薄壁帶肋方型截面鋼橋墩抗震性能的擬靜力試驗研究

袁輝輝，唐 瑜，吳慶雄

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建 福州 350116)

薄壁帶肋方型截面鋼橋墩抗震性能的擬靜力試驗研究

袁輝輝，唐 瑜，吳慶雄

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建 福州 350116)

制作5根薄壁帶肋方型截面鋼橋墩試件，采用MTS伺服加載系統(tǒng)進行此類試件的擬靜力試驗，研究不同橫向加勁肋間距和混凝土填充率對薄壁帶肋方型截面鋼橋墩抗震性能的影響.通過對試件破壞過程、荷載位移滯回曲線和骨架曲線等試驗結(jié)果的分析得到：隨著底部塑性鉸區(qū)域橫向加勁肋間距的減小，試驗采用的鋼橋墩試件的承載力和剛度有所提高；其它相同條件下，隨著混凝土填充率的增加，管內(nèi)混凝土對外圍薄壁鋼管發(fā)生局部屈曲的約束作用逐漸增大，橋墩的水平承載力、耗能能力、結(jié)構(gòu)剛度、極限位移和位移延性系數(shù)等抗震性能指標也都隨之提高.

混凝土填充率；橫向加勁肋；鋼橋墩；抗震性能；局部屈曲

0 引言

薄壁帶肋箱型截面鋼橋墩由于其結(jié)構(gòu)重量輕、運輸安裝方便、可降低結(jié)構(gòu)及基礎(chǔ)的造價，能產(chǎn)生較大的慣性矩和截面抵抗矩，可增加結(jié)構(gòu)的剛度和穩(wěn)定性，對于處在高地震活動區(qū)域的橋梁來說是一種有效的結(jié)構(gòu)形式.因此，此類橋墩得到了國內(nèi)外專家學(xué)者的廣泛關(guān)注和應(yīng)用研究[1-8].但是，這種薄壁型鋼橋墩在地震作用下容易發(fā)生局部屈曲破壞，長柱易失穩(wěn)，臨界承載力不穩(wěn)定，對局部缺陷也很敏感.為了提高橋墩在地震反復(fù)荷載作用下的變形能力，國內(nèi)外研究者們提出了多種改良方法，其中，為了減緩薄壁鋼板的局部屈曲破壞，在可能出現(xiàn)塑性鉸的橋墩底部布置橫向加勁肋[5]和填充一部分混凝土被認為是兩種有效的實用方法[9-10].但是，對于橫向加勁肋的最佳布置間距和鋼管內(nèi)混凝土的最佳填充高度的研究還不是很充分.

因此，本研究制作了5根薄壁帶肋方鋼管混凝土鋼橋墩試件，通過進行單向擬靜力試驗研究，觀察試件破壞過程以及測量荷載位移滯回曲線和骨架曲線，通過對比分析各橋墩試件的水平承載力、耗能能力、結(jié)構(gòu)剛度、極限位移和位移延性系數(shù)等抗震性能指標，了解不同橫向加勁肋間距和混凝土填充率對此類橋墩抗震性能的影響規(guī)律.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗共使用5根薄壁帶肋方型截面鋼橋墩試件，均采用SM490鋼材制作.所有試件的有效長度均為2 400 mm，方型截面邊長為450 mm，豎向加勁肋與橫向加勁肋的寬度均為55 mm，鋼材厚度為6 mm.其中3根在橋墩底部分別布置間距150、225和450 mm橫向加勁肋的試件，編號分別為S150-00、S225-00和S450-00；其余2根試件擁有與S225-00相同的幾何尺寸，在橋墩底部分別填充約20%和40%橋墩高度的混凝土，編號為S225-20和S225-40，各橋墩試件的構(gòu)造如圖1所示.各試件的軸壓比n均為0.15，采用材料設(shè)計值計算得到試件上部恒定豎向荷載P=nPy=nσyA=0.15×325×1.33×104/1 000=648 kN.各試件的基本參數(shù)詳見表1.根據(jù)日本道路橋抗震設(shè)計規(guī)范[1]，表1中鋼管幅厚比參數(shù)RR與長細比參數(shù)λ由下式求得：

圖1 橋墩試件(單位：mm)Fig.1 Test specimens (unit:mm)

表1 試件基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of test specimens

1.2 試驗裝置和加載制度

擬靜力試驗中，低周反復(fù)水平荷載和豎向荷載均由MTS伺服作動器施加，試驗裝置見圖2.水平荷載采用位移控制，加載模式如圖3所示.試件頂部的橫向荷載和位移可通過MTS系統(tǒng)自動采集.同時，還需要在試件上有可能出現(xiàn)塑性鉸的區(qū)域，沿方型截面環(huán)向均勻布置8個應(yīng)變片，沿橋墩縱向布置6個應(yīng)變片.

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

圖3 擬靜力試驗位移控制模式Fig.3 Loading process of the quasi-static test

2 試驗現(xiàn)象與分析

2.1 試驗現(xiàn)象

圖4 試件破壞情況Fig.4 Damage modes of specimens observed after quasi-static loading tests

擬靜力加載試驗結(jié)束后各試件的破壞形態(tài)如圖4所示.如圖4(a)所示，對于沒有填充混凝土的薄壁帶肋方型截面鋼橋墩試件S150-00、S225-00和S450-00，在達到屈服荷載后，首先在試件底部加載方向上的鋼板出現(xiàn)了局部屈曲變形，接著逐漸擴展到腹板，試件的剛度也不斷減小，屈曲變形也不斷擴展，在達到最大荷載后，鋼板之間的焊縫出現(xiàn)了豎向裂紋，試件失去了側(cè)向抵抗能力.對于這種構(gòu)件，鋼板的局部屈曲變形只發(fā)生在試件底部.

如圖4(b)所示，對于底部填充約20%高度混凝土的試件S225-20，最開始在試件底部出現(xiàn)輕微的屈曲變形，可隨著反復(fù)加載的進行，由于底部內(nèi)填混凝土對外圍鋼板的約束作用，塑性鉸上移至混凝土填充面上部區(qū)域，在此處截面承受的彎矩大于其抗力，屈曲變形不斷擴展，呈波浪狀，直至鋼板之間的焊縫被撕裂，試件喪失承載能力.

而底部填充約40%高度混凝土的試件S225-40的破壞形態(tài)與S225-20又有所不同.如圖4(c)所示，由于混凝土對外圍鋼板的約束作用，底部鋼板的屈曲變形全部朝向外側(cè)；混凝土填充面上部區(qū)域截面承受的彎矩小于其抗力，故沒發(fā)生局部屈曲變形.加載結(jié)束后可從裂開的焊縫觀察發(fā)現(xiàn)底部鋼板后側(cè)的混凝土被嚴重壓壞，呈粉末狀，說明內(nèi)填混凝土處于側(cè)向受壓狀態(tài)，同時由于混凝土的存在，提高了外圍鋼管的剛度，兩者的性能都得到了充分的發(fā)揮，從而大大地提高了試件的抗震性能.

2.2 試驗結(jié)果與分析

2.2.1 荷載-位移滯回曲線

五個試件在擬靜力試驗中得到的水平位移-水平荷載滯回曲線與包絡(luò)線經(jīng)過歸一化后, 如圖5所示.表2中列出了能夠表明試件強度和變形能力的幾個重要參數(shù)，如屈服荷載、屈服位移、峰值荷載、峰值荷載處位移、95%峰值荷載處位移以及位移延性系數(shù).圖5和表2中的δ0=14.99 mm，H0=233.42 kN，分別為沒有填充混凝土的薄壁帶肋方型截面鋼橋墩試件PCFST-00的屈服位移和屈服荷載，單位剛度K0=H0/δ0=15.58 kN·mm-1，單位能量E0=H0δ0/2 =1 749.04 kN·mm.

從圖5(a)、(b)、(c)可以看出，加密底部塑性鉸區(qū)域橫向加勁肋的布置，可以在一定程度上提高薄壁帶肋方型截面鋼橋墩的滯回性能，試件的荷載-位移滯回曲線也變得相對飽滿.從圖5(f)和表2可以得到，當(dāng)橫向加勁肋的間距從450 mm減小到225和150 mm時，試件的屈服荷載點向后推移，屈服荷載分別提高了13.9%和26.1%，峰值荷載分別提高了8.7%和11.0%，試驗結(jié)束時試件的累積耗能也分別增加了17.7%和18.7%，而通過兩種位移延性系數(shù)μm=δm/δy和μ95=δ95/δy的對比可看出試件的延性有所降低.總體來看，隨著橫向加勁肋布置間距的減小，試件的滯回性能有所提高，但當(dāng)布置間距減小到一定程度時(截面邊長的1/2)，提高的效果已不明顯.

從圖5(c)、(d)、(e)可以看出，隨著底部混凝土填充高度的增加，試件的滯回性能得到顯著的提高，試件的荷載-位移滯回曲線形狀均變得更加飽滿.根據(jù)圖5(f)和表2，與沒填充混凝土的試件PCFST-00相比，底部填充約20%和40%高度的試件PCFST-20與PCFST-40的屈服荷載分別提高了4.0%和10.2%，峰值荷載分別提高了13.9%和20.1%，試驗結(jié)束時試件的累積耗能也分別是前者的1.89倍和3.45倍.另外，隨著底部混凝土填充高度的增加，試件的延性也得到了顯著改善.

圖5 滯回曲線與包絡(luò)圖Fig.5 Hysteretic curves and envelope curves

表2 擬靜力試驗結(jié)果Tab.2 Quasi-static loading test results

2.2.2 荷載-應(yīng)變滯回曲線

試驗在橋墩外圍鋼板的不同高度處布置了雙向應(yīng)變片，由于測點較多，選取塑性鉸位置特殊的試件S225-20中的部分有代表性的測點，繪制如圖6所示的水平荷載-應(yīng)變曲線.

從圖6(a)、(b)可以看出，對于底部填充約20%高度混凝土的試件S225-20，加載前期在試件底部和混凝土填充面處外圍鋼板均進入屈服；但隨著水平反復(fù)加載的進行，由于底部內(nèi)填混凝土對外圍鋼板向內(nèi)側(cè)變形的約束作用，如圖6(a)、(d)所示的橋墩底部鋼板的荷載-應(yīng)變曲線較為飽滿且穩(wěn)定，說明在加載過程中此處的鋼材性能得到了充分有效的發(fā)揮，導(dǎo)致塑性鉸上移至混凝土填充面上部區(qū)域，在此處外圍鋼板失去混凝土的約束作用，鋼材的塑性變形迅速發(fā)展出現(xiàn)軟化; 如圖6(b)、(e)所示，鋼材性能超過極限強度進入破壞階段.

從圖6(d)、(e)可以看出，橋墩底部和混凝土充填面處的外圍鋼板的環(huán)向應(yīng)變以拉應(yīng)變?yōu)橹?，在加載初期，外圍鋼板和內(nèi)填混凝土之間的相互作用較弱，鋼板的環(huán)向應(yīng)變較小，增長緩慢，隨著水平低周往復(fù)加載的進行，當(dāng)結(jié)構(gòu)進入彈塑性階段，由于鋼材和混凝土兩種材料的材性不同，相互影響，外圍鋼板對混凝土的約束加強，鋼材環(huán)向產(chǎn)生較大的應(yīng)變，達到屈服.

另外，從圖6(c)、(f)可知，混凝土充填面上部即橋墩高度1/3處向上，外圍鋼板和核心混凝土的相互作用逐漸減弱，鋼材基本處于彈性工作狀態(tài).

圖6 水平荷載-應(yīng)變滯回曲線(試件S225-20)Fig.6 Horizontal load-strain hysteretic curves (for specimen S225-20)

2.2.3 強度退化

圖7 強度退化曲線Fig.7 Strength degradation curves

在水平反復(fù)荷載的作用下，試件承載力逐漸降低，即為試件的強度退化.在各試件達到峰值荷載后，將每一次加載過程中得到的荷載最大值取出，得到各試件的強度退化與累積耗能(∑E/E0)的關(guān)系曲線如圖7所示.

從圖7可以看出，底部沒有填充混凝土的試件S150-00、S225-00和S450-00的強度退化現(xiàn)象比較明顯，在達到峰值荷載后，由于底部鋼板的屈曲變形擴展迅速，試件也比較快速地失去了承載能力；對于底部填充約20%橋墩高度混凝土的試件S225-20，其強度退化趨勢較上述三者變得平緩，不過由于混凝土填充高度的不足，塑性鉸上移至混凝土填充面上部區(qū)域，此處的屈曲變形迅速擴展，試件的強度也快速喪失；而對于底部填充約40%橋墩高度混凝土的試件S225-40，由于核心混凝土對外圍鋼板屈曲變形的有效約束作用，其強度退化的趨勢十分平緩，試件的抗震耗能能力得到了充分發(fā)揮.

2.2.4 剛度退化

圖8 剛度退化曲線Fig.8 Stiffness deterioration curves

試件在水平反復(fù)荷載作用下，試件剛度逐漸減小，即試件發(fā)生剛度退化.在這里試件的剛度用割線剛度表示，即每級循環(huán)加載過程中，正負兩側(cè)最大位移點的連線斜率.各試件的剛度退化與累積耗能(∑E/E0)的關(guān)系曲線如圖8所示.與圖7所示強度退化曲線相似，在水平反復(fù)荷載作用下，試件S150-00、S225-00和S450-00的剛度退化現(xiàn)象比較明顯，而隨著橋墩底部混凝土填充高度的增加，試件S225-20和S225-40的剛度退化趨勢得到有效的減緩.

3 結(jié)論

通過對5根薄壁帶肋方型截面鋼橋墩的抗震性能進行擬靜力試驗研究，得到以下結(jié)論：

1) 隨著橋墩底部塑性鉸區(qū)域橫向加勁肋布置間距的減小，試件的滯回性能有所提高，但當(dāng)布置間距減小到一定程度時(截面邊長的1/2)，提高的效果已不明顯.

2) 擁有不同混凝土填充高度的鋼橋墩在低周反復(fù)荷載作用下會呈現(xiàn)出不同的破壞形態(tài)：無填充混凝土的橋墩在底部會發(fā)生嚴重的局部屈曲變形；混凝土填充高度不足的橋墩則在填充面上方的塑性鉸區(qū)域發(fā)生嚴重的局部屈曲變形；而對于充分填充混凝土的鋼橋墩，由于鋼板受到混凝土的約束作用，只在底部發(fā)生朝外的局部屈曲變形.

3) 在相同的幾何尺寸和軸壓比下，底部部分填充混凝土的橋墩的滯回曲線比無填充混凝土的橋墩的滯回曲線更加飽滿，具有更好的耗能能力；隨著底部混凝土填充高度的增加，薄壁帶肋方型截面鋼橋墩的剛度和強度均得到一定程度的提高，延性則得到了顯著改善.

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(責(zé)任編輯：洪江星)

Quasi-static test research on seismic performance of steel bridge piers with thin-wall ribbed square cross section

YUAN Huihui，TANG Yu，WU Qingxiong

(College of Civil Engineering，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou，F(xiàn)ujian 350116，China)

To investigate the effects of horizontal diaphragm spacing and concrete filled ratio on the seismic performance of steel bridge piers with thin-wall ribbed square cross section, five test specimens were produced and used in the quasi-static tests by using MTS servo loading system.The experimental results, such as the damage modes, the load-displacement hysteretic loops, and the envelope curves, clarified that with the decrease of horizontal diaphragm spacing, the bearing capacity and stiffness of the piers were improved at certain degree.As the concrete filled ratio increased, the constraint effect of the inner concrete on the local buckling development of the outer steel tube was gradually increasing, and the bearing capacity, energy dissipation capacity, structural stiffness, ultimate displacement, and the ductility factor of the piers were significantly improved.

concrete filled ratio；horizontal diaphragm；steel bridge pier；seismic performance；local buckling

2015-01-13

吳慶雄(1973-)，研究員，主要從事橋梁與結(jié)構(gòu)工程的研究，wuqingx@fzu.edu.cn

國家自然科學(xué)基金資助項目(51508104)；福州大學(xué)科研啟動基金資助項目(XRC-1417)

10.7631/issn.1000-2243.2016.04.0459

1000-2243(2016)04-0459-06

TU443.35

A