孫振杰

（上海公路橋梁（集團(tuán)）有限公司，上海 200433）

0 引言

近幾年來，國家的政策傾向于建筑產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化，這有利于裝配式結(jié)構(gòu)的應(yīng)用提速[1]。城市高架在城市路網(wǎng)建設(shè)中占據(jù)了很大一部分，城市高架橋梁自下而上，逐漸形成預(yù)制拼裝產(chǎn)業(yè)鏈，從樁基、橋臺、立柱、蓋梁、上部結(jié)構(gòu)、防撞墻均實(shí)現(xiàn)預(yù)制裝配化，但是橋梁承臺仍然采用現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，因此如何實(shí)現(xiàn)承臺預(yù)制化成為當(dāng)下研究的熱點(diǎn)和難點(diǎn)。

預(yù)制拼裝技術(shù)在城市高架橋梁主要實(shí)現(xiàn)在上部結(jié)構(gòu)，對于下部結(jié)構(gòu)的應(yīng)用相對較少[2]。尤其是關(guān)于橋梁預(yù)制承臺連接方面研究較少，在不同類型橋梁以及不同環(huán)境因素的影響下，目前有一些學(xué)者在裝配式橋墩的抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，Palermo等[3]介紹了控制結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的簡單設(shè)計(jì)方法和建模方法，并對5個(gè)1：3的比例的橋墩試件的擬靜力循環(huán)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了報(bào)道和討論。Wang等[4]指出現(xiàn)有的預(yù)制節(jié)段混凝土橋柱的滯回能耗不理想并且提出了新的高架橋立柱預(yù)制節(jié)段施工方法，以提高立柱的滯回能耗和側(cè)向強(qiáng)度。研究表明在橋墩墩底處是最容易破壞的地方，所以在城市高架橋改造中對于橋墩承臺的連接處是一個(gè)關(guān)鍵部位。姜海西[2]指出承插式適用于橋墩與承臺基礎(chǔ)連接，它最大的特點(diǎn)在于施工精度要求相對較低，施工工序比較簡單，現(xiàn)場作業(yè)量少。由于預(yù)制連接構(gòu)造在地震中極具有脆弱性，并且研究了從傳統(tǒng)的預(yù)制施工到預(yù)制連接構(gòu)造在地震荷載作用下的影響。Canha等[5]采用兩個(gè)均有光滑界面的試件，分析了具有光滑界面的承插式基礎(chǔ)中預(yù)制柱基礎(chǔ)的受力性能。

一些學(xué)者對于樁基和承臺的連接的力學(xué)特性進(jìn)行了研究，Barros[6]和Chan[7]分別采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法分析相同尺寸的預(yù)制空心現(xiàn)澆混凝土承臺和整體澆筑承臺的受力性能，得到了兩個(gè)承臺具有相近的力學(xué)特征的結(jié)論。對于動力荷載下承臺力學(xué)特性，李國平[8]按照1/3的縮尺比設(shè)計(jì)制作兩個(gè)預(yù)制承臺-樁連接構(gòu)造試件和一個(gè)現(xiàn)澆承臺-樁連接構(gòu)造試件，進(jìn)行往復(fù)加載試驗(yàn)與非線性數(shù)值分析。吳啟和[9]依托港珠澳大橋埋置式承臺足尺模型工藝試驗(yàn)項(xiàng)目，采用理論計(jì)算分析與原位試驗(yàn)監(jiān)測相結(jié)合的方法對埋置式承臺與樁的波流作用動力響應(yīng)進(jìn)行研究。王乾隆[10]通過有限元軟件ABAQUS模擬了墩柱在循環(huán)荷載作用下的變形，并將計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)進(jìn)行對比。楊志堅(jiān)[11]基于試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，采用OpenSees對預(yù)應(yīng)力混凝土管樁與承臺連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析。

目前關(guān)于橋梁的預(yù)制承臺在地震作用下的受力變形研究較少，本文結(jié)合濟(jì)陽路（盧浦大橋—閔行區(qū)界）快速化改建工程高架橋路段，采用FLAC3D軟件對地震作用下高架分塊預(yù)制承臺進(jìn)行分析，為以后提供工程經(jīng)驗(yàn)。

1 工程概況

本次模擬主要針對濟(jì)陽路（盧浦大橋—閔行區(qū)界）快速化改建工程2標(biāo)項(xiàng)目。由于該項(xiàng)目地下作業(yè)部分涉及基坑開挖、圍護(hù)、承臺施工及回填，周期較長，管線影響比較大，基坑安全風(fēng)險(xiǎn)比較高，故考慮采用預(yù)制橋梁承臺施工以期規(guī)避風(fēng)險(xiǎn)，實(shí)現(xiàn)城市快速化施工，這樣可以極大的減少土方開挖和外運(yùn)，減少環(huán)境污染，符合綠色環(huán)保工藝要求，而且可以減少對相鄰管線的破壞和對周邊建筑物、構(gòu)筑物的影響。

此外，本次項(xiàng)目由于承臺尺寸較大，重量較大，約250 t，結(jié)合實(shí)際交通運(yùn)輸條件，按照高度＜3 m，長度＜30 m，寬度＜4 m，重量＜200 t作為承臺劃分原則，將承臺劃分為3塊，承臺尺寸為5.7×7.7 m2，高度2.2 m，立柱尺寸1.5×2 m2，立柱凈距為2 m，中分帶寬度為8m，尺寸詳見下圖，而且承臺中采用了剪力鍵，防止界面處二者水平相互滑移和分離，增強(qiáng)了整體的穩(wěn)定性，承臺分塊平面圖、剖面圖如圖1和圖2所示。承臺分塊之間采用企口連接，承臺整體性采用預(yù)應(yīng)力予以保障，暫擬定設(shè)置3×2道預(yù)應(yīng)力孔道，預(yù)應(yīng)力管道采用深錨方式。

圖1 承臺分塊平面示意圖Fig.1 Schematic diagram of pile caps in block

圖2 承臺分塊斷面示意Fig.2 Schematic diagram of pile caps in cross section

2 計(jì)算模型建立與荷載形式的選擇

為了研究預(yù)制的分塊承臺在地震作用下的受力及變形特性，同時(shí)分析承臺配筋率及承臺相對剛度等的影響，本文用FLAC3D數(shù)值分析軟件建立了三維模型進(jìn)行模擬分析。三維模型圖如圖3所示，帶剪力鍵局部模型圖如圖4所示，由圖可知，兩個(gè)立柱位于兩塊拼裝承臺上面，下部為均布的樁基，樁基中心距為2 m。在計(jì)算過程中軟件定義的邊界條件如下：四周固定，約束變形，地下施加地震荷載。模型設(shè)置的x方向長度為20 m，y方向長度為20 m，z方向長度為50 m。

圖3 整體模型圖Fig.3 Overall model diagram

圖4 剪力鍵局部模型圖Fig.4 Partial model of shear key

由于上海地區(qū)的抗震設(shè)防烈度Ⅶ度，根據(jù)建筑抗震設(shè)計(jì)相關(guān)規(guī)范中指出，地震烈度為Ⅶ度時(shí)，根據(jù)地震峰值加速度與烈度對照見表1，地面運(yùn)動峰值加速度在0.15～0.2 m/g2之間[12]。以El-Centro波加速度時(shí)程作為地震荷載，加速度持續(xù)時(shí)間為10 s，如圖5所示。以局部阻尼作為三維動力模型的力學(xué)阻尼，表達(dá)式如下：

圖5 地震波加速度時(shí)程曲線Fig.5 Acceleration time history curve of seismic wave

表1 地震峰值加速度與烈度對照Table 1 Comparison of earthquake peak acceleration and intensity

式（1）中：βL和S分別表示局部阻尼系數(shù)和臨界阻尼比。

為了分析拼裝界面的受力和位移情況，在計(jì)算的過程中需要設(shè)置一些監(jiān)測點(diǎn)，由于分塊承臺是用剪力鍵進(jìn)行連接的，還要檢測樁頂?shù)氖芰η闆r，因此監(jiān)測點(diǎn)設(shè)置了8個(gè)，分別在預(yù)制承臺中心軸處四個(gè)，承臺最左端處監(jiān)測點(diǎn)距離承臺邊側(cè)面0.7 m，距離下側(cè)1.1 m，4個(gè)間距為2.1 m。以及樁頂處4個(gè)，樁頂最左端處監(jiān)測點(diǎn)距離左端0.7 m，距離下側(cè)0.19 m，具體位置如圖6所示。記錄在地震作用下樁頂位置以及拼裝界面的受力以及位移大小。

圖6 預(yù)制承臺斷面監(jiān)測點(diǎn)布置圖（單位：m）Fig.6 Layout of monitoring points of precast cap section（unit：m）

3 模型參數(shù)選取

本文采用FLAC3D軟件建模時(shí)對于立柱、樁基和預(yù)制承臺選用彈塑性模型進(jìn)行計(jì)算，鋼筋本構(gòu)關(guān)系采用線性強(qiáng)化彈塑性模型。所用混凝土均采用C35混凝土，模型的基本材料物理力學(xué)參數(shù)如表1所示；此外，地基土層從上到下分為：填土高度5 m，粉質(zhì)粘10 m，淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土15 m，粘質(zhì)粉土20 m，土層選用Mohr-Coulomb模型進(jìn)行計(jì)算，土層模型的參數(shù)如表3所示。

表3 土層參數(shù)Table 3 parameters of soils

4 結(jié)果分析

4.1 豎向位移

為了研究分塊預(yù)制承臺拼裝結(jié)構(gòu)在地震作用下的位移情況進(jìn)行了數(shù)值模擬。由FLAC3D數(shù)值模擬下的豎向位移云圖可知，在地震荷載作用下，四周約束，拼裝預(yù)制承臺發(fā)生豎向位移，可以清楚地看到拼裝預(yù)制承臺的整體性較好，預(yù)制拼接承臺的沉降一致，左右兩半沉降均相同，而在預(yù)制承臺與立柱接觸面位移較大，可得出在拼裝預(yù)制結(jié)構(gòu)時(shí)要合理設(shè)置承臺的配筋率和樁基和承臺的剛度來增加拼裝結(jié)構(gòu)整體的穩(wěn)定性。

表2 模型物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Parameters of test model

圖7 豎向位移云圖Fig.7 Cloud atlas of vertical displacement

4.2 承臺相對剛度對樁頂軸力的影響

由于樁基和承臺之間會出現(xiàn)由于剛度變化的不同而讓樁基頂端承受力也不同，改變樁基承臺的彈性模量來改變樁基和承臺的剛度比。由圖8可知，由于在地震作用下，隨著承臺相對剛度的變大，當(dāng)承臺剛度相對值從0增加到2時(shí)，角樁軸力和邊樁軸力增大，而當(dāng)承臺相對剛度值大于2后續(xù)保持平穩(wěn)，當(dāng)承臺剛度相對值從0增加到2時(shí)，中樁軸力減小，而當(dāng)承臺相對剛度值大于2后續(xù)保持平穩(wěn)，樁基受力整體呈現(xiàn)出了角樁>邊樁>中樁的剛性承臺樁頂受力分布規(guī)律，因此合理布置樁基的位置對于拼裝結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性很重要。

圖8 樁頂軸力隨承臺相對剛度的變化規(guī)律Fig.8 The variation law of the axial force of pile top with the relative stiffness of the pile cape

4.3 承臺配筋率的影響

承臺配筋率對預(yù)制承臺拼接處有重要的影響，采用數(shù)值分析選取了2%、3%、4%和5%分別作為此次模擬中預(yù)制承臺的配筋率。圖9給出了承臺配筋率對拼接處的受力和位移的影響。從圖中可以看出，在相同水平位移下，隨著承臺配筋率增加，整體呈現(xiàn)出預(yù)制承臺較大的承載力。預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)由預(yù)應(yīng)力鋼筋在承臺內(nèi)部張拉錨固連接成為一個(gè)整體，承臺在地震荷載作用下產(chǎn)生水平側(cè)移時(shí)，因節(jié)段受到預(yù)應(yīng)力筋的牽拉，牽拉過程中預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增大會增大節(jié)段內(nèi)力從圖8可以明顯的看出，隨著預(yù)制承臺配筋率的增加，預(yù)制承臺水平位移明顯減小。而配筋率越高，混凝土截面延性會越小，綜合考慮配筋率對預(yù)制結(jié)構(gòu)截面延性的影響，3%的配筋率效果較好。

圖9 承臺配筋率對拼接處水平力和位移的影響Fig.9 The influence of the reinforcement ratio of the cap on the horizontal force and displacement of the splice

4.4 樁基直徑的影響

為了研究樁基直徑對預(yù)制拼裝承臺拼裝處的受力和變形影響，采用數(shù)值模擬樁基直徑為1 m、1.2 m、1.4 m和1.6 m作為預(yù)制承臺下方樁徑，由圖10可知，隨著樁基直徑的增大，水平承載力越大，預(yù)制承臺拼接處的屈服位移越大。而隨著樁基直徑的增大，在地震作用下，樁基破壞狀態(tài)的位移影響較大，承臺延性減小，預(yù)制結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性降低，可以解釋為樁徑越大，水平剛度越大，在產(chǎn)生水平位移情況下，水平反力越大。但也可以看出樁徑有一個(gè)合適的范圍，并非過小的樁徑對預(yù)制承臺拼裝結(jié)構(gòu)效果好，在預(yù)制承臺實(shí)際工程應(yīng)用時(shí)，采用較為合適的樁徑。

圖10 樁基直徑對拼接處水平力和位移的影響Fig.10 Influence of pile diameter on horizontal force and displacement of joint

4 結(jié)論

（1）拼裝預(yù)制承臺的整體性較好，預(yù)制拼接承臺的沉降一致，左右兩半沉降均相同，而在預(yù)制承臺與立柱接觸面位移較大。

（2）樁基受力整體呈現(xiàn)出了角樁>邊樁>中樁的剛性承臺樁頂受力分布規(guī)律。

（3）3%承臺配筋率對拼接處水平力和位移的影響效果較好，樁徑并非越大和越小對承臺拼接處受力性能越好，要選用合適樁徑。