通过预应力筋连接的节段预制拼装式铁路桥墩抗震性能研究

张帅，苏伟，牟兆祥

（中国铁路设计集团有限公司 土建工程设计研究院，天津 300308）

0 引言

节段预制拼装式桥墩在国内外公路、市政及海域等工程中有所应用，近年来已在一些城市桥梁中大规模推广。铁路领域最早应用于20世纪50年代，近几十年应用较少，为提升铁路智能建造技术水平，需要开展系统研究。

预制节段间的连接是结构的关键部位，常用连接形式包括灌浆套筒、波纹管、预应力连接、承插式等，各种连接形式特点不一［1-4］，其中预应力连接作为主要的连接方式应用广泛，国内外开展了一些理论和试验研究［5-8］，并应用于多个工程，大多位于非震区或采取特殊措施降低抗震需求，如成昆铁路，当时的设计理念未进行专门的抗震设计。美国Victory Bridge位于非震区；台湾地区台中生活圈四号线设置了减隔震支座或局部现浇；港珠澳大桥设置减隔震支座；成都羊犀立交桥等采用预应力筋和套筒相互配合的混合连接形式。

1 预应力筋连接拼装墩主要受力特点

1.1 拼装墩整体受力特点

拼装墩由若干预制节段通过拼接缝拼装而成，拼接缝的存在导致其受力模式与现浇桥墩不同。现浇桥墩采用整体浇筑或设置施工缝，其受弯破坏模式一般为随着荷载增大，墩底及施工缝区域出现开裂且裂缝不断扩展，直至构件破坏，其受剪破坏模式为斜截面抗剪破坏；拼装式桥墩受弯破坏模式一般表现为拼接缝区域的张开，预制节段除自身弯曲变形外，还沿拼接缝出现一定的转动，其受剪破坏除与现浇墩类似的斜截面抗剪破坏外，节段可能沿拼接缝错动和滑移，出现直剪破坏（见图1、图2）。

图1 现浇墩破坏模式

图2 拼装墩破坏模式

1.2 预应力筋连接形式受力特点

拼装墩节段间通过预应力筋进行连接，一方面预应力筋产生预压力且自身提供抗力；另一方面当拼装墩受弯时发生水平变形，预应力筋随之被张拉，形成弹性回复力有利于使拼装墩回到初始状态，提高自复位能力，减小地震后的残余变形［9-10］，同时，预应力筋提供的预压力增强了拼接缝处的抗剪能力。

预应力筋连接分为完全预应力筋连接和预应力筋混合连接。完全预应力筋连接节段间仅通过预应力筋进行连接，普通钢筋不连续，实际工程应用较多，主要在非震区，其与现浇桥墩相比，受力性能上属于“非等同现浇”体系［11］，连接强度较现浇墩弱，耗能差、延性低，难以适用高烈度震区抗震需求。预应力筋混合连接节段间不仅通过预应力筋进行连接，还设置耗能构造，如增加连续的普通钢筋、外置耗能装置［12］等，在发挥预应力筋优势的同时又提高耗能能力，增强抗震性能，近年来通过很多理论和试验研究，表明该种连接应用于高震区的可靠性［13-15］。

2 拼装墩数值分析模型

拼装墩计算方法包括理论解析法［7］、纤维模型法、实体单元法等，其中纤维模型法能精细模拟结构全过程受力，且与试验结果吻合度高，在数值分析上具备可行性和准确性。

常用铁路桥墩与市政或公路桥墩相比，截面尺寸较大，特别是横桥向尺寸大、剪跨比小，多为重力式桥墩。以空心墩为例，采用纤维模型法，通过非线性时程分析方法进行弹塑性分析。所选桥墩采用矩形截面，墩身纵横向尺寸为2 m×5 m，壁厚0.4 m，顶帽实体段2.5 m，墩高9 m，分3节段预制拼装，设置墩身与基础间拼接缝1、墩身间拼接缝2、墩身与顶帽间拼接缝3（见图3）。桥墩采用C40混凝土，主筋采用HRB400，预应力筋采用7ϕ5钢绞线。

图3 拼装墩结构及节段划分

预制节段采用梁单元模拟，对拼接缝部位进行精细化建模（见图4），地震波选取常用的EI-centro波，上部结构采用铁路标准32 m简支梁。

图4 拼接缝区域精细化模拟

3 拼装墩抗震性能分析

针对预制拼装桥墩的抗震性能，国内外学者开展了诸多理论研究和试验工作［1-12］，归纳如下：

（1）拼装墩因接缝的存在，理论上其抗震性能与现浇墩有所区别，抗震能力是影响拼装墩应用和连接方式选择的最主要因素；

（2）拼装墩接缝形式对其抗震性能影响较大，总体上可分为“等同现浇”和“非等同现浇”，前者在强度、抗震能力方面与一般的现浇桥墩差异不大，后者连接强度稍弱；

（3）针对“等同现浇”连接，在构造满足要求的情况下，理论分析时多采用现浇墩的抗震方法；针对“非等同现浇”连接，特别是预应力作用，多采用数值模拟的方式进行仿真分析；

（4）在地震作用时，为减小震后残余变形和增强可修复性，国外对预制拼装墩中预应力自复位能力开展了较多理论和试验研究。

在此重点对铁路预制拼装墩抗震性能进行数值计算和对比分析。

3.1 预应力筋完全连接

按上节所述模型，采用完全预应力筋连接，即预应力筋通过拼接缝，主筋和分布钢筋不通过拼接缝，共配置10根7-7ϕ5钢绞线（见图5）。

图5 有限元模型及预应力筋布置

对于水平线刚度和位移，在自重和预应力筋预压力共同作用下，拼接缝不开裂，水平线刚度和位移与现浇墩相差不大，仅考虑拼接缝的存在对整体性的影响而进行适当折减。

在主力及主+附状态下，预制节段和拼接缝截面处于受压状态，混凝土压应力满足要求。

在多遇地震作用下，当预应力筋张拉力为1 200 MPa时，拼接缝2、缝3不发生开裂，拼装墩处于弹性状态。因此，通过设置预应力筋可使拼接缝不开裂或减小拼接缝开裂程度，满足“小震不坏”的性能要求。

在罕遇地震作用下，结构若保持弹性状态则设计困难或不够经济，一般允许进入弹塑性状态。拼装墩在罕遇地震作用下需要发生较大的水平变形，导致预应力筋受力较大容易屈服或断裂，需要配置较多的预应力筋，而过大的预压力又导致混凝土更易压溃、延性差，且预应力筋数量多、成本高，难以满足工程实际要求。因此，与国内外研究和工程实践类似，采用完全预应力筋连接的铁路拼装墩各项指标满足正常使用和多遇地震作用下要求，可适用于非震区或低震区。

3.2 预应力筋混合连接

采用预应力筋混合连接，即预应力筋通过拼接缝，部分主筋通过拼接缝，并与现浇墩、不设置预应力筋的拼装墩进行比较，各方案水平线刚度和位移在主力及主+附状态下均满足要求，主要考察地震作用下（Ag=0.2g）的地震响应差异。

3.2.1 有限元模型

（1）RC-1现浇墩，墩身配置180根直径16 mm主筋，箍筋直径为12 mm，间距15 cm，不配置预应力筋。

（2）RC-2拼装墩，采用大直径、大间距钢筋的布置形式，墩身配置46根直径32 mm主筋，配筋率与RC-1相当，在RC-1模型基础上增加3道拼接缝。

（3）PRC拼装墩，在RC-2模型基础上将主筋根数由46根减少至32根，同时增加预应力筋，经反复试算，共配置6根16-7φ5钢绞线，初始张拉控制应力930 MPa。

RC-1、RC-2、PRC截面纤维模型示意见图6。

图6 RC-1、RC-2、PRC截面纤维模型示意图

3.2.2 地震响应

（1）抗裂性。在多遇地震作用下，RC-1模型墩身底部出现开裂，RC-2模型拼接缝1、缝2开裂，拼接缝3未开裂，开裂截面钢筋和混凝土应力满足要求；PRC模型拼接缝1—3未开裂。PRC模型通过施加预应力，增强结构的抗裂能力。

（2）延性。在罕遇地震作用下，桥墩不可避免要进入弹塑性状态，要满足“大震不倒”的抗震设防需求，结构需要具备一定延性，通过延性系数表征。

根据时程分析结果，各模型在罕遇地震作用下纵桥向、横桥向地震响应如下：

RC-1：纵向、横向地震作用下墩底截面开裂，普通钢筋屈服，混凝土保持弹性。

RC-2：纵向、横向地震作用下拼接缝1开裂，普通钢筋屈服，混凝土保持弹性。

PRC：纵向、横向地震作用下拼接缝1开裂，普通钢筋屈服，预应力筋保持弹性，混凝土保持弹性。

各模型在纵向、横向地震作用下均进入弹塑性状态，墩顶位移延性系数满足铁路及相关规范要求（见图7）。

图7 墩顶位移延性系数

根据各模型地震响应和延性系数可以看出：

（1）RC-1、RC-2模型墩顶位移延性系数相差不大，两者延性能力基本相当，说明配筋率相当条件下，拼装墩与现浇墩延性能力相当。

（2）与RC-2模型相比，PRC模型尽管普通钢筋根数减少，但增加预应力筋后，普通钢筋和预应力筋共同作用下能达到相近的抗震性能。

（3）RC-1、RC-2、PRC模型的墩顶位移纵向延性系数相差不大，说明3个模型纵向延性能力基本相当；PRC模型预应力筋的预压力增大了混凝土的压应力，横向延性系数有所降低；3个模型均满足抗震要求。

（3）普通钢筋和预应力筋的应力-应变曲线见图8。RC-1、RC-2、PRC在罕遇地震作用下满足“大震不倒”的抗震需求，结构进入弹塑性阶段，部分普通钢筋出现屈服，而PRC模型的预应力筋未发生屈服，预应力筋始终保持弹性状态，预压应力未失效。

图8 PRC截面边缘普通钢筋和预应力筋应力-应变曲线

（4）荷载-位移滞回曲线反映了结构的变形特征、刚度退化及能量消耗，以纵向地震为例，RC-1、RC-2、PRC在罕遇地震作用下的墩顶荷载-位移滞回曲线见图9。

图9 RC-1、RC-2、PRC墩顶纵向荷载-位移滞回曲线

根据各模型在地震反复作用下墩顶纵向荷载-位移曲线可以看出：

（1）RC-1和RC-2模型最大承载能力和最大位移基本相当，说明配筋率相当情况下，尽管RC-2模型中普通钢筋采用较大间距，但铁路桥墩因尺寸较大导致接缝处的位移量值较小，对结构的极限承载能力和变形影响不大；PRC模型因预应力筋的作用最大承载能力有所提高。

（2）随着结构的开裂和屈服，RC-1、RC-2、PRC侧向刚度均出现下降和退化；RC-2的初始刚度比RC-1略小，说明拼接缝对结构刚度影响不大；PRC较RC-1、RC-2的初始刚度大，说明配置预应力筋提高了结构的抗裂能力。

（3）各模型位移较小时，结构基本处于弹性阶段，荷载-位移滞回环表现为集中和重叠现象。随着结构开裂、钢筋的屈服、拼接缝张开且持续发展等现象的产生，滞回环逐渐拉开，结构的耗能能力增强。通过滞回曲线可以看出，RC-1、RC-2模型耗能能力相当，PRC模型通过耗能钢筋的作用，避免了完全预应力筋连接耗能不足的问题，拼装墩与现浇墩总体上耗能能力相近。

（4）各模型残余变形相当，PRC模型的残余变形略有减小，说明预应力筋有一定的自复位效应但不明显，主要因为采用了有黏结预应力。

（5）拼接缝处的抗剪能力主要包括竖向力产生的摩擦力、接缝材料黏结力、剪力键、钢筋销栓力等。RC-2、PRC模型抗剪能力均满足要求，其中PRC模型因预应力筋提供的预压应力产生了摩擦力，较RC-2抗剪性能有所提高。

3.3 预应力筋参数分析

针对上述PRC模型，对其中预应力筋的相关参数进行分析，探讨其对抗震性能的影响。

（1）配筋率。在上述PRC模型基础上改变配筋率得到PRC-1模型，即将预应力筋规格由6根增加为10根，总初张力保持不变，荷载-位移滞回曲线见图10。通过比较可知，在总初张力即桥墩轴压比保持不变的情况下，随预应力筋配筋率的增加，结构抗弯能力有所增加，屈服强度提高，但其他抗震指标变化并不明显。

图10 PRC/PRC-1墩顶纵向荷载-位移滞回曲线

（2）预应力度。在上述PRC模型基础上改变预应力度得到PRC-2模型，即预应力筋规格不变，将预应力筋的预应力度即总初张力降低一半，荷载-位移滞回曲线见图11。通过比较可知，在预应力筋布置不变的情况下，调整预应力筋的预应力度，采用较低预应力度的PRC-2模型的初始抗裂能力和屈服强度有所减小，最大承载能力相当，预应力度对结构抗震性能的影响不明显。

图11 PRC/PRC-2墩顶纵向荷载-位移滞回曲线

（3）初张力。在PRC模型基础上改变初张力得到PRC-3模型，即将单根预应力筋的张拉力由930 MPa增加为1 240 MPa，经试算，预应力筋可由6根16-7φ5钢绞线修改为6根12-7φ5钢绞线。通过PRC和PRC-3模型比较可知，在罕遇地震作用下，PRC模型中预应力筋最大应力1 600 MPa，预应力筋保持弹性且预压应力不损失，PRC-3模型中预应力筋最大应力为1 947 MPa，大于其抗拉强度1 860 MPa，预应力筋已屈服且有断裂风险，可认为预压应力全部损失。说明在保证相同预压力情况下，配置较高规格的预应力筋且初张力较小时可满足抗震需求，配置较低规格的预应力筋时初张拉力较高，容易导致预应力筋应力达到其屈服应力甚至抗拉强度，导致预应力失效，因此需要合理确定初张力的上限。

（4）无黏结和有黏结预应力。当预应力筋采用有黏结时，在结构变形过程中预应力筋的伸缩受结构约束大，不利于发挥预应力筋的回复力，压浆料的防护使得预应力筋的耐久性更好，目前工程应用上以有黏结预应力为主。但无黏结预应力筋应力集中小，能更大限度地发挥预应力筋的作用，自复位能力强，为今后工程应用重要方向。

4 结论及展望

针对铁路预制拼装桥墩进行数值计算和对比分析，得出如下结论：

（1）采用完全预应力筋连接的铁路拼装墩各项指标满足正常使用和多遇地震作用下要求，可适用于非震区或低震区。

（2）在罕遇地震作用下，采用预应力筋混合连接的拼装墩抗裂能力有所提高，预应力筋可保证拼接缝在多遇地震作用下不开裂，极限承载能力和变形与现浇墩相差不大；延性性能、耗能能力等满足“大震不倒”的抗震需求，通过耗能钢筋的作用，避免了完全预应力筋连接耗能不足的问题；预应力筋的预压力提高了拼接缝的抗剪能力。

（3）在一定条件下预应力筋配筋率、预应力度对拼装墩抗震性能影响不大，初张力对预应力筋状态影响较为明显，配置较高规格的预应力筋且初张力较小时，预应力筋保持弹性且预压应力不损失；配置较低规格的预应力筋时初张拉力较高，易导致预应力筋屈服甚至断裂，导致预应力失效，需要合理确定初张力的上限。

（4）目前针对铁路预制拼装墩抗震性能研究较少，鉴于其抗震理论的复杂性，在数值模拟分析基础上引入抗震模型试验将是进一步的研究方向。