桥墩盖梁预应力装配式混凝土挡块抗震性能研究

2022-07-21吴文朋王喜鹏张红运

地震工程与工程振动 2022年3期

吴文朋，王喜鹏，张红运

（湘潭大学土木工程与力学学院，湖南湘潭 411105）

引言

桥梁横向挡块破坏是国内外中小跨径桥梁工程十分常见的震害形式，尤其是我国中小跨径梁式桥大多采用直接搁置型的板式橡胶支座，主梁在大地震作用下容易发生滑移并与挡块发生剧烈碰撞，导致挡块破坏率远高于墩柱破坏率［1］。普通混凝土挡块一般被设计成矮柱形式，实际地震中的破坏模式主要表现为斜剪破坏和平剪破坏，都属于剪切破坏类型，这也是很多研究称桥梁横向抗震挡块为剪力键（Shear Key）的主要原因［2］。既往研究中针对历史地震中出现的普通混凝土挡块剪切震害形式，探讨了不同因素对混凝土挡块破坏失效机理的影响。例如，国外的Bozorgzadeh 和Silva 等［3－5］、Kottari 等［6］，以及国内的郑万山等［7］、徐略勤和李建中等［8－11］、徐梁晋［12］和韩强等［13－15］分别展开了混凝土挡块试验。对于应用广泛的整体式普通混凝土挡块，不同学者分别针对纵向配筋率［3，4，8－12，15－16］、纵筋位置［8－11］、水平拉筋强度和位置［4，8－12，15－16］、箍筋形式［7，12］、混凝土强度［3，12］、挡块厚度［7］、加载高度［7－11］、有无背翼墙［4］等参数的影响展开了研究。滑移式挡块结构是将挡块和盖梁进行构造分离的一种隔震型挡块，是基于实际震害中混凝土挡块的平剪破坏现象，对既有挡块改进后的一种挡块结构形式，最初由美国加州大学圣地亚哥分校的Megally 等［17］提出并进行了相应的验证性试验，随后各国不同的学者针对滑移面位置及光滑程度［3，5，18］、竖向抗剪钢筋配筋率及位置［9，15］、盖梁水平拉筋/横向预应力［4，9，15］的影响分别展开了试验研究。以上研究成果极大的丰富和完善了普通混凝土挡块结构的地震破坏机理，最新的美国CALTRANS 桥梁抗震规范中［19］针对桥台处的抗震挡块设计推荐了2 种普通混凝土挡块结构形式。

以上整体式普通混凝土挡块的震害往往伴随着盖梁或桥台破坏，震后完全修复或加固相对比较困难，甚至可能需要重建受损盖梁或桥台。因此，国内外学者开始尝试采用抗震修复更方便或可替换的装配式挡块结构形式，例如，采用预埋螺栓安装的钢挡块结构［20－21］、采用预应力连接拼装的预制挡块结构［22－24］等。鉴于超高性能混凝土（UHPC）的力学性能介于普通混凝土和钢材之间，且具有超强的韧性、超高抗剪强度和抗冲击性以及耐腐蚀性能［25］。文中提出了一种适用于桥墩盖梁处的新型预应力装配式UHPC 抗震挡块结构，通过进行挡块试验和有限元数值模拟分析对新型挡块的有效性和适用性展开了分析和讨论。

1 挡块试验方案

1.1 试件设计

文中试件设计主要包括2组整体式挡块和2组装配式挡块，其中，榫形预制挡块预制完成以后通过水平无粘结钢束与卯形盖梁拼装成整体，预制挡块和盖梁的内部均预埋了薄壁钢管作为预应力孔道，挡块孔道位置比锚垫板略低且比盖梁孔道略高。以上2类挡块的构造和配筋分别如图1和图2所示，挡块设计参数及数量见表1所示。S3和S4中的预应力钢束采用我国工程中常用的标准Φj15.2钢绞线，钢铰线的实测屈服强度1 812.56 MPa，抗拉强度1 913.39 MPa。试验中其它参数详见文献［23］。

表1 4个挡块试件的主要设计参数Table 1 Main design parameters of four retaining blocks

图1 挡块试件构造尺寸图Fig.1 Dimension details of the retaining block specimens（Unit：cm）

图2 挡块试件配筋图Fig.2 Reinforcement layout of the retaining block specimens（Unit：cm）

1.2 试件制作与加载

挡块和盖梁均在结构实验室中制作完成，预制成型的构件如图3（a）～（b）所示。试验中采用百吨液压伺服加载系统作为挡块加载设备。S1和S2试件直接采用锚杆和螺母固定于实验室地锚孔，装配式盖梁同样采用锚杆和螺母来锚固，并通过4根预应力钢束将装配式挡块拼装到盖梁端部。2类挡块试件的试验加载装置如图3（c）～（d）所示。S1 和S2 加载方案采用先力加载后位移加载进行控制，3 级力加载分别为F=50、75、100 kN，然后开始按位移加载，每级位移增量为5 mm，每级位移加载循环3次。S3和S4直接采用位移加载控制，首次位移加载为5 mm，后期增量为5 mm且每级位移加载只循环1次。

图3 预制试验构件和加载示意图Fig.3 Production process and loading device of the specimens in test

2 试验结果分析

通过以上试验可得到各组挡块的损伤过程和最终破坏形态。为方便比较，图4（a）还给出了某实际桥梁结构的挡块震害图片（最常见的对角斜剪破坏模式）。图4（b）为S1的最终破坏模式，由图可知，破坏模式与图4（a）中的实际震害一致，由此可见，S1能体现既有整体式混凝土挡块在地震作用下的主要破坏模式，文中将以S1 挡块作为对照组进行对比分析。图4（c）为S2 的最终破坏模式，由图可知，UHPC 挡块在与盖梁的竖向界面处发生沿界面延伸的开裂破坏，试验过程中挡块与盖梁间的水平钢筋逐层被拉断，但UHPC挡块本身的损伤较小（仅出现局部微裂纹）；图4（d）为S3 的最终破坏模式，尽管加载过程中装配式NC 挡块表现出较好的位移和复位能力且对盖梁几乎无损伤。然而，S3 的最终破坏模式仍然是挡块本身严重破坏；图4（e）为S4的最终破坏模式，由图可知，其破坏模式为盖梁接触面处普通混凝土局部压溃，但对盖梁整体使用功能的影响很小。需要指出的是，预制UHPC 挡块在承受较大水平荷载和位移的情况下，挡块本体的损伤程度很小，且挡块表现出较强的位移和复位功能。

图4 实际挡块震害与4组挡块试件破坏模式对比Fig.4 Comparison of actual seismic damage mode and experimental damage modes for four block specimens

图5 给出了4 组挡块试件加载点的力－位移滞回曲线。由图5（a）可知，在Δ=16.8 mm 时S1 承担的荷载达到峰值181 kN，随后S1 的混凝土严重开裂，水平荷载主要由挡块钢筋和盖梁顶面附近首层水平拉筋承担。同时，S1 承受荷载达到峰值后的承载力下降幅度并不明显，但残余位移在明显逐渐增大。由图5（b）可知，直到Δ=32.8 mm 时S2 承担的荷载才达到峰值257 kN，由于UHPC 具有超高的强度和韧性，在挡块与盖梁粘接部位附近混凝土退出工作后，UHPC 挡块本身损伤较小，力学模型接近于刚体转动，随着水平钢筋自上而下逐层被拉断，挡块滞回曲线表现为锯齿状台阶下降，如图5（b）所示。总的来说，整体式挡块构件的滞回曲线和规则与既有文献［5，9，16］中整体式混凝土挡块试验的结果基本一致。由图5（c）可知，S3承担的荷载到达峰值163 kN 之后开始出现下降，承载能力退化的主要原因是预应力钢束位置上方的混凝土和钢筋已开始严重损伤和屈服，此时，除了挡块本体的转动位移以外，在预应力钢束位置附近还产生了较大的剪切变形。由图5（d）可知，由于UHPC 能提供超高的强度和韧性，直到试验加载结束，始终都是由挡块和预应力钢束的弹性变形来提供水平限位和位移适应能力，滞回曲线上表现为挡块承载能力始终呈现增长趋势（试验加载的最大值为285 kN，最大位移为120 mm），且试验加载过程中S4 挡块仅产生了局部离散裂纹。

图5 四组挡块试件的力－位移滞回曲线Fig.5 Force-displacement hysteretic curves of four block specimens

由前述分析可知，一方面，如果仅仅将挡块材料替换为UHPC，可大大提高传统整体式挡块本身的强度和韧性，挡块与盖梁接合面处会有更多的水平钢筋同时直接参与受力，从而使挡块结构的水平承载力和位移能力均有所增强。然而，挡块与盖梁间的整体式破坏仍然十分不利于震后盖梁和挡块的加固与功能恢复。另一方面，如果不改变结构材料，仅仅采用转动型预制装配式结构来替代整体式挡块，装配式挡块既能满足较大的地震位移需求还具有较强的自复位功能。如图5（c）所示，预应力钢束的高弹性模量可为装配式挡块分别提供了85 mm 的位移能力以及45 mm 复位能力，同时，盖梁几乎没有损伤。然而，装配式NC 挡块本身的承载能力并没有提高，与名义尺寸相同的整体式挡块相比较，最大承载能力甚至还有所下降。显然，这仍然不利用装配式挡块的抗震设计。综上所述，只有同时改变挡块的结构形式和材料力学性能，才能使新型抗震挡块的优越性得以更好的体现，如图4（e）和图5（d）所示，装配式UHPC 挡块的极限承载能力、位移能力和自复位功能均表现良好。

然而，由图5（c）和（d）可以发现，文中试验中装配式NC 挡块和UHPC 挡块在试验结束时都有较大的残余变形。究其原因，一方面是由于实验室场地和加载作动器最大伸长量等试验条件的限制，2个装配式挡块的盖梁试件的尺寸只取了2 m，文中为了验证新型装配挡块的水平位移能力，在进行试验方案设计时横向预应力钢束的初张拉力取值较小（取10%×设计值），最终导致预应力锚具损失影响较大。然而，需要指出的是，实际桥梁工程中的盖梁一般会有十几米或几十米长，根据既往的文献［26－27］可知实际工程中无粘结长预应力筋的锚具损失的影响较小。另一方面，试验中装配式挡块发生较大转动变形以后，接触面开始逐步出现局部压溃，从而产生不断增加的反向摩擦力。此外，试验加载过程中随着挡块转动角度增大到一定程度时，预制挡块在榫卯处会发生明显的竖向滑移，榫卯式拼接构造形式也会在一定程度上限制挡块的自复位功能。以上种种原因导致文中试验中的预制挡块难以完全自复位，下文中将结合有限元分析对此进一步展开讨论。

3 装配式挡块数值模拟分析

前文已通过几组对比试验验证了预应力装配式UHPC 挡块相比传统NC 挡块有一定的优势，即装配式UHPC 挡块的极限承载能力、位移适应性和自复位功能等方面均表现较好，然而，同时也存在盖梁接触面易局部压溃和榫卯式拼接构造难以自复位等问题。因此，下面将通过ABAQUS 有限元数值模拟分析，进一步讨论新型装配式UHPC挡块的抗震性能以及改进措施和方向。

3.1 ABAQUS有限元建模

采用ABAQUS 程序建立前文中装配式UHPC 挡块试件（S4）的有限元模型，如图6 所示。模型中普通混凝土和UHPC构件等采用C3D8R单元模拟，普通钢筋和预应力钢束采用T3D2单元模拟，钢筋骨架通过Embed命令内嵌在普通混凝土和UHPC 单元中。底座采用完全固结模拟，挡块与盖梁之间采用面面接触模拟。有限元模型中的普通混凝土和UHPC 均采用ABAQUS 程序中的CDP 模型模拟，普通钢筋采用双折线强化本构模型来模拟，预应力钢束的初张力采用降温法模拟。模型中不同材料参数的本构关系及损伤参数取值计算方法等详见文献［23］。此外，ABAQUS有限元模型分析过程中的加载规则与S4挡块试验中的加载规则保持一致。

图6 S4装配式挡块的ABAQUS有限元模型Fig.6 ABAQUS finite element model of the prefabricated retaining block S4

3.2 数值模拟与试验结果对比分析

基于已建立ABAQUS有限元挡块模型的数值模拟分析结果，图7给出了当加载位移Δx分别等于100 mm和120 mm 时装配式UHPC 挡块结构的破坏状态对比图，由图可知，文中建立ABAQUS 挡块有限元数值模型损伤云图的破坏分析结果与前文中S4 挡块试验破坏的结果吻合较好，UHPC 挡块本身有轻微损伤，挡块与盖梁接触面出现严重压溃，挡块和盖梁的损伤位置以及损伤程度等均一致。图8（a）（b）给出了有限元分析的力－位移滞回曲线和S4挡块试验的力－位移滞回曲线对比，图8（c）还给出了2个滞回曲线骨架线的对比图。

图7 S4挡块的有限元破坏模拟形态与试验破坏对比Fig.7 Comparison between damage modes in FE and test results for S4

图8 S4挡块有限元分析模拟曲线与试验曲线对比Fig.8 Comparison between FE force-displacement curves and those in test for S4

由图8可知，2种力－位移曲线的吻合度也较好。需要说明的是，通过S4挡块试验过程的动态记录以及有限元数值模拟的全过程动态记录可以发现，S4 榫卯装配式挡块水平往复荷载作用下的转动过程中，挡块本身与盖梁之间存在多个接触点（接触面），例如，图8（c）中骨架曲线的2 个转点（转点1 和转点2）分别是由于挡块（榫）与盖梁（卯）之间2个抵触点（抵触点A和抵触点B）处发生严重抵触所导致的，从而使得这类挡块的转动受力模式较复杂，特别是这些抵触会导致榫、卯之间发生一定的竖向滑移，二者间较复杂的正反向摩擦导致挡块自复位困难。然而，总的来说，由图7 和图8 的对比结果可以知，采用文中建立的ABAQUS 有限元模型进行下一步的对比分析和相关讨论是合理可行的。

3.3 装配式挡块损伤分析及改进建议

合理的预应力装配式抗震挡块结构，除了要满足地震作用下挡块本体不发生明显损伤以外，还要求其转动传力模式要明确、且具有较强的自复位功能，从而利于实现桥梁在小震、中震和大震作用下的多水准抗震设防［2］。然而，由前文中的挡块破坏试验现象和有限元分析结果可知，榫卯装配式UHPC 挡块尚存在的一些问题，导致图9（a）所示装配式UHPC挡块的受力模式及转动机制仍十分复杂，这将十分不利于抗震挡块的多水准设防，以及装配式挡块分析模型的建立与计算。因此，文中在此基础上进一步提出了以下2点改进的建议：（1）将原来的榫卯装配式挡块改为直缝装配式挡块；（2）盖梁端部接触采用10 cm 厚的现浇UHPC 进行补强。图9（b）所示为改进后直缝装配式UHPC挡块结构组成形式。

图9 改进后预应力装配式UHPC挡块结构有限元模型Fig.9 Finite element model of the modified prestressed prefabricated UHPC retaining block

按同样的建模方法建立以上改进后直缝装配式UHPC 挡块的ABAQUS 有限元分析模型，如图9（c）所示。然后，采用相同的位移加载规则进行循环加载，最终可以得到改进后直缝装配式UHPC挡块的受力损伤云图以及改进前、后挡块的力－位移滞回曲线的对比情况，分析结果如图10所示。

图10 改进后预应力装配式UHPC挡块的数值模拟分析结果Fig.10 Numerical simulation analysis results of the modified prestressed prefabricated UHPC retaining block

由图10（a）可知，当水平加载位移Δx从0增大到100和120 mm 的过程中，无论是UHPC 挡块本身还是增强后的盖梁均没有发生明显损伤，图中各构件的主拉应力和主压应力都维持在合理的范围内（基本保持弹性）。与改进前榫卯装配式挡块有限元分析的损伤云图（图7 所示）相比较，在相同水平位移加载的情况下，直缝装配式挡块和盖梁的整体抗震性能都明显提升。此外，由于有限元数值模拟中采用的加载规则相同（即采用位移加载至120 mm 后停止加载），且除了挡块与盖梁之间的拼接方式不同外，其它参数均完全相同，由图10（b）可知，改进后装配式挡块的临界转动点、滞回曲线外包络线和最大位移等都与改进前的挡块基本相同。然而，同时还可以很明显地观察到，改进前榫卯装配式挡块的最终残余位移达63 mm 之多，改进后直缝装配式挡块的最终残余位移仅有7.2 mm，残余位移减小了55.8 mm。这主要是由于直缝装配式挡块与盖梁之间的接触点只有一个，同时该处的盖梁采用UHPC材料进行了补强，从而使挡块的转动模式更为简洁，单点摩擦效应对挡块的自复位功能的影响非常小。综上所述，装配式UHPC 挡块结构经过以上2点改进以后，挡块可以同时具体较强的承载能力、位移能力和自复位功能，而且在转动过程中不会对盖梁造成严重损伤，从而能够保证挡块和盖梁构件都按弹性构件来设计，这对于装配式UHPC挡块的多水准抗震设计和合理挡块力学分析模型的建立是有利的，尤其是可替换式的拼装结构形式对于桥梁挡块破遭受地震坏后的抗震加固十分友好。