用新型箍筋(S-Clip)的鋼筋混凝土橋墩抗震性能試驗(yàn)研究

王麗欣，楊 釗，王海超，小原孝之

(1.中交二航局 第六工程分公司，武漢 434000;2.中交二航局 技術(shù)中心，武漢 430040;3.礦山災(zāi)害預(yù)防控制省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(山東科技大學(xué))，青島 266510;4.前田建設(shè)工業(yè)株式會(huì)社，東京 1028151;5.清華大學(xué) 水利水電工程系，北京 100084)

為適應(yīng)交通運(yùn)輸業(yè)的迅速發(fā)展，需要建造大量的公路鐵路橋梁。現(xiàn)有的公路和鐵路橋梁建設(shè)，普遍采用的橋墩類型是單柱式橋墩。橋墩是橋梁結(jié)構(gòu)中最重要的構(gòu)件，尤其是在遭受地震作用后，會(huì)出現(xiàn)由于橋墩破壞而導(dǎo)致整個(gè)橋梁的嚴(yán)重破壞甚至倒塌，這已經(jīng)成為橋梁震害的主要破壞特征。資料表明［1-4］，在歷次的大地震中，鋼筋混凝土柱式橋墩均遭受了嚴(yán)重的破壞。其破壞形式主要有彎曲破壞和剪切破壞兩種，彎曲破壞屬延性破壞，多表現(xiàn)為開裂、混凝土剝落、壓潰、鋼筋裸露和彎曲等，并會(huì)產(chǎn)生很大的塑性變形。剪切破壞是脆性的，發(fā)生破壞的同時(shí)構(gòu)件的強(qiáng)度和剛度將急劇下降。Abdelkareem和Machida［5］分析了造成柱式橋墩破壞的原因，發(fā)現(xiàn)其破壞主要源于設(shè)計(jì)和構(gòu)造兩方面的缺陷。設(shè)計(jì)方面的缺陷包括:橋墩柱的延性和抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)不足，主要表現(xiàn)為橫向約束箍筋配置不足。要改善這一狀況，多配箍筋會(huì)造成材料的浪費(fèi)，且會(huì)帶來施工方面的困難。因此，人們開始研究改變箍筋的配筋形式，使得鋼筋混凝土橋墩柱不僅能夠保證延性和抗剪強(qiáng)度，而且可以充分發(fā)揮材料的力學(xué)性能。現(xiàn)在鋼筋混凝土橋墩柱中普遍配置的復(fù)合箍筋，就是一種有效的構(gòu)造配筋方式。

根據(jù)國(guó)內(nèi)外實(shí)驗(yàn)及理論研究的結(jié)果，影響橋墩抗震性能的主要因素有:混凝土強(qiáng)度、縱筋配筋率、配箍率、剪跨比、軸壓比以及箍筋形式等。劉慶華［6］、閻貴平［7］等人根據(jù)我國(guó)現(xiàn)有的實(shí)際條件，對(duì)于軸壓比和剪跨比對(duì)橋墩抗震性能和破壞形態(tài)的影響進(jìn)行了研究。在國(guó)外，川島一彥等人［9-10］對(duì)鋼筋混凝土橋墩柱抗震性能的影響因素進(jìn)行了試驗(yàn)研究。上述研究中，在箍筋形式對(duì)于橋墩抗震性能的影響方面研究的較少。在國(guó)外，對(duì)于箍筋形式的研究［11-13］中，一般的箍筋形式優(yōu)點(diǎn)并不明顯，甚至有的加工麻煩，而且成本高，抗震性能也未能有明顯的提高。在國(guó)內(nèi)，橋墩柱的箍筋形式只是局限于井字復(fù)合箍筋，新型配筋形式的研究非常少見。

在鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，箍筋的作用不容忽視。良好的箍筋形式和足夠的配箍量，可以有效地約束柱核心區(qū)的混凝土，提高混凝土的極限壓應(yīng)變。箍筋還可以幫助柱塑性鉸區(qū)的混凝土抗剪，并為縱筋提供側(cè)向支撐，防止縱筋過早壓屈，從而提高了橋墩柱的塑性變形能力和抗剪承載力。

按照《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTGD62-2004)的規(guī)定，需要在柱內(nèi)按計(jì)算或者構(gòu)造要求設(shè)置復(fù)合箍筋，但這種箍筋形式存在一定的問題。例如，對(duì)于截面較大的鋼筋混凝土橋墩柱，利用復(fù)合箍筋的配筋方式非常復(fù)雜，施工難度大，用鋼量多。為改善這一現(xiàn)狀，清華-前田先進(jìn)建設(shè)技術(shù)研究中心提出一種新型的配筋方式，在確保鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)受剪承載力和延性要求的情況下，以期提高工程質(zhì)量和施工速度。為驗(yàn)證這種新型箍筋的有效性，制作了大尺寸鋼筋混凝土柱式試件，進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究了分別配制復(fù)合箍筋和新型箍筋的兩種橋墩柱的抗震性能。

圖1所示即為本文研究中提及的箍筋形式，我們將這種形式的鋼筋命名為S-Clip鋼筋，用這種形狀的鋼筋代替試件截面中間部分的箍筋。具體方案是:預(yù)先將鋼筋中的縱向鋼筋和水平箍筋綁扎好，形成鋼筋骨架，然后從鋼筋骨架的外側(cè)安裝S-Clip鋼筋。

圖1 S-Clip形狀示意圖Fig.1 Schematic diagram of S-Clip

1 試驗(yàn)概況

1.1 模型設(shè)計(jì)

該試驗(yàn)共設(shè)計(jì)四個(gè)鋼筋混凝土矩形柱，分別命名為A，AS，B，BS。試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶纯v向鋼筋配筋率不同分為兩組，每組兩個(gè)試件，分別編號(hào)為A、AS、B和BS。試件A和B為一般配筋的基準(zhǔn)試件，中間設(shè)置井字復(fù)合箍筋。AS和BS為設(shè)置S-Clip鋼筋的試件，并分別為試件A和B的對(duì)比試件。為了能更好地反映試件的實(shí)際變形情況，采用大尺寸模型。本次試驗(yàn)采用的鋼筋混凝土柱模型尺寸為700 mm×700 mm×3000 mm，基礎(chǔ)底板尺寸為1800 mm×3000 mm×950 mm。試件尺寸及配筋形式見圖2。根據(jù)我國(guó)實(shí)際工程的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，縱向鋼筋的配筋率最小采用0.78%，最大為2%［14］。因此我們采用的縱向鋼筋配筋率為:A，AS試件1.061%，B，BS試件1.566%。詳細(xì)的試驗(yàn)參數(shù)列于表1。

表1 各試件參數(shù)列表Tab.1 Parameters of specimens

圖2 基本試件尺寸及配筋詳圖Fig.2 Basic dimensions of specimens and detailed drawing of reinforcement

1.2 試驗(yàn)裝置

軸向荷載采用1000 kN液壓千斤頂，固定在加載鋼架上;豎向千斤頂與固定在加載鋼架上的滑動(dòng)小車相連，下部與放在柱頂部的球鉸相連，這樣可以保證柱頂發(fā)生水平位移時(shí)，軸向力能夠一直保持垂直。水平荷載采用1000 kN拉壓千斤頂，行程600 mm，固定在鋼筋混凝土反力墻上。水平荷載傳感器的一端通過球鉸與水平千斤頂相連，另一端也通過球鉸與柱上端的加載鋼板連接。這樣在施加水平荷載時(shí)，可以使水平作用力保持水平。

1.3 加載制度

參照文獻(xiàn)［15］確定加載制度。首先，在柱頂施加豎向荷載至給定的軸壓力，并通過與傳感器相連的靜態(tài)應(yīng)變儀控制其為常值，然后施加水平荷載。施加的水平荷載分別采用力控制和位移控制，具體的過程為:試件屈服以前采用力控制，屈服以后采用位移控制，以試件屈服位移δy的倍數(shù)控制循環(huán)加載，并分別在每級(jí)位移下進(jìn)行3次往復(fù)循環(huán)加載。當(dāng)試件的承載力下降至屈服荷載的80%時(shí)，整個(gè)試驗(yàn)終止。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)及破壞過程分析

從采集到的箍筋應(yīng)變測(cè)量數(shù)據(jù)看，各柱均有一部分箍筋屈服;從試驗(yàn)過程中可以觀察到，試件表面出現(xiàn)多條明顯的斜向裂縫，水平承載力降低的主要原因是縱向鋼筋的屈曲或者斷裂。各試件的破壞模式不是縱筋屈服后的剪切破壞，而是由于縱筋屈曲或斷裂而發(fā)生的“彎曲破壞”。這四個(gè)試件的破壞形態(tài)相同，均為彎曲破壞模式。

在循環(huán)加載過程中，首先在柱的根部出現(xiàn)側(cè)面的水平裂縫;隨著荷載的增加，側(cè)面水平裂縫向正面延伸，發(fā)展緩慢，且有部分水平裂縫開始朝斜向發(fā)展;繼續(xù)加大荷載，斜裂縫發(fā)展緩慢，水平裂縫發(fā)展迅速，直至在柱的根部貫通;進(jìn)一步施加循環(huán)荷載，在柱根部的混凝土裂縫增多且出現(xiàn)鼓出現(xiàn)象;當(dāng)位移到達(dá)一定數(shù)值時(shí)，柱根部混凝土局部壓潰，縱筋屈曲外鼓;繼續(xù)反復(fù)循環(huán)加載，兩側(cè)鋼筋相繼出現(xiàn)斷裂，試件的承載能力迅速下降并宣告破壞。彎曲型破壞模式的破壞過程較為緩慢，延性較好，配有S-Clip鋼筋試件的延性略有提高。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

測(cè)試試件的屈服荷載、極限荷載如表2所示。從表中可以看出，試件正負(fù)方向上屈服荷載和極限荷載均有一定的差別，這主要是與第一次加載的方向有關(guān)，后加載時(shí)試件的剛度存在一定的損傷，使正負(fù)兩個(gè)方向初始加載的條件不同。普通箍筋形式和新型箍筋形式相比，承載力相差不大。但是，B，BS柱的承載力遠(yuǎn)高于A，AS柱，這是因?yàn)锽柱的縱筋配筋率高于A柱。可見，縱筋配筋率是影響試件承載力的主要因素。

表2 荷載試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 The result of loading test

3 抗震性能分析

3.1 滯回曲線

低周反復(fù)荷載作用下的滯回曲線能綜合反映鋼筋混凝土試件的剛度、承載力、變形能力和耗能能力。根據(jù)試驗(yàn)采集的水平力及其作用位置的水平位移繪制出了實(shí)測(cè)的滯回曲線。

圖3為四個(gè)試件的水平荷載-位移滯回曲線。從各滯回曲線可以看出試件的滯回曲線均比較飽滿，表明試件有比較大的耗能能力。對(duì)比分析A柱和AS柱，B柱和BS柱的滯回曲線，可以發(fā)現(xiàn)配置S-Clip鋼筋的試件的滯回環(huán)相對(duì)飽滿，中部捏攏程度較輕。而且，配置S-Clip鋼筋的試件與基準(zhǔn)試件所包圍的面積相比，前者包圍的面積稍大一些，說明其耗能性能相對(duì)好一些。

圖3 各試件的滯回曲線Fig.3 Experimental hysteresis curves of every specimen

3.2 骨架曲線

在低周反復(fù)荷載試驗(yàn)所得滯回曲線中，取每一級(jí)荷載第一次循環(huán)的峰點(diǎn)(卸載頂點(diǎn))連接的包絡(luò)線作為骨架曲線，它是每次循環(huán)的荷載-變形曲線達(dá)到最大峰點(diǎn)的軌跡。圖4即為四個(gè)試件的水平荷載-位移骨架曲線對(duì)比圖。從骨架曲線來看，在整個(gè)加載過程中，A和AS，B和BS的承載能力和變形性能相差不多，骨架曲線都有明顯的下降段，說明延性很好。但是，在達(dá)到最大承載力后，AS柱比A柱、BS柱比B柱的承載力都下降得較為緩慢，說明新型箍筋對(duì)混凝土和縱筋的約束性能更好，配置新型箍筋的鋼筋混凝土柱的延性也更好。

圖4 水平荷載-位移骨架曲線Fig.4 Load versus displacement envelope curves

試件耗能能力的大小，可通過實(shí)測(cè)的骨架曲線下所包圍面積的大小來定性的分析。骨架曲線所包圍的面積大，說明試件消耗的能量大，耗能能力強(qiáng);反之，骨架曲線所包圍的面積小，說明試件消耗的能量少，耗能能力弱。由圖4可知，配置新型箍筋的鋼筋混凝土柱的骨架曲線處于外側(cè)，因此其耗能能力比配置復(fù)合箍筋的鋼筋混凝土柱略強(qiáng)。

3.3 延性

延性是指材料或構(gòu)件承受荷載直至破壞過程中吸收能量的能力。是用來描述鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件非彈性變形的能力的。根據(jù)日本橋梁規(guī)范，延性率指構(gòu)件在經(jīng)受10次來回的循環(huán)加載實(shí)驗(yàn)后，不低于屈服點(diǎn)的極限位移與屈服位移的比值。文獻(xiàn)［16］給出了詳細(xì)的計(jì)算構(gòu)件延性率的方法。作者根據(jù)此計(jì)算方法對(duì)四個(gè)試件進(jìn)行延性設(shè)計(jì)，計(jì)算出試件的屈服位移δy、極限位移δu以及構(gòu)件的延性率δu/δy。具體結(jié)果如表3所示。

由表3中可知:配置新型箍筋的鋼筋混凝土柱和普通配筋的鋼筋混凝土柱延性率相差不大。

表3 位移和延性率計(jì)算值Tab.3 The value of displacement and ductility ratio

在國(guó)內(nèi)，評(píng)價(jià)鋼筋混凝土構(gòu)件延性的參數(shù)之一稱為位移延性系數(shù)。位移延性系數(shù)是指最大位移與屈服位移之比［17］。通過試驗(yàn)，四個(gè)試件的位移試驗(yàn)實(shí)測(cè)值和位移延性系數(shù)的計(jì)算值見表4。表中位移指與水平加載點(diǎn)同一高度處的相應(yīng)水平位移。其中:δy為屈服位移;δu為最大位移;δu/δy為位移延性系數(shù)(同日本橋梁規(guī)范中所提及的延性率)。

分析表4中的數(shù)據(jù)可知，試件A和試件AS，試件B和試件BS的屈服位移、極限位移及位移延性系數(shù)都非常接近，說明配置S-Clip鋼筋的試件和普通配筋的試件延性相差不多，結(jié)論與按規(guī)范計(jì)算結(jié)果基本相符。

表4 位移實(shí)測(cè)值和位移延性系數(shù)計(jì)算值Tab.4 The measured value and the calculated value of displacement ductility ratio

4 結(jié)論

(1)配有S-Clip鋼筋的鋼筋混凝土橋墩柱，與普通試件比較，多一個(gè)低周循環(huán)，而且滯回曲線相對(duì)飽滿，耗能能力有所提高。且破壞截面的高度范圍略小，說明縱向受力鋼筋受到了充分的約束，壓曲的鋼筋長(zhǎng)度有所減小，比較充分的發(fā)揮了鋼筋的承載能力。

(2)試驗(yàn)表明S-Clip鋼筋很好地起到了約束內(nèi)部混凝土和縱向受力鋼筋的作用，充分發(fā)揮了材料的性能，試件的延性略有提高。

(3)箍筋的配筋率、配筋方法都影響到縱向鋼筋的性能，也影響到鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的性能。A試件與B試件的箍筋約束力不高，縱筋容易屈曲，屈曲之后，縱筋的能量吸收能力減低，包絡(luò)曲線形狀接近S型形狀。而且屈曲之后，鋼筋對(duì)混凝土的約束力降低，混凝土損傷嚴(yán)重。配有S-Clip鋼筋的試件由于箍筋約束力比較強(qiáng)，有效防止了縱筋屈曲，使得縱筋吸收能量的能力增高，包絡(luò)曲線的形狀是紡錘形。同時(shí)鋼筋對(duì)混凝土的約束力也變高，使得混凝土的損傷變低。總之，箍筋的約束力影響到縱筋的性能與混凝土的損傷情況。

(4)研究表明，采用S-Clip鋼筋的柱，無論在工藝水平、降低工程成本、提高工程質(zhì)量等方面都有比較明顯的優(yōu)點(diǎn)，試件的抗震性能也略高于普通配筋的試件。該項(xiàng)技術(shù)的研究，對(duì)工程結(jié)構(gòu)理論和應(yīng)用技術(shù)的發(fā)展有著重要的作用，具有廣泛的應(yīng)用前景。

［1］Broderick B M，ElnAShai A S.Analysis of the failure of interstate 10 freeway ramp during the Northridge earthquake of 17 January 1994［J］.Earthquake Engineering ＆ Structural Dynamics，1995，24(2):189-208.

［2］Elnashai A S.Selected engineering seismology and structural engineering studies of the Hyogo-ken Nanbu(Great Hanshin)earthquake of 17 January 1995［R］.No.95-2，London:EISEE，1995.

［3］劉恢先.唐山大地震震害(三)［M］.北京:地震出版社.1978:3-26.

參考文獻(xiàn)

［4］黃龍生.海城地震橋梁震害調(diào)查報(bào)告［R］.No 5，北京:中國(guó)科學(xué)院工程力學(xué)研究所，1975.

［5］Abdelkareem K H，Chida A.Efects of Vertical Motion of Earthquake on Failure Mode and Ductility of RC Bridge Piers［C］.Proceeings of the 12th World Conference on Earthquake Engineering，Auckland:pringer，2000，1123-1157.

［6］劉慶華.鋼筋混凝土橋墩抗震設(shè)計(jì)中滯回模型與損傷模型的實(shí)驗(yàn)與理論研究［D］.北京:北方交通大學(xué)土木建筑系，1994.

［7］閻貴平，項(xiàng)海帆.鋼筋混凝土橋墩彈塑性動(dòng)力特性的實(shí)驗(yàn)研究［J］.同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)，1991，19(增刊):43-56.

［8］劉慶華，閻貴平，陳英俊.低配筋混凝土橋墩抗震性能的實(shí)驗(yàn)研究［J］.北方交通大學(xué)學(xué)報(bào).1996，20(5):517-521.

［9］川島一彥，長(zhǎng)谷川金二，小山達(dá)彥，等.RC橋腳の動(dòng)的耐力に關(guān)すゐ實(shí)驗(yàn)研究-(その1)昭和56年度～昭和58年度の檢討結(jié)果［R］.No 2232，東京:土木研究所，1985.

［10］川島一彥，長(zhǎng)谷川金二，等.RC橋腳の動(dòng)的耐力に關(guān)すゐ實(shí)驗(yàn)研究(その2)斷面形狀、荷重、荷載方向、ちせん鐵筋及びせん斷補(bǔ)強(qiáng)鐵筋の影響［R］.No 2279，東京:土木研究所，1986.

［11］?ztürk H，Ayvaz Y.Comparative study of behavior ofreinforced concrete beams strengthened and repairedstrengthened by using V connecting bars and U connecting stirrups［J］.Construction and Building Materials，2002，16(6):321-329.

［12］Mohamed Ali M S，Oehlers D J，Seracino R.Vertical shear interaction model between external FRP transverse plates and internal steel stirrups［J］.Engineering Structures，2006，28(3):381-389.

［13］Mangat P S，Motamedi A M.Influence of steel fibre and stirrup reinforcementon the properties ofconcrete in compression members［J］.International Journal of Cement CompositesandLightweightConcrete， 1985， 7(3):183-192.

［14］孫 卓，李建中，閆貴平，等.鋼筋混凝土單柱式橋墩抗震性能試驗(yàn)研究［J］.同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)，2006，34(2):160-164.

［15］沈在康.混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法新標(biāo)準(zhǔn)應(yīng)用講評(píng)［M］.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，1994:20-106.

［16］向 上.日本鐵路橋梁抗震設(shè)計(jì)中延性率的評(píng)價(jià)方法［C］.成都:西南交通大學(xué)出版社，2006:294-301.

［17］葉愛君.橋梁抗震［M］.北京:人民交通出版社，2002:32-106.