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    軸壓比對灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的影響

    2022-07-13 07:52:30許勁朱祖科夏樟華
    關(guān)鍵詞:軸壓延性波紋管

    許勁,朱祖科,夏樟華

    (1. 福州大學(xué)土木工程學(xué)院,福建 福州 350108; 2. 福建省公路事業(yè)發(fā)展中心,福建 福州 350001)

    0 引言

    目前預(yù)制拼裝橋墩得到越來越多的應(yīng)用,濕接縫、灌漿套筒和灌漿波紋管3種連接方式在我國橋梁工程中有著最為廣泛的應(yīng)用. 其中,濕接縫需要在施工現(xiàn)場澆筑混凝土,施工過程復(fù)雜,且干縮裂縫不可避免,而灌漿套筒有價(jià)格高、灌漿不飽滿且檢測困難、施工要求精度高等缺點(diǎn). 灌漿波紋管與灌漿套筒類似,但其孔徑較大,對施工精度要求低且價(jià)格便宜,可以降低橋梁建設(shè)成本. 灌漿波紋套管連接鋼筋的有效性目前得到了有效證明[1-2]. 根據(jù)已有研究,采用大直徑鋼筋的灌漿波紋管連接的橋墩承載能力與整體現(xiàn)澆墩十分接近,但其延性和耗能能力略低于整體現(xiàn)澆墩[3-6].

    軸壓是影響橋墩抗震性能的重要參數(shù),對于整體現(xiàn)澆橋墩,隨著軸壓比的增加,水平承載力提高明顯,等效剛度增加但剛度退化加快,延性系數(shù)下降[7-11]. 對于預(yù)制拼裝橋墩,由于存在連接接縫,軸壓對橋墩的影響有所不同,目前對預(yù)應(yīng)力連接的預(yù)制拼裝橋墩的研究較多. 布占宇等[12]通過OpenSEES有限元軟件分析無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力帶耗能鋼筋預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩在不同軸壓比下的抗震性能,發(fā)現(xiàn)軸壓比增大,剛度增大但等效粘滯阻尼比減小. 高聰[13]用ABAQUS軟件研究不同軸壓比下膠接縫連接節(jié)段拼裝橋墩的受力性能,發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)剛度受豎向壓力的影響不大,隨著豎向力的增大結(jié)構(gòu)延性增加. 王新宇[14]和孫偉翔[15]通過ABAQUS分析軸壓比對預(yù)應(yīng)力預(yù)制拼裝橋墩的影響,恒載軸壓比的增加能提高橋墩的初始剛度,恒載軸壓比越大,橋墩剛度的損失越快,對殘余位移幾乎沒有影響. 布占宇等[16]通過有限元軟件分析軸壓比對矩形空心橋墩抗震性能的影響,發(fā)現(xiàn)軸壓比增加,殘余位移增加. 在灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩方面,江恒[17]通過OpenSEES軟件分析灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能,發(fā)現(xiàn)隨著提升結(jié)構(gòu)軸壓比,極限承載能力有所增大,耗能能力和等效剛度有所增加但不明顯. 岳文超[18]研究軸壓比對承插式離心管墩的影響,發(fā)現(xiàn)隨著軸壓比增加,極限承載力提高明顯但同時(shí)滯回曲線捏縮現(xiàn)象明顯.

    對于預(yù)制拼裝橋墩,不同的連接形式得到的規(guī)律并不完全一致,同時(shí)大多數(shù)為基于有限元軟件的模擬. 由于軸壓比對橋墩的滯回性能影響較大,因此,有必要通過試驗(yàn)對灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩在不同軸壓比下的抗震性能進(jìn)行研究. 本文通過雙向擬靜力試驗(yàn)研究軸壓比分別為0.05、0.10、0.15的預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能,并通過OpenSEES軟件對灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩進(jìn)行模擬.

    1 擬靜力試驗(yàn)

    1.1 試件設(shè)計(jì)

    試驗(yàn)構(gòu)件根據(jù)某實(shí)際工程背景按照1∶5的縮尺比進(jìn)行設(shè)計(jì)與制作. 共包括4個(gè)構(gòu)件,分別為1個(gè)整體現(xiàn)澆橋墩和3個(gè)灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩. 4個(gè)橋墩的設(shè)計(jì)尺寸和配筋完全一致,其中有效高度h為2.4 m、截面長寬比Rb為1.47、長細(xì)比λ為7.06、體積配箍率ρv為1.80%. 其差別在于整體現(xiàn)澆橋墩(簡稱RC)的軸壓比為0.1,3個(gè)灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的軸壓比分別為0.05、0.10、0.15,并將其分別命名為BBPC-1、BBPC-2、BBPC-3. 承臺尺寸為1 300 mm×800 mm×740 mm,橋墩尺寸為500 mm×340 mm×2 750 mm. 為方便加載將橋墩端部截面加大,加載端部尺寸為700 mm×530 mm×700 mm. 灌漿波紋管采用圓形金屬波紋管,內(nèi)徑為45 mm,外徑47 mm,長度為540 mm,埋置于承臺內(nèi),橋墩縱筋伸入波紋管長度為30d(d為鋼筋直徑). 距承臺頂面500 mm范圍內(nèi)為箍筋加密區(qū),箍筋間距為50 mm,其余區(qū)域箍筋間距為100 mm,構(gòu)件尺寸及鋼筋布置如圖1所示.

    圖1 灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩設(shè)計(jì)尺寸圖(單位:mm)Fig.1 Design dimensions of prefabricated assembled piers connected by grouted bellows (unit: mm)

    1.2 材料特性

    橋墩、承臺以及加載頭均采用C40混凝土,其抗壓強(qiáng)度為42.4 MPa,彈性模量為31 GPa. 墩柱縱筋為直徑18 mm的HRB400鋼筋,箍筋為直徑8 mm的HPB235鋼筋,其實(shí)測性能指標(biāo)如表1所示. 表1中:fy為屈服強(qiáng)度;fu為極限強(qiáng)度;δ為延伸率. 金屬波紋管中使用超高性能混凝土(ultra-high performance concrete,簡稱UHPC)作為灌漿材料,其主要材料為普通硅酸鹽水泥、硅灰、石英砂、減水劑以及鋼纖維,其實(shí)測抗壓強(qiáng)度為115.02 MPa,UHPC具體配合比見表2.

    表1 鋼筋材料性能

    表2 UHPC配合比

    1.3 加載方案

    圖2 位移加載方式Fig.2 Displacement loading system

    通過高精密液壓千斤頂為試件提供軸壓、兩臺MTS作動器為試件提供兩個(gè)相互垂直方向水平荷載. 試驗(yàn)采用的加載制度為正方形非同步位移加載方式. 在彈性階段,第1級位移為1 mm,此后每級位移按2 mm遞增,每級循環(huán)1次; 自鋼筋屈服起,每級位移按10 mm遞增,每級循環(huán)3次; 當(dāng)試件承載力下降至極限承載力的85%時(shí),視試件達(dá)到破壞,停止加載. 試件的位移加載方式如圖2所示.

    1.4 試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞模式

    因灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩構(gòu)造相同,只是軸壓比不同,試驗(yàn)現(xiàn)象較為類似. 在加載初期,墩底出現(xiàn)多條細(xì)微裂縫. 持續(xù)加載,裂縫增多且位置上移,隨后鋼筋屈服. 在加載中期,斜裂縫開始出現(xiàn),裂縫向環(huán)向展開. 繼續(xù)加載,環(huán)向裂縫貫通,并且寬度增大,墩底混凝土開始出現(xiàn)脫落,接縫出現(xiàn)張開閉合. 在加載后期,墩底混凝土出現(xiàn)大量剝落,隨著荷載增加,剝落高度不斷增加. 最終,受力縱筋外露并出現(xiàn)屈曲. 當(dāng)試件承載力下降至極限承載力的85%時(shí),停止試驗(yàn).

    根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可以得出試驗(yàn)試件均為彎曲破壞,試件RC、BBPC-1~BBPC-3的最終破壞裂紋分布和破壞情況如圖3所示. 觀察試件BBPC-1、BBPC-2、BBPC-3發(fā)現(xiàn)三個(gè)試件在最終破壞狀態(tài)下,裂縫分布高度相近,因此可以得出軸壓對試件裂縫分布高度影響小.

    圖3 RC、BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3的裂紋分布圖Fig.3 Crack distribution of RC, BBPC-1, BBPC-2 and BBPC-3

    2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

    2.1 滯回曲線

    為對比整體現(xiàn)澆橋墩與灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的差異,對比4個(gè)試件的滯回曲線,如圖4所示. 從圖4可看出整體現(xiàn)澆橋墩和灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的滯回曲線在X向和Y向均接近四邊形,說明雙向荷載耦合作用明顯. 對比RC和BBPC-2試件滯回曲線,RC試件的承載能力明顯高于相同軸壓比下的預(yù)制拼裝橋墩,但兩者滯回曲線飽滿程度較為接近. 對比BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3試件,隨著軸壓比的提升,承載能力和耗能能力有所提升但均不明顯.

    圖4 滯回曲線Fig.4 Hysteresis curves

    2.2 骨架曲線

    骨架曲線是各滯回環(huán)的極限荷載連線,可以從中清楚得到結(jié)構(gòu)的峰值荷載和極限位移. 通過整體現(xiàn)澆橋墩RC和預(yù)制拼裝橋墩BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3的骨架曲線(如圖5所示),可以看出預(yù)制拼裝橋墩的峰值荷載小于相同軸壓比下的整體現(xiàn)澆橋墩,BBPC-2的X向峰值荷載較RC下降14.8%,Y向峰值荷載下降13.2%. 當(dāng)軸壓比為0.05、0.10和0.15時(shí),X向峰值荷載分別為112.0、110.0和125.6 kN,Y向峰值荷載分別為65.6、71.8和66.1 kN. 在X方向,軸壓比的增加可以提升試件承載能力,但增長較小; 在Y方向,隨著軸壓比增大,承載能力變化規(guī)律不明顯,其中BBPC-2的承載力最高. 隨著軸壓比提高,兩個(gè)方向極限位移均出現(xiàn)減低趨勢.

    圖5 骨架曲線Fig.5 Skeleton curves

    2.3 等效剛度

    圖6描繪了BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3試件的剛度變化情況. 從圖6中可看出:在X方向不同軸壓比下等效剛度十分接近,在Y方向當(dāng)軸壓比增大時(shí),前期等效剛度退化明顯,后期逐漸趨于一致. 對于普通混凝土墩來說,增大軸壓,核心區(qū)混凝土三向受壓程度會增大,塑性鉸區(qū)截面剛度和承載能力增大. 對于預(yù)制拼裝橋墩,在長細(xì)比不變的情況下,其整體的剛度和承載能力主要取決于連接接縫處截面剛度,而軸壓比改變對其影響很小.

    圖6 等效剛度曲線Fig.6 Equivalent stiffness curves

    2.4 耗能能力

    圖7描繪了BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3試件的累計(jì)滯回耗能變化情況. 從圖7中可看出:對于X方向,當(dāng)軸壓比由0.05增加到0.10時(shí),耗能能力增加明顯,但當(dāng)軸壓比由0.10增加到0.15時(shí),耗能曲線幾乎沒有變化; 對于Y方向,其耗能增加情況與X方向類似,但在軸壓比由0.05增加到0.10時(shí)的耗能增加沒有X方向明顯. 說明試件耗能能力隨著軸壓比的增加而增加,但在Y方向的提升不如X方向明顯,其主要原因?yàn)槭茈p向耦合作用,Y方向抗震性能退化更為明顯.

    圖7 耗能曲線Fig.7 Energy consumption curves

    2.5 殘余變形

    圖8描繪了BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3試件的殘余位移對比曲線. 從圖8中可知:無論是X方向還是Y方向,當(dāng)墩頂漂移比相同時(shí),3個(gè)試件的殘余位移曲線十分接近,說明軸壓比對灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的殘余位移影響非常小.

    2.6 延性性能

    用位移延性系數(shù)μ來表征結(jié)構(gòu)的延性,即極限位移與屈服位移的比值. 結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)小,結(jié)構(gòu)變形能力差; 反之,結(jié)構(gòu)變形能力好. 位移延性系數(shù)的計(jì)算公式為:

    (1)

    式中:μ為位移延性系數(shù);Δu為極限位移;Δy為屈服位移.

    圖8 殘余位移曲線Fig.8 Residual displacement curves

    確定結(jié)構(gòu)屈服位移和屈服荷載的方法較多,較為常用的方法有兩種(如圖9所示). 1) 等能量法. 從峰值荷載點(diǎn)處引一條水平直線,同時(shí)從原點(diǎn)出發(fā)做一條斜直線使其穿過骨架曲線,并與該水平直線交于A點(diǎn),使圖9(a)中的兩個(gè)陰影區(qū)域面積相等,此時(shí)A點(diǎn)所對應(yīng)的位移定義為屈服位移. 2) Park法. 取混凝土開裂荷載與0.75倍峰值荷載中的最小值,通過該點(diǎn)與原點(diǎn)做一條直線,同時(shí)從峰值荷載點(diǎn)處引一條水平直線,兩直線交于A點(diǎn),則A點(diǎn)所對應(yīng)的位移定義為屈服位移(如圖9(b)所示).

    圖9 屈服位移的確定方法Fig.9 Method of determining yield displacement

    通過等能量法和Park法分別計(jì)算試件位移延性系數(shù),取兩者平均值作為最終結(jié)果,計(jì)算結(jié)果見表3. 表3中:Py為屈服荷載;Pmax為峰值荷載. 從表3中可看出:對于X、Y兩個(gè)方向,當(dāng)軸壓比為0.10時(shí),灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的延性最好.

    表3 試件荷載-位移曲線特征點(diǎn)

    3 數(shù)值模擬

    3.1 數(shù)值模型

    圖10 Concrete02材料加卸載規(guī)則Fig.10 Concrete02 material loading and unloading rules

    選用OpenSEES軟件建立數(shù)值模型. 混凝土采用Concrete02材料,鋼筋采用Steel02材料. Concrete02材料和Steel02材料在荷載下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系分別如圖10和圖11所示. 采用零長度單元模擬接縫,接縫采用只受壓不受拉的ENT (elastic-no tension material) 材料,采用基于柔度積分的梁柱單元模擬橋墩. 混凝土鋼筋材料參數(shù)的取值依據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果,其中混凝土參數(shù)取值如表4所示,fc為峰值抗壓強(qiáng)度;ε0為峰值抗壓強(qiáng)度對應(yīng)的壓應(yīng)變;σcu為極限應(yīng)力;εcu為極限應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)變. 預(yù)制拼裝橋墩模型如圖12所示.

    圖11 Steel02材料滯回規(guī)則Fig.11 Steel02 material hysteresis rule

    圖12 墩底接縫示意圖Fig.12 Schematic diagram of the seam at the bottom of the pier

    表4 混凝土材料模型參數(shù)

    3.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

    通過對比數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果,驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性. BBPC-1、BBPC-2和BBPC-3數(shù)值模擬峰值荷載在X方向分別為100.3、116.0、132.0 kN,與試驗(yàn)值相差分別為10.4%、5.5%和5.3%; 在Y方向數(shù)值模擬峰值荷載分別為69.3、76.0、80.6 kN,與試驗(yàn)值相差分別為5.6%、5.8%和21.9%. 除了BBPC-3在Y方向與試驗(yàn)值有較大誤差外,其他結(jié)果均較吻合. 圖13給出了BBPC-2試驗(yàn)與數(shù)值模擬得到的滯回曲線對比圖. 可以看出,模擬滯回曲線和試驗(yàn)滯回曲線吻合良好.

    在驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性后,對軸壓比為0.05~0.25的灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩進(jìn)行分析. 圖14繪制了軸壓比為0.05~0.25試件骨架曲線對比圖. 可以看出,隨著軸壓比增大,X和Y方向的承載力都有所增大但增長幅度較小,剛度變化較小(見圖15),總體規(guī)律與試驗(yàn)結(jié)果基本一致. 結(jié)合數(shù)值模擬和試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果,可以看出軸壓比對預(yù)制拼裝橋墩的影響規(guī)律總體與整體現(xiàn)澆墩一致,但雙向耦合作用導(dǎo)致兩個(gè)方向損傷加劇引起的承載力和剛度變化具有一定的不確定性,有限元計(jì)算中很難精確模擬這些因素,使得計(jì)算結(jié)果更具有規(guī)律性,但軸壓比對灌漿波紋管連接裝配式墩承載能力和剛度影響總體較小.

    圖13 試件BBPC-2數(shù)值模擬驗(yàn)證Fig.13 Numerical simulation verification of specimen BBPC-2

    圖14 骨架曲線對比圖Fig.14 Comparison of skeleton curves

    圖15 等效剛度曲線對比圖Fig.15 Comparison of equivalent stiffness curves

    4 結(jié)語

    1) 整體現(xiàn)澆橋墩和灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的破壞形態(tài)均為彎曲破壞,主要經(jīng)歷混凝土開裂、鋼筋屈服、裂縫貫穿、混凝土剝落和鋼筋斷裂5個(gè)階段. 對于灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩而言,開裂均集中于接縫附近,軸壓比對試件最終裂縫的分布影響較小,試件總體開裂和損傷較為接近.

    2) 整體現(xiàn)澆墩和灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的滯回曲線均為接近平直的四邊形,雙向耦合作用明顯. 整體現(xiàn)澆墩的滯回環(huán)與灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩相接近,但其承載力明顯高于相同軸壓比的灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩. 軸壓比的增加可以提升灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的承載力和耗能能力,但提升均不明顯.

    3) 隨著軸壓比的增加,屈服位移和極限位移均有所降低,對殘余位移幾乎沒有影響,延性性能以軸壓比0.1的試件為最佳. 連接接縫處截面剛度是影響灌漿波紋管連接預(yù)制拼裝橋墩的整體剛度的主要因素,而灌漿波紋管連接接縫處沒有箍筋約束,對核心混凝土約束較低,軸壓比對剛度的影響也相應(yīng)較小.

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