鋼筋混凝土空心截面橋墩抗震性能試驗研究

鋼筋混凝土空心截面橋墩抗震性能試驗研究

雙向壓彎試驗橋梁的抗疲勞防滑性能是橋梁抗疲勞防滑分析的基礎研究?？招慕孛鏄蚨赵诰哂休^大的強度/質(zhì)量比、剛度/質(zhì)量比的同時,大大減小了墩身鋼筋混凝土的用量,經(jīng)濟效益好,在我國西部高烈度區(qū)的高墩大跨橋梁中廣泛采用。震害事例和觀測結果均表明,地震動具有明顯的多維性,結構的地震反應也因此不同程度地體現(xiàn)出多維效應。然而,由于受到試驗技術和試驗條件的影響,長期以來對于結構和構件在多維地震動作用下的試驗研究進行的很少,目前開展的對鋼筋混凝土橋墩的雙向壓彎試驗研究鮮有采用空心截面橋墩[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10,11],且空心截面橋墩的震害資料匾乏,抗震設計經(jīng)驗不足。因此,考慮到空心截面的優(yōu)越性和地震時地面運動的多維性,以廣泛應用于我國公路橋梁的鋼筋混凝土矩形空心截面橋墩為研究對象,研究雙向壓彎作用下不同軸壓比空心截面鋼筋混凝土橋墩的抗震性能,具有重要的工程參考價值。本文采用我國橋梁工程中常見的矩形空心截面橋墩及其橫向鋼筋構型,制作了2個截面縮尺比例為1:4的橋墩模型,對其進行恒定軸力作用下的水平雙向擬靜力試驗。重點比較不同軸壓比下模型的受力和破壞機理、承載能力、剛度退化、耗能能力、延性性能等方面的抗震性能及模型兩水平方向上抗震性能的差異。1試驗總結1.1試驗件高度、混凝土、鋼筋強度2個模型的編號分別為S1、S2,其尺寸、配筋、制作完全相同,水平截面外輪廓尺寸為360mm×500mm,空心截面尺寸為120mm×260mm,壁厚為120mm,計算高度為1440mm。試件X向(東西向)加載時高寬比為4,Y向(南北向)加載時高寬比為2.88。鋼筋采用HRB335,其中縱向鋼筋直徑為8mm或10mm,其實測屈服強度分別為393.2N/mm2和410.3N/mm2,極限強度分別為624.0N/mm2和628.0N/mm2;橫向鋼筋直徑為6mm,其實測屈服強度為388.6N/mm2,極限強度為609.3N/mm2。混凝土采用C40,混凝土立方體抗壓強度實測值為41.3MPa。試件構型及配筋見圖1,其他設計參數(shù)見表1。1.2水平位移加載系統(tǒng)加載系統(tǒng)由豎向加載裝置、水平加載裝置、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、控制系統(tǒng)4部分組成。豎向加載裝置由龍門架、加載梁和垂直千斤頂組成,垂直千斤頂與加載梁之間設置雙向滾軸支承,加載過程中豎向力保持恒定,垂直千斤頂可以在水平兩相互垂直方向上發(fā)生位移,以保證豎向力始終為鉛直方向,并可最大限度的減小油壓千斤頂頂部支承處的水平摩擦力。水平荷載采用MTS伺服系統(tǒng)液壓作動器來控制,采用2點加載,2臺作動器分別與試件水平加載點相連,作動器由L型反力墻提供支撐。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用英國IMP數(shù)據(jù)采集設備,采集速度為1次/2s。加載過程進行實時監(jiān)控,采用人工控制和計算機控制相結合的雙控原則。加載裝置見圖2。1.3豎向荷載不變試驗開始后先在試件頂部施加豎向荷載,一次完成。試驗中,豎向荷載保持不變。隨后水平作動器對試件施加雙向水平荷載,加載過程中采用全程位移控制,試件縱向鋼筋屈服前加載幅值為3mm,縱向鋼筋屈服后加載幅值為5mm,加載制度如圖3所示。1.4水平荷載及預測主要量測內(nèi)容包括:(1)頂部豎向荷載;(2)2個水平加載點水平荷載;(3)頂部水平位移及各測試點位移;(4)預測屈服點縱筋應變;(5)與預測縱筋屈服同一高度處的箍筋應變;(6)混凝土應變。2試驗結果及分析2.1破壞過程和特點2.1.1混凝土損傷高度第1級加荷,東面距基座頂面150mm高度處出現(xiàn)水平向裂縫,隨后在西面距基座頂面100mm、350mm高度處出現(xiàn)水平向裂縫,南面距基座頂面100mm、250mm高度處出現(xiàn)水平向裂縫,卸載后裂縫閉合。第2級加荷,各面600mm高度范圍內(nèi)水平裂縫大量出現(xiàn)。第3級加荷,東面150mm處加載后的第1條裂縫明顯變寬,北面500mm高度范圍內(nèi)水平裂縫基本貫通,西面350mm高度處水平裂縫延伸到空心處向斜向發(fā)展。第4級加荷,東面150mm處加載后的第1條裂縫寬度達1mm,基頂施工縫開裂;西北角根部混凝土輕微起皮,西面350mm高度處水平裂縫明顯變寬。西南角70mm高度處水平裂縫寬1mm多。第5級加荷,無新裂縫出現(xiàn),東面150mm處加載后的第1條裂縫進一步加寬,西北角根部混凝土首先壓裂,隨后四角根部混凝土均壓裂,西南角混凝土較大面積剝落,西南角70mm高度處水平裂縫寬2mm。第6級加荷,4個轉(zhuǎn)角根部混凝土均出現(xiàn)較大面積的剝落現(xiàn)象,東面基頂施工縫加寬至5mm。第7級加荷,東南角100mm高度處縫寬2mm,隨后全柱100mm高度處裂縫明顯加寬;墩角根部混凝土剝落高度繼續(xù)向上發(fā)展,東北角根部混凝土剝落高度達200mm;聽到1次鋼筋斷裂。第8級加荷,四角根部混凝土剝落加劇;西南角露出縱筋,縱筋已斷裂;東北角露出縱筋,縱筋已屈服。第9級加荷,鋼筋進一步外露,不斷聽到鋼筋斷裂;各角混凝土完全壓碎,試驗停止。試驗過程現(xiàn)場照片見圖4。2.1.2試驗過程及現(xiàn)場工程第1級加荷,北面出現(xiàn)水平向裂縫,隨后西面、南面150mm高度處出現(xiàn)水平向裂縫,西南角根部180mm、280mm高度處均出現(xiàn)水平向裂縫。第2級加荷,各面600mm高度范圍內(nèi)大量水平裂縫呈100mm左右等間距分布;水平裂縫由加載面通過棱角向側(cè)面延伸開裂;西面300mm、400mm、500mm高度處等間距出現(xiàn)45°斜向裂縫。第3級加荷,各面水平裂縫迅速等間距增加,并逐漸與前期裂縫貫通;西面400mm高度以下水平裂縫變寬,400mm、500mm、600mm高度空心處出現(xiàn)45°斜向裂縫,并與之前斜裂縫相互交織;南面600mm高度處出現(xiàn)一條45°斜向裂縫。第4級加荷,幾乎無新增水平裂縫,主要為裂縫寬度的增加。東南角400mm高度以下水平裂縫變寬,南面600mm、700mm高度處出現(xiàn)45°斜向裂縫;東南角根部混凝土壓裂,隨即小面積剝落;南面及西南角水平裂縫寬度增加明顯。第5級加荷,西南角根部壓裂,其余3個轉(zhuǎn)角的根部混凝土均不同程度壓裂、剝落,東南角混凝土剝落面積大;南面100mm高度處裂縫寬3mm。第6級加荷,4個轉(zhuǎn)角根部混凝土均出現(xiàn)較大面積的剝落現(xiàn)象,北面100mm、200mm高度處裂縫寬1mm。第7級加荷,全柱100mm高度處裂縫明顯加寬;東南角根部露出縱筋。第8級加荷,全柱100mm高度以下混凝土70%已剝落,東北角、西北角根部露出縱向鋼筋,東南角根部縱筋已屈服。第9級加荷,全柱100mm高度以下混凝土100%剝落,四角根部鋼筋全部外露,四角根部縱筋全部屈服,試驗停止。試驗過程現(xiàn)場照片見圖5。整個加載過程中,兩試件均經(jīng)歷了混凝土開裂,縱筋屈服,混凝土剝落,縱向鋼筋的屈服或斷裂。均在橋墩底部形成了明顯的塑性鉸,失效模式為彎曲破壞,與設計預期的失效模式一致。2.2彈塑性試件的特點試件S1、S2的柱頭水平力(F)-水平位移(U)滯回曲線見圖6。由滯回曲線可知,試件開裂前,滯回曲線近似為直線,試件處于彈性階段。試件開裂初期,根部出現(xiàn)少量彎曲裂縫,滯回環(huán)呈梭形。試件屈服后,進入彈塑性階段,剛度逐步降低,滯回環(huán)的面積逐漸增大。最大水平荷載過后,卸載初期的位移變化明顯滯后于荷載的降低,捏攏現(xiàn)象較明顯,滯回環(huán)形狀更加飽滿,表現(xiàn)出穩(wěn)定的耗能能力。試件X向、Y向的滯回曲線基本相似,隨著位移增大,兩個方向上的相互影響增強。2.3軸壓比和y向屈強比各試件的開裂荷載、屈服荷載、最大荷載、極限荷載實測值及對應位移見表2。其中,開裂荷載Fcr是試驗過程中首次出現(xiàn)裂縫時對應的荷載值,極限荷載Fu是試件承載力下降到最大值85%時的荷載。Fy/Fu為屈強比,Uu/Uy為延性系數(shù)。(1)構件S1、S2的軸壓比分別為0.1、0.2,S2的X向開裂荷載、屈服荷載、最大荷載、極限荷載較S1增加明顯,增幅分別為28.1%、45.3%、42.4%、42.6%。S2的Y向開裂荷載、屈服荷載、最大荷載、極限荷載較S1增幅分別為12.0%、51.1%、69.5%、69.1%。說明,較大的軸壓力一定程度的限制了空心墩柱的開裂和后續(xù)的破壞過程,較大幅度的提高了空心墩柱的承載能力。(2)構件S2的X向屈強比Fy/Fu較S1提高僅1%,Y向屈強比Fy/Fu較S1降低10.6%,說明略高的軸壓比未使構件從屈服到極限荷載的發(fā)展過程變短,未對工程抗震造成明顯不利影響。(3)兩試件Y向承載力較X向有大幅度的提高。Y向屈服荷載、最大荷載、極限荷載較X向均提高了39.2%~65.5%。2.4空心墩柱的剛度兩構件剛度退化曲線如圖7。軸壓比不同的試件S1和S2,在X向和Y向上各加載級的剛度退化速度近似;但在各加載級上,S2的剛度大于S1;最終,在構件破壞,剛度下降到同一水平時,S1產(chǎn)生的位移小于S2。說明,較大的軸壓力一定程度約束了構件變形能力,限制了裂縫的發(fā)展,從而提高了空心墩柱的剛度。試件S1、S2的Y向剛度始終大于X向剛度。2.5滯回能耗計算矩形空心截面鋼筋混凝土墩柱穩(wěn)定、有效的耗能途徑是通過墩柱根部形成的塑性鉸來耗散能量。雙向水平加載條件下,分別計算S1、S2的累積滯回總耗能,計算結果見圖8。從第4加載級開始,軸壓比為0.2的S2比軸壓比為0.1的S1的各加載級滯回總耗能E高出許多,經(jīng)統(tǒng)計其累積滯回總耗能更是提高了87%。表明,軸壓比越大,混凝土側(cè)向膨脹越大,縱筋和核心混凝土壓應力越大,必將對箍筋產(chǎn)生較大的拉應力,反之箍筋必然對核心混凝土提供更大的約束,充分發(fā)揮了箍筋的作用,此時試件破壞需要耗散更多的能量。因此,高軸壓比有效的提高了墩柱的總耗能能力。2.6斷裂相互交織試驗由于本試驗采用雙向水平低周反復荷載的加載方式,X、Y向壁厚交替充當翼緣與腹板,各項壁厚上彎曲水平裂縫和剪切斜向裂縫相互交織。在試驗的中后期試件根部形成的塑性鉸發(fā)生轉(zhuǎn)動。裂縫的發(fā)展和塑性鉸的轉(zhuǎn)動使得約束大為減小,水平抗側(cè)剛度較快的退化,在試驗中的水平位移相應的增加比較快,位移包絡圖中表現(xiàn)出了試件的水平側(cè)移增大情況,如圖9。3雙向加載試件承載能力結果(1)本文中2個試件,在雙向壓彎作用下,各試件均在墩柱根部形成塑性鉸并充分轉(zhuǎn)動,根部轉(zhuǎn)角處