预制拼装铁路重力式桥墩的抗震性能研究

Study on Seismic Performance of Prefabricated Railway Gravity Piers

摘要

为适应中国铁路建设向高烈度震区快速发展的需要，解决传统预制拼装桥墩墩柱及承台连接位置薄弱等问题，提出一种灌浆波纹管连接的模块化预制拼装桥墩体系，通过设置承台与墩身塑性区域共同浇筑及墩底局部无黏结段增强桥墩的抗震性能。制作1个局部无黏结整体现浇铁路重力式桥墩模型和1个局部无黏结预制拼装铁路重力式桥墩模型开展拟静力试验，并结合有限元分析，进行预制拼装铁路重力式桥墩抗震性能研究。结果表明：局部无黏结预制拼装桥墩整体连接性能稳定，可通过墩底塑性区域破坏与墩身及节段间的摇摆实现共同消能，其破坏模式表现为墩底塑性区域的弯曲破坏，未发生破坏位置转移现象；局部无黏结预制拼装桥墩等效塑性区域高度比整体现浇桥墩降低，抗侧向水平承载力与耗能能力提升显著，位移延性能力良好，可适应更大加载位移，最终累积耗能增长64.3%；结构接缝位置连接稳定可靠，同等加载位移下等效刚度基本一致，抗震性能得到明显提高；预制节段划分对预制拼装铁路重力式桥墩抗震性能的影响不大。

Abstract

To meet the needs of the rapid development of railway construction to high-intensity seismic areas in China, a modular prefabricated bridge pier system with grouted corrugated tube connections is proposed to solve the problems of weak connection positions between pier columns and caps of traditional prefabricated piers. By pouring the pier cap and the plastic region of the pier body together and setting a locally unbonded segment at the pier bottom, the seismic performance of the bridge pier is strengthened. A model of locally unbonded monolithic cast-in-place railway gravity pier and a model of locally unbonded prefabricated railway gravity pier were created to carry out pseudo-static tests, and the seismic performance of prefabricated railway gravity pier was studied by finite element analysis. The results show that the overall connection performance of the locally unbonded prefabricated bridge pier is stable, and it can dissipate energy through the swing between the plastic region at the pier bottom and the pier body and segments. The failure mode of the locally unbonded prefabricated pier is characterized by bending failure in the plastic region at the pier bottom, without damage location transfer phenomenon. Compared with the locally unbonded cast-in-place bridge pier, the locally unbonded prefabricated pier has a reduction in the height of the equivalent plastic region, and its lateral bearing capacity and energy dissipation capacity are significantly improved. It also exhibits good displacement ductility and can adapt to larger loading displacement, with an increase of the final cumulative energy consumption of 64.3%. The joint position of the structure is stable and reliable, the equivalent stiffness is basically the same under the same load displacement, and the seismic performance is obviously improved. The precast segment division has little influence on the seismic performance of prefabricated railway gravity pier.

Graphical abstract

关键词

铁路 / 重力式桥墩 / 预制 / 拼装 / 局部无黏结 / 抗震性能 / 破坏模式 / 拟静力试验

Key words

Railway / Gravity piers / Prefabricated / Assembled / Localized unbonded / Seismic performance / Failure mode / Pseudo-static test

近年来，我国桥梁建设进程不断加速，对桥梁下部结构使用装配式建造成为与之相适的有效手段^［1］。随着桥梁建设的持续发展，装配式体系和预制构件逐渐被学者认可并得到广泛应用。相较于桥梁传统的现浇施工方式，对桥墩采取节段拼装技术，将构件转移至工厂进行模块化生产，可以显著降低气候、温度等不利环境对于构件生产的影响，从而达到提高生产效率、缩短工程周期、减小施工干扰、节能环保和便于运输安装等目的，同时有效避免大体积混凝土浇筑过程中因放热导致的裂缝问题，显著提高工程质量，与我国铁路建设不断向施工困难的西部地区快速推进的要求相适应。铁路重力式桥墩以其自重大、刚度大等特点可以较好满足高铁行驶过程中对舒适度和稳定性的要求，因而被广泛应用于以高速铁路为主的铁路桥梁建设。我国对预制拼装技术应用于铁路桥梁下部结构的研究起步较晚，预制拼装技术能否用于高烈度震区铁路重力式桥墩建设的问题亟待明确与论证。自2019年起，我国陆续在京雄城际铁路、南疆和田至若羌铁路、郑济铁路^［2］及汉巴南铁路沿线的建设中开展对预制拼装技术在桥梁下部结构中的应用。

灌浆金属波纹管连接以其施工便捷、传力稳定、性能可靠等优势常被用于预制墩柱同盖梁与承台间的连接^［3］。国内外学者对使用灌浆金属波纹管连接的预制拼装桥墩展开过一系列研究。2008年Pang等对使用灌浆波纹管连接预制墩柱和盖梁的3个预制拼装桥墩与整体现浇桥墩进行拟静力试验，结果表明使用灌浆波纹管连接拼装桥墩的位移延性和滞回耗能能力达到等同现浇桥墩的水平^［4］。2015年Mostafa Tazarv等对使用灌浆波纹管连接并注入高强灌浆料的预制桥墩展开研究，得到其破坏模式、刚度退化等方面与现浇桥墩相同，且具有更高的极限承载力和能量耗散能力^［5］。2018年，贾俊峰等等采用灌浆波纹管连接预制墩柱与承台的桥墩进行拟静力往复加载试验，发现预制桥墩的损伤主要发生在墩底与承台接缝处及墩底塑性铰区，波纹管锚固钢筋未发生黏结滑移破坏^［6］。2020年柳家为等对23组使用灌浆波纹管连接的钢筋进行拉拔试验，研究表明当钢筋锚固长度大于10倍钢筋直径时，破坏形式均表行为钢筋拉断破坏^［7］。2021年宋来健对灌注UHPC材料的铁路混凝土预制拼装桥墩展开研究，结果表明灌浆波纹管连接的预制桥墩构件较现浇桥墩具有更大的整体刚度、更高的水平承载能力和耗能能力，同时具备良好的延性与自复位性^［8］。秦训才等通过对铁路重力式桥墩局部增设无黏结段发现，同完全黏结的模型桥墩相比，局部无黏结桥墩的位移延性和滞回耗能等抗震性能指标有显著提高^［9］。

配筋率低于0.5%的少筋混凝土现浇桥墩，破坏时在墩底形成塑性区域，表现为有限延性破坏^［10］。现有灌浆波纹管连接的拼装桥墩均采取对墩柱节段及承台预制后进行拼装连接，由于连接节点处存有刚度突变、变形不连续等问题，因此墩柱与承台的连接节点处成为制约预制拼装桥墩抗震性能的关键所在。目前针对灌浆波纹管连接预制桥墩的研究多集中于低烈度地区配筋率较高的公路桥墩。鉴于我国铁路不断向西部施工不便的高烈度震区拓展，本文提出一种对承台及墩身塑性铰区域现浇，墩身上部进行节段预制的混合拼装桥墩体系，以期使墩身底部形成塑性区域抵抗地震作用。同时增强结构刚度，避免传统预制拼装桥墩因墩底处节段连接导致塑性区域薄弱环节的产生。为降低塑性区域现浇导致的墩底部分刚度过大及不连续的影响，在墩身底部设置局部无黏结区域以提高结构的延性和变形能力，同时减少应力集中现象及刚度突变造成塑性区域的转移和裂缝的发展，使墩身在地震作用下形成“摇摆”结构，利用墩身及节段接缝处的摆动开合，达到提高结构耗能能力的效果。通过拟静力试验和数值模拟研究本文提出的预制拼装铁路重力式桥墩的抗震性能。

1 试验概况

1.1　模型制作

为对比混合体系节段预制拼装铁路重力式桥墩的抗震性能，选取高烈度震区常用铁路重力式桥墩为原型，选用1∶8的比例进行缩尺模型设计。制作配筋率为0.3%的1个局部无黏结整体现浇桥墩试件M1和1个使用灌浆波纹管连接的局部无黏结预制拼装桥墩M2。模型桥墩采用C30混凝土，设计轴压比为0.06，等效计算的墩身长、宽和高分别为36，25和125 cm，承台的长、宽和高分别为80，70和50 cm。对预制拼装桥墩M2和现浇桥墩M1墩底处设置无黏结钢筋段以削弱刚度改变可能造成的影响，增强结构延性性能和耗能能力^［11］。塑性区域现浇段完全黏结段依据波纹管钢筋连接锚固性能研究中大于15d（12 cm）（d为桥墩纵向钢筋直径）的要求保守取值15 cm，局部无黏结段总长为12 cm^［7］。模型的主要参数见表1。

桥墩试件纵筋均选用直径8 mm的HRB400带肋钢筋，配筋率为0.3%，承台钢筋为直径16 mm的HRB335热轧带肋钢筋；箍筋使用直径6 mm的HPB300光圆钢筋，沿墩高方向绑扎于金属波纹管外侧，间距为80 mm。预制拼装桥墩M2通过金属波纹管中高强灌浆料及通长纵筋连接成为整体；墩身预制节段纵筋处定位埋置内径5 cm、总长1 m的灌浆金属波纹管，塑性区域现浇段金属波纹管深入承台以下7 cm，以防止承台与墩底交界处发生刚度突变。预制节段依据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》等高度、标准化设计；墩身分3节段等高度模块化预制，模块化节段高24 cm、配筋率0.3%、体积配箍率1.26%，纵筋混凝土净保护层厚度4 cm；预制节段内金属波纹管连接长度取24 cm，沿墩柱高度方向通长布置，符合DG/TJ 08-2160—2015《预制拼装桥墩技术规程》中灌浆波纹管锚固长度大于30d（30×0.8=24 cm）的要求。塑性区域现浇段高度L_P设置参考JTG/T 2231-01—2020《公路桥梁抗震设计规范》中建议取值2b/3=17 cm（b为桥墩截面的短边尺寸），为避免刚度变化发生破坏位置上移，取保守值21 cm。

桥墩试件的钢筋布置如图1所示。模型制作时使用2 cm内径PVC塑料软管包裹钢筋，在接口处缠绕摸涂环氧树脂的纱布封堵，形成局部无黏结钢筋段。架立模板后对承台内通长纵筋和节段内金属波纹管定位，分别对塑性区域和承台现浇段、模块化节段进行浇筑。通过向金属波纹管内灌注C60高强无收缩灌浆料进行节段间连接。加载端节段金属波纹管埋设受锚具位置限制，与顶部预制节段隔离后通过现浇模拟预制拼装。

1.2　加载装置及测试内容

桥墩模型加载装置如图2所示。试验时通过穿过地锚螺栓孔的精轧螺纹钢对承台进行锚固，换算梁体自重及二期恒载后对墩顶施加73 kN的竖向恒定荷载。试验加载采用位移控制，使用电液伺服作动器沿东西方向对墩顶施加水平往复荷载，同一位移下进行3次加载循环，加载制度如图3所示。试验以1 mm为初始加载位移，15 mm之前位移加载幅值以2 mm的增量递增，此后以5 mm的增量加载直至纵筋断裂或构件水平承载能力下降到峰值荷载的85%以下，终止试验。

2 试验结果与分析

2.1　试验现象与破坏形态

以水平作动器施加推力为正向加载、拉力为反向加载，作动器作用在桥墩的E（东侧）面上，进行试件损伤破坏观察记录。终止加载后，2个模型桥墩的破坏模式均表现为弯曲破坏，以墩底塑性区域的破坏为主。

现浇桥墩M1在水平位移加载至5 mm时，水平荷载为17.4 kN，模型E面、N（北侧）面、W（西侧）面墩底处出现微裂缝；位移加载至9 mm时，水平荷载为22.7 kN，W面墩底裂缝延伸贯通；位移加载至15 mm时，水平荷载为24.0 kN，W面墩身中部出现贯通裂缝；位移加载至40 mm时，水平荷载为26.1 kN，边角处混凝土出现压碎剥落；位移加载至45 mm时，达到承载能力峰值荷载26.6 kN；位移加载至60 mm时，水平荷载为22.3 kN，塑性区域翘起，混凝土大量压碎剥落，钢筋裸露，构件承载能力极速衰退，停止加载，最终破坏情况如图4所示。

混合体系预制拼装桥墩M2在水平位移加载至3 mm时，水平荷载为15.8 kN，模型底节段接缝处张开，卸载后接缝闭合，E面墩底处出现微裂缝；位移加载至11 mm时，水平荷载为23.5 kN，E面墩底裂缝延伸贯通；位移加载至30 mm时，达到承载能力峰值荷载30.0 kN，节段接缝处混凝土未出现裂缝及压碎现象，卸载后接缝闭合，相邻节段未发生错位与滑动；墩身塑性区域现浇段底部发展为主裂缝，节段接缝处张开宽度不再随加载位移增长而加大，墩柱表现出明显摇摆特性 ；位移加载至40 mm时，水平荷载为29.4 kN，边角处混凝土出现压碎剥落；位移加载至45 mm时，水平荷载为26.6 kN，达到承载能力峰值荷载，位移加载至65 mm时，水平荷载为24.9 kN，E面、W面墩底出现混凝土压碎剥落，位移加载至70 mm时，水平荷载为26.6 kN，构件承载能力下降至85%以下，停止加载，最终破坏情况如图5所示。

图6给出了2个模型桥墩破坏示意图。由于局部无黏结段钢筋的设置，2个模型承载力表现出较长的上升段。对比现浇桥墩M1，混合体系预制拼装桥墩M2的破坏区域集中在墩底，未因塑性区域现浇发生破坏位置转移现象，其墩身裂缝显著减少，混凝土破碎区域也明显降低。

2.2　滞回曲线

对现浇桥墩M1和预制拼装桥墩M2施加低周往复荷载后，得到墩顶水平荷载与位移的滞回曲线如图7所示。由图7可见：加载初期，桥墩模型均处于弹性阶段，卸载后基本可回复至初始位置，残余变形小，滞回耗能较低；随着加载位移的增长，裂缝延伸发展，混凝土出现剥落压碎；局部无黏结钢筋段的设置，使模型水平承载力在弹塑性阶段没有明显衰退；由于无黏结段内钢筋可在混凝土间滑动，受拉纵筋出现应变滞后现象，整体应变分布较为均匀^［12］，滞回曲线呈现弓形，整体线形饱满，模型延性良好；灌浆金属波纹管与高强无收缩灌浆料的引入使预制拼装桥墩M2比现浇桥墩M1的水平承载力和极限位移得到显著提高，滞回环也更加饱满；加载后期由于现浇桥墩M1塑性区域混凝土大量压碎剥落导致承载能力急剧下降；预制拼装桥墩M2墩身现浇塑性区域整体强度更大，此时仅在墩底位置有轻微混凝土剥落；终止加载后混凝土压碎现象仅发生在墩底及边角区域。这是因为配筋率对铁路重力式桥墩的抗震性能存有显著影响^［10］，该现象随轴压比增大而加剧^［13］。预制拼装桥墩M2塑性现浇区域波纹管伸入承台内部，加载时与纵筋共同承受拉力，同时约束其内部灌浆料与纵筋形成稳定黏结，起到加强纵筋的作用。

2.3　骨架曲线

骨架曲线可以反映模型的初始刚度、峰值荷载和延性等特征，现浇桥墩M1和预制拼装桥墩M2的骨架曲线如图8所示。

由图8可见：两者曲线整体变化趋势相近；加载初期，现浇桥墩M1与预制拼装桥墩M2曲线斜率相近，模型承载力得到快速提升；随着加载位移幅值的增大，模型产生塑性变形，曲线斜率增长变缓；加载中期，预制拼装桥墩M2承载力率先达到峰值荷载持续下降，现浇桥墩承载力维持缓慢增长；加载后期，二者曲线出现短暂重合，此后现浇桥墩M1承载力因混凝土大量压碎剥落急剧下降；加载过程中，预制拼装桥墩M2整体抗侧向水平承载力高于现浇桥墩M1，说明墩底塑性区域现浇段与墩身预制节段间连接稳定可靠。

3 抗震性能指标

3.1　刚度退化

为对比不同位移下现浇桥墩M1与预制拼装桥墩M2抵抗变形的能力，采用割线刚度进行对比分析。割线刚度使用JGJT 101—2015《建筑抗震试验方法规程》中给出的公式计算。

K_i=\frac{\left|+F_i\right|+\left|-F_i\right|}{\left|+X_i\right|+\left|-X_i\right|}（1）

式中：K_i 为依据第i次加载滞回曲线算的割线刚度；F_i为第i次加载峰值荷载值；X_i为第i次加载峰值荷载所对应的位移值。

依据试验结果由式（1）计算得到的模型M1和模型M2的刚度退化曲线如图9所示。

由图9可见：塑性区域现浇的设置和高强灌浆料与金属波纹管的使用对结构初始刚度起到加强作用；加载初期，受混凝土开裂影响刚度退化现象明显，预制拼装桥墩M2刚度退化速率低于现浇桥墩M1，随着加载幅值增大，混凝土裂缝延伸贯通，刚度退化趋势减缓，现浇桥墩M1和预制拼装桥墩M2刚度渐趋一致；加载后期，墩底混凝土压碎破坏，刚度退化现象趋于停滞；加载过程中，现浇桥墩M1与预制拼装桥墩M2刚度退化曲线具有相同的变化趋势。

3.2　位移延性

延性能力反映结构承载力未有明显下降时维持非弹性变形的能力。根据骨架曲线求取桥墩模型屈服点（{\Delta }_{\mathrm{y}}，V_{\mathrm{y}}）、最大承载力点（{\Delta }_{\mathrm{p}}，V_{\mathrm{p}}）和极限破坏点（{\Delta }_{\mathrm{u}}，V_{\mathrm{u}}），采用PARK法^［14］计算桥墩模型屈服位移{\Delta }_{\mathrm{y}}^［15］；由于未发生纵筋拉断现象，取承载力下降至峰值荷载85%时对应位移为极限位移{\Delta }_{\mathrm{u}}，位移延性系数\mu由极限位移与屈服位移的比值求取，即\mu ={\Delta }_{\mathrm{u}}/{\Delta }_{\mathrm{\nu }}，模型骨架曲线特征点与位移延性系数见表2。由表2可见：预制拼装桥墩M2的位移延性略大于现浇桥墩M1，受灌浆料灌注施工时密实度影响，预制拼装桥墩M2两侧位移延性系数偏差较大。区别于传统完全黏结现浇铁路重力式混凝土桥墩，预制拼装桥墩M2加载过程中未发生纵向钢筋拉断，极限位移达65.12 mm，延性性能提高显著。

3.3　耗能能力

耗能能力是结构在地震反复作用下耗散能量的能力，是反映桥梁延性抗震性能的重要指标，通过计算桥墩力-位移滞回曲线封闭滞回环所包围面积求取^［16］。图10给出了2个模型桥墩的累积耗能。由图10可知：加载初期，现浇桥墩M1与预制拼装桥墩M2耗能曲线重合，金属波纹管和高强灌浆料在桥墩破坏早期对结构耗能没有明显影响，随着加载位移的增大，模型桥墩M2预制节段墩身与节段间摇摆现象加剧，结构耗能能力得到加强，累积耗能超过现浇桥墩M1；加载后期，现浇桥墩M1的耗能增长速率减缓，而预制拼装桥墩M2耗能增长加速，曲线斜率不断增大直至加载结束。现浇桥墩M1加载结束时，同等加载位移下预制拼装桥墩M2累积滞回耗能较现浇桥墩M1提升18.4%，预制拼装桥墩M2此时承载力未降至峰值荷载85%以下，符合继续加载条件，预制拼装桥墩M2加载结束最终累积滞回耗能较现浇桥墩M1增长64.3%。

4 预制节段划分对预制拼装铁路重力式桥墩抗震性能的影响

使用有限元软件ABAQUS，对预制拼装桥墩模型M2进行数值模拟分析。混凝土与高强灌浆料依据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》确定塑性损伤模型，采用C3D8R缩减积分单元模拟；承台与墩身塑性区域现浇段、预制节段、加载端节段分别建立3D实体部件。钢筋本构使用钢筋黏结滑移模型^［16］，与混凝土和高强灌浆料保持节点一一对应。完全黏结段建立embedded约束内置在模型内部，局部无黏结段节点采用Spring2刚性弹簧单元模拟，释放墩高方向位移，模拟无黏结钢筋在混凝土中的滑动。波纹管使用S4R壳单元模拟，分别与混凝土和高强灌浆料使用Tie约束绑定，主从表面依据刚度确定。节段间接触行为采用面面约束，法向定义“硬接触”，接触面允许分离，切向定义“库仑摩擦”，根据规范ACI 318—02^［17］摩擦系数取值0.6，实现对试验中接缝开合现象的模拟。

图11与图12分别为预制拼装桥墩M2有限元模型加载位移幅值最大时得到的混凝土受压损伤云图与钢筋应力云图，预制拼装桥墩M2试验与数值模拟滞回曲线和骨架曲线对比如图13和图14所示。

由图11和图14可见：混凝土损伤部位集中于墩底塑性区域，局部无黏结段钢筋应力分布均匀，未达到极限强度，数值模拟结果与试验结果相符；数值模拟的预制拼装桥墩M2的滞回曲线和骨架曲线结果与试验数据基本一致。可见，数值模拟能够实现对模型破坏损伤状态及滞回曲线、骨架曲线、刚度退化等抗震性能指标模拟，可基于有限元模型进行抗震性能参数分析。

节段重量是影响预制拼装铁路重力式桥墩运输和施工的关键因素，为研究预制节段划分对预制拼装铁路重力式桥墩抗震性能的影响，在预制节段配筋率和体积配箍率不变的前提下，使用控制变量法将预制拼装桥墩M2原有3个预制节段改为1节段预制（预制节段高度为72 cm），采用ABAQUS建立预制拼装铁路重力式桥墩M3数值模型。图15与图16分别为单次循环加载后得到数值模型M3的滞回曲线、骨架曲线与数值模型M2对比。

由图15和图16对比可得：预制节段划分对预制拼装铁路重力式桥墩抗震性能的影响较小，模型M2与模型M3整体抗侧能力相近；模型M3整体性能良好，初始刚度较模型M2得到提升，加载过程中率先达到承载能力峰值荷载，耗能能力与模型M2基本相同。

5 结论

（1）预制拼装模型桥墩表现为同现浇模型桥墩破坏模式一致的墩底塑性区域弯曲破坏；同一加载位移下，混凝土开裂和破碎程度明显低于现浇模型桥墩，等效塑性区域高度降低；仅在墩底塑性区域出现混凝土的开裂和压碎，未因墩底塑性区域与承台现浇发生破坏位置转移现象。

（2）预制拼装模型桥墩同现浇模型桥墩相比，滞回曲线更为饱满，抗侧向强度和极限承载能力有明显提高；延性性能良好，可适应更大加载位移，最终累积耗能增长64.3%；结构接缝位置连接稳定可靠，同等加载位移下刚度基本一致；抗震性能优于整体现浇模型桥墩。

（3）预制节段划分对于预制拼装铁路重力式桥墩的抗震性能影响不大，同等抗震设防要求下可根据施工要求选择预制拼装铁路重力式桥墩的节段数量。

（4）预制拼装铁路重力式桥墩模块化程度高，符合铁路桥梁快速建设中因地制宜的原则。经拟静力试验证明整体连接可靠，使传统预制拼装桥墩墩柱与承台连接位置薄弱，耗能能力较差等问题得到改善，具备良好震后可恢复性，可用于高烈度震区铁路桥梁快速化建设。

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(51768036)