外置可更换耗能装置的节段拼装CFST桥墩抗震性能分析

赵建锋 ，刘雪飞 ，孟庆一 ，李 晰

（青岛理工大学土木工程学院， 山东 青岛 266033）

近年来，预制装配式桥墩因其具有建造速度快，建设效率高，建成质量好，对既有交通干扰小和现场施工成本低等优点，成为新时代对桥梁建设技术“又好又快”发展要求的重要结构形式[1]，被越来越多地运用到桥梁建设中[2].

预制拼装桥墩在地震作用下可以通过干接缝张开闭合而左右摇摆，并依靠预应力筋的张拉力复位，因此具有良好的震后自复位能力，被称为摇摆-自复位桥墩[3]. 但由于该类桥墩整体约束较弱[4]且在地震作用下的损伤主要集中在接缝界面，特别是底节段与承台接缝处，虽然显著降低了墩身其他部位损伤，但也会使桥墩的耗能能力变差，无法在中、高烈度地震区域推广使用. 因此，为减小节段拼装桥墩在地震作用下的损伤、提高该类桥墩的耗能能力，国内外学者开展了大量的研究工作： Chou 和Chen[5]将节段设计为钢管约束混凝土，根据拟静力加载试验结果发现，节段拼装钢管混凝土（CFST）桥墩具有良好的延性和自复位能力； Ou 等[6-8]对大比例缩尺的节段空心墩进行了拟静力试验，研究表明，在底节段设置含无粘结段的耗能钢筋能够有效提高节段拼装桥墩的耗能能力和承载力，并保证桥墩具有较好的延性；Elgawady 和Dawood[9]采用纤维增强复合材料（FRP）来约束混凝土节段，发现该方法能显著提高桥墩的承载力； Varela 等[10]在墩底与承台之间内置橡胶支座并通过形状记忆合金（SMA）连接，增强了桥墩的耗能能力；Sideris 等[11]在箱型截面自复位桥墩接缝处涂抹硅氧树脂，提出了一种特殊的“滑移-摇摆混合体系”， 研究表明该体系能通过调节接缝处的滑动量来减轻地震力，减小节段损伤. 虽然上述研究工作使节段拼装桥墩的抗震性能得到了较大的提升，但依然存在震后不易修复的问题.

随着桥梁抗震设计理念逐渐从抗震减震转变为损伤可控、震后可修复，考虑震后使用功能快速恢复的桥梁结构全寿命周期性能控制成为桥梁抗震发展的新方向[12]. 现阶段对预制拼装桥墩震后可恢复设计的研究还较少：Han 等[13]对3 个1/3 缩尺的后张预应力预制拼装双柱墩进行了拟静力试验，在墩底区域采用截面缩小且附加外置可更换耗能装置的钢管约束混凝土节段，研究结果表明，试件具有良好的耗能能力和较小的墩底损伤； Li 等[14]对设置只受拉耗能装置（TEED）和玄武岩纤维增强复合材料（BFRP）的预制拼装桥墩进行了拟静力试验，发现包裹BFRP 的桥墩未见明显损伤，且TEED 在提高桥墩耗能能力的同时将残余位移控制在较小水平，从而使桥墩在震后易于修复； Wang 等[15-17]在超高性能混凝土（UHPC）空心节段墩的塑性铰区域设置了可更换耗能装置，并通过拼装UHPC 板形成了一种可更换的耗能加固体系， 试验结果表明桥墩损伤主要集中在可更换体系，且在更换耗能装置和UHPC 板后，桥墩仍具有与之前相似的抗震性能. 虽然上述学者对附加可更换耗能体系的自复位桥墩进行了一系列研究，但对可更换耗能体系的参数设计及更换的可行性研究还有待完善.

为了在提高预制拼装桥墩耗能能力的同时实现震后的快速修复，本文提出了一种外置可更换耗能装置的三节段后张预应力预制拼装CFST 桥墩，并以文献[18]中缩尺比为1/2 的节段拼装CFST 桥墩为原型，基于有限元软件ABAQUS/Standard 平台建立了该预制拼装CFST 桥墩的实体数值分析模型，分析探讨了耗能钢棒截面贡献率、长细比和布置方式等控制参数对此类桥墩抗震性能和震后修复可行性的影响.

1 可更换耗能装置设计

外置可更换耗能装置由限位钢板、耗能钢棒和高强螺母组成，如图1 和图2 所示，图1 中：Ded和Led分别为中间段耗能钢棒的直径和长度；Dted和Lted分别为上、下端带螺纹接头的直径和长度；Rtr为中间段与带螺纹接头之间过渡段的回转半径. 耗能钢棒中间段截面缩减，并可通过设计中间段与两端螺纹接头的直径比值来保证受力过程中损伤主要集中在中间段区域，而螺纹接头始终处于弹性状态，从而方便耗能钢棒的拆卸和更换[19]. 耗能钢棒上端接头通过上下两个高强螺母与限位钢板固定在一起，下端接头通过高强螺母固定在承台上. 耗能钢棒中间段采用低屈服点的Q235 钢材，以充分发挥耗能装置的耗能能力.

图1 耗能装置构造示意Fig. 1 Structure of the energy dissipation device

图2 限位钢板构造示意Fig. 2 Structure of the steel backing plate

2 桥墩模型建立

2.1 CFST 桥墩有限元模型验证

ABAQUS 有限元分析平台中的三维实体模型能精确直观地对预制拼装桥墩节段间的接触问题进行分析[20]，因此本文基于ABAQUS 有限元分析平台进行桥墩的数值模拟. 文献[18]通过试验分析了后张预应力节段拼装CFST 桥墩在往复加载下的抗震性能，本文在此基础上建立了该试验桥墩的有限元模型，并将数值分析结果与试验结果进行了对比，从而验证本文有限元模型建立方法的可行性.

试验桥墩由3 个CFST 节段拼装而成，底节段高600 mm，上部节段高800 mm，有效加载高度为1 800 mm. 钢管采用Q235 钢，管厚12 mm，钢管内部混凝土等级为C40. 预应力筋采用4 根7 股15.2的钢绞线.

混凝土和钢管采用八结点线性六面体C3D8R单元模拟. 混凝土在受力过程中的损伤采用CDP 塑性损伤模型模拟，钢管内部的混凝土材料采用Susantha约束混凝土本构[21]，钢管和预应力筋材料采用典型的双线性本构. 预应力筋采用桁架单元（T3D2）模拟，预应力通过降温法施加[20]. 钢管与混凝土之间、节段与节段之间的接触采用面与面接触，其中钢管与混凝土之间的黏结滑移（面-面接触切向行为）采用“罚摩擦”定义，摩擦系数 μ = 0.6[22]，钢管对混凝土的径向约束（面-面接触径向行为）采用硬接触定义；节段接缝间的摩擦采用“罚摩擦”定义，摩擦系数 μ = 0.4[22]，节段接缝处的开合采用硬接触定义.

图3 给出了CFST 桥墩模拟结果与试验结果[18]的对比，由图3 可以看出：桥墩有限元模型的侧向承载力、初始刚度和耗能能力与试验结果较为接近，曲线吻合度较好，其中3 项评价指标的差异率分别为3.3%、2.5%和8.2%，对比结果详见表1.

图3 模拟结果与试验结果滞回曲线对比Fig. 3 Comparison between simulation results and test results

表1 模拟结果与试验结果Tab. 1 Simulation results and test results

图4 为侧向位移达到80 mm 时底节段接缝损伤情况的对比. 由图4 可以看出：当侧向位移达到80 mm 时，有限元模型底接缝张开10 mm 左右，受压区出现应力集中，但钢管混凝土并未发生明显破坏，这与试验中桥墩接缝的张开量和损伤变形程度基本一致. 综上所述，本文建立的数值模型能准确地模拟节段拼装CFST 桥墩的受力性能，后续的模拟计算可以此作为基础.

图4 底节段损伤变形对比Fig. 4 Comparison of damage and deformation at the bottom segment

2.2 外置耗能装置的CFST 桥墩模型建立

在传统节段拼装CFST 桥墩的基础上设计了一种外置可更换耗能装置的节段拼装CFST 桥墩，具体构造如图5 所示. 桥墩截面直径为350 mm，节段高为600 mm，有效墩高为2 050 mm. 后张预应力筋为4 根15.2 mm 的钢绞线，无黏结布置在桥墩中心位置. 预应力筋张拉力和上部荷载均为500 kN，张拉力通过降温法降温47° 实现，其他设计参数及模拟方法与2.1 节相同. 模型所用到的内置耗能钢筋选取直径为20 mm 的HRB400 级钢筋，沿与加载方向 ±30° 方向距离截面边缘40 mm 处左右对称布置，采用Truss 单元模拟，通过embedded region 内置到混凝土中.

图5 预制拼装CFST 桥墩构造Fig. 5 Structure of precast CFST pier

耗能装置中的耗能钢棒采用C3D8R 实体单元模拟，其与限位挡板和承台之间的连接采用Tie 绑定在一起. 耗能钢棒的本构关系采用Chaboche 非线性随动强化本构模型[23]. 该模型中定义的背应力考虑了Bauschinger 效应，能准确地反映循环加载作用下材料的塑性累积行为. 此外，对于三节段预制拼装桥墩，接缝张开量主要集中于底部两个接缝处，且在底部两接缝处增设耗能装置后对上部接缝的张开量影响很小，因此本文仅在底部两个接缝处增设耗能装置. 所建立的实体有限元模型如图6 所示.

图6 UPCC-R 桥墩有限元模型Fig. 6 Finite element model of UPCC-R bridge pier

3 抗震性能及影响参数分析

3.1 耗能装置的截面贡献率影响分析

为了研究所提出的耗能装置在关键接缝处的配置对桥墩抗震性能的影响，定义截面贡献率 ηed为节段接缝处配置耗能钢棒截的总截面积与墩身截面积的比值，设计并建立底部关键接缝处耗能装置的截面贡献率 ηed分别为0、0.3%、0.5%、0.6%、0.8%、1.1%、1.3%、1.6%、1.9% 9 种工况的桥墩模型，并选取内置耗能钢筋配筋率为1.3%的试件作为对比，分析耗能装置的截面贡献率对节段拼装CFST 桥墩抗震性能的影响. 模型编号和相应设计参数详见表2.

表2 不同截面贡献率的设计参数Tab. 2 Parameters for section contribution rate %

图7 为各个桥墩的骨架曲线. 从图7 可以看出：底接缝处耗能装置的截面贡献率 ηed分别为0.3%、0.5%、0.6%、0.8%、1.1%、1.3%、1.6%、1.9%的试件相较于未设置耗能装置的UPCC-0 试件，抗侧承载能力分别提高了11%、17%、25%、33%、42%、59%、67%和88%；与内置耗能钢筋的UPCC-E 试件相比，外置耗能装置的UPCC-R6 试件的抗侧承载力提高了11%， 因此可以通过增大截面贡献率提高外置耗能装置节段拼装CFST 桥墩的抗侧承载力；当侧向位移分别达到20.5 mm 和27.6 mm 后，UPCC-0和UPCC-E 试件进入塑性下降阶段，而UPCC-R 试件基本没有下降或下降很小；随着 ηed的增大，UPCCR 试件的侧向承载力开始下降的时间越晚，但下降速度更快，因为耗能钢棒在加载后期受压屈曲导致桥墩的刚度下降.

图7 不同模型骨架曲线对比Fig. 7 Skeleton curves of different models

图8 给出了各个桥墩的累计耗能曲线. 从图8中可以看出：外置耗能装置可以明显提高桥墩的耗能能力；截面贡献率 ηed分别为0.3%、0.5%、0.6%、0.8%、1.1%、1.3%、1.6%、1.9%的试件，在加载结束后累积耗能能力分别是未设置耗能装置桥墩的2.3 倍、3.0 倍、3.8 倍、5.1 倍、6.1 倍、8.2 倍、9.3 倍和12.9 倍； 配置相同截面贡献水平的耗能构件，外置耗能装置的节段拼装CFST 桥墩能达到与内置耗能钢筋桥墩相近的累积耗能水平.

图8 不同模型累积耗能曲线Fig. 8 Cumulative energy consumption curves of different models

图9 给出了各桥墩的残余位移变化曲线，可以看出：未设置耗能装置和内置耗能钢筋的桥墩自复位能力较好，而对于外置耗能装置的桥墩，残余位移随着截面贡献率的提高而增大；截面贡献率 ηed分别为0.3%、0.5%、0.6%、0.8%、1.1%、1.3%和1.6%的试件残余位移相对较小，分别为0.12%、0.14%，0.18%、0.27%、0.33%、0.36%和0.41%，由于外置耗能装置不但会限制墩身节段变形增大，也会在桥墩复位过程中限制墩身节段变形减小，因此自复位能力会相对降低；对于UPCC-R8 （ ηed=1.9%）试件，在受预应力筋张拉力复位的过程中，墩身恢复原位的能力相对较差，当侧移达到102.5 mm 时，其残余位移达到了1.32% （26.96 mm），超出了1.00%的规范限值，震后难以修复，只能拆除重建. 为保证节段拼装CFST 桥墩具有良好的自复位和耗能能力，建议节段拼装CFST 桥墩中设置耗能装置的截面贡献率宜低于1.9%.

图9 不同模型残余位移对比Fig. 9 Residual displacement curves of different models

提取各桥墩的刚度，将刚度退化曲线（等效刚度Ks与初始刚度K0的比值）汇总于图10，由图10可知：与未设置耗能装置的UPCC-0 试件相比，设置耗能装置截面贡献率为0.3% ～ 1.9%的UPCC-R 试件初始刚度增加了2.86% ～ 6.87%，且各桥墩的刚度退化规律相似，等效刚度与初始刚度的比值均随着侧向位移的增大逐渐降低； UPCC-R 试件比UPCC-0 试件及配置同等耗能构件水平下的UPCC-E 试件的刚度退化速率更缓，且随着截面贡献率的提高而渐缓.

图10 不同模型刚度退化曲线对比Fig. 10 Stiffness degradation curves of different models

3.2 沿墩高方向的布置方式影响分析

节段拼装桥墩接缝张开主要集中于底接缝处[24]，且根据墩高及节段数量的不同，各接缝沿墩高方向的张开量存在不同程度的差异. 根据本文对三节段预制拼装钢管混凝土桥墩的研究发现，其接缝张开量在底部两个接缝处的差异较大，因此为了研究耗能装置沿墩高布置方式对桥墩抗震性能的影响，将耗能装置沿墩高方向的布置方式通过折减系数 α 来表示，定义为中部S1-S2 节段接缝处布置的耗能钢棒总截面积与底接缝处耗能钢棒总截面积的比值，分别取耗能装置的截面贡献率及长细比不同的4 组工况，设计并建立沿墩高方向布置的折减系数 α 分别为0.2、0.3、0.4、0.5 的12 个桥墩实体模型，设计参数如表3 所示，S1-S2 节段接缝处耗能钢棒数量为2，沿柱子中心对称布置并与加载方向成0°，底接缝处耗能钢棒数量为4，沿柱子中心对称布置并与加载方向成 ±30°. 表3 中：h为耗能装置中限位钢板中心距离承台的高度；S为耗能钢棒数量.

表3 沿墩高不同布置方式的设计参数Tab. 3 Parameters for arrangement along pier height

图11 给出了各桥墩的骨架曲线和累积耗能曲线，由图11 可以看出：1） 当 α 分别为0.2、0.3、0.4时，桥墩的抗侧承载力和累积耗能能力在加载中后期均出现了不同程度下降的情况. 这是因为与底接缝处设置的耗能装置相比，中部S1-S2 接缝处设置的耗能钢棒直径过小，导致在加载中后期被拉断，侧向承载能力发生突降，而墩底处耗能钢棒不能充分发挥耗能作用，其整体受力状态相当于混合体系桥墩[24]. 2） 对于 α = 0.5 的3 种不同工况的桥墩，耗能装置沿墩高方向的布置方式更为合理，底接缝处耗能钢棒能充分发挥耗能作用，提高桥墩整体的抗震性能，因此保守地建议耗能装置沿墩高方向布置的折减系数宜不小于0.5.

图11 沿墩高不同布置方式的骨架曲线和累积耗能曲线Fig. 11 Skeleton curves and cumulative energy consumption curves of different arrangements along pier height

3.3 长细比的影响分析

通过改变耗能钢棒中间耗能段的高度来改变耗能钢棒的不同长细比 λ ，即改变限位钢板中心距离承台的高度h. 由于节段高度的限制，h不宜选取过高，因此为研究耗能钢棒不同长细比对节段拼装CFST 桥墩抗震性能的影响，选取h分别为200 mm及250 mm， λ 分别为4.5、5.0、5.6、6.8、7.5、8.3 的耗能钢棒进行分析，具体工况如表4.

表4 不同长细比的参数设计Tab. 4 Parameters for slenderness ratio

根据图12（a）的骨架曲线得出增大耗能钢棒的长细比，桥墩的侧向承载力略有降低，但延性性能更好. 图12（b）、（c）分别为各桥墩的累积耗能曲线和残余位移对比，可以看出：耗能能力随着长细比的减小而逐渐增大，残余位移也逐渐增大； 长细比为4.5的桥墩残余位移达1.10%超出了1.00%的规定限值，因此耗能钢棒长细比的取值建议大于4.5；当长细比取为2.3 时，耗能钢棒因长细比过小而过早地发生了颈缩破坏. 因此，对不同构造的节段拼装CFST桥墩，应合理设计耗能钢棒的长细比以保证桥墩的抗震性能及震后可恢复性.

图12 不同长细比骨架曲线、累积耗能曲线、残余位移曲线对比Fig. 12 Residual displacement curves of different slenderness ratios

4 外置耗能装置的可更换性

本文所提出的耗能装置最大的特点是震后可更换，以第3 节中UPCC-R6 模型为例，在加载结束后对底节段钢管、混凝土及接缝处受拉侧设置耗能钢棒的应力云图和损伤云图进行分析，判断震后该类桥墩的损伤可控程度以及快速修复的可行性.

图13 为墩顶水平位移最大时模型上述部件所对应的应力云图及损伤云图，由图13 可以看出：虽然底节段的钢管达到屈服应力，但并未发生明显的鼓曲变形，且混凝土损伤范围较小；S1-S2 节段接缝处及底接缝处的耗能钢棒均已屈服，且底接缝处耗能钢棒存在因受压产生的不可恢复的塑性变形；以上表明桥墩变形和能量耗散主要集中于接缝处，墩身中部S1-S2 节段接缝处不会出现接缝张开过大且损伤严重的情况. 此外，底接缝处的耗能钢棒只在中间段发生了屈曲破坏，而两端接头仍处于弹性阶段，保证了耗能钢棒在震后便于更换.

图13 应力损伤云图Fig. 13 Stress damage nephogram

5 结 论

1） 外置耗能装置可提升节段拼装CFST 桥墩的抗侧承载能力（11%～88%）、初始刚度（2.86%～6.87%）和耗能能力（2.3 倍～12.9 倍），且随着截面贡献率的增大提升减缓程度越大，墩柱的残余位移也相对增大（0.12%～1.30%）. 为保证震后修复的可行性，建议节段拼装CFST 桥墩外置耗能装置的截面贡献率宜低于1.90%.

2） 中部节段接缝处设置耗能装置的截面贡献率过小将导致墩底耗能钢棒不能充分发挥耗能作用，沿墩高方向布置的折减系数过大则对节段拼装CFST 桥墩的承载力和耗能能力的提升效果不明显，造成材料浪费. 因此应合理设计沿墩高方向耗能装置的布置方式，保守地建议耗能钢棒沿墩高布置的折减系数不小于0.5.

3） 耗能钢棒长细比的改变影响墩柱的抗侧强度和延性. 随着长细比的减小，虽然桥墩的耗能能力会提升，但残余位移也逐渐增大. 当长细比小于4.5 时，桥墩的残余位移超出了1.00%的规定限值，因此建议耗能钢棒的长细比应不小于4.5.

4） 所提出的外置可更换耗能装置的节段拼装CFST 桥墩可将震后损伤控制在可修复范围之内，并能通过更换耗能钢棒等措施实现震后的快速修复.