張 晶,申彥利,2

(1.河北工程大學(xué) 土木工程學(xué)院,河北 邯鄲 056038;2.河北省裝配式結(jié)構(gòu)工程技術(shù) 研究中心,河北 邯鄲 056000)

橋梁是社會(huì)交通運(yùn)行的重要基礎(chǔ)設(shè)施,裝配式橋梁施工技術(shù)可以有效減小橋梁施工對周邊環(huán)境的影響,實(shí)現(xiàn)快速、綠色和工業(yè)化建造的理念[1]。裝配式橋梁中構(gòu)件的連接,尤其是墩底與承臺之間的連接,直接影響橋梁結(jié)構(gòu)的安全性,是當(dāng)前裝配式橋梁研究的熱點(diǎn)。

Yee A等[2-3]首次提出了灌漿套筒連接方法,研發(fā)了NMB連接套筒;Kim等[4]驗(yàn)證了由灌漿套筒連接的結(jié)構(gòu)抗震性能符合規(guī)范要求;Tazarv等[5]通過擬靜力試驗(yàn)驗(yàn)證了采用超高性能混凝土作為灌漿料的橋墩具有良好的使用性能,給出了連接鋼筋錨固長度的計(jì)算公式;Eliya HeIlin等[6]設(shè)計(jì)制作了一種內(nèi)部帶有螺紋且無縫的新型灌漿套筒,可有效避免預(yù)制誤差;Pantelides等[7]研究發(fā)現(xiàn)橋墩的套筒預(yù)埋在承臺上相對于其他預(yù)埋位置具有更好的抗震效果;葛繼平等[8]通過擬靜力試驗(yàn)驗(yàn)證了附加無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的灌漿套筒橋墩具有良好的自復(fù)位性能。學(xué)者對灌漿套筒技術(shù)的研究主要集中在灌漿套筒連接的力學(xué)性能,對于近年來引入到工程領(lǐng)域中的“韌性”[9]抗震研究較少,因此,對灌漿套筒橋墩震后損壞修復(fù)困難、修復(fù)周期長,無法滿足橋梁“韌性抗震”設(shè)計(jì)等問題開展研究尤為重要。

文中針對灌漿套筒橋墩連接處在地震作用下易損壞、震后修復(fù)周期長等問題,提出一種在橋墩灌漿套筒連接處設(shè)置可更換阻尼器的改進(jìn)方案,通過對文獻(xiàn)[8]中的試驗(yàn)橋墩進(jìn)行有限元數(shù)值模擬,驗(yàn)證數(shù)值模型及分析方法的有效性,并基于該模型,對水平地震作用下常規(guī)灌漿套筒橋墩和附加阻尼器灌漿套筒橋墩的滯回曲線、骨架曲線、耗能指標(biāo)、殘余位移等性能指標(biāo)進(jìn)行對比,分析附加可更換阻尼器橋墩的抗震性能。

1 附加可更換阻尼器橋墩構(gòu)造

由于常規(guī)灌漿套筒橋墩主要通過自身的滯回變形耗散地震能量,導(dǎo)致橋墩震后損傷嚴(yán)重,難以修復(fù)。為了減輕橋梁震后損傷,縮短橋墩修復(fù)周期,提出一種在橋墩灌漿套筒連接處設(shè)置可更換阻尼器的被動(dòng)減震控制方案,結(jié)構(gòu)被動(dòng)控制是一種在結(jié)構(gòu)的薄弱部位為其提供附加阻尼,從而減輕或抑制結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的有效技術(shù)。圖1為文中所提出的附加阻尼器橋墩構(gòu)造示意圖,可更換阻尼器安裝在橋墩底部,一端連接在預(yù)制立柱上,另一端連接在承臺上,兩端的連接均由高強(qiáng)螺栓將其與橋墩預(yù)埋件相連,易于裝卸。

圖2為可更換阻尼器構(gòu)造圖,可更換阻尼器由橡膠材料和Q235鋼板組成,其截面尺寸分別為300 mm×200 mm×7 mm,300 mm×350 mm×16 mm。阻尼器的兩端為單向鉸連接,當(dāng)?shù)卣饎?dòng)縱向作用時(shí),阻尼器只受到軸向拉力,黏彈性層發(fā)生純剪切變形而耗能;當(dāng)?shù)卣饎?dòng)橫向作用時(shí),阻尼器和橋墩同時(shí)發(fā)生變形,黏彈性層受到平動(dòng)和扭轉(zhuǎn)變形而耗能,從而使阻尼器實(shí)現(xiàn)雙向耗能[10]。

圖1 黏彈性阻尼器安裝方案Fig. 1 Installation scheme of the viscoelastic damper

圖2 黏彈性阻尼器構(gòu)造圖Fig.2 Configuration of the viscoelastic damper

2 橋墩數(shù)值試驗(yàn)研究方案

2.1 模型參數(shù)

文中所建橋墩模型參考文獻(xiàn)[11]中某在建地鐵高架橋立柱,立柱結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計(jì)如圖1所示,立柱配筋設(shè)計(jì)如圖3所示。模型中所用材料屬性與參考橋墩一致,主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1和表2所示。橋墩模型中灌漿套筒選用鋼套筒,為了保證灌漿套筒內(nèi)部鋼筋連接穩(wěn)定,灌漿料需選用C80高強(qiáng)混凝土。參考橋墩模型設(shè)置了無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋,建模時(shí)通過降溫法對無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋施加初始預(yù)應(yīng)力,計(jì)算可知,降溫190.3 ℃能夠達(dá)到初始應(yīng)力447 MPa的要求。

表1 橋墩主要設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 預(yù)應(yīng)力筋主要設(shè)計(jì)參數(shù)

圖3 立柱截面的配筋(單位:mm)Fig. 3 Reinforcement of column section (unit: mm)

2.2 單元類型和材料本構(gòu)

模型中各部件均采用三維實(shí)體單元建模,其中,橋墩、承臺、灌漿料等混凝土構(gòu)件,以及阻尼器中的剪切鋼板和連接鋼板等鋼構(gòu)件均選用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元(C3D8R)模擬;縱筋、預(yù)應(yīng)力筋和箍筋均選用線單元中的桁架單元(T3D2)模擬;阻尼器中的黏彈性層則需選用八節(jié)點(diǎn)六面體減縮雜交單元(C3D8RH)模擬。

鋼材本構(gòu)關(guān)系的選擇需考慮其包辛格效應(yīng),故選用雙線性Kinematic模型模擬;混凝土材料的本構(gòu)關(guān)系不能直接使用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—010)[12]中所給出的應(yīng)力、應(yīng)變參數(shù),需要引入損傷因子d[13]將其轉(zhuǎn)換成與ABAQUS損傷塑性模型中對應(yīng)統(tǒng)一的本構(gòu)關(guān)系,才能保證軟件迭代計(jì)算收斂?；炷敛牧线x用損傷塑性模型(CDP)[14-15]不僅能有效反映混凝土拉、壓強(qiáng)度差異,還能在后處理中展現(xiàn)出由于損傷引起的混凝土裂縫閉合產(chǎn)生的剛度恢復(fù)和非彈性開裂等行為;可更換阻尼器中的黏彈性層采用Polynomial模型模擬,多項(xiàng)式中各參數(shù)取值如表3所示,其剪切模量與彈性模量的關(guān)系為Gr=Er/3=2(C01+C10),且C01/C10=0.05,橡膠材料的泊松比為0.499 7[16]。

表3 Polynomial本構(gòu)模型參數(shù)

2.3 接觸定義與網(wǎng)格劃分

有限元建模時(shí),模型各部分之間的接觸定義與網(wǎng)格劃分的選取,是影響模型結(jié)果收斂性和精度的重要因素,根據(jù)部件之間實(shí)際接觸情況和接觸材料的不同進(jìn)行合理的選擇。地震作用下橋墩底部與承臺之間會(huì)產(chǎn)生滑移現(xiàn)象,所以選用面面接觸,法向定義為“硬接觸”,切向方向采用Frictionless,摩擦系數(shù)設(shè)為0.5;可更換阻尼器中剪切鋼板與黏彈性層、上下連接鋼板之間滑移較小可忽略,所以選用Tie接觸,接觸面中主從表面(master surfaces、slave surfaces)的選擇要根據(jù)接觸面材料的剛度確定,一般選擇材料剛度與結(jié)構(gòu)剛度大的面作為主面。模型中阻尼器兩端為單向鉸連接,連接部件之間接觸復(fù)雜,按實(shí)際構(gòu)造建模會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不收斂,所以建模時(shí)將單向鉸連接簡化為鋼板連接。經(jīng)過簡化后的阻尼器在地震縱向作用時(shí),黏彈性層發(fā)生彎剪變形,比實(shí)際發(fā)生純剪切變形的結(jié)果更安全可靠。

文中采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格將模型各部分劃分為六面體單元(Hex單元),由于模型部件采用的均是線性減縮積分單元,所以網(wǎng)格尺寸劃分應(yīng)相對較細(xì),從而克服沙漏現(xiàn)象,遵循從屬表面網(wǎng)格比主控表面網(wǎng)格更密的準(zhǔn)則來選擇模型各部分的網(wǎng)格尺寸。

2.4 邊界條件與加載制度

橋墩模型承臺底部的邊界條件選用固接,限制承臺x、y、z方向的位移以及x、y、z方向的自由度。參考橋墩設(shè)計(jì)方案建模時(shí),需考慮橋墩結(jié)構(gòu)自重所產(chǎn)生的影響,因此,對模型施加向下的邊界條件。通過荷載組合計(jì)算可知,需在柱頂面的耦合點(diǎn)處施加1 080 kN的豎向荷載。水平荷載采用位移控制循環(huán)加載方案,每個(gè)循環(huán)過程分為正向加載分析步和反向加載分析步,加載位置為墩柱頂端,加載方向和加載制度如圖4所示。

圖4 加載歷程示意圖Fig. 4 Loading process

3 數(shù)值分析結(jié)果校驗(yàn)

根據(jù)橋墩數(shù)值試驗(yàn)方案建立了有限元模型,進(jìn)行了數(shù)值模擬。圖5為上述加載制度下得到的橋墩模型數(shù)值分析結(jié)果和文獻(xiàn)[8]中試驗(yàn)結(jié)果的滯回曲線對比分析圖。可以看出,與試驗(yàn)結(jié)果相比數(shù)值模擬的滯回曲線不夠飽滿,在文獻(xiàn)[17]中的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比分析中也存在此現(xiàn)象,這是由于在有限元建模時(shí)對于一些較難量化的耗能不加以考慮,比如,各部件接縫處、無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋與管道之間的摩擦擠壓等耗能都無法量化,在一定程度上導(dǎo)致了上述差異。此外,加載過程中隨著水平位移增大,數(shù)值模擬橋墩模型的承載力較試驗(yàn)橋墩的承載力略有下降,出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因是試驗(yàn)設(shè)計(jì)材料為C40混凝土,實(shí)際測試的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為62.7 MPa,在數(shù)值模擬中采用C60混凝土,其立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為60 MPa,強(qiáng)度略低于試驗(yàn)所用材料。再加上試驗(yàn)與模擬本身存在的一些不可控誤差導(dǎo)致了這一現(xiàn)象的出現(xiàn)。

圖5 參考橋墩試驗(yàn)和模擬滯回曲線對比圖Fig. 5 Comparison of the simulated and experimental results of the hysteretic curves

橋墩模型與文獻(xiàn)[8]中橋墩試件的荷載-位移曲線的強(qiáng)度和變形特征數(shù)值對比如表4所示,可以看出,模擬與試驗(yàn)所得的強(qiáng)度與變形特征值都非常接近,其中模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大誤差為7.1%,說明數(shù)值模擬得到的結(jié)果與試驗(yàn)所得結(jié)果基本吻合。

表4 強(qiáng)度和變形特征數(shù)值

4 附加阻尼器裝配式橋墩的抗震性能分析

4.1 水平荷載-位移滯回曲線

根據(jù)橋墩數(shù)值試驗(yàn)方案分別建立了常規(guī)灌漿套筒橋墩模型和附加阻尼器灌漿套筒橋墩模型,通過數(shù)值分析得到了二者的水平荷載-墩頂位移滯回曲線,如圖6所示?？梢钥闯?附加阻尼器灌漿套筒橋墩模型的滯回曲線較為飽滿,承載力下降幅度小。說明灌漿套筒裝配式橋墩安裝阻尼器后,不僅使灌漿套筒橋墩的水平承載力提高,而且使灌漿套筒橋墩剛度退化變慢,殘余位移變小,抗震性能變好。

圖6 荷載-位移滯回曲線Fig. 6 Hysteresis curves of load-displacement

4.2 水平荷載-位移骨架曲線

通過數(shù)據(jù)分析,得到未安裝阻尼器和安裝阻尼器橋墩模型的骨架曲線對比圖,如圖7所示。可以看出,未安裝阻尼器橋墩模型和安裝阻尼器橋墩模型的骨架曲線均具有明顯的拐點(diǎn),安裝阻尼器而導(dǎo)致橋墩的水平承載力提升在骨架曲線中表現(xiàn)更為明顯。當(dāng)水平位移加載至62.9 mm時(shí),未安裝阻尼器橋墩的水平承載力達(dá)到最大值403.1 kN;當(dāng)水平位移加載至121.2 mm時(shí),安裝阻尼器橋墩的水平承載力達(dá)到最大值443.6 kN。因此,安裝阻尼器灌漿套筒裝配式橋墩相對于未安裝阻尼器灌漿套筒裝配式橋墩水平承載力提高了10%。

圖7 骨架曲線Fig. 7 Skeleton curve

4.3 耗能能力

圖9為未安裝阻尼器和安裝阻尼器橋墩模型的等效黏滯阻尼比曲線?？梢钥闯?當(dāng)水平位移加載至101.5 mm之前,隨著水平位移的增大,2種橋墩模型的等效黏滯阻尼比呈不斷增加的趨勢,安裝阻尼器后橋墩的等效黏滯阻尼比有大幅度的提升,說明隨著阻尼器的屈服破壞,結(jié)構(gòu)的耗能能力有所提升;當(dāng)水平位移加載至101.5 mm之后,二者的阻尼比曲線均呈下降趨勢,但安裝阻尼器橋墩的等效黏滯阻尼比仍比未安裝阻尼器橋墩的略高,說明具有良好的使用性能和抗震性能。

圖8 累積耗能曲線Fig. 8 Cumulative Energy Dissipation Curve

圖9 等效黏滯阻尼比曲線Fig. 9 Equivalent viscous damping ratio curves

4.4 剛度退化

圖10為未安裝阻尼器和安裝阻尼器橋墩模型的剛度退化曲線,可以看出,2種橋墩模型的剛度退化較為明顯、均勻,退化趨勢基本一致。雖然一開始兩模型的剛度退化基本一致,但隨著水平位移的增大,安裝阻尼器橋墩模型相對于未安裝阻尼器橋墩模型的剛度退化趨勢有所減緩,這是由于可更換阻尼器為橋墩提供了附加剛度效應(yīng)。

4.5 殘余位移

未安裝阻尼器和安裝阻尼器橋墩模型的殘余位移曲線對比如圖11所示。當(dāng)加載的水平位移較小時(shí),2種橋墩模型的殘余位移相差不大,主要原因是未安裝阻尼器和安裝阻尼器橋墩模型中均設(shè)置了無粘結(jié)預(yù)應(yīng)

圖10 剛度退化曲線Fig. 10 Stiffness degradation curve

圖11 殘余位移曲線Fig. 11 Residual displacement curve

力筋,加載水平位移較小時(shí),2種橋墩結(jié)構(gòu)主要靠預(yù)應(yīng)力筋為其提供自復(fù)位功能,故殘余位移基本一致。當(dāng)加載位移逐漸增大時(shí),阻尼器所產(chǎn)生的附加拉力使結(jié)構(gòu)的最大殘余位移減少了19%,當(dāng)水平位移達(dá)到142 mm時(shí),安裝阻尼器橋墩模型的殘余位移基本不再增長,而未安裝阻尼器橋墩模型的殘余位移還在繼續(xù)增長。由此可見,安裝可更換阻尼器減小了灌漿套筒橋墩的地震損傷,提高了橋墩的抗震性能。

4.6 損傷發(fā)展

為了比較灌漿套筒橋墩安裝阻尼器前后的損傷發(fā)展,分別輸出2種模型的應(yīng)力發(fā)展云圖(MISESE)和損傷云圖(DAMAGE)進(jìn)行對比分析。如圖12所示,橋墩連接處較易發(fā)生損傷破壞,是灌漿套筒裝配式橋墩結(jié)構(gòu)中的薄弱部位。常規(guī)灌漿套筒安裝阻尼器之后,在地震作用下阻尼器能夠?yàn)闃蚨辗謸?dān)一部分外力,使得橋墩墩底處損傷有所減輕,提高了灌漿套筒橋墩的耗能能力。

圖12 2種橋墩模型損傷發(fā)展圖Fig. 12 Damage development of two pier models

5 結(jié) 論

文中在常規(guī)灌漿套筒裝配式橋墩的基礎(chǔ)上,提出了一種附加可更換阻尼器的被動(dòng)耗能減震方式,通過數(shù)值模擬方法比較安裝可更換阻尼器前后灌漿套筒裝配式橋墩結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng),得到以下結(jié)論:

1)安裝可更換阻尼器可以適當(dāng)提高灌漿套筒橋墩的承載力、耗能能力,減小灌漿套筒橋墩的殘余位移,使灌漿套筒橋墩在地震作用下的損傷減輕,可在一定程度上縮短灌漿套筒橋墩震后修復(fù)周期。

2)在地震作用下,可更換阻尼器通過滯回變形為灌漿套筒提供附加阻尼,減輕了灌漿套筒橋墩的地震反應(yīng)。由于可更換阻尼器與橋墩的連接均采用高強(qiáng)螺栓連接,可做到損壞后易更換,對灌漿套筒橋墩實(shí)現(xiàn)“韌性抗震”設(shè)計(jì)具有一定借鑒意義。