裝配式橋梁下部結構的抗震性能

摘要：為研究裝配式橋梁的抗震性能，制備12組灌漿套筒試件進行單向拉伸試驗，根據現澆結構鋼筋混凝土黏結應力-滑移本構關系式擬合套筒黏結滑移曲線，擬合黏結滑移曲線與試驗黏結滑移曲線基本相同；采用軟件ABAQUS建立2組裝配式橋梁下部結構有限元模型和1組現澆橋梁下部結構有限元模型，設定參數，對裝配式橋梁下部結構進行數值模擬，從破壞形態、滯回曲線、骨架曲線、累積耗能、剛度和延性多角度對比分析裝配式橋梁下部結構的抗震性能。結果表明：灌漿套筒連接的裝配式橋梁下部結構的破壞形式主要為彎曲破壞，3組模型的滯回環形狀為梭形或弓形，骨架曲線下降段斜率相差較小，剛度退化和延性系數基本一致，表明灌漿套筒連接的裝配式橋梁下部結構具備良好的抗震性能。

關鍵詞：單向拉伸試驗；灌漿套筒；有限元分析；抗震性能

中圖分類號：U447；U442.5+9 文獻標志碼：A文章編號：1672-0032（2024）04-0109-10

0引言

裝配式橋梁技術因施工周期較短、污染較小、交通影響較小，近年來在國內外發展迅速[1-3]。預制橋墩技術施工快，干擾小，震后殘余位移小，成為橋梁工程領域新的研究熱點[4-5]。Liu等[6]針對某實際預制橋梁工程建立不同連接方式的1/4縮尺柱模型，施加循環荷載，研究灌漿套筒連接預制橋墩的抗震性能，結果表明：柱腳加裝注漿套筒接頭的預制柱裂縫較少，塑性鉸向注漿套筒端部移動；預制柱的耗能能力低于參考試件。徐文靖等[7]對采用灌漿套筒連接的預制拼裝橋墩與整體現澆橋墩的性能差異進行比較，結果表明：采用墩身預埋灌漿套筒連接的預制拼裝橋墩因套筒剛度大，易在墩身套筒連接段形成剛性區域，發生墩身曲率重分布現象，墩底接縫處曲率增大，應變集中；等效塑性鉸高度減小，位移承載能力降低，且灌漿套筒直徑越大，橋墩接縫處應變集中越明顯，與整體現澆橋墩性能差異越大，破壞形式變為墩底接縫處鋼筋拉斷。Pantelides等[8]研究半比例尺橋梁柱頂梁組合在循環準靜態荷載作用下的響應，在中高震區，在帽梁節點內安裝灌漿接頭套筒的接頭，預制混凝土節點具有更好的性能。Haber等[9]設計5個橋墩研究不同的套筒連接方式在墩柱-基礎的節點抗震性能，結果表明，不同套筒接頭的裝配式橋墩和現澆橋墩的抗震性能相似。通過有限元軟件ABAQUS建模時，為加速計算收斂過程并減少工作量，許多研究忽略裝配式橋梁鋼筋與混凝土間的黏結滑移效應，導致數值模擬結果準確性較低[10-12]，對裝配式橋梁連接件的黏結滑移本構關系研究偏少。

為分析裝配式橋梁下部結構的抗震性能，本文對灌漿套筒進行單向拉伸試驗，基于擬合得到的黏結滑移曲線考慮鋼筋混凝土滑移本構關系，采用有限元軟件ABAQUS建立模型，通過數值模擬對裝配式橋梁和現澆橋梁下部結構進行抗震性能對比分析，以期為裝配式橋梁的發展提供參考。

1最佳連接件及其黏結滑移本構關系

1.1單向拉伸試驗

為研究灌漿套筒連接件的黏結滑移本構關系，采用高強水泥基灌漿料、直徑12 mm的HRB400鋼筋和GTZQ4-12套筒（材質為球墨鑄鐵）制備12組接頭試件，并分別編號。格式為TT-X-Y，其中，TT表示套筒；X為灌漿料水料質量比，分別為0.10、0.12、0.14；Y為以mm為單位的錨固長度的數值，分別為50、70、100、120。灌漿套筒構造示意圖如圖1所示。對其進行單向拉伸試驗，結果如表1所示。

在鋼筋拉斷條件下，試件TT-0.10-120的峰值荷載最大，對應的滑移最小，力學性能最優。因此，選取試件TT-0.10-120作為裝配式橋梁下部結構有限元模型的連接件。

1.2連接件的黏結滑移本構關系

合理的黏結滑移本構關系是確保裝配式橋梁下部結構有限元分析準確性的必要條件。在現澆結構鋼筋混凝土黏結應力-滑移本構關系式[13]的基礎上，結合單向拉伸試驗數據修正關系式，得到灌漿套筒連接件的黏結滑移曲線。擬合的灌漿套筒連接件的黏結滑移曲線可劃分為微滑移階段、滑移加速階段和下降階段3個階段。以微滑移點s、黏結滑移曲線峰值點μ、連接件鋼筋斷點或拔出點r 3個特征點分析單向拉伸試驗數據。s相應的黏結應力為τs，相對滑移為Ss；μ相應黏結應力為τμ，相對滑移為sμ；r相應的黏結應力為τr，相對滑移為Sr。3個特征點參數取值如表2所示。

黏結滑移曲線能較好地反映灌漿套筒的黏結滑移本構關系。對比分析部分試件的擬合黏結滑移曲線和試驗黏結滑移曲線，結果如圖2所示。由圖2可知：試件的擬合黏結滑移曲線和試驗黏結滑移曲線變化趨勢基本相同，說明本研究擬合的黏結滑移曲線可作為數值模擬的鋼筋混凝土滑移本構關系，根據已有試驗建立裝配式橋梁下部結構有限元模型。

2有限元模型的驗證及參數設定

將1.2節擬合得到的黏結滑移曲線作為鋼筋混凝土的黏結滑移本構關系建立裝配式橋梁下部結構有限元模型，通過定義表面接觸類型描述套筒各部分的相互作用。對套筒和灌漿料間分別采用硬接觸和罰函數定義法向行為和切向行為，摩擦因數為0.6[14-15]；定義灌漿料和鋼筋間接觸為黏性接觸，如圖3所示。根據由單向拉伸試驗擬合得到的黏結滑移本構關系，在黏性行為和損傷2個接觸屬性中分別調整黏結剛度和黏結強度。在黏性接觸中，通過指定剛度系數調整牽引分離行為，切向剛度和法向剛度均為100 MPa/mm，能使模擬試驗更好地匹配黏結滑移破壞過程。圖3套筒和灌漿料界面接觸示意圖為保證后續計算結果的可靠性，借助該本構關系建立已有裝配式橋梁下部結構模型，將計算結果與實測數據對比，驗證該本構關系的合理性和可靠性。

2.1有限元模型驗證

為保證模擬結果可靠，以文獻[16]中灌漿套筒連接的裝配式橋墩、灌漿波紋管連接的裝配式橋墩和現澆橋墩為對象，構建3組有限元模型。采用軟件ABAQUS對此3組有限元模型分別進行精細化有限元模擬分析，得到3組橋墩模型數值模擬的破壞形態、骨架曲線和滯回曲線，并與試驗結果對比分析，驗證有限元模擬的準確性。

2.1.1灌漿套筒連接的裝配式橋墩破壞形態

灌漿套筒連接的裝配式橋墩基本構造如圖4所示。采用擬靜力學試驗研究橋墩的抗震性能，加載方式為根據軸壓比一次性施加到預定豎向力，并在試驗中保持恒定。采用變幅、等幅位移混合控制的水平位移加載方式。破壞情況表現為灌漿套筒試件墩身東側和西側混凝土發生壓碎剝落[16]。在墩身距底部約20 cm區域內混凝土壓碎剝落尤為嚴重，基本完全破壞，破壞類型以壓彎破壞為主。灌漿套筒試件的應力云圖、受壓損傷云圖和受拉損傷云圖，如圖5所示。由圖5可知：灌漿套筒試件Mises應力、受壓損傷和受拉損傷均集中在墩柱底部兩側，與試驗現象一致。

2.1.2滯回曲線和骨架曲線

加載后灌漿套筒連接的裝配式橋墩的滯回曲線和骨架曲線如圖6所示。

由圖6可知：采用灌漿套筒連接的裝配式橋墩的模擬滯回曲線與試驗滯回曲線均呈梭形，模擬滯回曲線和試驗滯回曲線包絡圖基本相同，捏縮效果較好，耗能能力良好，隨位移增大而更飽滿；試驗骨架曲線和模擬骨架曲線趨勢基本相同，模擬極限荷載和試驗極限荷載的誤差為1.7%，模擬極限位移和試驗極限位移誤差為4.2%，灌漿套筒試件模擬結果和試驗結果吻合度良好。

灌漿波紋管試件和現澆試件的研究方法與灌漿套筒試件相似。有限元模擬得到的結果和試驗結果基本吻合，有限元建模參數設置合理，分析結果可靠，在此基礎上開展后續相關數值模擬。

2.2模型參數設定

設計蓋梁長900 mm，寬600 mm，高600 mm；墩柱為圓柱型墩柱，直徑為350 mm，高 2 000 mm；承臺長1 400 mm，寬800 mm，高800 mm。墩柱的配筋率為1.14%， 在0.60%～5.00%內，符合文獻[17]要求。設計3組有限元模型，編號分別為PC-01、PC-02、RC。PC-01 模型墩柱上下截面與蓋梁、承臺為灌漿套筒連接；PC-02模型墩柱上截面與蓋梁為灌漿套筒連接，墩柱下截面與承臺現澆；RC 模型為現澆結構。3組模型均采用混凝土C40，墩柱內布置12根直徑12 mm的HRB400鋼筋；在墩柱底部進行箍筋加密，箍筋直徑10 mm，間距100 mm。灌漿套筒直徑40 mm，長400 mm；模擬試件豎向荷載軸壓比為0.3，配筋率為1.14%。模型截面及配筋如圖7～9所示。經試算確定模型網格密度，蓋梁與承臺的網格邊長為80 mm，墩柱為60 mm，墩柱底部300 mm區域內加密至網格邊長為30 mm。模型網格劃分如圖10所示。

3有限元結果分析

3.1破壞形態分析

3個模型的Mises應力云圖、受壓損傷云圖、受拉損傷云圖、等效塑性應變云圖如圖11～14所示。

由圖11可知：模型墩柱底部左右兩側產生較大應力，且發生明顯鼓曲；RC模型墩柱底部塑性鉸區的應力集中最明顯，PC-02模型墩柱底部次之，PC-01模型主要在墩柱頂部和中部出現應力集中現象；模型RC屈服應力最大。因此，現澆模型RC的整體穩定性最好，模型PC-02次之，模型PC-01最差。

由圖12可知：混凝土兩側首先出現裂縫，逐漸發展為斜裂縫，與水平方向夾角為45°，再向集中荷載點迅速擴展；由于灌漿套筒的作用，模型PC-02的底部塑性鉸區長度大于模型RC，墩柱底部混凝土受壓損傷高度也大于模型RC；模型PC-01和模型RC墩柱底部塑性鉸區域長度幾乎一致。隨裂縫的發展，墩柱底部部分混凝土脫落失效，鋼筋屈服后模型被壓碎，呈彎曲破壞形態。

由圖13可知：混凝土兩側受拉損傷較嚴重，裂縫逐漸向墩身發展；模型PC-01、PC-02墩柱底部混凝土受拉損傷程度顯著大于模型RC，說明模型RC穩定性最好，模型PC-01次之，二者裂縫并無向墩身發展的趨勢，模型PC-02受拉損傷最嚴重，裂縫有向墩身發展的趨勢。

由圖14可知：模型墩柱底部兩側的等效塑性應變較大，逐漸向墩身發展；模型PC-01、PC-02墩柱底部區域等效塑性應變比模型RC明顯，模型PC-02和RC墩柱底部未出現滑移現象，模型PC-01墩柱底部有明顯滑移現象。

3.2滯回曲線及耗能分析

對3組模型進行有限元分析，得到滯回曲線如圖15所示。由圖15可知：模型RC的滯回環面積和殘余位移均大于模型PC-01，模型RC、PC-01的轉角分別約為0.020、0.016；模型RC的滯回環面積稍大于模型PC-02，說明模型RC的抗震性能比模型PC-02強。3組模型的滯回環形狀符合梭形或弓形，抗震性能良好。

根據滯回曲線計算3組模型的累計耗能，如表3所示。由表3可知：模型RC的累積耗能能力最強，模型PC-02次之，模型PC-01最弱；模型PC-02、PC-01最終累積耗能分別是模型RC的82.0%、59.3%，模型PC-01最終累積耗能是模型PC-02的72.3%；模型PC-01最終累積耗能比RC模型小，模型PC-02、RC的累積耗能能力表現一致。

3.3骨架曲線分析

骨架曲線可反映模型結構的抗拉、抗壓強度和延性等抗震指標。3組模型的骨架曲線對比如圖16所示。

由圖16可知：模型PC-01、PC-02和RC的極限承載力分別為136.9、153.1、183.8 kN·m；模型RC的極限承載力最大，PC-02次之，PC-01最小；3組模型骨架曲線間的下降斜率相似，3組模型極限承載力相近。

3.4剛度分析

剛度退化是指隨反復荷載循環次數的增大，結構的變形能力逐漸降低。3組模型的剛度退化曲線如圖17所示。由圖17可知：模型初始階段剛度退化斜率較大，隨加載位移的增大，內部的能量耗散機制發揮作用，剛度退化速率減緩；模型PC-01、PC-02和RC的初始剛度分別為22.64、23.93、24.56 MN·m。模型RC初始剛度最大，其次是模型PC-02，模型PC-01最小，隨墩柱和蓋梁、承臺現澆連接部位的增多，整體性增強，能更好地抵抗變形，初始剛度增大；按剛度退化程度從大到小排序依次為模型PC-01、模型PC-02、模型RC，可能是灌漿套筒連接部位在反復荷載作用下連接性能下降；模型PC-02的初始剛度和剛度退化程度與模型PC接近，二者整體使用壽命相近。

3.5延性分析

延性是在彈性極限后構件抵抗剛度和強度退化的變形能力，是衡量橋梁抗震性能的重要指標。3組模型的曲率延性系數如表4所示。由表4可知：灌漿套筒連接裝配式結構和整體現澆結構的位移延性系數相似，其延性滿足橋梁抗震設計規范要求[17]，具有良好的抗震性能。

4結論

為研究裝配式橋梁的抗震性能，根據灌漿套筒的黏結滑移曲線建立數值模擬的鋼筋混凝土滑移本構關系，采用軟件ABAQUS建立3組裝配式橋梁下部結構有限元模型，從破壞形態、承載力、耗能、剛度和延性等方面分析模型的抗震性能。

1）灌漿套筒連接的裝配式橋梁下部結構與現澆橋梁下部結構滯回曲線形狀均呈梭形，骨架曲線下降段斜率相差較小。灌漿套筒試件Mises應力、受壓損傷和受拉損傷均集中在墩柱底部兩側，與試驗現象相符。

2）現澆模型RC的整體穩定性最好，模型PC-02和PC-01次之；模型RC墩柱底部塑性鉸區域的應力集中最明顯。模型PC-01和 PC-02的墩柱底部有明顯滑移現象，模型PC-01的滑移比模型PC-02更明顯。

3）3組模型的滯回環形狀符合梭形或弓形，抗震性能良好，累積耗能能力表現一致，極限承載力總體相近，模型RC表現最佳。

4）3個模型加載初始階段剛度退化斜率較大，之后逐漸趨于平緩，三者相差較小；灌漿套筒連接裝配式結構和整體現澆結構的延性系數相似，延性滿足橋梁抗震設計規范要求，抗震性能良好。

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Seismic performance of prefabricated bridge substructure

Abstract：To study the seismic performance of prefabricated bridges， 12 groups of grouted sleeve specimens are prepared for unidirectional tensile tests. Based on the fitting of the bond stress-slip constitutive relationship of cast-in-place reinforced concrete structures， the bond slip curve of the sleeves is obtained， which closely resembles the experimental bond slip curve. Software ABAQUS is used to establish finite element models for 2 groups of prefabricated bridge substructures and 1 group of cast-in-place bridge substructures. Parameters are set to numerically simulate the prefabricated bridge substructures. The seismic performance of the prefabricated bridge substructures is analyzed from multiple angles， including failure modes， hysteretic curves， skeleton curves， cumulative energy dissipation， stiffness， and ductility. The results show that the failure mode of the prefabricated bridge substructure connected by grouted sleeves is mainly bending failure. The hysteretic loops of the three models are shaped like a shuttle or an arch. The slopes of the descending segments of the skeleton curves differ only slightly， and the stiffness degradation and ductility coefficients are basically consistent， indicating that the prefabricated bridge substructure connected by grouted sleeves possesses good seismic performance.

Keywords：uniaxial tension test; slurry penetration sleeve; finite element analysis; seismic performance