预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能

熊二刚，张君策，尚大海，封安乐，梅忠兴

(长安大学 建筑工程学院，陕西 西安，710061)

在“碳达峰、碳中和”战略背景下，我国城市现代化建设迎来了新的发展和机遇，预制装配式桥梁能够缩短工期、减少环境污染，提高工程质量[1-2]，对推动城市基础设施工业化建设、减少废弃物污染物排放具有重要意义。目前，预制节段拼装技术在桥梁上部结构的应用日趋成熟，随着装配式桥梁发展，桥梁下部结构的预制节段拼装技术得到广泛关注。桥墩作为桥梁下部结构，在强震作用下既要承受竖向荷载还需耗散地震能量，桥梁体系的抗震性能与其桥墩的抗震性能直接相关。因此，预制装配桥墩的抗震性能是影响预制装配桥梁推广应用的关键，需要从连接构造和整体性能方面进行更深入地研究。

众多学者将新材料和新技术应用于预制节段拼装桥墩，研究预制节段拼装桥墩抗震性能[3-5]，特别是纤维增强混凝土(FRC)和超高性能混凝土(UHPC)的应用受到广泛关注。ELGAWADY 等[6-7]完成了4个后张预应力FRP节段拼装柱墩的拟静力试验，并建立了节段拼装桥墩计算模型，可有效预估节段拼装桥墩的骨架曲线。MOTAREF 等[8]采用FRC作为塑性铰区后浇或加强材料，完成了5个节段拼装桥墩缩尺试件振动台试验，发现采用FRC 可以有效提高节段拼装桥墩的自复位性能和耗能能力。MOUSTAFA 等[9]采用了组合结构的思路，在桥墩节段外部采用FRC 作为外包材料，在节段内部采用钢管混凝土，制作了新型预制节段拼装独柱桥墩试件，并采用振动台试验检验了该技术方案的抗震性能。此外，TAZARV 等[10-11]将UHPC用于桥墩底部塑性铰区预制节段，发现后浇区采用UHPC可以提高桥墩的承载能力，但其抗震性能需要进一步研究。姜钰宸等[12]结合试验与数值模拟的结果，对比分析了UHPC桥墩和NC桥墩在重载车辆撞击下的响应特性，发现UHPC桥墩具有更优异的抗冲击性能，主要体现在更小的损伤、更高的碰撞力以及以钢筋为主的耗能方式。徐文靖等[13]提出了一种采用UHPC新型连接构造，通过拟静力试验分析了桥墩的抗震性能和变形机理，并给出了相应的抗震建议。王海翠[14]将钢管混凝土与双柱桥墩相结合，提出了2类新型的双柱式钢管混凝土桥墩，并系统研究其受力特点和抗震性能，提出了新型试件适用的承载力计算公式。包龙生等[15-16]研究了采用榫卯剪力键的预应力双柱桥墩和采用灌浆波纹管连接的装配式双柱桥墩的抗震性能，发现这2 种连接方式均满足“等同现浇”的要求。

尽管国内外研究者已成功将新材料和新技术应用于预制节段拼装桥墩的抗震性能研究，但其研究成果以独柱桥墩为主，而双柱桥墩抗震性能研究相对较少，将FRC 和UHPC 等新材料应用双柱桥墩的试验研究也不充分。在现有研究基础上，本文提出2种新型双柱桥墩节段拼装方案，并设计制作缩尺模型，采用拟静力试验与数值模拟相结合的方式，评估所提节段拼装双柱桥墩的抗震性能，系统分析其滞回特性、延性和耗能能力等抗震性能指标，可为节段拼装双柱桥墩的设计提供参考。

1 拟静力试验概况

1.1 试件模型设计

试件模型依托于某高速公路扩建工程项目，原型为高度为10 m 的公路双柱桥墩，制作3 个缩尺比例为1∶2.5 的双柱桥墩模型，桥墩模型的有效高度为3 100 mm，墩柱截面长×宽为800 mm×560 mm，试件配置22根直径为22 mm纵筋，配筋率为1.87%；箍筋直径为8 mm，间距为50 mm。其中，现浇试件SZXJ和节段拼装试件的预制部分采用标号为C40的普通混凝土，试件各类钢筋均采用HRB400 热轧钢筋，SZZT 后浇区采用FRC，节段间纵向钢筋连接采用锥套锁紧钢筋接头，SZDJ的后浇区采用UHPC。本文提出2种新型预制节段拼装方案，并选取整体现浇试件作为对比进行拟静力试验，考察预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能，现浇试件和2种新型节段拼装试件构造示意图如图1所示。

图1 2种新型节段拼装试件构造示意图Fig.1 Structure diagram of two new segmental assembly specimens

1.2 材料特性

根据GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》[17]，测得试件SZXJ、SZZT 和SZDJ 的混凝土抗压强度平均值分别为41.41、43.16 和42.64 MPa。FRC混凝土抗压强度平均值为50.05 MPa，满足其强度不低于C45 的预期要求；UHPC混凝土抗压强度平均值为128.24 MPa。钢筋根据GB/T 228.1—2002《金属材料室温拉伸试验方法第1 部分：室温实验方法》[18]的要求进行拉伸试验，测得不同直径的钢筋强度平均值如表1所示。本试验使用锥套锁紧钢筋接头，接头由2 个锥套、1组锁片和1个保持架组成，如图2所示。

表1 HRB400钢筋强度平均值Table 1 Average strength of steel bar of HRB400

图2 锥套锁紧钢筋接头Fig.2 Conical sleeve locking steel joint

工作时，将待连接钢筋对中并插入锁片两端，顶紧中间的保持架，将锥套套入锁片的两端，使用液压钳夹紧锥套并向内挤压。由于锁片为变直径截面，锥套向内夹紧的同时锁片发生径向收缩，其内壁上的金属齿键会咬住钢筋的横肋和纵肋，通过机械挤压和摩擦作用将钢筋紧密连接。经拉伸试验，测试锥套接头连接性能达到JGJ 107—2016《钢筋机械连接技术规程》[19]规定的HRB500 MPa I级接头性能，抗疲劳性能优异。

1.3 试验装置与加载制度

拟静力试验水平加载设备采用MTS 结构加载试验系统，竖向采用千斤顶加载。本试验试件轴压比取0.1，经计算试件顶部需要施加的竖向恒载为2 400 kN，加载示意图如图3所示。为消除试验误差，在承台底部设置4个位移计，测量承台是否产生滑移和翘起位移。试验采用力-位移混合控制加载方式，加载分2个阶段。

图3 加载示意图Fig.3 Loading diagram

试件屈服前采用荷载分级控制，水平推力从20 kN 开始加载，以20 kN 的倍数为级数加载，每级加载重复1 次，直至水平位移达到0.250%(7.75 mm)或试件屈服(两者取先发生的情况)。然后，转为位移控制加载，位移控制加载从0.075%的加载等级开始加载，各等级为0.250%、0.375%、0.500%、1.000%、1.500%、2.000%、3.000%、4.000%、5.000%，每级加载重复3次，试件破坏以桥墩水平承载力下降到最大承载力的85%或试件有明显的破坏为标志。

2 试验现象

2.1 试件SZXJ

SZXJ为现浇双柱横向加载试件，试件SZXJ破坏过程如图4所示。SZXJ试件在加载过程中的破坏情况如表2所示。在整个过程中，出现最大水平荷载推力为1 950 kN，对应推向位移为81.48 mm；最大拉力为1 563 kN，对应拉向位移为38.75 mm。

表2 试件SZXJ在加载过程中的破坏情况Table 2 Failure of SZXJ specimen during loading process

图4 试件SZXJ破坏过程图Fig.4 Failure process diagram of SZXJ specimen

2.2 试件SZZT

SZZT 为锥套-FRC 节段拼装双柱横向加载试件，试件SZZT 破坏过程如图5所示。试件SZZT在加载过程中的破坏情况如表3所示。在加载过程中，最大水平荷载推力为1 955 kN，对应推向位移为70 mm；最大拉力为1 551 kN，对应拉向位移为38.75 mm。

表3 SZZT试件在加载过程中的破坏情况Table 3 Failure of SZZT specimen during loading process

图5 试件SZZT破坏过程图Fig.5 Failure process diagram of SZZT specimen

2.3 试件SZDJ

SZDJ为纵筋搭接-UHPC节段拼装双柱横向加载试件，试件SZDJ 破坏过程如图6所示。试件SZDJ 在加载过程中的破坏情况如表4所示。在加载过程中，出现最大水平荷载推力为1 621 kN，对应推向位移为46.5 mm；最大拉力为1 500 kN，对应拉向位移为54.25 mm。

表4 试件SZDJ在加载过程中的破坏情况Table 4 Failure of SZDJ specimen during loading process

图6 试件SZDJ破坏过程图Fig.6 Failure process diagram of SZDJ specimen

3 试验结果与分析

3.1 有限元模型的建立

基于上述试验，采用ABAQUS 软件，对3 个双柱桥墩试件进行非线性分析。混凝土采用C3D8R 实体单元，钢筋则采用T3D2 线性桁架单元。结合材料特性试验，各个材料本构模型定义如下：普通混凝土根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[20]定义塑性损伤本构模型，FRC 应力-应变关系采用池寅等[21]提出的FRC 本构模型，UHPC 应力-应变关系采用张哲等[22]提出的本构关系，钢筋本构关系采用双折线模型。钢筋骨架采用内置区域的方式进行约束，节段拼装桥墩不同界面间均采用绑定约束进行连接。承台侧面和底面分别进行水平约束和竖向约束，模拟地梁的水平固定和底部的竖向支撑。各试件在试验工况下的损伤云图如图7所示。由图7可知，各试件塑性损伤破坏情况与试验结果基本一致。

图7 各试件在试验工况下的损伤云图Fig.7 Damage cloud diagram of each specimen under test conditions

3.2 荷载-位移曲线

3.2.1 加载曲线

基于上述建模方式，建立各双柱有限元模型，按照试验实际加载过程进行模拟，得到数值模拟加载曲线，并将其与试验进行对比，结果如图8所示。各双柱桥墩承载力试验值与模拟值对比汇总如表5所示。在制作和试验测量等误差满足研究要求的前提下，3个双柱桥墩拟静力试验和数值模拟的荷载-位移曲线变化规律相似，最大承载力相对误差不超过5%，塑性损伤破坏模式一致，验证了有限元模型的可靠性。

表5 各双柱桥墩承载力对比Table 5 Comparison of bearing capacity of doublecolumn pierskN

图8 各试件加载曲线对比图Fig.8 Comparison of loading curves of each specimen

3.2.2 滞回曲线

由于试验条件限制，部分试件在加载过程中存在非对称加载，且双柱桥墩侧向刚度较大，承台与压梁接触断面处应力集中现象明显，承台发生了先于墩柱塑性铰区的剪切破坏。为了更好地反映各个构件的抗震性能，基于上述有限元模型，在承台上表面施加面约束，并按拟定对称加载制度进行加载，得到的滞回曲线见图9。由图9(a)和9(b)可知，采用锥套-FRC 连接的节段拼装双柱桥墩和现浇试件的滞回曲线较为饱满，滞回曲线呈梭形，即锥套-FRC试件达到了“等同现浇”的要求。由图9(c)可知，采用纵筋搭接-UHPC 连接的节段拼装双柱桥墩的滞回曲线出现明显的捏缩现象，滞回曲线不饱满，说明墩柱与承台的连接刚度相对较小，整体的抗震性能相对较差。

图9 各试件滞回曲线Fig.9 Hysteresis curve of each specimen

3.3 骨架曲线

骨架曲线是循环低周往复加载每级加载最大水平荷载的轨迹，即滞回曲线的包络线，反映了结构在拟静力试验中的受力与变形情况，各试件骨架曲线对比如图10所示。利用骨架曲线，通过屈服弯矩法来确定拟静力试验的屈服值、峰值和破坏值，若最终加载未达到85%的规定荷载，则取最终加载过程的最大位移处为极限荷载点，各试件的主要抗震性能参数如表6所示。根据图10 可得，试件SZXJ具有最大的屈服位移(51.41 mm)，最大屈服荷载(1 932 kN)；试件SZZT具有最大承载力(1 988 kN)；试件SZXJ 具有最大极限荷载(1 792 kN)，试件SZZT 具有最大极限位移为(216.87 mm)。可见，SZXJ 和SZZT 试件变形和承载能力基本相当，而试件SZDJ变形和承载能力较低。

表6 各试件主要抗震性能参数Table 6 Main seismic performance parameters of each specimen

图10 各试件骨架曲线对比Fig.10 Comparison of skeleton curves of specimens

3.4 主要抗震性能指标

3.4.1 延性系数

延性系数是反映桥梁结构抗震性能的重要指标，从表6可见，采用锥套-FRC连接方案的SZZT试件延性最大，为4.66。SZXJ和SZZT试件延性系数均大于4，具有良好的延性性能。相比之下，采用纵筋搭接-UHPC连接方案的试件延性表现较差。

3.4.2 刚度退化

在水平低周往复荷载作用下，随着裂缝出现、发展以及钢筋屈服，双柱桥墩试件从弹性变形进入非弹性变形，产生不可恢复的损伤，结构刚度随之下降，这一过程称为刚度退化。结构的刚度退化特性可以用割线刚度K来评价，割线刚度K定义如下：

各试件刚度退化曲线如图11所示。由图11 可知：SZXJ 和SZZT 试件刚度退化变化规律一致，加载前期等效刚度下降幅度较大，达到最大荷载以后，等效刚度变化较平缓。SZDJ 试件由于UHPC脆性的材料特性，加载前期后浇区域混凝土开裂后，裂缝发展迅速且混凝土在出现裂缝后被压溃破碎，混凝土保护层脱落以及钢筋弱连接导致试件等效刚度偏低，整体加载过程相较于另2个试件刚度退化较快。

图11 各试件刚度退化曲线Fig.11 Stiffness degradation curve of each specimen

3.4.3 耗能能力

各试件在加载过程中滞回耗能情况如图12所示。当位移加载至217 mm 时，SZXJ 试件和SZZT试件的加载耗能分别为524.31 kJ 和571.45 kJ，两试件耗能能力接近且性能良好。SZDJ 试件在极限位移为62.2 mm 时，耗能为63.16 kJ，耗能能力和延性表现不佳。

图12 各试件滞回耗能曲线Fig.12 Hysteretic energy dissipation curve of each specimen

4 关键参数对比

由上述分析可知，采用锥套锁紧钢筋接头-FRC连接的双柱桥墩具有良好的抗震性能，达到“等同现浇”的要求，这表明该种连接方案是一种较理想的双柱桥墩装配式方案。针对此连接方案，通过变参数有限元分析，以试验模型SZZT的参数作为初始变量，进一步探讨轴压比(0.05、0.10、0.15、0.20)、纵筋配筋率(1.25%、1.54%、1.87%、2.41%)和箍筋加密区高度(400、800、1 000、1 400 mm)对抗震性能的影响，有限元计算结果如图13所示。

图13 各关键参数对桥墩抗震性能指标的影响Fig.13 Influence of key parameters on seismic performance index of piers

由图13(a)可知，在当轴压比小于0.15 时，提高轴压比对预制节段双柱桥墩抗震性能的影响较明显。提高轴压比，承载能力有所提高，初始等效刚度增加，最终残余变形增大，滞回耗能能力更强。当轴压比大于0.15时，对桥墩的水平峰值荷载、残余变形和最终耗能影响不大。由图13(b)可知，墩柱纵筋配筋率变化与节段拼装双柱模型抗震性能相关性强。增大纵筋配筋率，承载能力提高，初始等效刚度增加，最终残余变形减小，滞回耗能能力更强。由图13(c)可知，提高箍筋加密区高度，承载能力提高，最终残余变形减小，滞回耗能能力提高，但桥墩整体水平刚度基本保持不变。

5 结论

1)锥套-FRC连接的双柱桥墩在承载能力和延性方面达到甚至略高于现浇试件，FRC 表现出较好的延性，能有效缓解反复荷载作用下的混凝土裂缝发展及保护层脱落，锥套锁紧钢筋接头的连接性能安全可靠，达到了“等同现浇”要求。

2)采用UHPC-搭接的双柱桥墩抗震性能表现不佳，UHPC 具有较强的承载能力，但延性较差，在反复作用下，纵筋搭接与UHPC的后浇组合混凝土保护层脱落严重，纵筋连接受拉失效，承载力及延性都无法得到保证。为了发挥UHPC抗压强度和锚固性能，需进一步探讨墩柱下部与承台后浇区采用变截面连接或混合连接的双柱桥墩抗震性能。

3)对于节段拼装双柱桥墩，潜在塑性铰区混凝土材料延性是影响结构抗震性能的重要因素，FRC相比UHPC更合适用于节段拼装双柱桥墩后浇区。对于纵筋连接方式，所用锥套连接相比搭接形式更能保证桥墩结构在地震作用下的可靠传力。

4)随着轴压比、纵筋配筋率和箍筋加密区高度增大，模型的水平荷载峰值增大，耗能能力越强；初始刚度与箍筋加密区高度相关性较小，而与轴压比相关性较大；提高轴压比或纵筋配筋率可显著增强模型的抗震性能；提高箍筋加密区高度不会显著提高模型的水平承载能力和刚度，但最终残余变形程度减小，耗能能力提高。