承插式预制桥墩在车辆碰撞下的动力响应模型试验研究

韩 艳，王龙龙，刘志浩

(北方工业大学 土木工程学院，北京 100144)

近年来，为缓解日益增长的城市人口、车流量和交通拥堵压力，我国的城市立交桥、人行过街天桥等公共交通设施逐年增加，车辆撞击桥墩事故时有发生，轻则造成桥梁损坏、交通堵塞，重则造成桥梁倒塌、车毁人亡等惨剧，已成为我国桥梁和交通安全的重要威胁。已有许多学者对车辆撞击整体式桥墩的问题进行了大量的研究并取得了丰硕的研究成果[1-7]。但是传统的整体式现浇桥墩结构由于施工周期长，对既有道路交通影响大，施工粉尘、泥浆、噪声、灯光等对环境干扰大，能耗高，已难以满足快速施工、绿色施工、文明施工的现代化桥梁建设发展需求。承插式预制装配技术，由于桥墩构件可以在工厂预制、现场拼装，不仅有利于提高桥墩预制构件的质量、保证桥梁的耐久性，而且可以大大缩短施工工期，减少环境污染，减少对城市交通及周围居民生活的影响[8]，带来良好的经济效益和社会效益。美国华盛顿州SR 520公路桥梁、洲际 5号公路的US 12桥、US 101 Bone River桥、我国上海嘉闵高架的匝道桥[9]及京港澳高速主路中的佃起河桥改造[10]施工中均采用了这种装配形式的预制桥墩。与其他形式的预制装配桥墩相比，承插式预制拼装桥墩允许更大的误差。因此，承插式预制桥墩是适合桥梁下部结构快速施工的一种非常有效并值得大力推广的结构，具有良好的工程应用背景和广阔的发展前景。而目前对这种类型桥墩的研究远没有整体式现浇桥墩那样深入和系统，已有的研究主要集中在其静力性能及抗震性能[11-17]分析上，国内外尚未见有针对承插式桥墩抗撞性能的相关文献发表。

本文针对预制墩柱与预制基础连接界面不做粗糙处理的承插式连接构造，根据国内外承插式预制桥墩的工程应用情况及研究现状，设计了承插式预制桥墩车辆撞击的模型试验，实测得到了不同嵌入深度的承插式预制桥墩试件在不同车速模型车辆撞击作用下的损伤破坏情况、撞击力时程、桥墩加速度以及钢筋应变时程等动力响应，通过与整体式桥墩模型的对比，分析了承插式桥墩损伤演化过程和破坏特征，得到了承插式连接形式、承插深度以及车速等因素对桥墩受车撞响应的影响，可以为进一步研究实际车辆与承插式桥墩撞击及装配式桥墩的防撞设计提供一定的数据参考。

1 车辆碰撞桥墩模型试验方案

1.1 桥墩模型的设计与制作

某已建城市立交桥，采用承插式连接方式，桥墩截面为圆形，直径80 cm，预制桥墩高度为4 m，承插式连接墩柱嵌入深度为1.6 m，桥墩与基础混凝土强度为C30，承插连接采用C35细石混凝土。考虑到Haraldsson等和Mohebbi等指出承插式连接嵌入深度应为墩柱截面尺寸的1.1～1.5倍，而徐艳等的研究得出嵌入深度为0.7倍墩柱截面尺寸的承插式桥墩的抗震性能与整体式桥墩最为接近，结合实验室的试验条件，本次试验模型缩尺比例取1/4。共设计了4个嵌入深度hI不同的承插式桥墩试件和1个整体式试件，具体的模型设计参数列于表1中。各试件的桥墩高度和基础外轮廓尺寸均相同，仅整体式现浇试件的基础配筋略有不同(没有预留插入孔的配筋)，如图1所示。所有桥墩试件的墩柱均为直径20 cm的圆形截面立柱，且截面配筋形式完全相同，如图2(a)所示，采用8根直径10 mm的HRB400钢筋作为墩柱的纵向受力主筋(配筋率为2%)，采用直径6 mm、间距50 mm的螺旋形HPB300钢筋作为箍筋。预制基础的平面尺寸均为100 cm×60 cm，高度均为40 cm，相应的基础预留插入孔孔底与孔口分别为直径260 mm和300 mm的圆形。预制基础配筋示意图如图2(b)、图2(c)所示。所有试件均采用C30混凝土。受试验条件的限制，不考虑桩-土相互作用及墩柱受到的轴向压力作用。

表1 桥墩模型设计参数

图1 整体式现浇试件尺寸及配筋(mm)

图2 承插式试件尺寸及配筋(mm)

分别浇注墩柱与基础试件，达到设计强度要求后，采用北京思达建茂科技发展有限公司生产的CGMJM-Ⅰ型高强灌浆料实现两者的连接，装配好的承插式试件立面如图3所示。

图3 装配好的承插式试件立面示意图(mm)

本次试验中，在浇筑桥墩试件的同时制作两组混凝土试块，每组三块，试块尺寸为150 mm×150 mm×150 mm，在试验前测得混凝土的立方体抗压强度平均值为30.6 MPa；在采用高强灌浆料进行预制墩柱与预制基础的连接时制作两组灌浆料试块，每组三块，试块尺寸为100 mm×100 mm×100 mm，在试验前测得其立方体抗压强度的平均值为94.1 MPa。

1.2 车辆撞击系统的设计

为保证车撞桥墩模型试验的安全，本文采用在滑道不同高度处释放模型车辆的方法获得不同的车辆撞击速度。具体地，试验车辆的碰撞速度，由通过支撑在反力墙和反力架上的滑道来提供。滑道系统采用桁架支撑结构，为保证车辆按既定路线下滑，在桁架上方焊接工字钢，作为模型车辆的滑轨，在滑轨接近试件位置设置水平段，以保证模型车辆在撞击桥墩试件前撞击速度为水平方向。在轨道两侧安装有扶手，以保障试验人员的安全。通过调整模型车辆在轨道上的释放位置可以提供不同的撞击车速。

考虑到实际车辆构造的复杂性以及本文研究的重点是承插式桥墩在车辆撞击下的受力及损伤变形情况，研究的重点是桥墩不是车辆，并且模型车辆在试验中需要多次使用，因此，在设计模型车辆时应尽可能提高车辆，尤其是车辆前部的刚度。本试验中模型车辆采用钢材焊接而成，在车头位置设置加劲肋板以提高模型车辆抗撞性能，在车辆模型后侧设置防脱轨装置以保证车辆在向下行驶过程中不会发生侧翻。在车辆的前面安装量程为500 kN的轮辐式LTH-LX压力传感器，传感器的前面安装有直径为5 cm的圆形截面的碰撞端头，并在撞击端头前面粘贴5 mm厚的橡胶垫来模拟车辆的变形及耗能情况，通过配重调整车辆的载质量，本次试验车辆模型总质量为500 kg。试验用轨道与模型车辆均经过精心设计与制作，以保证模型车辆能够平滑、顺直、安全的在轨道上行驶，在车辆水平时与桥墩相撞，并最大限度地提供碰撞速度。试验用碰撞系统示于图4中。

图4 试验现场

1.3 试验加载

每个桥墩试件均进行了三次不同车速的撞击试验，每个桥墩受到的车辆撞击工况完全相同。按速度由低到高、先整体式后承插式(承插深度由大到小)的顺序进行，车辆撞击位置距墩柱底(基础顶面)均为30 cm。在桥墩背撞面的墩顶、撞击部位布置了加速度传感器。采用东华测试生产的DH8302动态信号测试分析系统测量记录撞击力、加速度及钢筋的动应变响应时程。模型车辆的撞击车速采用激光计时器(时间精度能达到千分之一秒)测量模型车辆撞击前通过两固定测点的平均速度来代替。试验时设置起点激光束和终点激光束的距离为200 mm，终点激光束与试件的距离控制在50 mm以内。由于撞击过程十分短暂，肉眼难以观察到激光计时器的响应时间，试验中使用摄像机对其进行录像。

试验现场见图4。在滑道顶端安装卷扬机对车辆进行牵引直到预定位置，然后连接模型车辆脱钩装置，模型车辆启动前开始数据采集，同时开启激光计时器，调整计时器确保起点发射激光和终点发射激光平行，所有采集准备就绪后释放模型车辆。根据模型车辆通过激光计时器起点和终点的时间，计算得到模型车辆的三次撞击速度分别为4.36 km/h，16.74 km/h，26.67 km/h。

2 试验结果

2.1 桥墩损伤情况分析

在车速为4.36 km/h的模型车辆撞击作用下，各桥墩的迎撞面墩柱根部及其以上40 cm范围内以及背撞面的墩柱根部及其以上40 cm范围内均出现了1～4条细长裂缝，最大裂缝宽度在1 mm以内，各基础表面及灌浆料表面均未发现任何裂缝，桥墩墩柱均仍保持竖直状态。

当车辆以16.74 km/h的速度撞击各桥墩时，粘贴在车辆前部传感器碰撞端头上的橡胶垫均被撞碎，墩身均出现了不同程度的倾斜，各桥墩损伤情况如图5～图9所示。

图5 车速为16.74 km/h碰撞后的整体式桥墩损伤图

图6 车速为16.74 km/h碰撞后的桥墩CC-1.2D损伤图

图7 车速为16.74 km/h碰撞后的桥墩CC-1.0D损伤图

图8 车速为16.74 km/h碰撞后的桥墩CC-0.8D损伤图

图9 车速为16.74 km/h碰撞后的桥墩CC-0.6D损伤图

从图中可以看出，在车速为16.74 km/h的模型车辆撞击作用下：①整体式桥墩的迎撞面墩柱根部裂缝继续扩展，撞击位置周围出现放射状裂缝，裂缝宽度较小，分布比较均匀；背撞面的墩柱根部混凝土碎裂；基础表面未发现任何可见裂缝；②各承插式桥墩的迎撞面墩柱根部裂缝进一步变长变宽，撞击位置混凝土破坏明显；背撞面的墩柱根部混凝土也出现了碎裂；迎撞面的灌浆料表面均出现了裂缝及翘起，背撞面的灌浆料表面均未发现可见裂缝。其中CC-0.6D迎撞面墩柱根部与基座灌浆料脱离产生的裂缝最宽，迎撞面灌浆料的损伤情况明显比CC-1.2D，CC-1.0D及CC-0.8D的严重。

图10给出了在各自分别经历了车速为4.36 km/h，16.74 km/h，26.67 km/h的模型车辆撞击后，桥墩ZT，CC-1.2D，CC-1.0D及CC-0.8D的最终损伤状况图。从图中可以看出，整体式桥墩的墩柱从撞击位置到基础顶面混凝土碎裂比较均匀，基础没有出现混凝土开裂现象，而所有承插式桥墩的墩柱根部均在与灌浆料连接处出现了明显的混凝土开裂，但是裂缝宽度不大，均在1 cm以内。承插式桥墩CC-1.2D的倾斜程度是所有桥墩里最小的，表明其剩余刚度最大，这可能是因为承插式墩柱受到的撞击荷载要经由灌浆料传递给基础，承插式桥墩在破坏时要将先灌浆料压碎，即灌浆料在破坏之前需承受大部分桥墩传递过来的力，而本次试验中灌浆料的抗压强度远大于混凝土的抗压强度。承插式桥墩CC-1.0D与整体式桥墩ZT的墩柱最终倾斜角度最接近，而损伤程度要大于整体式桥墩ZT，不仅出现了混凝土碎裂还出现了混凝土崩裂现象。承插式桥墩CC-0.8D的最终倾斜角度大于整体式桥墩ZT，破坏也比CC-1.0D和ZT更为严重，不仅出现了大面积的混凝土碎裂、崩落，而且箍筋折断，墩柱塑性铰区主筋严重屈曲变形而使墩柱产生明显错位。

图10 桥墩最终损伤图

相比试验中的其他墩柱，虽然承插式桥墩CC-0.6D在经历了车速为16.74 km/h的模型车辆撞击后，以灌浆料损伤最大为代价而使其撞击位置处的损伤程度最小，但是在受到车速为26.67 km/h的模型车辆撞击时，墩柱被撞出基座，如图11所示。从图中可以看出，预制墩柱系从其与灌浆料的黏结界面处被撞出基座的，墩柱根部螺旋箍筋被拉直，一部分仍连接在基座内，嵌入段的墩柱混凝土完全碎落，承插段的墩柱主筋完全裸露，基座预留孔侧壁光滑，在迎撞面处深约5 cm，基座内残存墩柱最低点在预留孔中心位置，最低点距基座表面约有8 cm深度。这表明，墩柱嵌入深度是影响承插式桥墩承载能力的重要因素，墩柱嵌入深度越大，墩柱与基础之间灌浆料提供的黏结力和摩擦力就越大，对预制墩柱与预制基础连接界面不做粗糙处理的承插式桥墩来说，0.6D的嵌入深度会导致严重的不安全。

图11 桥墩CC-0.6D破坏图

综上可见，车辆撞击作用下承插式桥墩的损伤破坏，除主要表现为撞击位置的局部损伤破坏和墩柱根部的损伤破坏外，迎撞面连接墩柱和基础的灌浆料的损伤破坏不容忽视。墩柱嵌入深度是影响承插式桥墩车撞响应的重要因素，随着墩柱嵌入深度的减小，承插式桥墩的损伤程度明显增大，过小的嵌入深度会导致承插式桥墩的抗冲击性能不足。

2.2 撞击力分析

车辆撞击桥墩的撞击力是评估桥梁受撞后继续承载能力的基础，也是进行桥梁设计的一种重要荷载。图12为不同速度工况下各桥墩所受撞击力的时程曲线。

从图12中可以看出，除车速为16.74 km/h的工况外，在相同的车辆撞击条件下，各桥墩所受的撞击力时程曲线形状相似，在撞击车速为4.36 km/h时，撞击力时程曲线均有两个波峰，桥墩与撞击车辆接触并与车辆一起向车辆行驶方向摆动，出现第一个波峰，到达最大位移后反向回弹，回弹的桥墩与模型车辆上的压力传感器再次挤压形成第二个波峰；在撞击车速为26.67 km/h时，撞击时程曲线均只有1个波峰，荷载均是从零迅速增加到最大值然后迅速减小到零，这是由于各桥墩在上次车速为16.74 km/h的模型车辆撞击中已产生了较大的损伤，本次撞击时各桥墩基本没有发生回弹现象，被撞击位置处混凝土大量碎裂，迎撞面墩柱根部裂缝大幅扩展，背撞面墩柱根部混凝土大部分被压碎，裂缝扩展和混凝土的碎裂造成了撞击力时程曲线的锯齿状波动。

图12 撞击力时程曲线

整体式桥墩在受到车速为16.74 km/h的模型车辆撞击作用时，撞击力时程曲线出现了3个波峰，从录制的车辆撞击过程视频回放可以看出，桥墩与撞击车辆接触并与车辆一起向车辆行驶方向摆动，出现第一个波峰，同时受撞位置混凝土斜向开裂，墩柱受撞位置下端和根部混凝土出现开裂，混凝土开裂到最大后桥墩回弹，墩柱根部主裂缝开始闭合，使撞击力再次增加，出现第二个波峰，随着墩柱根部主裂缝闭合程度的减小，撞击力下降，根部主裂缝闭合到一定程度的时候，受撞击位置下端主裂缝闭合起主导作用，撞击力再次增加，出现第三个波峰。在受到车速为16.74 km/h的模型车辆撞击作用时，桥墩CC-1.2D,CC-1.0D,CC-0.8D的撞击力时程曲线均只出现了2个波峰，而桥墩CC-0.6D的撞击力曲线出现了3个波峰。

将试验测得的桥墩在不同车速车辆撞击工况下的撞击力峰值和撞击作用持续时间列于表2。

表2 撞击力峰值与持时

从表2中可以看出：当受到模型车辆4.36 km/h的速度撞击时，桥墩CC-1.2D，CC-1.0D，CC-0.8D，CC-0.6D与整体式桥墩撞击力峰值相差依次为1.1%，0.1%，0.5%，9.4%，CC-1.0D所受的撞击力基本上与整体式的完全相同，随着承插深度的减小，承插式桥墩受到的最大撞击力有逐渐减小的趋势；当受到模型车辆16.74 km/h的速度撞击时，各承插式预制桥墩的撞击力最大值均小于整体式桥墩的相应值，随着承插深度的减小，各承插式预制桥墩与整体式的撞击力最大值依次相差11.0%，10.4%，8.9%，16.3%，承插式桥墩CC-0.6D受到的撞击力最小，持时最长；当模型车辆以26.67 km/h的速度撞击桥墩时，桥墩CC-0.6D的撞击力峰值最大，桥墩CC-1.0D的撞击力峰值最小；试验中相同承插深度桥墩的撞击力没有随车速的增加而增大，这是因为桥墩在受到模型车辆以16.74 km/h的速度撞击后出现了较大的累计损伤的缘故。

2.3 桥墩加速度响应分析

桥墩的加速度可以直观反应桥墩的振动情况，从而可以判断不同的撞击情况对桥墩动力响应的影响。图13给出了各桥墩受到模型车辆以4.36 km/h的速度撞击时桥墩背撞面墩顶和撞击位置处的加速度响应时程曲线。

图13 桥墩的加速度响应时程

从图13中可以看出，在相同的车辆撞击条件下，桥墩墩顶和撞击位置处的加速度响应形态不尽相同，除桥墩CC-0.6D外，各承插式桥墩的加速度响应时程曲线形状类似，在初始振动时的周期基本一致。出现这种现象的原因是由于桥墩CC-0.6D的墩柱嵌入深度过浅，在4.36 km/h的模型车辆撞击作用下墩柱和灌浆料的黏结界面已发生了轻微的滑移的缘故。

将不同车速撞击作用下各桥墩的背撞面墩顶加速度最大值和撞击位置的加速度最大值列于表3中，桥墩CC-0.6D在车速为26.67 km/h的工况中被撞出基座致使加速度传感器损坏。

表3 桥墩加速度最值

从表3中可以看出，除车速为4.36 km/h的撞击工况外，整体式桥墩的加速度最大值均明显大于承插式桥墩的相应值，并且桥墩撞击位置处的加速度响应明显大于墩顶的加速度响应。除桥墩CC-1.2D在车速为26.67 km/h撞击的工况外，其他工况中的桥墩墩顶与撞击位置处的加速度响应最大值均随车速的提高而增大，而随承插深度没有明显的变化规律，承插深度对桥墩墩顶的加速度响应影响小于对撞击位置处的加速度响应，即撞击位置处的加速度对承插深度的变化更为敏感。

2.4 桥墩应变响应分析

桥墩的应变可以明确反应桥墩的受力情况，从而可以判断桥墩在不同车辆撞击情况下的剩余承载能力。图14给出了在模型车辆4.36 km/h的速度撞击作用下各墩柱迎撞面的撞击位置处和墩柱根部的钢筋应变时程图。

图14 桥墩迎撞面钢筋应变时程

从图14可以看出，钢筋应变响应时间从长到短依次为ZT，CC-1.2D，CC-1.0D，CC-0.8D，CC-0.6D，迎撞面撞击位置处的钢筋应变响应均是先出现负向最值，然后出现正向最值，表明此处钢筋在撞击初始时均是先承受压力；从应变响应幅值上看，桥墩CC-0.6D的压应变最大，拉应变最小，一个振动周期后，桥墩CC-0.6D的振幅大幅下降，远小于其他桥墩；振动结束时钢筋均为拉伸状态，整体式桥墩的钢筋残余拉应变最小。在碰撞初始时，CC-1.0D的墩柱根部钢筋应变响应时程与CC-1.2D的几乎完全重合，随着承插深度的增加，迎撞面墩柱根部钢筋应变最值有逐渐增加的趋势；在车辆撞击作用的整个过程中，所有桥墩迎撞面的墩柱根部钢筋应变均为正向，响应结束时也为正向，表明迎撞面的墩柱根部钢筋始终处于受拉状态；CC-0.6D的墩柱根部钢筋应变最值明显小于其他各桥墩，这与其受到的撞击力最小相一致。

图15给出了各桥墩墩柱迎撞面钢筋应变响应最值沿墩高的分布图。

图15 桥墩钢筋应变最值分布图

从图中可以看出，除了桥墩CC-0.6D外，所有桥墩均是在墩柱根部处的钢筋应变最大，各桥墩嵌入基础部分的墩柱钢筋应变最值均随着嵌入深度的增加而减小，在嵌入深度10 cm以下的墩柱钢筋应变最值下降幅度减缓。桥墩CC-1.0D迎撞面的钢筋应变最值分布与CC-1.2D的几乎完全相同。CC-0.6D的墩柱钢筋应变沿墩高的变化幅度很小，这可能是因为在模型车辆以4.36 km/h的速度撞击作用下，墩柱和灌浆料的黏结界面已发生了轻微的滑移，从而减小了墩柱钢筋的受力。

3 结 论

本文通过对不同嵌入深度、承插连接界面不做粗糙处理的承插式预制混凝土桥墩在模型车辆以不同速度撞击下的试验及数据分析，得到如下主要结论：

(1)从实测的桥墩撞击力来看，车速和承插深度是影响该类型桥墩车撞动力响应的重要因素，在车速为4.36 km/h的撞击作用下，随着承插深度的减小，承插式桥墩受到的最大撞击力有逐渐减小的趋势；在撞击车速提高到16.67 km/h时，随着承插深度的减小，各承插式桥墩的撞击力最大值与承插深度之间不再有明确的关系。

(2)承插式桥墩墩顶与撞击位置处的加速度响应最值有随车速的提高而增大的趋势，而随承插深度没有明显的变化规律，承插深度对桥墩墩顶加速度响应的影响小于对撞击位置处加速度响应的影响。

(3)车辆撞击作用下承插式桥墩的损伤破坏，除主要表现为撞击位置的局部损伤破坏和墩柱根部的损伤破坏外，迎撞面连接墩柱和基础的灌浆料的损伤破坏不容忽视。墩柱嵌入深度是影响车辆撞击作用下承插式预制桥墩损伤程度的重要因素，随嵌入深度的增加，桥墩的损伤程度逐渐减小。

(4)桥墩CC-1.0D的最终破坏形态及桥墩损伤程度与整体式的基本相同，且在钢筋应变增减趋势及幅值方面与CC-1.2D、整体式的基本相同，因此，在连接界面不做粗糙处理的情况下，承插式连接的最小承插深度可取为1.0倍墩柱直径。