預(yù)制單節(jié)段鋼套橋墩抗震性能研究

盧炬尉

（廣西路建工程集團(tuán)有限公司，廣西 南寧 530001）

0 引言

近年來(lái)，隨著裝配式結(jié)構(gòu)的普及，越來(lái)越多的橋梁工程采用預(yù)制技術(shù)。與傳統(tǒng)的現(xiàn)澆混凝土（CIP）橋墩相比，裝配式橋墩具有對(duì)交通影響小、施工速度快、施工質(zhì)量高、施工安全等優(yōu)點(diǎn)［1］。裝配式橋墩的抗震性能成為近年的研究熱點(diǎn)。此前，已有不少學(xué)者對(duì)帶鋼護(hù)套的橋墩和灌漿套連接的預(yù)制橋墩進(jìn)行抗震試驗(yàn)和研究。例如，包龍生等［2］用鋼護(hù)套加固初始損壞的橋墩并進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)測(cè)試，得出使用鋼夾套加固橋墩能顯著提高抗震性的結(jié)論。石巖等［3］通過(guò)包裹碳纖維、外混凝土、外鋼護(hù)套的方式加固23 座橋墩，靜力試驗(yàn)結(jié)果表明，鋼護(hù)套在提高承載力和延性方面效果最好。曹君輝等［4］將鋼護(hù)套應(yīng)用于橋墩并進(jìn)行靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明，雖然鋼夾套的耗能作用輕微，但是橋墩的延性和承載力顯著提高。黃群賢等［5］利用OpenSees 有限元軟件對(duì)鋼套加固的橋墩進(jìn)行有限元分析，結(jié)果表明加固后的橋墩承載力顯著提高，有效降低了橋墩頂部的位移和殘余變形。

目前，關(guān)于注漿套和鋼套中鋼筋的錨固長(zhǎng)度對(duì)裝配式橋墩抗震性能影響的研究較少，以往的研究主要采用靜力試驗(yàn)作為試驗(yàn)方法［2］。然而，靜力測(cè)試不能準(zhǔn)確反映結(jié)構(gòu)在實(shí)際地震動(dòng)作用下的動(dòng)力響應(yīng)。相比之下，振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中輸入工作臺(tái)面的地震波可以恢復(fù)結(jié)構(gòu)在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)，克服靜力試驗(yàn)的不足［5］。為更好地提高單段預(yù)制橋墩的抗震響應(yīng)，可在橋墩底部的塑料鉸鏈區(qū)安裝鋼護(hù)套。本文提出一種鋼護(hù)套和注漿套相結(jié)合的新型單段預(yù)制橋墩結(jié)構(gòu)；灌漿套用于連接單段，橋墩底部潛在塑料鉸鏈區(qū)域用鋼護(hù)套包裹。通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究不同錨固長(zhǎng)度對(duì)預(yù)制單節(jié)段鋼套橋墩抗震性能的影響。

1 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)

1.1 模型與原型的相似關(guān)系

本試驗(yàn)以預(yù)制橋墩為原型，確定幾何比例為1∶4。根據(jù)一致相似律，模型與實(shí)際預(yù)制橋墩原型之間主要物理量的相似系數(shù)見(jiàn)表1。

表1 模型占實(shí)際預(yù)制橋墩相似系數(shù)

1.2 有限元模型參數(shù)和測(cè)量點(diǎn)設(shè)計(jì)

本文共設(shè)計(jì)和制造3 個(gè)試樣，分別編號(hào)為CIP、SJ1 和SJ2。3 個(gè)橋墩由以下相同的材料制成：C20 混凝土、HRB400 縱向鋼筋、HPB300 螺旋鋼筋和鋼夾套。CIP采用整體鑄造，SJ1和SJ2為預(yù)制，承臺(tái)和橋墩由6個(gè)灌漿套筒和高強(qiáng)度凝固漿液連接。灌漿套筒中鋼筋的錨固長(zhǎng)度分別為鋼筋直徑的10倍和8倍［6］。在灌漿套筒中灌注高強(qiáng)度灌漿材料；使用環(huán)氧樹脂將鋼導(dǎo)管架連接在高40 cm 的橋墩上；橋墩頂部的配重為400 kg。同時(shí)，在橋墩上、中、下部的X、Y 方向布置3組加速度傳感器和位移傳感器，在橋墩易損壞的塑料鉸鏈位置布置4 組鋼筋和混凝土應(yīng)變片［7］。橋墩截面如圖1所示。

圖1 橋墩截面示意圖 （單位：mm）

1.3 地震波選擇和荷載條件

根據(jù)單節(jié)段鋼套橋墩的現(xiàn)場(chǎng)條件和實(shí)際測(cè)試條件，選擇El-Centro、Taft111 和Taft21 地震波。圖2 為不同地震動(dòng)加速度響應(yīng)頻譜與規(guī)范設(shè)計(jì)頻譜比較，如圖2 所示，當(dāng)PGA（峰值地面加速度）為0.274 g 和0.783 g時(shí)，3種地震波的加速度響應(yīng)譜與規(guī)范中設(shè)計(jì)的響應(yīng)譜一致，證明了所選地震波的有效性。

圖2 不同地震動(dòng)加速度響應(yīng)頻譜與規(guī)范設(shè)計(jì)頻譜比較

2 結(jié)果與討論

2.1 OpenSee有限元模型建立

混凝土的本構(gòu)模型如圖3 所示。本構(gòu)關(guān)系采用OpenSees 中的混凝土02 材料模型，其中fpc是試驗(yàn)養(yǎng)護(hù)28 d 后混凝土的峰值抗壓強(qiáng)度，fpcu為極限抗壓強(qiáng)度。對(duì)于受螺旋箍筋約束的混凝土，考慮螺旋箍筋對(duì)混凝土的強(qiáng)約束作用，使用Mander模型計(jì)算參數(shù)值；對(duì)于未加固區(qū)域的混凝土，使用Kent Park 模型計(jì)算參數(shù)值。

圖3 混凝土本構(gòu)模型

縱筋和鋼套均采用OpenSees 中的Steel 02 本構(gòu)模型。模型中，fy為縱筋屈服強(qiáng)度，E0為彈性模量，b為鋼筋硬化率，其值設(shè)定為0.01。

采用OpenSees 中的力梁柱單元和剛性梁模擬注漿套筒的力學(xué)性能，通過(guò)改變單元的長(zhǎng)度獲得錨固長(zhǎng)度。采用彈性截面模擬承臺(tái)與墩臺(tái)的連接，注漿套筒頂部與墩臺(tái)底部采用6個(gè)零長(zhǎng)度單元連接。對(duì)于高強(qiáng)度灌漿材料，在零長(zhǎng)單元的DIR-1、DIR-2、DIR-6方向采用UniaxialMaterial Elastic 材料，在DIR-3方向采用Elastic-no Tension（ENT）材料。

鋼夾套截面在環(huán)向上分為1個(gè)部分，在徑向上分為18 個(gè)部分；無(wú)鋼夾套的截面在環(huán)向上分為5 個(gè)部分，在徑向上分為18個(gè)部分。將基于柔度法的非線性梁柱單元應(yīng)用于預(yù)制橋墩數(shù)值模型，模擬預(yù)制橋墩的彈塑性彎曲變形。首先，在橋墩的數(shù)值模型頂部施加集中力模擬橋梁上部結(jié)構(gòu)的自重，模型的阻尼為瑞利阻尼。其次，通過(guò)輸入不同的尺度因子，使峰值加速度逐漸增大，對(duì)橋墩進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析。最后，使用Recorder 命令輸出橋墩在地震條件下的響應(yīng)，通過(guò)輸入不同的比例因子逐漸增大峰值加速度，并且對(duì)橋墩進(jìn)行動(dòng)態(tài)時(shí)程分析。

2.2 固有頻率

以PGA為0.55 g 的3 個(gè)輸入X方向的地震波為例，它們的理論值與實(shí)際值的對(duì)比如圖4所示。理論值與實(shí)際值誤差較小，加速度時(shí)程曲線波形基本一致，輸入地震波具有較好的重復(fù)性，證明加載過(guò)程有效。

圖4 3個(gè)地震波的理論值與實(shí)際值比較

每個(gè)加載階段結(jié)束時(shí)，掃描臺(tái)上輸入0.05 g白噪聲，對(duì)每個(gè)加載階段墩頂加速度的時(shí)程曲線進(jìn)行快速傅立葉變換（FFT），得到加載后的一階固有振動(dòng)頻率。加載前3 個(gè)橋墩的一階固有振動(dòng)頻率分別為13.86 Hz、13.66 Hz、9.59 Hz。

表2 為不同加載條件下的一階固有振動(dòng)頻率和剛度下降率，以及OpenSees 有限元分析的計(jì)算結(jié)果。由表2 可以看出，2 種預(yù)制橋墩的剛度下降率均小于CIP 橋墩。隨著PGA增大，3 個(gè)橋墩的自振頻率均減小，這是因?yàn)殡S著PGA的增大，橋墩逐漸被破壞，導(dǎo)致固有頻率測(cè)試周期變長(zhǎng)，剛度下降。SJ1 墩的自振頻率略高于SJ2 墩，這是由于SJ2 墩的錨固長(zhǎng)度略小于SJ1 墩，試驗(yàn)后的最終固有頻率接近。直到所有加載工況結(jié)束，2個(gè)鋼套預(yù)制墩的自振頻率仍顯著大于CIP 墩。改變注漿套筒內(nèi)鋼筋的錨固長(zhǎng)度對(duì)注漿套筒的自振頻率和剛度影響不大。根據(jù)OpenSees 有限元仿真結(jié)果，確定了固有振動(dòng)頻率，仿真剛度值大于實(shí)驗(yàn)值，主要原因是與理想的有限元計(jì)算相比，部件的制造過(guò)程存在一些細(xì)微的缺陷。

表2 固有頻率測(cè)試結(jié)果

2.3 加速度響應(yīng)

圖5 為不同地震波作用下橋墩頂部X 方向加速度隨PGA增大的變化情況和有限元模擬結(jié)果。隨著PGA增大，橋墩頂部X 方向的加速度逐漸增大。當(dāng)PGA＜0.391 g時(shí)，3個(gè)橋墩頂部的加速度差異不大；當(dāng)PGA＞0.391 g 時(shí)，SJ1 和SJ2 橋墩頂部的加速度小于CIP 橋墩。當(dāng)PGA＜0.431 g 時(shí)，SJ1 橋墩頂部的峰值加速度略小于SJ2 橋墩；當(dāng)PGA＞0.431 g 時(shí)，SJ1 橋墩頂部的峰值加速度略大于SJ2橋墩。可以看出，2個(gè)預(yù)制墩的整體加速度響應(yīng)差異不大，3個(gè)預(yù)制墩的峰值加速度總體上呈線性增加。3 個(gè)橋墩在雙向Taft 地震波作用下PGA最大，El-Centro 地震波作用下加速度響應(yīng)最小。SJ1和SJ2橋墩的仿真結(jié)果相似，驗(yàn)證了有限元模型的正確性。由前文分析可知，在不同地震波的作用下，帶鋼套的單節(jié)段預(yù)制墩的加速度響應(yīng)小于CIP 橋墩，這是由于鋼套的橫向約束增強(qiáng)了預(yù)制墩的橫向剛度。在一定范圍內(nèi)，改變注漿套筒內(nèi)鋼筋錨固長(zhǎng)度對(duì)峰值加速度響應(yīng)的影響不大；當(dāng)鋼夾套的厚度為5～7 mm時(shí)，抗震性能最佳。

圖5 橋墩頂部X方向加速度變化曲線

2.4 鋼筋應(yīng)變

隨著PGA不斷增大，鋼筋應(yīng)變片出現(xiàn)松動(dòng)，導(dǎo)致部分采集數(shù)據(jù)出現(xiàn)下降的趨勢(shì)。因此，將鋼筋應(yīng)變視為6 根鋼筋所測(cè)得應(yīng)變的平均值，將OpenSees 中提取的6 種增強(qiáng)纖維的平均拉伸應(yīng)變與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。圖6 為不同地震波作用下3 個(gè)橋墩底部縱向鋼筋平均拉應(yīng)變隨PGA增大的結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果的對(duì)比。當(dāng)PGA＜0.55 g時(shí)，3個(gè)橋墩的縱向鋼筋拉伸應(yīng)變均呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)。相同PGA下，2 個(gè)預(yù)制墩的平均拉伸應(yīng)變均小于CIP 橋墩，SJ2 橋墩的平均拉伸應(yīng)變略大于SJ1 橋墩，說(shuō)明鋼筋錨固長(zhǎng)度略短，導(dǎo)致上部墩底部鋼筋應(yīng)變略有增大。在Taft21 和Taft111 地震波激勵(lì)下，橋墩底縱向鋼筋應(yīng)變大于相同的雙向地震波激勵(lì)下的縱向鋼筋應(yīng)變，這主要是由橋墩雙向彎曲程度不同造成。有限元計(jì)算結(jié)果呈線性增長(zhǎng)，與鋼筋應(yīng)變的發(fā)展趨勢(shì)一致。在3 種地震波方式下，CIP 橋墩的縱向應(yīng)變均大于預(yù)制橋墩，進(jìn)一步證明預(yù)制橋墩具有良好的抗震性能。

圖6 不同地震波作用下橋墩底混凝土的應(yīng)變

2.5 混凝土應(yīng)變

3個(gè)橋墩的混凝土測(cè)點(diǎn)位于同一位置，在每個(gè)橋墩底部混凝土的表面上以90°圓周間隔布置4個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。記錄3種橋墩在不同地震條件下混凝土應(yīng)變的發(fā)展規(guī)律，將不同荷載條件下4個(gè)應(yīng)變儀測(cè)量的壓縮應(yīng)變的平均值作為混凝土應(yīng)變響應(yīng)的最終結(jié)果。此外，在OpenSees 模型中，以90°周向間隔提取混凝土應(yīng)變值并取平均值。圖7 為在3 種地震波作用下，隨著PGA增大，橋墩底部混凝土壓縮應(yīng)變的平均值，以及與有限元模擬結(jié)果的比較。

圖7 3種地震波作用下墩底混凝土的壓縮應(yīng)變

從圖7 中可以看出，隨著PGA增大，3 個(gè)橋墩的壓縮應(yīng)變逐漸增大。當(dāng)PGA＞0.391 g時(shí)，CIP 橋墩的平均壓縮應(yīng)變隨著剛度的降低而增大。相比之下，預(yù)制橋墩得益于鋼夾套對(duì)混凝土的約束，因此橋墩的平均壓縮應(yīng)變呈線性且穩(wěn)定地增大。預(yù)制橋墩混凝土壓縮應(yīng)變的平均值與CIP 橋墩相似且遠(yuǎn)小于CIP 橋墩，這是因?yàn)?個(gè)預(yù)制墩底部的混凝土在鋼夾套的橫向約束下受到不同方向的壓縮，降低了混凝土的平均壓縮應(yīng)變。

3 結(jié)論

為了研究預(yù)制單節(jié)鋼套橋墩的抗震性能，本文設(shè)計(jì)2 個(gè)灌漿套筒中具有不同鋼筋錨固長(zhǎng)度的預(yù)制橋墩，并與相應(yīng)的CIP 橋墩進(jìn)行比較；在不同的地震波強(qiáng)度下進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和有限元模擬，結(jié)論如下。

（1）2 個(gè)預(yù)制橋墩的固有頻率均大于CIP 橋墩，并且預(yù)制橋墩的剛度高于CIP 橋墩。2 個(gè)預(yù)制橋墩的加速度響應(yīng)、位移響應(yīng)、應(yīng)變響應(yīng)等抗震性能指標(biāo)均小于CIP 橋墩。因此，單節(jié)鋼套預(yù)制橋墩比CIP 橋墩具有更好的抗震性能。

（2）在相同的地震動(dòng)下，2 個(gè)預(yù)制橋墩的動(dòng)力響應(yīng)相似，表明鋼導(dǎo)管架預(yù)制墩的抗震性能不受灌漿套筒中鋼筋錨固長(zhǎng)度變化的影響。此外，鋼夾套具有良好的減應(yīng)變和限制位移的效果，因此橋墩的延性顯著提高。與同組試驗(yàn)相比，采用灌漿套筒連接的鋼夾套預(yù)制單節(jié)橋墩具有更好的抗震性能。

（3）在一定范圍內(nèi)改變灌漿套筒的錨固長(zhǎng)度對(duì)抗震性能影響不大，錨固長(zhǎng)度可以是現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定的最小錨固長(zhǎng)度的2 倍以上。此外，鋼護(hù)套的最佳厚度為5～7 mm。