随着我国大中小城市的快速发展, 交通拥堵问题加剧, 城市交通由平面交通向立体交通转变, 导致越来越多的桥梁在城市中建造。桥梁的现浇施工作业对城市交通造成了相当大的干扰和压力。现浇施工需要搭设大面积支架和模板, 现场需要大量劳动力, 交通干扰严重, 施工效率低其施工周期长, 粉尘及噪声污染大, 桥梁现浇施工已不能满足社会发展和行业进步的需要, 严重影响桥梁行业的绿色健康发展步伐^[1-4]。

桥梁走向装配化可以避免现浇施工所带来的问题。目前, 上部装配式桥梁结构技术已比较成熟, 如装配式(连续)箱梁、装配式(预应力)空心板、钢箱梁等, 基本可以满足常规中小桥梁的建设要求^[5-7]。下部桥梁装配式结构技术在国外应用已比较成熟, 如灌浆套筒连接、口袋连接、金属波纹管连接、承插式连接、预应力连接、湿接连接等^[8-14]。但在国内仍处于起步阶段, 主要形式以灌浆套筒连接、灌浆金属波纹管连接为主^[15-18], 且主要应用于低地震烈度区, 对于适合我国中高烈度区的预制拼装下部结构建造, 必须寻找新的连接形式。

基于此, 本研究提出一种组合型外包钢板连接的预制拼装桥墩结构形式, 由外包钢板和精轧螺纹钢筋组成, 并成功应用于深圳梅观高速下部结构中。为研究组合型外包钢板连接桥墩的抗震性能, 前期已经进行了相应的数值模拟, 本研究根据数值模拟情况, 按照缩尺比1∶3.75, 开展了3个试件的拟静力试验。

本试验设计制作了3个拟静力试验桥墩试件, 分别为同尺寸对比现浇试件(QD-1)、组合型外包钢板连接非承插式试件(QD-2)以及承插式试件(QD-3)。立柱的尺寸为400 mm×400 mm×2 400 mm, 底座的尺寸为1 000 mm×1 400 mm×500 mm, 顶部加载点到立柱底部的距离为2 200 mm, 剪跨比为5.5。试件构造图如图 1所示。

图 1 试件构造图(单位：mm) Fig. 1 Structure of specimen(unit: mm)

3个试件均采用Q345钢材, 板件焊接成型。承插式和非承插式试件外包钢板采用6 mm厚, 高度分别为515, 390 mm, 承插式外包钢板埋在承台内高度为115 mm, 在墩柱安装就位后, 浇注自密实混凝土。为了增加外包钢板与混凝土之间的连接, 在外包钢板内部设置PBL开孔板, 开孔板厚度为6 mm, 开孔大小为20 mm。在外包钢板外部设置了U型加劲钢板, 厚度为4 mm。体外竖向钢筋采用Φ18PSB830精轧螺纹钢筋, 墩柱安装就位后, 施加32 kN预紧力, 螺母为YGM螺母。

所有试件墩身和承台混凝土均为C40, 纵筋采用Φ10HRB335钢筋, 箍筋采用φ8HRB335钢筋。截面配筋布置如图 2所示。

图 2 截面配筋布置(单位：mm) Fig. 2 Reinforcing arrangement on section(unit: mm)

试验主要测试内容有: (1)普通钢筋及精轧螺纹钢筋应力; (2)墩底最外侧混凝土/钢板应力; (3)水平荷载和竖向压力; (4)墩顶和墩身关键位置位移; (5)墩身塑性铰区段曲率分布; (6)接缝剪切错动、开裂位移以及接缝张开深度。

竖向加载通过固定在加载横梁上的千斤顶施加, 加载能力为2 000 kN, 满足本次试验加载的需求。为了保证墩柱均匀受压, 在竖向千斤顶和横梁之间设置了低摩阻滑槽, 允许竖向千斤顶可以水平滑动而不会偏转, 并放置了万向铰。根据力传感器荷载反馈数据, 适时调整千斤顶竖向力, 保证竖向力维持在预设值。

水平往复荷载由吨位1 000 kN, 位移行程为±150 mm的水平作动器施加, 作动器荷载直接由数据采集系统获取。

为保证基础与地面连接的可靠性, 采用限位扁担梁与高强锚杆将承台与地槽固结。同时采用工型钢梁与反力墙相连, 约束试件水平方向的滑动。试件锚固及加载装置如图 3所示。

图 3 加载装置示意图 Fig. 3 Schematic diagram of loading device

通过轴压比模拟上部结构质量, 轴压比η=N/f_ckA_c; 其中N为恒载与预应力筋合力; f_ck为混凝土抗压强度标准值; A_c为毛截面面积。轴压比根据上部结构重量换算, 按7%控制, 竖向荷载按310 kN施加。

水平往复荷载分两个阶段, 加载之初为力控制加载, 随后变为位移控制两个阶段, 水平位移加载历程如图 4所示。

图 4 水平位移加载历程 Fig. 4 Loading history of horizontal displacement

(1) 力控制加载阶段: 按照10, 20, 30 kN……, 间隔10 kN进行加载, 每个等级循环2个周期, 直至水平位移达到0.075%, 换位移加载控制。

(2) 位移控制加载阶段: 按水平加载历程加载, 每级加载循环3次, 等级分为0.075%, 0.125%, 0.25%, 0.375%, 0.5%, 1%, 1.5%, 2%, 3%, 4%, 5%, 6%, 7%, 8%, 9%, 10%。加载直到某一位移等级荷载作用下, 水平承载能力下降到最大的85%或者试件发生严重破坏不能继续承受荷载, 试验停止。

3个试件均是延性破坏, 先钢筋屈服, 后混凝土压碎, 最终的破坏形态如图 5~图 7所示。传统现浇桥墩更早开裂, 采用组合型外包钢板连接可以有效约束混凝土并延缓混凝土的开裂和剥落程度, 外包钢和加劲肋提高了桥墩底部的刚度和强度。

图 5 QD-1试件破坏 Fig. 5 Damage of specimen QD-1

图 6 QD-2试件破坏 Fig. 6 Damage of specimen QD-2

图 7 QD-3试件破坏 Fig. 7 Damage of specimen QD-3

现浇试件在墩底截面形成了较为充分的塑性铰, 而组合型外包钢板连接的两个试件在外包钢板以上形成较为充分的塑性铰; 相比于传统现浇桥墩试件采用组合型外包钢板连接的两个桥墩试件塑性铰区上移了大概一个钢板高度的位置, 破坏比现浇桥墩试件要延迟一段时间。

图 8为3个试件的荷载-位移滞回曲线。在荷载水平较低时, 各个试件均表现为弹性状态, 滞回环表现为集中和重叠。随着荷载水平的增加, 墩柱底部开裂、竖向主筋屈服、拼接缝出现张开等一些非线性现象的产生, 滞回环逐渐饱满起来。整体而言, 3个试件滞回曲线都很饱满, 曲线形状几乎都为梭形, 说明耗能能力都很好, 组合型外包钢板连接试件的极限荷载和极限位移均比现浇试件有所提高。

图 8 荷载-位移滞回曲线 Fig. 8 Load-displacement hysteresis curves

试件骨架曲线如图 9所示。根据骨架曲线可确定试件的最大荷载P_max, 以最大荷载的85%确定试件的极限位移Δ_u和极限荷载P_u; 双线性化得到屈服位移Δ_y、屈服荷载P_y。各特征点结果如表 1所示。

图 9 骨架曲线 Fig. 9 Skeleton curves

由图 9和表 1可见, 3个试件骨架曲线形状类似, 加载初期呈明显的线性上升关系; 接着进入强化段, 荷载仍能随位移的增长而增加, 但增长速率小于加载初期; 随着裂缝开展, 保护层混凝土剥落等损伤的累积, 试件刚度退化, 进入强度退化阶段, 随位移增加, 荷载呈现下降趋势。组合型外包连接试件的屈服荷载和峰值荷载均要大于现浇试件, 对应的屈服位移和峰值点位移也大于现浇试件。承插式和非承插式的屈服荷载和峰值荷载相差不多, 但非承插式试件由于钢板与承台接触面未完全连接, 接缝有一定张开位移, 对应的位移要比承插式大很多。

3个试件的位移延性系数如表 2所示。由表可见, 组合型外包钢板连接虽然屈服位移和极限位移均比现浇试件要高, 但是延性系数有所降低, 延性性能不如现浇试件好, 3个试件延性系数均大于3, 满足抗震规范对结构延性的要求。承插式的延性系数大于非承插式, 所以采用承插连接可以在一定程度上提高预制拼装桥墩的延性, 具有更好的抗震性能。

由图 10可以看出, 对于组合型外包钢板连接预制拼装桥墩, 随着位移不断增大, 等效黏滞阻尼系数-位移曲线出现抖动, 但总体上仍呈上升趋势, 而传统现浇只是在加载初期出现一次较大抖动, 后期几乎一直呈上升趋势。在25 mm之前非承插连接方案的耗能要好于承插连接方案, 但是随着位移的不断增大, 承插连接方案的等效黏滞阻尼系数是明显大于非承插连接方案的, 所以总体来说, 承插连接方案的耗能性能要好于非承插连接方案。

图 10 等效黏滞阻尼比曲线 Fig. 10 Equivalent viscous damping ratio curves

各试件的刚度退化曲线如图 11所示。由图不难发现, 初始刚度, 承插式大于现浇试件, 现浇试件大于非承插式。在加载水平较低时, 刚度退化较快; 随着加载水平的增加, 刚度退化逐渐减慢, 曲线变得比较平缓; 呈现反比例函数的特征。达到极限状态后的破坏刚度, 组合型外包钢板连接试件要略大于传统现浇试件, 能够保证桥墩在经历地震作用后的承载能力并具备抗倒塌能力。

图 11 刚度退化曲线 Fig. 11 Stiffness degradation curves

图 12为各试件的残余转角-位移曲线。由图可以看出, 各试件的变化规律相同, 在水平位移达到11.1 mm之前, 各试件残余位移很小, 增长程度也较小, 但是位移超过33.3 mm以后, 残余位移增大趋势明显。在相同位移加载等级下, 组合型外包钢板连接桥墩的残余变形小于传统现浇桥墩, 其主要原因是精轧螺纹钢筋与钢板未屈服, 为构件提供了良好的自复位能力。另外, 承插式比非承插式具有更小的残余位移, 较小的残余变形利于结构经历地震后的修复, 所以承插式方案比非承插式更适合应用于强地震烈度区。

图 12 残余转角-位移曲线 Fig. 12 Curves of residual rotation angle vs. displacement

本研究通过拟静力试验, 研究组合型外包钢板连接预制拼装桥墩抗震性能, 得出以下主要结论:

(1) 组合型外包钢板连接可以增加墩底塑性铰区域的刚度, 钢板的套箍效应能够增加塑性铰区域混凝土的约束, 导致传统塑性铰位置上移1个外包钢板的高度, 在除钢板区域以外弯矩最大的地方形成塑性铰。

(2) 组合型外包钢板连接预制拼装桥墩在水平往复荷载作用下, 极限荷载和极限位移均比现浇试件有所提高; 滞回曲线比较饱满, 曲线形状几乎都为梭形, 耗能能力较好; 组合型外包钢板连接虽然屈服位移和极限位移均比现浇试件要高, 但是延性系数有所降低, 延性性能不如现浇试件好, 3个试件延性系数均大于3, 满足抗震规范对结构延性的要求。

(3) 承插式连接方案比非承插连接方案具有更好的抗震性能。后浇段没有发生破坏, 滞回环比非承插连接方案更为饱满, 耗能性能更好, 延性方面也好于非承插连接方案。

(4) 组合型外包钢板连接预制拼装桥墩抗震性能不弱于现浇桥墩, 在设计合理的情况下, 可以满足预期抗震性能的要求。