采用混合連接裝配式橋墩地震易損性分析

林上順，厲良勇，葉世集，等.采用混合連接裝配式橋墩地震易損性分析［J］.地震工程學報，2024，46（2）：251258.DOI：10.20000j.10000844.20220808005

摘要：

基于整體現澆橋墩試件（ZT1）、現澆超高性能砂漿（UHPM）CFST（鋼管混凝土）榫卯混合連接橋墩試件（GX1）、灌漿套筒CFST榫卯混合連接橋墩試件（GT1）的擬靜力試驗現象和結果，采用OpenSees有限元分析軟件，開展試件在地震作用下的時程分析，并對其進行易損性評估，確定相對應的損傷量化指標，分析試件在地震作用下的易損性。研究結果表明：（1）在輕微破壞和中等破壞時，GT1橋墩的易損性曲線變化趨勢與ZT1和GX1橋墩較為接近;（2）當PGA分別為0.15g、0.2g、0.3g、0.4g時，GX1與ZT1的地震反應均較為接近，與ZT1橋墩試件相比，GT1發生嚴重破壞的超越概率分別減小了6.71%、11.67%、10.32%、4.46%;（3）與ZT1、GX1相比，GT1表現出更好的抗倒塌能力。

關鍵詞：

地震易損性;混合連接;裝配式橋墩;時程分析

中圖分類號：U443.22文獻標志碼：A文章編號：10000844（2024）02-0251-09

DOI：10.20000j.10000844.20220808005

0引言

中國作為世界橋梁大國，也是地震多發的國家，需要在地震頻發地區提高橋梁的抗震性能，才能滿足橋梁的安全需求。近年來裝配式橋墩由于施工效率高、現場占用面積少及減少現場污染等優點，已經在我國城市橋梁和跨海橋梁中得到廣泛應用。目前，國內外裝配式橋墩的連接構造主要可歸結為現澆濕接縫、灌漿金屬波紋管、灌漿套筒、承插式、預應力連接及混合式連接（不同連接方式的組合）等幾種［13］。

目前國內外已開展一些橋墩的地震易損性分析，如許成祥等［4］采用OpenSees并結合低周往復荷載作用下破壞性試驗進行了地震易損性分析，研究橋墩立柱配筋率和配箍率對橋墩抗震性能的影響;胡志堅等［5］通過開展預制拼裝橋墩擬靜力試驗，確定了橋墩易損性分析的損傷指標;趙建鋒等［6］采用ABAQUS有限元軟件分析了不同軸壓比對橋墩抗震性能的影響;石巖等［7］進行了大跨高墩連續剛構橋的地震易損性分析;張云等［8］進行了中小跨徑裝配式梁橋的地震易損性分析，并給出這種橋梁的性能指標以及各種損傷狀態的界定值。與整體現澆的混凝土橋墩相比，目前針對節段拼裝橋墩的地震易損性研究資料仍較為少見，而開展橋墩地震易損性分析是進行橋梁抗震性能評估的關鍵，因此有必要在既有研究的基礎上進一步開展裝配式橋墩的地震易損性分析，為其在實際工作中的推廣應用提供理論支撐。

本文基于所開展的擬靜力試驗研究，發現整體現澆橋墩（編號ZT1）、現澆超高性能砂漿榫卯混合連接橋墩（編號GX1）、灌漿套筒榫卯混合連接橋墩（編號GT1）的水平極限承載力關系為GX1＞GT1＞ZT1。根據混合連接裝配式橋墩的損傷現象和對應的損傷指標，采用OpenSees軟件對3種橋墩建立有限元模型，并與擬靜力試驗現象和試驗結果對比分析，驗證了有限元模型的計算精度，并開展試件在地震作用下的時程分析，確定相對應的損傷量化指標，分析試件在地震作用下的易損性。

1裝配式橋墩擬靜力試驗簡介

1.1試件簡介

以實際工程中某橋墩為原型（縮尺比例為1∶8），設計了3種橋墩試件ZT1、GX1、GT1［9］，其尺寸見圖1。各試件采用C30商品混凝土澆筑，墩身縱向鋼筋采用8根直徑12mm的HRB400鋼筋，墩身箍筋采用直徑8mm的HRB400鋼筋;箍筋間距為200mm，距離承臺400mm范圍內為設置箍筋加密區，間距為100mm［9］，配筋率與原型配筋率相同。

1.2試件制作

根據設計圖紙粘貼鋼筋應變片，綁扎墩身鋼筋籠、承臺鋼筋籠，包括布置好接縫處預埋的鋼管、灌漿套筒。搭設模板，澆筑混凝土。根據尺寸切割、搭設木模板，將鋼筋籠安放進木模板內，再澆筑C30商品混凝土，養護完成后拆模。墩身節段分兩次拼接，拼接面先進行鑿毛，鋪設砂漿墊層進行坐漿，鋼管嵌入定位，完成縱筋的連接，澆筑超高性能砂漿（UltraHighPerformanceMortar，UHPM）或灌漿套筒注漿，首段拼接完成后待接縫材料強度達到要求，再進行下節段拼裝。

1.3試件加載

試件承臺采用固結，墩頂的豎向軸壓力采用液壓千斤頂施加，水平加載裝置采用MTS加載系統（圖2）。軸壓比取0.1，軸壓大小取截面抗壓強度設計值的10%。全程加載幅值采用位移控制，開始加載時按1mm的增量進行，每一幅值正反方向反復加載一次，待試件理論屈服以后，記屈服位移為Δy；之后的加載位移幅值以Δy的倍數進行循環加載，每級位移循環3次，當水平荷載下降到峰值荷載的85%時，試驗結束。

1.4試驗現象

3根試件的破壞模式均為彎曲破壞。將各個構件在加載方向的正反兩面的破壞區域繪制于圖3，圖中陰影部分表示混凝土脫落的區域，可以看出在破壞位置上有所不同：ZT1試件破壞集中于距墩底ZT1試件均有一些上移;GX1的普通混凝土剝落較明顯，而UHPM僅表面部分剝落，未見深裂縫侵入內部;GT1試件的破壞主要集中于灌漿套筒頂部區域，該位置豎向裂縫較多，而在其他區域出現了大量斜裂縫［9］。各試件的試驗全程主要破壞現象對比列于表1。

2橋墩地震易損性分析方法

2.1橋墩損傷指標的確定

目前在結構抗震設計和地震易損性分析中，應用較為普遍的方法是基于位移的抗震設計方法。結合前文擬靜力試驗過程中3種橋墩各損傷狀態試驗現象和試驗結果，選擇墩頂位移作為橋墩破壞程度的劃分依據，通過試驗中構件的墩頂漂移率對其損傷狀態進行評估。

D（%）=（Dc/H）×100%（1）

式中：D為墩頂漂移率;Dc為墩頂位移;H為墩高。

2.2概率地震需求分析

橋墩的地震需求是反映在地震作用下其安全性、適用性等方面必須具有的最小能力。選擇地震損傷指標作為橋梁的需求參數，建立損傷指標與地震動參數之間的概率關系。橋墩作為橋梁的關鍵構件，一旦破壞將會對整體橋梁結構造成嚴重影響甚至倒塌，因此常通過研究橋梁墩柱的易損性來研究橋梁的易損性。

結構地震需求（Dd）與地震動參數（IM）之間滿足如下關系［10］：

Dd=a×IMb（2）

將上式進行對數轉換，得到：

ln（Dd）=ln（a）+bln（IM）=A+Bln（IM）（3）

式中：a、b、A、B均為回歸系數。

2.3易損性評估

結構的地震易損性曲線表示在不同地震動作用下結構反應超過其規范界定范圍的條件概率。在不同地震反應下易損性曲線服從對數正態分布［11］，即地震需求Dd和結構抗力Dc都符合對數正態分布。結構破壞概率的條件概率Pf表達式為：

Pf=PDdgt;DcIM=ΦlnDdDcβ2D+β2c（4）

式中：Φ為標準正態分布;Dd為結構抗震需求;Dc為結構抗力;IM為地震動參數;β2D為結構地震需求對數標準差;β2c為結構抗力對數標準差。根據美國HAZUS99地震損失估計方法，當以SA作為易損性曲線的地震動參數指標時，β2D+β2c=0.4;當以PGA為易損性曲線的地震動參數指標時，β2D+β2c=0.5，則式（4）可以表示為：

βf=ΦA+Bln（IM）-ln（Dc）β2D+β2c（5）

2.4損傷指標的確定

將墩頂相對位移Dc代入式（1），得到橋墩損傷指標量化限值（表2）。表3為損傷指標量化限值與橋墩試件破壞程度的關系，Dcr為試件保護層首次出現裂縫時的墩頂漂移率;Dcy為試件縱向鋼筋首次達到屈服強度時的墩頂漂移率;Dcm為試件達到最大側向抗力時的墩頂漂移率;Dcu為試件達到極限變形時的墩頂漂移率。

3有限元模型的建立

基于柔度理論非線性梁柱單元建立OpenSees模型［1213］，將墩柱截面由里到外劃分為鋼筋纖維、約束混凝土纖維和非約束混凝土纖維，每個纖維都被賦予相應的材料屬性。C30商品混凝土、UHPM、灌漿套筒采用的灌漿料的本構關系根據《混凝土結構設計規范（GB50010—2010）》［14］附錄C的規定取值。鋼筋、鋼管、灌漿套筒的本構模型均采用由Menegotto［15］提出的鋼筋本構模型。采用并聯彈簧單元并結合零長度單元來模擬試件接縫處力學性能。

對于節段拼裝橋墩，接縫的實際力學行為可以采用兩種并聯彈簧單元來模擬：第一種彈簧單元采用素混凝土本構關系，為模擬出接縫邊緣混凝土的局部壓碎現象，在墩柱截面接縫邊緣2/5處布置彈簧單元，同時不考慮抗拉性能;第二種彈簧單元用來模擬接縫的張開閉合力學性能，用ElasticNoTensionMaterial（ENT）進行模擬受壓彈性單元。將該彈簧單元布置于截面3/5核心剛性接觸區，指定其剛度為保護層混凝土的15倍［16］。同時為了保證模型在接觸面的正常轉動，采用ZeroLength單元進行接縫面接觸關系的模擬：對于截面中心節點，釋放其x和y方向的轉動，鎖定其他自由度;對于非截面中心節點，釋放其z方向的平動和x、y方向的轉動，鎖定其他自由度。

混合連接拼裝橋墩和整體現澆橋墩模型除了接縫模擬的差異外，其他無差異。橋墩墩身建模采用非線性梁柱單元（NonlinearBeamColumnElement），將墩柱里的縱向鋼筋和墩柱的混凝土作為一個整體，再將其整體所處的截面劃分為若干的纖維單元，賦予其材料屬性，沿橋墩墩身縱向方向劃分5個單元，橋墩墩底的邊界條件為固結。

采用OpenSees軟件對3種試件進行有限元分析。由于存在構件人工加工、現場人工澆筑以及試驗方面等誤差，有限元模擬計算結果的滯回曲線與試驗結果的滯回曲線存在一些偏差（圖4），但兩者的滯回曲線擬合較好，面積也相差不大，說明本文建立的橋墩有限元模型具有較高的計算精度。

4混合連接裝配式橋墩易損性分析

4.1時程分析

既有研究表明，對于增量動力分析（IDA）采用10～20條的地震記錄能產生足夠的精度評估結構抗震性能［17］。試驗橋墩所對應工程背景的場地類型為中國規范的Ⅱ類場地，抗震設防烈度7度，根據《公路橋梁抗震設計規范（JTG/T223101—2020）》要求［18］，需要計算不同地震波的設計反應譜，從太平洋地震工程研究中心（PEER）數據庫中選取遠場地震波，震級不小于6.5，經過SeismoSignal軟件的處理得到20條地震波［9］，再通過計算得到地震波的反應譜（圖5）。

將每條地震波峰值加速度均按比例分別調整為0.05g、0.1g、0.15g、0.2g、0.3g，輸入并作用于橋墩模型中，獲得橋墩在地震波作用下的墩頂位移。

4.2IDA曲線

采用前文建立的3個OpenSees橋墩模型對橋墩進行時程分析。模型采用Rayleigh阻尼，阻尼比取5%，時程積分時間間隔為0.005s，地震波持續時間為40s。本文采取的方法為在不同地震峰值加速度PGA下，對3種橋墩進行IDA分析。其中，結果分析采用墩頂的最大位移，地震動強度參數的選取采用地震峰值加速度PGA。通過分析可得到20條PGA與墩頂最大位移關系的IDA曲線。如圖6所示，PGA在0.05g～0.15g時曲線為線性分布，墩頂位移在逐漸增大，并且橋墩在不同地震波作用下3種橋墩的墩頂位移相差不大;當PGA大于0.2g時，在PGA一定時不同地震波作用下橋墩的墩頂位移差異較大，這說明地震波對IDA曲線影響較大。由圖6可知，ZT1、GX1和GT1在不同的地震波作

對前文IDA中的數據進行回歸分析，得到圖7。可見結構地震需求D的自然對數與不同地震峰值加速度PGA的自然對數之間大致為線性關系，據此得到ZT1、GX1和GT1的表達式（表4）。

4.3橋墩地震易損性曲線

求得ZT1、GX1、GT1的損傷概率之后，繪制出3種橋墩的地震易損性曲線。輕微破壞的橋墩易損性曲線如圖8（a）所示。在PGA小于0.15g時，GT1橋墩發生輕微破壞的超越概率大于ZT1與GX1橋墩，但超越概率差值不超過15%;在PGA大于0.2g時，3種橋墩發生輕微破壞的超越概率都達到100%，說明3種橋墩在同樣地震波作用下是否達到屈服的概率有一定的區別，但是差別不大。

中等破壞的橋墩易損性曲線如圖8（b）所示。當在E1設防水準且地震烈度為7度（PGA為0.1g）時，3種橋墩發生中等破壞的超越概率相差最大，分別為38.6%、36.3%和48.4%，超越概率差值在10%以內。在其他PGA的工況下，3種橋墩試件的超越概率差值不超過5%，說明它們在同樣地震波作用下，達到峰值荷載的概率基本一致。

嚴重破壞的橋墩易損性曲線如圖8（c）所示。其中，ZT1橋墩和GX1橋墩的超越概率基本一致，說明在相同PGA的地震波作用下，ZT1和GX1橋墩的反應程度差異較小。當PGA大于0.15g時，GT1橋墩發生嚴重破壞的超越概率均小于ZT1和GX1橋墩，易損性曲線區別較為明顯。當PGA為0.15g、0.2g、0.3g及0.4g時，與ZT1橋墩相比，GT1橋墩發生嚴重破壞的超越概率分別減小了6.71%、11.67%、10.32%及4.46%;與GX1橋墩相比，GT1橋墩發生嚴重破壞的超越概率分別減小了8.07%、14.86%、14.04%及5.56%，這與擬靜力試驗過程各個試件的破壞程度類似。GT1試件的墩身損傷明顯小于其他試件，可見在相同PGA的作用下GT1試件表現出更好的抗震性能。

倒塌的橋墩易損性曲線如圖8（d）所示。ZT1橋墩和GX1橋墩的超越概率差值在6%以內，當PGA為0.3g、0.4g時的易損性曲線區別較明顯，ZT1和GX1橋墩的地震反應程度整體上相差不大。當PGA大于0.15g時，GT1橋墩發生嚴重破壞的超越概率明顯小于ZT1和GX1橋墩。當PGA為0.2g、0.3g及0.4g時，與ZT1橋墩相比，GT1橋墩發生嚴重破壞的超越概率分別減小了8.05%、16.45%及12.69%;與GX1橋墩相比，GT1橋墩發生嚴重破壞的超越概率分別減小了10.75%、23.27%及16.85%。可見在相同PGA的地震作用下GT1橋墩表現出更好的抗倒塌能力。

5結語

本文基于ZT1、GX1、GT1類型橋墩的擬靜力試驗，采用墩頂位移作為損傷量化指標，確定損傷量化指標限值和橋墩抗震性能水平的劃分關系。采用OpenSees有限元分析軟件，開展試件在地震作用下的時程分析，并對其進行易損性評估，確定相對應的損傷量化指標，分析試件在地震作用下的易損性。可得出以下結論：

（1）在輕微破壞和中等破壞時，GT1橋墩的易損性曲線變化趨勢與ZT1和GX1橋墩較為接近;當PGA大于0.15g之后，GT1橋墩發生嚴重破壞和倒塌的超越概率明顯小于ZT1和GX1橋墩。

（2）GX1橋墩的地震易損性基本和ZT1試件持平，拼接縫位置采用現澆UHPM和CFST榫卯混合連接增強結構整體性，從而使得GX1裝配式橋墩也能夠擁有與現澆橋墩基本一致的抗震性能。

（3）GT1的抗震性能優于ZT1、GX1，這是由于CFST榫卯的存在，限制其墩底處拼接縫的張開程度，且提高了墩底位置的局部剛度，同時拼接縫位置采用灌漿套筒和CFST榫卯混合連接也使得結構整體性能得到增強。

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（本文編輯：張向紅）

收稿日期：20220808

基金項目：福建省自然科學基金資助項目（2019J01779）;福建省交通科技計劃項目（202024）

第一作者簡介：林上順（1972-），男，福建永泰人，博士，教授，碩士生導師，主要從事預制拼裝橋梁研究。

Email：578982122@qq.com。

通信作者：厲良勇（1998-），男，湖南永州人，碩士研究生，主要從事預制拼裝橋梁研究。Email：1272397443@qq.com。