林友勤 ，賴仕永 ，夏樟華 ?，王達(dá)榮

（1.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 福州 350108；2.福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司，福建 福州 350001）

隨著城市化進(jìn)程的加快，裝配式橋墩成為了一種有力的競(jìng)爭(zhēng)方案［1］，其中灌漿套筒連接是裝配式橋墩中常用的連接方式之一［2-4］.灌漿套筒連接方式簡(jiǎn)單、可靠、施工方便，得到了較多的研究和應(yīng)用.Ameli 等［5］、魏紅一等［6］和Wang 等［7］的研究表明，橋墩和承臺(tái)及橋墩和蓋梁之間采用灌漿套筒連接裝配式墩受力性能基本接近現(xiàn)澆墩，但其延性和耗能能力略小于現(xiàn)澆墩，其抗剪性能則與現(xiàn)澆墩接近［8］.徐文靖等［9］則認(rèn)為灌漿套筒埋置于墩身的預(yù)制拼裝橋墩與現(xiàn)澆橋墩相比，等效塑性鉸高度減小，位移承載能力降低.為增強(qiáng)裝配式墩的整體性，盧干［10］提出一種基于灌漿套筒與芯榫共同連接的拼裝橋墩連接構(gòu)造.邵旭東等［11］則提出了采用UHPC 的大口徑全灌漿連接套筒，解決灌漿不飽滿的問(wèn)題.目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)灌漿套筒裝配式墩在水平地震作用下的損傷機(jī)理和抗震等問(wèn)題進(jìn)行了大量的研究分析.

由于地震動(dòng)的多維作用以及裝配式墩向彎、斜橋等不規(guī)則橋梁的發(fā)展，在壓彎剪扭等復(fù)合荷載作用下裝配式墩的抗震性能研究變得十分急切.Prakash 等［12］、陳宗平等［13］和楊陽(yáng)等［14］研究RC 墩柱在壓彎扭荷載作用下的抗震性能，得出結(jié)論：墩柱在復(fù)合荷載作用下的破壞程度遠(yuǎn)大于單一荷載.鄧江東等［15］、Huang等［16］和Yu等［17］研究了不同截面形式的RC 橋墩和框架柱在壓彎扭循環(huán)耦合作用下的抗震性能.墩柱在彎扭作用下其抗彎和抗扭承載力下降明顯，在扭轉(zhuǎn)作用下，墩柱出現(xiàn)脆性破壞.2019年，Jiao 等［18］對(duì)9 個(gè)鋼筋混凝土RC 墩進(jìn)行壓彎剪扭綜合荷載作用，結(jié)果表明，隨著梁曲率的減小和墩高的增加，墩的彎扭耦合效應(yīng)更加顯著.2021 年，Jiao等［19］以剪跨比和扭彎比為主要變量，分別對(duì)圓形RC柱進(jìn)行循環(huán)彎曲加載和循環(huán)彎扭組合加載.結(jié)果表明，扭轉(zhuǎn)效應(yīng)和剪切效應(yīng)的增大會(huì)加大橋墩的破壞高度，削弱橋墩的耗能能力和承載能力.可以看出，已有研究主要針對(duì)復(fù)合作用下的RC 墩，對(duì)非規(guī)則橋梁的裝配式墩抗震性能研究較為缺乏.

為提高灌漿套筒的抗震性能，在灌漿套筒裝配式墩接頭位置加入鋼管以提高接頭的整體連接性.因此，開(kāi)展灌漿套筒連接、灌漿套筒+方鋼管連接裝配式墩和整體現(xiàn)澆墩在復(fù)合荷載作用下的擬靜力試驗(yàn)，考察其損傷機(jī)理和滯回性能，并對(duì)復(fù)合作用下灌漿套筒連接裝配式墩的極限承載能力驗(yàn)算方法進(jìn)行對(duì)比，為斜橋和彎橋等非規(guī)則橋梁的裝配式橋墩相應(yīng)的抗震設(shè)計(jì)及工程應(yīng)用提供試驗(yàn)和理論依據(jù).進(jìn)一步促進(jìn)橋梁結(jié)構(gòu)向裝配化、工業(yè)化和綠色低碳發(fā)展.

1 裝配式墩壓彎扭擬靜力試驗(yàn)

1.1 構(gòu)件模型設(shè)計(jì)

根據(jù)實(shí)橋尺寸，設(shè)計(jì)了3 個(gè)縮尺比為1∶5 的構(gòu)件，整體現(xiàn)澆（Reinforced Concrete，RC）構(gòu)件、灌漿套筒（Grouting and Sleeve，GS）構(gòu)件、灌漿套筒+鋼管（Grouting Sleeve Steel-tube，GSS）構(gòu)件.

墩柱有效高度1 400 mm，截面尺寸250 mm×250 mm，承臺(tái)尺寸1 000 mm×800 mm×500 mm，蓋梁尺寸1 500 mm×600 mm×400 mm.構(gòu)件混凝土為商品混凝土，強(qiáng)度等級(jí)為C35，20 mm 的保護(hù)層厚度.選取8 根直徑為12 mm 的HRB400 熱軋帶肋鋼筋作為墩柱縱筋，選取6 mm 直徑的HPB300 光圓鋼筋作為箍筋，箍筋間距為50 mm.選取10 根直徑為12 mm 的HRB400 熱軋帶肋鋼筋作為蓋梁縱筋，選取直徑為6 mm 的HPB300 光圓鋼筋作為箍筋，箍筋間距為100 mm.選取直徑為10 mm 的HRB400 熱軋帶肋鋼筋作為承臺(tái)鋼筋，鋪設(shè)一層鋼筋網(wǎng)片在中部，間距為120 mm.軸壓比設(shè)計(jì)為0.1.扭彎比對(duì)構(gòu)件的破壞形態(tài)起決定性作用且影響結(jié)構(gòu)抗震性能，參考文獻(xiàn)［20］設(shè)置扭彎比為1∶2.構(gòu)件參數(shù)設(shè)計(jì)及詳細(xì)尺寸如表1和圖1所示.

圖1 構(gòu)件尺寸圖（單位：mm）Fig.1 Dimension of the test specimens（unit：mm）

表1 構(gòu)件參數(shù)設(shè)計(jì)Tab.1 Design parameters of specimens

1.2 模型材料

1.2.1 混凝土

試驗(yàn)所用混凝土均為商品混凝土，強(qiáng)度等級(jí)為C35.混凝土的抗壓強(qiáng)度和彈性模量根據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081—2002）［21］測(cè)量.立方體抗壓強(qiáng)度為41.3 MPa，彈性模型為31 500 MPa.

1.2.2 鋼筋

試驗(yàn)所用3種鋼筋，分別為直徑6 mm的HPB300光圓鋼筋、直徑10 mm 的HRB400 熱軋鋼筋和直徑12 mm 的HRB400熱軋鋼筋，對(duì)同批次綁扎的鋼筋進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試.根據(jù)《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）［22］，在福州大學(xué)土木工程學(xué)院萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行測(cè)試，鋼筋性能如表2所示.

表2 鋼筋材料性能Tab.2 Material properties of reinforcement

1.2.3 灌漿套筒及鋼管

灌漿套筒及鋼管均采用Q345 級(jí)鋼.其中預(yù)埋在承臺(tái)里的方鋼管為150 mm×150 mm，厚度為4 mm，長(zhǎng)度為500 mm；預(yù)埋在墩柱里的方鋼管為120 mm×120 mm，厚度為4 mm，長(zhǎng)度為750 mm，其中預(yù)埋在墩柱的部分長(zhǎng)450 mm；灌漿套筒采用全灌漿12型套筒，屈服強(qiáng)度為359 MPa，極限強(qiáng)度為547 MPa.

1.2.4 高強(qiáng)灌漿料

根據(jù)《鋼筋連接用套筒灌漿料》（JG/T 408—2013）［23］和《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法（ISO 法）》（GB/T 17671—1999）［24］要求，在構(gòu)件灌漿的同時(shí)，采用同批次高強(qiáng)灌漿料制作40 mm×40 mm×160 mm的試塊，經(jīng)過(guò)標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)，高強(qiáng)灌漿料的初始流動(dòng)度為310 mm，30 min的流動(dòng)度為280 mm，抗壓強(qiáng)度為96.8 MPa.

1.3 加載設(shè)備和加載方案

在福州大學(xué)土木工程學(xué)院2 號(hào)實(shí)驗(yàn)館進(jìn)行此次試驗(yàn).通過(guò)預(yù)留的孔洞，構(gòu)件用4 根高強(qiáng)螺桿與地梁固結(jié).使用50 t 的高精密液壓千斤頂作為恒載軸力，（軸力為104.5 kN）.使用兩臺(tái)500 kN 的電液伺服作動(dòng)器對(duì)構(gòu)件提供扭矩、彎矩、剪力.千斤頂和水平作動(dòng)器共同作用時(shí)構(gòu)件進(jìn)入壓彎剪扭受力狀態(tài).加載模式圖見(jiàn)圖2.圖中，F(xiàn)1、F2分別為主副作動(dòng)器力，Δ1、Δ2分別為主副作動(dòng)器位移，可得柱底截面彎矩M、剪力V、扭矩T和扭彎比γ.

圖2 加載模式圖Fig.2 Load mode diagram

式中：L為兩加載作動(dòng)器中心點(diǎn)的距離；H為柱加載中心點(diǎn)至柱底截面高度；η為F2與F1的比值，通過(guò)調(diào)節(jié)η可以實(shí)現(xiàn)對(duì)構(gòu)件任意的扭彎比加載.

加載方式通過(guò)位移控制，位移幅值通過(guò)自行定義確定，主作動(dòng)器位移幅值按照每級(jí)10 mm 增加，副作動(dòng)器則按照扭彎比大小進(jìn)行加載，每級(jí)荷載循環(huán)加載兩次，當(dāng)荷載下降到最大承載力的85%時(shí)停止加載.加載現(xiàn)場(chǎng)圖［圖3（a）］和加載裝置示意圖［圖3（b）］中1～5所指對(duì)象相同.

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Schematic diagram of loading device

采用Tirasit 等［25］提出的歸一化方法來(lái)確定兩個(gè)作動(dòng)器的加載位移.按照公式（5）～（8）進(jìn)行計(jì)算：

式中：r為扭彎比，本文采用的扭彎比為1∶2；θ為構(gòu)件的扭轉(zhuǎn)角；δ為構(gòu)件水平加載方向的側(cè)移率；ΔMTS1為主作動(dòng)器的加載位移；ΔMTS2為副作動(dòng)器的加載位移；L為主作動(dòng)器和副作動(dòng)器加載中心點(diǎn)的距離；Δ 為構(gòu)件的側(cè)向位移；Leff為構(gòu)件的有效高度，即從墩底到加載點(diǎn)的距離.

根據(jù)扭彎比的大小和構(gòu)件的尺寸去確定主作動(dòng)器和副作動(dòng)器的加載位移.經(jīng)計(jì)算，扭彎比為1∶2時(shí)，ΔMTS1∶ΔMTS2=1∶0.697，加載方案如圖4所示.

圖4 加載方案Fig.4 Loading program

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

應(yīng)變片布置：為了解試驗(yàn)過(guò)程中墩柱塑性鉸區(qū)的彎曲、扭轉(zhuǎn)、拉壓、滑移狀態(tài)，需要在縱筋、箍筋和混凝土表面粘貼應(yīng)變片.同時(shí)在每一個(gè)灌漿套筒中部都粘貼了鋼筋應(yīng)變片，以此來(lái)研究灌漿套筒的受力性能以及鋼管在彎扭耦合作用下的受力機(jī)理.應(yīng)變片布置和說(shuō)明如圖5所示.

圖5 應(yīng)變片和位移計(jì)布置圖Fig.5 Strain gauge and displacement gauge layout

位移計(jì)布置：為了測(cè)試墩柱的墩頂水平位移，在加載蓋梁中心處布置位移計(jì)，同時(shí)分別在構(gòu)件西面和北面距墩底10 cm 和30 cm 處布置4臺(tái)位移計(jì)測(cè)試墩底塑性鉸區(qū)曲率，共計(jì)布置6 臺(tái)位移計(jì)，詳細(xì)布置如圖5（b）所示.

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 損傷過(guò)程和破壞模式分析

觀察RC、GS 和GSS 構(gòu)件損傷破壞過(guò)程.發(fā)現(xiàn)在第一級(jí)加載過(guò)程中均出現(xiàn)裂縫，裂縫首先出現(xiàn)在東西兩面，并且這兩面斜裂縫角度一致（約15°），隨著加載位移繼續(xù)增大，東西兩面的裂縫分別向南北兩面延伸，由東西兩面延伸至南面的裂縫相互交叉，形成X 形交叉斜裂縫，如圖6 所示.斜裂縫角度也在增大，約45°.主要裂縫開(kāi)展位于前三級(jí)，三級(jí)以后只有少量較短裂縫出現(xiàn).四級(jí)以后隨著加載位移的增加，墩底出現(xiàn)較多豎向細(xì)微劈裂裂縫.第五級(jí)左右柱角開(kāi)始有混凝土小碎塊脫落，東西兩面墩底混凝土也開(kāi)始出現(xiàn)混凝土被壓碎掉落的現(xiàn)象，第七級(jí)和第八級(jí)加載構(gòu)件表面混凝土保護(hù)層開(kāi)始大面積壓碎剝落，破壞面積大都沿著主裂縫進(jìn)行破壞，破壞位置基本位于距離墩底20 cm范圍內(nèi).

圖6 各構(gòu)件裂縫及破壞區(qū)域?qū)Ρ葓DFig.6 Comparison diagram of crack and failure area of specimens

通過(guò)布置在鋼筋和鋼管上的應(yīng)變片，測(cè)得RC 構(gòu)件在第二級(jí)加載時(shí)出現(xiàn)鋼筋屈服，此時(shí)鋼筋應(yīng)力達(dá)到450 MPa.而GS 構(gòu)件和GSS 構(gòu)件則在第一級(jí)加載時(shí)就出現(xiàn)了鋼筋屈服現(xiàn)象，這說(shuō)明含有墩底平接縫的構(gòu)件鋼筋往往較早受力屈服.RC 構(gòu)件中最先屈服的縱筋在距離墩底10 cm 處，而GS 構(gòu)件和GSS 構(gòu)件中最先出現(xiàn)屈服的是距離墩底30 cm的縱筋，而不是距離墩底10 cm 的灌漿套筒.另外，距離墩底10 cm的灌漿套筒在整個(gè)加載過(guò)程中都沒(méi)有屈服.這說(shuō)明：1）灌漿套筒和灌漿料的連接十分可靠，可以將承臺(tái)中預(yù)留縱筋的力傳遞給墩中的縱筋；2）灌漿套筒本身具有良好的性能.采用了方鋼管的GSS 構(gòu)件在加載第二級(jí)出現(xiàn)了鋼管屈服的現(xiàn)象，這也說(shuō)明方鋼管在加載過(guò)程中較早的參與了受力.

RC 構(gòu)件和GS 構(gòu)件的整體破壞模式以彎扭破壞為主.構(gòu)件的墩底最終開(kāi)裂和破壞形態(tài)如圖6 所示，細(xì)部破壞見(jiàn)圖7.圖中，GSS 構(gòu)件裂縫出現(xiàn)位置較其他構(gòu)件高了很多，距墩底20 cm 內(nèi)幾乎沒(méi)有裂縫出現(xiàn)，最終破壞位置位于距墩底20～70 cm處，破壞面積和破壞程度也是3 個(gè)構(gòu)件中最大的，箍筋和縱筋都裸露在構(gòu)件表面，呈現(xiàn)出一定的剪扭脆性破壞特征.GS 構(gòu)件的破壞最輕，只在距離墩底5 cm 內(nèi)混凝土表面發(fā)生破壞，平接縫的存在使得混凝土壓碎區(qū)域集中于接縫附近，但同時(shí)存在局部應(yīng)力集中，鋼筋拉斷現(xiàn)象.RC 構(gòu)件和GS 構(gòu)件破壞位置基本一致，主要發(fā)生在與加載方向垂直的東西兩面，南北兩面幾乎未發(fā)生破壞，或者破壞只發(fā)生在柱角兩側(cè)，以彎扭破壞為主.

圖7 構(gòu)件破壞細(xì)部圖Fig.7 Development of the diagonal cracks of test specimens

2.2 滯回曲線

三個(gè)構(gòu)件的滯回曲線分別見(jiàn)圖8 和圖9，圖中剪力為兩個(gè)作動(dòng)器讀取剪力之和，位移采用主作動(dòng)器位移.由圖可知，三個(gè)構(gòu)件的剪力-墩頂位移滯回環(huán)都相對(duì)較飽滿，每個(gè)滯回環(huán)的形狀均接近梭形，說(shuō)明每個(gè)構(gòu)件都具有良好的抗彎性能.

圖8 各構(gòu)件的剪力-墩頂位移滯回曲線圖Fig.8 Shear force-displacement hysteresis loops of test specimens

圖9 各構(gòu)件的扭矩-扭轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig.9 Torque-angle hysteresis loops of test specimens

三個(gè)構(gòu)件的扭矩-扭轉(zhuǎn)角曲線均為典型的反S形，每級(jí)滯回環(huán)面積均相對(duì)較小，說(shuō)明構(gòu)件的抗扭耗能能力較差.每個(gè)構(gòu)件均產(chǎn)生較為明顯的“捏縮”現(xiàn)象，這是由于混凝土開(kāi)裂后，鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)-滑移產(chǎn)生的.除了GS 構(gòu)件承載力在第六級(jí)加載時(shí)開(kāi)始下降，其他構(gòu)件在第三級(jí)時(shí)開(kāi)始下降.GSS 構(gòu)件達(dá)到峰值荷載后承載力急劇下降，剛度退化嚴(yán)重，捏縮現(xiàn)象更為明顯.

2.3 骨架曲線

各構(gòu)件骨架曲線對(duì)比見(jiàn)圖10.可以看出，GSS 構(gòu)件抗彎承載力較高，相較于RC 構(gòu)件和GS 構(gòu)件承載力分別提高了27.6%和45.6%，這是因?yàn)镚SS 構(gòu)件接縫處含有一根較大剛度的方鋼管.而GS 構(gòu)件因?yàn)槎盏捉涌p展開(kāi)，混凝土壓碎和鋼筋屈服集中于墩底位置，參與受力高度相對(duì)其他兩個(gè)構(gòu)件小，導(dǎo)致其承載力最小.但GSS 構(gòu)件的承載力退化速度非?？欤ㄟ^(guò)對(duì)比扭矩-扭轉(zhuǎn)角骨架曲線可見(jiàn)，方鋼管的存在并沒(méi)有類似于提高抗彎承載力那樣提高抗扭承載力，抗扭承載力退化快，這是由于加入方鋼管使得墩底剛度增大，破壞位置上移，發(fā)生在剛度變化區(qū)域，呈現(xiàn)剪扭脆性破壞特征，GSS 構(gòu)件試驗(yàn)加載過(guò)程中該構(gòu)件破壞速度明顯快于其他構(gòu)件，導(dǎo)致承載力退化較快.

2.4 延性

用延性系數(shù)u來(lái)評(píng)定構(gòu)件的位移延性，系數(shù)越大，構(gòu)件變形性能就越好，計(jì)算公式為u=Δu/Δy，其中，u為延性系數(shù)；Δy為屈服位移；Δu為極限位移.骨架曲線不能直觀反映出屈服點(diǎn)，常用以下3 種方法來(lái)確定屈服位移和屈服荷載：1）等能量法［26］；2）幾何作圖法；3）Park法［27］.

取3 種方法計(jì)算結(jié)果的平均值作為構(gòu)件的延性指標(biāo)，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3 和表4.通過(guò)對(duì)比三個(gè)構(gòu)件抗彎方面的延性性能，可以看出GS 構(gòu)件延性較好，遠(yuǎn)高于RC 構(gòu)件，GS 構(gòu)件的位移延性系數(shù)比RC 構(gòu)件高45.0%，其主要原因是GS構(gòu)件變形更集中于接縫處，鋼筋更早屈服，而極限位移與RC構(gòu)件接近.GSS構(gòu)件的延性低于RC 構(gòu)件和GS 構(gòu)件，GSS 構(gòu)件的延性系數(shù)比RC 構(gòu)件和GS 構(gòu)件分別低10.8%和38.5%，GSS構(gòu)件雖然承載力提高，但存在脆性破壞，位移延性降低.對(duì)比三個(gè)構(gòu)件抗扭方面的延性性能，可以看出GS構(gòu)件的延性性能和RC 構(gòu)件大致相同，相差4.0%，而GSS構(gòu)件的轉(zhuǎn)動(dòng)延性性能遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于其他構(gòu)件，GSS構(gòu)件的延性系數(shù)比RC 構(gòu)件和GS 構(gòu)件分別低54.6%和55.0%，延性較差，抗震性能較差.

表3 實(shí)測(cè)剪力-位移曲線特征點(diǎn)Tab.3 Calculation results of characteristic points of sheardisplacement curve

表4 實(shí)測(cè)扭矩-扭轉(zhuǎn)角曲線特征點(diǎn)Tab.4 Calculation results of characteristic points of torque-displacement curve

2.5 耗能能力

通過(guò)計(jì)算得到各構(gòu)件的滯回耗能，見(jiàn)圖11、圖12.對(duì)于抗彎耗能，對(duì)比分析RC、GS 和GSS 三個(gè)構(gòu)件，加載位移為67.9 mm 時(shí)，GSS 構(gòu)件累計(jì)抗彎耗能比RC 構(gòu)件多34.8%.GSS 構(gòu)件累計(jì)抗彎耗能比GS 構(gòu)件多約30.3%.可以看出，GSS 構(gòu)件抗彎耗能較高，因?yàn)榉戒摴茉鰪?qiáng)了構(gòu)件的耗能性能，GS構(gòu)件具有和RC構(gòu)件類似的抗彎耗能.

圖11 各構(gòu)件抗彎耗能曲線對(duì)比圖Fig.11 Comparison diagram of flexural energy dissipation curve of specimens

圖12 各構(gòu)件抗扭耗能曲線對(duì)比圖Fig.12 Comparison diagram of torsional energy dissipation curve of specimens

對(duì)于抗扭耗能性能，可以發(fā)現(xiàn)在前六級(jí)加載過(guò)程中GSS構(gòu)件耗能最好，RC構(gòu)件次之，GS最差，后兩級(jí)GS 和GSS 構(gòu)件耗能明顯低于RC 構(gòu)件，GS 構(gòu)件更是出現(xiàn)了下降的現(xiàn)象.RC 構(gòu)件累計(jì)扭轉(zhuǎn)耗能比GSS構(gòu)件多20.8%.RC 構(gòu)件的累計(jì)扭轉(zhuǎn)耗能比GS 構(gòu)件多44.9%.分析認(rèn)為GSS 構(gòu)件中的鋼管在前幾級(jí)加載中參與了大量耗能，但后期混凝土發(fā)生了大面積破壞，混凝土和鋼管之間失去了協(xié)同作用，后期抗扭耗能顯著下降.可以發(fā)現(xiàn)，采用了墩底平接縫的GS 構(gòu)件和GSS 構(gòu)件在加載后期的抗扭耗能明顯低于整體現(xiàn)澆構(gòu)件.

2.6 殘余位移

各構(gòu)件殘余位移隨位移等級(jí)的變化曲線見(jiàn)圖13.可以看出，每個(gè)構(gòu)件正向和負(fù)向加載時(shí)的殘余位移差別較大，由于每級(jí)先進(jìn)行正向加載，再進(jìn)行負(fù)向加載，導(dǎo)致正向加載時(shí)的損傷對(duì)負(fù)向加載時(shí)的殘余位移產(chǎn)生影響，致使負(fù)向位移加載時(shí)殘余位移較大.對(duì)比分析RC、GS 和GSS 構(gòu)件的正向加載殘余位移，可以看出GS 構(gòu)件的殘余位移最大，RC 構(gòu)件的殘余位移最小.相同加載位移下，GS 構(gòu)件最大殘余位移達(dá)到35.3 mm，GSS 和RC 構(gòu)件的殘余位移分別為GS構(gòu)件的56.6%和31.5%.但是在負(fù)向加載時(shí)GSS 構(gòu)件殘余位移變成了最小，GSS 構(gòu)件在受力后，鋼管剪力鍵會(huì)發(fā)生彈性變形，由于每級(jí)先進(jìn)行正向加載，鋼管產(chǎn)生正向偏移，再進(jìn)行負(fù)向加載時(shí)，其彈性性能使其往負(fù)向的位移減小，導(dǎo)致負(fù)向殘余位移降低.總體來(lái)說(shuō)，裝配式構(gòu)件的殘余位移都比整體現(xiàn)澆構(gòu)件大，其主要原因在于復(fù)合作用下裝配式墩損傷更大.

圖13 各構(gòu)件殘余位移曲線對(duì)比圖Fig.13 Comparison diagram of residual displacement curve of test specimens

3 復(fù)合荷載作用下裝配式墩承載能力分析

進(jìn)一步分析壓彎剪扭復(fù)合作用下裝配式墩實(shí)測(cè)承載力與現(xiàn)有規(guī)范計(jì)算值的關(guān)系，《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）［28］中矩形截面鋼筋混凝土框架柱在軸向壓力、剪力、彎矩和扭矩共同作用下，其受扭承載力計(jì)算公式如下：

式中：T為扭矩設(shè)計(jì)值；βt為一般剪扭構(gòu)件混凝土受扭承載力降低系數(shù)；ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；N為軸力設(shè)計(jì)值；A為構(gòu)件截面面積；Wt為扭構(gòu)件的截面受扭塑性抵抗矩；ξ為受扭的縱向普通鋼筋與箍筋的配筋強(qiáng)度比值；fyv為受扭箍筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；Ast1為沿截面周邊配置的箍筋單肢截面面積；Acor為截面核心部分的面積；V為剪力設(shè)計(jì)值；b為矩形截面的短邊尺寸；h0為構(gòu)件截面有效高度.

《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》（JTG 3362—2018）［29］計(jì)算方法與《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）較為接近，而AASHTO LRFD—2010［30］、EN 1992-1-1：2004［31］和BS 5400-4：1990［32］均未考慮混凝土抗拉強(qiáng)度，僅按照純扭構(gòu)件計(jì)算受扭鋼筋.

根據(jù)本文設(shè)計(jì)的試驗(yàn)構(gòu)件尺寸，分別用各國(guó)規(guī)范對(duì)RC 構(gòu)件進(jìn)行壓彎剪扭復(fù)合作用下抗扭承載力計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)表5.從表5 可以看出，我國(guó)的兩種規(guī)范對(duì)于抗扭承載力的計(jì)算比較一致，美國(guó)AASHTO LRFD-2010 和英國(guó)BS 5400-4：1990 計(jì)算結(jié)果較小，上述歐美規(guī)范均未考慮混凝土抗拉強(qiáng)度等因素.

表5 RC構(gòu)件抗扭承載力計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.5 Comparison of calculation results of torsional load capacity

根據(jù)骨架曲線，試驗(yàn)所得RC 構(gòu)件抗扭承載力為13.35 kN·m.對(duì)比計(jì)算結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)構(gòu)件抗扭承載力較接近《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）中的承載力理論值，因此本文采用該規(guī)范中的抗剪承載力、抗扭承載力公式以及剪扭承載力相關(guān)關(guān)系進(jìn)行驗(yàn)證.計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6.

表6 各試件計(jì)算抗剪、抗扭承載力Tab.6 Flexural and torsional load capacity of specimens

根據(jù)規(guī)范可知，壓彎剪扭復(fù)合作用下的矩形截面構(gòu)件剪扭承載力相關(guān)曲線近似為1/4 圓，將表6 中的抗剪、抗扭承載力代入該曲線，可以得到如圖14所示的各構(gòu)件抗剪、抗扭承載力關(guān)系.圖14中，T和V分別為構(gòu)件抗扭承載力和抗剪承載力，T0和V0分別為純扭矩形有腹筋構(gòu)件抗扭承載力和純剪矩形腹筋構(gòu)件抗剪承載力，可以看出，各構(gòu)件在復(fù)合荷載作用下的剪扭相關(guān)關(guān)系貼近規(guī)范中的1/4圓理論曲線，試驗(yàn)得到的抗剪承載力和抗扭承載力均高于理論值，其中GS構(gòu)件總體剪扭承載力最小.

圖14 各構(gòu)件剪扭承載力相關(guān)關(guān)系Fig.14 Correlation between shear and torsional load capacity of test specimens

4 結(jié)論

1）壓彎剪扭復(fù)合作用下灌漿套筒裝配式墩和現(xiàn)澆墩破壞模式總體上接近，均以受彎破壞為主的彎扭破壞，而插入鋼管剪力鍵的灌漿套筒裝配式墩則發(fā)生塑性鉸上移，破壞位置位于橋墩中部，呈現(xiàn)出剪扭破壞的脆性破壞特征.

2）灌漿套筒裝配式墩與整體現(xiàn)澆橋墩的剪力-墩頂位移滯回曲線都相對(duì)飽滿，均具有較好的彎曲耗能能力，而GSS 構(gòu)件由于增加了鋼管剪力鍵，其抗彎承載力得到提升，但脆性破壞模式導(dǎo)致其耗能能力明顯降低.

3）裝配式橋墩與整體現(xiàn)澆橋墩的扭矩-扭轉(zhuǎn)角滯回曲線都相對(duì)不飽滿，每級(jí)滯回環(huán)均為典型的反S形，因此抗扭性能對(duì)于復(fù)合荷載作用下的橋墩抗震更為關(guān)鍵.由于現(xiàn)澆構(gòu)件整體性強(qiáng)，箍筋約束效應(yīng)較好，扭轉(zhuǎn)耗能能力和抗扭承載力均大于灌漿套筒裝配式墩，說(shuō)明裝配式墩的接縫降低了其整體性和抵抗復(fù)合荷載的能力.

4）各構(gòu)件在復(fù)合荷載作用下的剪扭相關(guān)關(guān)系接近規(guī)范中的1/4 圓理論曲線，試驗(yàn)得到的抗剪、抗扭承載力均高于理論值，采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）進(jìn)行灌漿套筒連接裝配式墩剪扭承載力計(jì)算偏保守.

綜合分析，灌漿套筒連接，灌漿套筒和鋼管組合連接裝配式墩抵抗復(fù)合荷載作用的能力總體低于現(xiàn)澆墩，后續(xù)研究可以通過(guò)適當(dāng)措施增加其連接整體性，更好地滿足非規(guī)則橋梁裝配式墩的建設(shè)需求.