西曲阜大橋預制與現澆墩柱抗震性能對比試驗研究

劉志杭，卓為頂，宋萬里，劉釗，俞章寬

(1.威海市公路勘察設計院有限公司，山東威海 264200；2.東南大學土木工程學院，江蘇南京 210018；3. 威海市公路管理局，山東威海 264200)

混凝土橋梁的預制裝配技術，可以加快現場施工速度，減輕對橋位環境影響和交通干擾[1-4]，有利于提高工程質量和施工安全。威海西曲阜大橋位于山東省S201省道威東線田和至溫泉段改建工程線路上，橋梁汽車荷載為公路-Ⅰ級，設計車速為60 km/h，地震動峰值加速度系數為0.1，地震基本烈度為7度，抗震措施設防烈度為8度。上部結構跨徑布置為(30+40+30)m，其中30 m跨為預應力混凝土小箱梁，40 m跨為鋼混疊合梁，橋型布置如圖1所示(圖中單位為cm)。墩高為10.2～10.5 m，墩柱截面為1.8 m×2.0 m。在威海西曲阜大橋設計中，擬采用預制拼裝墩柱以加快現場施工進程，提高工業化建造水平。預制拼裝橋墩接縫對橋梁抗震性能的影響，是國內外研究中的重點[5-8]。

圖1 威海西曲阜大橋立面布置圖

自2000年以來，國內外開展了大量的試驗研究。例如，文獻[9]對4個無黏結后張預應力節段拼裝橋墩試件進行了循環加載試驗，2組試件具有不同的高寬比，柱腳局部采用不同壁厚的鋼管混凝土，薄鋼管套箍加強的拼裝墩柱的位移角可達到4%，厚鋼管套箍的位移角可達到6%，殘余位移率為0.1%～0.3%，柱腳的損傷較小，較好地預測了力-位移骨架曲線。文獻[10]研究了具有抗剪構造的有黏結后張預應力節段拼裝墩柱的抗震性能，使用RCAHEST程序分析了墩柱模型，試驗表明，現澆墩柱的位移角為4%，然而，預制預應力墩柱位移角可達5.5%～10%，預制墩的延性系數為5.6～8.3，柱間摩擦力可以完全傳剪，殘余位移可以忽略，柱腳損傷較小，被限制在受壓腳趾區，中等震后維修較小，考慮撓曲二階效應和模型修正后，有限元模擬與試驗結果吻合較好。文獻[11]開展了一系列基于新材料和新構造的節段拼裝橋墩的試驗研究，結果表明：在塑性鉸區放置橡膠板、應用水泥基復合材料(engineered cementitious composites，ECC)，柱底節段采用纖維增強復合材料(fiber reinforced polymer/plastic，FRP)護套、Pipe-pin鉸等措施，都可以有效地提高耗能，降低損傷。近10 a來，國內學者逐步開展了預制拼裝橋墩的抗震研究。文獻[12]對節段拼裝預應力混凝土橋墩開展了系列抗震性能試驗研究，包括10個縮尺墩柱試件，分別采用擬靜力和振動臺試驗加載。擬靜力試驗表明：節段拼裝橋墩的損傷比RC橋墩小得多；節段拼裝預應力橋墩的殘余位移較小，且有較好的自復位性能；節段拼裝有黏結預應力混凝土結構旗幟型的荷載-位移滯回關系是比較理想的滯回關系。振動臺試驗表明：節段拼裝預應力試件的破壞主要是塑性鉸墩底接縫的張開，損傷較小且有明顯的搖擺現象，節段拼裝試件的最大位移大于整體現澆墩柱。文獻[13]試驗研究了采用高強鋼筋和普通鋼筋的預應力拼裝橋墩的滯回性能，試件為3個矩形空心拼裝墩柱，試驗表明，與采用普通鋼筋相比，采用高強鋼筋的預應力拼裝橋墩有較大的位移能力、側向強度和耗能能力，所有試件都有較好的自恢復能力，殘余位移角小于0.4%。文獻[14]開展了整體現澆橋墩和配置無黏結預應力鋼絞線預制拼裝墩柱的擬靜力循環加載試驗，分析了預制拼裝橋墩與整體現澆橋墩抗震性能的差別。結果表明：無黏結預應力預制拼裝混凝土橋墩混凝土破壞輕微，耗能能力較弱，殘余位移小，適合低烈度地區；無黏結預應力帶耗能鋼筋預制拼裝混凝土橋墩墩底的混凝土明顯壓碎，耗能能力強，殘余位移相對于鋼筋混凝土現澆橋墩小，適合中高烈度地區。文獻[15]試驗研究了采用高強鋼筋的預制與現澆墩柱的滯回耗能及位移組成，對4個大比例尺的試件進行了加載，研究表明:預制與現澆墩柱的損傷特征，可以用塑性鉸和腳趾鉸的破壞機理得到解釋。與現澆墩相比，預制墩屈服后耗能減小了50%～60%，損傷較小；為了維持足夠的位移延性和防止鋼筋過早斷裂，現澆墩需要滿足配筋率要求；位移組成分析表明，預制墩柱的塑性位移較小，屈服后接縫張開引起的位移占主導。

在前述研究的基礎上，本文針對西曲阜大橋的實際構造、配筋及軸壓比等參數，進行預制拼裝與現澆墩柱抗震性能對比試驗研究，論證預制拼裝橋墩的設計可行性；研究灌漿套筒拼裝工藝，及其對預制拼裝橋墩接縫面受力性能影響。

1 試驗準備

1.1 試驗設計

根據威海西曲阜大橋的橋墩尺寸，制作2個橋墩縮尺模型試件，其中1個為預制墩試件，編號為DZ-PG，1個為現澆墩試件，編號為DZ-C。2個試件的外形尺寸相同，與實橋比例為1:3.5，墩柱截面尺寸為60 cm×70 cm，墩柱高度230 cm；墩帽長80 cm，寬70 cm，高70 cm，加載點位于墩帽中心。為完成試件的固定，設置承臺長150 cm，寬90 cm，高70 cm，橋墩試件的混凝土標號為C40，軸壓比為6%。墩柱縱筋采用14根Ф16 mm的HRB400級鋼筋，縱筋配筋率為1.02%；箍筋采用Ф8 mm的HPB300級鋼筋，箍筋間距為75 mm，體積配箍率為1.15%。預制墩柱試件墩柱與蓋梁及承臺之間，采用灌漿套筒連接。試件尺寸見圖2(圖中單位為cm)，橋墩試件構造效果見圖3。

1.2 試件制作

試件在預制場制作，運至試驗室加載。試件制作工序為：現澆墩試件—在承臺、立柱鋼筋綁扎后立模—澆筑承臺混凝土—安裝立柱模板—澆筑立柱混凝土—搭設墩帽臨時支架和支設底模—綁扎墩帽鋼筋—澆筑墩帽混凝土。預制拼裝墩試件制作時，分別進行承臺、立柱及墩帽的鋼筋綁扎，并安裝灌漿套管，立模澆筑3個節段，完成混凝土養護后，進行各預制節段的預拼裝，鋪設砂漿墊層后將立柱安裝在承臺上并臨時固定，壓入高強灌漿料后養護，鋪設砂漿墊層后安裝墩帽，壓入高強灌漿料，完成預制節段的安裝。

a) 立面圖 b)側面圖 a)現澆墩柱 b)預制墩柱 圖2 橋墩試件尺寸 圖3 橋墩試件構造效果圖

2 試驗加載

采用MTS作動器進行墩柱的擬靜力加載試驗。首先，通過穿心式千斤頂施加軸壓；然后，進行水平向的位移加載。每級位移幅進行3次循環加載，加載位移為0～100 mm時位移增量為5 mm；加載位移為100～250 mm時，位移增量為10 mm。試驗終止條件設定為最大位移達到250 mm，或推力下降至最大推力的85%，或縱筋拉斷。

a)南側 b)東側 c)北側 d)西側圖4 試件DZ-C墩柱損傷觀察

對于現澆墩試件DZ-C，水平加載位移為5 mm時，試件墩身基本完好，表面無明顯裂縫；加載位移為10 mm時，東西兩側墩身出現2～3條肉眼可見裂縫，裂縫位置出現在墩柱柱腳處；加載位移為幅10～45 mm時，墩身裂縫逐漸增多，新增裂縫出現在墩柱柱腳處，絕大部分裂縫分布在距離柱端70 cm范圍內，原有裂縫不斷發展擴大，部分東西兩側面裂縫向南北兩側面貫通，形成環向裂縫；加載位移幅為50 mm時，裂縫基本達到穩定，不再產生新裂縫，側向推力達到峰值；加載幅位移為55 mm時，柱腳處混凝土保護層輕微剝落；加載位移幅為60～75 mm時，柱腳沿作動器方向兩側出現大面積混凝土剝落，破壞范圍不斷增大，混凝土嚴重損壞，箍筋、主筋外露。加載位移幅為75 mm，第1圈時發生縱筋拉斷，側向推力下降到峰值推力的85%以下，試驗終止。試件DZ-C的損傷情況，見圖4。

a)南側 b)東側 c)北側 d)西側圖5 試件DZ-PG墩柱損傷觀察

對于DZ-PG，當水平加載位移幅為5 mm時，試件墩身基本保持完好，表面無明顯裂縫，預制墩柱與承臺接縫處無明顯張開現象，柱腳墊層未破壞；加載位移為10 mm時，墩身東、西兩側各有1條可見裂縫，出現在柱腳灌漿套筒上接口面；加載位移幅為10～25 mm時，墩身裂縫逐漸增多，新增裂縫出現在墩柱柱腳距離承臺表面30～120 cm處，裂縫主要分布在距離柱端30～90 cm處，原有裂縫不斷發展，從東西兩側面向南北側面延伸，部分裂縫貫通4個側面，形成環向裂縫；加載位移幅為35 mm時，肉眼可見墩底接縫面張開，墩身部分裂縫發展基本達到穩定，不再有新裂縫產生，側向推力達到峰值。加載位移幅為35～50 mm時，墩柱與承臺墊層砂漿出現剝落，柱腳處混凝土略有被壓碎現象；加載位移為65 mm時，混凝土剝落不斷發生，局部灌漿套筒處箍筋外露；加載位移幅為65～85 mm時，柱腳沿作動器方向兩側出現混凝土剝落，破壞范圍不斷增大，接縫處混凝土嚴重損壞；加載位移幅為90 mm時，發生縱筋拉斷，試驗終止。試件DZ-C的損傷情況，見圖5。

試件DZ-C和DZ-PG的破壞形式均為受彎破壞。試件DZ-PG柱身產生的裂縫數量明顯少于DZ-C，柱底部分由于與灌漿套筒連接，柱底截面含鋼量增大，柱底0～30 cm內幾乎不產生裂縫； DZ-C試件柱底20 cm范圍內有大量混凝土被壓碎，試件DZ-PG柱腳處混凝土被壓碎范圍較小，僅集中在柱底10 cm范圍內，部分保護層剝落發展到15 cm高度處；DZ-C試件鋼筋斷裂在柱腳處，鋼筋有屈曲外鼓現象，而試件DZ-PG由于在墩柱處為灌漿套筒連接，在承臺下留有20 cm無黏結段，鋼筋斷裂最終發生在承臺內部。總體而言，DZ-PG試件破壞時產生裂縫較少，混凝土壓碎范圍較小。

橋墩試件的滯回曲線見圖6，表示試件首次出現混凝土開裂、混凝土初始剝落、縱筋屈服和縱筋斷裂時的位移幅。實際加載制度下同一位移幅加載圈數均為3圈，為方便觀察，圖6中僅給出每一位移幅下的第一圈加載關系。由圖6可知，DZ-C試件的滯回曲線飽滿，DZ-PG試件的滯回曲線呈現一定的捏縮現象。相較于DZ-C試件，DZ-PG試件的極限位移更大。

a)DZ-C試件 b)DZ-PG試件圖6 橋墩試件滯回曲線

3 滯回耗能對比

橋墩滯回耗能是橋墩對地震輸入能量的耗散能力，滯回耗能可用力-位移滯回曲線中滯回環面積表示，滯回環面積越大，橋墩的耗能能力越強。如果結構構件在一定強度和位移延性下，良好的耗能性能可以吸收相當一部分地震輸入能量，減少其他部位的地震響應。圖7、8給出了2個試件循環加載的單圈耗能與累計耗能。

試件DZ-C單圈耗能的峰值出現在加載位移幅為70 mm時的第一圈，單圈耗能量達到11.99 kJ，當試件水平推力下降到推力峰值的85%時，累積耗散能量為201.77 kJ。試件DZ-PG單圈耗能的峰值出現在加載位移幅為85 mm時的第一圈，單圈耗能量達到11.79 kJ，當試件承載力下降到峰值的85%時，累積耗散能量為230.52 kJ。由圖7、8可知，在同一加載位移幅下，現澆墩的單圈滯回耗能和累計耗能比預制拼裝墩大，由于預制拼裝墩的極限位移比現澆墩的大，其總耗能比現澆墩的大。

圖7 單圈耗能對比 圖8 累積耗能對比

4 骨架曲線及其特征點對比

通過連接試驗得到的力-位移滯回曲線的頂點，可以得到橋墩試件的骨架曲線，見圖9，圖中標記出正向和反向加載所對應的等效屈服點，最大承載力點和極限承載力點。

a)試件DZ-C b)試件DZ-PG圖9 橋墩試件的骨架曲線圖

圖10 Park法計算等效屈服點示意圖

根據骨架曲線，采用Park法[16]計算試件的等效屈服位移，計算方法見圖10。首先，通過骨架曲線確定試件最大水平承載力Fmax，隨后確定骨架曲線上水平承載力0.75Fmax對應的點A，連接OA并延長與縱坐標水平線相交至點B，B點對應的橫坐標即為試件的等效屈服位移。橋墩試件主要抗震參數見表1。極限位移定義為水平推力下降到最大推力85%時的位移，位移延性系數定義為極限位移與等效屈服位移之比。

由表1可見，與現澆墩柱相比，預制拼裝墩的最大承載力比較接近，極限位移增大14.6%，等效屈服位移增大23.5%，延性系數減小7.3%。

5 殘余位移對比

震后的可恢復性在橋梁抗震設計中越來越受到關注。橋墩的殘余位移是橋梁可恢復性抗震指標之一。滯回加載過程中兩種橋墩試件在各位移幅下的殘余位移對比見圖11。由圖11可知，滯回加載試驗中，同一位移幅下，橋墩屈服前的殘余位移基本相同，橋墩屈服后預制拼裝橋墩的殘余位移比現澆橋墩小，說明預制拼裝橋墩的自恢復性能比現澆橋墩好。

表1 橋墩試件主要抗震參數

圖11 橋墩試件殘余位移對比

6 結論

1)橋墩的大比例縮尺模型試驗表明：兩種橋墩試件的水平推力和延性系數基本相同，可以滿足設計要求；預制墩的等效屈服位移和極限位移較大；同一加載位移幅時，現澆墩的單圈滯回耗能和累計耗能比預制拼裝墩大；預制拼裝墩的極限位移比現澆墩大，總耗能比現澆墩大。

2)現澆橋墩的滯回曲線相對較飽滿，預制拼裝墩的滯回曲線呈現一定的捏縮現象。與現澆橋墩相比，在同一加載位移幅下，預制拼裝橋墩的耗能、損傷和殘余位移都較小，說明預制拼裝橋墩的自恢復性能優于現澆橋墩。

3)試驗研究表明，采用灌漿套筒連接的預制拼裝橋墩的抗震性能與現澆橋墩相當，自恢復性能較好，是一種可靠的橋墩構造形式。然而，其施工成本較大，定位要求較高，結合我國預制拼裝橋墩的推廣應用，可以研發新型連接構造形式。