榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩軸壓承載力

林上順，何 樂，夏樟華，張樂彤，葉世集，陳治雄

(1.福建工程學院 福建省土木工程新技術與信息化重點實驗室，福建 福州 350118；2.福州大學 土木工程學院，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

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

為提高預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造(即榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式橋墩)，試驗結果表明，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。通過前期研究發(fā)現(xiàn)，無論是圓墩還是方墩，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)和受力過程相似，混合連接裝配式橋墩的受壓性能優(yōu)于其他試驗構件，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)突榫能對預制橋墩進行有效定位和約束，防止其出現(xiàn)突發(fā)性的側翻。

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

本文在前期試驗研究的基礎上，采用ABAQUS軟件，對軸壓試件的受力過程進行模擬，提出一種符合實際的有限元計算模型，并進行有限元參數(shù)分析，對不同設計參數(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，為其在實際工程中的推廣應用打下基礎。

1 有限元分析模型

在前期研究中，對4個榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩的軸壓承載力進行試驗，試件的構造如圖1所示。所有試件的截面尺寸均為250 mm×250 mm，墩柱長度為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縫鋼管Q235級鋼材加工而成，其中編號為GTA-0的鋼管長度、直徑、壁厚分別為500、114、4 mm；編號為GTB-0的鋼管長度、直徑、壁厚分別為500、80、4 mm；編號為GTC-0的鋼管長度、直徑、壁厚分別為750、114、4 mm；編號為GTD-0的鋼管長度、直徑、壁厚分別為500、114、16 mm。承臺中埋置鋼管長度、直徑、壁厚分別為300、140、4 mm。

圖1 試驗墩具體構造 (mm)

在有限元模擬中，混凝土本構關系的選取至關重要。如李幗昌等[5]采用文獻[6]的混凝土本構模型可以較好模擬鋼管對于混凝土的約束作用；鄒昀等[7]采用箍筋約束混凝土本構模型[8]進行計算，在彈塑性階段，有限元結果與試驗結果相差較小，但極限承載力相差較大；劉立軍等[9]在有限元模擬中運用Kent-Park-Scott模型[10]、Mander模型[8]、過鎮(zhèn)海模型[11]分別對箍筋約束混凝土柱試驗進行模擬，對比結果表明，Kent-Park-Scott模型和Mander模型均可以較好地模擬箍筋對混凝土約束作用。齊虎等[12]通過對比6種箍筋約束混凝土本構模型，發(fā)現(xiàn)Mander模型計算結果與試驗結果符合最好, 但Mander模型表達式復雜, 計算效率相對較低。

因此本文的混凝土的本構關系模型采用Kent等[10]提出的約束混凝土本構模型，套筒內(nèi)漿體同樣采用此模型。鋼筋本構模型采用線性強化模型[13]，并認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關系。在ABAQUS中，對于不同單元類型，通常有各自合適的網(wǎng)格劃分方式。如混凝土表現(xiàn)為實體拉伸單元，劃分方式采用C3D8R，即八節(jié)點六面體單元，同樣運用此類網(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)來劃分；而套筒和內(nèi)置鋼管表現(xiàn)為殼體的性質，通常用四節(jié)點四邊形的殼單元(S4R)來劃分，在厚度方向選用5個積分點，積分規(guī)則為Simpson。為保證計算效率和收斂性，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、混凝土的復合單元?；炷量箟簭姸葹?5.6 MPa，彈性模量為31 200 MPa；鋼材屈服強度為279 MPa，極限強度為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。采用法向行為來對接觸面大小、表面接觸后傳遞的表面壓力進行模擬，而切向行為主要用于模擬接觸面的相對滑動以及產(chǎn)生的剪切力[14]。此次描述階段拼接過程結構非線性接觸面采用的是庫侖摩擦模型，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個方向的轉動約束，施加2個方向的位移約束，另外施加軸向位移(試件高度的1/100)，下端承臺固結。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，對采用有限元方法計算得到的試件的應力、應變發(fā)展歷程進行分析，如圖4所示。拼裝橋墩處于彈性階段期間(圖3中A點)，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，混凝土的應變逐漸增加，曲線斜率減小，縱向鋼筋逐漸進入塑性階段，混凝土表面開裂;當加載至峰值荷載時，試件中下部(灌漿套筒往上15 cm處)核心區(qū)的混凝土外鼓，達到了極限壓應變，而縱向鋼筋接也接近屈服強度，見圖3中B點；此后，豎向荷載-位移進入下降段，試件的變形加快，縱筋屈服后進入強化階段，并繼續(xù)承擔豎向荷載,見圖3中C點。在軸壓試驗過程中，CFST突榫的鋼管頂部的最大應力接近屈服強度，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過程中應力變化。從圖5可以看出,A點位置鋼筋尚處于彈性工作階段，應力不大，應力沿橋墩墩身豎直方向均勻分布;加載至峰值荷載(B點)時，1/2墩高處的縱筋應力最大但未完全屈服;荷載下降到C點時鋼筋進入強化段，縱筋和箍筋都達到了屈服強度。

圖5 軸壓試件鋼筋應力變化

內(nèi)置鋼管和灌漿套筒在軸壓試驗過程中應力變化如圖6所示。從圖6可以看出，在A點位置的內(nèi)置鋼管、灌漿套筒應力都較小，二者處于彈性工作階段，沿著各部件垂直方向應力分布均勻;當荷載加載至峰值荷載(B點)時，鋼管頂部應力最大接近屈服強度，灌漿套筒并未屈服，處于彈性階段;在C點處，鋼管頂部處于塑性階段，其應力達到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果進行對比，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)的混凝土已超過極限壓應變；與試驗現(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個試件的有限元分析結果也表明，其破壞模式均與試驗照片較為吻合，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，導致其極限承載力有所變化。

圖7 GTA-0試件的有限元分析結果與破壞照片對比

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)展趨勢都較為吻合，但峰值位移略有差別，這是由于有限元相對于試驗較為理想化導致。

圖8 GTA-0試件荷載-位移曲線

將試件的有限元計算得到的極限承載力與試驗結果進行對比，如表1所示。有限元計算極限承載力與試驗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算，且具有較高的精度。

表1 試件極限承載力對比

3 參數(shù)分析

以CFST突榫中鋼管的長度、厚度、直徑為變量，進一步分析設計參數(shù)變化對榫卯-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度的關系

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度(400～900 mm)變化的軸壓荷載曲線。由圖9可知，當鋼管厚度、直徑一定時，隨著鋼管長度的增加，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度變化情況

3.2 極限承載力與鋼管厚度的關系

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，當鋼管長度、直徑一定時，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，但影響相對較小。

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系

圖11給出了混合式連接方墩在鋼管長度為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，當鋼管厚度、長度一定時，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，軸壓構件的承載力計算公式為

(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測承載力明顯大于規(guī)范值，且偏大較多，在實際工程中采用JTG 3362—2018規(guī)范進行榫卯-灌漿套筒混合連接裝配式方墩的軸壓承載力計算，是偏于保守的。

這種情況是由于CFST突榫在軸壓過程中所起作用無法忽視(鋼管上部屈服)，而CFST突榫在結構上與鋼管混凝土類似，且在軸壓過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JTG 3362—2018規(guī)范進行修正(即在規(guī)范公式中疊加CFST突榫抗壓極限承載力)，提出一種針對榫卯-灌漿套筒連接裝配式方型橋墩的承載力計算公式：

(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度設計值;?為鋼管內(nèi)置長度與墩身長度之比。

圖12為試驗結果和本文中有限元計算結果與采用修正后公式計算的結果對比。由圖12可知，在對榫卯-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算值更加接近試驗值，與試驗結果誤差均值為9.01%，與有限元計算結果誤差均值為4.05%，相對誤差較小。說明用長度系數(shù)與鋼管混凝土截面面積考慮鋼管厚度、長度、直徑多因素使得計算承載力更加快捷、精確，且修正公式值均小于有限元計算值，容有一定的誤差范圍。

圖12 修正公式與有限元、試驗值對比

5 結論

(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程與極限承載力，有限元計算極限承載力與試驗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化計算公式，其計算結果均略小于試驗和有限元參數(shù)分析的結果，可用于該類型方墩的軸壓承載力計算。