圆端形不锈钢管混凝土桥墩抗震性能试验研究

赵秋红，董硕，张建周，刘飞虎

（1.天津大学建筑工程学院，天津 300072；2.滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室（天津大学），天津 300350；3.中国铁路设计集团有限公司，天津 300308）

钢管混凝土构件由于强度及延性较高、施工高效等优势，越来越多地被应用于国内外桥梁工程的墩塔结构中［1］，且多为圆形截面.而在桥梁结构中，由于风荷载或地震荷载的作用，桥墩沿横桥向往往需要更高的承载力及刚度，工程中多采用双肢或多肢墩，以圆端形、长方形等截面形式为主.圆端形钢管混凝土桥墩横向刚度大，可增强桥梁的稳定性，其外钢壁可有效抵抗车船的撞击，且其流线型外观可减少流体冲击.目前，圆端形钢管混凝土已被应用于厦门杏林湾路段边墩及武汉黄陂后湖斜拉桥双肢桥塔等工程，具有良好的应用前景.

通过试验及有限元分析，国内外学者对圆端形钢管混凝土柱的轴压［2-5］、偏压［6-8］、偏拉［9］、剪切［10］及纯弯［11-13］等静力性能进行了研究，发现圆端形钢管对内部混凝土的约束效果介于圆钢管和矩形钢管之间，并提出了相应的轴压、偏压及弯矩承载力计算公式.目前，针对圆端形钢管混凝土结构抗震性能的研究极为有限，其中文献［14］采用精细有限元分析，证明了圆端形钢管混凝土柱具有良好的抗震性能.

事实上，由于桥墩所处环境通常较为恶劣，钢管混凝土结构采用不锈钢作为外管材料，可有效提高桥梁耐久性，降低其全寿命维护成本［15］.近年来，国内外学者针对圆形、方形不锈钢管混凝土柱及不锈钢-碳钢中空夹层钢管混凝土柱的轴压［16-20］、轴拉［21］、纯弯及压弯［22-23］等静力性能进行了试验研究，发现不锈钢管混凝土柱相比钢管混凝土柱承载力更高，延性更好.Liao 等［24］和Zhou 等［25］分别对圆形及方形不锈钢管混凝土柱、外方内圆中空夹层不锈钢管混凝土柱的抗震性能进行了试验研究，结果表明不锈钢管混凝土柱相比钢管混凝土柱具有更好的耗能能力.然而，针对圆端形不锈钢管混凝土及圆端形中空夹层钢管混凝土抗震性能的研究尚未见报道.

为进一步推广应用圆端形钢管混凝土桥墩，有必要考虑采用不锈钢作为外管材料，并对其抗震性能进行系统研究，以提高其全寿命周期安全性及耐久性.本研究以外钢管材质、加载方向及中空夹层截面为变化参数，进行了4个圆端形不锈钢管和2个圆端形普通钢管混凝土桥墩试件的往复加载拟静力试验，分别研究其在横桥向地震作用（沿强轴加载）及顺桥向地震作用（沿弱轴加载）下的抗震性能，为该类桥墩的工程应用和理论分析提供参考.

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

本研究共进行了4 个圆端形不锈钢管和2 个圆端形普通钢管混凝土桥墩试件的往复加载拟静力试验，主要参数包括外钢管材质、加载方向及中空夹层截面，试件主要参数见表1.试件编号中CFRT 代表圆端形普通钢管混凝土柱，CFRST 代表圆端形不锈钢管混凝土柱，其后第一个字母“S”和“D”，分别代表实心截面和中空夹层截面形式，第二个字母“S”和“W”分别代表沿强轴加载和沿弱轴加载.Bo、Ho和to分别为外钢管的截面宽度、高度和厚度，Bi、Hi和ti分别为内钢管的截面宽度、高度和厚度；L0为试件的计算高度；χ为截面空心率；n为轴压比；N为竖向荷载.

表1 试件主要参数Tab.1 Main parameters of specimens

每个试件由加载梁、墩身和底梁三部分组成.墩身截面尺寸为240 mm × 160 mm，试件计算高度为1 100 mm.圆端形的外钢管和内钢管均采用两块U 形钢板对拼焊接而成，其中外钢管为不锈钢时采用不锈钢专用的A107 焊条进行焊接.对于设置中空夹层截面的试件，底梁采用钢筋混凝土结构，并在墩身周围焊接短钢筋及加劲肋，以进一步加强其与底梁的连接.试件尺寸及截面形式见图1.

图1 试件几何尺寸与截面形式（单位：mm）Fig.1 Dimension and section forms of specimens（unit：mm）

1.2 材料力学性能

所有试件均由商品混凝土同批浇筑而成，并预留混凝土标准立方体试块［26］，混凝土的设计强度等级为C50.试验时测得混凝土立方体抗压强度为58.1 MPa，弹性模量为3.79×104MPa.混凝土粗骨料粒径控制在16 mm 以内，以便于中空夹层截面试件的浇筑.试件不锈钢外钢管采用06Cr19Ni10 牌号AISI304 的奥氏体不锈钢，普通外钢管及内钢管均采用Q235 钢.根据《金属材料 拉伸试验 第1 部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2021）［27］规定，分别对冷弯成型后内外钢管的圆弧段和平直段进行拉伸试验，钢材的应力-应变曲线见图2，其主要力学性能指标见表2，其中CS1、CS2 和CS3 分别取自圆端形普通钢管的平直段、外钢管和内钢管的圆弧段，SS1 和SS2 分别取自圆端形不锈钢外钢管的平直段和圆弧段.不锈钢的屈服强度取名义屈服强度σ0.2，即塑性应变为0.2%时对应的应力值.

表2 钢材的材料性能Tab.2 Material properties of steel

图2 钢材应力-应变曲线Fig.2 Stress-strain curves of the steel

1.3 加载方案及测量方案

试验加载现场及加载装置如图3 所示.首先采用千斤顶在加载梁顶部施加预定竖向荷载，并在试验过程中保持不变；然后采用1 000 kN 的水平作动器在试件顶部施加水平往复荷载，其作用线与加载梁中心线重合.在试件正反两侧设置侧向支撑，以防试验过程中试件的面外失稳及弯扭破坏.试验过程中，水平往复荷载采用荷载-位移联合控制［28］，前三级采用荷载控制，加载幅值分别为0.25Pp、0.50Pp和0.75Pp，每级循环2 次，其中Pp为有限元模型预测出的试件峰值承载力，kN；然后采用位移控制，分别选取屈服位移Δy=Pp/Ksec的1、1.5、2、3、5、7、8 倍加载，mm，每级循环3 次，其中Ksec为试验中荷载到达0.70Pp时力-位移曲线的割线刚度，kN·mm-1.当荷载下降到85%Pp或试件不适于继续承载时，试验停止.试验中保持加载与卸载速度一致，以保证数据的稳定.

图3 试验加载装置（单位：mm）Fig.3 Test setup（unit：mm）

试验测量方案如图3（b）所示，所有试件的测点布置均一致，包括力传感器、位移计及应变片等，其中水平作动器施加的荷载由力传感器测得，加载点、墩身的水平位移及底梁的滑移由编号为D1～D8的位移计测量及监测，墩底不同高度的外钢管表面分别沿截面高度方向设置一组电阻应变片，以获得外钢管截面的应变分布.试验过程中，人工观测试件墩身钢管屈曲、破坏形态和破坏位置等.

2 试验结果分析

2.1 试验现象与破坏模式

在水平往复荷载作用下，6个试件的破坏形态基本相似.试件CFRST-S-S 和CFRST-S-W 的水平力-侧移角的骨架曲线及其特征点见图4，其中侧移角θ=Δ/L0，Δ为水平位移.由图4 可知，试件的受力过程可分为3 个阶段：1）弹性阶段（O—A），加载初期，侧移角较小时，桥墩整体处于弹性状态，试件的水平力-侧移角曲线基本呈线性，A点约为峰值荷载Pp的40%.2）弹塑性阶段（A—B），随着侧移的增大，钢管开始屈服产生塑性变形，试件的水平力-侧移角曲线斜率减小，残余变形增加，刚度开始退化，此时墩身钢管表面无明显屈曲现象.3）破坏阶段（B—C），试件在B点达峰值荷载，沿加载方向上墩身底部出现轻微鼓曲变形，随着位移的进一步增大，墩身塑性变形加剧，鼓曲范围和程度增加，曲线开始下降，钢管断裂或焊缝撕裂，承载力下降至峰值荷载的85%以下.

图4 典型试件的水平力-侧移角曲线Fig.4 Horizontal load-drift curves of typical specimens

图5 给出了试验结束后6 个试件的破坏形态，图5（a）～（b）为试件的整体破坏形态及典型的外钢管鼓曲形态.由图5（b）可见，所有试件均在墩身外钢管底部出现鼓曲，并形成塑性铰，沿弱轴加载时底部鼓曲更为明显.沿强轴加载时，外钢管圆弧段底部距底梁顶面（1/55～1/37）L0处出现水平裂缝，而沿弱轴加载时，外钢管平直段底部距底梁顶面（1/27～1/18）L0处沿竖向焊缝撕裂.图5（c）给出了试件割去外钢管后内部混凝土的破坏形态，由图5（c）可见，外钢管鼓曲处混凝土均被压碎，但上部混凝土仅出现少数水平裂缝.图5（d）给出了中空夹层试件去除夹层混凝土后内钢管的状态，由图5（d）可见，内钢管在底部出现了轻微的凹曲，但并不明显.

图5 试件破坏形态Fig.5 Failure modes of specimens

2.2 滞回曲线和骨架曲线

图6 和图7 分别给出了6 个试件的加载点水平力-侧移角的滞回曲线和骨架曲线.表3 给出了6 个试件的屈服、峰值、破坏特征点相应的荷载、位移、侧移角，其中屈服点采用等效能量法确定，破坏荷载按峰值荷载的85%确定.

图6 试件滞回曲线Fig.6 Hysteresis loops of specimens

图7 试件骨架曲线Fig.7 Skeleton curves of specimens

由图6 可知，各试件的滞回曲线较为饱满，展示出圆端形钢管混凝土桥墩良好的耗能能力，但沿弱轴加载的CFRST-S-W 试件和CFRST-D-W 试件在加载后期滞回曲线捏缩现象略为明显，主要由于沿弱轴加载时外钢管平直段受压弯组合作用，极易产生向外的鼓曲变形，且鼓曲范围更大，外钢管对核心混凝土不能提供很好的约束作用.在弹性阶段，滞回环狭长面积较小，而随着位移的增大，滞回环逐渐饱满，面积增大，耗能能力提高.同级加载时，滞回环面积及最大荷载随着循环次数稍有下降，体现出塑性损伤累积.

由图6、图7和表3可知：

表3 各试件主要试验结果及计算结果Tab.3 Main test and calculation results of specimens

1）对比试件CFRST-S-S 和CFRT-S-S，及试件CFRST-D-S 和CFRT-D-S 可见，圆端形不锈钢管混凝土试件相比钢管混凝土试件峰值荷载仅相差5%左右，但峰值后承载力下降更为缓慢，延性和耗能能力更高.这主要是由于不锈钢材料屈服后出现显著的应变硬化，因此在加载后期外钢管对核心混凝土仍能提供较好的约束作用.

2）对比试件CFRST-S-S 和 CFRST-D-S，CFRST-S-W 和CFRST-D-W，及试件CFRT-S-S 和CFRT-D-S 可见，采用中空夹层截面后，无论是试件CFRST-D-S，还是试件CFRST-D-W，试件的峰值荷载相比于实心截面试件提高了14%～27%，滞回曲线更为饱满，说明内钢管与外钢管共同承载，内钢管对夹层核心混凝土起到了一定的支撑作用.但采用中空夹层截面的试件CFRST-D-W 的峰值后承载力下降更为明显，这主要是由于在加载后期，内钢管平直段发生明显的向内凹曲，但整体上采用中空夹层截面对各试件骨架曲线下降段影响较小.

3）对比试件CFRST-S-S 和CFRST-S-W，及试件CFRST-D-S和CFRST-D-W 可见，沿弱轴加载时，试件的峰值荷载相比于沿强轴加载时明显降低，实心截面试件降幅高达38%，而中空夹层截面试件降幅减缓至23%，同时峰值后承载力下降更快，延性和耗能能力更低，且沿弱轴加载的试件CFRST-S-W 和试件CFRST-D-W 在加载后期滞回曲线出现了较为明显的捏缩现象，这主要由于外钢管的平直段产生了向外的鼓曲变形，外钢管对核心混凝土不能提供很好的约束作用.

2.3 刚度退化

采用割线刚度Ki来描述试件的刚度退化现象［29］.图8 给出了6 个试件的刚度退化曲线，由图8可知，各试件的刚度均随侧移角的增大而下降，主要由于加载过程中材料的累积损伤导致.对比各试件的刚度退化曲线可知：1）不锈钢管混凝土试件在加载后期的刚度退化程度更小，可能是由于不锈钢材料屈服后的应变硬化导致；2）由于试件截面的不对称性，沿弱轴加载试件的初始刚度远小于沿强轴加载试件；3）采用中空夹层截面试件的初始刚度均大于采用实心截面试件.

图8 刚度退化曲线Fig.8 Stiffness degradation curves of specimens

2.4 延性

采用位移延性系数μ来描述试件的延性［29］.表3给出了6 个试件的位移延性系数，由表3 可知，试件位移延性系数在3.89～5.46 之间，表现出良好的延性.对比各试件的位移延性系数可见：1）不锈钢管混凝土试件的位移延性系数较钢管混凝土试件明显提高，对于试件CFRST-S-S 及试件CFRST-D-S 的情况分别提高了24%和23%，这主要是由于不锈钢材料屈服后的应变硬化现象导致；2）沿弱轴加载的圆端形不锈钢管混凝土试件的位移延性系数较沿强轴加载时明显降低，对于试件CFRST-S-W 及试件CFRST-D-W 的情况分别降低了17%和29%，这主要是由于平直段钢管更早发生鼓曲变形，且鼓曲范围更大导致；3）采用中空夹层截面对圆端形不锈钢管混凝土试件的位移延性系数影响不大，但沿弱轴加载时，内钢管平直段出现向内的凹曲，导致加载后期内钢管不能对夹层核心混凝土提供足够的支撑，试件CFRST-D-W 的位移延性系数比试件CFRST-SW降低13%.

2.5 耗能能力

采用累积滞回耗能E和等效黏滞阻尼系数he来描述试件的耗能能力［29］.图9给出了6个试件的累积耗能曲线，表3给出了6个试件的屈服、峰值、破坏特征点相应的等效黏滞阻尼系数.由图9 及表3 可知，各试件的累积耗能曲线特征基本相似，累积滞回耗能和等效黏滞阻尼系数均随着侧移角的增大而增大.对比各试件耗能曲线可知：1）不锈钢管混凝土试件的耗能能力更高，可能是由于不锈钢材料屈服后的应变硬化导致；2）沿弱轴加载时，试件平直段的钢管更早发生鼓曲且范围较大，试件耗能能力较沿强轴加载时明显降低；3）沿强轴加载时，采用中空夹层截面的试件耗能能力较采用实心截面的试件明显提高，说明内钢管亦部分参与耗能；4）沿弱轴加载时，采用中空夹层截面的试件平直段的外钢管向外鼓曲而内钢管向内凹曲，导致对夹层核心混凝土的支撑不足，试件耗能能力较采用实心截面的试件反而有所下降.

图9 试件累积耗能曲线Fig.9 Accumulation energy dissipation curves of specimens

3 水平承载力计算

以圆端形中空夹层钢管混凝土桥墩为例，可采用式（1）来计算其水平承载力：

式中：Mu为墩底塑性铰截面的极限弯矩，kN·mm.

假定桥墩底部塑性铰截面满足全截面塑性假定，即桥墩底部截面的外钢管和内钢管达到屈服强度，受压区混凝土达到轴心抗压强度；同时忽略受拉区混凝土对压弯承载力的贡献.桥墩底部截面上的力及应力状态可表示为图10.当桥墩达到压弯承载力时，桥墩截面受压区高度为x，则截面竖向力平衡可表示为：

图10 桥墩水平承载力计算示意图Fig.10 Horizontal ultimate bearing capacity calculation diagram of the pier

式中：N为施加在桥墩上的竖向荷载，kN；β为混凝土应力折减系数，取0.85；fc为混凝土轴心抗压强度，kN/mm2；fyo、fyi分别为外钢管和内钢管的抗拉强度，kN/mm2；Acc、Ao，c、Ai，c、Ao，t、Ai，t分别为受压区混凝土、受压区外钢管、受压区内钢管、受拉区外钢管和受拉区内钢管的面积，mm2.参数计算方法见文献［30］.

根据截面弯矩平衡条件，将截面各组成部分对截面形心轴求矩，可得：

式中：yc，c、yo，c、yi，c、yo，t、yi，t分别为受压区混凝土、受压区外钢管、受压区内钢管、受拉区外钢管和受拉区内钢管距桥墩截面形心轴的距离，mm.参数计算方法见文献［30］.

求得Mu后代入式（1）可得圆端形中空夹层钢管混凝土桥墩的水平承载力.由式（1）～式（3）计算所得桥墩的水平承载力结果见表3，由表3 可知，计算结果与拟静力试验结果吻合较好.

4 结论

1）圆端形不锈钢管混凝土与钢管混凝土试件的破坏过程和现象基本相似，均在墩身底部形成塑性铰区，外钢管鼓曲且内部混凝土局部压溃；沿强轴加载时，底部外钢管圆弧段鼓曲并最终出现水平裂缝；沿弱轴加载时，底部外钢管平直段鼓曲且范围更大，最终鼓曲处沿竖向焊缝撕裂；外钢管材质和中空夹层截面形式对破坏模式的影响较小.

2）圆端形不锈钢管混凝土与钢管混凝土试件的滞回曲线均较为饱满，位移延性系数在3.89～5.46之间，展示出较好的耗能能力；不锈钢管混凝土试件与钢管混凝土试件的峰值荷载及初始刚度相近，但不锈钢管混凝土试件的滞回曲线更加饱满，峰值后承载力下降更为缓慢，耗能能力和延性更高，刚度退化程度较小，这主要是由于不锈钢材料屈服后出现显著的应变硬化现象，在加载后期外钢管对核心混凝土仍能提供较好的约束作用.因此，圆端形不锈钢管混凝土作为组合桥墩构型的一种，可用于跨海跨江桥梁或一些对耐久性要求较高的重要桥梁结构中.

3）与沿强轴加载相比，沿弱轴加载时圆端形不锈钢管混凝土试件峰值荷载明显降低，加载后期滞回曲线捏缩略为明显，峰值后承载力下降更快，延性和耗能能力更低，这主要是由于沿弱轴加载时圆端形截面除惯性矩降低外，外钢管平直段相比圆弧段更易产生向外的鼓曲变形，且鼓曲范围更大，对核心混凝土的约束作用降低.在进行桥梁设计时，应注意外钢管平直段的宽厚比，并建议按方钢管混凝土外管壁的宽厚比限值加以控制，以避免地震作用下外钢管平直段过早屈曲.

4）与实心截面试件相比，圆端形中空夹层钢管混凝土及不锈钢管混凝土试件的峰值荷载及初始刚度明显提高，沿强轴加载时滞回曲线更加饱满，耗能能力增加，说明内钢管与外钢管共同承载，并增强了对夹层核心混凝土的支撑和约束；但沿弱轴加载时，中空夹层不锈钢管混凝土试件的峰值后承载力下降更为明显，耗能能力和延性略有降低，这主要是由于加载后期内钢管平直段发生向内凹曲，失去对核心混凝土的支撑导致.因此，圆端形中空夹层钢管混凝土桥墩的抗震性能相比实心构件更为优越，当桥墩设计承载力要求较高时可考虑采用，但需注意内外钢管平直段的宽厚比限值.

5）给出了圆端形不锈钢管混凝土桥墩的水平承载力的计算公式，计算所得结果与拟静力试验结果吻合较好.