外置可更換軟鋼裝配式橋墩力學(xué)性能研究*

趙海艦 蔣圣寶 郭冬梅

1.山東省公路橋梁建設(shè)集團有限公司 濟南250014 2.山東建筑大學(xué)交通工程學(xué)院 濟南250101

引言

地震后造成的橋梁損傷破壞將導(dǎo)致交通中斷，直接影響救援和恢復(fù)重建工作［1-3］。裝配式橋墩因其施工快速、質(zhì)量可靠等優(yōu)勢被廣泛應(yīng)用于工程，但預(yù)制拼裝橋墩抗震性能普遍存在不足。因此，具有可快速修復(fù)性的裝配式結(jié)構(gòu)成為了當前工程抗震領(lǐng)域的研究熱點［4-8］。

Mostafa Tazarv等［9，10］分別對UHPC 灌漿套筒及灌漿套筒連接橋墩進行了拉拔試驗和擬靜力試驗。結(jié)果顯示，UHPC 與鋼筋之間的粘結(jié)力是普通混凝土材料的8 倍，采用UHPC 灌漿套筒連接的裝配式試件的地震性能良好；王景全等［11］介紹了合理應(yīng)用高性能材料，可有效改善預(yù)制橋墩系統(tǒng)的抗震性能：UHPC 高強高延性，適用于制造預(yù)制橋墩塑性鉸區(qū)；UHPC 與鋼筋間的高粘結(jié)強度，適用于灌漿料；Aaleti等［12］通過彎曲試驗對UHPC與普通混凝土結(jié)構(gòu)之間粘結(jié)性能進行研究，結(jié)果表明彎曲過程中在組合梁發(fā)生界面破壞前UHPC和普通混凝土結(jié)構(gòu)沒有發(fā)生相對滑移；Saleem等［13］測試UHPC 對鋼筋的粘結(jié)性，結(jié)果表明通過合理的設(shè)計，使用UHPC 可以在較短的鋼筋搭接長度保證預(yù)制節(jié)段的連接。內(nèi)置耗能部件可以有效增強抗震性能，但是仍然具有不易更換、不易修復(fù)的缺點。對此，一些學(xué)者對可更換的外置耗能裝置展開了研究。Han 等［14］對三個雙柱搖擺橋墩進行擬靜力試驗，研究表明外部設(shè)置可更換的屈曲限制板消散器可以表現(xiàn)出良好的能量耗散能力和更小的墩底損傷，并且易更換；孫治國等［15］提出含角鋼和耗能鋼筋的搖擺-自復(fù)位雙柱墩，對比普通雙柱橋墩研究發(fā)現(xiàn)其抗震能力良好，有較小的殘余位移和較好的震后恢復(fù)能力；賈俊峰等［16］研究了具有外置可更換耗能器的自復(fù)位預(yù)制拼裝橋墩結(jié)構(gòu)的抗震性能，結(jié)果表明：該種結(jié)構(gòu)殘余位移較小，具有良好的自復(fù)位能力，并且更換耗能部件后，墩柱的水平承載能力和耗能能力與更換前基本一致。

本文針對裝配式橋墩抗震性能不足、震后修復(fù)困難等問題，提出一種施工速度快、便于修復(fù)的外置可更換耗能軟鋼的榫頭承插式橋墩，通過數(shù)值模擬對該橋墩進行擬靜力試驗，對比水平地震作用下的現(xiàn)澆橋墩和外置耗能軟鋼的榫頭承插式橋墩的力學(xué)性能。

1 外置可更換耗能軟鋼的榫頭承插式橋墩構(gòu)造

圖1 為外置可更換耗能軟鋼的榫頭承插式橋墩構(gòu)造，由圖可知：耗能軟鋼一端連接在墩身上，一端連接在承臺上，兩端都通過高強螺栓與墩身和承臺相連，易于拆卸更換。外置可更換耗能軟鋼由Q235 鋼板制成，其結(jié)構(gòu)是由尺寸為420mm × 270mm × 20mm 的角鋼和400mm ×250mm×20mm的三角形鋼板焊接組成。在橋墩受到縱向地震影響時，耗能軟鋼是第一道抗震防線，可以有效地消耗地震能量，保護墩身。對于震后損壞的耗能軟鋼，可以快速替換。

圖1 橋墩構(gòu)造尺寸（單位：mm）Fig.1 Dimensional of pier structure（unit：mm）

2 橋墩參數(shù)

2.1 模型參數(shù)

本文根據(jù)文獻［17］建立整體現(xiàn)澆橋墩模型，并建立尺寸相同、采用不同接縫連接方式的裝配式橋墩——外置可更換耗能軟鋼的預(yù)制拼裝榫頭承插式橋墩，具體構(gòu)件尺寸如圖1 所示。兩橋墩均采用直徑為25mm 的HRB400 鋼筋，鋼筋布置及尺寸如圖2 所示。接縫處采用超高性能混凝土作為灌漿材料，以保證相鄰構(gòu)件連接。

圖2 橋墩鋼筋尺寸（單位：mm）Fig.2 Dimensional drawing of pier reinforcement（unit：mm）

2.2 材料本構(gòu)與單元類型

本文普通混凝土及UHPC 均采用塑性損傷模型模擬，依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50010—2010）［18］中相關(guān)規(guī)定確定應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，并引入損傷因子d；鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用雙折線模型，鋼筋屈服強度為445.12MPa，極限強度為616.05MPa，彈性模型為205.46GPa，屈服后模量取為0.001E；UHPC本構(gòu)關(guān)系分別選用楊劍等［19］提出的UHPC 單軸受壓本構(gòu)模型和張哲等［20］提出的單軸受拉本構(gòu)模型。

模型中混凝土構(gòu)件、灌漿料及軟鋼采用C3D8R模擬；鋼筋均采用T3D2 建模。

2.3 接觸定義和網(wǎng)格劃分

現(xiàn)澆橋墩整體性好，結(jié)構(gòu)形式簡單，故將墩身和承臺直接采用綁定約束（Tie）；榫頭承插式橋墩是采用UHPC-搭接鋼筋將墩身和承臺連為整體，因此應(yīng)當考慮UHPC灌漿料與普通混凝土構(gòu)件的接觸問題，其接觸部分切向采用“罰”函數(shù)摩擦模型，摩擦系數(shù)取0.5［21］，法向采用“硬”接觸約束模型；可更換耗能軟鋼與承臺及墩柱由高強螺栓連接，連接效果良好，相對滑移可忽略，故選用綁定約束（Tie）接觸。

網(wǎng)格劃分對數(shù)值模擬計算精度和速度有較大影響，同時對收斂性也具有一定影響。因此采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分（Structured），保證了網(wǎng)格質(zhì)量。

2.4 邊界條件和荷載工況

在對墩頂進行水平和豎向加載前，對承臺底部進行固結(jié)約束，對墩頂耦合于一點，基于該點施加豎向及水平荷載。

對比豎向承載力時，向下逐級加載至50mm，每級增加10mm；對比水平承載力時，水平向逐級加載至200mm，每級增加20mm；對比滯回性能時，往復(fù)逐級加載至100mm，每級增加10mm。

3 豎向承載力比較

現(xiàn)澆橋墩及外置可更換耗能軟鋼的預(yù)制拼裝榫頭承插式橋墩受壓過程的荷載-變形曲線如圖3所示，可以看出：現(xiàn)澆橋墩的極限承載力為28389.64kN，外置可更換耗能軟鋼的榫頭承插式橋墩的極限承載力為31194.54kN，相對提升9.88%。根據(jù)圖4 對比墩身豎向受壓損傷及彎曲部位發(fā)現(xiàn)：現(xiàn)澆橋墩墩身底部彎曲變形嚴重，墩底受壓損傷范圍較大，榫頭承插式橋墩在受壓后墩身中下部出現(xiàn)較大面積受壓損傷，彎曲變形主要出現(xiàn)于外置耗能軟鋼的上部。由于榫頭承插式橋墩底部有耗能軟鋼的約束，限制了墩底混凝土的水平向變形，提升了裝配式橋墩的豎向承載力。

圖3 豎向承載力比較Fig.3 Comparison of vertical bearing capacity

圖4 受壓破壞對比Fig.4 Comparison of crushed failure

4 水平向承載力比較

本文采用通用彎矩法確定屈服點［22］，以構(gòu)件的承載力下降到最大承載力的85%作為構(gòu)件達到極限點的依據(jù)。如圖5 所示，對比軸壓比為0.3 時兩組橋墩的水平荷載-位移曲線。

圖5 水平承載力比較Fig.5 Comparison of horizontal bearing capacity

由圖5 看出，現(xiàn)澆橋墩荷載-位移曲線的屈服點為（18.72mm，502.22kN），峰值荷載點為（38.35mm，598.40kN），極限點為（83.64mm，508.54kN）。隨著荷載增大到屈服荷載，現(xiàn)澆橋墩墩身底部出現(xiàn)塑性鉸，塑性變形逐漸增大；荷載增至極限荷載時，荷載開始降低位移持續(xù)增加，受壓破壞區(qū)域變大，塑性鉸上移；荷載增大到極限荷載時，構(gòu)件破壞，失去承載能力。外置可更換耗能軟鋼的預(yù)制拼裝榫頭承插式橋墩荷載-位移曲線的屈服點為（17.35mm，476.56kN），峰值荷載點為（45.43mm，588.48kN），極限點為（110.73mm，498.95kN）。由于榫頭承插式橋墩外置耗能軟鋼具有更好的剛度和剛度保持能力，外置可更換耗能軟鋼的榫頭承插式橋墩在達到峰值荷載后的承載力下降比現(xiàn)澆橋墩更加平緩。橋墩墩身的塑性損傷如圖6 所示，可以看出：整體式和裝配式橋墩塑性損傷累積部位存在差異，表明二者塑性鉸產(chǎn)生位置不同，整體式橋墩塑性變形主要集中于墩底，裝配式橋墩塑性鉸出現(xiàn)在耗能軟鋼上側(cè)。

圖6 墩身塑性損傷Fig.6 Plastic damage to pier body

5 抗震性能比較

5.1 滯回曲線和骨架曲線

在墩頂以0.3 倍軸壓比豎向力模擬上部結(jié)構(gòu)恒載，根據(jù)兩組橋墩擬靜力往復(fù)加載過程中墩頂?shù)暮奢d-位移曲線得到圖7 滯回曲線，提取每個加載等級的峰值點得到圖8 骨架曲線。

圖7 滯回曲線對比Fig.7 Comparison of hysteresis curves

圖8 骨架曲線對比Fig.8 Comparison of skeleton curves

由圖7 可看出：兩種類型橋墩模型的滯回曲線均為梭形，且基本重合，表明兩種類型橋墩都具有良好的耗能能力和滯回性能。

根據(jù)表1 和圖8 所示可看出：兩種類型橋墩模型的骨架曲線形狀及趨勢一致，外置可更換耗能軟鋼的預(yù)制拼裝榫頭承插式橋墩在往復(fù)水平作用力下的承載力基本等同現(xiàn)澆橋墩。墩柱的抗側(cè)承載力在達到峰值點后，承載力退化的較慢，說明兩種橋墩都具有較好的延性，延性在抗震設(shè)計中是一項重要指標，通常用延性系數(shù)表示，其定義為極限位移與屈服位移之比［23］。

表1 骨架曲線特征點Tab.1 Mechanical characteristic points of skeleton curve

5.2 水平等效剛度

墩身混凝土發(fā)生開裂后，橋墩水平剛度開始出現(xiàn)下降，隨著荷載等級的增大，墩柱損傷逐漸加重，縱筋屈服、裂縫增大、混凝土剝落等現(xiàn)象提高了剛度下降速度，直至構(gòu)件破壞完全喪失剛度。兩種類型橋墩的水平等效剛度退化曲線對比如圖9 所示，由圖9 可知：在破壞過程中有明顯的屈服階段，最終達到破壞階段，水平等效剛度隨荷載等級增大而下降，在達到峰值荷載之前剛度下降速度較快，而在峰值荷載之后剛度下降幅度較為平緩。

圖9 橋墩水平等效剛度對比Fig.9 Comparison of horizontal equivalent stiffness of piers

5.3 耗能性能

耗能能力由能量耗散系數(shù)表示，值越大表明能量耗散能力越強。圖10 為每級水平荷載下的兩種橋墩的耗散系數(shù)對比，由圖可知：在加載至40mm之前，外置耗能軟鋼榫頭式橋墩的耗能能力優(yōu)于現(xiàn)澆橋墩，是由于外置耗能軟鋼在加載初期參與耗能比重較大，在40mm之后，現(xiàn)澆橋墩的能量耗散能力逐漸大于外置裝配式式橋墩能量耗散能力，其原因可能是在墩身和軟鋼出現(xiàn)較大水平向變形后，二者協(xié)同耗能能力下降。

圖10 能量耗散系數(shù)對比Fig.10 Comparison of energy dissipation coefficients

5.4 殘余位移

殘余位移是衡量墩柱自復(fù)位能力和可修復(fù)性的重要指標。圖11 為兩種橋墩在經(jīng)過往復(fù)荷載作用后的殘余位移對比，由圖可知：在墩頂水平位移達到40mm 前，兩種橋墩殘余變形較相似，當墩頂水平位移超過40mm后，在相同的滯回位移下現(xiàn)澆橋墩殘余位移比外置可更換耗能軟鋼榫頭承插式橋墩略大。

圖11 殘余位移對比Fig.11 Comparison of residual displacement

6 結(jié)論

1.外置耗能軟鋼的榫頭承插式橋墩在豎向荷載作用下的破壞形態(tài)與整體現(xiàn)澆橋墩相似；在相同的豎向和水平荷載-位移作用下，由于外置耗能軟鋼增強了墩底混凝土水平向約束，榫頭承插式橋墩表現(xiàn)出良好的豎向及水平承載力。

2.兩種橋墩在水平荷載作用下破壞形態(tài)有所不同，現(xiàn)澆橋墩從墩底出現(xiàn)塑性鉸，并逐漸擴大墩身受壓破壞范圍；而外置耗能軟鋼的預(yù)制拼裝榫頭承插式橋墩從耗能軟鋼上部開始出現(xiàn)塑性損傷，并向上開始擴大損傷范圍，在耗能軟鋼屈曲后破壞區(qū)域向下部發(fā)展。

3.外置耗能軟鋼的預(yù)制拼裝榫頭承插式橋墩具有基本等同于現(xiàn)澆橋墩的抗震性能。

4.榫頭承插式橋墩采用外置耗能軟鋼對相鄰構(gòu)件接縫連接提供可靠保護，該技術(shù)可為其他預(yù)制拼裝連接技術(shù)性能優(yōu)化提供參考。