壓彎剪扭復合作用下灌漿套筒裝配式RC 墩的抗震性能

林友勤 ，賴仕永 ，夏樟華 ?，王達榮

（1.福州大學 土木工程學院，福建 福州 350108；2.福建省交通規劃設計研究院有限公司，福建 福州 350001）

隨著城市化進程的加快，裝配式橋墩成為了一種有力的競爭方案［1］，其中灌漿套筒連接是裝配式橋墩中常用的連接方式之一［2-4］.灌漿套筒連接方式簡單、可靠、施工方便，得到了較多的研究和應用.Ameli 等［5］、魏紅一等［6］和Wang 等［7］的研究表明，橋墩和承臺及橋墩和蓋梁之間采用灌漿套筒連接裝配式墩受力性能基本接近現澆墩，但其延性和耗能能力略小于現澆墩，其抗剪性能則與現澆墩接近［8］.徐文靖等［9］則認為灌漿套筒埋置于墩身的預制拼裝橋墩與現澆橋墩相比，等效塑性鉸高度減小，位移承載能力降低.為增強裝配式墩的整體性，盧干［10］提出一種基于灌漿套筒與芯榫共同連接的拼裝橋墩連接構造.邵旭東等［11］則提出了采用UHPC 的大口徑全灌漿連接套筒，解決灌漿不飽滿的問題.目前，國內外學者對灌漿套筒裝配式墩在水平地震作用下的損傷機理和抗震等問題進行了大量的研究分析.

由于地震動的多維作用以及裝配式墩向彎、斜橋等不規則橋梁的發展，在壓彎剪扭等復合荷載作用下裝配式墩的抗震性能研究變得十分急切.Prakash 等［12］、陳宗平等［13］和楊陽等［14］研究RC 墩柱在壓彎扭荷載作用下的抗震性能，得出結論：墩柱在復合荷載作用下的破壞程度遠大于單一荷載.鄧江東等［15］、Huang等［16］和Yu等［17］研究了不同截面形式的RC 橋墩和框架柱在壓彎扭循環耦合作用下的抗震性能.墩柱在彎扭作用下其抗彎和抗扭承載力下降明顯，在扭轉作用下，墩柱出現脆性破壞.2019年，Jiao 等［18］對9 個鋼筋混凝土RC 墩進行壓彎剪扭綜合荷載作用，結果表明，隨著梁曲率的減小和墩高的增加，墩的彎扭耦合效應更加顯著.2021 年，Jiao等［19］以剪跨比和扭彎比為主要變量，分別對圓形RC柱進行循環彎曲加載和循環彎扭組合加載.結果表明，扭轉效應和剪切效應的增大會加大橋墩的破壞高度，削弱橋墩的耗能能力和承載能力.可以看出，已有研究主要針對復合作用下的RC 墩，對非規則橋梁的裝配式墩抗震性能研究較為缺乏.

為提高灌漿套筒的抗震性能，在灌漿套筒裝配式墩接頭位置加入鋼管以提高接頭的整體連接性.因此，開展灌漿套筒連接、灌漿套筒+方鋼管連接裝配式墩和整體現澆墩在復合荷載作用下的擬靜力試驗，考察其損傷機理和滯回性能，并對復合作用下灌漿套筒連接裝配式墩的極限承載能力驗算方法進行對比，為斜橋和彎橋等非規則橋梁的裝配式橋墩相應的抗震設計及工程應用提供試驗和理論依據.進一步促進橋梁結構向裝配化、工業化和綠色低碳發展.

1 裝配式墩壓彎扭擬靜力試驗

1.1 構件模型設計

根據實橋尺寸，設計了3 個縮尺比為1∶5 的構件，整體現澆（Reinforced Concrete，RC）構件、灌漿套筒（Grouting and Sleeve，GS）構件、灌漿套筒+鋼管（Grouting Sleeve Steel-tube，GSS）構件.

墩柱有效高度1 400 mm，截面尺寸250 mm×250 mm，承臺尺寸1 000 mm×800 mm×500 mm，蓋梁尺寸1 500 mm×600 mm×400 mm.構件混凝土為商品混凝土，強度等級為C35，20 mm 的保護層厚度.選取8 根直徑為12 mm 的HRB400 熱軋帶肋鋼筋作為墩柱縱筋，選取6 mm 直徑的HPB300 光圓鋼筋作為箍筋，箍筋間距為50 mm.選取10 根直徑為12 mm 的HRB400 熱軋帶肋鋼筋作為蓋梁縱筋，選取直徑為6 mm 的HPB300 光圓鋼筋作為箍筋，箍筋間距為100 mm.選取直徑為10 mm 的HRB400 熱軋帶肋鋼筋作為承臺鋼筋，鋪設一層鋼筋網片在中部，間距為120 mm.軸壓比設計為0.1.扭彎比對構件的破壞形態起決定性作用且影響結構抗震性能，參考文獻［20］設置扭彎比為1∶2.構件參數設計及詳細尺寸如表1和圖1所示.

圖1 構件尺寸圖（單位：mm）Fig.1 Dimension of the test specimens（unit：mm）

表1 構件參數設計Tab.1 Design parameters of specimens

1.2 模型材料

1.2.1 混凝土

試驗所用混凝土均為商品混凝土，強度等級為C35.混凝土的抗壓強度和彈性模量根據《普通混凝土力學性能試驗方法標準》（GB/T 50081—2002）［21］測量.立方體抗壓強度為41.3 MPa，彈性模型為31 500 MPa.

1.2.2 鋼筋

試驗所用3種鋼筋，分別為直徑6 mm的HPB300光圓鋼筋、直徑10 mm 的HRB400 熱軋鋼筋和直徑12 mm 的HRB400熱軋鋼筋，對同批次綁扎的鋼筋進行力學性能測試.根據《金屬材料 拉伸試驗 第1 部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）［22］，在福州大學土木工程學院萬能試驗機上進行測試，鋼筋性能如表2所示.

表2 鋼筋材料性能Tab.2 Material properties of reinforcement

1.2.3 灌漿套筒及鋼管

灌漿套筒及鋼管均采用Q345 級鋼.其中預埋在承臺里的方鋼管為150 mm×150 mm，厚度為4 mm，長度為500 mm；預埋在墩柱里的方鋼管為120 mm×120 mm，厚度為4 mm，長度為750 mm，其中預埋在墩柱的部分長450 mm；灌漿套筒采用全灌漿12型套筒，屈服強度為359 MPa，極限強度為547 MPa.

1.2.4 高強灌漿料

根據《鋼筋連接用套筒灌漿料》（JG/T 408—2013）［23］和《水泥膠砂強度檢驗方法（ISO 法）》（GB/T 17671—1999）［24］要求，在構件灌漿的同時，采用同批次高強灌漿料制作40 mm×40 mm×160 mm的試塊，經過標準養護，高強灌漿料的初始流動度為310 mm，30 min的流動度為280 mm，抗壓強度為96.8 MPa.

1.3 加載設備和加載方案

在福州大學土木工程學院2 號實驗館進行此次試驗.通過預留的孔洞，構件用4 根高強螺桿與地梁固結.使用50 t 的高精密液壓千斤頂作為恒載軸力，（軸力為104.5 kN）.使用兩臺500 kN 的電液伺服作動器對構件提供扭矩、彎矩、剪力.千斤頂和水平作動器共同作用時構件進入壓彎剪扭受力狀態.加載模式圖見圖2.圖中，F1、F2分別為主副作動器力，Δ1、Δ2分別為主副作動器位移，可得柱底截面彎矩M、剪力V、扭矩T和扭彎比γ.

圖2 加載模式圖Fig.2 Load mode diagram

式中：L為兩加載作動器中心點的距離；H為柱加載中心點至柱底截面高度；η為F2與F1的比值，通過調節η可以實現對構件任意的扭彎比加載.

加載方式通過位移控制，位移幅值通過自行定義確定，主作動器位移幅值按照每級10 mm 增加，副作動器則按照扭彎比大小進行加載，每級荷載循環加載兩次，當荷載下降到最大承載力的85%時停止加載.加載現場圖［圖3（a）］和加載裝置示意圖［圖3（b）］中1～5所指對象相同.

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Schematic diagram of loading device

采用Tirasit 等［25］提出的歸一化方法來確定兩個作動器的加載位移.按照公式（5）～（8）進行計算：

式中：r為扭彎比，本文采用的扭彎比為1∶2；θ為構件的扭轉角；δ為構件水平加載方向的側移率；ΔMTS1為主作動器的加載位移；ΔMTS2為副作動器的加載位移；L為主作動器和副作動器加載中心點的距離；Δ 為構件的側向位移；Leff為構件的有效高度，即從墩底到加載點的距離.

根據扭彎比的大小和構件的尺寸去確定主作動器和副作動器的加載位移.經計算，扭彎比為1∶2時，ΔMTS1∶ΔMTS2=1∶0.697，加載方案如圖4所示.

圖4 加載方案Fig.4 Loading program

1.4 測點布置

應變片布置：為了解試驗過程中墩柱塑性鉸區的彎曲、扭轉、拉壓、滑移狀態，需要在縱筋、箍筋和混凝土表面粘貼應變片.同時在每一個灌漿套筒中部都粘貼了鋼筋應變片，以此來研究灌漿套筒的受力性能以及鋼管在彎扭耦合作用下的受力機理.應變片布置和說明如圖5所示.

圖5 應變片和位移計布置圖Fig.5 Strain gauge and displacement gauge layout

位移計布置：為了測試墩柱的墩頂水平位移，在加載蓋梁中心處布置位移計，同時分別在構件西面和北面距墩底10 cm 和30 cm 處布置4臺位移計測試墩底塑性鉸區曲率，共計布置6 臺位移計，詳細布置如圖5（b）所示.

2 試驗結果分析

2.1 損傷過程和破壞模式分析

觀察RC、GS 和GSS 構件損傷破壞過程.發現在第一級加載過程中均出現裂縫，裂縫首先出現在東西兩面，并且這兩面斜裂縫角度一致（約15°），隨著加載位移繼續增大，東西兩面的裂縫分別向南北兩面延伸，由東西兩面延伸至南面的裂縫相互交叉，形成X 形交叉斜裂縫，如圖6 所示.斜裂縫角度也在增大，約45°.主要裂縫開展位于前三級，三級以后只有少量較短裂縫出現.四級以后隨著加載位移的增加，墩底出現較多豎向細微劈裂裂縫.第五級左右柱角開始有混凝土小碎塊脫落，東西兩面墩底混凝土也開始出現混凝土被壓碎掉落的現象，第七級和第八級加載構件表面混凝土保護層開始大面積壓碎剝落，破壞面積大都沿著主裂縫進行破壞，破壞位置基本位于距離墩底20 cm范圍內.

圖6 各構件裂縫及破壞區域對比圖Fig.6 Comparison diagram of crack and failure area of specimens

通過布置在鋼筋和鋼管上的應變片，測得RC 構件在第二級加載時出現鋼筋屈服，此時鋼筋應力達到450 MPa.而GS 構件和GSS 構件則在第一級加載時就出現了鋼筋屈服現象，這說明含有墩底平接縫的構件鋼筋往往較早受力屈服.RC 構件中最先屈服的縱筋在距離墩底10 cm 處，而GS 構件和GSS 構件中最先出現屈服的是距離墩底30 cm的縱筋，而不是距離墩底10 cm 的灌漿套筒.另外，距離墩底10 cm的灌漿套筒在整個加載過程中都沒有屈服.這說明：1）灌漿套筒和灌漿料的連接十分可靠，可以將承臺中預留縱筋的力傳遞給墩中的縱筋；2）灌漿套筒本身具有良好的性能.采用了方鋼管的GSS 構件在加載第二級出現了鋼管屈服的現象，這也說明方鋼管在加載過程中較早的參與了受力.

RC 構件和GS 構件的整體破壞模式以彎扭破壞為主.構件的墩底最終開裂和破壞形態如圖6 所示，細部破壞見圖7.圖中，GSS 構件裂縫出現位置較其他構件高了很多，距墩底20 cm 內幾乎沒有裂縫出現，最終破壞位置位于距墩底20～70 cm處，破壞面積和破壞程度也是3 個構件中最大的，箍筋和縱筋都裸露在構件表面，呈現出一定的剪扭脆性破壞特征.GS 構件的破壞最輕，只在距離墩底5 cm 內混凝土表面發生破壞，平接縫的存在使得混凝土壓碎區域集中于接縫附近，但同時存在局部應力集中，鋼筋拉斷現象.RC 構件和GS 構件破壞位置基本一致，主要發生在與加載方向垂直的東西兩面，南北兩面幾乎未發生破壞，或者破壞只發生在柱角兩側，以彎扭破壞為主.

圖7 構件破壞細部圖Fig.7 Development of the diagonal cracks of test specimens

2.2 滯回曲線

三個構件的滯回曲線分別見圖8 和圖9，圖中剪力為兩個作動器讀取剪力之和，位移采用主作動器位移.由圖可知，三個構件的剪力-墩頂位移滯回環都相對較飽滿，每個滯回環的形狀均接近梭形，說明每個構件都具有良好的抗彎性能.

圖8 各構件的剪力-墩頂位移滯回曲線圖Fig.8 Shear force-displacement hysteresis loops of test specimens

圖9 各構件的扭矩-扭轉角滯回曲線Fig.9 Torque-angle hysteresis loops of test specimens

三個構件的扭矩-扭轉角曲線均為典型的反S形，每級滯回環面積均相對較小，說明構件的抗扭耗能能力較差.每個構件均產生較為明顯的“捏縮”現象，這是由于混凝土開裂后，鋼筋與混凝土之間的黏結-滑移產生的.除了GS 構件承載力在第六級加載時開始下降，其他構件在第三級時開始下降.GSS 構件達到峰值荷載后承載力急劇下降，剛度退化嚴重，捏縮現象更為明顯.

2.3 骨架曲線

各構件骨架曲線對比見圖10.可以看出，GSS 構件抗彎承載力較高，相較于RC 構件和GS 構件承載力分別提高了27.6%和45.6%，這是因為GSS 構件接縫處含有一根較大剛度的方鋼管.而GS 構件因為墩底接縫展開，混凝土壓碎和鋼筋屈服集中于墩底位置，參與受力高度相對其他兩個構件小，導致其承載力最小.但GSS 構件的承載力退化速度非?？?，通過對比扭矩-扭轉角骨架曲線可見，方鋼管的存在并沒有類似于提高抗彎承載力那樣提高抗扭承載力，抗扭承載力退化快，這是由于加入方鋼管使得墩底剛度增大，破壞位置上移，發生在剛度變化區域，呈現剪扭脆性破壞特征，GSS 構件試驗加載過程中該構件破壞速度明顯快于其他構件，導致承載力退化較快.

2.4 延性

用延性系數u來評定構件的位移延性，系數越大，構件變形性能就越好，計算公式為u=Δu/Δy，其中，u為延性系數；Δy為屈服位移；Δu為極限位移.骨架曲線不能直觀反映出屈服點，常用以下3 種方法來確定屈服位移和屈服荷載：1）等能量法［26］；2）幾何作圖法；3）Park法［27］.

取3 種方法計算結果的平均值作為構件的延性指標，計算結果見表3 和表4.通過對比三個構件抗彎方面的延性性能，可以看出GS 構件延性較好，遠高于RC 構件，GS 構件的位移延性系數比RC 構件高45.0%，其主要原因是GS構件變形更集中于接縫處，鋼筋更早屈服，而極限位移與RC構件接近.GSS構件的延性低于RC 構件和GS 構件，GSS 構件的延性系數比RC 構件和GS 構件分別低10.8%和38.5%，GSS構件雖然承載力提高，但存在脆性破壞，位移延性降低.對比三個構件抗扭方面的延性性能，可以看出GS構件的延性性能和RC 構件大致相同，相差4.0%，而GSS構件的轉動延性性能遠遠低于其他構件，GSS構件的延性系數比RC 構件和GS 構件分別低54.6%和55.0%，延性較差，抗震性能較差.

表3 實測剪力-位移曲線特征點Tab.3 Calculation results of characteristic points of sheardisplacement curve

表4 實測扭矩-扭轉角曲線特征點Tab.4 Calculation results of characteristic points of torque-displacement curve

2.5 耗能能力

通過計算得到各構件的滯回耗能，見圖11、圖12.對于抗彎耗能，對比分析RC、GS 和GSS 三個構件，加載位移為67.9 mm 時，GSS 構件累計抗彎耗能比RC 構件多34.8%.GSS 構件累計抗彎耗能比GS 構件多約30.3%.可以看出，GSS 構件抗彎耗能較高，因為方鋼管增強了構件的耗能性能，GS構件具有和RC構件類似的抗彎耗能.

圖11 各構件抗彎耗能曲線對比圖Fig.11 Comparison diagram of flexural energy dissipation curve of specimens

圖12 各構件抗扭耗能曲線對比圖Fig.12 Comparison diagram of torsional energy dissipation curve of specimens

對于抗扭耗能性能，可以發現在前六級加載過程中GSS構件耗能最好，RC構件次之，GS最差，后兩級GS 和GSS 構件耗能明顯低于RC 構件，GS 構件更是出現了下降的現象.RC 構件累計扭轉耗能比GSS構件多20.8%.RC 構件的累計扭轉耗能比GS 構件多44.9%.分析認為GSS 構件中的鋼管在前幾級加載中參與了大量耗能，但后期混凝土發生了大面積破壞，混凝土和鋼管之間失去了協同作用，后期抗扭耗能顯著下降.可以發現，采用了墩底平接縫的GS 構件和GSS 構件在加載后期的抗扭耗能明顯低于整體現澆構件.

2.6 殘余位移

各構件殘余位移隨位移等級的變化曲線見圖13.可以看出，每個構件正向和負向加載時的殘余位移差別較大，由于每級先進行正向加載，再進行負向加載，導致正向加載時的損傷對負向加載時的殘余位移產生影響，致使負向位移加載時殘余位移較大.對比分析RC、GS 和GSS 構件的正向加載殘余位移，可以看出GS 構件的殘余位移最大，RC 構件的殘余位移最小.相同加載位移下，GS 構件最大殘余位移達到35.3 mm，GSS 和RC 構件的殘余位移分別為GS構件的56.6%和31.5%.但是在負向加載時GSS 構件殘余位移變成了最小，GSS 構件在受力后，鋼管剪力鍵會發生彈性變形，由于每級先進行正向加載，鋼管產生正向偏移，再進行負向加載時，其彈性性能使其往負向的位移減小，導致負向殘余位移降低.總體來說，裝配式構件的殘余位移都比整體現澆構件大，其主要原因在于復合作用下裝配式墩損傷更大.

圖13 各構件殘余位移曲線對比圖Fig.13 Comparison diagram of residual displacement curve of test specimens

3 復合荷載作用下裝配式墩承載能力分析

進一步分析壓彎剪扭復合作用下裝配式墩實測承載力與現有規范計算值的關系，《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）［28］中矩形截面鋼筋混凝土框架柱在軸向壓力、剪力、彎矩和扭矩共同作用下，其受扭承載力計算公式如下：

式中：T為扭矩設計值；βt為一般剪扭構件混凝土受扭承載力降低系數；ft為混凝土軸心抗拉強度設計值；N為軸力設計值；A為構件截面面積；Wt為扭構件的截面受扭塑性抵抗矩；ξ為受扭的縱向普通鋼筋與箍筋的配筋強度比值；fyv為受扭箍筋的抗拉強度設計值；Ast1為沿截面周邊配置的箍筋單肢截面面積；Acor為截面核心部分的面積；V為剪力設計值；b為矩形截面的短邊尺寸；h0為構件截面有效高度.

《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG 3362—2018）［29］計算方法與《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）較為接近，而AASHTO LRFD—2010［30］、EN 1992-1-1：2004［31］和BS 5400-4：1990［32］均未考慮混凝土抗拉強度，僅按照純扭構件計算受扭鋼筋.

根據本文設計的試驗構件尺寸，分別用各國規范對RC 構件進行壓彎剪扭復合作用下抗扭承載力計算，結果見表5.從表5 可以看出，我國的兩種規范對于抗扭承載力的計算比較一致，美國AASHTO LRFD-2010 和英國BS 5400-4：1990 計算結果較小，上述歐美規范均未考慮混凝土抗拉強度等因素.

表5 RC構件抗扭承載力計算結果對比Tab.5 Comparison of calculation results of torsional load capacity

根據骨架曲線，試驗所得RC 構件抗扭承載力為13.35 kN·m.對比計算結果，可以發現構件抗扭承載力較接近《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）中的承載力理論值，因此本文采用該規范中的抗剪承載力、抗扭承載力公式以及剪扭承載力相關關系進行驗證.計算結果見表6.

表6 各試件計算抗剪、抗扭承載力Tab.6 Flexural and torsional load capacity of specimens

根據規范可知，壓彎剪扭復合作用下的矩形截面構件剪扭承載力相關曲線近似為1/4 圓，將表6 中的抗剪、抗扭承載力代入該曲線，可以得到如圖14所示的各構件抗剪、抗扭承載力關系.圖14中，T和V分別為構件抗扭承載力和抗剪承載力，T0和V0分別為純扭矩形有腹筋構件抗扭承載力和純剪矩形腹筋構件抗剪承載力，可以看出，各構件在復合荷載作用下的剪扭相關關系貼近規范中的1/4圓理論曲線，試驗得到的抗剪承載力和抗扭承載力均高于理論值，其中GS構件總體剪扭承載力最小.

圖14 各構件剪扭承載力相關關系Fig.14 Correlation between shear and torsional load capacity of test specimens

4 結論

1）壓彎剪扭復合作用下灌漿套筒裝配式墩和現澆墩破壞模式總體上接近，均以受彎破壞為主的彎扭破壞，而插入鋼管剪力鍵的灌漿套筒裝配式墩則發生塑性鉸上移，破壞位置位于橋墩中部，呈現出剪扭破壞的脆性破壞特征.

2）灌漿套筒裝配式墩與整體現澆橋墩的剪力-墩頂位移滯回曲線都相對飽滿，均具有較好的彎曲耗能能力，而GSS 構件由于增加了鋼管剪力鍵，其抗彎承載力得到提升，但脆性破壞模式導致其耗能能力明顯降低.

3）裝配式橋墩與整體現澆橋墩的扭矩-扭轉角滯回曲線都相對不飽滿，每級滯回環均為典型的反S形，因此抗扭性能對于復合荷載作用下的橋墩抗震更為關鍵.由于現澆構件整體性強，箍筋約束效應較好，扭轉耗能能力和抗扭承載力均大于灌漿套筒裝配式墩，說明裝配式墩的接縫降低了其整體性和抵抗復合荷載的能力.

4）各構件在復合荷載作用下的剪扭相關關系接近規范中的1/4 圓理論曲線，試驗得到的抗剪、抗扭承載力均高于理論值，采用《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）進行灌漿套筒連接裝配式墩剪扭承載力計算偏保守.

綜合分析，灌漿套筒連接，灌漿套筒和鋼管組合連接裝配式墩抵抗復合荷載作用的能力總體低于現澆墩，后續研究可以通過適當措施增加其連接整體性，更好地滿足非規則橋梁裝配式墩的建設需求.