王芳 江忠貴 王建成 施文龍

1.中國國家鐵路集團(tuán)有限公司工程管理中心，北京 100038；2.中國鐵路烏魯木齊局集團(tuán)有限公司，烏魯木齊 830006

采用預(yù)制拼裝橋梁施工技術(shù)是實(shí)現(xiàn)橋梁工程快速施工的重要途徑之一。采用預(yù)制拼裝技術(shù)可以減少現(xiàn)場施工作業(yè)時間，保證結(jié)構(gòu)質(zhì)量，在工廠預(yù)制也有利于高性能材料的應(yīng)用，進(jìn)一步提高預(yù)制構(gòu)件耐久性，提升其全壽命使用性能，降低維護(hù)成本。

橋梁預(yù)制節(jié)段拼裝技術(shù)規(guī)模應(yīng)用最早起源于法國，在歐洲、美國的城市高架橋中廣泛應(yīng)用。法國E. 弗萊西奈在1945—1948 年首先對預(yù)應(yīng)力混凝土橋進(jìn)行了預(yù)制拼裝施工。美國1971 年建造了第一座節(jié)段拼裝橋梁——德克薩斯州珀斯克里斯蒂市的約翰肯尼迪堤道橋，1978 年建成第一座采用預(yù)制拼裝橋墩技術(shù)的北卡萊羅納Linn Cove 高架橋。1996 年建成的英國塞文二橋引橋（跨海越江）采用了預(yù)制拼裝橋墩技術(shù)。1997 年建成的丹麥—瑞典厄勒海峽大橋全部采用了沉箱基礎(chǔ)和節(jié)段拼裝橋墩。2007 年日本開展了新型預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的研究。

我國從20 世紀(jì)50 年代起開始進(jìn)行拼裝橋墩的應(yīng)用［1］，70年代首次在長大干線上逐段采用裝配式橋涵。經(jīng)過多年發(fā)展，梁部結(jié)構(gòu)已基本實(shí)現(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)化預(yù)制，對于橋面附屬結(jié)構(gòu)，也研究出了整體式橋面系的預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)，而橋梁下部結(jié)構(gòu)預(yù)制拼裝技術(shù)相對滯后。21世紀(jì)初開始，我國進(jìn)一步研究和推廣橋梁下部結(jié)構(gòu)預(yù)制拼裝技術(shù)，并在東?？绾４髽颉⑸虾ｉL江大橋、杭州灣跨海大橋、金塘大橋、港珠澳大橋等跨江、跨海橋梁建設(shè)中，橋墩預(yù)制拼裝技術(shù)得到了成功應(yīng)用。在穿越繁忙市區(qū)、人口密集區(qū)域的市政橋梁也采用了預(yù)制拼裝技術(shù)，大大加快了施工進(jìn)度，減少了對周圍環(huán)境的干擾［2］。目前對于預(yù)制拼裝橋墩還沒有統(tǒng)一的規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)，各地頒布了地方性標(biāo)準(zhǔn)，如上海市發(fā)布了DG∕TJ 08-2160—2015《預(yù)制拼裝橋墩技術(shù)規(guī)程》［3］。

為了研究預(yù)制拼裝橋墩受力性能，在和若鐵路開展了灌漿套筒連接、承插式連接和預(yù)應(yīng)力連接三種連接形式的預(yù)制拼裝橋墩現(xiàn)場實(shí)尺擬靜力試驗(yàn)。通過現(xiàn)場試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析三種連接方式的試驗(yàn)墩在地震工況下的受力。

1 橋墩的連接形式

根據(jù)運(yùn)輸?shù)跹b能力，橋墩可劃分為柱節(jié)段、蓋梁等構(gòu)件進(jìn)行預(yù)制。節(jié)段間可采用多種連接方式，通常采用灌漿套筒連接、承插式連接、預(yù)應(yīng)力連接和濕接縫等。對于預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)，構(gòu)件或節(jié)段間的有效連接對結(jié)構(gòu)整體性能有較大影響。

1.1 灌漿套筒連接

灌漿套筒連接一般用灌漿料與螺紋鋼筋和套筒壁間進(jìn)行黏結(jié)，從而達(dá)到連接部位對接錨固作用［4］。國內(nèi)外學(xué)者對采用灌漿套筒連接的預(yù)制拼裝橋梁墩柱進(jìn)行了力學(xué)性能研究，文獻(xiàn)［5-10］研究了灌漿套筒的連接方式，橋墩整體受力性能受灌漿套筒的預(yù)埋位置、套筒長度、灌漿材料等因素的影響，由于套筒剛度大，在接頭區(qū)域易形成剛性區(qū)域而產(chǎn)生裂縫。與整體現(xiàn)澆橋墩相比，采用灌漿套筒連接的預(yù)制拼裝橋墩的等效塑性鉸高度降低。當(dāng)灌漿套筒直徑越大、長度越長時，橋墩連接處應(yīng)力集中越明顯，與整體現(xiàn)澆橋墩性能差異逐漸變大，橋墩最終破壞形式由傳統(tǒng)的塑性鉸區(qū)域混凝土破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槎盏捉涌p處混凝土拉裂及鋼筋拉斷。

京雄鐵路預(yù)制拼裝式橋墩采用了灌漿套筒連接方式，如圖1所示。

圖1 灌漿套筒在橋墩的連接示意

1.2 承插式連接

承插式連接一般是直接將預(yù)制的橋墩墩柱插入承臺的預(yù)留槽中，采用灌漿料進(jìn)行填縫，形成橋墩-承臺整體連接構(gòu)造。采用承插式連接的優(yōu)點(diǎn)是施工精度要求比其他連接方式要低，施工工序簡單，現(xiàn)場作業(yè)量少，環(huán)境污染小?，F(xiàn)有研究表明［11］，采用承插式連接的預(yù)制拼裝橋墩力學(xué)性能取決于橋墩的插入深度和接縫灌漿料的黏結(jié)性能。2013 年，美國華盛頓州SR520 公路的Interstate5號橋梁采用了預(yù)制拼裝技術(shù)并應(yīng)用了承插式連接［12］。文獻(xiàn)［13-17］對預(yù)制拼裝橋梁墩柱的承插深度、灌漿材料及力學(xué)性能進(jìn)行了相關(guān)研究。

鄭濟(jì)鐵路濮陽至省界段裝配式橋梁采用承插式連接進(jìn)行橋墩施工，如圖2所示。

圖2 橋墩承插式連接示意（單位：cm）

1.3 預(yù)應(yīng)力連接

預(yù)應(yīng)力連接是指預(yù)制墩柱節(jié)段拼裝后通過后張預(yù)應(yīng)力筋將墩柱連接成整體的連接方式。預(yù)應(yīng)力筋可采用鋼絞線或精軋螺紋鋼。國內(nèi)外學(xué)者對預(yù)應(yīng)力連接預(yù)制拼裝橋墩力學(xué)性能進(jìn)行了研究，Hewes［18］開展了大比例尺的預(yù)制拼裝橋墩抗震性能研究。根據(jù)目前研究成果，有黏結(jié)預(yù)應(yīng)力連接在地震作用下復(fù)位能力較好，可以減小地震引起的變形，但是存在耗能能力差，預(yù)應(yīng)力損失嚴(yán)重等問題；無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力連接可適應(yīng)地震作用下的變形。

港珠澳大橋非通航孔深水區(qū)橋墩采用φ75大直徑預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)螺紋鋼筋錨固體系拼接［19］，見圖3。

圖3 橋墩預(yù)應(yīng)力連接示意

1.4 濕接縫

濕接縫是節(jié)段通過鋼筋連接并澆筑一定高度的混凝土完成拼接。濕接縫對拼接面匹配精度要求相對較低，但存在一定的現(xiàn)場工作量，需要綁扎接縫處鋼筋、立模澆筑接縫混凝土且養(yǎng)護(hù)難度較大。

2 拼裝橋墩實(shí)尺試驗(yàn)

現(xiàn)有的節(jié)段拼裝橋墩大部分建造在中低烈度地震區(qū)，存在兩方面問題：①節(jié)段拼裝橋墩的研究仍然不夠充分，理論與實(shí)踐相對缺乏；②與現(xiàn)澆橋墩相比較，節(jié)段拼裝橋墩整體性能較差，地震作用下雖然殘余位移比現(xiàn)澆橋墩小，但耗能性能明顯不足。

為了研究拼裝橋墩的抗震參數(shù)，在和若鐵路開展了現(xiàn)場橋墩實(shí)尺的沖擊振動試驗(yàn)和擬靜力試驗(yàn)。

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

為研究不同連接方式的裝配式橋墩受力性能，制作了灌漿套筒連接、預(yù)應(yīng)力筋承插式連接和預(yù)應(yīng)力淺槽式三種連接方式的試驗(yàn)墩。足尺試驗(yàn)橋墩參數(shù)見表1。

表1 足尺試驗(yàn)橋墩參數(shù)

2.1.1 灌漿套筒連接

橋墩墩高8 m，墩身整體預(yù)制，墩身與蓋梁、承臺采用灌漿套筒連接。灌漿套筒預(yù)埋在墩身底部，定位時承臺預(yù)埋鋼筋插入橋墩灌漿套筒內(nèi)，完成墩身與承臺的連接。蓋梁內(nèi)與鋼筋對應(yīng)位置預(yù)埋灌漿套筒，墩身底部預(yù)埋鋼筋插入灌漿套筒內(nèi)，完成蓋梁與墩身的連接。

2.1.2 預(yù)應(yīng)力承插式連接

橋墩墩高12 m，蓋梁與墩身采用預(yù)應(yīng)力鋼束連接，鋼束錨固段預(yù)埋在橋墩內(nèi)。承臺頂部預(yù)留深80 cm 的深槽，橋墩放入深槽內(nèi)，灌注微膨脹混凝土完成墩身與承臺的連接。

2.1.3 預(yù)應(yīng)力淺槽式連接

橋墩墩高15 m，蓋梁、墩身及承臺通過預(yù)應(yīng)力鋼束連接，錨固端預(yù)埋在承臺內(nèi)，橋墩安裝定位后，在蓋梁頂張拉預(yù)應(yīng)力鋼束。承臺在施工過程中，墩身處預(yù)留深15 cm 的淺槽，拼接面采用膠接。鋼束張拉完畢后，淺槽內(nèi)灌注微膨脹混凝土。

2.2 試驗(yàn)加載方法

水平分級加載至墩頂位移90 mm，得到墩柱開裂、屈服及最大承載力時的荷載-位移曲線，拼接處的受力狀態(tài)以及橋墩的破壞模式。

2.3 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)加載分為作用于墩頂?shù)暮愣ǖ呢Q向軸力荷載和側(cè)向水平位移荷載。具體的加載步驟如下：

Step1 施加豎向恒載。先在橋墩上設(shè)置豎向反力架，通過千斤頂在墩頂一次性施加2 000 kN 豎向軸力，并在整個試驗(yàn)過程中保持恒定不變。

Step2 預(yù)加載。為檢測試驗(yàn)設(shè)備是否工作正常，在水平方向先施加10%的開裂荷載。若一切正常，卸載至0，準(zhǔn)備正式開始加載。

Step3 施加水平位移荷載。側(cè)向加載采用位移控制逐級施加的方法。按照墩頂水平位移5、10、15、20、25、30、35、40、45、50、55、60、65、70、75、80、85、90 mm 逐級施加，每個荷載幅值下穩(wěn)定5 min，觀測試驗(yàn)墩的裂縫開展情況。

測點(diǎn)布置：鋼筋和混凝土受力應(yīng)變片分別布置在墩底、墩頂及計(jì)算塑性鉸區(qū)域的受拉側(cè)和受壓側(cè)。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 振動特性

在擬靜力試驗(yàn)前，利用地脈動信號確定8、12 m 預(yù)應(yīng)力承插式連接以及15 m 預(yù)應(yīng)力淺槽式連接試驗(yàn)墩的自振頻率。橋墩的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果對比見表2。

表2 橋墩試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果對比

由表2 計(jì)算可得：現(xiàn)階段養(yǎng)護(hù)條件下12、15 m 試驗(yàn)墩的強(qiáng)度分別為設(shè)計(jì)強(qiáng)度的60% ～ 70%、70% ～90%、80%～90%。

3.2 混凝土受力后裂縫發(fā)展情況

逐級加載情況下，3個試驗(yàn)墩墩身裂縫發(fā)展情況如下：

1）8 m 試驗(yàn)墩墩頂水平位移為15 mm 時，試驗(yàn)墩出現(xiàn)第一條裂縫，位于套筒與墩身鋼筋拼接處。水平加載位移為25 mm 時，墩底與承臺拼接處開裂，且隨著加載位移量的增大裂縫開展迅速。水平加載位移為49 mm 時，高度1.6 m 附近外側(cè)混凝土達(dá)到開裂應(yīng)變，但是裂縫發(fā)展較緩慢，可判斷此試驗(yàn)墩的塑性鉸高度在1.6 m 左右；蓋梁與墩身拼接縫處（墩頂）混凝土拉應(yīng)變沒有達(dá)到最大值，混凝土處于未開裂狀態(tài)；受壓側(cè)混凝土壓應(yīng)變沒有達(dá)到最大值，混凝土處于未壓潰狀態(tài)。

2）12 m試驗(yàn)墩分為2種。

①墩底有1.0 m 高填芯混凝土。當(dāng)試驗(yàn)墩墩頂水平加載位移為10 mm 時，試驗(yàn)墩受拉側(cè)出現(xiàn)第一條裂縫，位于墩身與承臺拼接處；當(dāng)水平加載位移量為21 mm 時，墩身受拉側(cè)高度為1.8 m 處出現(xiàn)環(huán)形裂縫；受壓側(cè)混凝土壓應(yīng)變沒有達(dá)到最大值，混凝土處于未壓潰狀態(tài)。

②墩底無填芯混凝土。當(dāng)水平加載位移21 mm時，試驗(yàn)墩受拉側(cè)混凝土出現(xiàn)多條裂縫，分別位于墩身與承臺拼接處、高度1.8 m 處；受壓側(cè)混凝土壓應(yīng)變沒有達(dá)到最大值，混凝土處于未壓潰狀態(tài)。

3）15 m試驗(yàn)墩分為2種。

①墩底有1 m 填芯混凝土。水平加載位移為15 mm 時，受拉側(cè)墩底與承臺拼接處和受拉側(cè)高度2.0 m 處出現(xiàn)裂縫；水平加載位移為25 mm 時，高度0.8 m 處（墩身剛度突變分界區(qū)域）的外側(cè)混凝土應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變，混凝土開裂。受壓側(cè)混凝土沒有發(fā)生壓潰現(xiàn)象。

②墩底無填芯混凝土。水平加載位移為15 mm時，試驗(yàn)墩受拉側(cè)出現(xiàn)第一條裂縫，位于墩身與承臺拼接處；水平加載位移為20 mm 時，受拉側(cè)塑性鉸高度處的外側(cè)混凝土應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變，混凝土開裂。受壓側(cè)混凝土壓應(yīng)變沒有達(dá)到最大值，混凝土處于未壓潰狀態(tài)。

3.3 鋼筋應(yīng)變

1）8 m試驗(yàn)墩

當(dāng)試驗(yàn)墩頂部水平加載位移為15 mm 時，套筒與墩身拼接處、高度1.6 m 處附近截面外側(cè)鋼筋進(jìn)入屈服狀態(tài)。根據(jù)沖擊試驗(yàn)測得的自振頻率進(jìn)行分析，是由于墩柱混凝土強(qiáng)度僅到設(shè)計(jì)強(qiáng)度的45%所致。

2）12 m試驗(yàn)墩

①有填芯混凝土。當(dāng)水平加載位移為21.8 mm時，受拉側(cè)墩底與承臺拼接處外側(cè)鋼筋應(yīng)變量達(dá)到屈服值，鋼筋開始屈服；當(dāng)水平加載位移為40.6 mm 時，受拉側(cè)墩底與承臺拼接處內(nèi)側(cè)鋼筋應(yīng)變量達(dá)到屈服值，鋼筋開始屈服；受壓側(cè)鋼筋應(yīng)變沒有達(dá)到最大值，處于彈性狀態(tài)。②無填芯混凝土。整個加載過程中，12 m 試驗(yàn)墩墩身鋼筋應(yīng)變沒有達(dá)到最大值，始終處于彈性狀態(tài)。

3）15 m試驗(yàn)墩

①有填芯混凝土。水平加載位移為45 mm 時，受拉側(cè)墩底與承臺連接處外側(cè)鋼筋到屈服應(yīng)變，墩身剛度突變分界處外側(cè)鋼筋、高度2.0 m 處外側(cè)鋼筋達(dá)到屈服應(yīng)變，開始屈服。②無填芯混凝土。整個位移加載過程中，墩身鋼筋沒有達(dá)到最大值，處于彈性狀態(tài)。

3.4 破壞形態(tài)

2 000 kN 豎向荷載情況下，不同橋墩的破壞情況如下：

1）8 m 試驗(yàn)墩裂縫集中出現(xiàn)在受拉側(cè)墩底，受壓側(cè)沒有觀測到壓潰現(xiàn)象。在破壞過程中，首先是墩底高度0.5 m 處（預(yù)埋在墩身中套筒的頂面高度）出現(xiàn)細(xì)長裂縫；隨著加載位移加大，墩底與承臺拼接處開裂且裂縫較明顯；進(jìn)一步開展，兩條裂縫貫穿整個受拉側(cè)，墩身與承臺拼接處最大裂縫寬度為12 mm，內(nèi)部套筒可見。裂縫產(chǎn)生的原因：套筒預(yù)埋在墩身底部，套筒的上下斷面高度處存在剛度突變。試驗(yàn)墩墩頂受力后，這兩個剛度突變處截面薄弱，率先開裂，位移繼續(xù)增加導(dǎo)致與套筒連接的鋼筋被拉脫，受拉側(cè)翹起破壞。

2）12 m 試驗(yàn)墩的破壞形式是以彎曲破壞為主的延性破壞。墩底有無后澆高度為1.0 m 的鋼筋混凝土墩身裂縫開展情況不同。墩底無后澆鋼筋混凝土的墩身破壞集中在受拉側(cè)墩底與墩身拼接處，裂縫高度集中在墩底高度0.3 m 的范圍內(nèi)；墩底有后澆鋼筋混凝土的墩身除了貫穿受拉側(cè)墩底的環(huán)向裂縫外，剛度突變（有無后澆段）分界面處沿軸向開展豎向裂縫。高度1.8 m 附近混凝土開裂，試驗(yàn)墩墩身形成塑性鉸，塑性鉸高度為1.8 m左右。

3）15 m 試驗(yàn)墩的破壞形式是以彎曲破壞為主的延性破壞。墩身裂縫均為貫穿整個受拉側(cè)的環(huán)形裂縫，墩底有高度1.0 m 后澆鋼筋混凝土的墩身裂縫明顯多于墩底無后澆鋼筋混凝土的。墩身拼接縫處均產(chǎn)生裂縫。試驗(yàn)墩在高度2.0 m 附近混凝土開裂，形成塑性鉸，塑性鉸高度為2.0 m。

4 骨架曲線

在6、7、8、9度地震作用水平力下，8、12、15 m試驗(yàn)墩的力-位移骨架曲線見圖 4?？梢?，8、12、15 m 試驗(yàn)墩水平位移荷載分級加載至位移為90 mm 時，最大荷載分別為827、1 363、1 743 kN。

圖4 試驗(yàn)墩力-位移骨架曲線

各試驗(yàn)墩鋼筋受力情況及橋墩彈性剛度見表3。

表3 鋼筋受力情況及橋墩彈性剛度

在小于6.5度地震作用下，8 m試驗(yàn)墩處于彈性狀態(tài)。在7、8、9 度地震作用下，試驗(yàn)墩處于塑性狀態(tài)；12 m試驗(yàn)墩在6、7、8度地震作用下處于彈性狀態(tài)。在9度地震作用下，試驗(yàn)墩處于塑性狀態(tài)；15 m 試驗(yàn)墩在6、7、8度地震作用下，橋墩處于彈性狀態(tài)。在9度地震作用下，橋墩處于塑性狀態(tài)。預(yù)制拼裝試驗(yàn)墩在6～9度地震烈度下均滿足受力要求。

5 結(jié)論

為了研究預(yù)制拼裝橋墩受力性能，開展了灌漿套筒連接、承插式連接和預(yù)應(yīng)力連接三種連接形式的預(yù)制拼裝橋墩現(xiàn)場實(shí)尺擬靜力試驗(yàn)。通過現(xiàn)場試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析可得以下結(jié)論：

1）三種預(yù)制裝配式橋墩破壞形態(tài)均是以彎曲破壞為主的延性破壞，并在墩底附近形成塑性鉸。

2）破壞主要集中在接縫處，尤其是位于墩身與承臺的接縫附近；與墩底無后澆鋼筋混凝土墩身相比，墩底有后澆鋼筋混凝土橋墩墩身裂縫多且開展較復(fù)雜，且空心與實(shí)心剛度變化界面附近裂縫較集中。

3）預(yù)制拼裝橋墩在6～9度地震烈度下均滿足受力要求。