張發(fā)飛，胡兆同，薛曉鋒

(長安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

近年來，橋梁建設(shè)中對環(huán)境的影響越來越引起人們的關(guān)注。節(jié)段拼裝技術(shù)不僅用于橋梁上部結(jié)構(gòu)中，也逐步用于橋墩結(jié)構(gòu)[1]。預(yù)制節(jié)段橋墩大多用于低烈度區(qū)的高速路橋和運(yùn)河橋上的原因是：這些工程對施工環(huán)境、工期要求較高，能夠最大限度發(fā)揮預(yù)制拼裝橋梁優(yōu)勢，但它在強(qiáng)震地區(qū)的應(yīng)用還有待研究。

預(yù)應(yīng)力節(jié)段拼裝橋墩具有自復(fù)位能力，可在地震中有效減少殘余位移[2]，且具有施工速度快等優(yōu)點(diǎn)，已成為現(xiàn)代橋梁建設(shè)的新趨勢。節(jié)段預(yù)制拼裝橋墩根據(jù)接縫類型分為2類：① 節(jié)段間連接部位通過后澆混凝土連接的濕接縫，此類橋墩可稱為裝配整體式橋墩[3]，如：北京積水潭橋和上海長江大橋等使用的節(jié)段預(yù)制拼裝橋墩均屬于裝配整體式橋墩[4-6]；② 縱向受力鋼筋在接縫處斷開，節(jié)段間用干接縫或膠接縫連接，并采用后張預(yù)應(yīng)力的方式將各個節(jié)段連接成為整體，稱為預(yù)應(yīng)力節(jié)段預(yù)制拼裝橋墩，此類橋墩可參照搖擺體系設(shè)計(jì)。如：約翰肯尼迪堤道橋和港珠澳大橋等都屬于預(yù)應(yīng)力節(jié)段預(yù)制拼裝橋墩。

在設(shè)計(jì)后張法預(yù)應(yīng)力筋連接的預(yù)制節(jié)段時，施加預(yù)應(yīng)力是為了提高橋墩軸向力，增加節(jié)段間的摩擦，使其有效抵抗地震引起的剪力并提供自復(fù)位能力[7]。然而，預(yù)制節(jié)段的抗剪強(qiáng)度只取決于鋼束的預(yù)應(yīng)力，而增加鋼束預(yù)應(yīng)力的同時會增加橋墩軸向力。這樣，即使在無外力的作用下，過大的軸向力也可能對橋墩延性造成不利的影響[8]，且預(yù)應(yīng)力損失和非線性分布也會增加。這就對墩身豎向承載能力提出了更高要求。隨著節(jié)段間連接拼裝技術(shù)的改進(jìn)，人們提出并研究了一些墩身豎向承載能力高且適用于高地震活動區(qū)的預(yù)制橋墩結(jié)構(gòu)，節(jié)段預(yù)制拼裝鋼管混凝土橋墩便是其中的一種，具有較大的發(fā)展?jié)摿?。利用鋼管混凝土軸向承載力強(qiáng)的特點(diǎn)，將其應(yīng)用于節(jié)段拼裝橋墩中。學(xué)者們做了大量研究[9-10]，賈俊峰[11-12]等人介紹了建立后張預(yù)應(yīng)力節(jié)段拼裝鋼管混凝土(CFST)橋墩關(guān)鍵部件時的設(shè)計(jì)方法并進(jìn)行了此類橋墩側(cè)向往復(fù)加載擬靜力試驗(yàn)。其研究表明：該類橋墩在沒有附加耗能裝置時的耗能能力較差，而在節(jié)段拼裝接縫處附加連接鋼管可提高耗能效果，但鋼管尺寸設(shè)置不合理會導(dǎo)致墩頂殘余位移的增加。

節(jié)段拼裝CFST橋墩節(jié)段間采用連接鋼管涉及到大體積節(jié)段混凝土吊裝、調(diào)整及對齊等繁雜程序，不但降低了施工效率，而且增加了高空作業(yè)量。作者考慮到施工的便捷性和經(jīng)濟(jì)性，擬提出一種可協(xié)調(diào)節(jié)段間受力和變形并增強(qiáng)結(jié)構(gòu)耗能的新型節(jié)段連接構(gòu)造措施，即限位螺栓連接，如圖1所示。承重的法蘭盤頂板和底板固定于節(jié)段接縫兩端的墩身，上、下板間安裝限位螺栓。螺栓在底板和頂板產(chǎn)生相對轉(zhuǎn)動時只受拉不受壓，拉力由螺栓的彎曲和軸向剛度提供。螺栓數(shù)量、型號和長度可根據(jù)計(jì)算確定。

承重板在節(jié)段吊裝前已固定，節(jié)段就位后只需安裝螺栓進(jìn)行連接即可。螺栓提供限位耗能功能，震后可對進(jìn)入塑性的螺栓快速更換。

此外，對節(jié)段預(yù)制拼裝鋼管混凝土橋墩的研究多集中在單個橋墩構(gòu)件上，且實(shí)際工程多應(yīng)用于低烈度區(qū)。因此，作者擬用OpenSees有限元程序，以纖維模型法，分別建立采用無耗能部件、墩底內(nèi)置耗能鋼筋及節(jié)段間用限位螺栓連接3種節(jié)段拼裝鋼管混凝土橋墩的全橋模型，采取限位螺栓連接的措施，對降低結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)能力進(jìn)行分析，并對此類型橋墩結(jié)構(gòu)的高烈度區(qū)適應(yīng)性進(jìn)行分析。

圖1 限位螺栓連接示意Fig.1 Limit bolt connection

1 纖維模型的建立

1.1 工程概況

某市連接線高架橋一聯(lián)采用30+50+30 m預(yù)應(yīng)力混凝土變截面連續(xù)箱梁支架現(xiàn)澆施工。本研究將原設(shè)計(jì)中的鋼筋混凝土橋墩以節(jié)段拼裝鋼管混凝土橋墩代替，具體布置如圖2所示。場地類型為III類，以乙類城市高架橋進(jìn)行抗震分析，抗震設(shè)防烈度為8度，水平地震動基本設(shè)計(jì)加速度0.3g。

圖2 橋跨及橋墩橫截面示意(單位：mm)Fig.2 Span distribution and pier cross section(unit：mm)

1.2 模型的建立和驗(yàn)證

1.2.1 模型的參數(shù)

參照此連接線中類似橋梁，偏安全的取墩柱直徑為1.5 m。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范(GB50017-2017)》[13]，對徑厚比進(jìn)行限制，橋墩鋼管采用Q345低合金鋼，厚20 mm。為最大限度發(fā)揮鋼管混凝土受力性能，采用C50混凝土。根據(jù)Dawood[14]等人的研究成果，預(yù)制拼裝橋墩總軸壓比在0.2左右時節(jié)段預(yù)制拼裝橋墩性能最優(yōu)。本研究上部結(jié)構(gòu)軸壓比為0.11，預(yù)應(yīng)力筋軸壓比為0.1。為確保預(yù)應(yīng)力筋處于彈性階段，初始張拉值應(yīng)控制在0.4fpuAst(其中：fpu為預(yù)應(yīng)力鋼絞線極限抗拉強(qiáng)度；Ast為預(yù)應(yīng)力鋼絞線面積)以內(nèi)，由此得Ast=10 818 mm2，實(shí)際預(yù)應(yīng)力筋采用鋼絞線78×7φ15=10 920 mm2，如圖2(c)所示。抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860 MPa，彈性模量為200 GPa。

1.2.2 OpenSees模型的建立

以Elastic-BeamColumn單元模擬上部結(jié)構(gòu)。橋墩由4個鋼管混凝土節(jié)段組成，以nonlinear-BeamColumn單元模擬。鋼管和核心混凝土纖維分別采用steel02和concrete02本構(gòu)。

節(jié)段間接縫采用在接縫位置處建立相對于墩身高度非常小的接縫單元，賦予接縫單元處混凝土與墩身不同的本構(gòu)，以使墩身的變形集中于接縫交界面上[15]；此處以30 mm長的dispBea-mColumn單元模擬，采用不考慮受拉的concrete01本構(gòu)，參數(shù)按葛繼平[16]建議的方法確定。

預(yù)應(yīng)力筋本構(gòu)為EPP，以truss單元模擬，兩端節(jié)點(diǎn)與橋墩剛接，其余節(jié)點(diǎn)與墩身耦合平動自由度。

墩底截面內(nèi)沿墩身周圍布置8根φ20的R235耗能鋼筋，長30 cm，以本構(gòu)為steel02的truss單元模擬。各節(jié)段接縫間沿墩身周圍布置8根直徑為 32 mm、工作長度為10 cm的限位螺栓。不考慮其受壓，該限位螺栓的屈服強(qiáng)度為890 MPa，極限強(qiáng)度為1 080 MPa。

1.2.3 模型的驗(yàn)證

為驗(yàn)證所建立模型的可靠性，現(xiàn)與賈俊峰[12]的后張預(yù)應(yīng)力節(jié)段拼裝橋墩抗側(cè)力學(xué)行為試驗(yàn)進(jìn)行對比。橋墩由3個鋼管混凝土節(jié)段組成。該鋼管為φ300×12，屈服強(qiáng)度為310 MPa，混凝土抗壓強(qiáng)度為32.4 MPa，預(yù)應(yīng)力鋼筋為4×7φ15，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)為 1 860 MPa，彈性模量為200 GPa，外加豎向力為500 kN，總軸壓比為0.218。

理論計(jì)算與試驗(yàn)?zāi)M滯回曲線的對比如圖3所示。從圖3中可以看出，理論計(jì)算與試驗(yàn)?zāi)M的滯回曲線吻合較好。與試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果相比，混凝土在剛度退化前的模擬誤差很小，纖維模型沒有體現(xiàn)強(qiáng)度退化現(xiàn)象。其原因是：試驗(yàn)中預(yù)應(yīng)力筋與管道壁存在摩擦，同時，加工和安裝精度對節(jié)段拼裝橋墩力學(xué)行為的影響比較大。從滯回曲線飽滿程度可見，理論計(jì)算得到的耗能能力偏小。其原因是：纖維模型無法反映試驗(yàn)過程中橋墩接縫處鋼管節(jié)段產(chǎn)生的塑性損傷現(xiàn)象[12]。

圖3 滯回曲線的對比Fig.3 Comparison of hysteretic curves

為研究節(jié)段拼裝橋墩空間地震響應(yīng)，所有支座采用板式橡膠支座[18]。此外，以O(shè)penSees所建無耗能裝置全橋模型與相應(yīng)Midas全橋模型進(jìn)行了結(jié)構(gòu)前5階自振周期的對比，見表1。從表1中可以看出，其誤差較小。表明：用OpenSees建立的結(jié)構(gòu)全橋模型是可靠的。

表1 橋梁自振周期Table 1 Natural vibration period of bridges

為便于分析，對采取不同構(gòu)造措施的橋墩結(jié)構(gòu)進(jìn)行了工況劃分：無耗能為工況一；耗能鋼筋為工況二；限位螺栓為工況三。

1.3 地震波選取

根據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則(JTG/TB02-01-2008)》[17]，場地沒有進(jìn)行地震安全性評價時，可取類似場地下的人工記錄地震波，本研究選用Imperial Valley-06，El Centro Array#30地震波作為計(jì)算結(jié)果，如圖4所示。該地震波的持續(xù)時間為40 s，時間步長為0.02 s，只考慮順橋向地震作用。

圖4 Imperial Valley-06時程曲線Fig.4 Imperial Valley-06 time-history curve

2 常遇地震下非線性時程響應(yīng)的對比

根據(jù)場地類型，將地震波峰值加速度調(diào)為0.129g。由于未采用隔震支座，因此此處僅以受力最不利的固定墩(如圖2所示)進(jìn)行地震響應(yīng)對比。常遇地震下3種不同構(gòu)造類型橋墩最不利響應(yīng)見表2，其墩底彎矩曲率滯回曲線和墩頂位移時程曲線分別如圖5，6所示。

從表3中可以看出，常遇地震下工況三墩底接縫張開前抗剪能力相對于工況一和工況二分別提高了18.2%和14.0%。表明：限位螺栓提高了橋墩接縫張開前的側(cè)向剛度。

表2 常遇地震下橋墩最不利響應(yīng)Table 2 Most adverse responses of pier under common earthquake

圖5 常遇地震下墩底彎矩曲率滯回曲線Fig.5 Bending moment and curvature hysteretic curves of pier bottom under common earthquake

圖6 常遇地震下墩頂位移時程曲線Fig.6 Time-history curves of displacement of pier crown under common earthquake

由表2結(jié)合圖5可知，工況三截面最大曲率(0.000 2 m-1)明顯較小，且墩底接縫張開前彎矩大于其他2種工況的，比工況一和工況二的均提高了7.8%。表明：限位螺栓對墩底的保護(hù)作用明顯且提高了墩底的抗彎能力；工況二在墩底接縫張開前的抗彎能力沒有得到提高。

由表2和圖5還可知，工況三對墩頂位移峰值減小作用不明顯，3種工況震后的殘余位移都較小，它們分別為6，12和13 mm。其原因是：在常遇地震下，橋墩偏移較小，節(jié)段間接縫的張開程度也很小。限位螺栓和墩底內(nèi)置的耗能鋼筋不能有效發(fā)揮減小節(jié)段間接縫開口和水平錯動的作用，對墩頂位移減小作用不明顯；同時，橋墩較小的偏移有利于預(yù)應(yīng)力作用下每個節(jié)段很好恢復(fù)到震前初始位置，因此，殘余位移很小。

3 罕遇地震下非線性時程響應(yīng)的對比

根據(jù)場地類型，將地震波峰值加速度調(diào)為0.39g。罕遇地震下3種不同構(gòu)造類型橋墩最不利響應(yīng)見表3，其墩底彎矩曲率滯回曲線和墩頂位移時程曲線分別如圖7，8所示。罕遇地震下橋墩各節(jié)段間水平相對錯動和墩底限位螺栓軸力時程曲線分別如圖9，10所示。

由表3可知，在罕遇地震下，工況三相對于工況一和工況二接縫張開前的側(cè)向剛度和抗彎能力提升較明顯，側(cè)向剛度分別提高了22.5%和10.3%，抗彎能力分別提高了7.2%和6.7%。從圖7中可以看出，工況三墩底彎矩曲率滯回曲線較飽滿，表明工況三的耗能性能優(yōu)于其他兩者的。

表3 罕遇地震下橋墩最不利響應(yīng)Table 3 Most adverse responses of pier under rare earthquake

圖7 罕遇地震下墩底彎矩曲率滯回曲線Fig.7 Bending moment and curvature hysteretic curves of pier bottom under rare earthquake

圖8 罕遇地震下墩頂位移時程曲線Fig.8 Time-history curves of the displacement of pier crown under rare earthquake

圖9 罕遇地震下各節(jié)段水平相對錯動Fig.9 Horizontal relative dislocation of segments under rare earthquake

圖10 罕遇地震下墩底螺栓軸力時程曲線Fig.10 Axial force time-history curves of bolts at the pier bottom under rare earthquake

從圖8中可以看出，工況三對墩頂位移峰值減小作用明顯，最大偏移率為4.5%，墩頂位移峰值相對于工況一和工況二分別降低了26.7%和2.9%。同時，工況三震后殘余位移僅為51 mm。從圖9中可以看出，由于限位螺栓可有效限制相鄰節(jié)段的水平相對錯動，有利于預(yù)應(yīng)力作用下實(shí)現(xiàn)每個節(jié)段的自復(fù)位，從而達(dá)到減小震后殘余位移的作用。

從圖10中可以看出，罕遇地震下墩底所有限位螺栓都已屈服進(jìn)入塑性狀態(tài)，在地震中通過塑性變形耗散能量起到了保護(hù)墩身并提高墩底抗彎能力的作用，與圖7中滯回曲線較飽滿的結(jié)果相吻合。強(qiáng)震下限位螺栓進(jìn)入塑性階段，不斷變形、耗散能量，符合設(shè)計(jì)初衷，震后只需及時對限位螺栓進(jìn)行更換即可。

罕遇地震下墩底接縫開口和預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力隨墩頂位移變化曲線如圖11所示。

圖11 墩底接縫開口和預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力曲線Fig.11 The opening of the joint at the pier bottom and the prestress

從圖11中可以看出，工況一由于沒有耗能裝置，墩底接縫開口最大達(dá)到了12.3 mm，工況二開口最大為9.3 mm，而工況三墩底接縫開口最大僅為6.9 mm，分別是工況一和工況二的56.1%和74.2%。表明：限位螺栓有效限制了節(jié)段間接縫開口，這是墩頂位移減小的主要原因。震后更換屈服的限位螺栓結(jié)構(gòu)即可恢復(fù)到初始位置。

與常遇地震相比，3種工況的墩底剪力和彎矩在罕遇地震下增加的幅度不大。從圖11中還可以看出，由于地震中隨著墩底曲率的變化，墩底接縫反復(fù)張開耗散能量，減小了橋墩的力學(xué)行為，因此截面內(nèi)力增加的幅度較小。從圖10中可以看出，進(jìn)入塑性狀態(tài)的限位螺栓無法再提高橋墩的抗剪和抗彎能力，距離橋墩中心遠(yuǎn)側(cè)的2#和3#限位螺栓(如圖1所示)已經(jīng)達(dá)到極限強(qiáng)度，只能繼續(xù)變形耗能，而不再對橋墩抗剪和抗彎能力作出貢獻(xiàn)。

地震過程中，預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力隨墩頂位移不斷發(fā)生變化(如圖11所示)。預(yù)應(yīng)力筋初始張拉力為8 049 kN，恒載作用下由于橋墩產(chǎn)生軸向壓縮，預(yù)應(yīng)力筋隨之縮短后，有效預(yù)應(yīng)力為7 195 kN(損失約10.6%)。3種工況下墩頂位移達(dá)到最大值時預(yù)應(yīng)力筋張拉力分別達(dá)到9 018，8 581和7 739 kN，工況一預(yù)應(yīng)力筋拉應(yīng)力(826 MPa)最大，仍處于彈性階段。墩頂位移每次恢復(fù)到初始位置后預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)張拉力都有一定程度的損失，地震過后預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力分別降至有效張拉力的97.1%，97.5%和97.0%，即整個過程中預(yù)應(yīng)力損失分別為13.2%，12.9%和13.3%，小于鋼筋混凝土橋墩的預(yù)應(yīng)力損失值(約33%)[18]，有效保證了震后可以實(shí)現(xiàn)橋墩的自復(fù)位功能。

4 結(jié)論

1)相對于無耗能和墩底內(nèi)置耗能鋼筋的預(yù)制節(jié)段拼裝鋼管混凝土橋墩，節(jié)段間附加限位螺栓的墩底抗剪能力在常遇地震下分別提高了18.2%和14.0%，在罕遇地震下分別提高了22.5%和10.3%；墩底抗彎能力在常遇地震下相對均提高了7.8%，在罕遇地震下相對分別提高了7.2%和6.7%。表明：限位螺栓可以協(xié)調(diào)相鄰節(jié)段的受力變形，顯著提高墩底側(cè)向剛度和抗彎能力。

2)在常遇地震下，橋墩節(jié)段間附加限位螺栓對墩頂位移峰值減小作用不明顯。在罕遇地震下，節(jié)段間附加限位螺栓的墩頂位移峰值相對于無耗能和墩底內(nèi)置耗能鋼筋橋墩分別降低了26.7%和2.9%，最大偏移率為4.5%，震后殘余位移僅為51 mm。表明：在罕遇地震下由于橋墩較大的水平偏移，限位螺栓受力較大，可通過減小節(jié)段間接縫開口和水平相對錯動降低墩頂位移峰值，有利于預(yù)應(yīng)力作用下各節(jié)段的自復(fù)位，實(shí)現(xiàn)較小震后殘余位移的目標(biāo)。

3)在罕遇地震下，墩底所有限位螺栓均進(jìn)入塑性狀態(tài)，對墩底抗剪和抗彎不再作出貢獻(xiàn)，但仍可繼續(xù)變形、耗能，符合設(shè)計(jì)初衷。

4)橋墩節(jié)段間附加限位螺栓的橋墩預(yù)應(yīng)力損失較小。在罕遇地震下，預(yù)應(yīng)力損失為13.3%，可有效保證震后橋墩自復(fù)位功能的實(shí)現(xiàn)，符合自復(fù)位橋墩的設(shè)計(jì)理念。