裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩抗震性能研究

歐智菁， 顏建煌， 俞 杰， 林上順， 秦志清

(1. 福建工程學院 土木工程學院，福州 350118； 2. 福建省交通規(guī)劃設計院有限公司，福州 350004)

鋼管約束混凝土柱是在鋼管內部填充混凝土，鋼管在梁柱節(jié)點處斷開，鋼管不直接承受豎向力，僅對核心混凝土起到約束的一種組合結構，具有承載力高，延性好，耗能能力強等優(yōu)點[1-2]。國內外學者對鋼管約束混凝土墩柱的抗震性能研究較為成熟，文獻[3-4]開展了鋼管約束混凝土短柱、中長柱的擬靜力試驗研究，探討了延性、耗能、剛度退化和殘余位移等方面的抗震性能，同時建立有限元模型并進行參數(shù)分析，在此基礎上提出了恢復力模型計算方法；文獻[5]對圓鋼管約束鋼筋高強混凝土短柱開展擬靜力試驗研究，結果表明，圓鋼管約束鋼筋高強混凝土短柱具有優(yōu)越的變形能力和抗震性能，并建立了鋼管約束鋼筋高強混凝土短柱的荷載-位移恢復力模型。

裝配式混凝土橋墩具有施工快速、對周邊環(huán)境影響小、施工質量高等優(yōu)勢，目前對其抗震性能研究的較為廣泛，在非強震區(qū)得到了應用[6]。文獻[7]以預制拼裝橋墩為研究對象，探討地震作用下該類橋墩墩身與承臺接縫處的受力機理和灌漿套筒設置于塑性鉸區(qū)對橋墩整體抗震性能的影響，研究表明，因灌漿套筒剛度大，易在墩身與承臺連接處形成剛性區(qū)域，發(fā)生墩身曲率重分布且應力集中；文獻[8]對灌漿套筒和預應力連接的預制拼裝橋墩開展了擬靜力試驗研究，研究結果表明，該類預制拼裝橋墩表現(xiàn)出良好的抗震性能，灌漿套筒的布置會使傳統(tǒng)塑性鉸區(qū)域上移至套筒頂部，說明灌漿套筒對傳統(tǒng)塑性鉸區(qū)域具有局部增強的作用；文獻[9-10]研究采用混合接頭連接的(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)裝配式混凝土橋墩抗震性能，結果表明，帶鋼管剪力鍵的裝配式混凝土橋墩的水平峰值荷載和延性性能都優(yōu)于傳統(tǒng)灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩。

本文提出的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩，其兼具鋼管約束混凝土柱和裝配式橋墩的優(yōu)勢，預期將具有承載力高、延性好和施工便捷等特點，可作為強震區(qū)預制拼裝橋墩的推薦方案。目前對圓鋼管約束混凝土柱和裝配式混凝土橋墩的抗震性能研究較為成熟，而對裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩研究較為局限，相關文獻少見報道。因此，為進一步分析該類橋墩的延性機制、破壞機理和失效模式等，本文對其開展抗震性能試驗研究，同時建立有限元模型，進行參數(shù)分析，可為裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩的動力特性分析和抗震構造設計提供參考與借鑒。

1 擬靜力試驗

1.1 試件設計與制作

本文以約束方式(YT-8與T-8)及連接方式(YTG-8與YT-8)為參數(shù)，以沈海高速公路福廈段擴容二期工程某橋為原型，設計了3根1∶6縮尺橋墩試件，分別為1根灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩(以下簡稱“T-8”)，1根傳統(tǒng)灌漿套筒連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩(以下簡稱“YT-8”)以及1根采用混合接頭連接(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩(以下簡稱“YTG-8”)，橋墩具體構造如圖1所示。

圖1 橋墩構造圖(mm)Fig.1 Piers structure diagram (mm)

橋墩試件總高度為1.7 m，墩身有效高度均為 1 m，試件的承臺設計尺寸為800 mm×800 mm×500 mm，考慮到與地面的連接，利用空鋼管在底座加設4個孔洞，通過螺栓與地面固結；柱帽設計尺寸為 360 mm×360 mm×200 mm，為避免試驗時試件頂部在水平方向往復荷載作用下發(fā)生滑移，試件加載頭與作動器通過螺桿連接。橋墩制作過程如圖2所示。

圖2 YTG-8橋墩制作流程圖Fig.2 Pier production process of YTG-8

圓鋼管采用Q235鋼材，其規(guī)格250 mm×4 mm，圓鋼管高度為970 mm，在墩身的上下兩端預留15 mm。鋼管剪力鍵采用Q235，厚度為10 mm的鋼材；墩身預埋鋼管剪力鍵的長度為200 mm，直徑為152 mm；承臺的鋼管剪力鍵凸出高度為200 mm，直徑為142 mm。鋼管剪力鍵外部布置8個常規(guī)灌漿套筒。墩身縱筋及承臺均采用直徑為12 mm的HRB400鋼筋，箍筋采用直徑為8 mm的HRB400鋼筋，間距200 mm。鋼管內填C40混凝土，試件的材料性能如表1所示。

表1 材料性能參數(shù)Tab.1 Material performance parameters

1.2 試驗裝置

擬靜力試驗采用MTS電液伺服加載系統(tǒng)，加載如圖3所示。為了消除試驗中產生的誤差，方便后期對試驗數(shù)據(jù)進行修正。在試件底座的水平方向分別設置2個位移計，用來測量試驗過程中底座是否發(fā)生滑移及起拱，同時在加載頭的中心增加1個位移計來校核系統(tǒng)的位移是否存在誤差。應變片沿著試件豎向高度和環(huán)向方向布置用于測量鋼管的環(huán)向變形與豎向變形。

圖3 試件加載圖Fig.3 Specimen loading diagram

1.3 試驗加載方法

試驗的加載模式，如圖4所示。橋墩的頂部根據(jù)軸壓比采用千斤頂施加豎向的恒定軸力，軸壓比n取0.15(n=N0/Nu，即試驗時墩頂施加的恒定軸力N0與裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩極限承載力Nu的比)。試驗全程采用位移進行控制。試件安裝完成后，對試件進行預加載，確保各試驗儀器、各部位正常工作后進入正式加載。試件正式加載時，在試件達到屈服之前，由于試件的變形較小，每一級位移循環(huán)2次；當試件出現(xiàn)屈服，每一級位移循環(huán)3次；當荷載降低至水平峰值荷載的85%以下時，則停止加載。

圖4 加載模式示意圖Fig.4 Schematic diagram of loading mode

1.4 試驗過程及破壞形態(tài)

采用混合接頭連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YTG-8)的試驗現(xiàn)象如下：在加載初期，試件處于彈性階段，墩身未有明顯變化；當荷載達到水平峰值荷載時，墩身圓鋼管的上下端部有輕微的混凝土剝落現(xiàn)象；隨著位移持續(xù)增大，能聽到鋼管清脆的響聲，外包鋼管無明顯變化，內部混凝土因被圓鋼管約束，加載時觀測不到內部混凝土的變化。當試驗結束后，將圓鋼管切開，觀察發(fā)現(xiàn)內部混凝土僅在墩高1/2往下出現(xiàn)一些細微的橫向裂縫，如圖5(a)所示；破開混凝土后，鋼筋變形不明顯；灌漿套筒內的漿料飽滿，連接鋼筋未被拔出，而鋼管剪力鍵內的混凝土無明顯裂縫，且鋼管剪力鍵沒有明顯屈服或變形，如圖5(b)所示。說明預制墩身與承臺之間的連接采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)具有剛度大、整體性較好的優(yōu)勢；采用混合接頭連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YTG-8)破壞形態(tài)，如圖5所示。

圖5 YTG-8橋墩破壞形態(tài)Fig.5 YTG-8 bridge pier destruction form

灌漿套筒連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YT-8)的試驗現(xiàn)象如下：YT-8試件在彈性階段與混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接的橋墩試件(YTG-8)的現(xiàn)象基本一致，當荷載達到水平峰值荷載時，鋼管的上下端部有輕微混凝土掉落，但外包鋼管無明顯變化，內部混凝土因被圓鋼管約束，試驗時無法觀察內部混凝土的變化情況。試驗結束后，切開外鋼管觀察內部混凝土的破壞情況，發(fā)現(xiàn)僅在墩高1/2往下出現(xiàn)一些細小的橫向裂縫，如圖6(a)所示；當鑿開混凝土時，內部鋼筋變形的也不明顯。灌漿套筒內的漿料飽滿，如圖6(b)所示；在試驗過程中沒有出現(xiàn)鋼筋被拔出的情況，且鋼筋未拉斷。YT-8橋墩破壞形態(tài)，如圖6所示。

圖6 YT-8橋墩破壞形態(tài)Fig.6 YT-8 bridge pier destruction form

裝配式鋼筋混凝土橋墩試件(T-8)的試驗現(xiàn)象如下：當水平位移為4 mm時，通過裂縫觀察器可看出墩身開始出現(xiàn)2～3條的微裂縫；當水平位移為8 mm時，墩身新增2條裂縫，且裂縫直接肉眼可見，當水平位移達到20 mm時，墩身開始出現(xiàn)少量縱向裂縫，橫向裂縫持續(xù)延伸，斜線裂縫開始出現(xiàn)；當水平位移為24 mm時，試件峰值荷載，橫向裂縫不再增大，已經出現(xiàn)貫穿裂縫；當水平位移為32 mm時，墩底混凝土崩裂，產生剝落的趨勢，且距離墩底1/2處的應變片斷裂；當水平位移為60 mm時，墩底混凝土完全壓碎，且荷載降低至水平峰值荷載的85%以下，停止試驗。T-8橋墩破壞過程，如圖7所示。

2 結果分析與對比

2.1 有限元計算模型

采用ABAQUS軟件，對3根橋墩試件建立有限元模型?；炷辆肅3D8R單元，混凝土的本構關系均采用Han Linhai本構模型[11]。鋼筋采用桁架(T3D2)單元，箍筋本構關系采用Kent-Park模型[12]。鋼管采用殼(S4R)單元，鋼材本構關系采用Giuffre-Menegotto-Pinto模型[13]，收斂準采用牛頓迭代法。

圓鋼管與內部混凝土的法向接觸采用“硬接觸”來模擬；切線方向上，圓鋼管和內部混凝之間黏結滑移采用“庫倫摩擦”模型，摩擦因數(shù)取0.6[14]。鋼筋與混凝土接觸采用Embedded?？紤]到計算效率，單元網格劃分尺寸為40 mm。灌漿套筒和混凝土之間采用Tie接觸。地梁底面設置接觸來約束地梁的6個自由度。

2.2 試件的荷載-位移滯回曲線

3根(YTG-8，YT-8和T-8)橋墩試件在水平往復荷載作用下的荷載-位移滯回曲線，如圖8所示。

圖8 橋墩試件的滯回曲線Fig.8 Hysteresis curve of pier specimens

由圖8(a)可知，傳統(tǒng)灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩試件(T-8)的荷載-位移滯回曲線有明顯的捏縮現(xiàn)象，說明混凝土墩身與承臺的連接剛度低，連接效果不理想。

由圖8(b)和圖8(c)可知，與灌漿套筒連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YT-8)相比，采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩(YTG-8)的滯回曲線更為飽滿，滯回曲線呈梭形，滯回環(huán)面積明顯增大，說明預制混凝土墩身與承臺之間僅采用灌漿套筒連接時，其連接效果較弱，預制混凝土墩身與承臺之間不能完全協(xié)同工作，造成滯回曲線捏縮現(xiàn)象較為明顯；而采用混合接頭連接可以有效提高預制混凝土墩身與承臺連接處的強度，耗能能力增強，從而提升裝配式混凝土橋墩的整體抗震性能。

在試驗研究的基礎上，采用ABAQUS軟件對3根橋墩試件開展了數(shù)值模擬分析，見圖8。3根橋墩試件因制作精度、設備等誤差，導致試驗結果與有限元分析結果存在一定的差異，但整體上吻合較好，滯回曲線的捏縮程度、滯回環(huán)的面積均較為接近，說明本文所建立的有限元模型是合理的。

2.3 試件的荷載-位移骨架曲線

將圖8中的滯回曲線上各加載循環(huán)最高點按照順序連接即為橋墩試件的骨架曲線[15]，如圖9所示。骨架曲線特征值，如表2所示。由圖9可知，3根橋墩試件的骨架曲線均包括3個階段：即彈性階段、屈服階段以及下降階段。3根橋墩試件在達到水平峰值荷載后，均有明顯的下降階段，但下降段的斜率變化不大。

圖9 各試件的骨架曲線對比圖Fig.9 Comparison of skeleton curves of specimens

表2 試件骨架曲線特征值和模擬值對比Tab.2 Eigenvalue and simulation value of skeleton curves

由圖9和表2可知，相比于傳統(tǒng)裝配式混凝土橋墩試件(T-8)，采用灌漿套筒連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YT-8)的彈性剛度、屈服荷載和水平峰值荷載分別提高了27.5%，36.6%和30.0%，是由于YT-8試件的墩身外部被圓鋼管有效約束，試件的墩身剛度大，且內部混凝土的損傷較小，因此有約束橋墩試件彈性剛度、屈服荷載和水平峰值荷載明顯高于無約束橋墩試件。相比于YT-8試件，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YTG-8)的彈性剛度、屈服荷載和水平峰值荷載分別提高了25.7%，6.2%和18.4%，說明采用混合接頭連接能夠避免橋墩試件出現(xiàn)“強柱弱節(jié)點”的現(xiàn)象，在連接處增加鋼管剪力鍵是合理且有效的，能夠增強連接處的強度，提高橋墩試件的承載能力和整體性能，同時鋼管剪力鍵的設置能夠保障橋墩試件的穩(wěn)定性，提高墩身定位的準確性。

由表2還可知，有限元計算結果與試驗結果的誤差均在6%以內，表明本文建立的有限元模型可準確計算出各橋墩試件的骨架曲線特征值。

2.4 延性性能

延性性能是評價橋梁結構抗震性能的重要參數(shù)之一[16]，采用位移延性系數(shù)μ表示，即μ=Δu/Δy(式中：Δu為極限位移，即當試件的循環(huán)荷載降低為峰值荷載的85%時達到極限荷載，對應的位移為極限位移； Δy為屈服位移，屈服位移是指屈服荷載點對應的位移，根據(jù)JGJ 101—1996《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[17]取值)，位移延性系數(shù)如表3所示。

表3 位移延性系數(shù)的模擬值與試驗值對比Tab.3 Comparison of simulated value and experimental value of displacement ductility coefficient

由表3可知，圓鋼管約束的混凝土橋墩試件(YTG-8、YT-8)位移延性系數(shù)均大于4，表現(xiàn)出良好的延性性能。相比于T-8試件，YT-8試件的位移延性系數(shù)提高了52.4%，說明約束方式的增強可有效提升橋墩的延性性能。相比于YT-8試件，YTG-8試件的位移延性系數(shù)提高了9.9%，當提高預制橋墩的連接處時，能夠提升裝配式橋墩的整體性能，還能增強橋墩試件的后期非線性變形能力，有效延緩橋墩發(fā)生破壞，同時外鋼管設置降低內部混凝土的損傷，因此采用混合接頭連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件表現(xiàn)出較好的延性性能。由表3還可知，有限元計算得出的位移延性系數(shù)與試驗值誤差在5%以內，進一步驗證了本文建立的有限元模型能準確的模擬出各橋墩試件的抗震性能指標。

2.5 耗能能力

采用等效黏滯阻尼系數(shù)[18]來評價YTG-8，YT-8和T-8橋墩試件的耗能能力，繪制得出用等效黏滯阻尼系數(shù)曲線，如圖10所示。

圖10 各試件的累積耗能圖Fig.10 Cumulative energy consumption capacity of piers

由圖10可知，在加載初期，3根橋墩試件的耗能能力均較弱，可知橋墩試件處于彈性階段，變形較小。隨著水平位移的逐級增加，3根橋墩試件的耗能能力不斷增強，滯回環(huán)愈加飽滿，橋墩試件吸收更多能量。從圖10中明顯可以看出，3根橋墩試件的等效黏滯阻尼系數(shù)大小依次為：YTG-8>YT-8>T-8，表明橋墩試件隨著約束方式和連接方式的增強，耗能能力逐漸提升。

2.6 剛度退化

為研究3根橋墩試件在水平反復荷載作用下的剛度退化情況，采用割線剛度(Ki)表示[19]，繪制剛度退化曲線，如圖11所示。

圖11 剛度退化曲線Fig.11 Stiffness degradation curves

由圖11可知，YTG-8，YT-8和T-8橋墩試件剛度退化的規(guī)律均是先快后慢。在試件加載的前期，各試件均處于彈性階段，墩身的初始損傷較??；當試件達到水平峰值荷載，此時剛度退化達到初始剛度的50%左右；由圖11并結合表4可知，3根橋墩試件的初始剛度差別較大，YTG-8試件的初始剛度最大，T-8試件的初始剛度最小，3根橋墩試件的剛度退化率均達到90%以上，說明橋墩試件隨著約束方式和連接方式的增強，橋墩試件的剛度得到顯著提高。

表4 剛度特征值Tab.4 Stiffness characteristic values

2.7 殘余位移分析

試驗時在往復荷載作用下，加載過程中水平承載力達到零時，滯回曲線與x軸的交點為非零值，此值即為橋墩試件的殘余位移值[20]。殘余位移與加載位移之間的關系，如圖12所示。

圖12 各試件殘余位移Fig.12 Residual displacement of specimens

由圖12可知，加載初期，試件處于彈性階段，殘余位移均較小，幾乎可忽略不計。當位移大于20 mm時，殘余位移開始以陡坡的形式上升，這時鋼筋與鋼管剪力鍵受力增大，開始出現(xiàn)受拉屈服的現(xiàn)象，墩身的自復位能力顯著降低，直至試件破壞。采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YTG-8)的殘余位移明顯小于灌漿套筒連接的橋墩試件(YT-8，T-8)，主要在于采用混合接頭連接的橋墩試件(YTG-8)在受力后，鋼管剪力鍵會發(fā)生彈性變形，增強墩身的自復位能力，能有效降低墩身的殘余位移，而僅用灌漿套筒連接的橋墩試件(YT-8，T-8)接頭處較薄弱，所以在加載的前后產生殘余位移均較大。

3 關鍵參數(shù)對比分析

由第2章的試驗研究可知，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩表現(xiàn)出良好的抗震性能。因試驗數(shù)量有限，為進一步探討不同參數(shù)對該類橋墩試件的水平峰值荷載及位移延性的影響規(guī)律，以軸壓比(n取0.10，0.15，0.20，0.25和0.30)、長細比(λ取2，4，6，8和10)和混凝土強度(fc取30 MPa，40 MPa，50 MPa，60 MPa和70 MPa)為變化參數(shù)進行有限元分析，計算結果如表5、表6所示。

表5 水平峰值荷載計算Tab.5 Calculation of the horizontal peak loads

表6 位移延性系數(shù)計算Tab.6 Calculation of the displacement ductility coefficients

由表5可知，在不同參數(shù)條件下，采用混合接頭連接的裝配式混凝土橋墩的水平峰值荷載P2均大于采用灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩的水平峰值荷載P1，二者比值在1.12～1.63，均值為1.26。當軸壓比在0.10～0.15，長細比在8～10，水平峰值荷載比(P2/P1)數(shù)值較大，分別為1.31和1.59左右；當混凝土強度在30～70 MPa內，水平峰值荷載比(P2/P1)基本不變，均在1.20左右。

由表6可知，在不同參數(shù)條件下，采用混合接頭連接的裝配式混凝土橋墩的位移延性系數(shù)μ2均大于采用灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩的位移延性系數(shù)μ1，二者比值在1.06～1.34，均值為1.12。當軸壓比為0.20時，位移延性系數(shù)比(μ2/μ1)最大，為1.34，其余均在1.10左右；當長細比在2～10時，位移延性系數(shù)比(μ2/μ1)均在1.12左右，變化幅度不明顯；當混凝土強度在30～70 MPa內，位移延性系數(shù)比(μ2/μ1)幾乎不變，均在1.10左右。

綜上分析，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩在不同軸壓比、長細比、混凝土強度條件下，水平峰值荷載及位移延性系數(shù)均大于采用灌漿套筒連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩，因此在工程中推薦預制混凝土墩身與承臺之間采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接。

4 結 論

(1) 裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩試件的滯回曲線較為飽滿，曲線呈現(xiàn)梭形，位移延性系數(shù)大于4，耗能能力強，殘余位移小，表現(xiàn)出良好的抗震性能。

(2) 與傳統(tǒng)裝配式混凝土橋墩試件相比，采用灌漿套筒連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件的彈性剛度、水平峰值荷載和位移延性系數(shù)分別提高了27.5%，30.0%和52.4%。

(3) 與灌漿套筒連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件相比，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩的彈性剛度、水平峰值荷載和位移延性系數(shù)分別提高25.7%，18.4%和9.9%。

(4) 試驗結果與有限元關鍵參數(shù)計算表明，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩的水平峰值荷載及位移延性系數(shù)均優(yōu)于采用傳統(tǒng)灌漿套筒連接的圓鋼管約束混凝土橋墩，水平峰值荷載比(P1/P2)在1.12～1.63，位移延性系數(shù)比(μ2/μ1)在1.06～1.34，因此在工程中建議預制混凝土墩身與承臺之間采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接。