压弯剪扭复合作用下灌浆套筒装配式RC 墩的抗震性能

2024-03-31林友勤赖仕永夏樟华王达荣

湖南大学学报（自然科学版） 2024年3期

林友勤，赖仕永，夏樟华 †，王达荣

（1.福州大学土木工程学院，福建福州 350108；2.福建省交通规划设计研究院有限公司，福建福州 350001）

随着城市化进程的加快，装配式桥墩成为了一种有力的竞争方案［1］，其中灌浆套筒连接是装配式桥墩中常用的连接方式之一［2-4］.灌浆套筒连接方式简单、可靠、施工方便，得到了较多的研究和应用.Ameli 等［5］、魏红一等［6］和Wang 等［7］的研究表明，桥墩和承台及桥墩和盖梁之间采用灌浆套筒连接装配式墩受力性能基本接近现浇墩，但其延性和耗能能力略小于现浇墩，其抗剪性能则与现浇墩接近［8］.徐文靖等［9］则认为灌浆套筒埋置于墩身的预制拼装桥墩与现浇桥墩相比，等效塑性铰高度减小，位移承载能力降低.为增强装配式墩的整体性，卢干［10］提出一种基于灌浆套筒与芯榫共同连接的拼装桥墩连接构造.邵旭东等［11］则提出了采用UHPC 的大口径全灌浆连接套筒，解决灌浆不饱满的问题.目前，国内外学者对灌浆套筒装配式墩在水平地震作用下的损伤机理和抗震等问题进行了大量的研究分析.

由于地震动的多维作用以及装配式墩向弯、斜桥等不规则桥梁的发展，在压弯剪扭等复合荷载作用下装配式墩的抗震性能研究变得十分急切.Prakash 等［12］、陈宗平等［13］和杨阳等［14］研究RC 墩柱在压弯扭荷载作用下的抗震性能，得出结论：墩柱在复合荷载作用下的破坏程度远大于单一荷载.邓江东等［15］、Huang等［16］和Yu等［17］研究了不同截面形式的RC 桥墩和框架柱在压弯扭循环耦合作用下的抗震性能.墩柱在弯扭作用下其抗弯和抗扭承载力下降明显，在扭转作用下，墩柱出现脆性破坏.2019年，Jiao 等［18］对9 个钢筋混凝土RC 墩进行压弯剪扭综合荷载作用，结果表明，随着梁曲率的减小和墩高的增加，墩的弯扭耦合效应更加显著.2021 年，Jiao等［19］以剪跨比和扭弯比为主要变量，分别对圆形RC柱进行循环弯曲加载和循环弯扭组合加载.结果表明，扭转效应和剪切效应的增大会加大桥墩的破坏高度，削弱桥墩的耗能能力和承载能力.可以看出，已有研究主要针对复合作用下的RC 墩，对非规则桥梁的装配式墩抗震性能研究较为缺乏.

为提高灌浆套筒的抗震性能，在灌浆套筒装配式墩接头位置加入钢管以提高接头的整体连接性.因此，开展灌浆套筒连接、灌浆套筒+方钢管连接装配式墩和整体现浇墩在复合荷载作用下的拟静力试验，考察其损伤机理和滞回性能，并对复合作用下灌浆套筒连接装配式墩的极限承载能力验算方法进行对比，为斜桥和弯桥等非规则桥梁的装配式桥墩相应的抗震设计及工程应用提供试验和理论依据.进一步促进桥梁结构向装配化、工业化和绿色低碳发展.

1 装配式墩压弯扭拟静力试验

1.1 构件模型设计

根据实桥尺寸，设计了3 个缩尺比为1∶5 的构件，整体现浇（Reinforced Concrete，RC）构件、灌浆套筒（Grouting and Sleeve，GS）构件、灌浆套筒+钢管（Grouting Sleeve Steel-tube，GSS）构件.

墩柱有效高度1 400 mm，截面尺寸250 mm×250 mm，承台尺寸1 000 mm×800 mm×500 mm，盖梁尺寸1 500 mm×600 mm×400 mm.构件混凝土为商品混凝土，强度等级为C35，20 mm 的保护层厚度.选取8 根直径为12 mm 的HRB400 热轧带肋钢筋作为墩柱纵筋，选取6 mm 直径的HPB300 光圆钢筋作为箍筋，箍筋间距为50 mm.选取10 根直径为12 mm 的HRB400 热轧带肋钢筋作为盖梁纵筋，选取直径为6 mm 的HPB300 光圆钢筋作为箍筋，箍筋间距为100 mm.选取直径为10 mm 的HRB400 热轧带肋钢筋作为承台钢筋，铺设一层钢筋网片在中部，间距为120 mm.轴压比设计为0.1.扭弯比对构件的破坏形态起决定性作用且影响结构抗震性能，参考文献［20］设置扭弯比为1∶2.构件参数设计及详细尺寸如表1和图1所示.

图1 构件尺寸图（单位：mm）Fig.1 Dimension of the test specimens（unit：mm）

表1 构件参数设计Tab.1 Design parameters of specimens

1.2 模型材料

1.2.1 混凝土

试验所用混凝土均为商品混凝土，强度等级为C35.混凝土的抗压强度和弹性模量根据《普通混凝土力学性能试验方法标准》（GB/T 50081—2002）［21］测量.立方体抗压强度为41.3 MPa，弹性模型为31 500 MPa.

1.2.2 钢筋

试验所用3种钢筋，分别为直径6 mm的HPB300光圆钢筋、直径10 mm 的HRB400 热轧钢筋和直径12 mm 的HRB400热轧钢筋，对同批次绑扎的钢筋进行力学性能测试.根据《金属材料拉伸试验第1 部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2010）［22］，在福州大学土木工程学院万能试验机上进行测试，钢筋性能如表2所示.

表2 钢筋材料性能Tab.2 Material properties of reinforcement

1.2.3 灌浆套筒及钢管

灌浆套筒及钢管均采用Q345 级钢.其中预埋在承台里的方钢管为150 mm×150 mm，厚度为4 mm，长度为500 mm；预埋在墩柱里的方钢管为120 mm×120 mm，厚度为4 mm，长度为750 mm，其中预埋在墩柱的部分长450 mm；灌浆套筒采用全灌浆12型套筒，屈服强度为359 MPa，极限强度为547 MPa.

1.2.4 高强灌浆料

根据《钢筋连接用套筒灌浆料》（JG/T 408—2013）［23］和《水泥胶砂强度检验方法（ISO 法）》（GB/T 17671—1999）［24］要求，在构件灌浆的同时，采用同批次高强灌浆料制作40 mm×40 mm×160 mm的试块，经过标准养护，高强灌浆料的初始流动度为310 mm，30 min的流动度为280 mm，抗压强度为96.8 MPa.

1.3 加载设备和加载方案

在福州大学土木工程学院2 号实验馆进行此次试验.通过预留的孔洞，构件用4 根高强螺杆与地梁固结.使用50 t 的高精密液压千斤顶作为恒载轴力，（轴力为104.5 kN）.使用两台500 kN 的电液伺服作动器对构件提供扭矩、弯矩、剪力.千斤顶和水平作动器共同作用时构件进入压弯剪扭受力状态.加载模式图见图2.图中，F1、F2分别为主副作动器力，Δ1、Δ2分别为主副作动器位移，可得柱底截面弯矩M、剪力V、扭矩T和扭弯比γ.

图2 加载模式图Fig.2 Load mode diagram

式中：L为两加载作动器中心点的距离；H为柱加载中心点至柱底截面高度；η为F2与F1的比值，通过调节η可以实现对构件任意的扭弯比加载.

加载方式通过位移控制，位移幅值通过自行定义确定，主作动器位移幅值按照每级10 mm 增加，副作动器则按照扭弯比大小进行加载，每级荷载循环加载两次，当荷载下降到最大承载力的85%时停止加载.加载现场图［图3（a）］和加载装置示意图［图3（b）］中1～5所指对象相同.

图3 试验加载装置Fig.3 Schematic diagram of loading device

采用Tirasit 等［25］提出的归一化方法来确定两个作动器的加载位移.按照公式（5）～（8）进行计算：

式中：r为扭弯比，本文采用的扭弯比为1∶2；θ为构件的扭转角；δ为构件水平加载方向的侧移率；ΔMTS1为主作动器的加载位移；ΔMTS2为副作动器的加载位移；L为主作动器和副作动器加载中心点的距离；Δ 为构件的侧向位移；Leff为构件的有效高度，即从墩底到加载点的距离.

根据扭弯比的大小和构件的尺寸去确定主作动器和副作动器的加载位移.经计算，扭弯比为1∶2时，ΔMTS1∶ΔMTS2=1∶0.697，加载方案如图4所示.

图4 加载方案Fig.4 Loading program

1.4 测点布置

应变片布置：为了解试验过程中墩柱塑性铰区的弯曲、扭转、拉压、滑移状态，需要在纵筋、箍筋和混凝土表面粘贴应变片.同时在每一个灌浆套筒中部都粘贴了钢筋应变片，以此来研究灌浆套筒的受力性能以及钢管在弯扭耦合作用下的受力机理.应变片布置和说明如图5所示.

图5 应变片和位移计布置图Fig.5 Strain gauge and displacement gauge layout

位移计布置：为了测试墩柱的墩顶水平位移，在加载盖梁中心处布置位移计，同时分别在构件西面和北面距墩底10 cm 和30 cm 处布置4台位移计测试墩底塑性铰区曲率，共计布置6 台位移计，详细布置如图5（b）所示.

2 试验结果分析

2.1 损伤过程和破坏模式分析

观察RC、GS 和GSS 构件损伤破坏过程.发现在第一级加载过程中均出现裂缝，裂缝首先出现在东西两面，并且这两面斜裂缝角度一致（约15°），随着加载位移继续增大，东西两面的裂缝分别向南北两面延伸，由东西两面延伸至南面的裂缝相互交叉，形成X 形交叉斜裂缝，如图6 所示.斜裂缝角度也在增大，约45°.主要裂缝开展位于前三级，三级以后只有少量较短裂缝出现.四级以后随着加载位移的增加，墩底出现较多竖向细微劈裂裂缝.第五级左右柱角开始有混凝土小碎块脱落，东西两面墩底混凝土也开始出现混凝土被压碎掉落的现象，第七级和第八级加载构件表面混凝土保护层开始大面积压碎剥落，破坏面积大都沿着主裂缝进行破坏，破坏位置基本位于距离墩底20 cm范围内.

图6 各构件裂缝及破坏区域对比图Fig.6 Comparison diagram of crack and failure area of specimens

通过布置在钢筋和钢管上的应变片，测得RC 构件在第二级加载时出现钢筋屈服，此时钢筋应力达到450 MPa.而GS 构件和GSS 构件则在第一级加载时就出现了钢筋屈服现象，这说明含有墩底平接缝的构件钢筋往往较早受力屈服.RC 构件中最先屈服的纵筋在距离墩底10 cm 处，而GS 构件和GSS 构件中最先出现屈服的是距离墩底30 cm的纵筋，而不是距离墩底10 cm 的灌浆套筒.另外，距离墩底10 cm的灌浆套筒在整个加载过程中都没有屈服.这说明：1）灌浆套筒和灌浆料的连接十分可靠，可以将承台中预留纵筋的力传递给墩中的纵筋；2）灌浆套筒本身具有良好的性能.采用了方钢管的GSS 构件在加载第二级出现了钢管屈服的现象，这也说明方钢管在加载过程中较早的参与了受力.

RC 构件和GS 构件的整体破坏模式以弯扭破坏为主.构件的墩底最终开裂和破坏形态如图6 所示，细部破坏见图7.图中，GSS 构件裂缝出现位置较其他构件高了很多，距墩底20 cm 内几乎没有裂缝出现，最终破坏位置位于距墩底20～70 cm处，破坏面积和破坏程度也是3 个构件中最大的，箍筋和纵筋都裸露在构件表面，呈现出一定的剪扭脆性破坏特征.GS 构件的破坏最轻，只在距离墩底5 cm 内混凝土表面发生破坏，平接缝的存在使得混凝土压碎区域集中于接缝附近，但同时存在局部应力集中，钢筋拉断现象.RC 构件和GS 构件破坏位置基本一致，主要发生在与加载方向垂直的东西两面，南北两面几乎未发生破坏，或者破坏只发生在柱角两侧，以弯扭破坏为主.

图7 构件破坏细部图Fig.7 Development of the diagonal cracks of test specimens

2.2 滞回曲线

三个构件的滞回曲线分别见图8 和图9，图中剪力为两个作动器读取剪力之和，位移采用主作动器位移.由图可知，三个构件的剪力-墩顶位移滞回环都相对较饱满，每个滞回环的形状均接近梭形，说明每个构件都具有良好的抗弯性能.

图8 各构件的剪力-墩顶位移滞回曲线图Fig.8 Shear force-displacement hysteresis loops of test specimens

图9 各构件的扭矩-扭转角滞回曲线Fig.9 Torque-angle hysteresis loops of test specimens

三个构件的扭矩-扭转角曲线均为典型的反S形，每级滞回环面积均相对较小，说明构件的抗扭耗能能力较差.每个构件均产生较为明显的“捏缩”现象，这是由于混凝土开裂后，钢筋与混凝土之间的黏结-滑移产生的.除了GS 构件承载力在第六级加载时开始下降，其他构件在第三级时开始下降.GSS 构件达到峰值荷载后承载力急剧下降，刚度退化严重，捏缩现象更为明显.

2.3 骨架曲线

各构件骨架曲线对比见图10.可以看出，GSS 构件抗弯承载力较高，相较于RC 构件和GS 构件承载力分别提高了27.6%和45.6%，这是因为GSS 构件接缝处含有一根较大刚度的方钢管.而GS 构件因为墩底接缝展开，混凝土压碎和钢筋屈服集中于墩底位置，参与受力高度相对其他两个构件小，导致其承载力最小.但GSS 构件的承载力退化速度非常快，通过对比扭矩-扭转角骨架曲线可见，方钢管的存在并没有类似于提高抗弯承载力那样提高抗扭承载力，抗扭承载力退化快，这是由于加入方钢管使得墩底刚度增大，破坏位置上移，发生在刚度变化区域，呈现剪扭脆性破坏特征，GSS 构件试验加载过程中该构件破坏速度明显快于其他构件，导致承载力退化较快.

2.4 延性

用延性系数u来评定构件的位移延性，系数越大，构件变形性能就越好，计算公式为u=Δu/Δy，其中，u为延性系数；Δy为屈服位移；Δu为极限位移.骨架曲线不能直观反映出屈服点，常用以下3 种方法来确定屈服位移和屈服荷载：1）等能量法［26］；2）几何作图法；3）Park法［27］.

取3 种方法计算结果的平均值作为构件的延性指标，计算结果见表3 和表4.通过对比三个构件抗弯方面的延性性能，可以看出GS 构件延性较好，远高于RC 构件，GS 构件的位移延性系数比RC 构件高45.0%，其主要原因是GS构件变形更集中于接缝处，钢筋更早屈服，而极限位移与RC构件接近.GSS构件的延性低于RC 构件和GS 构件，GSS 构件的延性系数比RC 构件和GS 构件分别低10.8%和38.5%，GSS构件虽然承载力提高，但存在脆性破坏，位移延性降低.对比三个构件抗扭方面的延性性能，可以看出GS构件的延性性能和RC 构件大致相同，相差4.0%，而GSS构件的转动延性性能远远低于其他构件，GSS构件的延性系数比RC 构件和GS 构件分别低54.6%和55.0%，延性较差，抗震性能较差.

表3 实测剪力-位移曲线特征点Tab.3 Calculation results of characteristic points of sheardisplacement curve

表4 实测扭矩-扭转角曲线特征点Tab.4 Calculation results of characteristic points of torque-displacement curve

2.5 耗能能力

通过计算得到各构件的滞回耗能，见图11、图12.对于抗弯耗能，对比分析RC、GS 和GSS 三个构件，加载位移为67.9 mm 时，GSS 构件累计抗弯耗能比RC 构件多34.8%.GSS 构件累计抗弯耗能比GS 构件多约30.3%.可以看出，GSS 构件抗弯耗能较高，因为方钢管增强了构件的耗能性能，GS构件具有和RC构件类似的抗弯耗能.

图11 各构件抗弯耗能曲线对比图Fig.11 Comparison diagram of flexural energy dissipation curve of specimens

图12 各构件抗扭耗能曲线对比图Fig.12 Comparison diagram of torsional energy dissipation curve of specimens

对于抗扭耗能性能，可以发现在前六级加载过程中GSS构件耗能最好，RC构件次之，GS最差，后两级GS 和GSS 构件耗能明显低于RC 构件，GS 构件更是出现了下降的现象.RC 构件累计扭转耗能比GSS构件多20.8%.RC 构件的累计扭转耗能比GS 构件多44.9%.分析认为GSS 构件中的钢管在前几级加载中参与了大量耗能，但后期混凝土发生了大面积破坏，混凝土和钢管之间失去了协同作用，后期抗扭耗能显著下降.可以发现，采用了墩底平接缝的GS 构件和GSS 构件在加载后期的抗扭耗能明显低于整体现浇构件.

2.6 残余位移

各构件残余位移随位移等级的变化曲线见图13.可以看出，每个构件正向和负向加载时的残余位移差别较大，由于每级先进行正向加载，再进行负向加载，导致正向加载时的损伤对负向加载时的残余位移产生影响，致使负向位移加载时残余位移较大.对比分析RC、GS 和GSS 构件的正向加载残余位移，可以看出GS 构件的残余位移最大，RC 构件的残余位移最小.相同加载位移下，GS 构件最大残余位移达到35.3 mm，GSS 和RC 构件的残余位移分别为GS构件的56.6%和31.5%.但是在负向加载时GSS 构件残余位移变成了最小，GSS 构件在受力后，钢管剪力键会发生弹性变形，由于每级先进行正向加载，钢管产生正向偏移，再进行负向加载时，其弹性性能使其往负向的位移减小，导致负向残余位移降低.总体来说，装配式构件的残余位移都比整体现浇构件大，其主要原因在于复合作用下装配式墩损伤更大.

图13 各构件残余位移曲线对比图Fig.13 Comparison diagram of residual displacement curve of test specimens

3 复合荷载作用下装配式墩承载能力分析

进一步分析压弯剪扭复合作用下装配式墩实测承载力与现有规范计算值的关系，《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［28］中矩形截面钢筋混凝土框架柱在轴向压力、剪力、弯矩和扭矩共同作用下，其受扭承载力计算公式如下：

式中：T为扭矩设计值；βt为一般剪扭构件混凝土受扭承载力降低系数；ft为混凝土轴心抗拉强度设计值；N为轴力设计值；A为构件截面面积；Wt为扭构件的截面受扭塑性抵抗矩；ξ为受扭的纵向普通钢筋与箍筋的配筋强度比值；fyv为受扭箍筋的抗拉强度设计值；Ast1为沿截面周边配置的箍筋单肢截面面积；Acor为截面核心部分的面积；V为剪力设计值；b为矩形截面的短边尺寸；h0为构件截面有效高度.

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362—2018）［29］计算方法与《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）较为接近，而AASHTO LRFD—2010［30］、EN 1992-1-1：2004［31］和BS 5400-4：1990［32］均未考虑混凝土抗拉强度，仅按照纯扭构件计算受扭钢筋.

根据本文设计的试验构件尺寸，分别用各国规范对RC 构件进行压弯剪扭复合作用下抗扭承载力计算，结果见表5.从表5 可以看出，我国的两种规范对于抗扭承载力的计算比较一致，美国AASHTO LRFD-2010 和英国BS 5400-4：1990 计算结果较小，上述欧美规范均未考虑混凝土抗拉强度等因素.

表5 RC构件抗扭承载力计算结果对比Tab.5 Comparison of calculation results of torsional load capacity

根据骨架曲线，试验所得RC 构件抗扭承载力为13.35 kN·m.对比计算结果，可以发现构件抗扭承载力较接近《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）中的承载力理论值，因此本文采用该规范中的抗剪承载力、抗扭承载力公式以及剪扭承载力相关关系进行验证.计算结果见表6.

表6 各试件计算抗剪、抗扭承载力Tab.6 Flexural and torsional load capacity of specimens

根据规范可知，压弯剪扭复合作用下的矩形截面构件剪扭承载力相关曲线近似为1/4 圆，将表6 中的抗剪、抗扭承载力代入该曲线，可以得到如图14所示的各构件抗剪、抗扭承载力关系.图14中，T和V分别为构件抗扭承载力和抗剪承载力，T0和V0分别为纯扭矩形有腹筋构件抗扭承载力和纯剪矩形腹筋构件抗剪承载力，可以看出，各构件在复合荷载作用下的剪扭相关关系贴近规范中的1/4圆理论曲线，试验得到的抗剪承载力和抗扭承载力均高于理论值，其中GS构件总体剪扭承载力最小.