鐵路圓端空心墩擬靜力試驗(yàn)研究

李吉林，李明清，邵長江，王翔，漆啟明

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鐵路圓端空心墩擬靜力試驗(yàn)研究

李吉林1，李明清2，邵長江3，王翔4，漆啟明3

(1. 中國鐵路總公司 工程管理中心，北京 100844；2. 中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都 610031；3. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；4. 成蘭鐵路有限責(zé)任公司，四川 成都 610032)

針對圓端空心橋墩進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)有助于了解該類橋墩的地震損傷機(jī)理，豐富鐵路空心墩的抗震構(gòu)造設(shè)計(jì)，進(jìn)而完善鐵路抗震設(shè)計(jì)理論和方法。以配箍率和軸壓比為設(shè)計(jì)參數(shù)，進(jìn)行5個1/6縮尺比的鐵路空心墩擬靜力試驗(yàn)，通過試驗(yàn)觀測詳細(xì)描述橋墩加載過程中的裂縫開展及損傷行為，分析橋墩的損傷機(jī)理，闡釋加載過程中滯回特性的變化規(guī)律及影響因素，基于骨架曲線得到構(gòu)件的最大水平抗力和位移延性系數(shù)，同時研究設(shè)計(jì)參數(shù)對構(gòu)件抗震性能的影響規(guī)律，并對圓端空心墩的抗震設(shè)計(jì)提出意見和建議。

圓端空心墩；擬靜力試驗(yàn)；滯回特性；骨架曲線；抗震性能

鐵路橋墩一般采用截面剛度較大的圓端形截面[1]，對于高度大于30 m的鐵路橋墩，為達(dá)到減小恒載、降低墩身基礎(chǔ)經(jīng)濟(jì)投入并優(yōu)化動力特性的目的，通常采用圓端空心截面[2]。然而，現(xiàn)行鐵路橋梁抗震規(guī)范[3]尚未明確具體給出圓端空心截面鐵路橋墩的抗震設(shè)計(jì)方法，而地震作用下空心墩相對于與實(shí)心墩在受力機(jī)理上的顯著差異[4]，無法直接借鑒和引用實(shí)心墩的設(shè)計(jì)計(jì)算原理。為此，本文以實(shí)際工程項(xiàng)目為基礎(chǔ)，針對工程中鐵路圓端形空心墩抗震性能的開展相關(guān)理論分析和試驗(yàn)研究，可以為準(zhǔn)確評估高烈度地震區(qū)的圓端形空心墩抗震性能以及鐵路行車安全性提供理論依據(jù)和指導(dǎo)意義。目前，國內(nèi)外針對空心墩的擬靜力試驗(yàn)研究主要集中在矩形、方形和圓形空心截面[5?10]，基于這些試驗(yàn)，研究人員取得了大量成果，為豐富和完善矩形、方形以及圓形空心墩的抗震設(shè)計(jì)理論和方法提供了重要支撐。而關(guān)于鐵路空心墩的試驗(yàn)研究主要成果相對較少，主要集中在國內(nèi)幾位研究人員的文獻(xiàn)中。劉林[11]對配筋率較低的已有普通鐵路空心墩進(jìn)行了無軸壓下的擬靜力試驗(yàn)，并對鐵路高墩的抗震設(shè)計(jì)提出了合理意見；夏修身[12]分別采用試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究了鐵路空心高墩的抗震性能，并提出合理配筋率及布置方式；蔣麗忠等[13]結(jié)合當(dāng)前新建的高速鐵路圓端截面空心墩，設(shè)計(jì)制作了10個大比例模型，研究了剪跨比、軸壓比、縱筋率及配筋率對橋墩抗震性能的影響，但試驗(yàn)主要是橫橋向加載。上述關(guān)于鐵路空心墩的試驗(yàn)研究在一定程度上提升了我國鐵路橋梁的抗震設(shè)計(jì)水平。然而仍然存在模型數(shù)量有限、縮尺比例較小，關(guān)于塑性鉸區(qū)破壞機(jī)理、塑性鉸的非線性行為等的分析有待深入，現(xiàn)有成果尚未集成為理論和方法體系?？梢姙榱藢τ阼F路圓端形空心墩的試驗(yàn)研究仍需加強(qiáng)。本文基于鐵路中常采用的圓端空心30 m高墩為原型，以軸壓比和配箍率作為變化參數(shù)，設(shè)計(jì)制作5個1/6縮尺的圓端形空心墩模型，進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，探究圓端空心墩受力過程中的裂縫分布規(guī)律，系統(tǒng)分析塑性鉸區(qū)損傷行為及破壞機(jī)理，研究橋墩軸壓比、配箍率對滯回特性、承載力及延性性能的影響規(guī)律。在此基礎(chǔ)上，針對鐵路圓端形空心墩的抗震設(shè)計(jì)提出一些建議，為今后的實(shí)際工程抗震設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 模型設(shè)計(jì)

根據(jù)成蘭鐵路沿線工點(diǎn)設(shè)計(jì)圖紙，選取簡支梁橋墩高30~45 m范圍內(nèi)的代表性橋墩為原型。橋墩墩底固結(jié)，墩身為變截面。試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮投崭邽?0 m，根據(jù)相似比理論取1:6進(jìn)行縮尺模型設(shè)計(jì)。模型橋墩高為5 m，空心墩身為變截面，外壁坡度為40:1，內(nèi)壁70:1，墩底倒角處壁厚11.3 cm，墩頂?shù)菇翘幈诤?.4 cm，所有模型的混凝土標(biāo)號為C35，縱筋采用直徑12 mm的HRB400帶肋鋼筋，箍筋為直徑6 mm的HPB235光圓鋼筋，具體橋墩尺寸構(gòu)造及設(shè)計(jì)參數(shù)如圖1和表1所示。模型設(shè)計(jì)時著重考慮配箍率和軸壓比對于鐵路圓端空心墩抗震性能的影響。另外，考慮到縮尺后墩身性能的對稱性和配筋的可行性，縮尺模型的配筋率與原型橋墩略有差異。橋墩模型主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示，截面配筋設(shè)計(jì)如圖1所示。

表1 橋墩模型參數(shù)特性

單位：cm

1.2 試驗(yàn)裝置及測試方案

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)陸地交通地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，豎向軸向壓力采用液壓千斤頂施加，水平荷載由MTS1000kN高性能全動態(tài)作動器提供，加載裝置如圖2所示。加載初始采用力控制，當(dāng)墩身混凝土開裂后采用位移控制。各橋墩在測試過程中的直觀表象和測試數(shù)據(jù)。直觀表象包括裂縫的發(fā)展過程、保護(hù)層混凝土的剝落、箍筋的屈曲以及縱筋的屈曲、斷裂等損傷情況。測試數(shù)據(jù)包括：墩頂總位移的彎曲變形、剪切變形和滑移變形分量和墩底截面的平均曲率、縱筋應(yīng)變、截面曲率沿墩身高度的分布以及墩身側(cè)向位移等。位移變形和曲率變形通過位移傳感器測試，縱筋及箍筋應(yīng)變通過鋼筋應(yīng)變計(jì)獲取。

圖2 加載系統(tǒng)示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象描述

5個橋墩均為彎曲破壞，并表現(xiàn)出了較好的延性性能。所有試件在加載過程中均經(jīng)歷了諸如彎曲裂縫的出現(xiàn)與發(fā)展、側(cè)面斜裂縫的出現(xiàn)與發(fā)展、保護(hù)層混凝土的初始剝落與最終壓潰等現(xiàn)象表現(xiàn)出的混凝土損傷全過程；而塑性鉸區(qū)域縱向鋼筋則出現(xiàn)了屈服、裸露變形等現(xiàn)象。

在試驗(yàn)加載過程中，由專門試驗(yàn)人員采用裂縫觀察儀觀察裂縫現(xiàn)象。1) 在構(gòu)件即將開裂初期，構(gòu)件根部、墩底實(shí)心段與空心段的交界處以及空心段截面突變處作為主要的觀測區(qū)域；2) 在中低水平荷載作用下，潛在塑性鉸區(qū)域作為重點(diǎn)觀測區(qū)域；3)在高水平荷載作用下，潛在塑性鉸區(qū)域的裂縫寬度、側(cè)面斜裂縫、沿墩身高度產(chǎn)生的新裂縫以及縱筋屈曲作為重要的觀測對象。

以S-A1為例，圖3給出了橋墩底部塑性鉸區(qū)域的最終損傷情況，圖4給出墩身裂縫的分布情況，橋墩的詳細(xì)損傷歷程描述如下：

在第1次施加75 kN推力時，橋墩受壓側(cè)離墩底約5 cm處實(shí)心段出現(xiàn)豎向微小裂縫?？赡茉颍河捎谑┕ふ`差，造成此處混凝土保護(hù)層太薄，在自重、軸力和推力產(chǎn)生的多重壓力下，此處保護(hù)層混凝土達(dá)到了極限壓應(yīng)變，由于泊松效應(yīng)出現(xiàn)了受壓豎向裂縫。施加第1次110 kN拉力時，在受拉側(cè)離墩底約32 cm處混凝土因達(dá)到受拉極限應(yīng)變出現(xiàn)微小的彎曲裂縫。位移加載時，第1次施加12 mm受拉位移時，受拉側(cè)離墩底約40 cm處(空心端與實(shí)心墩交界處附近)出現(xiàn)橫向貫通彎曲裂縫。

位移達(dá)到24 mm時彎曲裂縫快速延伸，從距離墩底40 cm處往上沿墩高方向幾乎按等間距(約60 cm)往上出現(xiàn)數(shù)條新裂縫。墩身側(cè)面斜裂縫開始發(fā)展且較為明顯。原因在于此墩配箍率(0.325%)較低，抗剪能力較弱，在該水平荷載等級作用下，抗剪需求大于抗剪能力，故而斜裂縫出現(xiàn)時間早，且發(fā)展較快。第2次施加24 mm位移時，距離墩底45cm的空心段變截面倒角處的縱向鋼筋首次屈服，并出現(xiàn)全截面貫通裂縫。

施加48 mm荷載水平時，原有裂縫寬度繼續(xù)擴(kuò)展的同時，正面出現(xiàn)8條新裂縫，側(cè)面斜裂縫發(fā)展速度亦有所加快，斜裂縫較長較寬，斜裂縫已然穿過中性軸位置。荷載達(dá)到72 mm時，彎曲裂縫發(fā)展速度大幅度下降，僅有1~2條新裂縫出現(xiàn)，混凝土損傷情況主要體現(xiàn)在塑性鉸區(qū)域的彎曲裂縫寬度的發(fā)展上。在施加第2次72 mm荷載時，受壓側(cè)距離墩底約50 cm處出現(xiàn)保護(hù)層混凝土初始剝落現(xiàn)象。水平位移達(dá)到96 mm時對應(yīng)的最大承載力242.5 kN，方向施加96 mm時的最大承載力235.0 kN。在120 mm時，幾乎沒有新裂縫產(chǎn)生，塑性鉸區(qū)域的裂縫寬度持續(xù)增大，承載力逐漸下降。140 mm時，受壓側(cè)混凝土壓潰明顯，縱筋裸露變形，承載力繼續(xù)下降。位移達(dá)到168 mm時，受壓側(cè)混凝土進(jìn)一步崩潰，裸露縱筋受壓屈曲，承載力急劇下降至最大水平力的83%，達(dá)到極限狀態(tài)，停止加載。

(a) 正面；(b) 背面

圖4 S-A1墩身裂縫分布

2.2 滯回耗能特性分析

滯回耗能特性反映了橋墩耗散地震能量、抵抗地震力的能力，對于橋梁延性抗震設(shè)計(jì)尤為重要。橋墩的滯回耗能定義為力-位移滯回曲線中封閉滯回環(huán)包圍的面積，滯回環(huán)面積越大橋墩的耗能能力越強(qiáng)(5個橋墩的滯回曲線如圖5所示)。

5個試件的滯回曲線均較為飽滿，表現(xiàn)出良好的耗能性能，各墩單周循環(huán)加載及累計(jì)的耗散能量，橋墩滯回耗能有如下特點(diǎn)：

1) 橋墩開裂以前，加載與卸載曲線近似直線，經(jīng)過完整一次循環(huán)加載后滯回環(huán)所包圍的面積很小，因此可認(rèn)為其處于彈性狀態(tài)，通過滯回耗散的能量極少；

2) 橋墩開裂后，試件的截面剛度與整體剛度逐漸下降，滯回環(huán)的面積開始逐漸擴(kuò)大，當(dāng)力卸載為0時的出現(xiàn)殘余位移，并且該位移隨著加載循環(huán)周次的增加而急劇增大；

3) 隨著縱筋屈服、塑性鉸的形成，滯回環(huán)愈發(fā)飽滿，體現(xiàn)出良好的滯回耗能；

4) 在相同的位移水平下，由于損傷的累積，后一循環(huán)加載耗散的能量較前一循環(huán)加載耗散的能力小，特別是加載后期，這一特點(diǎn)愈為明顯；

5) 隨著控制位移的增加，雖然橋墩的承載力可能下降，但其耗散的能量仍可能增加；

6) 當(dāng)縱筋發(fā)生屈曲時，橋墩的耗散的能量有明顯的降低，特別是縱筋斷裂時耗散的能量驟降。

上述試驗(yàn)表明，隨著箍筋用量的增加滯回耗能稍有增加；隨著軸壓比的增大，橋墩滯回耗能有所增強(qiáng)，但軸壓比過大時會使得墩底混凝土區(qū)域提前出現(xiàn)剝落壓潰等現(xiàn)象(如試件S-B2)。當(dāng)然配箍率及軸壓比對試驗(yàn)現(xiàn)象的影響是否合理還需要更多圓端空心墩試驗(yàn)的驗(yàn)證以及相關(guān)理論的深入研究。

2.3 承載力及延性分析

將橋墩每一級荷載工況第1次循環(huán)所得的力-位移曲線達(dá)到最大峰值荷載點(diǎn)的軌跡作為此墩的骨架曲線，圖6給出了各試件的骨架曲線。通過的骨架曲線，可以得到各橋墩試件的屈服位移/荷載、極限位移/荷載，從而獲得橋墩實(shí)際的最大承載力以及延性。表2給出了各試件的承載力及位移試驗(yàn)值。其中，開裂位移cr是試驗(yàn)過程中墩身出現(xiàn)明顯彎曲裂縫時對應(yīng)的位移，由此可以避免因?yàn)槭┕べ|(zhì)量及養(yǎng)護(hù)等原因造成的細(xì)微裂縫。屈服位移y由Park法[14]確定，同時可以確定相應(yīng)的屈服強(qiáng)度。極限位移u是試件承載力下降至承載力最大強(qiáng)度85%時對應(yīng)的位移。u/y為橋墩屈強(qiáng)比，u/y為延性系數(shù)。由圖6及表2分析可知：

1) 通過比較配箍率不同的試件(S-A1，S-A2和S-A3)發(fā)現(xiàn)，雖然空心墩相對實(shí)心墩而言，截面嚴(yán)重削弱，箍筋約束效應(yīng)減弱，然而隨著配箍率的提高，試件的極限承載能力有了一定的提高，且表現(xiàn)出較好的延性。

2) 不同軸壓比試件(S-A2、S-B1、S-B2)的抗震性能有較大差異。隨著軸壓比的增大，橋墩的承載力有了較大的提高，試件S-A2比S-B1的峰值荷載提高了近58%；但需要注意的是，軸壓雖然一定程度上可以提高側(cè)向承載力，但過大的軸壓會使得橋墩提前出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象，導(dǎo)致期延性的降低(如S-B2)。

(a) S-A1滯回；(b) S-A2滯回；(c) S-A3滯回；(d) S-B1滯回；(e) S-B2滯回

圖6 各墩骨架曲線

表2 橋墩承載力及位移試驗(yàn)值

注：cr以橋墩出現(xiàn)明顯彎曲裂縫時的位移為準(zhǔn)，以略去由于施工養(yǎng)護(hù)等原因造成的細(xì)微裂縫

3 結(jié)論

1) 按照規(guī)范配筋的空心橋墩在地震下具有較大的塑性耗能能力，由于橋墩均為彎曲破壞，且S-A1，S-A2和S-A3的設(shè)計(jì)參數(shù)除了箍筋之外，其它均相同，實(shí)測滯回曲線非常接近。

2) 正交設(shè)計(jì)的S-A2，S-B1和S-B2設(shè)計(jì)參數(shù)除了軸壓比不同外，其他參數(shù)均相同，三者之間的滯回曲線差異顯著。

3) 配箍率對于橋墩側(cè)向承載力影響較小，但可以提高其延性性能；軸壓雖然一定程度上可以提高側(cè)向承載力，但過大的軸壓可能使得橋墩出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象，導(dǎo)致延性降低，在工程中應(yīng)特別注意。

4) 箍筋用量對橋墩滯回耗能影響不顯著，而軸壓比的影響較大。

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(編輯 蔣學(xué)東)

Semi-static test of round-end hollow-section railway piers

LI Jilin1, LI Mingqing2, SHAO Changjiang3, WANG Xiang4, QI Qiming3

(1. China Railway General Co., Ltd, Engineering Management Center, Beijing 100844, China; 2. China Rail Eryuan Engineering Group Co., Ltd, Chengdu 610031, China; 3. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 4. Chengdu-Lanzhou Railway Co., Ltd, Chengdu 610031, China)

The semi-static experimental research will help us to understand the damage mechanism and update seismic detail design of round-ended hollow piers, which will also help to optimize the seismic design method of hollow piers in the current code of railway engineering. Therefore, five 1/6-scale specimens were tested by semi-static loading with lateral rebar ratio and axial compression ratio being the design parameters. The crack development and damage behaviors were investigated during the loading course. The damage mechanism of the piers was investigated in depth. The rules and effects of hysteretic curves were analyzed. The maximum lateral forces and displace ductility ratio were obtained based upon skeleton curves. The effects of the design parameters on the seismic performances of the specimens were studied at the same time. Several instructions were proposed for the seismic design of the round-ended hollow railway bridge piers.

round-end hollow-section columns; quasi-static tests; hysteretic property; skeleton curve; seismic performance

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.05.017

U442.55

A

1672 ? 7029(2019)05 ? 1237 ? 07

2018?07?08

邵長江(1970?)，男，山東臨沂人，副教授，博士，從事橋梁抗震理論與試驗(yàn)研究；E?mail：shao_chj@swjtu.edu.cn