裝配式空心墩與承臺新型連接的參數影響研究

何云武， 李 嘉， 江 建， 王鶴蘭， 譚志勇

(1. 深圳市天健(集團)股份有限公司，廣東 深圳 518034；2. 華中科技大學 土木與水利工程學院，湖北 武漢 430074)

相較于傳統(tǒng)的混凝土現澆橋墩，預制裝配化施工具有構件質量好、施工效率高、對周圍環(huán)境影響小和大幅度降低勞動強度等優(yōu)勢，是橋梁工程發(fā)展的必然趨勢。

預制拼裝法最早于1945年由Freyssinet將其應用于橋梁節(jié)段施工中，后經眾多學者及工程技術人員的大力推廣，在國外許多橋梁中得到應用[1]。我國雖早在1966年就開始采用預裝節(jié)段法施工成昆鐵路舊莊河1號橋，但真正獲得快速發(fā)展是在近20年，蘇通長江公路大橋、杭州灣大橋和港珠澳大橋等在內的一大批復雜環(huán)境下的特大型橋梁采用預制裝配技術建造，極大地推動了預制裝配技術發(fā)展[2～7]。

如今預制裝配法已經成為橋梁施工的主流方式，但仍然主要集中于橋梁上部結構施工中。下部結構自1955年美國新奧爾良Pontchartrain橋首次采用預制施工以來[8]，雖已歷經60余年的發(fā)展，在非震區(qū)、低烈度地震區(qū)的橋墩施工中預制技術也得到應用，然而至今橋梁下部結構施工主要還是以現場澆筑為主[9～12]。現澆施工所造成的施工質量控制困難、周期長、耗工耗時等一系列弊病日趨突顯。

橋墩裝配化施工的關鍵在于可靠的連接，涉及蓋梁與墩柱連接、橋墩節(jié)段連接和橋墩與承臺連接。依據預制橋墩連接后的抗震性能，可將現有連接方式歸為“等同現澆”和“非等同現澆”兩大類[13]。其中，“等同現澆”是指預制橋墩通過連接安裝后，包括承載力、耗能特性在內的主要力學性能與傳統(tǒng)現澆混凝土橋墩基本相同或相近的預制橋墩連接方式[14,15]。該類連接的主要形式包括套筒灌漿連接、波紋管灌漿連接、插槽式連接、承插式連接和現澆濕接縫連接等[16]。“非等同現澆”主要指通過預應力筋施加后張預應力，實現預制橋墩節(jié)段之間和(或)橋墩與承臺(蓋梁)之間連接的方式。這類橋墩在地震發(fā)生時，墩柱主要圍繞連接截面發(fā)生非線性擺動，而預制墩身部分基本保持在彈性范圍[13]。

上述不同的連接方式在施工精度、連接質量、現場濕作業(yè)量、構造處理、施工便利性和效率等方面各有各的優(yōu)勢和不足，如套筒灌漿連接方式質量較可靠，但施工精度要求高，鋼筋不易對準，且存在灌漿不飽滿和造價高等弱勢。現階段不同的連接方式雖在低烈度地震區(qū)的橋梁工程中逐步得到探索性應用，但制約橋梁下部結構預制裝配技術深入發(fā)展和大規(guī)模應用的主要障礙集中于：(1)不同連接方式的節(jié)點力學特性和預制橋墩的抗震性能尚未得到充分認知；(2)不同連接方式的構造還需進一步優(yōu)化，亟待研發(fā)性能良好的優(yōu)良連接方式；(3)不同連接方式的預制橋墩抗震性能相差迥異，需要更多的研究成果和工程驗證支撐。

為此，本研究提出了承臺與預制空心墩內壁鋸齒形槽口新型連接，并依托試驗和數值分析手段，深入研究該連接方式在不同槽口形式、連接混凝土強度及連接高度參數改變下的預制橋墩力學特性，探索受力性能良好、施工便捷的新型連接構造，推動橋梁建設向高質量、全面裝配化邁進。

1 鋸齒形槽口新型連接構造

為便于預制橋墩與承臺快速連接，允許一定的施工容差，研究提出一種承臺與預制空心墩內壁鋸齒形槽口新型連接方式(圖1)。該連接方式是在預制墩柱底部一定高度范圍內，沿內壁表面呈圓周分布一定數量間隔分布的鋸齒形槽口，并在承臺內事先埋設與槽口數量相當，且與槽口一一對應的預埋鋼筋，鋼筋伸出承臺頂面的長度滿足錨固長度要求，且不大于槽口的高度。預制墩柱安裝前，先在墩底對應的承臺頂面鋪設一層薄漿(座漿)。待墩柱安裝就位后，在空心墩內后澆一定高度(圖1中h)混凝土，將鋸齒形槽口及露出的預埋鋼筋填實，成型于橋墩內部筒底，混凝土強度達到設計強度后形成的一種連接方式。

圖1 承臺與預制空心墩內壁鋸齒形槽口新型連接構造

這種新型連接方式具有如下優(yōu)點：(1)墩柱安裝時，容許一定的調整誤差，施工要求精度相較于套筒灌漿連接和波紋管灌漿等連接方式低，方便施工；(2)墩柱就位后，無需額外的吊裝或支撐措施輔助墩身承受自重或提高穩(wěn)定性；(3)墩柱內壁槽口的數量、形狀、尺寸及布置方式，和內部后澆混凝土的強度及高度h等參數均可以人為事先調整，以達到良好的連接性能；(4)該連接方式具有與現澆橋墩相近的抗震力學性能，并可以調控地震作用下墩柱的塑性區(qū)域分布。

2 連接模型及驗證

2.1 材料

在進行擬靜力縮尺試驗的基礎上，采用ABAQUS軟件建立鋸齒形槽口新型連接方式有限元模型。混凝土和鋼筋材料參數，根據混凝土立方體試塊(尺寸為150 mm×150 mm×150 mm)以及300 mm長筋段，進行材料試驗測得的材料實際強度。混凝土采用塑性損傷模型，拉壓強度根據GB 50010—2010《混凝土材料設計規(guī)范》推薦的本構關系，其參數見表1，本構模型如圖2；鋼筋采用雙折線模型，鋼筋實測屈服應力和極限應力見表2。

表1 混凝土實測參數 MPa

圖2 C40混凝土σ-ε曲線

表2 鋼筋實測參數

2.2 后澆混凝土處理

內壁鋸齒形槽口新型連接方式空心墩和承臺通過后澆混凝土和預埋鋼筋進行連接。試驗表明，直至試件破壞，后澆混凝土側面和空心墩內壁并未分離，所以模型中將兩者界面視為綁定連接。但鑒于后澆混凝土底部與承臺上表面連接部位實驗后期出現明顯脫空，所以后澆混凝土底部和承臺上表面之間采用cohesive單元連接。在前期荷載較小時，后澆混凝土底部和承臺并不分離，但是在達到一定荷載后粘結失效，界面出現分離。預制墩身底部通過砂漿與承臺連接，粘結力較小，所以數值模型中僅將該部位上下表面之間設置為“硬接觸”，確保墩身和承臺之間不會發(fā)生穿透現象，不設置粘結力。

2.3 數值模型及驗證

混凝土采用C3D8R八節(jié)點線性六面體單元，鋼筋采用T3D2兩節(jié)點線性三維桁架單元。為兼顧計算精度和速度，對后澆混凝土、墩身鋸齒槽部分及預埋鋼筋的網格適當加密，有限元模型如圖3。

圖3 有限元模型

根據有限元分析以及試驗得到的滯回曲線(圖4)前期均呈梭形，且后期有向反S形發(fā)展的趨勢，兩者基本相近，表現出如下特點：加載初期，試件頂部位移較小時，模型的滯回曲線呈直線型，滯回環(huán)包絡的面積較小，同一加載循環(huán)內試件剛度基本無退化，耗能能力較弱，試件處于彈性階段；隨著水平加載位移的增加，滯回曲線所包絡的面積逐漸增加，卸載段的斜率明顯減小，剛度削減，滯回環(huán)的形狀從直線型向梭形逐漸過渡，進入彈塑性階段。

圖4 有限元及試驗測試滯回曲線對比

此后，模型每一級變形越來越大，均以墩底為原點進行左右擺動。在加載后期，后澆混凝土頂部所對應的墩身區(qū)域出現略微鼓曲現象，說明在該區(qū)域開始出現局部塑性鉸。同時，達到最大承載力后，曲線峰值隨著位移的增加而逐漸減小，此時承臺預埋鋼筋的應力已經超出極限應力，即發(fā)生了斷裂。

由表3所列的數值模擬和試驗測試得到的骨架曲線特征值比較，依托數值模型分析得到的特征參數基本能正確反映結構性能，并與模型試驗結果差異平均為13.4%。總體上，經試驗驗證的數值模型可以反映新型連接下的橋墩力學性能。

表3 骨架曲線特征值

3 后澆混凝土參數對橋墩力學性能的影響

3.1 后澆混凝土高度影響

后澆混凝土高度如圖1中所示h。為探究其對新型連接裝配式空心墩力學性能的影響，僅改變高度h(表4)，其余參數均相同，后澆混凝土采用C40，對各試件進行數值分析計算。

表4 后澆混凝土高度及強度等級

3.1.1 連接部位應力及塑性區(qū)變化

變化后澆混凝土高度，極限狀態(tài)下各試件預埋鋼筋及空心墩最大應力如圖5。可見，隨h增加，承臺預埋的連接鋼筋最大應力也隨之提高。當h超過一定高度后，預埋連接鋼筋的最大應力出現下降(試件GD4)。反之，預制墩身混凝土最大應力隨后澆混凝土高度h增大而降低，當高度達到一定值后(試驗中對應試件GD3)，墩身混凝土最大應力緩慢增加。

當后澆混凝土高度為450 mm時，其內部鋼筋最大應力最小(285.9 MPa，見圖5a)，極限狀態(tài)下，這部分鋼筋并未進入屈服狀態(tài)。但在該高度下，預制空心墩墩身混凝土最大應力遠大于其他工況(圖5b)。上述現象表明，較小的后澆混凝土高度無法充分發(fā)揮后澆混凝土及其內部鋼筋的荷載傳遞功能。而此時，由于墩柱在水平載荷的往復作用下，橋墩本需借助于后澆連接段實現荷載傳遞，但由于后澆混凝土高度h較小，其所能提供的抵抗力臂較短，導致連接段上下部產生較大的水平力。在該水平力作用下，連接段頂部對應的墩身部位較早進入塑性狀態(tài)，將率先在此形成塑性鉸。

圖5 不同高度h下連接鋼筋及墩身混凝土最大應力

圖6為不同高度h下預制墩預埋鋼筋、墩混凝土應力及塑性區(qū)分布圖。由圖6a可知，隨著后澆混凝土高度h逐漸提高，連接段內部的鋼筋應力也顯著提升，表明后澆混凝土高度增加，降低了后澆混凝土自身的抗推剛度，其利用更佳的自身變形性能充分傳遞橋墩載荷至承臺，有利于后澆連接段受力性能發(fā)揮，也提高了橋墩連接部位耗能能力。但后澆混凝土高度h增加至一定高度后，由于預制橋墩與后澆混凝土整體聯合剛度得到充分提高，且h與橋墩高度相比，已經占據橋墩高度較大的幅度(橋墩內部空心段占比降低)，反而導致橋墩變形能力降低，連接段內部鋼筋承擔的應力也因此下降(試件GD4)。

圖6 不同高度h下預制墩預埋鋼筋、墩混凝土應力及塑性區(qū)分布

然而，后澆混凝土上、下面對應的墩身混凝土應力及墩身塑性區(qū)隨后澆混凝土高度h改變出現顯著變化(圖6b，6c)，當h由450 mm提高至600 mm后，極限狀態(tài)下墩身在墩底往上約150 mm處及后澆混凝土頂面對應墩身開始分別出現兩個塑性區(qū)域，雖然頂部塑性區(qū)發(fā)展較為充分且范圍較大，但說明隨著后澆混凝土高度h增加，該連接方式下的橋墩耗能能力得到改善。但隨著h增至一定幅值后，連接段下部塑性區(qū)反而受到抑制，逐漸減小，塑性鉸又逐漸集中出現于后澆混凝土頂面對應的橋墩墩身處，塑性區(qū)域隨后澆混凝土高度的增加而提高，不利于橋墩耗能。

因此，適當的后澆混凝土高度有利于該連接方式下的橋墩抗震性能，提高橋墩耗能能力，過小和偏大的h，均可能導致該連接提早破壞，進而使橋墩喪失承載力。

3.1.2 后澆混凝土與鋸齒形槽口界面剪切

圖7所示為后澆混凝土與預制墩身界面兩側的剪應力差。從圖7a可見，雖然不同后澆混凝土高度h下的界面剪應力差各不相同，但卻呈現同一規(guī)律，即后澆混凝土上、下端對應一定范圍的界面剪應力差較大，界面中間段剪應力差值較小。由此可知，采用鋸齒形槽口連接的預制橋墩，在反復載荷作用下，后澆混凝土與預制墩身界面脫粘最可能首先發(fā)生在連接段的上下部。

圖7 不同后澆混凝土高度界面剪應力差

根據圖7b，隨著后澆混凝土高度h增大，界面兩側的剪應力差值緩慢降低，但當h超過一定幅值后，界面剪應力差值陡然增大。表明適當提高后澆混凝土高度，有利于抑制界面脫粘，但過高的后澆混凝土，反而促進界面局部分離。其原因是當h較小時，由前述連接段應力分析可知，此時界面僅在后澆混凝土的頂部出現塑性區(qū)，但當h增加后，連接段的塑性區(qū)域逐漸擴大，且在連接段的上下部各出現一個塑性區(qū)域，連接段應力分布更為均勻、充分。因此，適當提高h，有利于降低界面剪應力差。而繼續(xù)增加后澆混凝土高度，極限狀態(tài)下連接的塑性區(qū)反而僅出現在連接段頂部區(qū)域，進而導致界面應力分布過于集中，由此在界面兩側產生較大的剪應力差，加劇界面脫粘趨勢。

3.2 后澆混凝土強度等級影響

為探究后澆混凝土強度fc對采用鋸齒形槽口連接裝配式空心墩力學性能的影響，開展如表5混凝土強度等級變化影響研究。橋墩其他部分均采用C40混凝土，并固定后澆混凝土高度為750 mm。

表5 后澆混凝土強度影響試件參數

3.2.1 連接部位應力及塑性區(qū)變化

極限狀態(tài)下，采用不同混凝土強度的預埋鋼筋及后澆混凝土最大應力如圖8。可知，隨著后澆混凝土強度增加，預埋鋼筋的最大應力變化并不顯著，而后澆混凝土最大應力隨著fc的增加明顯提高，且當后澆混凝土強度等級高于橋墩混凝土強度時，后澆混凝土局部最大應力增長較快，表明其更充分參與連接段受力。

圖8 不同混凝土強度等級下連接鋼筋及后澆混凝土應力

圖9為不同混凝土強度等級下墩身沿高度方向應力分布圖。由圖可知，后澆混凝土強度變化對于預制墩身應力及塑性區(qū)域分布以及橋墩內部鋼筋的應力影響不大。因此，建議后澆混凝土強度等級略高于墩身混凝土即可。

圖9 不同混凝土強度等級下墩身沿高度方向應力分布

3.2.2 后澆混凝土與鋸齒形槽口界面剪切

不同混凝土強度等級下的后澆混凝土與鋸齒形槽口界面剪應力差如圖10。由圖10a可見，隨著后澆混凝土強度增加，界面兩側剪應力差略有降低。同時，剪應力差由墩底向上總體呈下降趨勢。

圖10 不同后澆混凝土強度界面剪應力差

雖然后澆混凝土強度等級提升有利于降低界面兩側的剪應力差，但圖10a已反映出，混凝土強度增加至一定等級后，界面兩側剪應力差值幾乎沒有變化( 試件QD3與試件QD4)。此外，圖10b清楚說明，當后澆混凝土強度由C30提高至與橋墩混凝土一致時，界面兩側的最大剪應力差降低了20.2%，降幅明顯。再次說明，后澆混凝土強度不宜低于墩身混凝土。繼續(xù)提高后澆混凝土強度，界面兩側最大剪應力差雖略有提高，但升幅不明顯。

4 不同槽口形式的橋墩力學性能

4.1 槽口形式

除了后澆混凝土強度等級及其高度影響鋸齒形槽口新型連接方式的橋墩力學性能外，為探究豎向及橫向兩種鋸齒形槽口對該新型連接裝配式橋墩力學性能的影響，研究建立如圖11的豎向和橫向鋸齒形槽口。為確保兩種形式的槽口粘結面積一致，二者建立的原則為：在連接總高度一致的情況下，保證豎向和橫向槽口外表面積相同。

圖11 鋸齒形槽口形式

4.2 槽口力學性能

兩種槽口的荷載-位移曲線如圖12，后澆混凝土相關特征值見表6。由圖可見，豎向和橫向槽口下，裝配式橋墩的滯回曲線基本一致，均為梭型。無論是耗能能力還是極限承載力，二者相差均未超過3%。但相比之下，在屈服和極限狀態(tài)下，豎向槽口的后澆混凝土承受的最大應力均小于橫向槽口(表6)，且橫向槽口由于鋸齒槽與墩身相互咬合影響，后澆混凝土應力分布均勻性稍遜色(圖13)，更易產生局部應力集中現象。此外，豎向槽口后澆混凝土變形相較于橫向槽口均超過20%，表現出相對更好的塑性特征。

圖12 不同槽口預制墩滯回曲線

表6 后澆混凝土屈服點、極限點特征值

圖13 不同槽口下后澆混凝土應力分布/MPa

從兩種槽口墩身連接段應力分布(圖14a)可知，盡管豎向槽口墩身連接段對應的應力總體大于橫向槽口的墩身應力，然而采用橫向槽口的墩身應力分布呈現上下起伏的波狀應力。這種應力分布表明，在反復荷載作用下，墩身連接段極易產生疲勞損傷乃至提前破壞。同時，橫向設置的槽口，在極限狀態(tài)下墩身與后澆混凝土界面兩側剪應力差最大超過豎向槽口剪應力差的1倍以上，在地震荷載作用下，更易出現界面脫粘，致使連接失效。

圖14 墩身連接段混凝土應力及界面剪應力差分布

再者，采用豎向鋸齒形槽口的連接方式，承臺預埋連接鋼筋可與槽口一一對應，即一個鋼筋(束)對應一個槽口，而橫向槽口的承臺預埋連接鋼筋只能位于橋墩內壁以內，鋼筋有效承載力臂較豎向槽口小，不利于連接鋼筋力學性能的充分發(fā)揮。

5 結 論

(1)承臺與預制空心墩內壁鋸齒形槽口新型連接方式的裝配式橋墩，其荷載-位移滯回曲線前期均呈梭形，且在加載后期有反S形發(fā)展的特點。說明該連接方式前期耗能能力較強，而在后期因為預埋鋼筋盡數斷裂，所以其滯回曲線朝著反S形方向發(fā)展，受到滑移影響較大，耗能能力降低。

(2)不適宜的后澆混凝土高度將對裝配式預制橋墩產生不利影響，后澆混凝土高度偏低直接削弱預埋連接鋼筋發(fā)揮作用，而使后澆混凝土頂面局部區(qū)域較早進入塑性狀態(tài)。反之，過大的后澆混凝土高度將抑制連接區(qū)段下部的塑性區(qū)域充分發(fā)展，致使極限狀態(tài)下后澆混凝土受力不均，降低耗能能力。同樣，過低或過高的后澆混凝土高度均加劇預制墩身與后澆混凝土界面的脫粘趨勢。在保證裝配式空心墩性能的條件下，推薦后澆混凝土高度設置為空心墩總高的25%～35%。

(3)適當提高后澆混凝土強度可有效提高其參與連接部位的受力，并降低預制墩身與后澆混凝土界面剪應力差，雖然對改善預埋連接鋼筋受力影響甚微。因此為確保后澆混凝土有效參與荷載抵抗，其強度等級應略高于預制墩身混凝土強度。

(4)豎向與橫向兩種鋸齒形槽口的裝配式預制橋墩滯回性能總體差異不大。相較于橫向槽口，豎向槽口下的裝配式橋墩變形性能、預制墩身與后澆混凝土界面的局部脫粘、疲勞性能及預埋連接鋼筋的力學性能發(fā)揮上更具優(yōu)勢。