法兰连接预制拼装双柱式桥墩抗震性能研究

左光恒， 戴少鹏， 张盛飞， 许 坤， 韩 强

(1.湖北交投建设集团有限公司， 武汉 430051； 2.中交第二公路勘察设计研究院有限公司， 武汉 430058；3.北京工业大学城市建设学部， 北京 100124)

近年来，随着桥梁预制拼装技术快速发展，各种结构连接形式被提出[1]，而很多连接形式下的桥梁结构抗震性能仍不明确，为了更好地将新型连接形式下的预制拼装桥梁技术应用在实际工程中，急需对其抗震性能进行分析和研究.

目前，桥梁下部结构节点连接形式包括灌浆套筒连接、金属波纹管连接、后张预应力连接、预留槽孔灌浆连接和承插式连接等，对应的桥梁结构抗震性能研究较为完善[1]. 除此之外，法兰连接作为钢结构中重要的连接形式之一，具有承载性能好、安装便捷、外形美观、施工速度快等优点[2]. 关于法兰连接的研究从20世纪80年代开始[3]，主要包括：基于试验的方法研究法兰连接节点失效模式[4-6]，探究螺栓强度、端板厚度和构件截面形式等参数对节点破坏模式的影响[7-8]，以及分析法兰连接结构的抗震性能[9-10]；基于数值模拟的方法，分析相关参数对法兰节点力学性能影响[11-12]；基于理论分析的方法，对法兰连接中的法兰板和螺栓进行受力分析，提出相应节点承载力计算方法[13-17].

法兰盘与钢结构构件连接一般采用焊接的方式，但法兰盘和混凝土构件不好连接，因此法兰连接形式在混凝土构件中的应用研究较少. Nzabonimpa等[18-19]提出法兰连接混凝土构件梁- 柱节点方法，将外伸钢板与螺纹套管预埋至混凝土构件中，同时与内部钢筋焊接，使用高强螺栓将钢板- 套管连接；通过拟静力试验研究发现，当外伸钢板足够厚，具有足够的刚度和强度时，试件表现出与传统现浇框架类似的结构行为. Hu等[20]提出将带有外伸钢板混凝土构件直接通过螺栓连接，通过拟静力试验以及数值模拟计算发现，只要外伸钢板和螺栓具有足够刚度和强度，整体结构就会表现出类似于传统柱的结构行为，如果钢板没有足够的刚度和强度，那么连接节点处不能传递轴向力和弯矩. 他们提出的外伸钢板连接节点由于钢板与混凝土构件之间的受力机理不明确，且节点易锈蚀，在实际工程中难以应用. 丁怡宣等[21]提出一种内嵌式法兰连接节点，将预制墩柱主筋预留一定长度外露在混凝土截面外，将其作为螺栓与法兰盘连接；通过有限元分析方法，研究法兰连接位置对于内嵌式法兰连接预制桥墩力学性能的影响，发现当法兰位于墩柱塑性铰区以外时，预制墩柱力学性能接近现浇墩柱.

针对法兰连接的研究主要集中在预制装配桥墩节点，对采用法兰连接的双柱式桥墩体系的抗震性能和失效机理尚不明确，严重制约了其在预制装配桥梁工程中的推广和应用. 有鉴于此，本文依托监利至江陵高速公路东延段K6+417洪湖一号特大桥工程(抗震设防烈度为6度，设防类别为B类)，采用拟静力试验和有限元模拟的方法，研究内嵌式法兰连接节点双柱式预制拼装桥墩抗震性能，探究不同参数对法兰连接双柱墩抗震性能的影响规律.

1 拟静力试验

1.1 试件尺寸与配筋

原尺构件尺寸形式为：盖梁尺寸11 200 mm×2 000 mm×1 400 mm，墩柱外径1 400 mm，内径900 mm，壁厚250 mm，承台尺寸4 200 mm×4 200 mm×1 500 mm，盖梁与上墩柱采用灌浆金属波纹管连接，盖梁内预埋60 mm金属波纹管，40 mm金属波纹管.

采用1∶3缩尺比例设计制作试件：盖梁尺寸3 750 mm×650 mm×500 mm，采用C55细石混凝土；墩柱外径450 mm，内径250 mm，壁厚100 mm，采用C70自密实混凝土；承台尺寸1 550 mm×1 350 mm×600 mm，采用C30混凝土现浇连接，下墩柱埋深300 mm，墩柱内部采用C40混凝土填芯；法兰盘钢材采用Q345，预留 18 mm 钢筋孔洞，钢盖梁预埋 30 mm 金属波纹管和25 mm金属波纹管. 试件尺寸见图1、2，法兰尺寸见图3.

图1 结构尺寸(单位：mm)

图2 法兰连接示意图(单位：mm)

图3 法兰构造(单位：mm)

盖梁钢筋等级HRB400，骨架钢筋直径12 mm，纵筋直径12 mm；箍筋等级HPB300，直径10 mm，间距67 mm. 承台钢筋等级HRB400，箍筋直径10 mm，构造筋直径12 mm，骨架钢筋直径12 mm. 墩柱纵筋等级HRB400，直径12 mm，加强筋直径12 mm；箍筋等级HPB300，直径10 mm，间距67 mm. 结构配筋见图4.

图4 结构配筋图(单位：mm)

1.2 试验加载方案

本次试验在北京工业大学城市和重大工程安全减灾教育部与北京市共建的重点实验室中进行，试验加载装置由龙门架、加载梁、液压千斤顶、制动器以及地锚装置构成. 试验过程中千斤顶施加的轴力始终在墩柱中轴线上，水平执行器(行程为±250 mm)在盖梁高度1/4处施加循环往复荷载，盖梁侧面设置位移计实时监控位移变化. 通过8个地锚装置固定2个承台，确保试验过程中承台不发生滑动、翘起等变形，加载装置见图5.

1—反力墙； 2—竖向加载刚架； 3—加载横梁； 4—水平执行器； 5—滚轴支承； 6—竖向千斤顶； 7—地锚； 8—侧向支撑； 9—连接杆； 10—试验桥墩； 11—桥墩基座； 12—位移计架； 13—位移计.

试验开始时，轴力由竖向千斤顶逐级加载至100%，轴力大小根据实际工程中桥梁上部结构荷载等效换算，轴压比约为0.05. 试验过程中竖向力始终保持恒定. 水平执行器采用位移控制，施加循环往复荷载，每级加载目标往复循环2次，加载目标幅值由侧移率确定，分别为0.100%、0.175%、0.250%、0.375%、0.500%、0.750%、1.000%、1.500%、2.000%、2.500%、3.000%……直到构件破坏严重无法加载. 试验过程中应变、位移等数据由电子仪器自动采集，仔细观察并记录试验现象.

1.3 试验现象与分析

试件加载初期，构件处于弹性阶段，初始刚度为60 kN/mm；水平位移加载至纵漂比0.100%，墩柱底部出现水平弯曲裂缝，长度约2 cm，当位移恢复到0时，裂缝闭合；位移加载至纵漂比0.250%，墩柱顶部出现水平弯曲裂缝，墩柱底部出现微小斜裂缝，长度约2 cm，说明墩柱实际处于弯剪共同作用的受力状态；位移加载至纵漂比0.375%，墩柱顶部出现长约2 cm斜裂缝，盖梁在柱顶附近出现竖向裂缝，主要是由于局部应力集中造成的竖向劈裂；位移荷载加载至纵漂比0.750%的过程中，水平弯曲裂缝不断增加，主要集中在墩柱顶部和底部，裂缝宽度约为1.5 mm，由墩柱两侧向中间水平延伸，说明墩柱塑性铰区开始形成；同时，斜裂缝数量也不断增加，遍布整个墩身，其中上墩柱斜裂缝明显比下墩柱多，这可能是下墩柱有填芯混凝土的原因；盖梁跨中及柱顶均出现竖向裂缝. 当位移加载至16.7 mm(纵漂比约0.800%)时，试件达到等效屈服位移[22]，墩柱顶部和底部塑性郊区钢筋达到屈服应变，骨架曲线斜率逐步减小代表刚度不断降低，承载力增长放缓，滞回曲线面积随位移荷载增大而大幅增大，构件开始进入弹塑性阶段.

此时，结构满足实际工程中的抗震要求，试验目的达到，但考虑到为后续试验做出有效的参考及其工程设计建议，试验没有至此终止，继续加载. 当位移加载至纵漂比1.000%，墩柱整体变形较为明显，同时盖梁出现大量斜裂缝. 法兰连接处翘起，下端板与墩柱接缝处出现开口，开口大小约为3 mm，法兰上端板与墩柱接缝处无开口，见图6(f)，这种现象会导致内部钢筋锈蚀，对结构影响较大，需要重点分析. 笔者认为出现这种现象可能有2个原因：法兰附近钢筋达到屈服，塑性变形较大，钢筋被拉长；法兰螺母在循环往复加载过程中，抗拉强度降低，受拉力最大处螺母脱丝上移，见图6(g).

图6 试验现象

当位移加载至27.5 mm(纵漂比约1.300%)，试件承载力达到峰值668 kN，随后开始下降,当位移加载至41.0 mm时，承载力下降至峰值承载力的85%，延性系数计算为2.45. 位移加载至纵漂率2.000%时，构件开始进入破坏阶段，相同位移级别循环加载第2圈承载力明显更小，说明往复循环加载对结构造成较大损伤，最终随着盖梁斜裂缝继续增多，盖梁中间贯通主裂缝形成，发生了冲切破坏，结构失效. 试件滞回性能见图7.

图7 试件滞回性能

墩柱曲率分布见图8，墩柱底部截面曲率最大，截面位置离承台越远，曲率越小，距离承台300 mm处墩柱截面曲率为零，这是由于法兰连接处曲率发生突变，可以判断墩柱塑性郊区长度约为300 mm. 左墩柱法兰曲率略大于右墩柱曲率，左右墩柱变形不对称可能是因为墩柱进入弹塑性阶段后，正向加载后的残余位移增大会对反向加载产生影响.

图8 墩柱曲率分布

2 有限元模型

2.1 材料

基于ABAQUS软件[23]对基于法兰连接的双柱式桥墩进行相关模拟分析，模型与试验构件尺寸、配筋以及细部构造等基本一致. 建立本文有限元模型主要使用3种材料，分别为混凝土、钢筋和钢材，材料力学性能仿真是模型计算是否准确的关键，下文分别对3种材料的本构模型及参数的设置进行说明，具体见表1、2.

表1 混凝土损伤塑形模型参数

本研究采用混凝土塑性损伤模型模拟结构在拟静力荷载作用下的力学性能. 混凝土塑性损伤模型对单轴受拉应力- 应变关系和单轴受压应力- 应变关系的描述如图9所示,模型通过定义柯西应力和有效应力之间的关系(即损伤因子)来描述混凝土受拉压过程中的损伤和刚度恢复. 模型中钢筋和法兰选择理想弹塑性模型进行分析，钢材受拉应力- 应变关系见图9.

表2 钢筋和钢材材料属性

图9 混凝土塑性损伤模型[22]与钢材理想弹塑性模型

2.2 接触、约束及边界条件

下墩柱与承台直接合并以模拟实际现浇，墩柱钢筋与承台钢筋均内置于混凝土单元.预制上墩柱底面与法兰顶面、预制下墩柱顶面与法兰底面，法向方向采用“硬”接触，切线方向采用“罚”摩擦，摩擦因数为0.6，接触面只承受压力，不承受拉力，值得说明的是，这里法兰盘表面作为接触从面，墩柱表面设为接触主面.最为关键的是如何模拟实际情况中钢筋通过螺栓锚固在法兰盘端板上，本文采取法兰端板螺栓孔壁与伸出墩柱的钢筋末端进行运动耦合接触的方法.

2个承台底部完全固结，盖梁侧面中心设置参考点，通过改变盖梁侧面边界条件的方式，施加水平横向荷载，幅值取1，另外5个方向自由度取0，保证只有需要方向上的位移荷载.

2.3 荷载、分析步及网格划分

数值模型中的加载点与试验件相同，两者的边界条件以及轴压均相同，且都采用位移加载.共设4个分析步，均为静力通用分析步开启几何非线性，初始增量步定为0.1，分别为：1)初始分析步，施加底部固定边界条件及接触关系； 2)第1个分析步，以压强的方式在盖梁顶部施加轴向荷载; 3)第2个分析步，通过在盖梁侧面施加横向位移的方式施加一个很小的横向荷载; 4)第3个分析步，施加单项或往复的横向荷载.

混凝土构件、法兰盘、承台钢板采用8节点线性六面体减缩积分单元(C3D8R)实现大应变分析，其中，盖梁网格近似全局尺寸为100 mm，承台为80 mm，上墩柱40 mm，下墩柱为40 mm，法兰盘网格尺寸为15 mm；钢筋采用2节点线性桁架单元(T3D2).模型相互作用与网格划分情况见图10.

图10 模型相互作用与网格划分

2.4 推覆分析

本文数值模拟采用单调推覆加载，推覆分析可能无法准确模拟试件的滞回性能，但对试件峰值承载力模拟较为准确，将正、负向推覆分析所得力- 位移曲线与试验骨架曲线对比验证，见图11，可以发现2条曲线基本重合，这说明数值模拟结果可以较好地反映实际受力情况.

图11 推覆曲线对比

2.5 破坏状态

结构达到峰值承载力，各部位应力- 应变状态见图12(a)(c)(e)，墩柱裂缝除了集中在墩柱顶部和底部的塑性铰区内以外，还出现在墩身部分，试验过程中也出现这种现象，这说明墩柱实际上处于弯剪受力状态，可以推测法兰连接节点虽然可以较好地将水平力和弯矩传递至墩柱底部，但并不能达到刚性连接节点的水平.盖梁顶部中间出现裂缝，随着加载等级的增加，裂缝越来越长，直至贯穿破坏.墩柱顶部、底部及盖梁中部钢筋均达到屈服状态，法兰连接处附近钢筋未达到屈服，法兰盘各部位应力也未达到屈服.

结构达到极限承载力(峰值承载力85%)，各部位应力- 应变状态见图12(b)(d)(f)所示，左、右上墩柱墩身均出现大面积裂缝，盖梁顶部中间出现贯穿裂缝；法兰连接处附近钢筋屈服；法兰盘端板在加劲肋和螺栓孔附近发生屈服，并在此形成塑性铰，端板绕塑性铰发生转动.进一步观察发现，法兰端板边缘变形呈波浪形，如图12(e)所示，这与试验过程出现的法兰盘与下墩柱连接界面开口的现象不一致.这是因为模拟中将伸出墩柱的钢筋利用耦合作用将其约束在法兰盘预留孔内，即默认法兰螺母将外伸钢筋与法兰盘始终紧紧连接一起，因此模拟结果中螺栓孔附近法兰盘与下墩柱连接界面没有出现开口，这也说明试验出现的连接界面开口现象是由螺母连接强度下降以及法兰端板屈服导致.

图12 结构应力- 应变状态

3 参数分析

3.1 法兰盘强度

法兰盘强度对于法兰连接双柱式预制拼装桥墩结构是非常重要的参数，直接影响法兰节点的刚度.法兰盘强度太小会导致端板在应力最大处提前形成塑性铰，节点失效；法兰盘强度太大会浪费材料的性能，同时也会使节点脆性更大.因此，需要对法兰盘强度进行参数分析，对采用Q235、Q345、Q390、Q420和Q460五种不同等级钢材的结构进行推覆分析，结果见图13，发现推覆曲线基本一致，水平位移18.6 mm时，承载力达到峰值620 kN.分析峰值承载力时刻和极限承载力时刻不同法兰强度下的结构，法兰盘应力状态见图14，法兰应力状态相似，说明法兰强度等级对结构水平承载力几乎没有影响.

图13 不同法兰强度下结构推覆曲线

图14 峰值和极限承载力时刻不同法兰强度下法兰盘应力状态

3.2 轴压比

为了分析法兰连接双柱式预制拼装桥墩在不同自重的上部结构和不同汽车荷载组合作用下性能，对轴压比进行参数分析.构件在4种轴压比(0.05、0.10、0.15、0.20)状态下的推覆曲线如图15所示，从推覆曲线中进一步提取结果，得到一系列关键参数，见表3.首先观察弹性阶段范围内曲线，发现不同轴压比下结构力- 位移曲线基本重合，说明轴压比对结构弹性阶段状态的受力特性影响不大.随后观察构件达到峰值承载力状态，发现轴压比越大的构件峰值承载力越大，且峰值位移越小，计算发现轴压比每提高0.05，峰值承载力分别上升6.0%、4.8%、4.5%，这意味着轴压比增大对构件的承载力提升的幅度在逐步减弱.最后观察结构承载力下降段，发现轴压比越大的结构承载力下降的速度越快，延性系数越来越小，说明轴压比增加会导致结构延性性能降低.观察不同轴压比下结构各部位应力应变状态，发现峰值承载力时刻，轴压比越大的结构，混凝土裂缝数量越少，钢筋应力也越小，见图16、17，可以看到当轴压比为0.2时，墩柱裂缝很少且主要为横向裂缝，墩柱钢筋在塑性铰区的位置依旧屈服，但在塑性铰区外应力较小，说明轴压比对墩柱的抗剪能力提升较大.

图15 不同轴压比下结构推覆曲线

表3 不同轴压比下结构延性系数表

图16 峰值承载力时刻不同轴压比下混凝土应变状态

图17 峰值承载力时刻不同轴压比下钢筋应力状态

4 结论

本文依托实际工程，设计制作1∶3缩尺试验构件，采用拟静力试验的方法，分析基于内嵌式法兰连接的双柱式预制拼装桥墩抗震性能，验证结构是否满足实际工程抗震设计要求.基于ABAQUS软件对法兰连接双柱式桥墩进行有限元模拟，将模拟结果与试验结果对比，分析不同时刻结构应力应变状态.探究不同参数对法兰连接双柱式桥墩的抗震性能影响.得到以下主要结论：

1) 在试验过程中，试件经过弹性、弹塑性到最后破坏阶段.在纵漂率0.100%时，左墩柱顶部开始出现裂缝；纵漂率为0.375%时，墩柱顶部开始出现斜裂缝，盖梁底部开始出现竖向裂缝；构件峰值承载力668 kN，峰值位移27.5 mm，满足实际工程中的抗震要求；但构件最终盖梁中间沿宽度方向的裂缝贯穿，发生冲切破坏，结构失效.因此，结构不适用于中高烈度区，如有需求应进一步开展抗震性能研究.

2) 本文提出的有限元模型可以很好地模拟实际受力情况，加载过程中，墩柱顶部钢筋先达到屈服，随后结构达到峰值承载力时，盖梁中部钢筋、墩柱底部钢筋以及法兰连接处附近钢筋均达到屈服，法兰盘未屈服.研究发现，法兰连接节点虽然可以较好地将水平力和弯矩传递至墩柱底部，但并不能达到刚性连接节点的水平.

3) 法兰强度对结构水平承载力几乎没有影响；轴压比增大会提高结构峰值承载力、降低结构延性、提升结构抗剪能力，但对弹性阶段的刚度没有影响.