黃子萱 寧曉駿 馬沂帆

（昆明理工大學(xué)建筑工程學(xué)院，云南昆明 650500）

0 引言

隨著交通運(yùn)輸?shù)男枨蟛粩嘣鲩L，預(yù)制裝配橋梁這項(xiàng)快速建造技術(shù)因其建設(shè)高效、質(zhì)量穩(wěn)定可靠、對(duì)環(huán)境影響小成為橋梁建設(shè)重要的發(fā)展方向［1］。在抗震方面，葛繼平等［2］采用實(shí)體有限元方法分析循環(huán)荷載作用下的抗震性能，得出預(yù)應(yīng)力筋增加，構(gòu)件強(qiáng)度增加但延性降低。張于曄等［3］研究混合體系預(yù)制拼裝橋墩，發(fā)現(xiàn)可同時(shí)利用接縫非線性行為和底部塑性鉸機(jī)制來抵抗地震作用。韓艷等［4］通過擬靜力試驗(yàn)分析承插式裝配橋墩各影響因素對(duì)抗震性能的影響，得出承插深度和灌漿強(qiáng)度增大能提高承插式裝配橋墩的承載能力。LIU X 等［5］進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)循環(huán)試驗(yàn)，以比較RC 柱、UBPRC 柱和FPC 柱的抗震性能。結(jié)果表明，UBPRC 柱具有較高的屈服后剛度和較小的準(zhǔn)靜態(tài)殘余位移，但耗能能力較弱。

目前針對(duì)這類橋墩的抗震性能研究主要集中在單柱結(jié)構(gòu)上，相對(duì)而言，雙柱式結(jié)構(gòu)的研究較為匱乏。通過建立有限元模型，對(duì)節(jié)段拼裝橋墩的部分變量進(jìn)行分析，研究雙柱式節(jié)段拼裝橋墩在不同影響因素變化下的抗震性能，并探討節(jié)段配箍率、軸壓比、預(yù)應(yīng)力度對(duì)其性能的影響。通過考察其在耗能能力、剛度退化以及預(yù)應(yīng)力損失等方面的變化規(guī)律，為以后預(yù)應(yīng)力節(jié)段拼裝橋墩的設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供依據(jù)。

1 模型建立

1）模型參數(shù)。預(yù)應(yīng)力雙柱式節(jié)段拼裝橋墩的基準(zhǔn)模型采用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，縱筋選用HRB400 級(jí)別，配筋率為1.33%；箍筋選用HPB300級(jí)別，配箍率為1.16%；預(yù)應(yīng)力鋼筋選用5 束s15.2的預(yù)應(yīng)力鋼絞線，其抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860 MPa，預(yù)應(yīng)力度設(shè)定為0.4，橋墩構(gòu)造如圖1 所示。

2）單元選擇?；炷敛捎? 節(jié)點(diǎn)六面體線性縮減積分單元（C3D8R）來進(jìn)行模擬，鋼筋無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的模擬則選擇桁架單元建模，僅考慮軸向力的作用。

3）邊界條件。普通鋼筋與混凝土間的相互作用使用嵌入?yún)^(qū)域約束，無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼筋的約束使用多點(diǎn)約束，蓋梁采用剛度極大的彈性體材料，作為剛體使用；不考慮樁土作用，采用承臺(tái)底固定的約束方法。

4）荷載施加。上部結(jié)構(gòu)對(duì)橋墩產(chǎn)生軸壓力，模擬采用在蓋梁頂部設(shè)置參考點(diǎn)RP-1 并施加向下的集中力的方式；預(yù)應(yīng)力的施加采用降溫法；地震作用采用低周往復(fù)位移加載方式來模擬，且每個(gè)加載等級(jí)循環(huán)執(zhí)行一次，加載制度如圖2 所示。

圖2 加載制度

為全面的反映橋墩的混凝土損傷狀況，此次模擬的加載方向選定為45°加載［6］。

2 預(yù)應(yīng)力節(jié)段拼裝橋墩參數(shù)分析

2.1 配箍率影響分析

保持節(jié)段拼裝橋墩其他影響因素不變，僅改變配箍率，分析GJ-1 至GJ-5 5 個(gè)試件，對(duì)應(yīng)配箍率分別為0.75%、1.16%、1.68%、2.28%、2.98%。各橋墩混凝土損傷對(duì)比圖如圖3，其中GJ-2 最大值為0.9825，GJ-4 最大值為0.9676，橋墩混凝土損傷變化規(guī)律與其他試件一致，各參考指標(biāo)的曲線對(duì)比如圖4 所示，側(cè)向承載力等參數(shù)匯總?cè)绫? 所示。

表1 不同配箍率試件參數(shù)

圖3 不同配箍率試件混凝土損傷對(duì)比

在Mander 模型［7］中，增加配箍率能夠有效增大構(gòu)件混凝土強(qiáng)度，因此合理增加配箍率會(huì)較為明顯地減小墩身混凝土損傷。通過對(duì)比各配箍率的橋墩混凝土損傷圖，可以觀察到配箍率在1.16%至2.28%范圍內(nèi)，墩身混凝土的損傷隨著配箍率的增加而減小。

根據(jù)圖4（a）與表1 中數(shù)據(jù)分析得知，在位移加載的初期階段，配箍率的變化對(duì)橋墩骨架曲線的影響較??；然而，在加載的后期階段會(huì)產(chǎn)生較為顯著的影響。當(dāng)配箍率增大，橋墩的側(cè)向峰值承載力和側(cè)向極限承載力也相應(yīng)增加。此外，隨著配箍率的增加，側(cè)向峰值位移和側(cè)向極限位移呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，并在配箍率為1.68%時(shí)達(dá)到最高。

從圖4（b）觀察，加載小于60mm時(shí)，配箍率對(duì)橋墩的累計(jì)耗能能力影響較小，這是因?yàn)樾∥灰萍虞d對(duì)橋墩節(jié)段損傷影響較小。一旦位移加載超過60mm，配箍率的影響變得較為明顯。隨著配箍率的增加，橋墩的累計(jì)耗能能力逐步減弱。這是因?yàn)楣拷羁梢杂行Ъs束混凝土，使得配箍率較高的橋墩在大位移加載時(shí)損傷較小，能量消耗也較低。

在圖4（c）中觀察到，不同配箍率的節(jié)段拼裝橋墩的剛度退化曲線差異較小，可以得出結(jié)論配箍率對(duì)剛度退化影響極小。

通過觀察圖4（d），可以得出以下結(jié)論：當(dāng)位移加載小于200 mm 時(shí)，不同配箍率下節(jié)段拼裝橋墩殘余位移都較小。當(dāng)位移加載超過200 mm 后出現(xiàn)較大的差異。節(jié)段拼裝橋墩的殘余位移隨著配箍率的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。配箍率為0.75%和1.68%時(shí)，殘余位移分別達(dá)到最大、最小值。

2.2 軸壓比影響分析

在保持節(jié)段拼裝橋墩其他影響因素不變的情況下，只改變軸壓比，分析了ZYB-1 至ZYB-5 5 個(gè)試件，對(duì)應(yīng)的軸壓比分別為0.1 至0.5，每次增幅0.1。各橋墩的混凝土損傷對(duì)比圖如圖5 所示，其中ZYB-2最大值為0.982 5，ZYB-4 最大值為0.982 5，橋墩混凝土損傷變化規(guī)律與其他試件一致，各參考指標(biāo)的曲線對(duì)比如圖6 所示，側(cè)向承載力等參數(shù)匯總?cè)绫?所示。

表2 不同軸壓比試件參數(shù)

圖5 不同軸壓比試件混凝土損傷對(duì)比

圖6 不同軸壓比試件綜合曲線對(duì)比

通過對(duì)比各軸壓比下的橋墩混凝土損傷圖，可以觀察到隨著軸壓比的增加，墩身損傷會(huì)相應(yīng)地增大。且軸壓比達(dá)到0.3 后，墩身中部節(jié)段混凝土逐漸產(chǎn)生損傷，為了控制墩身混凝土的損傷并減小損傷范圍，需要合理控制軸壓比。

通過觀察圖6（a）與表2 可以得出：軸壓比對(duì)節(jié)段拼裝橋墩的骨架曲線具有較大影響。節(jié)段拼裝橋墩的側(cè)向峰值承載力與側(cè)向極限承載力迅速提升，而側(cè)向峰值位移與側(cè)向極限位移則隨著軸壓比的增大迅速下降，當(dāng)軸壓比達(dá)到0.4 后，側(cè)向峰值位移與側(cè)向極限位移的下降速度減緩。

根據(jù)圖6（b）的分析，可以得出以下結(jié)論：節(jié)段拼裝橋墩的最終累計(jì)耗能能力隨軸壓比的增加呈下降趨勢。然而，在橋墩未失效時(shí)，在同一位移加載條件下，橋墩的累計(jì)耗能能力隨著軸壓比的增大而增加。盡管提高軸壓比可以在初期提高橋墩的耗能能力，但同時(shí)會(huì)導(dǎo)致橋墩的位移循環(huán)減小。因此選擇合適的軸壓比可以提高整體耗能效果。

從圖6（c）看出，隨著軸壓比的提高，節(jié)段拼裝橋墩的初始剛度會(huì)相應(yīng)地增加。在位移加載達(dá)到100 mm 前，拼裝橋墩的剛度快速下降，一旦位移加載超過100mm，橋墩的剛度下降速率減緩并趨于平穩(wěn)。

從圖6（d）看出，當(dāng)加載位移接近橋墩側(cè)向極限位移時(shí)，不同軸壓比的節(jié)段拼裝橋墩的殘余位移迅速增大。總體而言，隨著軸壓比的增大，橋墩的殘余位移減小。軸壓比小于0.3 時(shí)，殘余位移的差異較小且較平穩(wěn)。

2.3 預(yù)應(yīng)力度影響分析

在保持節(jié)段拼裝橋墩其他影響因素不變的情況下，不改變預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量只改變預(yù)應(yīng)力度，分析了YYLD-1 至YYLD-5 5 個(gè)試件，對(duì)應(yīng)的預(yù)應(yīng)力度分別為0.2 至0.6，每次增幅0.1。各橋墩的混凝土損傷對(duì)比圖如圖7 所示，其中YYLD-2 最大值為0.982 5，YYLD-4 最大值為0.982 5，橋墩混凝土損傷變化規(guī)律與其他試件一致，各參考指標(biāo)的曲線對(duì)比如圖8 所示，側(cè)向承載力等參數(shù)匯總?cè)绫? 所示。

表3 不同預(yù)應(yīng)力度試件參數(shù)

圖7 不同預(yù)應(yīng)力度試件混凝土損傷對(duì)比

圖8 不同預(yù)應(yīng)力度試件綜合曲線對(duì)比

通過比較各橋墩混凝土損傷圖，可以觀察到墩身混凝土損傷隨著預(yù)應(yīng)力度的提高逐漸減少但效果并不顯著。

根據(jù)圖8（a）與表3 數(shù)據(jù)分析，節(jié)段拼裝橋墩的側(cè)向峰值承載力與側(cè)向極限承載力增長，但增幅并不顯著；側(cè)向峰值位移則隨著預(yù)應(yīng)力度的增加表現(xiàn)出先增大后減小的變化規(guī)律，當(dāng)預(yù)應(yīng)力度為0.4 時(shí)，側(cè)向峰值位移最大，而側(cè)向極限位移隨預(yù)應(yīng)力度的增加而逐漸下降。

根據(jù)圖8（b）分析，可以得出結(jié)論：在相同位移加載條件下，不同預(yù)應(yīng)力度的節(jié)段拼裝橋墩在失效之前的耗能能力不同。隨著預(yù)應(yīng)力度的增加，橋墩的耗能能力也增強(qiáng)，即預(yù)應(yīng)力度越大，耗能能力越強(qiáng)。然而，較低的預(yù)應(yīng)力度使得橋墩承受更多次的往復(fù)加載，因此在最終的累計(jì)耗能效果上，預(yù)應(yīng)力度較低的橋墩具有更強(qiáng)的耗能能力。

通過觀察圖8（c），可以發(fā)現(xiàn)節(jié)段拼裝橋墩在往復(fù)加載過程中，預(yù)應(yīng)力度對(duì)剛度退化的影響較小，只有在初始剛度和部分加載段的退化速度上略有差距。

從圖8（d）可以看出，位移加載達(dá)到300 mm 前，橋墩殘余位移變化在不同預(yù)應(yīng)力度下較小且保持穩(wěn)定。位移加載達(dá)到300 mm 后，YYLD-1 與YYLD-2橋墩的殘余位移迅速增加。較大的預(yù)應(yīng)力度能夠保證節(jié)段拼裝橋墩從加載初期到失效過程中殘余位移較小。相比之下，較小的預(yù)應(yīng)力度只能在位移加載早期階段保持較小的殘余位移，而當(dāng)加載位移接近側(cè)向極限位移時(shí)，殘余位移會(huì)快速增加。

3 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)了4 組不同參數(shù)的模擬試驗(yàn)方案，以探究配箍率、軸壓比、預(yù)應(yīng)力度對(duì)節(jié)段拼裝橋墩抗震性能的影響，得到以下結(jié)論：

1）配箍率的提高可以顯著減小墩身損傷和累計(jì)耗能能力，橋墩的側(cè)向峰值承載力、極限承載力和側(cè)向極限位移也相應(yīng)地提升。建議配箍率選擇在1.16%～2.28%。

2）軸壓比的增大會(huì)顯著增大橋墩混凝土的損傷程度。然而，提高軸壓比可以顯著提高橋墩的側(cè)向峰值承載力、側(cè)向極限承載力以及初始剛度和同位移加載下的累計(jì)耗能能力，同時(shí)減小殘余位移。建議軸壓比選擇在0.2 ～0.4。

3）預(yù)應(yīng)力度的增大可以明顯控制橋墩的殘余位移。然而，增大預(yù)應(yīng)力度會(huì)抑制橋墩的側(cè)向極限位移和總體累計(jì)耗能能力。建議預(yù)應(yīng)力度選擇在0.2～0.4。