預(yù)制單節(jié)段鋼套橋墩抗震性能研究

盧炬尉

（廣西路建工程集團有限公司，廣西 南寧 530001）

0 引言

近年來，隨著裝配式結(jié)構(gòu)的普及，越來越多的橋梁工程采用預(yù)制技術(shù)。與傳統(tǒng)的現(xiàn)澆混凝土（CIP）橋墩相比，裝配式橋墩具有對交通影響小、施工速度快、施工質(zhì)量高、施工安全等優(yōu)點［1］。裝配式橋墩的抗震性能成為近年的研究熱點。此前，已有不少學(xué)者對帶鋼護套的橋墩和灌漿套連接的預(yù)制橋墩進行抗震試驗和研究。例如，包龍生等［2］用鋼護套加固初始損壞的橋墩并進行準(zhǔn)靜態(tài)測試，得出使用鋼夾套加固橋墩能顯著提高抗震性的結(jié)論。石巖等［3］通過包裹碳纖維、外混凝土、外鋼護套的方式加固23 座橋墩，靜力試驗結(jié)果表明，鋼護套在提高承載力和延性方面效果最好。曹君輝等［4］將鋼護套應(yīng)用于橋墩并進行靜力試驗，結(jié)果表明，雖然鋼夾套的耗能作用輕微，但是橋墩的延性和承載力顯著提高。黃群賢等［5］利用OpenSees 有限元軟件對鋼套加固的橋墩進行有限元分析，結(jié)果表明加固后的橋墩承載力顯著提高，有效降低了橋墩頂部的位移和殘余變形。

目前，關(guān)于注漿套和鋼套中鋼筋的錨固長度對裝配式橋墩抗震性能影響的研究較少，以往的研究主要采用靜力試驗作為試驗方法［2］。然而，靜力測試不能準(zhǔn)確反映結(jié)構(gòu)在實際地震動作用下的動力響應(yīng)。相比之下，振動臺試驗中輸入工作臺面的地震波可以恢復(fù)結(jié)構(gòu)在地震作用下的動力響應(yīng)，克服靜力試驗的不足［5］。為更好地提高單段預(yù)制橋墩的抗震響應(yīng)，可在橋墩底部的塑料鉸鏈區(qū)安裝鋼護套。本文提出一種鋼護套和注漿套相結(jié)合的新型單段預(yù)制橋墩結(jié)構(gòu)；灌漿套用于連接單段，橋墩底部潛在塑料鉸鏈區(qū)域用鋼護套包裹。通過振動臺試驗，研究不同錨固長度對預(yù)制單節(jié)段鋼套橋墩抗震性能的影響。

1 振動臺試驗

1.1 模型與原型的相似關(guān)系

本試驗以預(yù)制橋墩為原型，確定幾何比例為1∶4。根據(jù)一致相似律，模型與實際預(yù)制橋墩原型之間主要物理量的相似系數(shù)見表1。

表1 模型占實際預(yù)制橋墩相似系數(shù)

1.2 有限元模型參數(shù)和測量點設(shè)計

本文共設(shè)計和制造3 個試樣，分別編號為CIP、SJ1 和SJ2。3 個橋墩由以下相同的材料制成：C20 混凝土、HRB400 縱向鋼筋、HPB300 螺旋鋼筋和鋼夾套。CIP采用整體鑄造，SJ1和SJ2為預(yù)制，承臺和橋墩由6個灌漿套筒和高強度凝固漿液連接。灌漿套筒中鋼筋的錨固長度分別為鋼筋直徑的10倍和8倍［6］。在灌漿套筒中灌注高強度灌漿材料；使用環(huán)氧樹脂將鋼導(dǎo)管架連接在高40 cm 的橋墩上；橋墩頂部的配重為400 kg。同時，在橋墩上、中、下部的X、Y 方向布置3組加速度傳感器和位移傳感器，在橋墩易損壞的塑料鉸鏈位置布置4 組鋼筋和混凝土應(yīng)變片［7］。橋墩截面如圖1所示。

圖1 橋墩截面示意圖 （單位：mm）

1.3 地震波選擇和荷載條件

根據(jù)單節(jié)段鋼套橋墩的現(xiàn)場條件和實際測試條件，選擇El-Centro、Taft111 和Taft21 地震波。圖2 為不同地震動加速度響應(yīng)頻譜與規(guī)范設(shè)計頻譜比較，如圖2 所示，當(dāng)PGA（峰值地面加速度）為0.274 g 和0.783 g時，3種地震波的加速度響應(yīng)譜與規(guī)范中設(shè)計的響應(yīng)譜一致，證明了所選地震波的有效性。

圖2 不同地震動加速度響應(yīng)頻譜與規(guī)范設(shè)計頻譜比較

2 結(jié)果與討論

2.1 OpenSee有限元模型建立

混凝土的本構(gòu)模型如圖3 所示。本構(gòu)關(guān)系采用OpenSees 中的混凝土02 材料模型，其中fpc是試驗養(yǎng)護28 d 后混凝土的峰值抗壓強度，fpcu為極限抗壓強度。對于受螺旋箍筋約束的混凝土，考慮螺旋箍筋對混凝土的強約束作用，使用Mander模型計算參數(shù)值；對于未加固區(qū)域的混凝土，使用Kent Park 模型計算參數(shù)值。

圖3 混凝土本構(gòu)模型

縱筋和鋼套均采用OpenSees 中的Steel 02 本構(gòu)模型。模型中，fy為縱筋屈服強度，E0為彈性模量，b為鋼筋硬化率，其值設(shè)定為0.01。

采用OpenSees 中的力梁柱單元和剛性梁模擬注漿套筒的力學(xué)性能，通過改變單元的長度獲得錨固長度。采用彈性截面模擬承臺與墩臺的連接，注漿套筒頂部與墩臺底部采用6個零長度單元連接。對于高強度灌漿材料，在零長單元的DIR-1、DIR-2、DIR-6方向采用UniaxialMaterial Elastic 材料，在DIR-3方向采用Elastic-no Tension（ENT）材料。

鋼夾套截面在環(huán)向上分為1個部分，在徑向上分為18 個部分；無鋼夾套的截面在環(huán)向上分為5 個部分，在徑向上分為18個部分。將基于柔度法的非線性梁柱單元應(yīng)用于預(yù)制橋墩數(shù)值模型，模擬預(yù)制橋墩的彈塑性彎曲變形。首先，在橋墩的數(shù)值模型頂部施加集中力模擬橋梁上部結(jié)構(gòu)的自重，模型的阻尼為瑞利阻尼。其次，通過輸入不同的尺度因子，使峰值加速度逐漸增大，對橋墩進行動力時程分析。最后，使用Recorder 命令輸出橋墩在地震條件下的響應(yīng)，通過輸入不同的比例因子逐漸增大峰值加速度，并且對橋墩進行動態(tài)時程分析。

2.2 固有頻率

以PGA為0.55 g 的3 個輸入X方向的地震波為例，它們的理論值與實際值的對比如圖4所示。理論值與實際值誤差較小，加速度時程曲線波形基本一致，輸入地震波具有較好的重復(fù)性，證明加載過程有效。

圖4 3個地震波的理論值與實際值比較

每個加載階段結(jié)束時，掃描臺上輸入0.05 g白噪聲，對每個加載階段墩頂加速度的時程曲線進行快速傅立葉變換（FFT），得到加載后的一階固有振動頻率。加載前3 個橋墩的一階固有振動頻率分別為13.86 Hz、13.66 Hz、9.59 Hz。

表2 為不同加載條件下的一階固有振動頻率和剛度下降率，以及OpenSees 有限元分析的計算結(jié)果。由表2 可以看出，2 種預(yù)制橋墩的剛度下降率均小于CIP 橋墩。隨著PGA增大，3 個橋墩的自振頻率均減小，這是因為隨著PGA的增大，橋墩逐漸被破壞，導(dǎo)致固有頻率測試周期變長，剛度下降。SJ1 墩的自振頻率略高于SJ2 墩，這是由于SJ2 墩的錨固長度略小于SJ1 墩，試驗后的最終固有頻率接近。直到所有加載工況結(jié)束，2個鋼套預(yù)制墩的自振頻率仍顯著大于CIP 墩。改變注漿套筒內(nèi)鋼筋的錨固長度對注漿套筒的自振頻率和剛度影響不大。根據(jù)OpenSees 有限元仿真結(jié)果，確定了固有振動頻率，仿真剛度值大于實驗值，主要原因是與理想的有限元計算相比，部件的制造過程存在一些細(xì)微的缺陷。

表2 固有頻率測試結(jié)果

2.3 加速度響應(yīng)

圖5 為不同地震波作用下橋墩頂部X 方向加速度隨PGA增大的變化情況和有限元模擬結(jié)果。隨著PGA增大，橋墩頂部X 方向的加速度逐漸增大。當(dāng)PGA＜0.391 g時，3個橋墩頂部的加速度差異不大；當(dāng)PGA＞0.391 g 時，SJ1 和SJ2 橋墩頂部的加速度小于CIP 橋墩。當(dāng)PGA＜0.431 g 時，SJ1 橋墩頂部的峰值加速度略小于SJ2 橋墩；當(dāng)PGA＞0.431 g 時，SJ1 橋墩頂部的峰值加速度略大于SJ2橋墩?？梢钥闯?，2個預(yù)制墩的整體加速度響應(yīng)差異不大，3個預(yù)制墩的峰值加速度總體上呈線性增加。3 個橋墩在雙向Taft 地震波作用下PGA最大，El-Centro 地震波作用下加速度響應(yīng)最小。SJ1和SJ2橋墩的仿真結(jié)果相似，驗證了有限元模型的正確性。由前文分析可知，在不同地震波的作用下，帶鋼套的單節(jié)段預(yù)制墩的加速度響應(yīng)小于CIP 橋墩，這是由于鋼套的橫向約束增強了預(yù)制墩的橫向剛度。在一定范圍內(nèi)，改變注漿套筒內(nèi)鋼筋錨固長度對峰值加速度響應(yīng)的影響不大；當(dāng)鋼夾套的厚度為5～7 mm時，抗震性能最佳。

圖5 橋墩頂部X方向加速度變化曲線

2.4 鋼筋應(yīng)變

隨著PGA不斷增大，鋼筋應(yīng)變片出現(xiàn)松動，導(dǎo)致部分采集數(shù)據(jù)出現(xiàn)下降的趨勢。因此，將鋼筋應(yīng)變視為6 根鋼筋所測得應(yīng)變的平均值，將OpenSees 中提取的6 種增強纖維的平均拉伸應(yīng)變與實驗數(shù)據(jù)進行比較。圖6 為不同地震波作用下3 個橋墩底部縱向鋼筋平均拉應(yīng)變隨PGA增大的結(jié)果與有限元計算結(jié)果的對比。當(dāng)PGA＜0.55 g時，3個橋墩的縱向鋼筋拉伸應(yīng)變均呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢。相同PGA下，2 個預(yù)制墩的平均拉伸應(yīng)變均小于CIP 橋墩，SJ2 橋墩的平均拉伸應(yīng)變略大于SJ1 橋墩，說明鋼筋錨固長度略短，導(dǎo)致上部墩底部鋼筋應(yīng)變略有增大。在Taft21 和Taft111 地震波激勵下，橋墩底縱向鋼筋應(yīng)變大于相同的雙向地震波激勵下的縱向鋼筋應(yīng)變，這主要是由橋墩雙向彎曲程度不同造成。有限元計算結(jié)果呈線性增長，與鋼筋應(yīng)變的發(fā)展趨勢一致。在3 種地震波方式下，CIP 橋墩的縱向應(yīng)變均大于預(yù)制橋墩，進一步證明預(yù)制橋墩具有良好的抗震性能。

圖6 不同地震波作用下橋墩底混凝土的應(yīng)變

2.5 混凝土應(yīng)變

3個橋墩的混凝土測點位于同一位置，在每個橋墩底部混凝土的表面上以90°圓周間隔布置4個應(yīng)變測點。記錄3種橋墩在不同地震條件下混凝土應(yīng)變的發(fā)展規(guī)律，將不同荷載條件下4個應(yīng)變儀測量的壓縮應(yīng)變的平均值作為混凝土應(yīng)變響應(yīng)的最終結(jié)果。此外，在OpenSees 模型中，以90°周向間隔提取混凝土應(yīng)變值并取平均值。圖7 為在3 種地震波作用下，隨著PGA增大，橋墩底部混凝土壓縮應(yīng)變的平均值，以及與有限元模擬結(jié)果的比較。

圖7 3種地震波作用下墩底混凝土的壓縮應(yīng)變

從圖7 中可以看出，隨著PGA增大，3 個橋墩的壓縮應(yīng)變逐漸增大。當(dāng)PGA＞0.391 g時，CIP 橋墩的平均壓縮應(yīng)變隨著剛度的降低而增大。相比之下，預(yù)制橋墩得益于鋼夾套對混凝土的約束，因此橋墩的平均壓縮應(yīng)變呈線性且穩(wěn)定地增大。預(yù)制橋墩混凝土壓縮應(yīng)變的平均值與CIP 橋墩相似且遠(yuǎn)小于CIP 橋墩，這是因為2個預(yù)制墩底部的混凝土在鋼夾套的橫向約束下受到不同方向的壓縮，降低了混凝土的平均壓縮應(yīng)變。

3 結(jié)論

為了研究預(yù)制單節(jié)鋼套橋墩的抗震性能，本文設(shè)計2 個灌漿套筒中具有不同鋼筋錨固長度的預(yù)制橋墩，并與相應(yīng)的CIP 橋墩進行比較；在不同的地震波強度下進行振動臺試驗和有限元模擬，結(jié)論如下。

（1）2 個預(yù)制橋墩的固有頻率均大于CIP 橋墩，并且預(yù)制橋墩的剛度高于CIP 橋墩。2 個預(yù)制橋墩的加速度響應(yīng)、位移響應(yīng)、應(yīng)變響應(yīng)等抗震性能指標(biāo)均小于CIP 橋墩。因此，單節(jié)鋼套預(yù)制橋墩比CIP 橋墩具有更好的抗震性能。

（2）在相同的地震動下，2 個預(yù)制橋墩的動力響應(yīng)相似，表明鋼導(dǎo)管架預(yù)制墩的抗震性能不受灌漿套筒中鋼筋錨固長度變化的影響。此外，鋼夾套具有良好的減應(yīng)變和限制位移的效果，因此橋墩的延性顯著提高。與同組試驗相比，采用灌漿套筒連接的鋼夾套預(yù)制單節(jié)橋墩具有更好的抗震性能。

（3）在一定范圍內(nèi)改變灌漿套筒的錨固長度對抗震性能影響不大，錨固長度可以是現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定的最小錨固長度的2 倍以上。此外，鋼護套的最佳厚度為5～7 mm。