基于双向拟静力试验的钢筋混凝土箱型薄壁墩抗震性能

夏樟华 宗周红 钟儒勉

(1福州大学土木工程学院，福州 350108)(2东南大学土木工程学院，南京 210096)

基于双向拟静力试验的钢筋混凝土箱型薄壁墩抗震性能

夏樟华1宗周红2钟儒勉2

(1福州大学土木工程学院，福州 350108)
(2东南大学土木工程学院，南京 210096)

摘 要:对14个钢筋混凝土箱型薄壁墩进行了双向拟静力试验，考察了长细比、轴压比、配箍率等对箱型薄壁墩双向荷载－位移滞回曲线、骨架曲线、位移延性、滞回耗能和极限曲率等特性的影响，讨论了箱型薄壁墩的双向滞回性能.结果表明:在水平双向反复荷载作用下，箱型薄壁墩以弯曲破坏为主，低墩破坏区域集中于墩底，高墩的破坏区域明显上移;长细比越大，轴压比越小的箱型薄壁墩滞回曲线越饱满，变形能力越大;在长细比为6.9～13.1的范围内，位移延性系数随长细比的增大而减小，长细比为16.3的试件位移延性系数明显增大;长细比大于13.1的试件塑性破坏范围明显增大，但极限曲率显著降低.

关键词:箱型薄壁墩;双向拟静力试验;滞回性能;滞回耗能;位移延性;极限曲率

拟静力试验是钢筋混凝土桥梁墩抗震性能的重要研究方法之一，已有研究主要通过单向拟静力试验研究中低墩的抗震性能.在国外，Priestley等［1］对多种截面和箍筋形式的桥墩，在不同轴压比、箍筋率等参数下进行了单轴加载试验和拟静力试验研究.Watson等［2］进行了方形和八边形的钢筋混凝土柱拟静力试验研究.更多的国外学者对各种截面形式和配筋形式的桥墩抗震性能展开了更为深入的研究［3－6］.在国内，杨新宝［7］对10 根截面为20 cm×20 cm的钢筋混凝土柱式桥墩进行拟静力试验研究.范立础等［8］对16个截面尺寸为20 cm×20 cm、墩高100 cm的钢筋混凝土矩形墩进行了拟静力试验.随着公路建设的发展，箱型截面墩得到了更加广泛的应用.文献［9－11］对不同截面尺寸、不同长细比箱墩进行了拟静力试验，促进了对箱型截面墩抗震性能的认识.

多维拟静力试验能够一定程度上反映出结构在多向地震力作用下的抗震性能，随着拟静力试验设备和实验水平的提高，多维拟静力试验研究开始得到重视.Kobayashi等［12］分别采用单向加载和6种双向加载规则研究了墩高0.8 m圆形截面钢筋混凝土柱双向加载和单向加载滞回特性的区别.杜宏彪［13］按一定荷载角加载来考虑双向弯矩的钢筋混凝土悬臂框架柱反复荷载作用的滞回性能.邱法维等［14］对7个钢筋混凝土(RC)柱进行了7种加载规则的双向拟静力试验.李宏男等［15］利用拟静力试验对钢筋混凝土框架柱进行了不同轴压的单、双向循环加载和双向变轴力循环加载试验.Solberg等［16］采用基于性能的设计方法和延性设计方法设计了桥墩缩尺模型，进行双向拟静力和拟动力试验研究.Khaled等［17］进行了截面尺寸为1.2 m ×0.6 m、墩高3.0 m的矩形实心墩双向拟静力试验.这些研究主要结论为:①与单向荷载作用相比，双向荷载作用下墩或柱的承载力下降较大;②构件强度退化和刚度退化现象均较单向荷载作用严重得多，且轴压比增大加重了构件强度和刚度退化;③双向荷载作用也使墩或柱的延性大为降低.

目前双向拟静力试验研究主要集中于实体墩，很少涉及墩高较大的空心截面箱型薄壁墩.根据文献［18］的研究，双向等位移的加载模式适合箱型薄壁墩双向拟静力试验.因此，本文采用双向等位移加载的拟静力试验，研究在桥梁抗震规范［19］规定的长细比范围内(长细比大于2.5，且小于10)和超过规定长细比范围的箱型墩在水平双向反复荷载作用下的滞回性能.

1 模型试验

1.1 试件设计

以60 m箱型墩为原型，考虑设计常用的墩高、竖向轴压力和配箍率范围，取长细比、轴压比和体积配箍率3个不同参数，长细比和轴压比采用完全参数设计，共14个试件见表1.纵筋按等强度代换，箍筋按体积配筋率相等代换.原桥墩纵筋采用350φ32 mm，箍筋墩底采用 φ16@100 mm，其他区域采用φ16@150 mm，模型墩纵筋采用28φ8 mm.试件B1～B3，B6～B14箍筋在墩底区域为φ6@50 mm，高度为350 mm，其他区域为 φ6@100 mm.试件B4和B5墩底区域的箍筋间距分别为70和100 mm，其他区域箍筋间距分别为100和150 mm.试件在墩底150 mm高度范围内为实心段，试件截面和钢筋布置见图1.为加载需要，将模型墩顶部设为700 mm×720 mm×540 mm的实心段，制作250 mm×800 mm×1 300 mm底座固定试件.采用施加竖向轴力的方式模拟上部结构质量，根据下式计算试件轴压力:

式中，N为轴力;A为截面面积;fcd为轴心混凝土抗压强度设计值.长细比指桥墩实际有效高度与截面宽度的比值，试件的有效高度H0=(H－0.6)m，其中，H为试件的总高度，m.模型墩采用C50混凝土，实测立方体抗压强度标准值的平均值为49.41 MPa，劈裂强度为3.44 MPa，弹性模量为30.8 GPa.φ6 mm和φ8 mm钢筋实测屈服强度分别为375.27和326.51 MPa，极限强度分别为503.81和456.60 MPa，弹性模量分别为211和212 GPa.

表1 桥墩试件设计参数

1.2 试验装置和加载制度

利用预留的孔洞，试件通过4根高强螺杆与地梁固结，竖向加载设备采用稳压千斤顶，顶部横梁采用平面滑动支座连接，采用半球铰实现墩顶转动.水平荷载采用MTS系统公司的电液伺服作动器施加.具体加载布置如图2所示.图中，构件强轴为X方向，构件弱轴为Y方向;与X向垂直的2个面分别为B面和D面，与Y向垂直2个面分别为A面和C面.

图1 典型试件截面尺寸和配筋图(单位:mm)

图2 加载装置布置图

正式加载前先进行预加载.试验开始，先在墩顶施加竖向恒定轴载，实验过程中保持轴向力不变.采用位移控制且逐级施加.双向拟静力试验采用X向和Y向双向同步加载.X向与Y向的位移幅值比为1∶1，每级加载循环2次.第1级加载2 mm，以2 mm幅值递增，屈服以后，以3 mm为幅值递增加载，直到试验结束.

1.3 量测方案

①双向拟静力试验采用清华大学开发的TUMT试验控制软件，外接位移采集系统与TUMT控制软件连接，同步采集位移数据.②使用裂缝测宽仪测量每级循环荷载作用下各主要裂缝的宽度.③通过测试桥墩试件距墩底截面0.15，0.55，0.95和1.35 m共4个截面的竖向位移，换算成各个区域的平均曲率.

2 试验结果分析

2.1 破坏形态

14 个试件的试验现象基本体现了柔性墩破坏的特点，均以弯曲破坏为主且经历了相似的破坏过程:混凝土开裂→墩底及其实心段和空心段交界位置形成主裂缝→钢筋屈服→混凝土剥落→混凝土压碎→形成塑性铰.最终破坏形态为墩角混凝土被压碎，墩角纵筋屈曲.轴压比越大的试件裂缝最终分布高度越小，破坏越明显，剪切裂缝比较显著.长细比小的试件也具有较明显的剪切裂缝，长细比大的试件只在破坏区域有剪切裂缝且塑性破坏位置上升到实心和空心段交界处，试件B2，B4，B6和B8均出现了这种现象，试件B6最为明显.图3和图4为试件B6和B12的破坏形态，图中黑色为压碎区域.不同配箍率试件B2，B4和B5的裂缝间距与箍筋间距基本一致，分别为10，15和20 cm.

图3 试件B6破坏形态

2.2 荷载－位移滞回曲线

根据试验记录水平力和墩顶水平位移，绘制各试件的荷载－位移滞回曲线，典型试件曲线见图5.各个试件的X和Y方向的滞回曲线基本经历了从梭形到弓形，然后到倒S形的过程，部分试件滞回曲线发展成Z形.

图4 试件B12破坏形态

通过X方向与Y方向荷载－位移滞回曲线对比，可以得到:①水平双向加载的耦合作用使试件2个方向的滞回环存在较大的差异，强轴方向滞回环比较饱满，弱轴方向的滞回环较狭窄，捏缩现象更明显.②轴压比越小的墩滞回曲线越饱满，变形能力越强，抗震性能越好.③ 轴压比相同，长细比越大的墩，X方向滞回曲线越饱满，变形能力越强.Y方向的滞回曲线，轴压较小的情况下，长细比越大的墩滞回曲线越饱满.但在轴压比较大的情况下，受二阶效应和最终塑性破坏范围的影响显著，长细比越大，耗能能力下降越显著，如墩高为5.8 m、轴压比为0.2墩的，滞回环最终进入Z形，而墩高为2.8 m墩的滞回环处于弓形状态.④不同配箍率试件的荷载－位移滞回曲线发展过程基本相似，配箍率大的试件Y方向滞回曲线更为饱满.

图5 典型试件荷载－位移滞回曲线

2.3 荷载－位移骨架曲线

骨架曲线是每次循环的荷载－位移曲线达到最大峰值的轨迹，反映了试件在整个加载过程中的强度、刚度变化以及延性等.试件荷载－位移骨架曲线比较见图6～图8，可以看出各试件从加载到破坏大致经历了4个典型阶段:线性阶段、随后较短的非线性上升至屈服阶段、屈服后的强化阶段和最大荷载后的下降阶段.将骨架曲线的特征点列于表2，表中特征值均为正负骨架曲线绝对值的平均值，屈服荷载和位移通过通用屈服弯曲法求得.骨架曲线和特征值的比较表明:①在双向荷载作用下，试件强轴方向屈服荷载和极限荷载都大于弱轴方向.②相同长细比的试件，轴压比越大，承载能力越大，骨架曲线斜率越大，变形能力越小，而且试件的高度越小，这种趋势越明显.③ 轴压比相同的试件，长细比越小，承载力越大，但达到最大荷载以后，下降段就越陡，变形能力就越小.④ 配箍率不同的试件骨架曲线比较接近，配箍率越小，变形能力越大.

图6 墩高4.8 m试件的荷载－位移骨架曲线

图7 轴压比0.10的试件荷载－位移骨架曲线

图8 不同配箍率试件荷载－位移骨架曲线

2.4 位移延性

延性系数反映结构试件的变形能力，是评价结构抗震性能的一个重要指标.定义墩顶位移延性系数μ为

式中，Δy为屈服位移;Δu为极限位移.

各墩的位移延性系数见表2.可以看出，箱型墩2个方向均有较好的位移延性，X方向的位移延性范围为4.76～8.20，Y方向的位移延性范围为4.68～20.88.由表2可见:① 试件X方向的屈服位移都大于Y方向的屈服位移，试件X方向的位移延性系数基本小于Y方向的位移延性系数.②轴压比是影响试件延性的一个重要参数.在长细比为6.9～13.1的范围内，X方向和Y方向的位移延性系数都随轴压比的增大而减小，位移延性能力下降.长细比为16.3的墩，位移延性系数呈随轴压比的增大而增大的趋势，Y轴方向表现得特别明显，主要原因是墩高增加到一定的范围后，墩底位置的塑性破坏段长度增大，塑性破坏位置升高，Y方向的屈服位移反而降低，导致位移延性系数显著增大.③长细比对试件的延性能力影响也比较显著.轴压比相同，在长细比为6.9～13.1的范围内，位移延性系数随长细比的增大而减小.受塑性破坏区域和长度的影响，长细比为16.3的试件位移延性反而增大，轴压比越大，这种趋势越明显.④ 位移延性系数随配箍率的减小而增大.

表2 荷载－位移骨架曲线特征点和位移延性系数

2.5 残余位移

残余变形是试件从加载变形再卸载至零后不可恢复的塑性变形，在荷载－位移滞回曲线上体现为卸载段与X轴的交点.桥墩的残余变形小反映了桥墩具有较好的变形回复能力.试件残余位移总体规律为:荷载小于极限荷载时，残余位移较小;荷载大于极限荷载，则残余位移显著增大.不同轴压比的试件均表现出相同的这种规律，且试件X方向和长细比较小的试件更为明显，如图9所示.在相同位移等级下，长细比越小的试件残余位移越大，变形恢复能力越差，如图10所示.

图9 墩高4.8 m试件的残余位移

图10 轴压比0.10试件的残余位移

2.6 滞回耗能

结构构件耗能性能是评价其抗震性能的一项重要依据.耗能指标越高说明结构在地震过程中消耗的地震能量越多，试件的累积滞回耗能为滞回曲线所包围的面积.总体上，试件X向的累积滞回耗能大于Y向耗能，轴压比越大，试件的累积滞回耗能越大，如图11所示.长细比越大试件在相同荷载位移等级下，X向和Y向的累积滞回耗能越小，如图12所示.不同配箍率试件在X向和Y向的累积滞回耗能基本接近.

2.7 弯矩－曲率分析

根据位移计实测得到的位移，计算各个荷载等级的试件曲率，以侧向位移大约20 mm为一级，绘制出曲率沿墩高的分布.长细比小于10的试件塑性破坏区域均发生在墩底位置，曲率从墩底往上逐渐减小;长细比大于10的试件，塑性破坏区域发生在变截面以上位置，在墩高0.15～0.55 m范围内平均曲率明显增大，如图13所示.

图11 墩高4.8 m试件的滞回耗能曲线

图12 轴压比0.1试件的滞回耗能曲线

各个荷载的弯矩M可以用下式计算:

式中，F为水平荷载;H为有效加载高度;N为轴压;Δ为加载位移.

将最大弯矩Mm、所对应曲率φm、极限曲率φu和极限曲率对应的弯矩Mu列于表3，可以看出，相同轴压比试件的极限弯矩非常接近.配箍率较小试件的墩底曲率大于配箍率较大试件的墩底曲率.长细比越小的构件，极限曲率越大，主要原因是高墩的塑性破坏区域明显增大，即塑性铰长度明显增大.因此，采用极限曲率来评价长细比较大的箱型墩可能会高估其抗震性能.

表3 弯矩－曲率特征值

图13 实测曲率沿墩高分布

3 结论

1)在水平双向反复荷载作用下，钢筋混凝土箱型薄壁墩以弯曲破坏为主，在墩变截面处和墩底截面形成主裂缝，并在墩底附近形成塑性破坏区域.随长细比和轴压比增大，试件塑性破坏区域转移到变截面以上位置.

2)在长细比6.9～13.1范围内，轴压比越大，试件滞回曲线捏缩现象越明显，滞回耗能越大，相应的试件极限承载力越大，变形能力越小.轴压比越小，试件总体上表现出更好的抗震性能.当试件的长细比为16.3时，轴压比影响更显著，荷载退化越明显.

3)长细比越大的试件，滞回曲线越饱满，极限承载也越小，变形能力越大，变形恢复能力越强，荷载位移曲线下降更平缓.试件长细比较小则变形能力较小，荷载位移曲线下降较大，但累积滞回耗能越大.值得注意的是，对不同的轴压比，长细比对试件抗震性能的影响规律也不同，在轴压比为0.2的情况下，不同长细比试件的破坏程度都很大.

4)配箍率不同的试件荷载－位移滞回曲线、骨架曲线形状、累积滞回耗能和变形恢复能力均较接近，X方向更明显，配箍率小的试件变形能力更大.

5)钢筋混凝土箱型薄壁墩具有很好的延性性能.长细比在6.9～13.1的范围内，位移延性系数随长细比的增大而减小.但是长细比为16.3的试件，位移延性系数显著大于轴压比相同而长细比不同的试件，特别是轴压为0.2的试件位移延性系数更大.

6)试件的曲率分布和大小与长细比、破坏形态密切相关.长细比为6.9和10.0的试件，塑性破坏区域集中于墩底位置，曲率从墩底向上逐渐减小;长细比为13.1和16.3的试件，极限曲率明显小于长细比为6.9和10.0的试件，且部分试件塑性破坏区域发生在变截面以上位置，在墩高为0.15～0.55 m范围内平均曲率明显大于墩底曲率.配箍率小的试件破坏区域更集中于墩底，且极限曲率显著大于配箍率大的试件.采用极限曲率评价长细比较大的墩可能会高估其抗震性能.

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Seismic performance of reinforced concrete thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections based on bi-axial quasi-static testing

Xia Zhanghua1Zong Zhouhong2Zhong Rumian2
(1College of Civil Engineering，Fuzhou University，Fuzhou 350108，China)
(2School of Civil Engineering，Southeast University，Nanjing 210096，China)

Abstract:Bi-axial quasi-static tests on 14 reinforced concrete thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections were carried out.The bidirectional seismic properties，including load-displacement hysteresis curve，skeleton curve，displacement ductility，hysteretic energy and ultimate curvature，were discussed in consideration of the influence of slenderness ration，axial-load ratio and ratio of reinforcements.Results show that flexural failure is the main failure mode of the piers，the damage area of short piers focuses on the bottom area while the damage area of high piers moves upward obviously.The piers with bigger slenderness ratio and smaller axial-load ratio have more full hysteresis curves and bigger deformation capacity，which reveals excellent seismic performance.As the slenderness ratio ranges from 6.9 to 13.1，the displacement ductility of the pier decreases as slenderness ratio increases，but the displacement ductility of the pier with a slenderness ratio of 16.3 is obviously big.The piers with slenderness ratio bigger than 13.1 have big plastic damage area，but their ultimate curvature declines obviously.

Key words:thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections;bi-axial quasi-static testing;hysteresis performance;hysteretic energy;displacement ductility;ultimate curvature

中图分类号:U443.22;TU375.3

A

1001－0505(2013)01-0180-08

doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2013.01.034

收稿日期:2012-05-04.

夏樟华(1980—)，男，博士生;宗周红(联系人)，男，博士，教授，博士生导师，zongzh@seu.edu.cn.

基金项目:“十二五”国家科技支撑计划资助项目(2011BAK02B03)、教育部博士点基金资助项目(20110092110011).

引文格式:夏樟华，宗周红，钟儒勉.基于双向拟静力试验的钢筋混凝土箱型薄壁墩抗震性能［J］.东南大学学报:自然科学版，2013，43(1):180 －187.［doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2013.01.034］