部分装配式桥墩抗震设计参数分析

2023-07-14贺拴海朱林浩

重庆交通大学学报(自然科学版) 2023年5期

贺拴海,朱林浩,朱钊,刘志

(长安大学公路学院,陕西西安 710064)

预制装配式桥墩在缩短工期、绿色施工方面有很大优势,符合现阶段桥梁建设高速高效的要求[1]。预制装配式桥墩在低烈度地震区应用较多,但在中高烈度地震区却因对其抗震性能认识不充分限制了应用。

“非等同现浇桥墩”[2]即采用后张预应力连接各段,该类桥墩在地震作用下的响应主要表现为接缝的张开与闭合,自复位能力强且极大减小了墩身混凝土的受拉损伤。但是与传统的现浇墩相比,该类桥墩的耗能能力较差。针对此类桥墩耗能能力较差的问题,国内外学者进行了大量研究,具体分为两大类,一类是增加耗能钢筋[3]、剪力连接键[4]、灌浆套筒[5]等耗能结构以提高桥墩的耗能能力;另一方面,一些学者通过采用高强钢筋[6]、超高性能混凝土[7]、纤维复合材料[8]、形状记忆合金[9]等新材料提高后张预应力桥墩的耗能能力。

Y.C.OU等[10]提出了一种新型预制装配桥墩(下文称部分装配式桥墩),墩身的下部区域采用现浇施工,上部区域采用空心预制节段,并建立了缩尺比为0.29的试件进行拟静力试验,结果表明该构造具有良好的延性和耗能能力。在此后国内外一些学者[11-12]对部分装配式桥墩进行了进一步研究,表明其相比现浇墩具有更好的自复位能力,相比后张预应力连接的装配式桥墩具有更好的耗能能力。目前,国内外对部分装配式桥墩的研究相对较少且多数的研究重点在构件的抗震试验或者理论方面,对部分装配式桥墩的设计方法研究较少。

此外,随着预制装配式桥墩的发展,采用数值模拟的方法对装配式桥墩进行抗震性能分析、设计参数优化等已经成为必不可少的手段。目前模拟的方法主要有实体单元法[13-14]和纤维单元法两种[15-16],其中纤维单元模型方法既可以从宏观上反映结构的力-变形的关系,也可以从微观上表达构件中混凝土、钢材的应力应变关系,且计算效率和精度较高,因此成为了预制装配式桥墩常用的研究方法之一。葛继平等[17]用素混凝土段来模拟干接缝,是一种有效但不精确的模拟方法;Z.CAI等[18]利用零长度截面模拟接缝来建立预制拼装桥墩纤维模型,并通过拟静力试验结果验证模型的正确性;孙治国等[19]建立了3种不同的接缝数值分析模型,建议以零长度单元结合只受压不受拉弹性本构模型的建模方法模拟接缝。以上诸多学者研究表明:对于全预制装配式桥墩,混凝土节段间复杂的接触关系的模拟是纤维模型准确与否的关键,但对于部分装配式桥墩,其模拟方法与全预制装配式桥墩有一定差异,而且目前针对于部分装配式桥墩的纤维单元建模方法较少。

针对目前部分装配式桥墩设计方法和模拟方法的研究较少的背景,笔者提出了一种墩底现浇段与预制墩身节段相结合的新型部分装配式桥墩,基于OpenSees数值平台,提出了部分装配式桥墩纤维单元模型的建模方法,并通过进行拟静力试验验证了建模方法的准确性,最后采用验证过的纤维单元模型,设计对比试验,对部分装配式桥墩的现浇段长度和现浇段配筋率2个设计参数进行分析,以期为部分装配式桥墩的设计方法提供参考依据。

1 部分装配式桥墩设计

传统的现浇混凝土桥墩在地震作用下,在墩底形成塑性铰以耗能,导致震后的残余位移很大且通常是不可修复的。而后张预应力连接的全预制装配式桥墩在地震作用下的残余位移小、恢复能力强,但耗能能力较弱。部分装配式桥墩,即桥墩的下部墩身采用现浇混凝土的方式与承台一起施工,墩身采用预制节段进行装配。这种结构具有全预制装配式桥墩自复位能力强的特点,震后易修复,同时由于墩底现浇段的存在具有传统墩耗能能力强的特点。

建立在Y.C.OU等[10]的研究基础上,笔者提出了一种新的部分装配式桥墩,跟之前的部分装配式桥墩相比,该结构采用更少的预应力筋及更简单的截面形式,以期减少施工难度和经济成本,如图1,该新型桥墩主要组成部分为现浇段、预制段以及U型预应力筋。桥墩高度2 900 mm,其中墩身高度2 000 mm,潜在的塑性铰高度采用文献[10]给出的等效塑性铰长度计算公式进行取值,现浇段长度为500 mm,预制段长度为500 mm,共3节;墩身采用350 mm×350 mm的实心矩形截面,C40混凝土,配筋率为1.47%,箍筋直径为6 mm,现浇段墩身箍筋间距5 cm,预制段间距10 cm,无粘结预应力钢束采用2根15.2 mm钢绞线,弯曲为U型进行张拉,张拉力轴压比为0.2。

图1 试件设计(单位:mm)Fig.1 Specimen design

图2 截面纤维划分Fig.2 Cross-section fiber division

2 桥墩纤维模型的建立

2.1 纤维单元法

纤维单元模型分析是沿轴向将构件截面按照材料组成和位置分割为一系列纤维,并予以相应的本构关系,在整个截面满足平截面假定的基础上,根据各纤维的应力-应变关系计算整个截面弯矩-曲率关系的非线性分析。由于纤维单元模型在进行分析时具有较高的计算效率和得到较为精确的结果,被广泛的应用于钢筋混凝土截面在弯曲破坏控制下的滞回分析[20-21]。有限元数值模拟平台OpenSees可较好地实现纤维模型分析方法。

2.2 材料本构模型

纤维模型中的混凝土材料本构采用修正的Kent-Park[22]混凝土本构模型,考虑了箍筋约束作用对混凝土强度和应变的提高作用,能够反映往复荷载作用下刚度退化和滞回耗能特性。OpenSees数值模拟平台中的Concrete01混凝土本构的骨架便基于此模型,其应力-应变关系如图3(a),其中εc和fc′分别为峰值压应变和峰值抗压强度,εcu和fcu分别为极限压应变和极限抗压强度。

图3 各材料本构模型曲线Fig.3 Constitutive model curves of various materials

模型中的纵筋材料模型采用等向强化非线性钢筋模型,OpenSees中的Reinforcing材料骨架曲线便采用这一模型,如图3(b),其中fy和fsu分别为为屈服强度、极限强度,εy、εsh、εsu分别为屈服应变、初始强化点应变和极限应变,E为弹性模量。

模型中的无粘结预应力筋本构关系采用OpenSees中的 Elastic-Perfectly Plastic材料,本构关系如图3(c),其中Neps和Peps为屈服应变,因为预应力筋一般不会屈服,故取一个较大值,初始预应力通过初应变的方式来施加。

2.3 接缝模型

部分装配式桥墩建模准确与否关键在于接缝区域接缝单元的模拟是否能够准确反映接缝处的受力特点。在第3节的拟静力试验中,除现浇段与预制节段之间的接缝张开以外,其余接缝均未张开,故只设置一个接缝单元。

笔者采用零长度弹簧单元、刚性单元并配合只受压不受拉的材料本构提出一种新的接缝模型。如图4,零长度弹簧单元有2个,位于墩身两侧,零长度单元两端节点坐标相同,但不共用节点,2个单元之间的距离与墩身宽度一致。该单元采用只受压不收拉的理想弹性本构材料Elastic-no Tension模型,这与桥墩接缝张开时没有力的传递相对应。为防止接缝两侧的墩身梁柱单元局部变形引起相互渗透,零长度单元取较大的弹性模量。刚性单元共有4个,保证零长度弹簧单元与墩身协同受力,长度为墩身宽度的一半,刚性单元的弹性模量取无穷大,以保证单元的刚性行为。为准确模拟接缝的力学响应,在接缝模型的两端设置素混凝土单元,这样做的好处是一方面保证了纵筋在接缝处的不连续,另一方面与实际墩身的素混凝土保护层相对应,准确性更高。

图4 纤维单元模型Fig.4 Fiber element model

2.4 桥墩纤维模型

如图4,文中部分装配式桥墩纤维模型主要分为3部分,钢筋混凝土墩身节段,预应力钢筋和接缝部分。

钢筋混凝土节段采用Nonlinear Beam Column单元模拟。该单元进入非线性阶段后依然具有很高的准确性,节段划分与墩身实际情况保持一致,墩底与地面固结。钢筋混凝土节段单元的截面纤维如图4,分为核心混凝土、保护层混凝土和纵筋纤维。

预应力筋采用Truss单元进行模拟,预应力筋的单元划分与墩身混凝土保持一致,且与墩身节点的平动自由度一致,竖向自由度保持放松。预应力筋顶端采用刚性单元与墩顶节点连接,与加载时预应力顶部随墩身顶部移动对应。预应力筋底部为U型,采用底部Truss单元与相应的混凝土墩身节点自由度一致来模拟。

此外,整个模型的集中质量施加在墩顶节点,模型的高度为墩身在试验时的有效高度,模型考虑P-Delta效应的影响。

3 拟静力试验及模型验证

3.1 试验介绍

为验证笔者提出的纤维单元模型的准确性,对部分装配式桥墩进行拟静力循环加载试验。

拟静力试验装置及加载制度如图5,试验中轴向力由墩顶千斤顶施加,恒载轴压比为0.2,施加后保持恒定;水平位移采用MTS作动器进行加载,试验过程中,开始加载和结束卸载的速率保持一致。水平位移和水平推力直接由作动器记录,预应力由张拉时内置的传感器记录,钢筋的应变由应变仪采集。

图5 试验加载装置Fig.5 Test loading device

拟静力试验加载协议采用位移控制方法进行,每级进行2次加载,然后进行下一级加载。采用等幅加载和变幅加载结合的方式,加载增量分别为24、6、8、10 mm,循环加载位移分别为4、6、8、12、16、20、24、30、36、42、50、60、70、80、90、100 mm。

3.2 试验现象

图6显示了部分装配式桥墩在拟静力循环荷载的破坏过程,试验位移加载至16 mm时,现浇段与预制节段之间的接缝出现了宽度为0.15 mm的微小开口。当试验位移加载至36 mm时,接缝宽度扩展为5 mm,且接缝处的混凝土出现了局部压碎;当偏移量为50 mm时,桥墩出现了平行于U型预应力的斜裂缝;试验位移加载至60 mm时接缝处受压区混凝土大面积压碎剥落,接缝宽度增大为9 mm;当试验位移加载至80 mm,接缝宽度进一步增大,受压区混凝土大面积脱落,柱脚混凝土压碎;试验位移加载至100 mm时,接缝处混凝土大面积破坏,接缝宽度达到15 mm,试验停止。在整个加载过程中,除了墩底现浇段与相邻预制段的接缝张开以外,预制段与预制段之间的2条接缝几乎未张开。通过上述试验发现,在试验过程中,部分装配式桥墩并未出现明显的塑性屈服现象,破坏过程主要表现为先是现浇段与预制段墩身之间的接缝张开,随后现浇段顶部柱脚出现裂缝,最后接缝处混凝土压碎、剥落,破坏模式为墩底接缝弯曲破坏,部分装配式桥墩的主要力学响应为墩身沿现浇段与预制段之间的接缝转动。

图6 试验现象Fig.6 Experimental phenomena

3.3 纤维单元模型验证及分析

图7给出了笔者提出的纤维单元模型计算结果和拟静力试验结果在水平荷载-位移滞回曲线、骨架曲线、残余位移和预应力增量等方面的对比情况。可以看出,拟静力试验因为加载环境等因素影响,正负曲线有所不同,正向加载匹配较好,负向的模拟结果要高于试验结果。在残余位移方面,模拟结果和试验结果吻合较好。部分装配式桥墩的残余位移很小,这表明其具有较好的自复位能力。总体来说,笔者提出的纤维单元模型可以准确的模拟部分装配式桥墩的滞回性能、水平承载力、残余位移和预应力变化。

图7 纤维单元计算与试验结果对比Fig.7 Comparison of fiber element calculation and test results

4 设计参数分析

4.1 参数对比试验设计

为研究该类桥墩通用的设计方法,需要了解不同设计参数对桥墩抗震性能的影响,由于时间和成本的关系,不可能全部通过试验来研究,因此,笔者基于验证过的纤维单元模型,设计了2组对比试验,进行拟静力加载,来探究现浇段长度和现浇段配筋率对桥墩承载力、自复位能力、耗能能力等抗震性能的影响。其中第1组现浇段长度分别取300、400、500、600、700 mm,如图8,对应墩身的比例为0.10、0.15、0.20、0.25、0.30、0.35,其余的设计参数与试验墩保持一致;第2组现浇段墩身的配筋形式和配筋数量不变,钢筋型号分别取8#、10#、12#、14#、16#钢筋,对应配筋率为0.66%、1.03%、1.48%、2.01%、2.63%。

图8 节段划分示意Fig.8 Schematic diagram of segment division

4.2 现浇段长度对抗震性能的影响

图9是现浇段长度分别为300、500、700 mm时的荷载-位移滞回曲线,可以看出随着现浇段长度的增加,桥墩的滞回曲线越来越饱满。当现浇段长度为300 mm即占墩身的比例为0.15时,桥墩滞回曲线捏缩效应严重,这表明其耗能能力较差但自复位能力强。这是因为现浇段长度较小时,随着加载的进行,部分装配式桥墩现浇段与预制段接缝处的承受的弯矩逐渐增大,当弯矩增大至一定程度时,接缝截面边缘出现拉应力,接缝出现开口,由于此时现浇段长度较短,墩底塑性铰区域承受的弯矩远小于其截面的承载力,此时现浇段潜在的塑性铰区域尚处于弹性状态,未进入塑性阶段,桥墩在循环加载作用下沿接缝左右摆动,而墩底现浇段基本处于弹性状态,最终造成接缝处混凝土受压破坏。

图9 不同现浇段长度的桥墩滞回曲线Fig.9 Hysteretic curves of piers with different length of cast-in-place segment

随着现浇段长度的增加,墩底塑性铰区域的承受弯矩逐渐增大,越来越接近墩底截面的承载力,在循环荷载作用下桥墩现浇段的混凝土和钢筋逐渐发挥作用,纵筋进入塑性。当现浇段长度增大至700 mm时,如图9(c),桥墩的滞回曲线呈相对饱满的“梭形”,墩底的纵筋也充分发挥了延性性能,此时,墩底区域的弯矩与截面承载力相近,混凝土达到塑型,纵筋也充分发挥了延性性能,可以判断,此时桥墩的受力模式为现浇段底部出现塑性铰,桥墩绕塑性铰区域转动,与传统现浇墩类似。当桥墩的破坏模式为塑性破坏时,随着现浇段高度的增加,桥墩塑性铰位置不变。

图10分别显示了部分装配式桥墩的极限荷载、残余位移和累积耗能能力与现浇段长度之间的关系,由图10可知,部分装配式的水平极限荷载、残余位移以及耗能能力随着现浇段高度的增加而增加;在现浇段小于500 mm即占墩身比例小于0.25时,桥墩几乎没有残余位移,自恢复性能好,但耗能能力较差。随着现浇段高度的增加,桥墩的残余位移显著增大,与此同时,耗能能力也显著增强。

图10 现浇段长度对桥墩抗震性能的影响Fig.10 Effect of cast-in-place segment length on seismic performance

4.3 现浇段配筋率对抗震性能的影响

图11是现浇段配筋率分别为0.66%、1.48%、2.63%时的荷载位移滞回曲线。当配筋率为0.66%时,桥墩的滞回曲线呈饱满的梭形,耗能能力强,但自复位能力较差。此时,由于配筋率较小,截面的承载力相对较小,在循环荷载作用下,墩底塑性铰区域的弯矩与其截面承载力相差不大,桥墩底部充分发挥其抗弯能力,而现浇段与预制段之间的接缝基本不张开,部分装配式桥墩受力与传统现浇段受力模式一致,纵筋充分发挥了延性性能,墩的残余位移较大。随着配筋率的增大,墩底截面的抗弯承载力增大,远大于塑性铰区域承受的弯矩,现浇段基本处于弹性状态,而接缝处承受的弯矩大于接缝截面的抗压承载力,在截面边缘产生拉应力,出现开口,此时,桥墩的受力模式发生变化,表现为墩身沿接缝处左右摆动,现浇段的纵筋和混凝土发挥的作用较小,尤其是当配筋率为2.63%时,纵筋完全处于弹性状态。图12显示了配筋率对抗震性能的影响。随着纵向配筋率的增加,部分装配式的水平极限荷载逐渐增加,直到当配筋率达到1.48%时,水平极限荷载达到阈值趋于稳定。然而桥墩的残余位移和耗能能力随着配筋率的增加而减小。当配筋率增大至1.48%左右时,桥墩的残余位移和耗能能力趋于稳定,此时桥墩的残余位移仅有6 mm左右,可以基本忽略。