王紫超，楊切

（1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430040；2.長大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430040；3.交通運(yùn)輸行業(yè)交通基礎(chǔ)設(shè)施智能制造技術(shù)研發(fā)中心，湖北 武漢 430040；4.中交公路長大橋建設(shè)國家工程研究中心有限公司，北京 100032）

0 引言

裝配式橋梁具有施工速度快、環(huán)境污染小等優(yōu)點(diǎn)，其中灌漿套筒裝配式橋墩已經(jīng)應(yīng)用于我國的一些城市橋梁工程，如上海的S7 高速公路、吉林市恒山東路跨及上海嘉閔北二段高架等[1]?？墒鞘軌撼休d力方面的研究較少，存在理論研究滯后于工程實(shí)踐的情況，并且裝配式橋墩幾乎都是單節(jié)段，拼裝部位只有一處。但是對(duì)于城市橋梁，預(yù)制橋墩受限于自身尺寸、交通流及城市道路限高等因素，運(yùn)輸極不方便，隨著社會(huì)發(fā)展，尺寸極大的橋墩必將出現(xiàn)，起重吊裝也會(huì)成為一大難題，因此提出了兩節(jié)段灌漿套筒裝配式鋼筋混凝土圓墩新型結(jié)構(gòu)，并且在已有的試驗(yàn)基礎(chǔ)上對(duì)其進(jìn)行研究。

目前，在鋼筋混凝土受壓構(gòu)件的承載力方面已有較多研究。王靜等[2]對(duì)鋼筋混凝土柱的受壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明，軸壓柱表現(xiàn)柱中部混凝土崩裂破壞，鋼筋屈服；小偏壓柱受壓側(cè)表現(xiàn)為混凝土首先達(dá)到抗壓強(qiáng)度，并出現(xiàn)縱向裂縫和鋼筋屈服。倪國榮[3]進(jìn)行了鋼筋坑蝕對(duì)混凝土柱偏壓性能的影響研究，研究結(jié)果表明，鋼筋坑蝕的隨機(jī)性對(duì)柱的可靠性有很大影響，鋼筋坑蝕構(gòu)件承載力的下降速度比均勻銹蝕更快。國外對(duì)墩柱承載力也進(jìn)行了相關(guān)研究，Bo 等[4]進(jìn)行了普通硅酸鹽混凝土柱的大偏心受壓性能試驗(yàn)研究。Kristiawan 等[5]進(jìn)行了普通鋼筋混凝土柱的受壓性能試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明，普通鋼筋混凝土柱在集中應(yīng)力作用下，其破壞模式為柱頂混凝土壓碎破壞。

由此可見，對(duì)軸壓及偏壓作用下鋼筋混凝土柱的研究多采用整體式柱，裝配式橋墩極限承載力理論研究明顯滯后。而且軸壓作用及偏壓作用下，灌漿套筒連接裝配式墩柱由于邊界條件發(fā)生變化，裝配式橋墩的承載力、破壞模式與整體式墩柱可能會(huì)出現(xiàn)一些重大差異，然而試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限，需要采用經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元方法，有必要對(duì)兩節(jié)段灌漿套筒裝配式橋墩的力學(xué)性能進(jìn)行研究，為工程應(yīng)用提供參考。

1 有限元建模方法

按照經(jīng)典力學(xué)理論[6]，當(dāng)長柱兩端鉸接并且承受軸壓荷載作用時(shí)，柱的破壞位置一般發(fā)生在柱中，為了避免應(yīng)力集中以及考慮墩柱的兩節(jié)段長度不能相差太多，兩節(jié)段墩柱的合理連接部位位于承臺(tái)以上0.35～0.45 倍墩柱長度處，本文取0.4。圖1 為單節(jié)段灌漿套筒試驗(yàn)構(gòu)件示意圖，兩節(jié)段墩柱有限元模型在長度為1 400 mm 的試驗(yàn)立柱（圖1）基礎(chǔ)上增加了2 100 mm 長的立柱，立柱模型也從短柱變成了長柱，同時(shí)配筋方式與試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵恢隆?/p>

圖1 單節(jié)段灌漿套筒試驗(yàn)構(gòu)件示意圖（mm）Fig.1 Schematic diagram of single segment grouting sleeve test component(mm)

混凝土及灌漿料選擇的單元是C3D8R，屬于實(shí)體單元，鋼筋單元選擇的是T3D2 單元，屬于三維線性桁架單元[7-8]。灌漿套筒為Q345 鋼，單元選擇S4R，S4R 是四邊形減縮積分單元，屬于殼單元?；炷?、鋼筋及灌漿套筒本構(gòu)均來自GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[9]，混凝土采用C35 混凝土本構(gòu)，灌漿料本構(gòu)采用文獻(xiàn)[10]的本構(gòu)，鋼筋及套筒采用二次折線形的本構(gòu)，所有數(shù)值均采用標(biāo)準(zhǔn)值。鋼筋混凝土采用損傷塑性模型，損傷塑性模型能較好地模擬鋼筋混凝土的非線性。鋼筋混凝土有限元模型的建立采用的是組合式模型，直接將鋼筋、灌漿套筒嵌入到混凝土中。

橋墩拼裝接觸面采用庫侖摩擦模型[11]，切向行為采用的是罰函數(shù)，法向行為采用的是硬接觸，硬接觸保證了面與面之間只傳遞壓應(yīng)力，不傳遞拉應(yīng)力。墩柱通過耦合點(diǎn)耦合約束，承臺(tái)底部固結(jié)，墩柱上部鉸接。網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。墩柱具體情況見圖1。

2 單節(jié)段構(gòu)件數(shù)值模型驗(yàn)證

2.1 軸向荷載-軸向位移曲線圖

將按照實(shí)際試驗(yàn)構(gòu)件建立的有限元模型（墩柱長度為1 400 mm）計(jì)算所得的軸向荷載-軸向位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果比較，如圖2 所示，其中GJ-1 為灌漿套筒軸壓試件，偏心距為0 mm，GJ-2 為灌漿套筒小偏壓試件，偏心距為25 mm，GJ-3 為灌漿套筒大偏壓試件，偏心距為105 mm。

圖2 軸向荷載-軸向位移曲線圖Fig.2 Axial load-axial displacement curve

從圖2 中可以看出，有限元模擬得出的軸向荷載位移曲線經(jīng)歷了3 個(gè)階段：直線上升階段、曲線上升階段、曲線下降階段，這3 個(gè)階段分別對(duì)應(yīng)構(gòu)件的彈性階段、彈塑性階段、塑性階段。有限元模擬出來的曲線與實(shí)際的曲線吻合較好。

從圖3 可以看出，有限元分析的極限承載力與試驗(yàn)值非常接近，兩者比值的均值為0.944，方差為0. 018，變異系數(shù)為0.019，最大偏差僅為7.56%。表明有限元分析具有足夠的精度，可用于參數(shù)分析。

圖3 有限元分析的承載力值與試驗(yàn)值的比值Fig.3 Ratio of bearing capacity value of finite element analysis to test value

2.2 構(gòu)件破壞圖

對(duì)試驗(yàn)立柱進(jìn)行了有限元模擬，有限元模擬的破壞形態(tài)與試驗(yàn)破壞形態(tài)（圖4）是一致的。軸壓作用下為墩柱跨中混凝土的壓碎破壞，在小偏壓狀態(tài)下表現(xiàn)為受壓側(cè)混凝土壓碎破壞。進(jìn)一步驗(yàn)證了有限元模擬的可靠性。

圖4 構(gòu)件破壞圖Fig.4 Component failure diagram

3 兩節(jié)段墩柱有限元模型參數(shù)分析

3.1 長細(xì)比影響

本小節(jié)分析了兩節(jié)段有限元模型在不同偏心距、不同長細(xì)比以及不同的配筋率情況下的極限承載力，并且與規(guī)范JTG 3362—2018《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》[12]計(jì)算值做了對(duì)比。

圖5為不同長細(xì)比情況下灌漿套筒連接橋墩的承載力規(guī)范計(jì)算值與有限元值對(duì)比圖，構(gòu)件配筋率為1.84%，其中包括了短柱、長柱及細(xì)長柱，短柱長細(xì)比為3.92，長柱長細(xì)比為7、9.8、11.2、16、22，細(xì)長柱長細(xì)比為28。

圖5 不同長細(xì)比情況下承載力規(guī)范計(jì)算值與有限元值對(duì)比圖Fig.5 Comparison of bearing capacity between code and FEM under different slenderness ratios

可以看出，在偏心距和配筋率一定的情況下，隨著構(gòu)件長細(xì)比的增大，構(gòu)件的極限承載能力隨之降低，計(jì)算值與有限元值基本呈線性下降。從圖6 可以看出，有限元模擬的極限承載能力普遍高于計(jì)算極限承載能力，規(guī)范計(jì)算值偏于保守，并且隨著偏心距的增大，兩者比值增大。

圖6 有限元分析的承載力值與試驗(yàn)值的比值Fig.6 Ratio of bearing capacity value of finite element analysis to test value

3.2 偏心距影響

圖7為不同偏心距情況下的灌漿套筒連接橋墩的承載力規(guī)范計(jì)算值與有限元值對(duì)比圖，構(gòu)件的長細(xì)比為9.8，構(gòu)件的配筋率為1.84%，其中包括了軸壓、小偏壓及大偏壓各種荷載狀況，偏心率為0～0.84。

圖7 不同偏心距情況下承載力規(guī)范計(jì)算值與有限元值對(duì)比圖Fig.7 Bearing capacity comparison between code and finite element method under different eccentricity

可以看出，在長細(xì)比及配筋率一定的情況下，隨著構(gòu)件偏心距的增大，構(gòu)件的極限承載能力隨之降低，計(jì)算值與有限元值基本呈非線性下降。有限元模擬的極限承載能力普遍高于計(jì)算極限承載能力，規(guī)范計(jì)算值偏于保守。

3.3 配筋率影響

圖8為不同配筋率情況下灌漿套筒連接橋墩的承載力規(guī)范計(jì)算值與有限元值對(duì)比圖，構(gòu)件長細(xì)比為9.8，對(duì)于受壓構(gòu)件，JTG 3362—2018《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定，全部縱向鋼筋最小配筋率為0.5%，最大配筋率一般不超過5%，一般縱筋配筋率為1%～2%。所以選取的配筋率變化范圍為0.92%～2.51%。

圖8 不同配筋率情況下承載力規(guī)范計(jì)算值與有限元值對(duì)比圖Fig.8 Comparison of bearing capacity between code and finite element method under different reinforcement ratios

可以看出，在偏心距和長細(xì)比一定的情況下，隨著構(gòu)件配筋率的增大，構(gòu)件的極限承載能力隨之增大，計(jì)算值與有限元值基本呈線性上升。從圖9 可以看出，有限元模擬的極限承載能力普遍高于計(jì)算極限承載能力，規(guī)范計(jì)算值偏于保守，并且隨著偏心距的增大，兩者比值增大。

圖9 有限元分析的承載力值與試驗(yàn)值的比值Fig.9 Ratio of bearing capacity of finite element analysis to test value

總體而言，兩節(jié)段裝配式鋼筋混凝土橋墩在不同長細(xì)比、偏心距及配筋率情況下，其承載力變化規(guī)律與整體式橋墩幾乎一致，兩節(jié)段灌漿套筒裝配式橋墩承載力可參照現(xiàn)行整體式墩柱規(guī)范計(jì)算。

3.4 兩節(jié)段墩柱有限元構(gòu)件破壞模式

進(jìn)行了不同長細(xì)比情況下兩節(jié)段墩柱有限元構(gòu)件破壞模式模擬，并與傳統(tǒng)的整體式長柱的破壞模式進(jìn)行了對(duì)比，有一定的代表性。

對(duì)于長細(xì)比為9.8、偏心距為25 mm 的有限元構(gòu)件（上端鉸接，下端固結(jié)），有限元構(gòu)件在發(fā)生破壞時(shí)，破壞部位發(fā)生在構(gòu)件上部受壓側(cè)，這與整體式長柱的破壞模式一致，同時(shí)兩節(jié)段灌漿套筒裝配式橋墩的節(jié)段連接部位沒有發(fā)生破壞，說明了兩節(jié)段灌漿套筒裝配式橋墩的節(jié)段連接較可靠，這與文獻(xiàn)[13]中灌漿連接件組合構(gòu)件受力性能可靠的結(jié)論相一致。

對(duì)于長細(xì)比為28、偏心距為25 mm 的有限元構(gòu)件（上端自由，下端固結(jié)），節(jié)段連接部位將墩柱分割成兩段，破壞部位分別發(fā)生在每一段墩柱的中部，與同條件下整體式柱的受壓側(cè)破壞不一致，同時(shí)兩節(jié)段灌漿套筒裝配式橋墩的節(jié)段連接部位沒有發(fā)生破壞，說明兩節(jié)段拼裝鋼筋混凝土橋墩，在上端自由，下端固結(jié)工況時(shí)，不完全適用現(xiàn)行整體式墩柱規(guī)范，值得實(shí)際工程借鑒。

4 結(jié)語

1）采用GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中的混凝土及鋼材本構(gòu)能較好地模擬單節(jié)段或兩節(jié)段灌漿套筒裝配式橋墩。同時(shí)兩節(jié)段墩柱的合理連接部位位于承臺(tái)以上0.35～0.45 倍墩柱長度處。

2）灌漿套筒裝配式橋墩（上端鉸接，下端固結(jié)）極限承載力隨著長細(xì)比的增大，極限承載力顯著降低；隨著偏心距的增大，極限承載力顯著降低；隨著配筋率的增大，極限承載力隨之增大，承載力變化規(guī)律與整體式橋墩幾乎一致。同時(shí)按JTG 3362—2018《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算，兩節(jié)段灌漿套筒裝配式橋墩承載力計(jì)算結(jié)果偏于安全，所以兩節(jié)段灌漿套筒裝配式橋墩承載力計(jì)算可參照現(xiàn)行整體式墩柱規(guī)范。

3） 對(duì)于小偏壓兩節(jié)段拼裝RC 構(gòu)件，當(dāng)構(gòu)件上端鉸接，下端固結(jié)時(shí)，其破壞部位與同條件下整體式墩柱一致；當(dāng)構(gòu)件上端自由，下端固結(jié)時(shí)，與同條件下整體式柱的受壓側(cè)墩柱中部的材料破壞不一致，不完全適用現(xiàn)行整體式墩柱規(guī)范，值得實(shí)際工程借鑒。