高鐵橋梁裝配式雙柱空心墩承插深度研究

袁得錚，邵長江，2，韋 旺，漆啟明，崔皓蒙

(1.西南交通大學土木工程學院,成都 610031; 2.西南交通大學陸地交通地質災害防治技術國家工程研究中心,成都 610031)

引言

預制橋墩體系有著施工速度快、環境影響較小、降低造價的優勢,已得到廣泛應用[1]。承插式施工是一種將預制橋墩垂直插入承臺預留槽口,通過間隙灌漿形成整體,具有拼裝工序簡單、施工精度要求相對較低、現場工作量小等優點。與灌漿套筒[2]、灌漿金屬波紋管等裝配連接措施相比,進一步加快了施工速度,優勢顯著,因而得到了廣泛研究。但其在鐵路橋梁上抗震性能研究尚處于起步階段,適用于高烈度地區的承插深度還有待研究。Osanai和Canha等[3-5]較早開展了建筑結構的柱-基礎承插式連接試驗研究,為滿足抗震要求,承插深度不小于0.5D(D為墩柱外徑)。但因橋梁結構中的預制墩柱截面尺寸、承受荷載量級等與房屋建筑結構墩柱相差較大,上述連接構造能否直接用于橋梁工程尚需進行深入研究。

預制墩柱與承臺之間的合理連接有助于改善墩身抗震性能,Pul等[6]設計了6種不同承插式連接方式;楊先凡等[7]總結了預制拼裝橋墩不同連接形式,分析了不同連接方式的優缺點;陳金彪等[8]提出了確保連接質量的施工工藝。承插式橋墩連接方式、承臺厚度受承臺配筋、混凝土強度和承插深度及其細部構造等因素的影響,而承臺厚度又取決于承插深度。

承插深度是承插式橋墩的關鍵參數,大量研究表明,采用1.0D及以上承插深度的橋墩性能與現澆墩幾乎等同,甚至更好。Motaref[9]和Kavianipour等[10]用高強水泥作為承插部位的灌漿料,發現承插深度為1.5D時,可以確保橋墩與承臺之間的整體性;Han等[11]通過試驗研究發現在1.5D時,承插式橋墩的承載力、延性和耗能均大于現澆墩;Mohebbi等[12]進行大比例尺單柱墩和雙柱墩的振動臺試驗,發現承插深度為1.36D時,墩與承臺連接可靠;李永波等[13]通過擬靜力試驗表明,1.1D承插深度下承插式橋墩抗震性能接近或略高于現澆式橋墩;Mashal等[14]進行新西蘭一座公路橋梁的擬靜力試驗,發現承插式深度為1.0D時,裝配式墩與整澆墩性能相似;Haraldsson等[15]開展不同承插深度和預應力,Khaleghi等[16]開展排架墩柱的試驗研究,得到了與Mashal相同的結論。

大量研究表明:承插深度在1.0D時可以達到與現澆墩的等強設計[17],為了減小承臺厚度,加強環境保護,需要考慮承插深度小于1.0D的情況是否滿足等強設計的要求。Jin等[18]進行擬靜力試驗研究,發現0.7D承插深度橋墩和現澆墩具有同樣好的抗震能力;楊先凡等[7]對0.7D及以上承插墩柱和現澆墩進行數值模擬研究,所得發現與Jin等[18]相同;徐艷等[19]關于公路現澆墩柱和4個不同承插深度預制墩柱的擬靜力試驗,發現采用0.5D承插深度預制墩柱的抗震性能與整體現澆墩基本一致。大量學者的研究成果表明,0.5D的承插深度可以滿足公路及市政橋梁的抗震性能要求。

為保證高速列車安全運行和旅客乘坐的舒適度,高鐵橋墩一般采用更大的尺寸,使其上下部結構與公路市政橋梁有顯著差別,現有公路橋梁和市政橋墩承插深度的研究是否適用于高鐵橋墩有待深入研究。同時承插式高鐵橋墩抗震性能研究較公路少,尤其是對于高烈度地區的高鐵雙柱墩的研究更為缺乏,雙柱墩相較于獨柱墩具有明顯的框架效應、橫向剛度更大及穩定性更強的特點。現有承插深度是否適用于高烈度地區的高鐵雙柱墩還需進一步研究。

本文依托某高速鐵路雙柱式橋墩工程項目,基于OpenSees模擬平臺,采用纖維截面進行建模,考慮柱高及橋墩外徑對承插深度的影響,對比分析承插式橋墩和現澆橋墩的異同。在進行擬靜力試驗分析的基礎上,基于承插段鋼筋應變變化和縱筋強度發展長度提出了最小理論承插深度的計算公式,為承插式橋墩抗震設計提供參數依據。

1 高速鐵路橋梁承插式空心墩概況

1.1 橋墩結構及構造

雙柱橋墩結構構造如圖1所示,包含承臺、插入承臺節段、預制墩身、蓋梁及灌漿料。承插部分使用C40微膨脹混凝土進行灌漿,微膨脹混凝土具有更好的黏結效果,能夠加強墩柱底面與承臺的連接。為探明雙柱空心墩墩高和橋墩外徑對承插深度的影響,分析了5,10 m兩種墩高分別采用內徑1.5 m、外徑2.4 m及內徑1.1 m、外徑2 m的情況,承插深度也從0.5D逐漸加到1.0D。承插式橋墩的參數如表1所示。為對比承插式雙柱墩與現澆雙柱墩在往復位移下的抗震性能差異,另外又增加了4個現澆墩,具體參數如表2所示。

表1 高鐵承插式雙柱墩參數

表2 高鐵現澆雙柱墩參數

圖1 高鐵現澆雙柱橋墩結構模型構造(單位:cm)

模型外緣環向縱筋皆采用φ20 mm的HRB500高強鋼筋,凈保護層厚度為35 mm;內緣環向縱筋皆采用φ16 mm的HRB500高強鋼筋,凈保護層厚度為37 mm。內外緣均布置φ16 mm的HRB400箍筋,豎向間距為110 mm。纖維截面中的核心區混凝土強度用Mander約束本構確定,非約束混凝土強度按照材料的標準值確定。

1.2 有限元模型

采用OpenSees軟件建立橋墩有限元模型。灌漿料采用只受壓不受拉的ENT(elastic-no tension)材料,該材料的彈性模量根據混凝土彈性模量取值。預制墩柱和蓋梁通過非線性梁柱單元模擬,墩柱截面使用纖維截面。蓋梁與墩柱處力學特性準確模擬對于預制拼裝橋墩來講是非常重要的,往復荷載下接縫處可能會開口或者出現橫向錯位。因此,要選用合適的材料和單元來模擬接縫的力學性質。本文采用不考慮混凝土受拉的Concrete01模型模擬接縫處混凝土,由于接縫處受箍筋約束較弱,因此采用素混凝土進行模擬,穿過接縫截面伸入到蓋梁里的縱筋通過纖維截面進行考慮,且該橋墩由于蓋梁下面設有凸臺,如圖2所示,使得橋墩能夠完全插入到蓋梁中,蓋梁和墩身接縫處不會產生開口且產生的錯動非常小,故采用零長度纖維單元模擬蓋梁與墩頂的接縫,有限元模型如圖3所示。保護層及核心區混凝土均使用能夠考慮受拉及加卸載剛度退化的Concrete02本構[20],鋼筋則使用能夠體現出滯回捏攏效應和強度退化的Steel02本構[21]。所用模型不考慮屈曲后退出工作的狀態,即沒有顯著的承載力下降階段。對于墩身承插段與承臺之間的相互作用包括3部分:插入段水平支撐力、墩身豎向支撐力和插入段豎向摩擦力。假設承臺剛度無窮大,通過多個水平彈簧模擬插入段水平抵抗力的作用,因實際墩身和底面進行了粗糙處理,不存在拔出的情況,豎向采用固結條件模擬邊界。

圖2 高鐵預制蓋梁底面(單位:mm)

圖3 高鐵橋墩有限元模型

1.3 加載方案設計

根據設計方案,上部結構恒載產生的軸向壓力為14 000 kN,施加橫向循環位移荷載時,由于有限元模擬沒有考慮多次循環位移下的累計損傷且多數試驗得到循環位移下的滯回環相差很小,故每級峰值位移只加1次。根據《Caltrans seismic design criteria》[22]規范的規定,φ32 mm及以下鋼筋的偏小極限受拉應變為0.09,墩柱底部鋼筋最大應變不超過該值。加載偏移率分別選擇為0.1%、0.2%、0.3%、0.4%、0.6%、0.8%、1.0%、1.2%、1.4%和1.6%。

2 模擬方法的試驗驗證

鐵路橋墩和公路橋墩總體構造基本相同,所以建模方法差別不大,且文獻中能查到的鐵路橋墩試驗數據較少,故選用坎特伯雷大學Mashal等[14]2014年的承插式雙柱預制拼裝橋墩擬靜力試驗來驗證模擬方法的正確性。橋墩屬于新西蘭一座典型的跨度為16 m的公路橋梁,橋墩采用圓形實心截面,試驗模型的直徑為500 mm,柱高為2 615 mm,承插深度為500 mm。在墩身下部的500 mm高度,縱筋配筋率為0.98%,箍筋配置率為1.00%;墩身上部的2 115 mm高度,縱筋配筋率0.82%,箍筋配置率為0.50%。試驗采用的混凝土標準抗壓強度為40 MPa,兩個墩柱的設計參數相同,擬靜力試驗采用位移加載。詳細的試驗參數和結果參考文獻[14]。預制雙柱墩模型如圖4所示。

圖4 高鐵預制雙柱墩示意(單位:mm)

由于預制墩身時墩頂預留了縱筋,蓋梁中預留了孔道,接縫截面采用零長度單元模擬。模型中蓋梁、主墩身和插入段的墩身均采用基于柔度法的非線性梁柱單元模擬,下部承插位置采用多彈簧來考慮,且采用的位移加載模式與試驗的位移加載完全一樣。具體建模方法及本構關系與上述有限元模型相同。

模擬結果如圖5所示,可以發現滯回曲線與Mashal等[14]通過試驗所得整體吻合較好,表現出明顯的捏縮效應,滯回曲線較為飽滿,塑性變形能力強,正負向水平承載力峰值分別為327.79,326.341 kN,試驗結果分別為351.3,335.3 kN,相對誤差為6.7%、2.6%,說明有限元模型能夠較為準確地預測承插式雙柱墩的滯回性能。

圖5 橋墩承插式雙柱墩模擬結果

3 數值模擬結果分析

3.1 滯回特性

比較現澆墩和承插式橋墩的模擬結果,如圖6所示。可見混凝土構件在發生開裂前,加載曲線幾乎呈線性,裂縫出現后,滯回環的面積逐漸增大,形成“旗”形,當荷載水平不斷增大時,滯回環的面積逐漸趨于飽滿,構件裂縫也在不斷增大,由此而導致滯回曲線出現了“捏攏”現象,隨著水平位移的增大,剛度退化現象越來越明顯[23]。

圖6 現澆雙柱墩數值模擬滯回曲線

現澆雙柱墩和承插式雙柱墩滯回曲線總體形狀一樣,但是現澆雙柱墩的滯回曲線更加飽滿,有效剛度略大于承插式雙柱墩。由滯回曲線可得,承插式橋墩的殘余位移小于現澆墩,這種現象是因為現澆墩和承臺之間是固結的,而承插式橋墩和承臺之間通過灌漿料連接在一起,灌漿料又是通過彈性單元模擬,故而承插式橋墩的殘余位移較小。

由圖6(a)可知,在墩高H為5 m的條件下,墩柱直徑越大,承載力越高。在D=2.0 m和D=2.4 m情況下,采用0.5D、0.8D和1.0D承插深度的雙柱墩和現澆雙柱墩承載力幾乎一樣,最大相差不超過2.8%,說明當墩身外徑較大時,橋墩截面直徑的變化對于承插深度取值影響很小;當墩身外徑達到0.5D及以上時,均可以滿足橋梁的承載力需求。在墩高H=5 m條件下,不同墩柱承載力如表3所示。

表3 墩高H=5 m墩承載力 kN

當墩高H為10 m且墩徑不變時,不同承插深度墩和現澆墩的承載力相差不大,最大承載力和最小承載力相差小于1.6%。對比圖6(b)可得,隨著墩高增加,墩身的承載力大幅度減小。在較高的墩柱下,直徑變化對于承插深度取值的影響也是很小的,在0.5D承插深度下依然有著與現澆墩相似的承載力。但墩柱較高時,最大承載力的偏差相對于矮墩柱更小,承插式墩柱承載力更接近于現澆墩。綜合考慮H=5 m雙柱墩和H=10 m雙柱墩,高鐵的墩高變化對于承插深度取值的影響是很小的,超高墩的情況需要另外研究。兩種墩身高度都可以選擇0.5D承插深度作為施工的安全承插深度。H=10 m墩柱的承載力如表4所示。

表4 墩高H=10 m墩承載力 kN

3.2 剛度退化

剛度退化是構件在循環荷載作用下抗震性能退化的主要因素之一,又由于構件抗震性能退化直接影響到結構抵抗地震動的能力,所以構件的剛度退化可作為評價構件抗震性能好壞的依據。

圖7為各模型的割線剛度退化曲線。由于橋墩在1次循環中正負方向的損傷差別較小,所以正負方向的割線剛度基本一致。由割線剛度退化曲線可知,現澆墩和承插式橋墩剛度退化規律一致,即剛度隨著側向位移的增加而降低,位移較小時剛度退化較快,位移較大時剛度退化減慢。現澆墩的初始剛度是最大的,0.5D、0.8D和1.0D承插深度橋墩初始剛度均有所減小,在1.0D承插深度下高5.0 m、φ2.0 m墩初始剛度減小最多為21.03%;高5.0 m、φ2.4 m墩初始剛度減小最多是在0.8D承插深度下,為14.86%;高10.0 m、φ2.0 m墩在0.5D下初始剛度減小最大為11.72%;高10.0 m、φ2.4 m墩初始剛度在0.8D承插深度下減小最多為9.31%且其他承插深度減小程度也基本在此附近。說明隨著墩高增加和直徑加大,承插橋墩初始剛度越來越接近于現澆墩。以高10 m、φ2.4 m橋墩為例,承插式橋墩與現澆橋墩的初始剛度相差最小為5.23%,當加載到最大位移時,現澆橋墩的剛度為40.94 kN/mm,0.5D,0.8D和1.0D承插深度的橋墩剛度分別為40.71,39.80 kN/mm及39.86 kN/mm,剛度相差最大不超過3%,證明承插式橋墩即使在初始剛度上與現澆墩有所差異,但隨著位移增加,剛度的差別越來越小,在達到極限位移時,剛度的差別可以忽略不計。

圖7 橋墩剛度退化曲線

3.3 縱筋應變滲透

對于現澆橋墩,內部縱向鋼筋在墩底至承臺一定范圍內,因附加轉動和變形會產生滲透應變。而承插式橋墩不同,其承插段與承臺并非固結,墩底曲率不一定為0,此范圍內的縱筋受到應變滲透導致屈服并損傷。為量化應變滲透效應,在此給出1 000 mm承插深度內鋼筋應變沿深度的變化規律,如圖8所示。

圖8 橋墩縱筋應變分布曲線(位移角加載到1.6%)

由圖8可知,12個承插式墩柱在承插段的應變變化趨勢是一樣的,承插段墩柱存在明顯的鋼筋應變滲透,且應變隨著距離承臺頂面深度的增加逐漸減小。在承臺頂面以下0～400 mm范圍內時,大部分鋼筋屈服進入塑性,應變快速減小,應變過大容易導致承插段墩柱和承臺出現開裂甚至破壞,400 mm深度以下范圍內鋼筋在彈性階段,應變持續減小,有些部位拉應變甚至減小到0,可知此范圍的鋼筋沒有完全發揮作用。由于現澆墩縱筋與承插段的縱筋傳力路徑不同,破壞機理差異顯著,故二者縱筋應變可比性低。表5列舉了12個橋墩在承臺頂以下縱筋應變的變化,盡管屈服的位置不盡相同,但都是在承臺頂面以下400 mm范圍內達到屈服。為此,承臺頂面以下400 mm為受到鋼筋應變滲透影響顯著區域,也是地震易損區域。

表5 承臺頂下鋼筋應變

3.4 最小承插深度

定義承臺頂到承插段鋼筋屈服時的長度為易損傷長度L1,縱筋屈服點在承臺頂以下具體深度由圖9所示。

圖9 縱筋屈服點具體位置分布

由圖9可知,縱筋屈服點深度與墩徑比值是不斷變化的,可以偏于安全地取L1=0.2D。對于最小承插深度,易損傷區域的長度只是其中一部分,還應當考慮縱筋強度的發展長度(受拉直線變形鋼筋的延伸長度),由縱筋屈服點處向下至其強度充分發揮的長度[24]。因此,最小承插深度可以由承臺頂面到縱筋屈服處長度L1加上縱筋的發展長度L2得到,如圖10所示。

圖10 墩身到承插段縱筋受力及應變

通過分析可以得到承插式橋墩的最小承插深度Hmin,即

Hmin=L1+L2

(1)

L1=0.2D

(2)

L2=mablab

(3)

(4)

按照上述公式計算DHRC1的最小承插深度為986 mm,φ2.0 m的DHRC1橋墩的0.5D承插深度為1.0 m,略大于最小承插深度986 mm,說明該公式的合理性。

公式(1)是經過理論分析得到的,對于高烈度地震區的承插式橋墩,為保證承插式橋墩的抗震安全性,承插深度設計值應大于理論計算的最小值。該計算公式是從墩柱自身損傷的角度出發,灌漿料和承臺的損傷并未考慮進去,故在實際工程中承插式橋墩的承插深度必須大于該公式計算所得的最小承插深度。

4 結論

本文采用OpenSees平臺建立了高速鐵路承插式雙柱墩,基于Mashal等的試驗結果驗證了數值模型的合理性。通過大量數值模擬和分析得到以下結論。

(1)高鐵承插式與現澆橋墩的承載力幾乎相等,實現了等強設計,在0.5D、0.8D和1.0D承插深度下承載力變化很小,這3種承插深度均可滿足實際工程。

(2)高鐵現澆墩與承插式橋墩割線剛度退化規律基本一致,現澆墩的初始割線剛度略大于承插式橋墩,達到最大位移時的割線剛度差別很小。

(3)縱筋應變在承臺頂面以下400 mm快速變化且達到屈服,該區域為承插式墩柱易損傷區域,需采取合理的構造措施加強保護。

(4)最小承插深度計算公式可用于指導承插式橋墩的抗震設計,其應用范圍有待進一步理論和試驗研究。尤其在高烈度地區,承插式橋墩的承插深度應大于本文計算所得最小承插深度。

需要指出的是,影響承插深度的因素很多,例如灌漿料的粘結性和強度、承臺的強度和配筋。本文的關注點在橋墩本身的性能,對于灌漿料和承臺考慮較少。針對承插深度的研究,尤其是高速鐵路,仍需要進行更多、更深入的針對性試驗研究。