灌浆套筒连接预制拼装桥墩抗剪性能对比试验研究

逯艳东， 李士友， 胡兴安， 李晓鹏， 许 坤

(1. 北京奥科瑞检测技术开发有限公司，北京 101102； 2. 北京工业大学 城市建设学部， 北京 100124)

0 引言

桥梁快速建造技术指通过工厂预制、现场拼装方式实现桥梁快速建造施工。它能够极大减少施工对既有交通的干扰，在城市桥梁建设中具有较大优势。相较现浇结构，预制拼装桥墩存在预制构件间的连接，节段连接性能成为影响结构整体力学性能尤其是抗震性能的重要因素。现有预制桥梁节段连接方式主要包括：钢筋焊接、套筒连接、灌浆波纹管连接、预应力连接和钢筋咬合连接等。其中，采用灌浆套筒连接预制节段纵筋，能够实现和现浇结构等强的设计目的，具有较大的工程应用前景[1-3]。

灌浆套筒连接预制拼装桥梁在中低烈度地震区已得到应用推广，但是在高烈度区应用较少，主要原因是缺乏高烈度区预制拼装桥墩抗震设计相关规范。为进一步推广灌浆套筒连接预制拼装桥梁的应用，国内外学者对灌浆套筒连接预制拼装桥墩抗震性能进行了广泛研究，主要集中在抗弯承载能力、耗能和延性变形等方面[4-7]。研究结果表明，灌浆套筒连接预制拼装桥墩与现浇桥墩具备相近的横向承载能力，只是延性水平略有降低，但仍符合Caltrans规范[8](延性不小于3.0)以及AASHTO规范[9]对高烈度区延性构件的要求(单柱弯曲和多柱弯曲分别限于5.0和6.0)。

已有研究[4-7]多针对截面比(试件加载高度与截面高度之比)较大的高墩，其在水平地震作用下以弯曲破坏为主，对于在水平地震作用下以受剪破坏为主的矮墩研究较少。美国应用技术委员会最早基于钢筋混凝土桥墩地震作用下抗剪与抗弯强度之间的关系，提出了抗剪强度概念模型(ATC-6)[10]，参照这个模型，当与钢筋混凝土桥墩抗弯承载力对应的剪力大于初始剪切强度时，结构将发生脆性剪切破坏； Priestley等[11]研究表明，墩柱截面比小于2.5的桥墩会发生剪切破坏； Li等[12]通过截面比为1.7的灌浆套筒连接预制拼装桥墩剪切试验，测到了桥墩最大水平承载力； Li等[13]研究了4个不同截面比(1.3、3.3、4.3和5.3)灌浆套筒连接预制拼装桥墩抗剪性能，提出了预制拼装桥墩拼接缝抗剪强度计算公式。上述研究虽针对矮墩，但是套筒所在区域并不是在墩底(要么设置了基座导致套筒区上移，要么将套筒区设置在承台内部)，与实际常用桥墩-承台或桥墩-盖梁连接构造方式存在一定差异。套筒置于墩底的预制桥墩连接方式在实际工程中更为常见，如长沙湘府路高架，上海S7高速[14-16]，这类桥墩抗剪试验研究较少。考虑到地震作用下桥墩底部破坏最严重，拼接缝位于墩底比套筒区上移或套筒区置于承台内部情况受力更为复杂，有必要进行详细研究。

图 1 试件尺寸信息Fig.1 Size and properties of specimens

为进一步补充研究灌浆套筒连接预制拼装桥墩抗剪性能，开展了现浇与拼装桥墩抗剪性能对比试验，主要工作如下：(1)制作了两个相同缩尺比的灌浆套筒连接预制拼装桥墩和现浇桥墩； (2)通过拟静力试验对比研究了两类结构的抗剪强度、变形能力、耗能能力等抗震性能指标。本文结果可为灌浆套筒连接预制拼装矮墩在高烈度区的应用推广提供参考依据。

1 试验过程与模型设计1.1 试件设计与制作

灌浆套筒连接预制拼装桥墩指通过灌浆套筒将桥墩节段、桥墩-盖梁、桥墩-承台构件的纵向钢筋连接在一起，实现纵向钢筋传力路径的连续。本文基于某实际高速公路项目预制拼装桥墩设计图纸，制作了灌浆套筒连接预制拼装桥墩和现浇桥墩两个缩尺模型，缩尺比为1/4，如图 1所示。

缩尺模型桥墩截面为500mm×500mm，桥墩高度L为875mm，试件截面比为1.75。截面上配置了10根直径18mm的纵向钢筋。箍筋直径为12mm，间距为100mm。在普通混凝土区配置抗裂构造钢筋，为直径为8mm的光圆钢筋。套筒长340mm，外径50mm，套筒厚度为3～5mm的变截面。在桥墩上方设置400mm×500mm×900mm加载头，用于轴压和水平力加载。承台尺寸为1500mm×600mm×1000mm。桥墩与承台拼接缝处座浆料厚度为10mm。预制桥墩-承台拼接缝与套筒内灌浆料通过保压方式一体浇筑。现浇桥墩墩身与承台混凝土一次性浇筑，未设施工缝。

通过3个150mm×150mm×150mm立方体混凝土试件测得混凝土抗压强度平均值为51.9MPa； 通过6个70mm×70mm×70mm立方体试件测得灌浆料抗压强度平均值为113MPa。纵筋受拉屈服强度平均值为411MPa，极限强度为577MPa。箍筋受拉屈服强度平均值为426MPa，极限强度为624MPa。此外，对灌浆套筒强度也进行了拉拔测试， 3个单筋灌浆套筒平均极限拉伸强度为596MPa，破坏方式均为套筒外钢筋的拉裂。

图 2 加载示意图Fig.2 The diagram of the loading of specimens and loading mode

1.2 加载与测量方案

试验于北京工业大学结构试验室进行。试件通过水平往复拟静力方式加载，试验布置及加载方式如图 2所示。通过锚栓将承台锚固于地面上，防止承台转动。考虑到矮墩水平推力较大，在承台两侧地面上设置了固定地锚，防止承台和地面间发生水平滑动。在桥墩高度L处，由最大量程为100it的水平作动器提供水平往复力。在桥墩轴线处，由最大量程为200it的千斤顶提供竖向轴力。试验实际加载轴压为62.6t，轴压比7.7%。在千斤顶上方设置钢滚轮释放水平约束。竖向百分表用于测量拼接缝开口情况，水平百分表用于测量拼接缝水平滑移情况。水平位移计位于加载点同一高度，测量墩顶水平变形。

水平往复力加载过程为：(1)在混凝土开裂前通过力控制，每级加载幅值为100kN； (2)在开裂后通过位移控制，漂移比(墩柱加载点水平位移与加载高度之比)的加载幅值为0.25%、 0.5%、 0.75%、 1%，在1%以后每级加载幅值为0.5%，每级两个滞回环。当水平力下降到最大承载值的80%后，试验终止。试验初始加载照片如图 3所示。

图 3 试件加载照片Fig.3 Photo of the loading of specimens

2 试验现象与破坏模式

试件裂缝开展情况和最终破坏形态如图 4～图 6所示。图 4为桥墩裂缝发展情况，实线代表裂缝，阴影区代表压溃混凝土从桥墩完全剥落的区域，中间面表示与加载方向平行的桥墩正面(面向观测者)，在中间面的两边，分别表示与加载方向垂直的两个侧面。

图 4 裂缝开展图Fig.4 Diagrams of crack development

图 5 现浇试件破坏形态Fig.5 Damage of CIP column

图 6 预制试件破坏形态Fig.6 Damage of precast column

现浇桥墩的主要破坏为混凝土开裂和压溃以及最终的纵筋断裂，如图 4a的中间面(对应图 5中的2面)所示。基于双向加载原因，裂缝为对称开展模式。三条主要裂缝的起始点分别为距墩底15cm、28cm和40cm的位置，起始点处裂缝接近水平。随着变形的增大，裂缝向墩底延伸，裂缝倾斜角度也逐渐增大。如图 5中两个侧面(1面和3面)所示，三条裂缝在侧面上为近似水平，这是由于该面与加载方向垂直的缘故。混凝土的压溃破坏较为严重，最大厚度约为5cm。最终在漂移比达到5%的时候，钢筋断裂(数量为1根)。

预制桥墩与现浇桥墩破坏情况存在显著差异，如图 4b所示，裂缝数量较现浇桥墩少。这是因为套筒刚度比钢筋刚度大，导致套筒区域所在桥墩节段处弯曲刚度增大，裂缝较少。预制桥墩裂缝分布和现浇桥墩也明显不同。如图 4b中间面(或图 6中2面)所示，在两个加载方向上各有一条主要斜向裂缝，两条主要裂缝起始点均位于套筒区顶部。这是由于该位置处断面刚度突变，引起裂缝的集中。此外，在该面边缘位置存在一些水平裂缝，但开展程度不大。图 6a和图 6c所示两个侧面上，存在一些竖向裂缝，这与现浇结构明显不同。这些竖向裂缝属于压缩裂缝，主要原因是套筒区外混凝土保护层厚度较小，保护层受压出现竖向裂缝，这些裂缝并没有向深度方向进一步发展。此外，预制拼装桥墩混凝土压溃破坏区域面积也比现浇桥墩小，如图 6c所示。这是由于在水平往复作用下，桥墩-承台拼接缝发生了水平错动，导致灌浆料从拼接缝中被挤出，形成了变形的空间(类似摇摆)，降低了墩柱的压溃程度。最终在漂移比达到4.5%时，钢筋断裂(数量为1根)。

总体来看，现浇桥墩破坏模式主要为墩底的混凝土压溃和墩身的弯剪斜裂缝，而预制桥墩的主要破坏模式为拼接缝灌浆料的破碎和墩身的剪切开裂。预制桥墩裂缝数量较现浇桥墩少，并且压溃现象不明显。预制桥墩拼接缝破坏严重，表现为灌浆料压碎后的挤出。

3 现浇与预制墩柱抗震性能指标对比3.1 力-位移曲线

力-位移曲线能够直接反映桥墩的承载能力和延性变形能力。力-位移曲线的饱满程度也能够直观体现墩柱的耗能能力。图 7给出了现浇和预制拼装桥墩滞回曲线，可以看到，两类桥墩的抗剪强度和最终变形能力接近，滞回曲线的饱满程度也大致相同，最终破坏均属于延性破坏。具体抗震性能指标对比将在下文展开。

图 7 水平加载力与位移曲线Fig.7 Lateral load-displacement curve

3.2 骨架曲线

根据滞回曲线每一个滞回圈的最大承载力值，绘制了现浇和预制拼装桥墩的骨架曲线，如图 8所示。根据骨架曲线可以计算得到结构的初始刚度ks、屈服位移Δp、峰值承载力Vu、极限位移Δu以及下降刚度kL。初始刚度定义为自加载伊始到峰值承载力50%时对应的切线刚度。延性系数定义为极限位移与屈服位移之比。两个构件的骨架曲线在正负两个方向上并不完全对称，这与加载误差以及加工误差等有关。为消除这种差异的影响，计算过程中将正负两方向的结果取平均值，如表 1所示。

图 8 骨架曲线Fig.8 Skeleton curve

表 1 骨架曲线量化对比Tab.1 Quantitative comparison of skeleton curves

可以看到，现浇试件的初始刚度较大、屈服位移较小、极限位移也较小。两个试件的承载力十分接近。现浇试件的延性系数略高，预制试件的延性系数略低，二者均符合Caltrans规范[8](延性不小于3.0)以及AASHTO规范[9]对高烈度区延性构件的要求(单柱弯曲和多柱弯曲分别限于5.0和6.0)。

图 9 刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curve

3.3 刚度退化

刚度退化程度定义为每一个滞回圈的峰值承载力切线刚度与初始切线刚度ks的比值。从图 9可以看出，随着漂移比的增加，试件刚度越来越小。现浇桥墩的刚度下降速度略快于预制桥墩，这或许与预制桥墩存在套筒区，增大了桥墩刚度有关。

图 10 预制和现浇桥墩耗能能力对比Fig.10 Comparison of energy dissipation capacity of precast and CIP piers

3.4 耗能能力和等效阻尼比

耗散能量定义为在不同漂移比下力-位移曲线滞回回路包围的面积，耗散能量越大，说明构件的耗能能力越强。图 10a给出了两个试件在不同漂移比下的累积耗散能量。可以看到，现浇结构的耗能能力在前期要好于预制结构，这主要体现在现浇构件墩身存在较多的开裂破坏，其起到了能量耗散的效果。然而，在加载后期，由于现浇结构刚度下降速度更快，导致其耗能能力较预制结构稍有不足。

另外，每个滞回回路的耗能能力还可以用有效黏性阻尼比来表征[4]。有效黏性阻尼比ζeq使能量耗散相对于有效刚度归一化，其计算方法为：

(1)

式中，ED为每一个滞回环路的耗散能量，Keff为墩柱的有效刚度，其计算方法为：

(2)

式中，dmax和dmin分别为滞回圈所对应的最大和最小位移，Fmax和Fmin分别为滞回圈的最大承载力。图 10b给出了两类结构的有效黏性阻尼比，可以看到，现浇桥墩的有效黏性阻尼比较预制桥墩更大，再次表明现浇桥墩具有更大的耗能能力。

3.5 拼接缝变形

试验测得了桥墩底部与承台连接处的开口情况，如图 11所示。图中横轴为墩顶变形，竖轴为正值时表示开口，为负值时表示压缩。可以看到，现浇桥墩墩底连接处的压缩变形很小，而预制桥墩拼接缝的压缩变形达到了6mm。这是由于在预制墩柱和承台之间有10mm厚的座浆层，在试验后期灌浆料压溃挤出后，在预制墩柱和承台拼接位置形成了缝隙，导致拼接位置存在较大压缩变形空间。而开口方面，现浇桥墩和预制桥墩墩底开口程度接近。这是由于墩柱与承台开口主要来自于墩柱钢筋的变形以及钢筋与混凝土之间的滑移，考虑到灌浆套筒中灌浆料与钢筋之间的滑移已通过规范规定的最小锚固长度加以避免，两类结构的开口问题均由相同因素导致，因此开口程度接近。

图 11 墩底开口和压缩变形Fig.11 Joint opening and compression deformation

图 12 拼接缝水平滑移变形Fig.12 Lateral slip deformation of the joint

现浇桥墩为一次性浇筑，不存在施工缝，可以认为在水平力作用下，墩底水平滑移为0。而预制桥墩存在拼接缝，在水平力作用下存在滑移可能。图 12给出了预制拼装桥墩拼接缝处的水平滑移情况，滑移幅度随着加载幅度的增加而增大，最大正向滑移为6.5mm，最大负向滑移为8.5mm。正向滑移相较于负向滑移少了2mm，这是由于试验构件安装过程中竖向加载中心和墩柱中心存在一定偏差，由于安装精度导致测量结果出现了偏差。

4 结论

本文制作了现浇和灌浆套筒连接预制拼装矮墩缩尺模型，通过拟静力试验对比分析了两类结构抗剪承载力、变形和耗能能力等抗震性能指标，得到如下主要结论：

(1)现浇桥墩破坏模式主要为混凝土压溃和开裂，预制桥墩的开裂程度不明显，其破坏主要发生在拼接缝，表现为灌浆料压碎后的挤出。

(2)预制桥墩-承台处开口变形与现浇桥墩类似，但压缩变形更大，主要原因是灌浆料破坏挤出导致拼接缝处出现空隙。此外，预制桥墩拼接缝在水平往复作用下出现了水平滑动现象。

(3)现浇桥墩初始刚度较预制桥墩大，但刚度下降更快，等效阻尼比、延性系数等抗震性能指标方面，两类构件较为接近，可认为灌浆套筒连接预制拼装矮墩具备与现浇桥墩接近的耗能及延性变形能力。

(4)本文进一步补充了灌浆套筒连接预制拼装矮墩抗震性能基础试验数据，可为其抗震设计提供一定参考依据。然而，本文只是从试验角度对比分析了灌浆套筒连接预制拼装桥墩与现浇桥墩的区别，对应的抗剪破坏机理及相应设计公式有待进一步研究完善。