李 辰，江 輝，郭 輝，馬馨怡，宋光松

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.中國鐵道科學(xué)研究院 高速鐵路軌道技術(shù)國家重點(diǎn)實驗室，北京 100081；3.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081)

預(yù)制拼裝橋梁(裝配式橋梁)與整體現(xiàn)澆橋梁相比，具有建造速度快、預(yù)制構(gòu)件質(zhì)量高、施工干擾因素少、施工安全風(fēng)險小、綠色環(huán)保等一系列優(yōu)點(diǎn)，尤其對于城市橋梁，采用預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)可有效減少對城市區(qū)域既有交通的干擾，降低施工振動與噪聲對周圍居民的影響。鑒于上述諸多優(yōu)點(diǎn)，近年來裝配式橋梁受到廣泛關(guān)注，2019年9月我國《交通強(qiáng)國建設(shè)綱要》的頒行，為此類橋梁的推廣應(yīng)用帶來更加廣闊的前景。

相對于上部梁體，預(yù)制拼裝橋墩的發(fā)展時間較短。按抗震性能的不同，可大致將其分為“等同現(xiàn)澆”和“非等同現(xiàn)澆”橋墩兩類[1]。“非等同現(xiàn)澆”預(yù)制拼裝橋墩主要應(yīng)用于國外，如美國183號國家高速公路高架橋、七英里大橋等。我國杭州灣大橋、港珠澳大橋、上海S6公路、成都羊犀立交等跨海及市政橋梁中均采用“等同現(xiàn)澆”預(yù)制拼裝橋墩。由于“非等同現(xiàn)澆”預(yù)制拼裝橋墩節(jié)段間接縫構(gòu)造的存在，橋墩側(cè)向約束較差，其抗震性能可能會弱于整體現(xiàn)澆墩。在工程實踐中，通常增加特殊構(gòu)造措施以增強(qiáng)節(jié)段間的連接性能，如新西蘭South Rangitikei鐵路橋、北京黃徐路跨京臺高速高架橋分別在橋墩與承臺間采用混凝土方形銷和抗剪錨栓以增加橋墩抗剪能力；美國舊金山-奧克蘭海灣大橋引橋中采用銷栓柔性連接方式可有效削減橋墩與上部結(jié)構(gòu)、承臺的彎矩傳遞。

杜修力等[2]系統(tǒng)總結(jié)了搖擺橋墩的抗震研究進(jìn)展，指出干接縫橋墩在強(qiáng)震下僅依靠界面摩擦傳遞剪力時，節(jié)段可能發(fā)生相對滑移。葛繼平等[3-4]進(jìn)行了干接縫節(jié)段拼裝橋墩的擬靜力試驗，研究發(fā)現(xiàn)試件接縫出現(xiàn)滑移錯動的現(xiàn)象，橋墩發(fā)生剪切破壞。Li等[5]通過雙向振動臺試驗發(fā)現(xiàn)，預(yù)制拼裝橋墩抗扭剛度不足，動載下節(jié)段發(fā)生明顯扭轉(zhuǎn)。為此，部分學(xué)者提出增設(shè)剪力鍵來防止節(jié)段滑移、扭轉(zhuǎn)。何銘華等[6]提出多種樣式的嵌入式接頭，可為預(yù)制拼裝橋墩提供穩(wěn)定的橫向剪力傳遞機(jī)制。Jiang等[7]、Bu等[8]研究了混凝土剪力鍵的損傷破壞機(jī)理，并回歸了剪切強(qiáng)度計算公式。賈俊峰等[9]提出了螺栓連接的機(jī)械連接方式，以提高橋墩的抗剪能力和耗能能力。Hung等[10]提出在節(jié)段間增加鋼銷釘或圓柱形混凝土剪力鍵的半剛性改進(jìn)方案。Kim[11]發(fā)現(xiàn)鋼管抗剪連接件可減少裝配式橋墩在中等地震下的修復(fù)工作量。Zhou等[12]發(fā)展了適用于雙柱式搖擺墩的鋼管剪力鍵，以限制主梁、基礎(chǔ)與墩柱之間的明顯滑移。

梳理既有研究成果可發(fā)現(xiàn)，“非等同現(xiàn)澆”預(yù)制拼裝橋墩的研究與應(yīng)用實踐仍處于起步階段，強(qiáng)震下橋墩僅依靠混凝土界面摩擦力不足以提供足夠的剪扭剛度，設(shè)置剪力鍵是提高橋墩抗剪扭能力的有效措施。混凝土剪力鍵因應(yīng)力集中可能導(dǎo)致其局部破壞嚴(yán)重，鋼剪力鍵性能比較良好，盡管已在個別工程中應(yīng)用，但部分構(gòu)造傳力模式復(fù)雜，對施工精度要求較高，同時單一剪力鍵構(gòu)造無法滿足橋墩抗扭需求，因此適用于“非等同現(xiàn)澆”預(yù)制拼裝橋墩科學(xué)可靠、便捷實用的剪力鍵構(gòu)造方案還有待深入研究。

本文提出一種組合式鋼套筒(銷棒)剪力鍵預(yù)制拼裝橋墩結(jié)構(gòu)，以某城市橋梁為工程背景，建立考慮多種復(fù)雜非線性行為的精細(xì)化有限元數(shù)值模型，通過擬靜力分析和非線性動力分析，討論了預(yù)應(yīng)力筋及剪力鍵設(shè)計參數(shù)對橋墩抗震性能的影響規(guī)律，檢驗了所提出方案的可行性。

1 組合式剪力鍵預(yù)制拼裝橋墩結(jié)構(gòu)形式的提出

1.1 既有裝配式橋墩拼裝結(jié)構(gòu)方案分析

“等同現(xiàn)澆”預(yù)制拼裝橋墩的連接方式主要包括灌漿套筒連接、灌漿波紋管連接、機(jī)械套筒連接和承插式連接等。雖然此類橋墩的力學(xué)性能不弱于整體現(xiàn)澆橋墩[13]，但其施工工藝較為復(fù)雜，需現(xiàn)場二次澆筑，且節(jié)點(diǎn)性能對灌漿料強(qiáng)度、澆筑密實性的依賴程度較高，灌漿質(zhì)量檢測困難[14]。因此，本文暫不討論“等同現(xiàn)澆”預(yù)制拼裝橋墩，下文提及的預(yù)制拼裝橋墩均指“非等同現(xiàn)澆”橋墩。

“非等同現(xiàn)澆”預(yù)制拼裝橋墩的抗剪連接方案主要包括混凝土剪力鍵和鋼剪力鍵。不同類型剪力鍵的優(yōu)缺點(diǎn)對比見表1，可發(fā)現(xiàn)，混凝土剪力鍵由于應(yīng)力集中易于出現(xiàn)嚴(yán)重?fù)p傷，既有的鋼剪力鍵或者對施工精度要求高，或者地震后容易產(chǎn)生較大塑性變形，或者構(gòu)造復(fù)雜且處于理論研究階段，發(fā)展一種構(gòu)造簡單、穩(wěn)定可靠、抗剪扭強(qiáng)度高的剪力鍵具有重要意義。

表1 不同類型剪力鍵優(yōu)缺點(diǎn)對比Tab.1 Comparison of different shear keys

1.2 新型預(yù)制拼裝橋墩結(jié)構(gòu)方案的提出

本文充分利用鋼材抗剪強(qiáng)度高、傳力均勻且具有較強(qiáng)變形能力的特點(diǎn)，提出一種組合式鋼套筒(銷棒)剪力鍵，其構(gòu)造形式如圖1所示。該剪力鍵由組合式空心鋼套筒剪力鍵(內(nèi)外鋼管)和實心鋼銷棒剪力鍵(外鋼管+內(nèi)鋼銷棒)組成，具有以下特點(diǎn)：①可有效提高橋墩抗剪能力，抑制側(cè)向滑移；②對稱分散布置的多組鋼銷棒剪力鍵可提供可靠的抗扭能力，避免橋墩扭轉(zhuǎn)；③鋼套筒可兼作預(yù)應(yīng)力筋孔道，方便施工；④所有構(gòu)件采用熱鍍鋅技術(shù)防腐，混凝土截面邊緣設(shè)置防水密封圈以提高結(jié)構(gòu)的耐久性。

圖1 組合式鋼套筒(銷棒)剪力鍵構(gòu)造圖Fig.1 Structural diagram of the combined steel sleeve (dowel)shear keys

結(jié)合上述組合式剪力鍵，本文以某城市橋梁為工程背景，設(shè)計相應(yīng)的預(yù)制拼裝橋墩。該橋為跨度40 m的混凝土簡支箱梁橋，墩高10 m，截面尺寸為2.4 m×2.2 m，承臺尺寸為5.8 m×5.8 m×2 m，墩身和承臺均采用C40混凝土。橋墩主筋全截面配筋率為0.76%，體積配箍率為0.57%。該橋抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計基本地震動加速度為0.2g，場地類別為Ⅲ類，設(shè)計分組為第一組。

選取單個橋墩為分析對象，并考慮上部梁體的慣性效應(yīng)，將橋墩等分為四個節(jié)段，每個節(jié)段高2.5 m，構(gòu)件尺寸和節(jié)段內(nèi)配筋水平不變。在橋墩截面中心處設(shè)置預(yù)應(yīng)力孔道，將1 860 MPa級無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線分別錨固于蓋梁和承臺中，相鄰節(jié)段間設(shè)置所提出的組合式剪力鍵，預(yù)制拼裝橋墩的結(jié)構(gòu)方案如圖2所示。

圖2 預(yù)制拼裝橋墩構(gòu)造圖(mm)Fig.2 Structural diagram of precast segmental pier (mm)

2 預(yù)制拼裝橋墩數(shù)值模擬方法及驗證

本節(jié)以既有擬靜力試驗結(jié)果為基準(zhǔn)，驗證基于ABAQUS平臺的實體模型數(shù)值模擬方法的可靠性和準(zhǔn)確性。

2.1 橋墩試件擬靜力試驗概況

高婧等[4]設(shè)計了三種預(yù)制拼裝橋墩，通過擬靜力試驗比較分析了不同類型類橋墩的力學(xué)特性及損傷發(fā)展規(guī)律，本文以UBPC-S試件的結(jié)果進(jìn)行對比驗證。如圖3所示，試件UBPC-S高1 600 mm，截面尺寸為240 mm×180 mm，承臺尺寸為700 mm×700 mm ×420 mm，加載端尺寸為600 mm×600 mm×360 mm?；炷猎O(shè)計強(qiáng)度為C40，縱筋采用10根Φ10的HRB335熱軋鋼筋，箍筋采用Φ6的R235光圓鋼筋，節(jié)段1箍筋間距為50 mm，其余為80 mm。預(yù)應(yīng)力筋采用2根Φ12.7的鋼絞線，有效預(yù)加壓力共130 kN，試件上部恒載為116 kN。

圖3 試驗橋墩尺寸及配筋圖(mm)Fig.3 Dimension and reinforcement details of the test specimen (mm)

2.2 試驗橋墩的精細(xì)化有限元建模

為準(zhǔn)確描述強(qiáng)震下混凝土的材料非線性，采用三維實體減縮積分單元(C3D8R)模擬混凝土，其本構(gòu)采用混凝土損傷塑性模型(concrete damaged plasticity,CDP)，該模型可用于模擬混凝土在單調(diào)、循環(huán)及動力荷載作用下的非線性行為。單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用Mander非約束混凝土模型[15]，如式(1)所示；單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用斷裂能開裂準(zhǔn)則模型[16]，抗拉強(qiáng)度f′t采用式(2)計算

(1)

(2)

式中：σc為混凝土壓應(yīng)力；f′c0為非約束混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度；x=εc/εc0為混凝土壓應(yīng)變與混凝土峰值應(yīng)變的比值；r是與混凝土彈性模量相關(guān)的參數(shù)，具體含義詳見文獻(xiàn)[15]。

預(yù)應(yīng)力筋采用C3D8R單元模擬，普通鋼筋采用桁架單元(T3D2)模擬，兩者均采用理想彈塑性模型，各類材料的參數(shù)取值見表2。

表2 材料參數(shù)Tab.2 Properties of the materials

為準(zhǔn)確模擬預(yù)制拼裝橋墩在側(cè)向荷載作用下出現(xiàn)的接縫開合及節(jié)段滑移扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象，混凝土節(jié)段間、預(yù)應(yīng)力筋與混凝土間采用“面-面接觸對”，接觸面法線和切線方向分別采用“硬接觸”與“庫侖摩擦模型”?；炷凉?jié)段間的摩擦因數(shù)為0.5，其余摩擦因數(shù)均為0。

試件承臺底部約束所有自由度，上部恒載及側(cè)向位移荷載通過耦合參考點(diǎn)施加于加載端頂面，荷載大小與試驗保持一致。預(yù)應(yīng)力筋錨固端和普通鋼筋均“嵌入(embedded)”到混凝土中，預(yù)應(yīng)力采用初始應(yīng)力法施加。所建立的橋墩有限元模型如圖4所示。

圖4 試件橋墩有限元模型Fig.4 Finite element models of the specimen

2.3 模擬結(jié)果對比及驗證

為驗證上述數(shù)值模擬方法的可靠性，從墩底接縫變形和橋墩滯回曲線兩個角度進(jìn)行對比，如圖5和圖6所示。

圖5(a)為試件墩底接縫開口對比，可看出，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果在接縫開口為正值時擬合較好，負(fù)值時匹配較差。這是因為CDP模型通過定義損傷系數(shù)來表征混凝土的損傷程度，雖然單元的塑性變形可一定程度上考慮接縫處的擠壓行為，但仍難以模擬局部剝落現(xiàn)象，因此低估了接縫擠壓變形，這也是數(shù)值模擬技術(shù)有待完善的方向之一。圖5(b)給出了模擬試件墩底接縫滑移變形曲線。由試驗實測結(jié)果可知，試件在試驗過程中出現(xiàn)了滑移現(xiàn)象，最大滑移量達(dá)2 mm，模擬所得最大滑移量為0.83 mm，造成模擬誤差較大的原因是試驗過程中混凝土剝落導(dǎo)致接縫處混凝土接觸面積減小產(chǎn)生滑移，而數(shù)值模擬難以模擬該現(xiàn)象，導(dǎo)致接縫處滑移變形比試驗結(jié)果小。

圖5 試件墩底接縫變形對比Fig.5 Comparison of joint deformation at bottom of specimen

圖6為擬靜力試驗與數(shù)值模擬所得滯回曲線的對比，可看出，兩類曲線正向加載的總體形狀和分布特征相一致，負(fù)向加載的匹配度相對較差，最大墩底剪力的模擬結(jié)果相對于試驗測試值的誤差僅為1.8%。總體來看，本文所采用的數(shù)值方法可較為準(zhǔn)確地模擬預(yù)制拼裝橋墩的力學(xué)行為，可用于后續(xù)研究。

圖6 模擬滯回曲線與試驗滯回曲線對比Fig.6 Comparison between hysteresis curves by numerical simulation and model test

3 預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的影響因素分析

以1.2節(jié)提出的新型預(yù)制拼裝橋墩結(jié)構(gòu)為對象，采用2.2節(jié)所驗證的模擬方法，并考慮組合式剪力鍵非線性接觸行為，建立橋墩精細(xì)化有限元模型，通過擬靜力分析揭示預(yù)應(yīng)力筋配筋率、剪力鍵埋深、鋼銷棒直徑對橋墩損傷破壞的影響規(guī)律與機(jī)理，具體工況設(shè)置見表3。

表3 預(yù)制拼裝橋墩分析工況設(shè)置Tab.3 Working conditions of precast segmental pier

3.1 數(shù)值模型建立

組合式鋼套筒(銷棒)剪力鍵為Q345鋼，采用C3D8R單元模擬，其材料本構(gòu)采用雙線性理想彈塑性模型，有限元模型如圖7(b)～圖7(c)所示。剪力鍵“嵌入”混凝土中，鋼銷棒及鋼套管內(nèi)管與外管間、預(yù)應(yīng)力筋與鋼套筒間均采用“面-面接觸對”，不考慮界面摩擦力。位移循環(huán)荷載沿橫橋向(圖7中x軸)加載，位移大小依次為墩高的±0.5%、±1.0%、±1.5%、±2.0%、±3.0%、±4.0%、±5.0%、±6.0%、±7.0%，其余構(gòu)件及邊界條件的模擬方法同2.2節(jié)。組合式剪力鍵預(yù)制拼裝橋墩的有限元模型如圖7(a)所示。

圖7 預(yù)制拼裝橋墩及組合式剪力鍵有限元模型Fig.7 Finite element models of the proposed precast segmental pier and combined shear keys

3.2 預(yù)應(yīng)力筋配筋率的影響

根據(jù)文獻(xiàn)[17]的研究成果，本文選取預(yù)應(yīng)力筋的初始張拉應(yīng)力為屈服強(qiáng)度的50%不變，討論預(yù)應(yīng)力筋配筋率對橋墩抗震性能的影響規(guī)律。按照J(rèn)TG/TB 02-01—2008《公路橋梁抗震設(shè)計細(xì)則》對規(guī)則橋梁軸壓比的規(guī)定，擬定預(yù)應(yīng)力筋配筋率范圍(prestressed tendon ratio,PR)為0.04%～0.76%，相應(yīng)橋墩總軸壓比ηk為0.05～0.3，見表3中的工況1～6。

圖8分別給出了不同預(yù)應(yīng)力筋配筋率下預(yù)制拼裝橋墩的滯回曲線(圖8(a))，以及墩頂殘余位移隨橋墩側(cè)移量的分布(圖8(b))?？煽闯?，由于節(jié)段間干接縫、無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋及上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量的共同作用，橋墩滯回曲線“捏縮”現(xiàn)象明顯，呈現(xiàn)穩(wěn)定的旗幟形。預(yù)應(yīng)力筋配筋率對拼裝橋墩的抗震性能影響顯著，增大預(yù)應(yīng)力筋配筋率可顯著提高橋墩的抗剪能力，同時也會增加墩頂殘余位移。當(dāng)預(yù)應(yīng)力筋配筋率由0.04%增加至0.76%，墩底最大剪力提高了4倍，墩頂最大殘余位移由0.01 m增加至0.15 m。這是因為，增大軸壓比可增強(qiáng)橋墩極限承載力，同時增加墩底混凝土塑性變形和墩頂殘余位移。

圖8 預(yù)應(yīng)力筋配筋率對橋墩抗震性能的影響Fig.8 Effect of prestressed tendon ratio on seismic performance of precast segmental piers

圖9給出了不同配筋率水平下預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力分布曲線，圖10給出了不同預(yù)應(yīng)力筋配筋率的橋墩在偏移率為5%時，節(jié)段1混凝土受壓損傷因子的分布云圖?？砂l(fā)現(xiàn)，隨預(yù)應(yīng)力筋配筋率的增加，其最大應(yīng)力和殘余應(yīng)力均逐漸減小，預(yù)應(yīng)力損失(有效應(yīng)力與殘余應(yīng)力的差值)呈先減小后增大的趨勢，混凝土損傷逐漸加重。這是因為，預(yù)應(yīng)力筋配筋率為0.04%時，預(yù)應(yīng)力筋在橋墩偏移率為5%時發(fā)生屈服(最大應(yīng)力為1 807 MPa)，相鄰兩循環(huán)路徑間距增大(圖9(a))，預(yù)應(yīng)力損失率達(dá)54.37%，但混凝土基本完好(圖10(a))。配筋率為0.76%時，墩底外側(cè)混凝土損傷嚴(yán)重(圖10(c))，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力變化曲線呈現(xiàn)較飽滿的拋物線形(圖9(c))，預(yù)應(yīng)力損失率為40.79%。本文計算結(jié)果表明，通過合理調(diào)整預(yù)應(yīng)力筋配筋率，使橋墩總軸壓比為0.15時，預(yù)應(yīng)力損失率可控制在5%以內(nèi)，混凝土不會出現(xiàn)嚴(yán)重?fù)p傷(如圖9(b)和圖10(b)所示)，可同時最大程度地發(fā)揮預(yù)應(yīng)力筋和混凝土的性能。

圖9 不同配筋率下預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力對比Fig.9 Comparison of prestressed tendon stress under different prestressed tendon ratios

圖10 偏移率為5%時節(jié)段1混凝土受壓損傷因子分布云圖Fig.10 Distribution cloud of concrete compression damage of No.1 segment at 5% drift

3.3 組合式剪力鍵的影響

為研究組合式鋼套筒(銷棒)剪力鍵對預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的影響，本文另建立了整體現(xiàn)澆橋墩(cast-in-place,CIP)、無剪力鍵的普通干接縫預(yù)制拼裝橋墩(Dry Joint,DJ)模型，見圖11和圖12。開展了上述結(jié)構(gòu)及組合式剪力鍵預(yù)制拼裝橋墩(combined shear key,CSK)抗震性能的對比分析，各類橋墩的恒載軸壓比相同，組合式剪力鍵橋墩的鋼銷棒直徑為120 mm，剪力鍵埋深為300 mm。圖13給出了不同類型橋墩的滯回曲線、骨架曲線，可看出，通過調(diào)整預(yù)應(yīng)力筋配筋率，預(yù)制拼裝橋墩可達(dá)到與現(xiàn)澆整體墩相當(dāng)?shù)乃匠休d力，并具有良好的自復(fù)位能力。由圖13(b)可知，組合式剪力鍵可有效提高預(yù)制拼裝橋墩的抗剪承載力。當(dāng)總軸壓比為0.125和0.15時，組合式剪力鍵預(yù)制拼裝橋墩的抗剪承載力分別為2 316.04 kN和2 686.46 kN，相較于無剪力鍵時分別提高了6.62%和3.26%。隨著預(yù)應(yīng)力筋配筋率的增加，剪力鍵對橋墩承載力的提升作用逐漸減弱，設(shè)計時應(yīng)特別注意預(yù)應(yīng)力筋與剪力鍵對橋墩極限承載力的貢獻(xiàn)大小。

圖11 無剪力鍵預(yù)制拼裝橋墩有限元模型Fig.11 Finite element model of precast segmental bridge pier without shear keys

圖12 整體現(xiàn)澆墩纖維模型Fig.12 Finite element model of cast-in-place bridge pier

圖13 組合式剪力鍵對橋墩抗震性能的影響Fig.13 Effect of combined shear key on seismic performance of bridge piers

3.4 剪力鍵埋深的影響

擬定預(yù)應(yīng)力筋配筋率為0.18%，鋼銷棒直徑為120 mm，討論剪力鍵埋深H對橋墩抗震性能的影響，分別調(diào)整剪力鍵埋深為混凝土保護(hù)層厚度的1倍、2倍、3倍和4倍(即100 mm，200 mm，300 mm和400 mm)，見表3中所列工況2和工況7-9。圖14給出了無剪力鍵墩及其他不同剪力鍵埋深橋墩的滯回曲線、骨架曲線?？煽闯觯O(shè)置組合式剪力鍵預(yù)制拼裝橋墩的抗剪能力均強(qiáng)于無剪力鍵墩。當(dāng)剪力鍵埋深為100 mm且偏移率達(dá)到7%時，滯回曲線嚴(yán)重不對稱，墩底剪力突降至極限承載力的63.8%，橋墩出現(xiàn)脆性破壞。隨著剪力鍵埋深的增加，橋墩抗剪能力有所提高，埋深為300 mm和400 mm時，骨架曲線基本重合，說明埋深達(dá)到一定程度時，橋墩極限承載力趨于穩(wěn)定。

圖14 剪力鍵埋深對預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的影響Fig.14 Effect of embedded depth of shear key on seismic performance of precast segmental piers

為揭示剪力鍵淺埋深時橋墩出現(xiàn)脆性破壞的原因，圖15給出了埋深為100 mm和400 mm時，與7%偏移率相對應(yīng)的墩底局部應(yīng)力云圖的對比?？煽闯?，剪力鍵埋深為100 mm時，墩底接縫張開達(dá)154.8 mm，受拉側(cè)剪力鍵完全拔出，由其承擔(dān)的剪力突然轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致接縫處預(yù)應(yīng)力筋嚴(yán)重頸縮，如圖15(a)所示，預(yù)應(yīng)力筋最大應(yīng)力達(dá)到極限應(yīng)力(1 860 MPa)，完全喪失功能，宏觀表現(xiàn)即為橋墩的脆性破壞，因此應(yīng)控制剪力鍵的最小埋深。

圖15 偏移率為7%時墩底局部應(yīng)力云圖Fig.15 Stress cloud of pier bottom at 7% drift

3.5 剪力鍵鋼銷棒直徑的影響

擬定預(yù)應(yīng)力筋配筋率為0.18%、剪力鍵埋深為300 mm，討論鋼銷棒直徑D對橋墩抗震性能的影響。將鋼銷棒與橋墩截面剪切剛度之比作為設(shè)計剪力鍵直徑的參考指標(biāo)，分別選取剛度比為0.01，0.03，0.05和0.10進(jìn)行研究，對應(yīng)的鋼銷棒直徑分別為55 mm，95 mm，120 mm和170 mm，見表3中所列工況2和工況10～工況12。圖16給出了無剪力鍵墩及其他不同鋼銷棒直徑橋墩的滯回曲線、骨架曲線，可看出，橋墩屈服前骨架曲線基本重合，初始剛度依次為155.83 MN·m-1，162.07 MN·m-1，163.31 MN·m-1，163.82 MN·m-1和164.48 MN·m-1。這是因為，實際工程中剪力鍵鋼銷棒與鋼管之間由于構(gòu)造需要和施工誤差勢必存在初始間隙，本文通過設(shè)置1 mm間隙量予以考慮，因此當(dāng)墩頂橫向位移很小時，鋼銷棒與鋼管之間尚未接觸，暫不參與提供剪切剛度，故而增大鋼銷棒直徑對橋墩初始剛度無明顯影響。組合式剪力鍵預(yù)制拼裝橋墩的抗剪能力均強(qiáng)于無剪力鍵墩，隨著墩頂側(cè)移量逐漸增大，先后出現(xiàn)節(jié)段間接縫張開、錯動以至剪力鍵拔出，導(dǎo)致鋼銷棒側(cè)壁與外管緊密接觸，從而增強(qiáng)橋墩的抗剪能力。對于鋼銷棒直徑170 mm工況，當(dāng)橋墩偏移率為7%時，墩頂出現(xiàn)比較明顯的殘余位移(約0.03 m)，因此鋼銷棒直徑的選取不是越大越好，需在保證承載能力的同時兼顧墩頂殘余位移的限制。

圖16 鋼銷棒直徑對預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的影響Fig.16 Effect of diameter of steel dowel on seismic performance of precast segmental piers

4 不同類型地震動下的動力響應(yīng)對比檢驗

為進(jìn)一步檢驗所提出的預(yù)制拼裝橋墩方案的合理性，本節(jié)選取近遠(yuǎn)場地震動開展非線性時程分析，對比討論組合式剪力鍵對橋墩動力響應(yīng)的影響規(guī)律。

4.1 地震動選取

按照以下原則選取地震動：①橋梁所處場地類別為Ⅲ類，設(shè)計分組為第一組，考慮中外規(guī)范中場地類別劃分標(biāo)準(zhǔn)的差異，平均剪切波速V30的范圍為150～260 m·s-1[18]；②強(qiáng)震記錄的震級大于6.0級；③遠(yuǎn)場地震動的斷層距大于30 km，近場地震動的斷層距小于20 km；④脈沖型地震動應(yīng)具有明顯的速度脈沖，且脈沖持時大于1 s；⑤參考雙頻段法[19]，所選地震動的加速度譜在結(jié)構(gòu)基本自振周期(0.624 s)和平臺段處與規(guī)范設(shè)計譜的均方差小于10%。

所選地震動記錄均包含兩個垂直方向的加速度時程，定義峰值較大的加速度時程為主地震動，另一方向為次地震動，各組地震動的主要參數(shù)如表4所示。地震動水平雙向輸入，主地震動作用于橫橋向(圖7及圖11中x軸)，其加速度峰值調(diào)幅為0.4g(罕遇地震水平)，次地震動作用于順橋向(z軸)，按主地震動比例調(diào)幅。

表4 所選取的地震記錄Tab.4 Earthquake records selected

4.2 地震響應(yīng)對比分析

為研究組合式剪力鍵在實際地震作用下對預(yù)制拼裝橋墩抗剪扭能力的提升效果，本節(jié)分別計算參數(shù)優(yōu)化后的預(yù)制拼裝橋墩(PT-0.32%，H-300 mm，D-120 mm)和無剪力鍵橋墩的動力響應(yīng)。

表5列出了有無剪力鍵的預(yù)制拼裝橋墩動力響應(yīng)峰值的均值。對比可看出，組合式剪力鍵可顯著降低橋墩位移響應(yīng)，并提高橋墩抗剪扭能力。以橫橋向響應(yīng)為例，有剪力鍵橋墩相較于無剪力鍵橋墩在遠(yuǎn)場、近場無脈沖及近場脈沖型地震動作用下的墩頂最大位移分別降低29.30%、27.46%、9.97%，墩底剪力分別提高了0.99%、1.64%、0.76%。

表5 有無剪力鍵橋墩的動力響應(yīng)Tab.5 Dynamic response of the pier with or without shear keys

由接縫處局部變形可看出，設(shè)置組合式剪力鍵可有效限制接縫張開及節(jié)段間滑移扭轉(zhuǎn)。限于篇幅，圖17給出了17號地震動作用下橋墩接縫變形的時程曲線，可看出，設(shè)置剪力鍵使橋墩接縫1橫橋向的張開、滑移及扭轉(zhuǎn)變形分別降低51.58%、48.91%、95.24%。這是因為，橋墩受地震作用搖擺變形時，組合式剪力鍵隨節(jié)段提離拔出，此時剪力鍵側(cè)壁與預(yù)埋外管擠壓接觸，接縫張開受限。同時，鋼銷棒及鋼套筒剪力鍵可共同發(fā)揮限位作用，防止節(jié)段出現(xiàn)側(cè)向滑移和扭轉(zhuǎn)。

圖17 17號地震動作用下橋墩接縫變形時程曲線Fig.17 Time history curve of joint deformation under No.17 earthquake record

此外，不同類型地震動作用下橋墩的動力響應(yīng)略有差別，對比兩類近場地震動響應(yīng)，速度脈沖對結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)(墩頂位移、接縫張開位移)的影響更為明顯，這和文獻(xiàn)[20]的相關(guān)研究成果相一致。

5 結(jié) 論

(1)本文提出的組合式鋼套筒(銷棒)剪力鍵，具有構(gòu)造簡潔、穩(wěn)定可靠、抗剪扭強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，可供預(yù)制拼裝橋墩參考使用。

(2)與模型試驗結(jié)果對比表明，所采用的裝配式橋墩實體模型數(shù)值方法可準(zhǔn)確描述局部接縫張開及滑移變形，可用于預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)的精細(xì)化數(shù)值模擬。

(3)增大預(yù)應(yīng)力筋配筋率可顯著提高橋墩的抗剪能力，但墩頂殘余位移也隨之增大。通過合理設(shè)置預(yù)應(yīng)力筋配筋率，可使預(yù)制拼裝橋墩具有與現(xiàn)澆橋墩相當(dāng)?shù)某休d力，并可同時充分發(fā)揮預(yù)應(yīng)力筋和混凝土的性能，避免某一材料過早破壞。

(4)增加剪力鍵埋深和鋼銷棒直徑均可一定程度上提高橋墩的承載力，橋墩抗震性能隨剪力鍵埋深的進(jìn)一步增大趨于穩(wěn)定，墩頂殘余位移隨鋼銷棒直徑的提高逐漸增大，應(yīng)合理控制剪力鍵最小埋深和鋼銷棒最大直徑。

(5)雙向水平地震作用下，組合式剪力鍵可有效限制接縫張開及滑移扭轉(zhuǎn)變形，提高橋墩的抗剪扭能力。不同類型地震動對預(yù)制拼裝橋墩的動力響應(yīng)略有影響，速度脈沖對橋墩位移響應(yīng)的放大作用較為明顯。

需說明的是，本文主要采用數(shù)值方法分析、檢驗了所提出組合式拼裝橋墩結(jié)構(gòu)方案的可行性，還有必要通過動靜力模型試驗進(jìn)行深化研究。