承插式預制橋墩在車輛碰撞下的動力響應模型試驗研究

韓 艷，王龍龍，劉志浩

(北方工業大學 土木工程學院，北京 100144)

近年來，為緩解日益增長的城市人口、車流量和交通擁堵壓力，我國的城市立交橋、人行過街天橋等公共交通設施逐年增加，車輛撞擊橋墩事故時有發生，輕則造成橋梁損壞、交通堵塞，重則造成橋梁倒塌、車毀人亡等慘劇，已成為我國橋梁和交通安全的重要威脅。已有許多學者對車輛撞擊整體式橋墩的問題進行了大量的研究并取得了豐碩的研究成果[1-7]。但是傳統的整體式現澆橋墩結構由于施工周期長，對既有道路交通影響大，施工粉塵、泥漿、噪聲、燈光等對環境干擾大，能耗高，已難以滿足快速施工、綠色施工、文明施工的現代化橋梁建設發展需求。承插式預制裝配技術，由于橋墩構件可以在工廠預制、現場拼裝，不僅有利于提高橋墩預制構件的質量、保證橋梁的耐久性，而且可以大大縮短施工工期，減少環境污染，減少對城市交通及周圍居民生活的影響[8]，帶來良好的經濟效益和社會效益。美國華盛頓州SR 520公路橋梁、洲際 5號公路的US 12橋、US 101 Bone River橋、我國上海嘉閔高架的匝道橋[9]及京港澳高速主路中的佃起河橋改造[10]施工中均采用了這種裝配形式的預制橋墩。與其他形式的預制裝配橋墩相比，承插式預制拼裝橋墩允許更大的誤差。因此，承插式預制橋墩是適合橋梁下部結構快速施工的一種非常有效并值得大力推廣的結構，具有良好的工程應用背景和廣闊的發展前景。而目前對這種類型橋墩的研究遠沒有整體式現澆橋墩那樣深入和系統，已有的研究主要集中在其靜力性能及抗震性能[11-17]分析上，國內外尚未見有針對承插式橋墩抗撞性能的相關文獻發表。

本文針對預制墩柱與預制基礎連接界面不做粗糙處理的承插式連接構造，根據國內外承插式預制橋墩的工程應用情況及研究現狀，設計了承插式預制橋墩車輛撞擊的模型試驗，實測得到了不同嵌入深度的承插式預制橋墩試件在不同車速模型車輛撞擊作用下的損傷破壞情況、撞擊力時程、橋墩加速度以及鋼筋應變時程等動力響應，通過與整體式橋墩模型的對比，分析了承插式橋墩損傷演化過程和破壞特征，得到了承插式連接形式、承插深度以及車速等因素對橋墩受車撞響應的影響，可以為進一步研究實際車輛與承插式橋墩撞擊及裝配式橋墩的防撞設計提供一定的數據參考。

1 車輛碰撞橋墩模型試驗方案

1.1 橋墩模型的設計與制作

某已建城市立交橋，采用承插式連接方式，橋墩截面為圓形，直徑80 cm，預制橋墩高度為4 m，承插式連接墩柱嵌入深度為1.6 m，橋墩與基礎混凝土強度為C30，承插連接采用C35細石混凝土。考慮到Haraldsson等和Mohebbi等指出承插式連接嵌入深度應為墩柱截面尺寸的1.1～1.5倍，而徐艷等的研究得出嵌入深度為0.7倍墩柱截面尺寸的承插式橋墩的抗震性能與整體式橋墩最為接近，結合實驗室的試驗條件，本次試驗模型縮尺比例取1/4。共設計了4個嵌入深度hI不同的承插式橋墩試件和1個整體式試件，具體的模型設計參數列于表1中。各試件的橋墩高度和基礎外輪廓尺寸均相同，僅整體式現澆試件的基礎配筋略有不同(沒有預留插入孔的配筋)，如圖1所示。所有橋墩試件的墩柱均為直徑20 cm的圓形截面立柱，且截面配筋形式完全相同，如圖2(a)所示，采用8根直徑10 mm的HRB400鋼筋作為墩柱的縱向受力主筋(配筋率為2%)，采用直徑6 mm、間距50 mm的螺旋形HPB300鋼筋作為箍筋。預制基礎的平面尺寸均為100 cm×60 cm，高度均為40 cm，相應的基礎預留插入孔孔底與孔口分別為直徑260 mm和300 mm的圓形。預制基礎配筋示意圖如圖2(b)、圖2(c)所示。所有試件均采用C30混凝土。受試驗條件的限制，不考慮樁-土相互作用及墩柱受到的軸向壓力作用。

表1 橋墩模型設計參數

圖1 整體式現澆試件尺寸及配筋(mm)

圖2 承插式試件尺寸及配筋(mm)

分別澆注墩柱與基礎試件，達到設計強度要求后，采用北京思達建茂科技發展有限公司生產的CGMJM-Ⅰ型高強灌漿料實現兩者的連接，裝配好的承插式試件立面如圖3所示。

圖3 裝配好的承插式試件立面示意圖(mm)

本次試驗中，在澆筑橋墩試件的同時制作兩組混凝土試塊，每組三塊，試塊尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，在試驗前測得混凝土的立方體抗壓強度平均值為30.6 MPa；在采用高強灌漿料進行預制墩柱與預制基礎的連接時制作兩組灌漿料試塊，每組三塊，試塊尺寸為100 mm×100 mm×100 mm，在試驗前測得其立方體抗壓強度的平均值為94.1 MPa。

1.2 車輛撞擊系統的設計

為保證車撞橋墩模型試驗的安全，本文采用在滑道不同高度處釋放模型車輛的方法獲得不同的車輛撞擊速度。具體地，試驗車輛的碰撞速度，由通過支撐在反力墻和反力架上的滑道來提供。滑道系統采用桁架支撐結構，為保證車輛按既定路線下滑，在桁架上方焊接工字鋼，作為模型車輛的滑軌，在滑軌接近試件位置設置水平段，以保證模型車輛在撞擊橋墩試件前撞擊速度為水平方向。在軌道兩側安裝有扶手，以保障試驗人員的安全。通過調整模型車輛在軌道上的釋放位置可以提供不同的撞擊車速。

考慮到實際車輛構造的復雜性以及本文研究的重點是承插式橋墩在車輛撞擊下的受力及損傷變形情況，研究的重點是橋墩不是車輛，并且模型車輛在試驗中需要多次使用，因此，在設計模型車輛時應盡可能提高車輛，尤其是車輛前部的剛度。本試驗中模型車輛采用鋼材焊接而成，在車頭位置設置加勁肋板以提高模型車輛抗撞性能，在車輛模型后側設置防脫軌裝置以保證車輛在向下行駛過程中不會發生側翻。在車輛的前面安裝量程為500 kN的輪輻式LTH-LX壓力傳感器，傳感器的前面安裝有直徑為5 cm的圓形截面的碰撞端頭，并在撞擊端頭前面粘貼5 mm厚的橡膠墊來模擬車輛的變形及耗能情況，通過配重調整車輛的載質量，本次試驗車輛模型總質量為500 kg。試驗用軌道與模型車輛均經過精心設計與制作，以保證模型車輛能夠平滑、順直、安全的在軌道上行駛，在車輛水平時與橋墩相撞，并最大限度地提供碰撞速度。試驗用碰撞系統示于圖4中。

圖4 試驗現場

1.3 試驗加載

每個橋墩試件均進行了三次不同車速的撞擊試驗，每個橋墩受到的車輛撞擊工況完全相同。按速度由低到高、先整體式后承插式(承插深度由大到小)的順序進行，車輛撞擊位置距墩柱底(基礎頂面)均為30 cm。在橋墩背撞面的墩頂、撞擊部位布置了加速度傳感器。采用東華測試生產的DH8302動態信號測試分析系統測量記錄撞擊力、加速度及鋼筋的動應變響應時程。模型車輛的撞擊車速采用激光計時器(時間精度能達到千分之一秒)測量模型車輛撞擊前通過兩固定測點的平均速度來代替。試驗時設置起點激光束和終點激光束的距離為200 mm，終點激光束與試件的距離控制在50 mm以內。由于撞擊過程十分短暫，肉眼難以觀察到激光計時器的響應時間，試驗中使用攝像機對其進行錄像。

試驗現場見圖4。在滑道頂端安裝卷揚機對車輛進行牽引直到預定位置，然后連接模型車輛脫鉤裝置，模型車輛啟動前開始數據采集，同時開啟激光計時器，調整計時器確保起點發射激光和終點發射激光平行，所有采集準備就緒后釋放模型車輛。根據模型車輛通過激光計時器起點和終點的時間，計算得到模型車輛的三次撞擊速度分別為4.36 km/h，16.74 km/h，26.67 km/h。

2 試驗結果

2.1 橋墩損傷情況分析

在車速為4.36 km/h的模型車輛撞擊作用下，各橋墩的迎撞面墩柱根部及其以上40 cm范圍內以及背撞面的墩柱根部及其以上40 cm范圍內均出現了1～4條細長裂縫，最大裂縫寬度在1 mm以內，各基礎表面及灌漿料表面均未發現任何裂縫，橋墩墩柱均仍保持豎直狀態。

當車輛以16.74 km/h的速度撞擊各橋墩時，粘貼在車輛前部傳感器碰撞端頭上的橡膠墊均被撞碎，墩身均出現了不同程度的傾斜，各橋墩損傷情況如圖5～圖9所示。

圖5 車速為16.74 km/h碰撞后的整體式橋墩損傷圖

圖6 車速為16.74 km/h碰撞后的橋墩CC-1.2D損傷圖

圖7 車速為16.74 km/h碰撞后的橋墩CC-1.0D損傷圖

圖8 車速為16.74 km/h碰撞后的橋墩CC-0.8D損傷圖

圖9 車速為16.74 km/h碰撞后的橋墩CC-0.6D損傷圖

從圖中可以看出，在車速為16.74 km/h的模型車輛撞擊作用下：①整體式橋墩的迎撞面墩柱根部裂縫繼續擴展，撞擊位置周圍出現放射狀裂縫，裂縫寬度較小，分布比較均勻；背撞面的墩柱根部混凝土碎裂；基礎表面未發現任何可見裂縫；②各承插式橋墩的迎撞面墩柱根部裂縫進一步變長變寬，撞擊位置混凝土破壞明顯；背撞面的墩柱根部混凝土也出現了碎裂；迎撞面的灌漿料表面均出現了裂縫及翹起，背撞面的灌漿料表面均未發現可見裂縫。其中CC-0.6D迎撞面墩柱根部與基座灌漿料脫離產生的裂縫最寬，迎撞面灌漿料的損傷情況明顯比CC-1.2D，CC-1.0D及CC-0.8D的嚴重。

圖10給出了在各自分別經歷了車速為4.36 km/h，16.74 km/h，26.67 km/h的模型車輛撞擊后，橋墩ZT，CC-1.2D，CC-1.0D及CC-0.8D的最終損傷狀況圖。從圖中可以看出，整體式橋墩的墩柱從撞擊位置到基礎頂面混凝土碎裂比較均勻，基礎沒有出現混凝土開裂現象，而所有承插式橋墩的墩柱根部均在與灌漿料連接處出現了明顯的混凝土開裂，但是裂縫寬度不大，均在1 cm以內。承插式橋墩CC-1.2D的傾斜程度是所有橋墩里最小的，表明其剩余剛度最大，這可能是因為承插式墩柱受到的撞擊荷載要經由灌漿料傳遞給基礎，承插式橋墩在破壞時要將先灌漿料壓碎，即灌漿料在破壞之前需承受大部分橋墩傳遞過來的力，而本次試驗中灌漿料的抗壓強度遠大于混凝土的抗壓強度。承插式橋墩CC-1.0D與整體式橋墩ZT的墩柱最終傾斜角度最接近，而損傷程度要大于整體式橋墩ZT，不僅出現了混凝土碎裂還出現了混凝土崩裂現象。承插式橋墩CC-0.8D的最終傾斜角度大于整體式橋墩ZT，破壞也比CC-1.0D和ZT更為嚴重，不僅出現了大面積的混凝土碎裂、崩落，而且箍筋折斷，墩柱塑性鉸區主筋嚴重屈曲變形而使墩柱產生明顯錯位。

圖10 橋墩最終損傷圖

相比試驗中的其他墩柱，雖然承插式橋墩CC-0.6D在經歷了車速為16.74 km/h的模型車輛撞擊后，以灌漿料損傷最大為代價而使其撞擊位置處的損傷程度最小，但是在受到車速為26.67 km/h的模型車輛撞擊時，墩柱被撞出基座，如圖11所示。從圖中可以看出，預制墩柱系從其與灌漿料的黏結界面處被撞出基座的，墩柱根部螺旋箍筋被拉直，一部分仍連接在基座內，嵌入段的墩柱混凝土完全碎落，承插段的墩柱主筋完全裸露，基座預留孔側壁光滑，在迎撞面處深約5 cm，基座內殘存墩柱最低點在預留孔中心位置，最低點距基座表面約有8 cm深度。這表明，墩柱嵌入深度是影響承插式橋墩承載能力的重要因素，墩柱嵌入深度越大，墩柱與基礎之間灌漿料提供的黏結力和摩擦力就越大，對預制墩柱與預制基礎連接界面不做粗糙處理的承插式橋墩來說，0.6D的嵌入深度會導致嚴重的不安全。

圖11 橋墩CC-0.6D破壞圖

綜上可見，車輛撞擊作用下承插式橋墩的損傷破壞，除主要表現為撞擊位置的局部損傷破壞和墩柱根部的損傷破壞外，迎撞面連接墩柱和基礎的灌漿料的損傷破壞不容忽視。墩柱嵌入深度是影響承插式橋墩車撞響應的重要因素，隨著墩柱嵌入深度的減小，承插式橋墩的損傷程度明顯增大，過小的嵌入深度會導致承插式橋墩的抗沖擊性能不足。

2.2 撞擊力分析

車輛撞擊橋墩的撞擊力是評估橋梁受撞后繼續承載能力的基礎，也是進行橋梁設計的一種重要荷載。圖12為不同速度工況下各橋墩所受撞擊力的時程曲線。

從圖12中可以看出，除車速為16.74 km/h的工況外，在相同的車輛撞擊條件下，各橋墩所受的撞擊力時程曲線形狀相似，在撞擊車速為4.36 km/h時，撞擊力時程曲線均有兩個波峰，橋墩與撞擊車輛接觸并與車輛一起向車輛行駛方向擺動，出現第一個波峰，到達最大位移后反向回彈，回彈的橋墩與模型車輛上的壓力傳感器再次擠壓形成第二個波峰；在撞擊車速為26.67 km/h時，撞擊時程曲線均只有1個波峰，荷載均是從零迅速增加到最大值然后迅速減小到零，這是由于各橋墩在上次車速為16.74 km/h的模型車輛撞擊中已產生了較大的損傷，本次撞擊時各橋墩基本沒有發生回彈現象，被撞擊位置處混凝土大量碎裂，迎撞面墩柱根部裂縫大幅擴展，背撞面墩柱根部混凝土大部分被壓碎，裂縫擴展和混凝土的碎裂造成了撞擊力時程曲線的鋸齒狀波動。

圖12 撞擊力時程曲線

整體式橋墩在受到車速為16.74 km/h的模型車輛撞擊作用時，撞擊力時程曲線出現了3個波峰，從錄制的車輛撞擊過程視頻回放可以看出，橋墩與撞擊車輛接觸并與車輛一起向車輛行駛方向擺動，出現第一個波峰，同時受撞位置混凝土斜向開裂，墩柱受撞位置下端和根部混凝土出現開裂，混凝土開裂到最大后橋墩回彈，墩柱根部主裂縫開始閉合，使撞擊力再次增加，出現第二個波峰，隨著墩柱根部主裂縫閉合程度的減小，撞擊力下降，根部主裂縫閉合到一定程度的時候，受撞擊位置下端主裂縫閉合起主導作用，撞擊力再次增加，出現第三個波峰。在受到車速為16.74 km/h的模型車輛撞擊作用時，橋墩CC-1.2D,CC-1.0D,CC-0.8D的撞擊力時程曲線均只出現了2個波峰，而橋墩CC-0.6D的撞擊力曲線出現了3個波峰。

將試驗測得的橋墩在不同車速車輛撞擊工況下的撞擊力峰值和撞擊作用持續時間列于表2。

表2 撞擊力峰值與持時

從表2中可以看出：當受到模型車輛4.36 km/h的速度撞擊時，橋墩CC-1.2D，CC-1.0D，CC-0.8D，CC-0.6D與整體式橋墩撞擊力峰值相差依次為1.1%，0.1%，0.5%，9.4%，CC-1.0D所受的撞擊力基本上與整體式的完全相同，隨著承插深度的減小，承插式橋墩受到的最大撞擊力有逐漸減小的趨勢；當受到模型車輛16.74 km/h的速度撞擊時，各承插式預制橋墩的撞擊力最大值均小于整體式橋墩的相應值，隨著承插深度的減小，各承插式預制橋墩與整體式的撞擊力最大值依次相差11.0%，10.4%，8.9%，16.3%，承插式橋墩CC-0.6D受到的撞擊力最小，持時最長；當模型車輛以26.67 km/h的速度撞擊橋墩時，橋墩CC-0.6D的撞擊力峰值最大，橋墩CC-1.0D的撞擊力峰值最小；試驗中相同承插深度橋墩的撞擊力沒有隨車速的增加而增大，這是因為橋墩在受到模型車輛以16.74 km/h的速度撞擊后出現了較大的累計損傷的緣故。

2.3 橋墩加速度響應分析

橋墩的加速度可以直觀反應橋墩的振動情況，從而可以判斷不同的撞擊情況對橋墩動力響應的影響。圖13給出了各橋墩受到模型車輛以4.36 km/h的速度撞擊時橋墩背撞面墩頂和撞擊位置處的加速度響應時程曲線。

圖13 橋墩的加速度響應時程

從圖13中可以看出，在相同的車輛撞擊條件下，橋墩墩頂和撞擊位置處的加速度響應形態不盡相同，除橋墩CC-0.6D外，各承插式橋墩的加速度響應時程曲線形狀類似，在初始振動時的周期基本一致。出現這種現象的原因是由于橋墩CC-0.6D的墩柱嵌入深度過淺，在4.36 km/h的模型車輛撞擊作用下墩柱和灌漿料的黏結界面已發生了輕微的滑移的緣故。

將不同車速撞擊作用下各橋墩的背撞面墩頂加速度最大值和撞擊位置的加速度最大值列于表3中，橋墩CC-0.6D在車速為26.67 km/h的工況中被撞出基座致使加速度傳感器損壞。

表3 橋墩加速度最值

從表3中可以看出，除車速為4.36 km/h的撞擊工況外，整體式橋墩的加速度最大值均明顯大于承插式橋墩的相應值，并且橋墩撞擊位置處的加速度響應明顯大于墩頂的加速度響應。除橋墩CC-1.2D在車速為26.67 km/h撞擊的工況外，其他工況中的橋墩墩頂與撞擊位置處的加速度響應最大值均隨車速的提高而增大，而隨承插深度沒有明顯的變化規律，承插深度對橋墩墩頂的加速度響應影響小于對撞擊位置處的加速度響應，即撞擊位置處的加速度對承插深度的變化更為敏感。

2.4 橋墩應變響應分析

橋墩的應變可以明確反應橋墩的受力情況，從而可以判斷橋墩在不同車輛撞擊情況下的剩余承載能力。圖14給出了在模型車輛4.36 km/h的速度撞擊作用下各墩柱迎撞面的撞擊位置處和墩柱根部的鋼筋應變時程圖。

圖14 橋墩迎撞面鋼筋應變時程

從圖14可以看出，鋼筋應變響應時間從長到短依次為ZT，CC-1.2D，CC-1.0D，CC-0.8D，CC-0.6D，迎撞面撞擊位置處的鋼筋應變響應均是先出現負向最值，然后出現正向最值，表明此處鋼筋在撞擊初始時均是先承受壓力；從應變響應幅值上看，橋墩CC-0.6D的壓應變最大，拉應變最小，一個振動周期后，橋墩CC-0.6D的振幅大幅下降，遠小于其他橋墩；振動結束時鋼筋均為拉伸狀態，整體式橋墩的鋼筋殘余拉應變最小。在碰撞初始時，CC-1.0D的墩柱根部鋼筋應變響應時程與CC-1.2D的幾乎完全重合，隨著承插深度的增加，迎撞面墩柱根部鋼筋應變最值有逐漸增加的趨勢；在車輛撞擊作用的整個過程中，所有橋墩迎撞面的墩柱根部鋼筋應變均為正向，響應結束時也為正向，表明迎撞面的墩柱根部鋼筋始終處于受拉狀態；CC-0.6D的墩柱根部鋼筋應變最值明顯小于其他各橋墩，這與其受到的撞擊力最小相一致。

圖15給出了各橋墩墩柱迎撞面鋼筋應變響應最值沿墩高的分布圖。

圖15 橋墩鋼筋應變最值分布圖

從圖中可以看出，除了橋墩CC-0.6D外，所有橋墩均是在墩柱根部處的鋼筋應變最大，各橋墩嵌入基礎部分的墩柱鋼筋應變最值均隨著嵌入深度的增加而減小，在嵌入深度10 cm以下的墩柱鋼筋應變最值下降幅度減緩。橋墩CC-1.0D迎撞面的鋼筋應變最值分布與CC-1.2D的幾乎完全相同。CC-0.6D的墩柱鋼筋應變沿墩高的變化幅度很小，這可能是因為在模型車輛以4.36 km/h的速度撞擊作用下，墩柱和灌漿料的黏結界面已發生了輕微的滑移，從而減小了墩柱鋼筋的受力。

3 結 論

本文通過對不同嵌入深度、承插連接界面不做粗糙處理的承插式預制混凝土橋墩在模型車輛以不同速度撞擊下的試驗及數據分析，得到如下主要結論：

(1)從實測的橋墩撞擊力來看，車速和承插深度是影響該類型橋墩車撞動力響應的重要因素，在車速為4.36 km/h的撞擊作用下，隨著承插深度的減小，承插式橋墩受到的最大撞擊力有逐漸減小的趨勢；在撞擊車速提高到16.67 km/h時，隨著承插深度的減小，各承插式橋墩的撞擊力最大值與承插深度之間不再有明確的關系。

(2)承插式橋墩墩頂與撞擊位置處的加速度響應最值有隨車速的提高而增大的趨勢，而隨承插深度沒有明顯的變化規律，承插深度對橋墩墩頂加速度響應的影響小于對撞擊位置處加速度響應的影響。

(3)車輛撞擊作用下承插式橋墩的損傷破壞，除主要表現為撞擊位置的局部損傷破壞和墩柱根部的損傷破壞外，迎撞面連接墩柱和基礎的灌漿料的損傷破壞不容忽視。墩柱嵌入深度是影響車輛撞擊作用下承插式預制橋墩損傷程度的重要因素，隨嵌入深度的增加，橋墩的損傷程度逐漸減小。

(4)橋墩CC-1.0D的最終破壞形態及橋墩損傷程度與整體式的基本相同，且在鋼筋應變增減趨勢及幅值方面與CC-1.2D、整體式的基本相同，因此，在連接界面不做粗糙處理的情況下，承插式連接的最小承插深度可取為1.0倍墩柱直徑。