林上順，何 樂(lè)，夏樟華，張樂(lè)彤，葉世集，陳治雄

(1.福建工程學(xué)院 福建省土木工程新技術(shù)與信息化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 福州 350118；2.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 福州 350118；3.福建省榕圣市政工程股份有限公司，福建 福州 350011)

0 引言

預(yù)制拼裝橋墩已經(jīng)在某些跨海大橋和城市橋梁中得到應(yīng)用[1-3]。目前拼裝橋墩的接頭多采用平縫，預(yù)制橋墩的主要受力鋼筋與承臺(tái)預(yù)埋鋼筋之間一般采用灌漿套筒連接，在施工時(shí)，須采取多種措施對(duì)橋墩進(jìn)行約束，防止其出現(xiàn)突發(fā)性側(cè)翻，施工效率較低。從結(jié)構(gòu)受力的角度看，灌漿套筒連接在水平力作用下難免出現(xiàn)開合和錯(cuò)動(dòng)，從而成為整個(gè)橋墩結(jié)構(gòu)受力的薄弱環(huán)節(jié)。

為提高預(yù)制橋墩拼裝施工的安全性和施工效率、改善接頭的受力性能，歐智菁等[4]提出采用鋼管剪力鍵和灌漿套筒混合接頭的連接構(gòu)造(即榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩)，試驗(yàn)結(jié)果表明，榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩的抗震性能優(yōu)于采用灌漿套筒連接的拼裝橋墩和整體現(xiàn)澆橋墩。通過(guò)前期研究發(fā)現(xiàn)，無(wú)論是圓墩還是方墩，在軸壓作用下，榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩與整體現(xiàn)澆橋墩的破壞形態(tài)和受力過(guò)程相似，混合連接裝配式橋墩的受壓性能優(yōu)于其他試驗(yàn)構(gòu)件，鋼管和套筒都可以很好地參與受力。鋼管混凝土(concrete-filled steel tubular，CFST)突榫能對(duì)預(yù)制橋墩進(jìn)行有效定位和約束，防止其出現(xiàn)突發(fā)性的側(cè)翻。

裝配式橋墩，作為橋梁工程的關(guān)鍵構(gòu)件之一，在墩底位置的結(jié)構(gòu)與整體現(xiàn)澆橋墩存在明顯差異，其在上部結(jié)構(gòu)及車輛等荷載作用下的抗壓性能是橋梁設(shè)計(jì)的關(guān)鍵性問(wèn)題。然而，由于這種新型裝配式橋墩的拼接構(gòu)造提出較晚，目前相關(guān)研究資料仍較為缺乏。由于試件數(shù)量有限，與設(shè)計(jì)參數(shù)相比，實(shí)際工程中的裝配式橋墩的配筋率、材料等參數(shù)以及CFST突榫的設(shè)計(jì)參數(shù)將會(huì)出現(xiàn)較大變化。

本文在前期試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS軟件，對(duì)軸壓試件的受力過(guò)程進(jìn)行模擬，提出一種符合實(shí)際的有限元計(jì)算模型，并進(jìn)行有限元參數(shù)分析，對(duì)不同設(shè)計(jì)參數(shù)下采用榫卯-灌漿套筒混合連接的裝配式橋墩的軸壓性能展開研究，為其在實(shí)際工程中的推廣應(yīng)用打下基礎(chǔ)。

1 有限元分析模型

在前期研究中，對(duì)4個(gè)榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩的軸壓承載力進(jìn)行試驗(yàn)，試件的構(gòu)造如圖1所示。所有試件的截面尺寸均為250 mm×250 mm，墩柱長(zhǎng)度為1 400 mm，混凝土為C35商品混凝土，縱筋為8根直徑為12 mm的HRB400熱軋鋼筋，箍筋采用直徑為6 mm的HPB300光圓鋼筋(箍筋間距為200 mm)。CFST突榫中的鋼管采用無(wú)縫鋼管Q235級(jí)鋼材加工而成，其中編號(hào)為GTA-0的鋼管長(zhǎng)度、直徑、壁厚分別為500、114、4 mm；編號(hào)為GTB-0的鋼管長(zhǎng)度、直徑、壁厚分別為500、80、4 mm；編號(hào)為GTC-0的鋼管長(zhǎng)度、直徑、壁厚分別為750、114、4 mm；編號(hào)為GTD-0的鋼管長(zhǎng)度、直徑、壁厚分別為500、114、16 mm。承臺(tái)中埋置鋼管長(zhǎng)度、直徑、壁厚分別為300、140、4 mm。

圖1 試驗(yàn)墩具體構(gòu)造 (mm)

在有限元模擬中，混凝土本構(gòu)關(guān)系的選取至關(guān)重要。如李幗昌等[5]采用文獻(xiàn)[6]的混凝土本構(gòu)模型可以較好模擬鋼管對(duì)于混凝土的約束作用；鄒昀等[7]采用箍筋約束混凝土本構(gòu)模型[8]進(jìn)行計(jì)算，在彈塑性階段，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相差較小，但極限承載力相差較大；劉立軍等[9]在有限元模擬中運(yùn)用Kent-Park-Scott模型[10]、Mander模型[8]、過(guò)鎮(zhèn)海模型[11]分別對(duì)箍筋約束混凝土柱試驗(yàn)進(jìn)行模擬，對(duì)比結(jié)果表明，Kent-Park-Scott模型和Mander模型均可以較好地模擬箍筋對(duì)混凝土約束作用。齊虎等[12]通過(guò)對(duì)比6種箍筋約束混凝土本構(gòu)模型，發(fā)現(xiàn)Mander模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合最好, 但Mander模型表達(dá)式復(fù)雜, 計(jì)算效率相對(duì)較低。

因此本文的混凝土的本構(gòu)關(guān)系模型采用Kent等[10]提出的約束混凝土本構(gòu)模型，套筒內(nèi)漿體同樣采用此模型。鋼筋本構(gòu)模型采用線性強(qiáng)化模型[13]，并認(rèn)為鋼筋拉壓性能相同。鋼管為Q235低碳鋼，采用與鋼筋材料相同的本構(gòu)關(guān)系。在ABAQUS中，對(duì)于不同單元類型，通常有各自合適的網(wǎng)格劃分方式。如混凝土表現(xiàn)為實(shí)體拉伸單元，劃分方式采用C3D8R，即八節(jié)點(diǎn)六面體單元，同樣運(yùn)用此類網(wǎng)格劃分的單元有灌漿料和加載端板；鋼筋通常用桁架單元(T3D2)來(lái)劃分；而套筒和內(nèi)置鋼管表現(xiàn)為殼體的性質(zhì)，通常用四節(jié)點(diǎn)四邊形的殼單元(S4R)來(lái)劃分，在厚度方向選用5個(gè)積分點(diǎn)，積分規(guī)則為Simpson。為保證計(jì)算效率和收斂性，網(wǎng)格尺寸為30 mm。模型按照“embedded”形式建立鋼管、箍筋、灌漿套筒、混凝土的復(fù)合單元?；炷量箟簭?qiáng)度為35.6 MPa，彈性模量為31 200 MPa；鋼材屈服強(qiáng)度為279 MPa，極限強(qiáng)度為420 MPa。

ABAQUS給出了基于表面的接觸算法，并定義沿接觸面的切向行為以及垂直接觸面的法向行為。采用法向行為來(lái)對(duì)接觸面大小、表面接觸后傳遞的表面壓力進(jìn)行模擬，而切向行為主要用于模擬接觸面的相對(duì)滑動(dòng)以及產(chǎn)生的剪切力[14]。此次描述階段拼接過(guò)程結(jié)構(gòu)非線性接觸面采用的是庫(kù)侖摩擦模型，取切向“罰摩擦”為0.5[14]，而法向的接觸面行為表現(xiàn)為“硬接觸”。加載方式采用位移加載，固定端釋放3個(gè)方向的轉(zhuǎn)動(dòng)約束，施加2個(gè)方向的位移約束，另外施加軸向位移(試件高度的1/100)，下端承臺(tái)固結(jié)。試件的幾何模型如圖2所示。

圖2 試件的幾何模型

2 有限元計(jì)算精度分析

圖3為GTC-0試件荷載-位移曲線。以GTC-0試件為例，對(duì)采用有限元方法計(jì)算得到的試件的應(yīng)力、應(yīng)變發(fā)展歷程進(jìn)行分析，如圖4所示。拼裝橋墩處于彈性階段期間(圖3中A點(diǎn))，混凝土、縱筋、鋼管以及灌漿套筒等部件均處于彈性受力狀態(tài)；隨著荷載的增加，豎向荷載-位移曲線呈非線性增長(zhǎng)，混凝土的應(yīng)變逐漸增加，曲線斜率減小，縱向鋼筋逐漸進(jìn)入塑性階段，混凝土表面開裂;當(dāng)加載至峰值荷載時(shí)，試件中下部(灌漿套筒往上15 cm處)核心區(qū)的混凝土外鼓，達(dá)到了極限壓應(yīng)變，而縱向鋼筋接也接近屈服強(qiáng)度，見(jiàn)圖3中B點(diǎn)；此后，豎向荷載-位移進(jìn)入下降段，試件的變形加快，縱筋屈服后進(jìn)入強(qiáng)化階段，并繼續(xù)承擔(dān)豎向荷載,見(jiàn)圖3中C點(diǎn)。在軸壓試驗(yàn)過(guò)程中，CFST突榫的鋼管頂部的最大應(yīng)力接近屈服強(qiáng)度，而灌漿套筒并未屈服，處于彈性階段。

圖3 GTC-0試件荷載-位移曲線

圖4 軸壓試件混凝土的應(yīng)力發(fā)展

圖5為混合接頭連接節(jié)段拼裝橋墩的鋼筋在軸壓試驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)力變化。從圖5可以看出,A點(diǎn)位置鋼筋尚處于彈性工作階段，應(yīng)力不大，應(yīng)力沿橋墩墩身豎直方向均勻分布;加載至峰值荷載(B點(diǎn))時(shí)，1/2墩高處的縱筋應(yīng)力最大但未完全屈服;荷載下降到C點(diǎn)時(shí)鋼筋進(jìn)入強(qiáng)化段，縱筋和箍筋都達(dá)到了屈服強(qiáng)度。

圖5 軸壓試件鋼筋應(yīng)力變化

內(nèi)置鋼管和灌漿套筒在軸壓試驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)力變化如圖6所示。從圖6可以看出，在A點(diǎn)位置的內(nèi)置鋼管、灌漿套筒應(yīng)力都較小，二者處于彈性工作階段，沿著各部件垂直方向應(yīng)力分布均勻;當(dāng)荷載加載至峰值荷載(B點(diǎn))時(shí)，鋼管頂部應(yīng)力最大接近屈服強(qiáng)度，灌漿套筒并未屈服，處于彈性階段;在C點(diǎn)處，鋼管頂部處于塑性階段，其應(yīng)力達(dá)到240 MPa，而灌漿套筒仍未屈服。

圖6 軸壓試件鋼管及灌漿套筒應(yīng)力發(fā)展

以GTA-0試件為例，將試件的破壞照片與有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖7所示。由圖7(a)可以看出：GTA-0試件中下部(灌漿套筒處往上15 cm)的混凝土已超過(guò)極限壓應(yīng)變；與試驗(yàn)現(xiàn)象類似，GTA-0試件的中下部(灌漿套筒處往上15 cm)混凝土出現(xiàn)外鼓并已經(jīng)失效。其他3個(gè)試件的有限元分析結(jié)果也表明，其破壞模式均與試驗(yàn)照片較為吻合，限于篇幅，這里不再示出。而在前期研究中發(fā)現(xiàn)，普通混凝土柱的軸壓破壞位置位于3/4墩高處，導(dǎo)致其極限承載力有所變化。

圖7 GTA-0試件的有限元分析結(jié)果與破壞照片對(duì)比

同樣以GTA-0試件為例，繪制其荷載-位移曲線，如圖8所示，試件的極限承載力、彈性剛度、承載力變化以及彈塑性發(fā)展趨勢(shì)都較為吻合，但峰值位移略有差別，這是由于有限元相對(duì)于試驗(yàn)較為理想化導(dǎo)致。

圖8 GTA-0試件荷載-位移曲線

將試件的有限元計(jì)算得到的極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表1所示。有限元計(jì)算極限承載力與試驗(yàn)值之比的均值和方差分別為1.036和0.023，表明所提出的有限元計(jì)算模型可以用于榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩的軸壓極限承載力計(jì)算，且具有較高的精度。

表1 試件極限承載力對(duì)比

3 參數(shù)分析

以CFST突榫中鋼管的長(zhǎng)度、厚度、直徑為變量，進(jìn)一步分析設(shè)計(jì)參數(shù)變化對(duì)榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩的極限承載力的影響。

3.1 極限承載力與鋼管長(zhǎng)度的關(guān)系

圖9給出了榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩在鋼管厚度為4 mm，直徑為114 mm的情況下，其極限承載力隨著鋼管長(zhǎng)度(400～900 mm)變化的軸壓荷載曲線。由圖9可知，當(dāng)鋼管厚度、直徑一定時(shí)，隨著鋼管長(zhǎng)度的增加，榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩的極限承載力也有所增加。

圖9 軸壓承載力隨鋼管長(zhǎng)度變化情況

3.2 極限承載力與鋼管厚度的關(guān)系

圖10給出了榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩在鋼管長(zhǎng)度為500 mm，直徑為114 mm的情況下，其極限承載力隨著鋼管厚度(2～16 mm)變化的軸壓荷載曲線。由圖10可知，當(dāng)鋼管長(zhǎng)度、直徑一定時(shí)，隨著鋼管厚度的增加，榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩的極限承載力呈先增大后減小的趨勢(shì)，但影響相對(duì)較小。

圖10 軸壓承載力隨鋼管壁厚變化情況

3.3 極限承載力與鋼管直徑的關(guān)系

圖11給出了混合式連接方墩在鋼管長(zhǎng)度為500 mm，厚度為4 mm的情況下，其極限承載力隨著鋼管直徑(75～125 mm)變化的軸壓荷載曲線。由圖11可知，當(dāng)鋼管厚度、長(zhǎng)度一定時(shí)，隨著鋼管直徑的增加，榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩的極限承載力增幅較大。

圖11 軸壓承載力隨鋼管直徑變化情況

4 規(guī)范承載力公式的適用性分析

現(xiàn)行JTG 3362—2018規(guī)范中，軸壓構(gòu)件的承載力計(jì)算公式為

(1)

同樣由表1可知，榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩的實(shí)測(cè)承載力明顯大于規(guī)范值，且偏大較多，在實(shí)際工程中采用JTG 3362—2018規(guī)范進(jìn)行榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩的軸壓承載力計(jì)算，是偏于保守的。

這種情況是由于CFST突榫在軸壓過(guò)程中所起作用無(wú)法忽視(鋼管上部屈服)，而CFST突榫在結(jié)構(gòu)上與鋼管混凝土類似，且在軸壓過(guò)程中主要受到豎向的壓力，故將其等效為鋼管混凝土受壓。所以根據(jù)韓林海等[6]提出的鋼管混凝土公式，根據(jù)疊加原理對(duì)JTG 3362—2018規(guī)范進(jìn)行修正(即在規(guī)范公式中疊加CFST突榫抗壓極限承載力)，提出一種針對(duì)榫卯-灌漿套筒連接裝配式方型橋墩的承載力計(jì)算公式：

(2)

式中：A′為混凝土截面面積;AY為鋼管混凝土全截面面積;fy為該模型鋼管混凝土短柱鋼管和混凝土組合抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;?為鋼管內(nèi)置長(zhǎng)度與墩身長(zhǎng)度之比。

圖12為試驗(yàn)結(jié)果和本文中有限元計(jì)算結(jié)果與采用修正后公式計(jì)算的結(jié)果對(duì)比。由圖12可知，在對(duì)榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩的分析范圍內(nèi)，本文提出的修正公式計(jì)算值更加接近試驗(yàn)值，與試驗(yàn)結(jié)果誤差均值為9.01%，與有限元計(jì)算結(jié)果誤差均值為4.05%，相對(duì)誤差較小。說(shuō)明用長(zhǎng)度系數(shù)與鋼管混凝土截面面積考慮鋼管厚度、長(zhǎng)度、直徑多因素使得計(jì)算承載力更加快捷、精確，且修正公式值均小于有限元計(jì)算值，容有一定的誤差范圍。

圖12 修正公式與有限元、試驗(yàn)值對(duì)比

5 結(jié)論

(1)本文提出的ABAQUS模擬榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩模型可有效模擬該類橋墩的軸壓過(guò)程與極限承載力，有限元計(jì)算極限承載力與試驗(yàn)之比的均值和方差分別為1.036和0.023。

(2)提高CFST突榫中鋼管的長(zhǎng)度、直徑可以明顯改善榫卯-灌漿套筒連接裝配式方墩的極限承載力，改變CFST突榫的鋼管厚度對(duì)于榫卯-灌漿套筒連接裝配式方墩的極限承載力影響甚微。

(3)提出榫卯-灌漿套筒連接裝配式方墩的軸壓承載力簡(jiǎn)化計(jì)算公式，其計(jì)算結(jié)果均略小于試驗(yàn)和有限元參數(shù)分析的結(jié)果，可用于該類型方墩的軸壓承載力計(jì)算。