预制单节段钢套桥墩抗震性能研究

时间：2024-07-06

卢炬尉

（广西路建工程集团有限公司，广西南宁 530001）

0 引言

近年来，随着装配式结构的普及，越来越多的桥梁工程采用预制技术。与传统的现浇混凝土（CIP）桥墩相比，装配式桥墩具有对交通影响小、施工速度快、施工质量高、施工安全等优点［1］。装配式桥墩的抗震性能成为近年的研究热点。此前，已有不少学者对带钢护套的桥墩和灌浆套连接的预制桥墩进行抗震试验和研究。例如，包龙生等［2］用钢护套加固初始损坏的桥墩并进行准静态测试，得出使用钢夹套加固桥墩能显著提高抗震性的结论。石岩等［3］通过包裹碳纤维、外混凝土、外钢护套的方式加固23 座桥墩，静力试验结果表明，钢护套在提高承载力和延性方面效果最好。曹君辉等［4］将钢护套应用于桥墩并进行静力试验，结果表明，虽然钢夹套的耗能作用轻微，但是桥墩的延性和承载力显著提高。黄群贤等［5］利用OpenSees 有限元软件对钢套加固的桥墩进行有限元分析，结果表明加固后的桥墩承载力显著提高，有效降低了桥墩顶部的位移和残余变形。

目前，关于注浆套和钢套中钢筋的锚固长度对装配式桥墩抗震性能影响的研究较少，以往的研究主要采用静力试验作为试验方法［2］。然而，静力测试不能准确反映结构在实际地震动作用下的动力响应。相比之下，振动台试验中输入工作台面的地震波可以恢复结构在地震作用下的动力响应，克服静力试验的不足［5］。为更好地提高单段预制桥墩的抗震响应，可在桥墩底部的塑料铰链区安装钢护套。本文提出一种钢护套和注浆套相结合的新型单段预制桥墩结构；灌浆套用于连接单段，桥墩底部潜在塑料铰链区域用钢护套包裹。通过振动台试验，研究不同锚固长度对预制单节段钢套桥墩抗震性能的影响。

1 振动台试验

1.1 模型与原型的相似关系

本试验以预制桥墩为原型，确定几何比例为1∶4。根据一致相似律，模型与实际预制桥墩原型之间主要物理量的相似系数见表1。

表1 模型占实际预制桥墩相似系数

1.2 有限元模型参数和测量点设计

本文共设计和制造3 个试样，分别编号为CIP、SJ1 和SJ2。3 个桥墩由以下相同的材料制成：C20 混凝土、HRB400 纵向钢筋、HPB300 螺旋钢筋和钢夹套。CIP采用整体铸造，SJ1和SJ2为预制，承台和桥墩由6个灌浆套筒和高强度凝固浆液连接。灌浆套筒中钢筋的锚固长度分别为钢筋直径的10倍和8倍［6］。在灌浆套筒中灌注高强度灌浆材料；使用环氧树脂将钢导管架连接在高40 cm 的桥墩上；桥墩顶部的配重为400 kg。同时，在桥墩上、中、下部的X、Y 方向布置3组加速度传感器和位移传感器，在桥墩易损坏的塑料铰链位置布置4 组钢筋和混凝土应变片［7］。桥墩截面如图1所示。

图1 桥墩截面示意图（单位：mm）

1.3 地震波选择和荷载条件

根据单节段钢套桥墩的现场条件和实际测试条件，选择El-Centro、Taft111 和Taft21 地震波。图2 为不同地震动加速度响应频谱与规范设计频谱比较，如图2 所示，当PGA（峰值地面加速度）为0.274 g 和0.783 g时，3种地震波的加速度响应谱与规范中设计的响应谱一致，证明了所选地震波的有效性。

图2 不同地震动加速度响应频谱与规范设计频谱比较

2 结果与讨论

2.1 OpenSee有限元模型建立

混凝土的本构模型如图3 所示。本构关系采用OpenSees 中的混凝土02 材料模型，其中fpc是试验养护28 d 后混凝土的峰值抗压强度，fpcu为极限抗压强度。对于受螺旋箍筋约束的混凝土，考虑螺旋箍筋对混凝土的强约束作用，使用Mander模型计算参数值；对于未加固区域的混凝土，使用Kent Park 模型计算参数值。

图3 混凝土本构模型

纵筋和钢套均采用OpenSees 中的Steel 02 本构模型。模型中，fy为纵筋屈服强度，E0为弹性模量，b为钢筋硬化率，其值设定为0.01。

采用OpenSees 中的力梁柱单元和刚性梁模拟注浆套筒的力学性能，通过改变单元的长度获得锚固长度。采用弹性截面模拟承台与墩台的连接，注浆套筒顶部与墩台底部采用6个零长度单元连接。对于高强度灌浆材料，在零长单元的DIR-1、DIR-2、DIR-6方向采用UniaxialMaterial Elastic 材料，在DIR-3方向采用Elastic-no Tension（ENT）材料。

钢夹套截面在环向上分为1个部分，在径向上分为18 个部分；无钢夹套的截面在环向上分为5 个部分，在径向上分为18个部分。将基于柔度法的非线性梁柱单元应用于预制桥墩数值模型，模拟预制桥墩的弹塑性弯曲变形。首先，在桥墩的数值模型顶部施加集中力模拟桥梁上部结构的自重，模型的阻尼为瑞利阻尼。其次，通过输入不同的尺度因子，使峰值加速度逐渐增大，对桥墩进行动力时程分析。最后，使用Recorder 命令输出桥墩在地震条件下的响应，通过输入不同的比例因子逐渐增大峰值加速度，并且对桥墩进行动态时程分析。

2.2 固有频率

以PGA为0.55 g 的3 个输入X方向的地震波为例，它们的理论值与实际值的对比如图4所示。理论值与实际值误差较小，加速度时程曲线波形基本一致，输入地震波具有较好的重复性，证明加载过程有效。

图4 3个地震波的理论值与实际值比较

每个加载阶段结束时，扫描台上输入0.05 g白噪声，对每个加载阶段墩顶加速度的时程曲线进行快速傅立叶变换（FFT），得到加载后的一阶固有振动频率。加载前3 个桥墩的一阶固有振动频率分别为13.86 Hz、13.66 Hz、9.59 Hz。

表2 为不同加载条件下的一阶固有振动频率和刚度下降率，以及OpenSees 有限元分析的计算结果。由表2 可以看出，2 种预制桥墩的刚度下降率均小于CIP 桥墩。随着PGA增大，3 个桥墩的自振频率均减小，这是因为随着PGA的增大，桥墩逐渐被破坏，导致固有频率测试周期变长，刚度下降。SJ1 墩的自振频率略高于SJ2 墩，这是由于SJ2 墩的锚固长度略小于SJ1 墩，试验后的最终固有频率接近。直到所有加载工况结束，2个钢套预制墩的自振频率仍显著大于CIP 墩。改变注浆套筒内钢筋的锚固长度对注浆套筒的自振频率和刚度影响不大。根据OpenSees 有限元仿真结果，确定了固有振动频率，仿真刚度值大于实验值，主要原因是与理想的有限元计算相比，部件的制造过程存在一些细微的缺陷。

表2 固有频率测试结果

2.3 加速度响应

图5 为不同地震波作用下桥墩顶部X 方向加速度随PGA增大的变化情况和有限元模拟结果。随着PGA增大，桥墩顶部X 方向的加速度逐渐增大。当PGA＜0.391 g时，3个桥墩顶部的加速度差异不大；当PGA＞0.391 g 时，SJ1 和SJ2 桥墩顶部的加速度小于CIP 桥墩。当PGA＜0.431 g 时，SJ1 桥墩顶部的峰值加速度略小于SJ2 桥墩；当PGA＞0.431 g 时，SJ1 桥墩顶部的峰值加速度略大于SJ2桥墩。可以看出，2个预制墩的整体加速度响应差异不大，3个预制墩的峰值加速度总体上呈线性增加。3 个桥墩在双向Taft 地震波作用下PGA最大，El-Centro 地震波作用下加速度响应最小。SJ1和SJ2桥墩的仿真结果相似，验证了有限元模型的正确性。由前文分析可知，在不同地震波的作用下，带钢套的单节段预制墩的加速度响应小于CIP 桥墩，这是由于钢套的横向约束增强了预制墩的横向刚度。在一定范围内，改变注浆套筒内钢筋锚固长度对峰值加速度响应的影响不大；当钢夹套的厚度为5～7 mm时，抗震性能最佳。

图5 桥墩顶部X方向加速度变化曲线

2.4 钢筋应变

随着PGA不断增大，钢筋应变片出现松动，导致部分采集数据出现下降的趋势。因此，将钢筋应变视为6 根钢筋所测得应变的平均值，将OpenSees 中提取的6 种增强纤维的平均拉伸应变与实验数据进行比较。图6 为不同地震波作用下3 个桥墩底部纵向钢筋平均拉应变随PGA增大的结果与有限元计算结果的对比。当PGA＜0.55 g时，3个桥墩的纵向钢筋拉伸应变均呈现逐渐增大的趋势。相同PGA下，2 个预制墩的平均拉伸应变均小于CIP 桥墩，SJ2 桥墩的平均拉伸应变略大于SJ1 桥墩，说明钢筋锚固长度略短，导致上部墩底部钢筋应变略有增大。在Taft21 和Taft111 地震波激励下，桥墩底纵向钢筋应变大于相同的双向地震波激励下的纵向钢筋应变，这主要是由桥墩双向弯曲程度不同造成。有限元计算结果呈线性增长，与钢筋应变的发展趋势一致。在3 种地震波方式下，CIP 桥墩的纵向应变均大于预制桥墩，进一步证明预制桥墩具有良好的抗震性能。

图6 不同地震波作用下桥墩底混凝土的应变

2.5 混凝土应变

3个桥墩的混凝土测点位于同一位置，在每个桥墩底部混凝土的表面上以90°圆周间隔布置4个应变测点。记录3种桥墩在不同地震条件下混凝土应变的发展规律，将不同荷载条件下4个应变仪测量的压缩应变的平均值作为混凝土应变响应的最终结果。此外，在OpenSees 模型中，以90°周向间隔提取混凝土应变值并取平均值。图7 为在3 种地震波作用下，随着PGA增大，桥墩底部混凝土压缩应变的平均值，以及与有限元模拟结果的比较。

图7 3种地震波作用下墩底混凝土的压缩应变

从图7 中可以看出，随着PGA增大，3 个桥墩的压缩应变逐渐增大。当PGA＞0.391 g时，CIP 桥墩的平均压缩应变随着刚度的降低而增大。相比之下，预制桥墩得益于钢夹套对混凝土的约束，因此桥墩的平均压缩应变呈线性且稳定地增大。预制桥墩混凝土压缩应变的平均值与CIP 桥墩相似且远小于CIP 桥墩，这是因为2个预制墩底部的混凝土在钢夹套的横向约束下受到不同方向的压缩，降低了混凝土的平均压缩应变。