徐艷 童自亮 曾增 劉周強(qiáng)

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

橋梁工程快速施工技術(shù)采用工廠預(yù)制、現(xiàn)場(chǎng)拼裝的方式，可以極大地減少現(xiàn)場(chǎng)施工時(shí)間，有效縮短工期，提升工程質(zhì)量，具有良好的社會(huì)效益和發(fā)展前景。橋梁下部結(jié)構(gòu)的連接方式按照力的傳遞機(jī)理可分為灌漿套筒連接、灌漿波紋管連接、插槽式連接、承插式連接、混合式連接[1]。隨著研究的深入[2- 5]，各種連接方式在我國(guó)也逐漸開(kāi)始進(jìn)入實(shí)際工程應(yīng)用[6- 10]。

承插式連接對(duì)施工精度要求相對(duì)較低，施工流程簡(jiǎn)單，可明顯縮短施工周期，具有廣闊的應(yīng)用前景，而目前關(guān)于該技術(shù)的研究尚不足。影響承插式連接的關(guān)鍵因素是預(yù)制墩的承插深度和后期填縫的灌漿料。關(guān)于預(yù)制墩承插深度，已有研究表明[11]，當(dāng)承插深度達(dá)到0.7D(D為管墩直徑值)時(shí)，承插式試件的抗震性能和現(xiàn)澆試件基本一致,但由于上述研究中灌漿料均沒(méi)有產(chǎn)生破壞，所以灌漿料對(duì)整個(gè)承插式橋墩的性能影響目前尚不明確。

Osanai等[12]在1996年研究承插式連接在接頭處力的傳遞機(jī)理時(shí)，把后期灌入的灌漿料直接作為承臺(tái)的一部分，忽略了灌漿料的獨(dú)立性；Canha等[13]在采用實(shí)體單元模擬承插式橋墩時(shí)，忽略了灌漿料的影響；Mohebbi等[14]在進(jìn)行承插式連接的橋墩振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)時(shí)，采用高強(qiáng)度的UHPC作為灌漿料；Marsh等[15]在設(shè)計(jì)承插試件時(shí)，灌漿料抗壓強(qiáng)度最小為50 MPa，且把連接部位的橋墩外壁和承臺(tái)內(nèi)壁的混凝土表面進(jìn)行了粗糙化處理，以此來(lái)增強(qiáng)橋墩同灌漿料的粘結(jié)性。在《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[16]中，要求預(yù)制柱底的填縫灌漿料應(yīng)高強(qiáng)、速凝、密實(shí)；《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]中規(guī)定柱子插入基礎(chǔ)后，柱子和基礎(chǔ)之間的空隙采用比基礎(chǔ)混凝土強(qiáng)度高一級(jí)的細(xì)石混凝土填充密實(shí)。由此可見(jiàn)，目前對(duì)承插式結(jié)構(gòu)灌漿料的要求還不統(tǒng)一，對(duì)于灌漿料和橋墩、承臺(tái)之間的粘結(jié)狀態(tài)，不同粘結(jié)狀態(tài)下結(jié)構(gòu)的受力沒(méi)有明確的認(rèn)識(shí)。因此，本文依托實(shí)際工程，以擬靜力試驗(yàn)為基礎(chǔ)，采用數(shù)值模擬,針對(duì)灌漿料的粘結(jié)狀態(tài)和關(guān)鍵參數(shù)，研究其對(duì)預(yù)制拼裝承插式橋墩力學(xué)性能的影響，以明確灌漿料在承插式結(jié)構(gòu)中的作用。

1 試件描述

本文一共設(shè)計(jì)制作了5個(gè)試件p1-p5：p1為現(xiàn)澆試件，p2-p5為承插試件，其中p2、p3、p4和p5的承插深度分別為0.7D、0.5D、1.0D和1.5D。各試件進(jìn)行設(shè)計(jì)軸壓下的水平往復(fù)加載試驗(yàn)，橋墩直徑D為70 cm，承臺(tái)底板厚度為25 cm；對(duì)于承插試件，橋墩采用離心工藝生產(chǎn)的C70空心預(yù)制管墩。通過(guò)在承臺(tái)內(nèi)預(yù)埋大直徑波紋管成孔，波紋管規(guī)格為D800，壁厚1.6 mm，波形68 mm×13 mm。待空心管墩插入后，在管墩底部灌入一定高度的C40填芯混凝土，空心墩外壁與承臺(tái)之間的空隙灌入高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料，灌漿料為M80高強(qiáng)無(wú)收縮砂漿，試件的尺寸和構(gòu)造如圖1所示。

圖1 各試件尺寸圖(單位：mm)

2 灌漿料接縫的試驗(yàn)現(xiàn)象

擬靜力試驗(yàn)前期為力加載、后期為位移加載，直至試件達(dá)到破壞狀態(tài)。關(guān)于試驗(yàn)詳細(xì)的加載過(guò)程、滯回環(huán)等其它結(jié)果可參考文獻(xiàn)[11]。各試件破壞位置均集中在橋墩塑性鉸區(qū)域，典型破壞現(xiàn)象如圖3所示。由圖4可見(jiàn)，灌漿料未發(fā)現(xiàn)大片壓碎或者開(kāi)裂的破壞跡象。

圖3 試件典型破壞現(xiàn)象

圖4 灌漿料的狀態(tài)

圖5為試件的骨架曲線，從骨架曲線可以看出各試件的水平抗推剛度基本一致；p3和p4試件的極限承載力相同，為532.1 kN，p1和p2試件的極限承載力相同，為564.2 kN，p5試件的極限承載力最大，為579.8 kN，比p3和p4試件的極限承載力高8.9%。由此可見(jiàn)，雖然各試件的極限承載力有一定的差異，但差異都較小，說(shuō)明在水平往復(fù)荷載作用下，不同承插深度(0.5D～1.5D)的承插試件具有與現(xiàn)澆試件等同的力學(xué)性能。

圖5 各試件的骨架曲線

3 數(shù)值模擬

由于所有試件破壞現(xiàn)象一致，接縫處沒(méi)有出現(xiàn)明顯的灌漿料破損現(xiàn)象，所以通過(guò)擬靜力試驗(yàn)不能明確灌漿料和橋墩、承臺(tái)的粘結(jié)狀態(tài)，承插試件的接頭傳力機(jī)理也無(wú)法明確。為此，利用ANSYS軟件對(duì)試件各部分的組成進(jìn)行了模擬，研究灌漿料在承插式連接中的作用。

3.1 有限元模型的建立和驗(yàn)證

有限元模型采用分離式建模：鋼筋和混凝土分別建立單元，通過(guò)耦合鋼筋和混凝土單元的節(jié)點(diǎn)自由度使鋼筋和混凝土成為一體?；炷敛捎肧o-lid65單元模擬，該單元是六面體八節(jié)點(diǎn)一次插值單元，是ANSYS中專門(mén)用來(lái)模擬混凝土的單元，可考慮混凝土的壓碎和開(kāi)裂、開(kāi)裂界面的剪力傳遞等一系列特性，在模擬時(shí)打開(kāi)單元的開(kāi)裂和壓碎開(kāi)關(guān)以獲得試件破壞的發(fā)展過(guò)程。混凝土的開(kāi)裂拉應(yīng)力為3 MPa，按照Mander約束本構(gòu)模型計(jì)算壓碎應(yīng)力為70 MPa?；炷恋钠茐陌j(luò)面采用Willam-Warnke破壞曲面[18]。ANSYS無(wú)內(nèi)置的混凝土本構(gòu)，當(dāng)本構(gòu)曲線線段數(shù)目較多時(shí)，難以收斂，為此混凝土采用了最簡(jiǎn)單的雙折線模型，如圖6(a)所示。鋼筋采用beam188單元，該單元是線性插值的梁?jiǎn)卧?，可以有效地模擬出鋼筋的拉、壓、剪受力狀態(tài)。鋼筋的本構(gòu)是雙折線形，屈后剛度比為0.02，如圖6(b)所示。Solid45單元是ANSYS中常規(guī)的實(shí)體單元，該單元是六面體八節(jié)點(diǎn)一次單元，由于灌漿料處于高圍壓狀態(tài)，發(fā)生損傷后仍可繼續(xù)承受壓力，且采用Solid45單元能夠掌握灌漿料的最大應(yīng)力和最大應(yīng)力的具體位置，因此灌漿料采用Solid45單元模擬，彈性模量為1.5×104MPa。試件劃分單元的尺寸為10 cm，其中墩底區(qū)域?yàn)? cm，鋼筋單元的劃分尺寸為10 cm，最終劃分的單元總量為36 244個(gè)。現(xiàn)澆試件p1的有限元模型如圖7所示。實(shí)際中采用錨桿把試件固定于剛性地面，模型把承臺(tái)底的4根樁底部單元節(jié)點(diǎn)進(jìn)行固結(jié)，該方法經(jīng)驗(yàn)證和實(shí)際約束效果相吻合。

圖6 混凝土和鋼筋的本構(gòu)曲線

圖7 p1現(xiàn)澆試件的實(shí)體有限元模型

圖8是現(xiàn)澆試件p1的模擬骨架曲線和試驗(yàn)骨架曲線對(duì)比，混凝土的彈性模量根據(jù)試塊測(cè)試結(jié)果采用了一組較低的數(shù)值，使得模擬的骨架曲線和試驗(yàn)的骨架曲線可以較好地吻合。

圖8 試驗(yàn)骨架曲線和模擬結(jié)果

承插試件各部件單元如圖9所示，具體為承臺(tái)單元、預(yù)制墩單元、鋼筋單元(鋼筋單元同圖7)、灌漿料單元(灌漿料厚度為5 cm)。

圖9 承插式結(jié)構(gòu)各部件單元

3.2 灌漿料粘結(jié)良好模式分析

采用整體建模、統(tǒng)一劃分網(wǎng)格的方式來(lái)模擬灌漿料和承臺(tái)孔壁、橋墩之間粘結(jié)良好的狀態(tài)。圖10 是有限元模擬得到的整澆試件p1和承插試件p2-p5在灌漿料粘結(jié)良好情況下的骨架曲線。不同試件水平抗推剛度一致，p4試件的極限承載力為579.8 MPa，p3試件的極限承載力為563.8 MPa，其它各試件的極限承載力均介于這兩者之間。

圖10 現(xiàn)澆試件和不同承插深度試件的有限元模擬結(jié)果

擬靜力試驗(yàn)的結(jié)果表明，預(yù)制墩底部混凝土被壓碎，導(dǎo)致試件最終被破壞。有限元計(jì)算得到混凝土壓碎區(qū)域如圖11(a)中箭頭所示區(qū)域，試驗(yàn)中混凝土的破壞區(qū)域見(jiàn)圖11(b)，二者是吻合的。圖12展示了承插深度為0.5D時(shí)灌漿料的峰值主壓應(yīng)力分布情況，發(fā)現(xiàn)灌漿料最大主壓應(yīng)力達(dá)到60.2 MPa。表1對(duì)灌漿料粘結(jié)良好時(shí)試件各部位的應(yīng)力值進(jìn)行了匯總。由表1可見(jiàn)，隨著承插深度的增加，灌漿料的主壓應(yīng)力不斷減小，承插深度越小，橋墩在承受水平荷載時(shí)側(cè)傾的趨勢(shì)越大，對(duì)灌漿料的壓力也越大；承臺(tái)底板鋼筋的應(yīng)力隨著承插深度的增加不斷減小。鋼筋應(yīng)力值整體較小，這是由于在樁的支撐下，承臺(tái)內(nèi)部形成類似于混凝土拱的承載機(jī)制，而非類似于擴(kuò)大基礎(chǔ)中板的受力，導(dǎo)致承臺(tái)底板鋼筋基本不受拉力，這可以通過(guò)主壓應(yīng)力跡線的走向得到證實(shí)。此外，各試件的水平極限承載力基本一致。

圖11 試件破壞區(qū)域

圖12 p3試件灌漿料最大主壓應(yīng)力分布

表1 粘結(jié)良好情況下試件各部位最大應(yīng)力Table 1 Maximum stress of each part under excellent cohesion

3.3 灌漿料粘結(jié)失效模式分析

橋梁作為長(zhǎng)期服役的室外結(jié)構(gòu)，受到車(chē)輛和溫度等各種荷載的反復(fù)作用，應(yīng)考慮到承插式試件出現(xiàn)灌漿料與預(yù)制墩承插端的粘結(jié)破壞的不利情況。灌漿料和橋墩混凝土之間的接觸是通過(guò)接觸單元Conta174和Targe170實(shí)現(xiàn)的。接觸單元是一種面單元，覆蓋在兩個(gè)接觸體的表面上，接觸單元具體如圖13所示，接觸區(qū)域不傳遞拉力，可傳遞壓力、摩擦力，接觸面的摩擦系數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[19]的研究取0.6。

圖14是各試件在灌漿料粘結(jié)良好和粘結(jié)失效情況下有限元計(jì)算得到的骨架曲線。通過(guò)圖14可以看出，在灌漿料和預(yù)制墩承插端混凝土粘結(jié)失效后，承插試件的墩頂水平加載剛度降低約10%，極限承載力降低了30 kN左右，約5%。表2對(duì)灌漿料粘結(jié)失效后各試件的應(yīng)力結(jié)果進(jìn)行匯總，同表1

圖13 灌漿料和承臺(tái)之間的界面接觸單元

對(duì)比得到：灌漿料粘結(jié)失效后的最大主壓應(yīng)力和粘結(jié)良好情況下最大主壓應(yīng)力基本相同，隨著承插深度的增加，該應(yīng)力逐漸減??；底板鋼筋應(yīng)力在粘結(jié)失效后明顯增長(zhǎng)，隨著承插深度的增加，底板鋼筋的應(yīng)力逐漸減小，在1.5D的承插深度下，底板鋼筋應(yīng)力明顯小于其它3個(gè)試件。灌漿料粘結(jié)良好和粘結(jié)失效情況下，0.7D承插深度下灌漿料的應(yīng)力分布具體如圖15所示，灌漿料另半側(cè)的應(yīng)力分布和該部分對(duì)稱；從灌漿料受壓區(qū)域上看，灌漿料粘結(jié)良好情況下受壓區(qū)域的面積大于粘結(jié)失效情況下的受壓區(qū)域，且粘結(jié)失效后，灌漿料的受壓區(qū)由一個(gè)區(qū)變?yōu)閮蓚€(gè)區(qū)，每側(cè)受壓區(qū)域的范圍同時(shí)變小。

圖14 p2-p5粘結(jié)良好和粘結(jié)失效情況下骨架曲線對(duì)比

表2 粘結(jié)失效情況下各部位最大應(yīng)力Table 2 Maximum stress of each part under bonding failure

圖15 0.7D承插深度粘結(jié)良好或失效半側(cè)灌漿料的壓應(yīng)力分布

為了清楚地觀察灌漿料在承臺(tái)內(nèi)部的破壞情況，試驗(yàn)后把承臺(tái)從中軸線切成兩半，如圖16所示，線框內(nèi)是灌漿料區(qū)域，灌漿料僅在頂部的表層區(qū)域(約5 cm)出現(xiàn)壓碎，在稍深的區(qū)域內(nèi)，未發(fā)現(xiàn)任何壓碎或者開(kāi)裂跡象，局部破壞的位置和有限元模擬得到的的最大應(yīng)力位置是完全吻合的。

圖16 承臺(tái)剖面圖

以承插深度為0.7D的試件為例，圖17展示了預(yù)制墩和承臺(tái)之間的接觸狀態(tài)，可以看出預(yù)制橋墩完全依靠預(yù)留孔的嵌固作用來(lái)受力。

圖17 接觸單元接觸狀態(tài)

圖18(a)和圖18(b)分別是粘結(jié)良好和粘結(jié)失效情況下試件中軸線剖面的壓應(yīng)力分布圖。粘結(jié)良好時(shí)承臺(tái)的壓應(yīng)力主要集中在墩和承臺(tái)交界區(qū)域；粘結(jié)失效后承臺(tái)的壓應(yīng)力主要集中于如圖18(b)中的箭頭所指承臺(tái)的3個(gè)區(qū)域?？梢?jiàn)，粘結(jié)失效后底板承受自橋墩較大的壓力，導(dǎo)致承臺(tái)底板鋼筋應(yīng)力增加。依據(jù)圖18(b)的應(yīng)力分布情況，忽略接觸面之間微小的摩擦力，圖19提出了承插式橋墩在粘結(jié)失效后承受水平荷載的受力示意圖。整個(gè)橋墩依靠和承臺(tái)灌漿料接觸區(qū)域提供的反力支撐橋墩承受水平荷載，該體系是一個(gè)穩(wěn)定的三角形受力體系，只要承臺(tái)可以提供足夠的約束能力，橋墩就可以穩(wěn)定承載。粘結(jié)失效后新的受力機(jī)理雖然穩(wěn)定，水平承載力基本保持一致，但抗推剛度卻有約10%的降低。

圖18 粘結(jié)良好或粘結(jié)失效情況下壓應(yīng)力分布

圖19 承插式連接粘結(jié)失效后的受力機(jī)理

3.4 灌漿料的彈性模量和填充厚度的影響

為研究灌漿料的彈性模量和填充厚度對(duì)承插試件力學(xué)行為的影響，以承插深度為0.7D的試件為基礎(chǔ)，分析了厚度分別為5、10、15 cm的3種情況，每種厚度下灌漿料的彈性模量又考慮為初始彈性模量(1.5×104MPa)的0.1、0.2、1、5、10倍。從圖20(a)和20(b)可以看出(試件的初始水平剛度取彈性階段的試件水平抗推剛度)，當(dāng)灌漿料厚度相同時(shí)，試件的初始水平抗推剛度隨著灌漿料彈性模量的增加呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，受灌漿料厚度的影響較??；當(dāng)灌漿料彈性模量相同時(shí)，不同厚度的灌漿料得到的水平抗推剛度基本相同；試件的極限承載力在厚度為10和15 cm時(shí)基本不隨灌漿料的彈性模量改變?？傊?，試件的水平極限承載力基本不受灌漿料的厚度和彈性模量的影響；試件的水平抗推剛度受灌漿料彈性模量影響較大，對(duì)灌漿料厚度變化不敏感。

圖20 彈性模量、灌漿料厚度對(duì)初始水平剛度和水平極限承載力的影響

4 結(jié)論

本文通過(guò)擬靜力試驗(yàn)和有限元模擬對(duì)承插試件的灌漿料進(jìn)行了研究，得到了以下結(jié)論：

(1)在承插深度足夠的情況下，灌漿料粘結(jié)良好和粘結(jié)失效對(duì)承插試件受力性能影響不大。有限元分析表明，灌漿料粘結(jié)失效后，橋墩同承臺(tái)灌漿料側(cè)面以及承臺(tái)預(yù)留孔底面之間形成穩(wěn)定的三角形受力體系，確保了預(yù)制墩具有良好的水平抗推剛度和承載能力。

(2)灌漿料粘結(jié)失效后，承臺(tái)內(nèi)部的拱效應(yīng)消失，底板的鋼筋應(yīng)力明顯增加，且承插深度越淺，底板鋼筋應(yīng)力增加越明顯。為確保承插試件承臺(tái)的安全性，需要對(duì)承臺(tái)底板進(jìn)行相應(yīng)的配筋加強(qiáng)，宜采取增加承臺(tái)底面配筋率、加厚承臺(tái)底板厚度等措施，避免承臺(tái)在預(yù)制墩壓力下發(fā)生沖剪破壞。

(3)承插試件的水平抗推剛度隨著灌漿料彈性模量的增加呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，只要承插深度足夠，可以不考慮灌漿料厚度對(duì)承插式橋墩的水平抗推剛度、極限承載力的影響。

(4)承插試件的灌漿料處于圍壓較大的應(yīng)力狀態(tài)，建議在實(shí)際工程應(yīng)用中仍采用高強(qiáng)灌漿料，且灌漿料的厚度以方便施工為宜。