閆 暢， 宋祖鶴， 張金康， 劉 朵 ， 張建東,

(1. 蘇交科集團(tuán)股份有限公司， 江蘇 南京 211112； 2. 南京工業(yè)大學(xué)， 江蘇 南京 211816；3. 南京市公路事業(yè)發(fā)展中心， 江蘇 南京 210008)

引 言

近年來(lái)隨著橋梁工程工業(yè)化和標(biāo)準(zhǔn)化的發(fā)展，裝配式橋墩因其工廠化預(yù)制、環(huán)境影響小、施工速度快、安全性高等優(yōu)點(diǎn)在國(guó)內(nèi)外得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用[1]。裝配式橋墩需要解決的關(guān)鍵技術(shù)問(wèn)題是預(yù)制構(gòu)件之間的連接方式。目前常見(jiàn)的連接方式有現(xiàn)澆濕接縫連接、預(yù)應(yīng)力連接、承插式連接、灌漿波紋管連接、灌漿套筒連接等[2-3]。其中灌漿套筒連接最早由美籍華裔科學(xué)家余占疏博士于20世紀(jì)60年代發(fā)明[4]，經(jīng)過(guò)幾十年的推廣，目前灌漿套筒連接在裝配式建筑中得到了較為廣泛的應(yīng)用，在裝配式橋墩中的推廣應(yīng)用相對(duì)較晚。1992年，美國(guó)弗洛里達(dá)州的Edison橋首次采用了這種連接形式[5]；2012年，我國(guó)在上海S6公路工程中首次運(yùn)用該種預(yù)制橋墩[6]，此后，灌漿套筒連接的預(yù)制橋墩陸續(xù)在上海、江蘇、湖南等地推廣應(yīng)用[7]。

針對(duì)灌漿套筒連接的裝配式橋墩，國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者已經(jīng)開(kāi)展了一部分試驗(yàn)和理論研究[8-12]。文獻(xiàn)[8]通過(guò)與傳統(tǒng)現(xiàn)澆橋墩的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)該種連接形式可以取得類(lèi)似于現(xiàn)澆橋墩的抗震性能，達(dá)到“等同現(xiàn)澆”的設(shè)計(jì)效果。文獻(xiàn)[9]發(fā)現(xiàn)鋼質(zhì)套筒的位置對(duì)抗震性能影響較大，將套筒布置在墩身底部會(huì)導(dǎo)致剛度變大，使塑性鉸區(qū)轉(zhuǎn)移至套筒頂面；將套筒布置在承臺(tái)內(nèi)比布置在墩身內(nèi)有助于獲得良好的抗震效果。文獻(xiàn)[10]進(jìn)行了5組擬靜力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)采用灌漿套筒連接的預(yù)制拼裝橋墩主要表現(xiàn)為彎剪破壞模式，截面中心增設(shè)無(wú)黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的試件，可提高抗剪承載力，并降低殘余變形。文獻(xiàn)[11]對(duì)比了灌漿套筒連接形式與灌漿波紋管連接形式，研究結(jié)果表明，套筒連接裝配式橋墩的位移延性與累積耗能能力優(yōu)于金屬波紋管連接的裝配式橋墩。文獻(xiàn)[12]建立了節(jié)段式橋墩受力性能的數(shù)值分析方法，并對(duì)軸壓力、砂漿強(qiáng)度等因素進(jìn)行了參數(shù)分析。

從上述的研究可以發(fā)現(xiàn)，研究連接部位構(gòu)造參數(shù)對(duì)套筒連接橋墩的抗震性能的影響具有十分重要的工程意義，但是大部分學(xué)者受試件數(shù)量限制，涉及的參數(shù)較少。本文以套筒連接的預(yù)制裝配式橋墩為對(duì)象建立了實(shí)體有限元模型，通過(guò)數(shù)值模擬的方法，對(duì)可能影響抗震性能的套筒長(zhǎng)度、套筒厚度和配箍率等構(gòu)造參數(shù)進(jìn)行了分析，對(duì)已有研究進(jìn)行了補(bǔ)充，以期對(duì)實(shí)際工程的設(shè)計(jì)提供參考。

1 計(jì)算參數(shù)

以某工程采用的裝配式單柱墩為依托，按1∶5的比例對(duì)橋墩進(jìn)行縮尺研究，每個(gè)模型由三部分組成，由上到下分別為加載端、墩身和基礎(chǔ)。整個(gè)模型高2900 mm，墩身高1800 mm，加載點(diǎn)至接縫面距離為2000 mm；墩柱截面為正方形，尺寸為400 mm×400 mm；縱向鋼筋為12根直徑18 mm的HRB400鋼筋；箍筋為HRB400，直徑8 mm。

主要研究套筒長(zhǎng)度、套筒壁厚和塑性鉸區(qū)配箍率對(duì)橋墩抗震性能的影響，利用有限元軟件ABAQUS建立7個(gè)有限元模型對(duì)其抗震性能進(jìn)行了數(shù)值分析，具體參數(shù)如表1所示。其中GSC為原型模型，表示套筒布置在預(yù)制墩身底部(Grouting-sleeve-column)的預(yù)制橋墩。文獻(xiàn)[13]規(guī)定鋼筋插入套筒的錨固長(zhǎng)度不應(yīng)小于8d(d為鋼筋直徑)，文獻(xiàn)[14]規(guī)定鋼筋插入套筒的錨固長(zhǎng)度不應(yīng)小于10d，本次研究取鋼筋插入深度為10 d，8 d和6 d，對(duì)應(yīng)套筒長(zhǎng)度參數(shù)為370，298和226 mm，分別對(duì)應(yīng)GSC、GSC-L298和GSC-L226模型。文獻(xiàn)[15]規(guī)定套筒壁厚不應(yīng)小于4 mm，本次研究取套筒壁厚為9，6.5和4 mm，分別對(duì)應(yīng)GSC、GSC-T6.5和GSC-T4模型。此外，GSC-HSR模型塑性鉸區(qū)體積配箍率為2.56%，GSC-LSR模型塑性鉸區(qū)體積配箍率為0.64%，其余參數(shù)與原型模型保持不變。

表1 模型參數(shù)

本次預(yù)制裝配式單柱墩的抗震性能分析運(yùn)用實(shí)體有限單元法，通過(guò)有限元軟件ABAQUS進(jìn)行模擬[16]?；炷敛捎每s減積分八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(C3D8R)，灌漿套筒等效為梁?jiǎn)卧?B31)，鋼筋采用桁架單元(T3D2)；混凝土本構(gòu)模型采用塑性損傷模型(CDP模型)，灌漿套筒本構(gòu)模型采用理想彈塑性模型，鋼筋本構(gòu)模型采用雙折線模型；將鋼筋內(nèi)置在混凝土中，套筒與鋼筋和混凝土之間均采用Tie連接方式；將基礎(chǔ)在底部進(jìn)行固結(jié)處理并假定其為剛性結(jié)構(gòu)。數(shù)值模擬采用位移控制加載方式，位移比δ定義為加載點(diǎn)水平位移與加載點(diǎn)到接縫面垂直距離的比值，按位移比0.2%的倍數(shù)進(jìn)行單周往復(fù)加載，當(dāng)δ達(dá)到6%時(shí)終止模擬。

2 計(jì)算結(jié)果2.1 套筒尺寸的影響

為了研究套筒的連接性能，目前很多學(xué)者通過(guò)改變套筒尺寸來(lái)提高灌漿料與鋼筋粘結(jié)強(qiáng)度[17-18]，但是針對(duì)預(yù)制橋墩整體抗震性能尚缺乏系統(tǒng)研究。根據(jù)ABAQUS的分析數(shù)據(jù)，分析了不同套筒尺寸下預(yù)制橋墩的滯回曲線及骨架曲線，然后進(jìn)一步分析了塑性鉸區(qū)域的變化，比較了不同套筒尺寸下的預(yù)制橋墩抗震性能的差異。

計(jì)算所得預(yù)制橋墩的滯回曲線如圖1所示?？梢钥闯觯煌Ｐ偷臏厍€均比較飽滿，說(shuō)明5種模型構(gòu)件都具有較強(qiáng)的變形能力。改變套筒尺寸后滯回曲線變形趨勢(shì)一致，改變套筒尺寸并不會(huì)顯著影響耗能能力和自復(fù)位能力。將模型在每個(gè)滯回環(huán)最大的荷載值取點(diǎn)，連成如圖2所示的骨架曲線，并通過(guò)計(jì)算得到相應(yīng)指標(biāo)如表2所示，反映了模型的承載力特征?？梢钥闯?，增大套筒長(zhǎng)度和厚度，模型最大承載力會(huì)隨之上升。GSC模型的最大承載力比GSC-L298、GSC-L226模型分別高出4.2%和4.4%，比GSC-T6.5、GSC-T4模型分別高出1.1%和3.5%，等效屈服荷載基本相近。模型初始剛度隨套筒長(zhǎng)度和壁厚增加而呈增大趨勢(shì)，而屈服剛度和屈服后剛度無(wú)明顯變化規(guī)律?？傮w來(lái)看，可以發(fā)現(xiàn)各模型的各指標(biāo)差別不大。所以改變套筒尺寸，對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能影響不大。

圖1 不同套筒尺寸模型滯回曲線

圖2 不同套筒尺寸模型骨架曲線對(duì)比

表2 不同套筒尺寸模型骨架曲線指標(biāo)

圖3為各模型墩柱內(nèi)主筋在不同加載位移比下的應(yīng)力大小。由圖3可知，主筋應(yīng)力隨著加載位移的增加而增加，隨著位置高度的降低而增加，在套筒處應(yīng)力又急劇減小。加載初期，應(yīng)力隨加載位移的增大而增大；加載中后期其應(yīng)力基本保持不變。GSC模型的套筒內(nèi)應(yīng)力最大達(dá)到124 MPa，GSC-L298模型的套筒內(nèi)應(yīng)力最大達(dá)到116 MPa，GSC-L226模型的套筒內(nèi)應(yīng)力最大達(dá)到153 MPa，套筒高度對(duì)應(yīng)力影響并不明顯。隨著套筒壁厚的減小，其套筒上應(yīng)力隨之增加，GSC-T6.5模型的套筒內(nèi)應(yīng)力最大達(dá)到155 MPa，GSC-T4模型的套筒內(nèi)應(yīng)力最大達(dá)到290 MPa，較GSC模型增大133.9%，但所有套筒內(nèi)應(yīng)力均遠(yuǎn)小于套筒550 MPa的抗拉強(qiáng)度，說(shuō)明鋼筋與套筒錨固效果良好，套筒規(guī)格均能滿足應(yīng)力要求。

圖3 主筋應(yīng)力分布

對(duì)于鋼筋混凝土墩柱，由于材料復(fù)雜且各向異性，當(dāng)墩柱在側(cè)向力作用下發(fā)生塑性變形，彎矩最大處集中在一段區(qū)域中，該段區(qū)域即為墩柱的塑性鉸區(qū)。試驗(yàn)中一般可以通過(guò)觀察墩底混凝土剝落范圍來(lái)大致確定塑性鉸區(qū)域，在數(shù)值模型中通過(guò)鋼筋屈服范圍確定塑性鉸區(qū)域，即縱筋屈服法?？v筋屈服法是指墩柱在往復(fù)荷載推拉過(guò)程中，沿墩柱高度方向的縱筋會(huì)陸續(xù)屈服，形成了一個(gè)縱筋的屈服區(qū)域，將這個(gè)區(qū)域定義為塑性鉸區(qū)域。在模擬中提取不同位移比下的沿墩高方向的縱筋應(yīng)力值，當(dāng)墩柱破壞后(即加載后期)，選取應(yīng)力最大的縱筋，并沿著墩高讀取應(yīng)力值，將應(yīng)力大于屈服應(yīng)力的區(qū)域作為塑性鉸區(qū)域。根據(jù)圖3中應(yīng)力變化，塑性鉸長(zhǎng)度計(jì)算如表3所示。由表3比較可知，預(yù)埋在墩身內(nèi)的套筒如果長(zhǎng)度增大會(huì)使塑性鉸區(qū)呈上升趨勢(shì)；而相同套筒長(zhǎng)度下壁厚增大會(huì)減小塑性鉸高度。

表3 塑性鉸長(zhǎng)度

2.2 配箍率的影響

文獻(xiàn)[19]的試驗(yàn)結(jié)果表明：套筒預(yù)埋在墩身中的試件在套筒位置剛度大，套筒高度范圍內(nèi)裂縫很少，裂縫集中于接縫和套筒頂部2個(gè)區(qū)域。因此判斷，增加塑性鉸區(qū)的配箍率可以提高墩柱承載能力。為驗(yàn)證這一點(diǎn)，將配箍率也作為影響參數(shù)進(jìn)行分析。根據(jù)ABAQUS的分析數(shù)據(jù)，不同塑性鉸區(qū)配箍率下預(yù)制橋墩的滯回曲線及骨架曲線如圖4和圖5所示，各試件的骨架曲線指標(biāo)如表4所示。

表4 不同配箍率模型骨架曲線指標(biāo)

圖4 不同配箍率模型滯回曲線

圖5 不同配箍率模型骨架曲線對(duì)比

從圖4滯回曲線可以看出，配箍率發(fā)生變化，對(duì)滯回曲線影響不大，各模型滯回曲線趨勢(shì)基本一致。從圖5骨架曲線可以看出，各模型在峰值荷載前骨架曲線基本重合，峰值荷載后由于箍筋對(duì)混凝土的約束強(qiáng)度不同，骨架曲線開(kāi)始出現(xiàn)變化，骨架曲線高度隨著配箍率的增大而增大。隨著配箍率每增大一倍，峰值荷載將增加4.3%及5.5%，屈服荷載將增加3.5%及6%。另一方面，剛度指標(biāo)變化幅度較小，這是由于套筒的存在增大了底部剛度，對(duì)區(qū)域內(nèi)混凝土保護(hù)較好，這與試驗(yàn)結(jié)果相吻合。

由于配箍率不同對(duì)塑性鉸區(qū)混凝土具有不同的約束效應(yīng)，繼續(xù)研究各模型混凝土塑性應(yīng)變的分布情況，如圖6-7所示。由圖6可以看出，各模型等效塑性應(yīng)變分布在套筒以上墩柱中間部位，有向四周發(fā)展的趨勢(shì)。當(dāng)GSC-LSR模型破壞時(shí)，如圖7(a)所示，等效塑性應(yīng)變區(qū)域分布高度明顯增大，且分布不均勻，墩柱左側(cè)分布范圍較大，說(shuō)明GSC-LSR模型因配箍率較低，容易發(fā)生彎剪破壞。當(dāng)GSC模型和GSC-HSR模型達(dá)到破壞后，其等效塑性應(yīng)變分布如圖7(b)和圖7(c)所示，其等效塑性應(yīng)變分布不同于GSC-LSR模型，兩模型墩柱左右兩側(cè)分布均勻，呈Y型。綜合對(duì)比各模型混凝土的等效塑性應(yīng)變分布，可以發(fā)現(xiàn)，GSC模型和GSC-HSR模型等效塑性應(yīng)變分布高度明顯小于GSC-LSR模型，而GSC-HSR模型等效塑性應(yīng)變分布高度小于GSC模型，說(shuō)明配箍率增加后，箍筋對(duì)混凝土的約束作用也在提高，墩柱在往復(fù)荷載作用下混凝土開(kāi)裂后，箍筋可以更有效地承擔(dān)剪力，保證墩柱有較高的抗剪承載力以抵抗地震作用，建議配箍率保持在1.28%-2.56%。

圖6 屈服時(shí)等效塑性應(yīng)變

圖7 破壞時(shí)等效塑性應(yīng)變

3 結(jié) 論

(1)套筒高度變化不能顯著影響套筒上應(yīng)力大小，但隨著套筒壁厚的減小，其套筒上應(yīng)力隨之增加。墩柱塑性鉸區(qū)會(huì)隨著套筒長(zhǎng)度的增加而上移，塑性鉸長(zhǎng)度在1.2D-1.38D之間變化。

(2)塑性鉸區(qū)配箍率增加后，墩柱混凝土等效塑性應(yīng)變分布高度相對(duì)減小，箍筋對(duì)塑性鉸區(qū)混凝土的約束作用在提高，墩柱在往復(fù)荷載作用下混凝土開(kāi)裂后，箍筋可以更有效地承擔(dān)剪力，保證墩柱有較高的抗剪承載力以抵抗地震作用。

(3)總體來(lái)說(shuō)，在規(guī)范允許范圍內(nèi)改變套筒尺寸，對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能影響不大。增大配箍率，可以提高一定的承載力，但對(duì)結(jié)構(gòu)剛度影響較小，配箍率宜保持在1.28%-2.56%。