許勁，朱祖科，夏樟華

(1. 福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建 福州 350108； 2. 福建省公路事業(yè)發(fā)展中心，福建 福州 350001)

0 引言

目前預(yù)制拼裝橋墩得到越來越多的應(yīng)用，濕接縫、灌漿套筒和灌漿波紋管3種連接方式在我國橋梁工程中有著最為廣泛的應(yīng)用. 其中，濕接縫需要在施工現(xiàn)場(chǎng)澆筑混凝土，施工過程復(fù)雜，且干縮裂縫不可避免，而灌漿套筒有價(jià)格高、灌漿不飽滿且檢測(cè)困難、施工要求精度高等缺點(diǎn). 灌漿波紋管與灌漿套筒類似，但其孔徑較大，對(duì)施工精度要求低且價(jià)格便宜，可以降低橋梁建設(shè)成本. 灌漿波紋套管連接鋼筋的有效性目前得到了有效證明[1-2]. 根據(jù)已有研究，采用大直徑鋼筋的灌漿波紋管連接的橋墩承載能力與整體現(xiàn)澆墩十分接近，但其延性和耗能能力略低于整體現(xiàn)澆墩[3-6].

軸壓是影響橋墩抗震性能的重要參數(shù)，對(duì)于整體現(xiàn)澆橋墩，隨著軸壓比的增加，水平承載力提高明顯，等效剛度增加但剛度退化加快，延性系數(shù)下降[7-11]. 對(duì)于預(yù)制拼裝橋墩，由于存在連接接縫，軸壓對(duì)橋墩的影響有所不同，目前對(duì)預(yù)應(yīng)力連接的預(yù)制拼裝橋墩的研究較多. 布占宇等[12]通過OpenSEES有限元軟件分析無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力帶耗能鋼筋預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩在不同軸壓比下的抗震性能，發(fā)現(xiàn)軸壓比增大，剛度增大但等效粘滯阻尼比減小. 高聰[13]用ABAQUS軟件研究不同軸壓比下膠接縫連接節(jié)段拼裝橋墩的受力性能，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)剛度受豎向壓力的影響不大，隨著豎向力的增大結(jié)構(gòu)延性增加. 王新宇[14]和孫偉翔[15]通過ABAQUS分析軸壓比對(duì)預(yù)應(yīng)力預(yù)制拼裝橋墩的影響，恒載軸壓比的增加能提高橋墩的初始剛度，恒載軸壓比越大，橋墩剛度的損失越快，對(duì)殘余位移幾乎沒有影響. 布占宇等[16]通過有限元軟件分析軸壓比對(duì)矩形空心橋墩抗震性能的影響，發(fā)現(xiàn)軸壓比增加，殘余位移增加. 在灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩方面，江恒[17]通過OpenSEES軟件分析灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能，發(fā)現(xiàn)隨著提升結(jié)構(gòu)軸壓比，極限承載能力有所增大，耗能能力和等效剛度有所增加但不明顯. 岳文超[18]研究軸壓比對(duì)承插式離心管墩的影響，發(fā)現(xiàn)隨著軸壓比增加，極限承載力提高明顯但同時(shí)滯回曲線捏縮現(xiàn)象明顯.

對(duì)于預(yù)制拼裝橋墩，不同的連接形式得到的規(guī)律并不完全一致，同時(shí)大多數(shù)為基于有限元軟件的模擬. 由于軸壓比對(duì)橋墩的滯回性能影響較大，因此，有必要通過試驗(yàn)對(duì)灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩在不同軸壓比下的抗震性能進(jìn)行研究. 本文通過雙向擬靜力試驗(yàn)研究軸壓比分別為0.05、0.10、0.15的預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能，并通過OpenSEES軟件對(duì)灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩進(jìn)行模擬.

1 擬靜力試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)構(gòu)件根據(jù)某實(shí)際工程背景按照1∶5的縮尺比進(jìn)行設(shè)計(jì)與制作. 共包括4個(gè)構(gòu)件，分別為1個(gè)整體現(xiàn)澆橋墩和3個(gè)灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩. 4個(gè)橋墩的設(shè)計(jì)尺寸和配筋完全一致，其中有效高度h為2.4 m、截面長寬比Rb為1.47、長細(xì)比λ為7.06、體積配箍率ρv為1.80%. 其差別在于整體現(xiàn)澆橋墩(簡稱RC)的軸壓比為0.1，3個(gè)灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的軸壓比分別為0.05、0.10、0.15，并將其分別命名為BBPC-1、BBPC-2、BBPC-3. 承臺(tái)尺寸為1 300 mm×800 mm×740 mm，橋墩尺寸為500 mm×340 mm×2 750 mm. 為方便加載將橋墩端部截面加大，加載端部尺寸為700 mm×530 mm×700 mm. 灌漿波紋管采用圓形金屬波紋管，內(nèi)徑為45 mm，外徑47 mm，長度為540 mm，埋置于承臺(tái)內(nèi)，橋墩縱筋伸入波紋管長度為30d(d為鋼筋直徑). 距承臺(tái)頂面500 mm范圍內(nèi)為箍筋加密區(qū)，箍筋間距為50 mm，其余區(qū)域箍筋間距為100 mm，構(gòu)件尺寸及鋼筋布置如圖1所示.

圖1 灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩設(shè)計(jì)尺寸圖(單位：mm)Fig.1 Design dimensions of prefabricated assembled piers connected by grouted bellows (unit: mm)

1.2 材料特性

橋墩、承臺(tái)以及加載頭均采用C40混凝土，其抗壓強(qiáng)度為42.4 MPa，彈性模量為31 GPa. 墩柱縱筋為直徑18 mm的HRB400鋼筋，箍筋為直徑8 mm的HPB235鋼筋，其實(shí)測(cè)性能指標(biāo)如表1所示. 表1中：fy為屈服強(qiáng)度；fu為極限強(qiáng)度；δ為延伸率. 金屬波紋管中使用超高性能混凝土(ultra-high performance concrete，簡稱UHPC)作為灌漿材料，其主要材料為普通硅酸鹽水泥、硅灰、石英砂、減水劑以及鋼纖維，其實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為115.02 MPa，UHPC具體配合比見表2.

表1 鋼筋材料性能

表2 UHPC配合比

1.3 加載方案

圖2 位移加載方式Fig.2 Displacement loading system

通過高精密液壓千斤頂為試件提供軸壓、兩臺(tái)MTS作動(dòng)器為試件提供兩個(gè)相互垂直方向水平荷載. 試驗(yàn)采用的加載制度為正方形非同步位移加載方式. 在彈性階段，第1級(jí)位移為1 mm，此后每級(jí)位移按2 mm遞增，每級(jí)循環(huán)1次； 自鋼筋屈服起，每級(jí)位移按10 mm遞增，每級(jí)循環(huán)3次； 當(dāng)試件承載力下降至極限承載力的85%時(shí)，視試件達(dá)到破壞，停止加載. 試件的位移加載方式如圖2所示.

1.4 試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞模式

因灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩構(gòu)造相同，只是軸壓比不同，試驗(yàn)現(xiàn)象較為類似. 在加載初期，墩底出現(xiàn)多條細(xì)微裂縫. 持續(xù)加載，裂縫增多且位置上移，隨后鋼筋屈服. 在加載中期，斜裂縫開始出現(xiàn)，裂縫向環(huán)向展開. 繼續(xù)加載，環(huán)向裂縫貫通，并且寬度增大，墩底混凝土開始出現(xiàn)脫落，接縫出現(xiàn)張開閉合. 在加載后期，墩底混凝土出現(xiàn)大量剝落，隨著荷載增加，剝落高度不斷增加. 最終，受力縱筋外露并出現(xiàn)屈曲. 當(dāng)試件承載力下降至極限承載力的85%時(shí)，停止試驗(yàn).

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可以得出試驗(yàn)試件均為彎曲破壞，試件RC、BBPC-1～BBPC-3的最終破壞裂紋分布和破壞情況如圖3所示. 觀察試件BBPC-1、BBPC-2、BBPC-3發(fā)現(xiàn)三個(gè)試件在最終破壞狀態(tài)下，裂縫分布高度相近，因此可以得出軸壓對(duì)試件裂縫分布高度影響小.

圖3 RC、BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3的裂紋分布圖Fig.3 Crack distribution of RC, BBPC-1, BBPC-2 and BBPC-3

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 滯回曲線

為對(duì)比整體現(xiàn)澆橋墩與灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的差異，對(duì)比4個(gè)試件的滯回曲線，如圖4所示. 從圖4可看出整體現(xiàn)澆橋墩和灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的滯回曲線在X向和Y向均接近四邊形，說明雙向荷載耦合作用明顯. 對(duì)比RC和BBPC-2試件滯回曲線，RC試件的承載能力明顯高于相同軸壓比下的預(yù)制拼裝橋墩，但兩者滯回曲線飽滿程度較為接近. 對(duì)比BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3試件，隨著軸壓比的提升，承載能力和耗能能力有所提升但均不明顯.

圖4 滯回曲線Fig.4 Hysteresis curves

2.2 骨架曲線

骨架曲線是各滯回環(huán)的極限荷載連線，可以從中清楚得到結(jié)構(gòu)的峰值荷載和極限位移. 通過整體現(xiàn)澆橋墩RC和預(yù)制拼裝橋墩BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3的骨架曲線(如圖5所示)，可以看出預(yù)制拼裝橋墩的峰值荷載小于相同軸壓比下的整體現(xiàn)澆橋墩，BBPC-2的X向峰值荷載較RC下降14.8%，Y向峰值荷載下降13.2%. 當(dāng)軸壓比為0.05、0.10和0.15時(shí)，X向峰值荷載分別為112.0、110.0和125.6 kN，Y向峰值荷載分別為65.6、71.8和66.1 kN. 在X方向，軸壓比的增加可以提升試件承載能力，但增長較小; 在Y方向，隨著軸壓比增大，承載能力變化規(guī)律不明顯，其中BBPC-2的承載力最高. 隨著軸壓比提高，兩個(gè)方向極限位移均出現(xiàn)減低趨勢(shì).

圖5 骨架曲線Fig.5 Skeleton curves

2.3 等效剛度

圖6描繪了BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3試件的剛度變化情況. 從圖6中可看出：在X方向不同軸壓比下等效剛度十分接近，在Y方向當(dāng)軸壓比增大時(shí)，前期等效剛度退化明顯，后期逐漸趨于一致. 對(duì)于普通混凝土墩來說，增大軸壓，核心區(qū)混凝土三向受壓程度會(huì)增大，塑性鉸區(qū)截面剛度和承載能力增大. 對(duì)于預(yù)制拼裝橋墩，在長細(xì)比不變的情況下，其整體的剛度和承載能力主要取決于連接接縫處截面剛度，而軸壓比改變對(duì)其影響很小.

圖6 等效剛度曲線Fig.6 Equivalent stiffness curves

2.4 耗能能力

圖7描繪了BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3試件的累計(jì)滯回耗能變化情況. 從圖7中可看出：對(duì)于X方向，當(dāng)軸壓比由0.05增加到0.10時(shí)，耗能能力增加明顯，但當(dāng)軸壓比由0.10增加到0.15時(shí)，耗能曲線幾乎沒有變化； 對(duì)于Y方向，其耗能增加情況與X方向類似，但在軸壓比由0.05增加到0.10時(shí)的耗能增加沒有X方向明顯. 說明試件耗能能力隨著軸壓比的增加而增加，但在Y方向的提升不如X方向明顯，其主要原因?yàn)槭茈p向耦合作用，Y方向抗震性能退化更為明顯.

圖7 耗能曲線Fig.7 Energy consumption curves

2.5 殘余變形

圖8描繪了BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3試件的殘余位移對(duì)比曲線. 從圖8中可知：無論是X方向還是Y方向，當(dāng)墩頂漂移比相同時(shí)，3個(gè)試件的殘余位移曲線十分接近，說明軸壓比對(duì)灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的殘余位移影響非常小.

2.6 延性性能

用位移延性系數(shù)μ來表征結(jié)構(gòu)的延性，即極限位移與屈服位移的比值. 結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)小，結(jié)構(gòu)變形能力差； 反之，結(jié)構(gòu)變形能力好. 位移延性系數(shù)的計(jì)算公式為：

(1)

式中：μ為位移延性系數(shù)；Δu為極限位移；Δy為屈服位移.

圖8 殘余位移曲線Fig.8 Residual displacement curves

確定結(jié)構(gòu)屈服位移和屈服荷載的方法較多，較為常用的方法有兩種(如圖9所示). 1) 等能量法. 從峰值荷載點(diǎn)處引一條水平直線，同時(shí)從原點(diǎn)出發(fā)做一條斜直線使其穿過骨架曲線，并與該水平直線交于A點(diǎn)，使圖9(a)中的兩個(gè)陰影區(qū)域面積相等，此時(shí)A點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的位移定義為屈服位移. 2) Park法. 取混凝土開裂荷載與0.75倍峰值荷載中的最小值，通過該點(diǎn)與原點(diǎn)做一條直線，同時(shí)從峰值荷載點(diǎn)處引一條水平直線，兩直線交于A點(diǎn)，則A點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的位移定義為屈服位移(如圖9(b)所示).

圖9 屈服位移的確定方法Fig.9 Method of determining yield displacement

通過等能量法和Park法分別計(jì)算試件位移延性系數(shù)，取兩者平均值作為最終結(jié)果，計(jì)算結(jié)果見表3. 表3中：Py為屈服荷載；Pmax為峰值荷載. 從表3中可看出：對(duì)于X、Y兩個(gè)方向，當(dāng)軸壓比為0.10時(shí)，灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的延性最好.

表3 試件荷載-位移曲線特征點(diǎn)

3 數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模型

圖10 Concrete02材料加卸載規(guī)則Fig.10 Concrete02 material loading and unloading rules

選用OpenSEES軟件建立數(shù)值模型. 混凝土采用Concrete02材料，鋼筋采用Steel02材料. Concrete02材料和Steel02材料在荷載下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系分別如圖10和圖11所示. 采用零長度單元模擬接縫，接縫采用只受壓不受拉的ENT (elastic-no tension material) 材料，采用基于柔度積分的梁柱單元模擬橋墩. 混凝土鋼筋材料參數(shù)的取值依據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果，其中混凝土參數(shù)取值如表4所示，fc為峰值抗壓強(qiáng)度；ε0為峰值抗壓強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的壓應(yīng)變；σcu為極限應(yīng)力；εcu為極限應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變. 預(yù)制拼裝橋墩模型如圖12所示.

圖11 Steel02材料滯回規(guī)則Fig.11 Steel02 material hysteresis rule

圖12 墩底接縫示意圖Fig.12 Schematic diagram of the seam at the bottom of the pier

表4 混凝土材料模型參數(shù)

3.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

通過對(duì)比數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性. BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3數(shù)值模擬峰值荷載在X方向分別為100.3、116.0、132.0 kN，與試驗(yàn)值相差分別為10.4%、5.5%和5.3%； 在Y方向數(shù)值模擬峰值荷載分別為69.3、76.0、80.6 kN，與試驗(yàn)值相差分別為5.6%、5.8%和21.9%. 除了BBPC-3在Y方向與試驗(yàn)值有較大誤差外，其他結(jié)果均較吻合. 圖13給出了BBPC-2試驗(yàn)與數(shù)值模擬得到的滯回曲線對(duì)比圖. 可以看出，模擬滯回曲線和試驗(yàn)滯回曲線吻合良好.

在驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性后，對(duì)軸壓比為0.05～0.25的灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩進(jìn)行分析. 圖14繪制了軸壓比為0.05～0.25試件骨架曲線對(duì)比圖. 可以看出，隨著軸壓比增大，X和Y方向的承載力都有所增大但增長幅度較小，剛度變化較小(見圖15)，總體規(guī)律與試驗(yàn)結(jié)果基本一致. 結(jié)合數(shù)值模擬和試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果，可以看出軸壓比對(duì)預(yù)制拼裝橋墩的影響規(guī)律總體與整體現(xiàn)澆墩一致，但雙向耦合作用導(dǎo)致兩個(gè)方向損傷加劇引起的承載力和剛度變化具有一定的不確定性，有限元計(jì)算中很難精確模擬這些因素，使得計(jì)算結(jié)果更具有規(guī)律性，但軸壓比對(duì)灌漿波紋管連接裝配式墩承載能力和剛度影響總體較小.

圖13 試件BBPC-2數(shù)值模擬驗(yàn)證Fig.13 Numerical simulation verification of specimen BBPC-2

圖14 骨架曲線對(duì)比圖Fig.14 Comparison of skeleton curves

圖15 等效剛度曲線對(duì)比圖Fig.15 Comparison of equivalent stiffness curves

4 結(jié)語

1) 整體現(xiàn)澆橋墩和灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的破壞形態(tài)均為彎曲破壞，主要經(jīng)歷混凝土開裂、鋼筋屈服、裂縫貫穿、混凝土剝落和鋼筋斷裂5個(gè)階段. 對(duì)于灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩而言，開裂均集中于接縫附近，軸壓比對(duì)試件最終裂縫的分布影響較小，試件總體開裂和損傷較為接近.

2) 整體現(xiàn)澆墩和灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的滯回曲線均為接近平直的四邊形，雙向耦合作用明顯. 整體現(xiàn)澆墩的滯回環(huán)與灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩相接近，但其承載力明顯高于相同軸壓比的灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩. 軸壓比的增加可以提升灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的承載力和耗能能力，但提升均不明顯.

3) 隨著軸壓比的增加，屈服位移和極限位移均有所降低，對(duì)殘余位移幾乎沒有影響，延性性能以軸壓比0.1的試件為最佳. 連接接縫處截面剛度是影響灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的整體剛度的主要因素，而灌漿波紋管連接接縫處沒有箍筋約束，對(duì)核心混凝土約束較低，軸壓比對(duì)剛度的影響也相應(yīng)較小.