李 理,徐傳昶,熊 輝,李 航,張建東,4

(1. 山東高速建設管理集團有限公司,山東 濟南 250102; 2. 山東高速工程檢測有限公司,山東 濟南 250000;3. 南京工業(yè)大學 土木工程學院,江蘇 南京 211816; 4. 在役長大橋梁安全與健康國家重點實驗室,江蘇 南京 211112)

0 引言

承插式預制裝配橋墩為一種墩身和承臺預制,預制墩身嵌入承臺預留凹槽后在間隙中灌入混凝土或砂漿連接成整體的預制橋墩。與其它形式預制橋墩相比,承插式預制裝配橋墩具有連接結構簡單、容許誤差大、灌漿密實等優(yōu)點。承插式預制裝配橋墩當前在國內外橋梁工程上逐步應用,已有學者對其性能進行研究。

CANHA等[1]分析了光滑界面插座基礎的預制柱基礎性能,試驗結果表明,預制墩柱試驗抗震行為與現澆柱等同。TRAN[2]對比2個承插深度均為1.4D的不同箍筋配筋率橋墩的力學性能,當抗剪區(qū)域包含足夠的箍筋約束時,柱可在抗剪區(qū)域上方形成塑性鉸,而抗剪區(qū)域不發(fā)生損傷。JONES等[3]在振動臺上測試了插槽式和承插式橋梁系統(tǒng)模型性能,2種連接方式均表現出良好的抗震性能,并適合在高烈度地震區(qū)域使用。劉豐[4]針對有無預應力筋的承插式拼裝橋墩開展擬靜力試驗,有預應力筋試件的滯回環(huán)相對不飽滿,但自復位能力強。徐艷等[5-6]對采用不同承插深度的試件進行擬靜力試驗以及基于OpenSees的數值模擬,提出最小合理承插深度建議值。何振宇[7]通過OpenSees計算研究了UHPC濕式承插式預制拼裝橋的抗震性能。

根據已有研究來看[1-19],當承插式預制橋墩墩身的嵌入深度足以在柱中形成塑性鉸時,承插連接的抗震性能可與現澆橋墩相當。但由于試驗的局限性,承插式橋墩設計參數對其抗震性能影響研究并不全面。基于此,本文采用有限元ABAQUS軟件建立三維承插式預制橋墩模型,選擇最優(yōu)建模方法進行模型有效性驗證后,進行不同軸壓比、高寬比、縱筋配筋率和箍筋配筋率對承插式預制橋墩抗震性能影響分析。

1 抗震性能試驗

1.1 試驗試件尺寸設計

開展承插式拼裝橋墩(SC-1試件)和現澆橋墩(REF試件)擬靜力試驗,研究承插式預制裝配橋墩抗震性能。試件由墩柱、墩帽以及承臺組成,橋墩為圓形截面,直徑為450 mm,墩身高度即承臺頂面至蓋梁底面距離為1800 mm,預制墩身埋入承臺內深度為360 mm,試驗橋墩構件具體尺寸示意圖如圖1所示。

圖1 試件尺寸示意圖

1.2 試驗加載方案

試驗墩柱水平位移加載采用MTS液壓伺服器(最大行程±250 mm)施加,豎向力通過1000 kN液壓千斤頂進行施加,力值保持恒定為P0=0.1P(P為墩柱試件軸心壓力),加載裝置如圖2所示。試件全程采用位移加載方式,在彈性階段采用小位移滯回,位移幅值達到20 mm后以每級10 mm遞增加載。加載至構件水平荷載下降到最大荷載的85%或縱向鋼筋斷裂后結束試驗,加載制度如圖3所示。

圖2 試件加載裝置示意圖

圖3 試驗加載制度

2 有限元模型建立

2.1 材料本構

承插式預制裝配式混凝土模型包含混凝土、鋼筋和灌漿料3種材料的設置。混凝土和灌漿量模擬選用混凝土損傷塑性模型(CDP模型),可以很好的模擬結構在反復荷載作用下,拉裂和壓潰的現象。試驗中試件混凝土等級為C40,彈性模量為32.5 GPa,泊松比為0.2,單軸拉伸、壓縮時混凝土應力應變關系曲線如圖4所示。

圖4 混凝土本構模型

鋼筋本構可采用彈塑性、二折線及相應的滯回鋼筋本構模型。本文選用3種鋼筋滯回本構模型,分別為方自虎[20]開發(fā)的Clough退化雙線型鋼筋模型本構、曲哲等[21]提出的PQfiber鋼筋滯回模型和ABAQUS自帶的鋼筋滯回模型。

2.2 單元選取與網格劃分

橋墩三維模型中,承臺和墩身混凝土及灌漿料選用三維八節(jié)點減縮單元C3D8R模擬,鋼筋選用三維桁架單元T3D2模擬,鋼波紋管選用三維八節(jié)點減縮單元C3D8R模擬。在ABAUQS有限元分析中,網格劃分十分重要,其網格質量對最終的分析結果影響很大。考慮計算效率與準確性,采用結構化網格劃分法對模型中的部件進行網格劃分,有限元模型網格劃分情況如圖5所示。

圖5 承插式預制裝配式橋墩有限元模型

2.3 邊界條件與接觸設置

為了防止在墩帽施加豎向荷載的過程中柱頂由于應力集中而破壞,在加載點與墩柱頂面之間定義分布耦合約束,使頂面變?yōu)閯傂悦?側向加載點與加載面之間也定義分布耦合約束。墩柱頂面加載點施加集中力荷載,側向加載點施加水平位移荷載。考慮拼裝橋墩連接性能影響,承插連接處的承臺與灌漿料,灌漿料和墩身混凝土采用面面接觸連接,切向采用“罰”函數摩擦模型,摩擦系數取0.5,法向采用“硬”接觸約束模型。鋼筋籠嵌入到墩柱和承臺中。橋墩模型邊界條件根據試驗現場實際狀況設置,對承臺底部和四周作固結處理。

2.4 不同鋼筋本構關系模擬結果對比

現澆試件3種鋼筋滯回模型下有限元與試驗對比結果如圖6所示。由圖及數據可知,試驗的峰值荷載為138 kN,峰值位移在30 mm附近,Clough鋼筋滯回本構模型模擬的峰值荷載132 kN,在30～40 mm附近,且存在承載力下降階段,捏縮效果也比較良好;PQ-Fiber鋼筋滯回本構模型模擬的峰值荷載為131 kN,但其因為沒有承載力下降階段,所以對其模擬的結果不是很準確,存在一定的捏縮效應;ABAQUS自帶的鋼筋滯回模型模擬結果也不存在承載力下降階段,且捏縮效應極差,不能模擬出鋼筋與混凝土的粘結滑移。在ABAQUS中,由于鋼筋是內置(embed)到混凝土中,且此模型中鋼筋無法跟混凝土協調變形,因此不存在捏縮效應。

圖6 不同鋼筋滯回模型下的有限元分析結果

從模擬與試驗曲線吻合程度來看,Clough鋼筋滯回本構模型屈服后的卸載剛度低于初始剛度,并綜合考慮鋼筋本身退化、鋼筋混凝土界面的粘結滑移及混凝土保護層剝落等引起的退化效果,可以很好的模擬橋墩往復荷載作用下剛度退化問題。因此,模擬結果的滯回曲線不論是正向還是反向加載均能做出比較準確的擬合;PQ-Fiber鋼筋滯回本構模型不能準確地擬合出試件加卸載時剛度的衰減,ABAQUS自帶的鋼筋滯回模型完全無法反映出試件在加載過程中剛度的衰減,且能量耗散擬合較差。因此,本文在后續(xù)橋墩有限元模型中選用Clough鋼筋滯回本構模型進行模擬。

3 有限元結果與試驗結果對比

3.1 滯回曲線及特征點對比

圖7為試件的滯回曲線對比。由圖7(a)可知,預制橋墩與現澆橋墩捏縮效應基本相同,滯回曲線較為飽滿,承載能力及延性相近。但預制橋墩極限破壞位移要高于現澆橋墩,主要是承插式連接提供了足夠的橫向約束能力和錨固力。由圖7(b)可知,現澆橋墩試件由于加載設備原因,試驗結果正向滯回環(huán)與反向滯回環(huán)存在不對稱現象模擬結果在強度方面對正向滯回曲線擬合程度較好,卸載剛度擬合也較為準確,反向加載滯回曲線擬合程度更高。圖7(c)可知,承插式預制試件試驗正向與反向加載對稱性較為良好,模擬所得的滯回曲線擬合程度較高,有限元模擬對試驗的捏縮效應模擬的也較為準確,特別是反向的加載滯回曲線擬合程度較高,有限元模型能夠比較好的模擬承插式預制橋墩的剛度特征。由表1可知,現澆橋墩試件,其模擬的屈服荷載與試驗結果相差8.66%,峰值荷載相差5.15%;承插式預制試件,其模擬的屈服荷載與試驗結果相差2.06%,峰值荷載相差0.10%。總體分析,雖然有限元模擬結果與試驗結果就正向加載殘余位移上存在些許差異,但二者誤差在允許范圍內,有限元模擬結果準確可靠。

表1 骨架曲線特征參數對比

圖7 橋墩滯回曲線對比圖

3.2 損傷對比

各試件加載結束時混凝土的受壓損傷與試驗中的破壞形態(tài)對比,如圖8所示。由5(a)可知,現澆橋墩試件的破壞形態(tài)有限元模型與試驗大體上是一致的,破壞區(qū)域均呈現“上小下大”的金字塔形狀。有限元模型中紅色區(qū)域范圍是400～500 mm高度,與試驗中混凝土損傷高度45 cm是相似的。由5(b)可知,承插式預制橋墩試件的破壞形態(tài)有限元模型與試驗大體上一致,模擬破壞區(qū)域高度為500 mm與試驗中試件的損傷高度相似。綜上所述,有限元模型在整個加載過程之后的破壞形態(tài)對比中,與試驗的損傷位置與范圍具有很大的相似性,總的來說ABAQUS模擬能夠比較好的反映試件在加載結束后的損傷形態(tài)。

圖8 橋墩破壞形態(tài)對比圖

4 關鍵設計參數影響分析

為探究軸壓比、高寬比、縱筋配筋率和箍筋配筋率對承插式橋墩抗震性能的影響,共設計8個承插式橋墩模型進行擬靜力分析,模型參數設計如表2所示。

表2 承插式橋墩擬靜力有限元模擬參數設計

4.1 軸壓比

3種軸壓比對各抗震指標參數的影響如圖9所示。由圖可知,軸壓比增大,模型滯回曲線更加飽滿,軸壓比由0.05增大至0.10,峰值承載力提高22.74%,軸壓比由0.10增大至0.20時,峰值承載力提高31.99%;就累積耗能而言,軸壓比從0.05增大至0.10,累積耗能提升6.10%,從0.10增大至0.20,累積耗能提升18.98%。就殘余位移而言,隨著模型軸壓比的增大,殘余位移減小。

圖9 不同軸壓比的影響

4.2 高寬比

3種高寬比對各個抗震指標參數影響如圖10所示,由圖可知,隨著高寬比的降低,橋墩趨向于短柱,穩(wěn)定性增強,其承載力與滯回曲線也隨之變得更高和更飽滿。當橋墩的高寬比由2提升至4時,峰值承載力和累積耗能分別降低38.98%和35.41%;由4提升至8時,峰值承載力和累積耗能分別降低23.1%和48.60%。綜上所述,隨著高寬比的提高,峰值承載力降低,累積耗能降低,等效剛度也隨之降低,抗震性能明顯不足。

圖10 不同高寬比的影響

4.3 縱筋配筋率

3種縱筋配筋率對各抗震指標參數的影響如圖11所示。由圖可知,隨著縱筋配筋率的增大,模型的滯回曲線更加飽滿;縱筋配筋率提高,墩身截面強度增大。當配筋率由0.6%提高至1.2%,其峰值承載力提升6%,縱筋配筋率由1.2%增大至1.8%,其峰值承載力提高19.24%;隨著縱筋配筋率的提高,其累積耗能存在較大的提升,配筋率由0.6%提高至1.2%,其累積耗能提高24.86%,配筋率由1.2%增大至1.8%,其累積耗能提高27.49%;隨著縱筋配筋率提高,其殘余位移亦隨之增大。

圖11 不同縱筋配筋率的影響

4.4 箍筋配筋率

3種箍筋配筋率對各抗震指標參數的影響如圖12所示。由圖可知,隨著試件配箍率由0.6%提升至1.2%,其峰值承載力提高7.30%;由1.2%提升至1.8%,其峰值承載力能力提高11.40%;配箍率的提高,橋墩累積耗能的能力提高的幅度并不顯著,相差均在10%以內。配箍率的提高對加載前期的殘余位移影響并不明顯,但加載后期橋墩的殘余位移隨配箍率的提高而減小。綜上所述,提高箍筋配筋率,墩身橫向約束能力提高,延性隨之提高,但承載能力變化不明顯。

圖12 不同箍筋配筋率的影響

5 結論

本文通過有限元ABAQUS軟件建立三維承插式預制橋墩模型,分析了軸壓比、高寬比、縱筋配筋率和箍筋配筋率對承插式預制橋墩抗震性能的影響,得出以下結論:

1)對比PQ-Fiber和二折線鋼筋滯回本構模型,選用Clough鋼筋滯回本構模型模擬結果更為準確。并且該模型模擬結果與試驗結果誤差小于10%,有限元模擬結果準確可靠,具有有效性。

2)隨著軸壓比的增大,承插式預制橋墩峰值抗力也會隨之增大,累積耗能增大,殘余位移減小,能夠有效提高橋墩抗震性能。

3)隨著高寬比的增大,其峰值抗力也會隨之增大,累積耗能增大,殘余位移減小,顯著提高橋墩抗震性能及自復位能力。

4)隨著縱筋配筋率的提高,峰值承載力以及累積耗能增加,橋墩殘余位移變化并不明顯;橋墩配箍率的提高,對其承載能力及累積耗能的影響不是非常顯著。