李 航,劉 朵,熊英倩,張建東,2

(1.南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院,江蘇 南京 211816;2.在役長(zhǎng)大橋梁安全與健康國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京 211112;3.蘇交科集團(tuán)股份有限公司,江蘇 南京 210019)

自20世紀(jì)90年代,為加快工程建設(shè)進(jìn)度、提高施工質(zhì)量以及減少環(huán)境干擾,預(yù)制裝配建造技術(shù)已成為橋梁建設(shè)的研究熱點(diǎn)[1]。當(dāng)前我國(guó)橋梁上部結(jié)構(gòu)的預(yù)制裝配技術(shù)應(yīng)用廣泛、發(fā)展較為成熟,但橋梁下部結(jié)構(gòu)的裝配化設(shè)計(jì)和施工技術(shù)仍需進(jìn)一步研究。預(yù)制拼裝橋墩由于其整體性稍弱于現(xiàn)澆橋墩,若要在實(shí)際工程中推廣下部結(jié)構(gòu)預(yù)制拼裝建造技術(shù),需要對(duì)其抗震性和耐久性進(jìn)行深入研究[2-3]。

針對(duì)灌漿套筒連接的預(yù)制裝配橋墩的抗震性能,學(xué)者們開(kāi)展大量研究并得到了豐富成果。張興虎[4]、Z.B.Haber[5]、M.Tazarf[6]、盧干[7]和Z.Q.Wang等[8]通過(guò)試驗(yàn)研究、數(shù)值模擬和理論分析等方法探究了灌漿套筒預(yù)制裝配橋墩抗震性能。李銳等[9-10]對(duì)配置高強(qiáng)鋼筋的灌漿套筒預(yù)制墩柱進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn),結(jié)果表明,高強(qiáng)鋼筋灌漿套筒連接預(yù)制柱的位移延性、耗能能力和承載力均與現(xiàn)澆柱相近。王志強(qiáng)等[11]研究了灌漿套筒連接預(yù)制橋墩抗剪性能,結(jié)果表明,預(yù)制試件的抗剪性能與現(xiàn)澆試件相近。Y.Q.Liu 等[12]進(jìn)行了足尺灌漿套筒預(yù)制墩柱試驗(yàn),結(jié)果表明,預(yù)制墩柱具有相當(dāng)?shù)膫?cè)向變形能力和延性,但承載能力稍低。上述研究成果主要集中在預(yù)制單柱墩的性能,且灌漿套筒多用于墩柱和承臺(tái)之間連接。

隨著雙柱墩和多柱墩也逐步應(yīng)用在新建橋梁和舊橋改造工程中,其抗震性能也得到關(guān)注,但相關(guān)研究仍處于初步探索階段[13-20]。葛繼平等[13-14]設(shè)計(jì)了現(xiàn)澆和波紋管連接雙柱墩試件并進(jìn)行了單向和雙向擬靜力加載試驗(yàn),結(jié)果表明,預(yù)制裝配橋墩的整體性與現(xiàn)澆墩相近。H.Y.Qu等[15]進(jìn)行了縮尺框架墩擬靜力往復(fù)試驗(yàn),墩柱的墩身與蓋梁和承臺(tái)之間采用不同的連接方式,試驗(yàn)表明,墩柱結(jié)構(gòu)體系的不同會(huì)造成墩柱抗震性能的差異。高飛[16]進(jìn)行了帶梁系預(yù)制拼裝雙柱墩抗震性能的有限元分析,分析得到提高軸壓比及預(yù)應(yīng)力度有利于提高預(yù)制拼裝雙柱墩的抗震性能,但會(huì)削弱雙柱墩延性。

由于預(yù)制裝配式雙柱墩同時(shí)存在墩身與承臺(tái)和墩身與蓋梁之間預(yù)制連接,連接構(gòu)造和受力特性較單柱墩復(fù)雜。因此,筆者開(kāi)展預(yù)制雙柱墩和現(xiàn)澆雙柱墩往復(fù)加載試驗(yàn),觀察兩者加載過(guò)程中的裂縫開(kāi)展和破壞形態(tài),對(duì)比現(xiàn)澆和預(yù)制雙柱墩的滯回曲線、骨架曲線、累積耗能、殘余位移、剛度和位移延性系數(shù)等數(shù)據(jù),進(jìn)而分析預(yù)制裝配式雙柱墩的抗震性能,為其抗震設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

以某高速公路高架橋預(yù)制裝配式雙柱墩為例,為了真實(shí)準(zhǔn)確分析裝配式雙柱墩的抗震性能,綜合考慮加工、運(yùn)輸和實(shí)驗(yàn)室加載條件,試驗(yàn)雙柱墩試件按1∶5比例進(jìn)行縮尺設(shè)計(jì)?，F(xiàn)澆和預(yù)制雙柱墩的模型尺寸保持一致,如圖1所示。橋墩承臺(tái)長(zhǎng)×寬×高為3 500 mm×900 mm×600 mm,蓋梁長(zhǎng)×寬×高為3 400 mm×600 mm×500 mm,墩身截面長(zhǎng)×寬為400 mm×400 mm,墩高為1 800 mm。墩柱、承臺(tái)、蓋梁所用混凝土按照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試,測(cè)得軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為47.5 MPa。預(yù)制雙柱墩試件的墩身、蓋梁和承臺(tái)分別預(yù)制,墩身與蓋梁通過(guò)灌漿波紋管連接,墩頂縱筋完全伸入蓋梁內(nèi)。墩身與承臺(tái)通過(guò)灌漿套筒連接,套筒置于墩柱底部。蓋梁連接波紋管直徑為60 mm,墩底灌漿套筒直徑為40 mm,長(zhǎng)為370 mm?，F(xiàn)澆雙柱墩試件為混凝土一次性澆筑而成。

圖1 雙柱墩試件構(gòu)造示意圖Fig.1 The structure diagram of pier specimen

圖2 預(yù)制雙柱墩試件墩柱配筋圖Fig.2 The reinforcement drawing of precast pier specimen

1.2 加載裝置及加載方案

采用100 t的液壓伺服器進(jìn)行水平往復(fù)荷載,通過(guò)液壓千斤頂施加豎向軸力模擬橋梁上部結(jié)構(gòu)自重,單個(gè)墩柱的軸壓比取10%,水平往復(fù)位移荷載通過(guò)MTS作動(dòng)器中心(最大行程±250 mm)施加,保證MTS中心與墩帽中心等高且保持水平,試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。試驗(yàn)水平加載采用位移加載方式,各級(jí)位移均循環(huán)三次。加載幅值依次為4 mm、6 mm、10 mm、15 mm、20 mm、25 mm、30 mm,之后以10 mm增量增加,當(dāng)荷載降至最大荷載的85%時(shí)停止加載。

圖3 加載裝置示意圖Fig.3 The loading device

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

預(yù)制雙柱墩在初期加載水平位移至6 mm時(shí),墩柱開(kāi)始出現(xiàn)裂縫,分別集中在靠近加載端(1#柱)墩柱墩頂和遠(yuǎn)離加載端(2#柱)墩底處(見(jiàn)圖4(a)和(b));當(dāng)加載至15 mm時(shí),1#柱裂縫延展,2#柱墩頂灌漿料少量局部破碎,墩底灌漿墊層受拉開(kāi)裂(見(jiàn)圖4(c)和(d));隨著不斷加載,雙柱墩墩身的裂縫不斷開(kāi)展,當(dāng)加載至50 mm時(shí),1#柱裂縫數(shù)量不再增加,寬度變大,墩頂出現(xiàn)混凝土剝落現(xiàn)象,墩底接縫張開(kāi)已達(dá)7 mm(見(jiàn)圖4(e)和(f));加載至70 mm時(shí),1#柱墩頂混凝土豎向剝落,剝落高度約為320 mm,2#柱混凝土斜向剝落,高度約為300 mm,最終達(dá)到破壞,破壞形態(tài)如圖4(e)所示。

圖4 預(yù)制雙柱墩破壞形態(tài)和裂縫開(kāi)展圖Fig.4 The crack and failure mode of precast pier

與預(yù)制雙柱墩相比,現(xiàn)澆雙柱墩在加載位移為4 mm時(shí),墩身有裂縫產(chǎn)生,主要集中在1#柱墩頂,裂縫出現(xiàn)位移小于預(yù)制墩柱(見(jiàn)圖5(a));當(dāng)加載位移為20 mm時(shí),1#柱和2#柱形成多條裂縫,2#柱墩頂處產(chǎn)生交叉的斜裂縫(見(jiàn)圖5(b));當(dāng)加載位移為25 mm時(shí),1#柱裂縫增加,2#柱墩頂產(chǎn)生交叉的斜裂縫,蓋梁上也形成了3條豎向裂縫(見(jiàn)圖5(c)和(d));當(dāng)加載位移為50 mm時(shí),墩柱裂縫隨著荷載的增大不斷延伸,數(shù)量增多,寬度變大,墩柱頂端混凝土出現(xiàn)剝落趨勢(shì)(見(jiàn)圖5(e)和(f));在加載位移為80 mm時(shí),1#柱和2#柱墩底混凝土壓碎,壓碎高度約為200 mm,破壞形態(tài)如圖5(g)所示。

現(xiàn)澆雙柱墩最早出現(xiàn)裂縫位移比預(yù)制墩小,但破壞位移和荷載微大于預(yù)制墩柱。破壞時(shí),預(yù)制墩柱混凝土壓潰剝落集中在墩頂位置,墩底破壞位于接縫處;而現(xiàn)澆墩柱裂縫分布于墩頂和墩底,墩底的破壞范圍比墩頂大,主要由于預(yù)制雙柱墩的墩底套筒提高了該區(qū)域的強(qiáng)度?，F(xiàn)澆雙柱墩的承載能力和延性略好,但兩者相差不明顯。

2.2 荷載和位移關(guān)系

圖6(a)為預(yù)制雙柱墩和現(xiàn)澆雙柱墩的滯回曲線。由圖可知,在加載前期預(yù)制雙柱墩與現(xiàn)澆雙柱墩的曲線幾乎重疊保持一致。隨著進(jìn)一步加載,預(yù)制雙柱墩先達(dá)到峰值點(diǎn),且峰值荷載小于現(xiàn)澆墩。在構(gòu)件破壞時(shí),現(xiàn)澆雙柱墩的極限位移要大于預(yù)制墩?？傮w看,現(xiàn)澆雙柱墩和預(yù)制雙柱墩的滯回曲線均較為飽滿,具有良好的吸能能力,但現(xiàn)澆雙柱墩的滯回曲線仍比預(yù)制墩的滯回曲線略飽滿。

圖6 雙柱墩荷載-位移曲線Fig.6 The force-displacement curve of pier and corresponding skeleton curve

將各滯回環(huán)峰值點(diǎn)依次相連得到雙柱墩骨架曲線如圖6(b)所示。圖中,預(yù)制雙柱墩初期的剛度和現(xiàn)澆墩相近,在達(dá)到峰值荷載后,預(yù)制雙柱墩的剛度退化快于現(xiàn)澆墩。表明預(yù)制雙柱墩地震響應(yīng)大,損傷程度比現(xiàn)澆試件嚴(yán)重。根據(jù)表1中特征點(diǎn)計(jì)算值,預(yù)制雙柱墩的屈服承載力、峰值承載力和極限承載力分別為現(xiàn)澆墩時(shí)應(yīng)值的93.8%、91.6%和91.6%,屈服位移、峰值位移和極限位移分別為現(xiàn)澆墩時(shí)應(yīng)值的84.2%、84.2%、88.4%,承載能力和延性僅稍弱于現(xiàn)澆雙柱墩,兩者沒(méi)有明顯差異。

表1 雙柱墩荷載-位移曲線特征點(diǎn)Table 1 Characteristic points of force-displacement curve of piers

2.3 耗能特性

雙柱墩的耗能性能可由每個(gè)位移下的單圈滯回耗能和累積滯回耗能進(jìn)行評(píng)價(jià)。計(jì)算每組荷載下的滯回環(huán)面積,得到該位移水平下耗能情況,圖7(a)為預(yù)制和現(xiàn)澆雙柱墩的單圈耗能對(duì)比。由圖可知,在整個(gè)加載過(guò)程中預(yù)制和現(xiàn)澆雙柱墩的單圈累積耗能差距微弱。在加載位移為50 mm時(shí),預(yù)制雙柱墩達(dá)到峰值荷載,橋墩損傷嚴(yán)重,單圈耗散能量性能開(kāi)始低于現(xiàn)澆構(gòu)件,且后續(xù)耗能能力不足。

圖7 雙柱墩耗能特性Fig.7 The energy dissipation characteristics of pier

圖7(b)為預(yù)制和現(xiàn)澆雙柱墩累積滯回耗能對(duì)比,累積滯回耗能為結(jié)構(gòu)從開(kāi)始加載直至破壞所耗散的能量,即滯回環(huán)包圍的面積之和。由圖可知,二者的累積耗能在全加載過(guò)程中相差很小。初期加載時(shí),結(jié)構(gòu)處于彈性階段和輕微損傷階段,二者的耗能均很小且無(wú)偏差。由于預(yù)制橋墩早于現(xiàn)澆橋墩退出工作,直至構(gòu)件破壞累積耗散能量比現(xiàn)澆橋墩對(duì)應(yīng)值減少了28.8%。

2.4 殘余位移

現(xiàn)澆雙柱墩和裝配式雙柱墩的殘余位移對(duì)比情況如圖8所示。由圖可知,二者的殘余位移隨著荷載的增加變化趨勢(shì)有所區(qū)別。加載至位移40 mm之前,預(yù)制雙柱墩試件的殘余位移略小于現(xiàn)澆雙柱墩試件,但差別基本可以忽略不計(jì)。加載至70 mm時(shí),預(yù)制試件達(dá)到峰值點(diǎn),此時(shí)橋墩試件內(nèi)部累積的不可恢復(fù)損傷也較大,導(dǎo)致其殘余位移達(dá)到甚至超過(guò)現(xiàn)澆雙柱墩試件。此后,預(yù)制試件的損傷已較大,結(jié)構(gòu)進(jìn)入承載力下降階段,殘余位移的增幅也較大,加載結(jié)束時(shí),殘余位移比上一級(jí)增大了34.6%,比現(xiàn)澆墩試件的殘余位移高出了8.6%。

圖8 雙柱墩殘余位移對(duì)比Fig.8 The comparison of residual displacement of pier

2.5 等效剛度

現(xiàn)澆雙柱墩和預(yù)制雙柱墩等效剛度隨著位移變化曲線如圖9所示。由圖可知,預(yù)制雙柱墩的初始剛度與現(xiàn)澆墩近似相等,但二者達(dá)到屈服荷載時(shí),屈服剛度分別為26.7和23.7,相差12.7%,主要由于墩柱底部套筒的存在提高預(yù)制墩剛度。然而,預(yù)制雙柱墩屈服后的剛度比現(xiàn)澆墩對(duì)應(yīng)值減小了15.4%,這也與其試驗(yàn)過(guò)程中的損傷較大相符。且預(yù)制雙柱墩的等效剛度退化速率始終比現(xiàn)澆試件快,表明其地震響應(yīng)大,損傷程度比現(xiàn)澆試件嚴(yán)重。

圖9 雙柱墩等效剛度對(duì)比Fig.9 The comparison of equivalent stiffness of pier

3 結(jié) 論

(1)現(xiàn)澆雙柱墩產(chǎn)生裂縫比預(yù)制雙柱墩稍早,但進(jìn)入屈服狀態(tài)較晚;預(yù)制墩在加載結(jié)束時(shí),墩頂接縫的灌漿料壓碎剝落,墩底發(fā)生接縫張開(kāi);預(yù)制雙柱墩和現(xiàn)澆雙柱墩的底部混凝土壓碎范圍分別為300 mm左右和200 mm左右,前者墩柱損傷范圍稍大。

(2)現(xiàn)澆雙柱墩和預(yù)制雙柱墩的滯回曲線均較為飽滿,具有良好的耗能能力,但現(xiàn)澆雙柱墩的滯回曲線仍比預(yù)制墩的滯回曲線略飽滿,且承載能力和延性稍優(yōu)于預(yù)制墩;對(duì)比二者的單圈和累積耗能能力,預(yù)制雙柱墩單圈耗能性能與現(xiàn)澆墩差距不大,但破壞時(shí)累積耗能比現(xiàn)澆橋墩降低了28.8%。

(3)預(yù)制雙柱墩和現(xiàn)澆雙柱墩間的抗震性能指標(biāo)差異均在10%左右,表明二者的抗震性能沒(méi)有明顯差異;預(yù)制雙柱墩在達(dá)峰值點(diǎn)之前的殘余位移略小于現(xiàn)澆墩,加載結(jié)束時(shí),其殘余位移較現(xiàn)澆墩的殘余位移高8.6%;預(yù)制雙柱墩的等效剛度退化速率始終比現(xiàn)澆墩快,與其損傷其殘余位移較大有關(guān),其初始剛度與現(xiàn)澆墩基本相等,但套筒的存在使得預(yù)制墩的屈服剛度比現(xiàn)澆墩高了12.7%。