武可爽，傅千龍，劉 澤，潘有成

1.浙江交工集團股份有限公司，浙江 杭州 310051

2.湖南科技大學土木工程學院，湖南 湘潭 411201

我國的橋梁墩柱主要采用現(xiàn)澆混凝土的方式進行建造，由于橋梁施工現(xiàn)場往往地形復雜、環(huán)境惡劣，現(xiàn)澆式橋梁墩柱施工一般具有施工難度大、人員投入多、建設周期長的特點。裝配式橋梁墩柱預先在工廠預制鋼筋混凝土構(gòu)件，運至施工場地后進行簡單拼裝即可，該種施工方法具有施工簡單、建設周期短、節(jié)能環(huán)保的特點，因而在橋梁建設中受到了人們的普遍重視[1]。

墩柱裝配的主要任務是將預制立柱和承臺、蓋梁、系梁等有效連接起來，各構(gòu)件之間的連接形式主要有灌漿套筒連接[2]、灌漿金屬波紋管連接、承插式連接、插槽式連接[3]等。由于裝配式墩柱的各個構(gòu)件是單獨預制，其整體性通常弱于現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)，尤其是連接部位更容易成為抗震薄弱環(huán)節(jié)，因此需要重點關(guān)注裝配式墩柱的橫向承載能力。研究人員主要采用往復式的擬靜力循環(huán)加載實驗來研究裝配式橋梁墩柱橫向承載與抗變形能力。姜海西等[4]開展了灌漿金屬波紋管連接立柱的擬靜力循環(huán)加載試驗，對比了整體現(xiàn)澆和預制拼裝兩種方式下墩柱的損傷與變形區(qū)別；張錫治等[5]開展了錨栓連接管柱的擬靜力循環(huán)加載試驗，研究了配筋形式對管柱能量耗散的影響特征；劉陽等[6]開展了螺紋套筒機械連接立柱的擬靜力循環(huán)加載試驗，研究了縱筋連接形式和軸壓比對試件承載能力和損傷的影響特征；顏軍等[7]開展了鋼齒槽連接立柱的擬靜力循環(huán)加載試驗，研究了該裝配式立柱的破壞形態(tài)和剛度退化特性。由于擬靜力循環(huán)加載實驗中一般只能采用短柱試件，難以直接測試實際橋梁墩柱的橫向承載性能，而數(shù)值模擬可以很方便地采用實際橋梁立柱的幾何尺寸，因此研究人員也利用數(shù)值模擬來研究橋梁墩柱的承載能力[8]。文章以富陽至諸暨高速聯(lián)絡線十店線分離式立交橋下部墩柱為例，對灌漿套筒連接橋梁墩柱在橫向往復載荷下的受力和變形行為開展有限元模擬，研究該裝配式橋梁墩柱的橫向承載性能及損傷發(fā)展規(guī)律，分析其耗能特征。

1 灌漿套筒連接式墩柱有限元模型

十店線分離立交橋位于富陽至諸暨高速聯(lián)絡線，橋梁下部結(jié)構(gòu)采用預制方形立柱、鉆孔灌注樁，立柱與樁基之間利用現(xiàn)澆承臺連接，立柱上方布置預制蓋梁。立柱與承臺、蓋梁之間采用灌漿套筒連接，承臺頂面預留插筋，立柱柱底布置鋼套筒、柱頂預留插筋，蓋梁底面布置鋼套筒。墩柱拼裝時將承臺外伸插筋伸入柱底套筒，并將柱頂外伸插筋伸入蓋梁底面套筒，再將高強無收縮水泥漿通過灌漿口灌入套筒即可完成墩柱裝配施工。有限元模型如圖1所示，由立柱、承臺、蓋梁三部分組成，其中立柱尺寸為1.3m×1.3m×10m，承臺尺寸為2.5m×2.5m×2m，蓋梁尺寸為1.7m×1.7m×1m。各構(gòu)件內(nèi)部分別植入鋼筋（含主筋、箍筋、拉筋）和鋼套筒?；炷敛捎昧骟w單元和楔形單元，鋼套筒采用六面體單元，灌漿料采用楔形單元，主筋采用梁單元，箍筋、拉筋采用桿單元。

圖1 有限元模型

計算中，立柱與承臺、蓋梁之間采用硬接觸算法，摩擦系數(shù)取0.6。邊界條件取為約束承臺底面所有節(jié)點的3個位移分量，在蓋梁頂面施加豎向載荷（578kN），在蓋梁側(cè)面施加橫向載荷（位移控制），對混凝土部件和鋼套筒施加重力載荷（混凝土24.01kN/m3、鋼套筒76.44kN/m3）。

2 材料本構(gòu)模型

計算時，墩柱混凝土材料為C40，其材料常數(shù)如表1所示；鋼筋材料為HRB400，其材料常數(shù)如表2所示。采用塑性損傷本構(gòu)模型來描述墩柱混凝土的力學響應，混凝土軸向應力應變曲線如圖2所示。采用一維彈塑性損傷模型描述鋼筋的力學響應，鋼筋應力應變曲線如圖3所示。

表1 C40混凝土材料常數(shù)

表2 HRB400鋼筋材料常數(shù)

圖2 混凝土軸向應力應變曲線

圖3 鋼筋應力應變曲線

3 墩柱橫向承載能力及耗能特性

3.1 橫向單調(diào)加載下墩柱的承載能力及損傷特性

對該裝配式墩柱在橫向載荷下的受力與變形行為進行了有限元計算。橫向載荷隨加載點橫向位移的變化曲線如圖4所示。從圖4可以看出，當橫向位移達到13mm時墩柱將發(fā)生屈服，墩柱屈服點所對應的橫向載荷為199kN，墩柱屈服后其結(jié)構(gòu)剛度逐漸降低。該屈服點所對應的混凝土損傷分布如圖5所示，可以看到緊鄰套筒頂部的側(cè)邊混凝土出現(xiàn)了一定程度的損傷，說明該處混凝土將首先開裂。此時，立柱主筋的最大應力僅為196MPa，遠低于其屈服強度，因而墩柱還能繼續(xù)承受橫向載荷。

圖4 墩柱在橫向加載下的位移-載荷曲線

圖5 墩柱屈服時混凝土的損傷分布

當圖4中橫向位移達到100mm時，墩柱的橫向載荷為470kN，則鋼筋骨架在此時的應力分布如圖6所示。圖6中，立柱主筋的最大應力為398MPa，若繼續(xù)增大橫向載荷，立柱主筋將發(fā)生屈服，可以認為墩柱達到極限承載狀態(tài)。

圖6 位移100mm時鋼筋的應力分布

3.2 橫向往復加載下墩柱的承載能力與耗能特性

對該裝配式墩柱在橫向往復加載下的受力與變形行為開展有限元模擬，往復加載過程如圖7所示。

圖7 橫向往復加載過程

循環(huán)往復加載過程中橫向載荷隨加載點橫向位移的變化曲線如圖8所示。當墩柱加載到第六級位移峰值時（69mm），其橫向承載力達到極限值（543kN），此時的主筋應力分布如圖9所示。從圖9可以看到，立柱主筋在位于鋼套筒與承臺鋼筋之間的節(jié)段具有最大應力（539MPa），即將達到HRB400鋼筋的強度極限（540MPa）。

圖8 循環(huán)加載位移-載荷滯回曲線

圖9 第六級位移峰值時的主筋應力分布

墩柱加載到第七級位移峰值時主筋的損傷分布如圖10所示。由圖10可以看出，鋼套筒與承臺鋼筋之間節(jié)段內(nèi)部分主筋的損傷值接近于1，說明該部分主筋將發(fā)生斷裂，墩柱基本喪失橫向承載能力。

圖10 第七級位移峰值時的主筋損傷

為了分析該裝配式墩柱的耗能特性，計算墩柱的能量耗散系數(shù)，其計算公式為

式中：Sb為位移-載荷滯回曲線外包絡線的面積；為最大正、反向峰值載荷；為最大正、反向峰值位移。

由式（1）和圖8可得，墩柱的能量耗散系數(shù)為1.15，表明該墩柱具有較好的能量耗散性能。利用圖8中各峰值點所構(gòu)成的骨架曲線如圖11所示。利用圖11可以計算墩柱的割線剛度，其計算公式為

圖11 循環(huán)加載骨架曲線

將圖11中的相應數(shù)值代入式（2）即可得到墩柱的割線剛度，其各級割線剛度如圖12所示。從圖12可以看出，當循環(huán)載荷低于極限值時，墩柱剛度隨著橫向加載級別的提高而穩(wěn)定下降；然而當循環(huán)載荷達到極限值以后，墩柱剛度則會迅速下降。

圖12 墩柱割線剛度

4 結(jié)論

文章基于有限元模擬，研究了灌漿套筒連接預制墩柱的橫向承載能力和耗能特性，得出如下結(jié)論：

（1）墩柱屈服時，緊鄰套筒頂部的側(cè)邊混凝土出現(xiàn)一定范圍的損傷區(qū)域，說明該處混凝土將首先開裂。然而，此時立柱主筋的最大應力遠低于其屈服強度，說明墩柱屈服后仍具有較強的橫向承載能力。主筋屈服時墩柱的橫向載荷為470kN、橫向位移為100mm，表明該墩柱具有較好的橫向承載與變形能力。

（2）往復循環(huán)加載時，立柱主筋的最大應力出現(xiàn)在位于鋼套筒與承臺鋼筋之間的節(jié)段。當墩柱的橫向承載力達到極限值（543kN）時，該節(jié)段主筋的最大應力將達到強度極限，繼續(xù)加載后該節(jié)段主筋會率先斷裂，并使墩柱迅速喪失承載能力。

（3）當循環(huán)載荷低于極限值時，墩柱剛度隨著橫向載荷級別的提高而穩(wěn)定下降；當循環(huán)載荷達到極限值以后，墩柱剛度則會迅速下降。