩在實(shí)際地震作用下的抗震性能區(qū)別。

本文基于課題組開展的一組預(yù)制拼裝橋墩擬靜力試驗(yàn)，采用ABAQUS軟件建立試驗(yàn)橋墩的有限元模型，并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證其有效性。在此基礎(chǔ)上，對(duì)現(xiàn)澆、波紋管漿錨連接和新型榫頭+波紋管連接的預(yù)制拼裝橋墩進(jìn)行地震響應(yīng)分析，并進(jìn)一步研究軸壓比和配筋率對(duì)有榫頭構(gòu)造的預(yù)制拼裝橋墩動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，以比較地震作用下不同連接構(gòu)造以及不同構(gòu)件參數(shù)的預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能，進(jìn)而對(duì)目前的預(yù)制橋墩連接構(gòu)造的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論參考。

1 背景模型擬靜力試驗(yàn)

本文背景的預(yù)制拼裝橋墩擬靜力試驗(yàn)依托某實(shí)際工程，按照1∶5相似比制作了3種橋墩試件縮尺模型，其相似常數(shù)見表1。3種橋墩墩身直徑為280 mm，高為860 mm，剪跨比為3.6，設(shè)計(jì)軸壓力為400 kN(已考慮橋墩模型的配重)，相應(yīng)的軸壓比為0.254 0。橋墩混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C50，縱向鋼筋和箍筋分別采用HRB400級(jí)和HPB400級(jí)，相應(yīng)的縱筋率和體積配箍率分別為1.47%和0.27%。混凝土平均抗壓強(qiáng)度為51.5 MPa，彈性模量為33 817.5 MPa；縱向鋼筋平均屈服強(qiáng)度為510 MPa，極限強(qiáng)度為645 MPa，彈性模量為217 000 MPa。3種橋墩構(gòu)造尺寸及配筋形式如圖1所示，差異主要體現(xiàn)于縱筋連接方式與接縫構(gòu)造，RC橋墩采用整體現(xiàn)澆，PR-B與PR-S橋墩采用金屬波紋管內(nèi)縱筋錨固的預(yù)制拼裝形式，其中PR-B橋墩墩底為平接縫，PR-S橋墩墩底帶有榫頭構(gòu)造。

圖1 橋墩構(gòu)造圖(mm)

試驗(yàn)的加載裝置如圖2所示，對(duì)橋墩試件首先采用千斤頂施加豎向荷載到40 t并在之后的試驗(yàn)過程中保持恒定，之后采用位移加載的方式通過電液伺服水平作動(dòng)器進(jìn)行橫向水平荷載的加載，每級(jí)荷載進(jìn)行二次循環(huán)加載，由2 mm的位移幅值開始加載，并以2 mm的幅值遞增，加載制度如圖3所示。觀察并記錄試件在位移加載過程中的破壞狀態(tài)及承載力變化，當(dāng)試件承載力下降到最大承載力的85%時(shí)，加載結(jié)束。

圖2 試驗(yàn)加載裝置圖

圖3 水平位移加載制度

2 預(yù)制拼裝橋墩有限元建模及模型驗(yàn)證

2.1 墩底接縫的模擬

目前，對(duì)于灌漿金屬波紋管或鋼套筒連接的預(yù)制拼裝橋墩，不同學(xué)者對(duì)其接縫構(gòu)造的模擬方法略有差別。文獻(xiàn)[10]中預(yù)制橋墩的接縫墊層及灌漿材料選取了與混凝土類似的本構(gòu)模型來進(jìn)行模擬，數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，但并未詳細(xì)介紹其模擬方法。文獻(xiàn)[11]采用帶硬化段和軟化段的彈性型模型模擬墩柱與承臺(tái)之間的砂漿墊層，骨架曲線模擬結(jié)果與試驗(yàn)基本一致，但并未介紹本構(gòu)模型的參數(shù)設(shè)置。

墩底和榫頭與承臺(tái)之間接縫采用5 mm厚砂漿墊層，本文結(jié)合文獻(xiàn)[10]與文獻(xiàn)[11]研究的成果，采用ABAQUS軟件中的實(shí)體單元(C3D8R)進(jìn)行模擬，由于砂漿墊層彈性模量和強(qiáng)度較低，采用理想彈塑性模型可以較好地反映接縫處在受力后的變形。如圖4所示，材料的彈性模量E、峰值受壓強(qiáng)度σ1和峰值受拉強(qiáng)度σ2為本構(gòu)模型關(guān)鍵參數(shù)，E取值為Ec/100，σ1和σ2分別取值為σc/4、σt/4，其中Ec為試驗(yàn)中墩身混凝土彈性模量，σc和σt分別為試驗(yàn)中墩身混凝土單軸受壓和受拉強(qiáng)度[12]。

圖4 砂漿墊層本構(gòu)模型

2.2 有限元模型的建立

預(yù)制拼裝橋墩有限元模型的建立過程與現(xiàn)澆橋墩基本一致，主要是對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的模擬，其中混凝土采用實(shí)體單元(C3D8R)，鋼筋采用桁架單元(T3D2)?；炷敛捎盟苄該p傷模型，采用Mander提出的約束混凝土本構(gòu)[13]考慮箍筋對(duì)核心區(qū)混凝土抗壓強(qiáng)度的提高，保護(hù)層混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]取值。鋼筋本構(gòu)采用理想彈塑性模型，鋼筋強(qiáng)化段剛度取Es/100，其中Es為鋼筋彈性模量。由于試驗(yàn)中未發(fā)現(xiàn)鋼筋與灌漿料之間明顯滑移，鋼筋與波紋管可分別通過嵌入(Embeded)和綁定約束(Tie)形式模擬。采用本節(jié)的墩底接縫及橋墩有限元模擬方法建立的PR-B與PR-S橋墩有限元模型如圖5、6所示。

圖5 PR-B橋墩有限元模型

圖6 PR-S橋墩有限元模型

2.3 有限元模型的驗(yàn)證

本節(jié)主要從橋墩的滯回曲線、骨架曲線、滯回耗能3個(gè)方面將有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果作對(duì)比，以驗(yàn)證采用本文介紹的限元分析方法的有效性。

3種橋墩試驗(yàn)及有限元模擬滯回曲線如圖7所示，橋墩滯回曲線、承載力、滯回環(huán)大小和形狀的模擬結(jié)果與試驗(yàn)相近，由于混凝土受拉和受壓軟化段的剛度退化較難準(zhǔn)確模擬，導(dǎo)致模擬結(jié)果在極限荷載附近的剛度退化更快，總體來看，有限元模型能夠比較真實(shí)地模擬橋墩在低周往復(fù)加載下的荷載-位移關(guān)系及滯回耗能行為。

圖8為橋墩試驗(yàn)與有限元模擬骨架曲線，從圖中可以看出有限元對(duì)試件骨架曲線的彈性、塑性屈服以及承載力下降3個(gè)破壞階段的承載力和主要趨勢模擬均較為準(zhǔn)確。

(a)RC橋墩 (b)PR-B橋墩 (c)PR-S橋墩

(a)RC橋墩 (b)PR-B橋墩 (c)PR-S橋墩

圖9給出了3種橋墩試驗(yàn)及有限元模擬的滯回耗能結(jié)果，其中，模擬與試驗(yàn)的單周滯回耗能分別記為E單-模擬和E單-試驗(yàn)，模擬與試驗(yàn)的累積滯回耗能分別記為E累-模擬和E累-試驗(yàn)。由圖可以看出，有限元模擬的單周以及累積滯回耗能在橋墩達(dá)到極限荷載之前與試驗(yàn)?zāi)軌蜉^好地吻合，在達(dá)到極限承載力后，有限元模擬的單周滯回耗能大于試驗(yàn)值，這是由于有限元模擬無法精確反映鋼筋屈服后和混凝土軟化段的剛度退化規(guī)律?？偟膩砜?，有限元模型能夠較好地模擬3種橋墩在往復(fù)荷載作用下的滯回響應(yīng)。

(a)RC橋墩 (b)PR-B橋墩 (c)PR-S橋墩

綜上所述，采用本文介紹的接縫及墩柱限元模擬方法能夠較準(zhǔn)確且全面地反映預(yù)制拼裝橋墩在往復(fù)荷載作用下的力學(xué)行為，可以用于其抗震性能分析。

3 基于墩底接縫模擬的預(yù)制拼裝橋墩地震響應(yīng)分析

3.1 地震波的選取與輸入

在對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震時(shí)程分析時(shí)，按照中國《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]規(guī)定，未進(jìn)行地震安全性評(píng)價(jià)的橋址，可以以規(guī)范設(shè)計(jì)加速度反應(yīng)譜為目標(biāo)擬合設(shè)計(jì)加速度時(shí)程，并且一般要選取不得少于3組地震加速度時(shí)程以供比較分析。

為了研究預(yù)制拼裝橋墩在高設(shè)防要求地震作用下的地震響應(yīng)，選擇水平向基本地震動(dòng)加速度峰值A(chǔ)為0.4g，特征周期Tg為0.35 s，將計(jì)算得到的地震加速度反應(yīng)譜作為目標(biāo)反應(yīng)譜。采用MATLAB編制人工地震波生成程序，生成了與目標(biāo)反應(yīng)譜吻合的3條人工擬合地震反應(yīng)譜，如圖10所示。相應(yīng)地生成3組地震波加速度時(shí)程，其持時(shí)均為Td=40 s。

圖10 目標(biāo)反應(yīng)譜和擬合反應(yīng)譜對(duì)比

采用ABAQUS軟件的動(dòng)力隱式分析模塊對(duì)3種橋墩在地震荷載作用下的響應(yīng)進(jìn)行分析。在建立地震動(dòng)力時(shí)程分析模型的過程中，材料本構(gòu)模型、單元類型和網(wǎng)格劃分情況與擬靜力分析有限元模型基本相同，主要區(qū)別為橋墩模型的邊界約束情況以及荷載的施加情況不同。本文重點(diǎn)研究橋墩在地震作用下的地震響應(yīng)，建立全橋有限元模型計(jì)算量大且計(jì)算效果不一定理想，為了簡化計(jì)算，突出局部連接構(gòu)造研究重點(diǎn)，不考慮橋梁上部結(jié)構(gòu)形式對(duì)橋墩受力性能的影響，將上部結(jié)構(gòu)等效為墩頂集中質(zhì)量點(diǎn)，與墩柱頂部節(jié)點(diǎn)耦合，此時(shí)假設(shè)橋墩與主梁采用剛性連接并具有相同的位移[16]。模型邊界條件為承臺(tái)底部僅放開水平向約束，橋墩頂部完全放開約束，地震荷載通過在承臺(tái)底部耦合點(diǎn)輸入地震波即可，在load模塊中的amplitude中定義地震加速度時(shí)程。

3.2 墩頂位移

位移時(shí)程曲線可以直觀地反映墩頂位移與時(shí)間的變化過程，進(jìn)而確定墩柱的損傷破壞程度。圖11為3種橋墩的墩頂位移時(shí)程曲線，表2為3種橋墩的墩頂峰值位移比較。

圖11 墩頂位移時(shí)程曲線(1號(hào)地震波)

表2 墩頂峰值位移

由圖11可知，3種橋墩在同一地震波作用下，到達(dá)峰值位移前的墩頂位移時(shí)程曲線較為接近，到達(dá)峰值位移后的墩頂位移時(shí)程曲線相差較大，由表2可知，3種地震波作用下PR-B橋墩位移分別為RC橋墩的108%、103%和111%，PR-S橋墩位移分別為RC橋墩的101%、97%和106%，可以明顯看出PR-B橋墩的墩頂峰值位移相較于其他兩種橋墩更大，3種地震波作用下與現(xiàn)澆橋墩分別相差8%、3%和11%，這也說明在地震作用下，無榫頭構(gòu)造的波紋管連接橋墩位移響應(yīng)較大，而有榫頭構(gòu)造的預(yù)制橋墩與現(xiàn)澆橋墩的位移需求較為接近，抗震性能相當(dāng)，榫頭構(gòu)造的存在提高了開裂后的墩身剛度，降低了預(yù)制拼裝橋墩的位移響應(yīng)。

3.3 墩底剪力

墩底剪力時(shí)程曲線可以反映橋墩在地震作用下墩底剪力與時(shí)間的變化過程，進(jìn)而確定墩身抵抗地震作用外力的大小。圖12為3種橋墩的墩底剪力時(shí)程曲線，表3為3種橋墩的墩底峰值剪力比較。

圖12 墩底剪力時(shí)程曲線(1號(hào)波)

表3 墩底峰值剪力

由圖12可知，3種橋墩在同一地震波作用下的墩底剪力時(shí)程曲線較為接近，由表3可知，3種地震波作用下PR-B橋墩剪力分別為RC橋墩的97%、96%、96%，PR-S橋墩剪力分別為RC橋墩的97%、97%、97%，可以看出3種地震波作用下預(yù)制拼裝橋墩與現(xiàn)澆橋墩的峰值剪力差別較小，相對(duì)而言，在地震作用下有榫頭構(gòu)造的預(yù)制橋墩與現(xiàn)澆橋墩的剪力響應(yīng)更相符。

3.4 殘余變形

在地震作用下，橋墩會(huì)經(jīng)歷多次反復(fù)的加卸載過程，殘余變形是指構(gòu)件從加載變形，再將荷載卸載至零后，構(gòu)件的不可恢復(fù)的塑性變形[17]，殘余變形越小，墩柱在震后有利于修復(fù)并繼續(xù)工作。表4為3種橋墩在3種地震波作用結(jié)束后的殘余位移值比較。

表4 橋墩殘余位移

由表4可知，3種地震波作用下PR-B橋墩殘余位移分別為RC橋墩的109%、98%、119%，PR-S橋墩殘余位移分別為RC橋墩的100%、95%和108%，3種橋墩在同一地震波作用后的殘余位移值較為接近，但PR-B橋墩的殘余位移相較于其他兩種橋墩更大，這是由于無榫頭構(gòu)造的波紋管連接橋墩采用平面接縫，在地震作用下，墩底接縫位置更容易受到損傷而張開，鋼筋與混凝土的塑性應(yīng)變較大，從而導(dǎo)致橋墩的殘余位移更大。有榫頭構(gòu)造的預(yù)制橋墩與現(xiàn)澆橋墩的殘余位移基本一致，這說明在地震殘余位移角度來看這兩種橋墩的抗震性能比較接近。

3.5 地震耗能

地震耗能可以反映橋墩在地震作用下的耗能大小，進(jìn)而確定橋墩的耗能能力。表5為3種橋墩在3種地震波作用下的耗能量比較。

表5 橋墩地震耗能

由表5可知，3種地震波作用下PR-B橋墩地震耗能分別為RC橋墩的101%、101%、102%，PR-S橋墩地震耗能分別為RC橋墩的100%、102%、102%，在同一地震波作用下預(yù)制橋墩與現(xiàn)澆橋墩的地震耗能基本一致，但預(yù)制橋墩略大于現(xiàn)澆橋墩，這說明預(yù)制拼裝橋墩的耗能能力等同或優(yōu)于現(xiàn)澆橋墩。

3.6 等效塑性應(yīng)變

等效塑性應(yīng)變是指結(jié)構(gòu)在整個(gè)加載過程中塑性應(yīng)變的累積結(jié)果[18]，通過對(duì)比結(jié)構(gòu)的等效塑性應(yīng)變，可以判斷結(jié)構(gòu)的損傷程度和損傷區(qū)域，進(jìn)而分析結(jié)構(gòu)在實(shí)際地震作用下的抗震性能。

為了直觀分析橋墩的損傷程度，圖13給出了3種橋墩在1號(hào)地震波作用結(jié)束時(shí)(t=40 s)墩身及接縫混凝土等效塑性應(yīng)變。表6列出了3種橋墩在地震作用下墩身混凝土的最大等效塑性應(yīng)變值，結(jié)合表6和圖13可知，在地震作用下，3種橋墩都在墩底附近產(chǎn)生塑性應(yīng)變，但分布區(qū)域略有差別?，F(xiàn)澆橋墩的等效塑性應(yīng)變值最小，且分布在墩底靠上部位。波紋管連接橋墩的等效塑性應(yīng)變值最大，主要分布在墩底接縫位置。有榫頭構(gòu)造的波紋管連接橋墩等效塑性應(yīng)變值介于其他兩種橋墩之間，其榫頭的等效塑性應(yīng)變較小，損傷主要分布在墩底接縫位置，但分布范圍相較于平接縫橋墩更大。由橋墩等效塑性應(yīng)變分析可知，預(yù)制橋墩與現(xiàn)澆橋墩的損傷區(qū)域不同，墩身損傷程度偏大，有榫頭構(gòu)造的預(yù)制橋墩較平接縫橋墩抗震性能更優(yōu)。

圖13 不同連接構(gòu)造橋墩在同一地震波作用下混凝土等效塑性應(yīng)變

表6 不同連接構(gòu)造橋墩混凝土等效塑性應(yīng)變最大值

4 參數(shù)分析

通過上節(jié)對(duì)3種橋墩構(gòu)件的地震響應(yīng)結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，有榫頭構(gòu)造的波紋管連接預(yù)制橋墩(PR-S橋墩)在兩種預(yù)制橋墩中抗震性能表現(xiàn)更優(yōu)，為進(jìn)一步研究軸壓比、縱筋配筋率這兩種構(gòu)件參數(shù)對(duì)預(yù)制拼裝橋墩地震響應(yīng)結(jié)果的影響，本節(jié)針對(duì)PR-S橋墩試件，選取的軸壓比分別為0.190 5、0.254 0、0.317 5，縱筋配筋率分別為1.10%、1.47%、1.84%，對(duì)不同軸壓比和縱筋配筋率的預(yù)制拼裝橋墩的動(dòng)力時(shí)程響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行分析，主要包括3種地震波作用下的墩頂位移、墩底剪力、殘余變形、地震耗能以及等效塑性應(yīng)變。

4.1 軸壓比

圖14和圖15比較了不同軸壓比的預(yù)制拼裝橋墩的墩頂峰值位移和墩底峰值剪力。由圖可知，在地震動(dòng)作用下，隨著軸壓比的增大，墩頂峰值位移和墩底峰值剪力也越大，可見軸壓比的提高會(huì)增大預(yù)制拼裝橋墩的位移響應(yīng)和剪力響應(yīng)。

圖14 不同軸壓比橋墩墩頂峰值位移

圖15 不同軸壓比橋墩墩底峰值剪力

圖16和圖17比較了不同軸壓比的預(yù)制拼裝橋墩的殘余位移和地震耗能，由圖可知，3種不同軸壓比的橋墩在同一種地震波作用下的殘余位移和地震耗能相差較大，且隨著軸壓比的增大，橋墩的殘余位移和地震耗能都有所增大，這說明了在地震動(dòng)作用下，軸壓比的提高，橋梁上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量隨之增大，橋墩的塑性損傷更加嚴(yán)重，鋼筋與混凝土材料損傷及應(yīng)變更大，并且需要更大的能量耗散。

圖16 不同軸壓比橋墩殘余位移

圖17 不同軸壓比橋墩地震耗能

表7和圖18比較了不同軸壓比的預(yù)制拼裝橋墩的混凝土等效塑性應(yīng)變，由表7可知，3種不同軸壓比的橋墩在同一種地震波作用下的混凝土等效塑性應(yīng)變相差較大，隨著軸壓比的增大，橋墩的混凝土等效塑性應(yīng)變都有所增大，這說明了在地震動(dòng)作用下，軸壓比的提高使得橋墩的塑性損傷程度更大，進(jìn)而降低橋墩的抗震性能。

表7 不同軸壓比橋墩混凝土等效塑性應(yīng)變最大值

4.2 縱筋配筋率

為了研究縱筋配筋率對(duì)預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的影響，本文分析了在1%～2%之間的3種不同縱筋配筋率，圖19和圖20比較了此范圍內(nèi)不同配筋率的預(yù)制拼裝橋墩的墩頂峰值位移和墩底峰值剪力。由圖可知，隨著配筋率的增大，墩頂峰值位移越小，墩底峰值剪力略有增大，可見在地震動(dòng)作用下，配筋率的提高可以減小預(yù)制拼裝橋墩的位移響應(yīng)，但對(duì)剪力響應(yīng)的影響作用并不明顯。

(a)0.190 5 (b)0.254 0 (c)0.317 5

圖19 不同配筋率橋墩墩頂峰值位移

圖20 不同配筋率橋墩墩底峰值剪力

圖21和圖22比較了不同配筋率的預(yù)制拼裝橋墩的殘余位移和地震耗能，由圖可知，隨著配筋率的增大，橋墩的殘余位移越小，地震耗能略有減小，這說明了在地震動(dòng)作用下，配筋率的提高可以減小預(yù)制拼裝橋墩的殘余位移，但在本文的研究范圍內(nèi)，縱筋配筋率對(duì)地震耗能的影響作用不顯著。

表8和圖23比較了不同配筋率的預(yù)制拼裝橋墩的混凝土等效塑性應(yīng)變，由表8可知，3種不同配筋率的橋墩在同一種地震波作用下的混凝土等效塑性應(yīng)變相差并不多，隨著配筋率的增大，橋墩的混凝土等效塑性應(yīng)變都有所減小，但塑性應(yīng)變的分布范圍基本一致，這說明了在地震動(dòng)作用下，配筋率的提高對(duì)塑性損傷的改善作用較小。

圖21 不同配筋率橋墩殘余位移

圖22 不同配筋率橋墩地震耗能

表8 不同配筋率橋墩混凝土等效塑性應(yīng)變最大值

(a)1.10% (b)1.47% (c)1.84%

5 結(jié) 論

本文基于一組采用波紋管連接的預(yù)制拼裝橋墩擬靜力試驗(yàn)，采用ABAQUS軟件建立該試驗(yàn)橋墩的有限元模型并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證其有效性。在此基礎(chǔ)上，對(duì)3種現(xiàn)澆及預(yù)制拼裝橋墩進(jìn)行地震響應(yīng)分析，并深入研究軸壓比和配筋率對(duì)新型帶榫頭構(gòu)造的預(yù)制拼裝橋墩地震動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，以比較地震作用下不同連接構(gòu)造以及不同構(gòu)件參數(shù)的預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能，得出以下結(jié)論：

1)在結(jié)構(gòu)形式和地震作用均相同條件下預(yù)制拼裝橋墩和現(xiàn)澆橋墩的動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果基本一致。

2)對(duì)比兩種不同連接構(gòu)造的預(yù)制拼裝橋墩，榫頭+波紋管連接橋墩的位移響應(yīng)、殘余位移、塑性損傷程度更小，榫頭構(gòu)造的存在提高了預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能。

3)軸壓比的提高會(huì)增大預(yù)制拼裝橋墩的位移響應(yīng)以及塑性損傷程度，橋墩的剪力響應(yīng)和地震耗能會(huì)有所增大。

4)縱筋配筋率的提高會(huì)減小預(yù)制拼裝橋墩的位移響應(yīng)以及塑性損傷程度，橋墩的剪力響應(yīng)有所增大，但在1%～2%之間，縱筋配筋率的提高對(duì)地震耗能的影響不顯著。