單節段裝配式橋墩抗震性能試驗研究

黃 　 宜，　邱 文 亮，　黃 才 良，　田 　 甜

( 大連理工大學 橋梁工程研究所, 遼寧 大連　116024 )

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單節段裝配式橋墩抗震性能試驗研究

黃 宜，邱 文 亮*，黃 才 良，田 甜

( 大連理工大學 橋梁工程研究所, 遼寧 大連116024 )

與傳統整體現澆橋墩相比，裝配式橋墩具有工期短、環境影響小、施工質量高等優點．裝配式鋼筋混凝土橋墩的抗震性能是其設計時需要考慮的關鍵問題之一．試驗設計了一組現澆式及兩組裝配式橋墩試件，采用擬靜力試驗方法從破壞形式、水平承載力、位移延性與累積耗能等方面研究其抗震性能．試驗結果表明：與整體現澆式橋墩相比，裝配式橋墩的水平承載力與前者接近，位移延性與累積耗能能力稍差，殘余位移偏大；鋼套筒連接裝配式橋墩的位移延性與累積耗能能力優于金屬波紋管連接裝配式橋墩．

裝配式橋墩；擬靜力試驗；抗震性能；位移延性

0　引　言

裝配式橋墩是將橋墩沿垂直方向、按一定分割規則分成若干塊件，在預制場地上進行澆筑，運到施工場地拼裝．其按照力學特性分為下述2類：①將預制節段設計成整體結構物，其接縫的強度高于節段自身強度；②利用接縫的特點，將橋墩設計成搖擺體系來改善抗震性能[1]．

歐美等國家對裝配式橋墩的研究起步較早并在工程實踐中廣泛應用[2]．1997年，Mander等針對在橋墩底部形成節段縫，允許橋墩繞墩底轉動的無黏結后張預應力橋墩抗震性能及其損壞后的加固性能進行了研究[3]．Kwan和Billington提出了適合于非抗震設防區的中小跨徑規則橋梁下部結構的節段拼裝體系，還建議了一種適合抗震區應用的裝配式橋墩體系[4]．

相對于橋梁上部結構的預制拼裝技術在橋梁建設中的成熟應用，國內關于裝配式橋墩的相關研究與應用相對較少[5]．我國已建跨海大橋中一般采用帶濕接縫的整體式節段拼裝高橋墩基礎[6]．

吸取國內外研究經驗，本文裝配式橋墩試件選取鋼套筒和金屬波紋管作為接縫處連接件，采用擬靜力對比試驗方法，對試驗結果進行分析，期望能夠對國內裝配式橋墩的設計與應用提供參考．

1　試驗概況

1.1試件設計

試驗設計、制作3組試件，B組為鋼筋混凝土橋墩現澆試件組；C組為鋼套筒連接裝配式橋墩試件組；D組為金屬波紋管連接裝配式橋墩試件組(A組試件非本文研究的相關內容，故本文不作敘述)．每組試件各包含3個試件，B、C組中3個試件設計參數相同，D組3個試件除波紋管直徑分別為50 mm、60 mm、70 mm外，其他設計參數相同．試件墩身高度為2.2 m，截面尺寸為500 mm×640 mm，墩身配有8根直徑為25 mm的縱筋，墩身箍筋直徑為14 mm，間距為100 mm；設計軸壓力為400 kN，相應的設計軸壓比為0.068；水平力實際加載點位于距柱底2.0 m高度處，相應的剪跨比為4.0．B、C、D 3組試件的設計方案如表1所示．

本文裝配式橋墩采用單節段模型，其拼裝接縫在墩身與基礎交界面處，以灌漿鋼套筒或灌漿金屬波紋管作為連接構件，試件構造及接縫構造大樣如圖1所示．在裝配式橋墩制作時，墩身節段與基礎分開預制，在基礎內預埋鋼套筒與金屬波紋管．構件拼裝時，墩身預留鋼筋與預埋鋼套筒或波紋管逐一對應，墩身與基礎交界面鋪設一層接縫墊層，墩身完成定位后，通過預埋灌漿孔向鋼套筒與金屬波紋管內灌漿，作業時需要保證施工質量．各組試件澆筑完成后需按規范要求養護．

表1　試驗模型設計表

圖1　橋墩試件構造及配筋(單位：mm)

1.2材料性能

墩身與基礎均采用C40混凝土和HRB400級鋼筋，裝配式橋墩拼裝時接縫墊層材料與灌漿材料為北京思達建茂科技發展有限公司出品的CGMJM-Z座漿料和CGMJM-Ⅵ高強灌漿料，材料相關力學性能如表2所示．

為了驗證裝配式橋墩采用鋼套筒連接與金屬波紋管連接的可靠性，采用1 000 kN微機控制電液伺服萬能試驗機測定鋼套筒連接件的拉伸力學性能，如圖2(a)所示；采用穿心式液壓千斤頂，配合量程為1 000 kN壓力傳感器測定金屬波紋管連接件的拉伸力學性能，如圖2(b)所示．

表2　材料力學性能參數

鋼套筒連接件與金屬波紋管連接件抗拉試驗中，構件最終的破壞形態為鋼筋斷裂或嚴重變形，鋼筋與鋼套筒、金屬波紋管之間不會發生錨固滑移失效．鋼套筒連接件與金屬波紋管連接件拉拔強度參數值如表3和4所示．

(a) 鋼套筒

(b) 金屬波紋管

圖2鋼套筒連接件與金屬波紋管連接件拉拔試驗

Fig.2Pull-outtestofsteelsleeveconnectionandmetalbellowconnection

表3　鋼套筒連接件力學性能

表4　金屬波紋管連接件力學性能

1.3擬靜力試驗方法

擬靜力試驗軸向加載裝置采用固定在承力橫梁上加載能力3 000 kN電液伺服豎向千斤頂，模擬上部結構傳遞給橋墩的豎向力；水平加載裝置采用固定在反力墻上加載能力1 000 kN電液伺服水平作動器，模擬地震作用時上部結構傳遞給橋墩的水平力，試驗加載與采集系統如圖3所示．

試驗加載采用位移控制方式，結合經驗公式與試驗前期的數值模擬，最終執行的位移時程采用三角波模式，每級位移水平循環加載3次，如圖4所示．本次試驗中，當試件的滯回位移增大到使試件縱筋斷裂或試件的承載力降低至最大值的85%以下時，試驗結束．

圖3　試驗加載與采集系統

圖4　水平位移加載時程

2　擬靜力試驗現象

試件的試驗現象主要包括墩身裂縫開展、縱筋屈服、混凝土剝落、縱筋屈曲、縱筋斷裂及試件最終破壞等直觀表象．

(a) B1試件

(b) C1試件

(c) D1試件

圖5橋墩試件破壞形態

Fig.5The failure patterns of bridge pier specimens

3　試驗結果分析

3.1位移延性分析

20世紀60年代，以Newmark為首的學者基于結構的非線性地震反應研究，提出了用“延性”的概念來概括結構超過彈性階段后的抗震能力，認為在抗震設計中，除了強度與剛度外，還必須重視加強結構的延性．

為便于比較試件延性能力，需作出試件荷載-位移滯回曲線的骨架曲線．本文根據美國FEMA356[7]荷載-位移滯回曲線的等效“Pushover” 曲線的生成方法，繪制各試件骨架曲線．3組內各試件的試驗設計參數相同或差異較小，荷載-位移滯回曲線有較多相似之處，故本文選取B1、C1、D1為代表，其試件荷載-位移滯回與骨架曲線如圖6所示．

(a) B1試件

(b) C1試件

(c) D1試件

圖6橋墩試件滯回與骨架曲線

Fig.6The hysteretic and skeleton curves of the bridge pier specimens

在利用延性概念來進行結構抗震設計時，首先必須確定度量延性的量化指標，最常用的延性指標為曲率延性系數(μφ=φu/φy)和位移延性系數(μD=Du/Dy)，本文采用位移延性系數對9個橋墩試件的延性進行評估．根據Park法[8]估算試件的屈服位移，由各試件的骨架曲線，按上述方法得到B、C、D 3組試件的極限荷載、屈服荷載、極限位移、屈服位移和位移延性系數如表5所示；各組試件的抗震參數平均值如表6所示．

表5　各試件抗震性能參數匯總

表6　各組試件抗震性能參數平均值

結合圖6、表5和表6可以得出以下結論：

(1)B組試件與C組、D組試件的極限荷載值基本持平(以B組作為參考，C組比B組小1.0%，D組比B組小3.1%)，說明相同設計參數的裝配式橋墩只要保證拼裝接頭的強度可靠，基本能夠達到整體現澆式橋墩的極限水平承載力．

(2)B組試件與C組、D組試件相比，位移延性系數稍大(以B組作為參考，C組比B組小3.0%，D組比B組小8.1%)，說明相同設計參數的裝配式橋墩比整體現澆式橋墩延性稍差．

3.2殘余位移分析

近年來，基于性能的抗震設計對于結構破壞的可修復控制也越來越受到關注．地震發生后，結構由于非線性變形會留下殘余位移，殘余位移的存在會影響震后結構的修復工作．

選取每個滯回位移水平下3次循環殘余位移的平均值作為該位移水平的殘余位移Dr，各組試件殘余位移隨滯回位移的變化如圖7所示．

圖7　B組-C組-D組試件殘余位移

結合圖7可以得出以下結論：

(1)B組試件與C組、D組試件相比，滯回位移小于12 mm時，殘余位移差別不明顯．隨著滯回位移的增大，B組試件殘余位移明顯低于C、D兩組，當滯回位移大于60 mm時，相同滯回位移下，B組試件殘余位移約為C、D兩組的90%．

(2)C組與D組試件相比，各滯回位移水平下，試件殘余位移基本相當．

3.3累積耗能分析

滯回耗能是衡量橋墩抗震性能的重要指標，如果橋墩在初始強度沒有明顯退化的情況下，具有良好的累積耗能能力，通過反復的彈塑性變形，耗散掉大量的地震動輸入能量，從而使結構不至于產生嚴重破壞．

一個位移循環的耗能可以定義為荷載與位移曲線所圍成的面積，即荷載-位移滯回曲線中封閉滯回環包圍的面積，本次試驗各組橋墩試件的累積耗能Ehyst曲線如圖8所示．

結合圖8可以得出以下結論：

(1)與B組試件相比，C、D兩組試件在滯回位移較小時，累積耗能略少．隨著滯回位移增大，C、D兩組試件累積耗能增幅比B組稍大，當滯回位移達到96 mm時，C組試件累積耗能比B組多15%左右，D組試件比B組多10%左右，此時，C、D兩組試件已經發生破壞，B組試件在滯回位移達到108 mm時，構件依然擁有較強的滯回耗能能力．

圖8　B組-C組-D組試件累積耗能

(2)C組試件與D組試件相比，累積耗能略多．當滯回位移達到96 mm時，C組試件比D組試件累積耗能多5%左右．

3.4墩頂極限位移分析

墩頂的極限位移能夠反映出橋墩變形能力，按照《公路橋梁抗震設計細則》(JTG/T B02-01—2008)相關規定可計算整體現澆式橋墩的墩頂水平極限位移．

采用塑性鉸模型計算整體現澆式橋墩的墩頂水平極限位移Δu：

(1)

式中：H為墩身高度，φy為截面等效屈服曲率，Lp為等效塑性鉸長度，θu為塑性鉸區的塑性轉角．

將依據《公路橋梁抗震設計細則》計算得到的各參數值代入式(1)中，得到現澆式橋墩墩頂水平極限位移Δu=145 mm．

現將各組橋墩試件墩頂水平極限位移的試驗值與采用塑性鉸模型計算的理論值匯總于表7中．

表7　各組試件墩頂極限位移試驗值與理論值對比

結合表7可以得出以下結論：

(1)從本次試驗結果來看，B組橋墩的墩頂極限位移試驗值要小于理論值；

(2)從B、C、D 3組橋墩極限位移的試驗值來看，裝配式橋墩比現澆式橋墩的極限位移要?。?/p>

4　結　論

(1)通過拉拔試驗與擬靜力試驗可知，鋼套筒及金屬波紋管連接件能夠做到與同等直徑鋼筋的等強度連接，最終的破壞形態為鋼筋斷裂，鋼筋與鋼套筒、金屬波紋管之間不會發生錨固滑移失效．

(2)從橋墩試件最終的塑性鉸區范圍來看，整體現澆式橋墩的嚴重破壞區域比裝配式橋墩破壞區域范圍大，其主要原因是試件加載后，裝配式橋墩接縫區的座漿料首先發生壓碎破壞，縱筋相對較快參與抵抗水平荷載，使墩身混凝土的破壞范圍稍?。?/p>

(3)裝配式橋墩與整體現澆式橋墩相比，破壞時的極限位移與位移延性系數要小；就裝配式橋墩而言，鋼套筒連接比金屬波紋管連接橋墩的延性要稍好，但總體性能較為接近．

(4)裝配式橋墩的殘余位移比整體現澆式橋墩的殘余位移要大；鋼套筒與金屬波紋管連接裝配式橋墩的殘余位移基本相當．

(5)相同滯回位移水平下，裝配式橋墩的累積耗能比整體現澆式橋墩的累積耗能要多，但試驗結束時，整體現澆式橋墩的累積耗能比裝配式橋墩要多；鋼套筒連接比金屬波紋管連接裝配式橋墩的累積耗能始終要略多．

(6)從本次試驗結果來看，B組橋墩的墩頂極限位移試驗值要小于理論值．由于擬靜力試驗加載的滯回位移水平較多，且每個位移水平采用3次循環，較多的低周疲勞次數使得墩身損傷發展得比較充分，鋼筋和混凝土強度下降較快，使試件較早達到最終破壞狀態，故而試驗值偏?。?/p>

(7)從B、C、D三組橋墩極限位移的試驗值來看，裝配式橋墩比現澆式橋墩的極限位移要?。虼耍谶M行裝配式橋墩的抗震設計時，可根據具體情況進行折減．

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GE Ji-ping, WEI Hong-yi, WANG Zhi-qiang. Seismic performance of precast segmental bridge column under cyclic loading [J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2008, 36(7):894-899. (in Chinese)

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LI Guo-ping. Calculating method for design of externally prestressed concrete bridges [D]. Shanghai:Tongji University, 2006. (in Chinese)

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WANG Zhi-qiang, GE Ji-ping, WEI Hong-yi. Seismic performance of prestressed concrete bridge column of East Sea Bridge [J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2008, 36(11):1462-1466. (in Chinese)

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Experimental study of seismic performance of single segmental precast bridge piers

HUANGYi,QIUWen-liang*,HUANGCai-liang,TIANTian

( Institute of Bridge Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China )

Compared with the traditional construction method of overall cast-in-place bridge piers, precast bridge piers technology is conducive to shortening the construction period, lessening the damage on the environment and guaranteeing the construction quality. The seismic performance of precast reinforced concrete bridge piers is one of the key points to the design of precast bridge piers. One set of specimens with cast-in-place type and two sets of specimens with precast type are designed and studied on destruction forms, horizontal bearing capacity, ductility and accumulated energy dissipation, etc.. by using quasi-static tests. The experimental results show that compared with overall cast-in-place piers, precast bridge piers have a similar horizontal bearing capacity, a little poor performance on displacement ductility and accumulated energy dissipation and a bigger residual displacement; the displacement ductility and accumulated energy dissipation of precast bridge piers using steel sleeve connection are better than precast bridge piers using metal bellow connection.

precast bridge piers; quasi-static test; seismic performance; displacement ductility

1000-8608(2016)05-0481-07

2016-02-10；

2016-07-28．

國家自然科學基金資助項目(51178080).

黃 宜(1989-)，男，碩士生，E-mail:huangyitongcheng@mail.dlut.edu.cn；邱文亮*(1972-)，男，教授，E-mail:qwl@dlut.edu.cn；黃才良(1962-)，男，教授，E-mail:hcl@dlut.edu.cn.

U443.22

A

10.7511/dllgxb201605007