基于雙向擬靜力試驗的鋼筋混凝土箱型薄壁墩抗震性能

夏樟華 宗周紅 鐘儒勉

(1福州大學土木工程學院，福州 350108)(2東南大學土木工程學院，南京 210096)

基于雙向擬靜力試驗的鋼筋混凝土箱型薄壁墩抗震性能

夏樟華1宗周紅2鐘儒勉2

(1福州大學土木工程學院，福州 350108)
(2東南大學土木工程學院，南京 210096)

摘 要:對14個鋼筋混凝土箱型薄壁墩進行了雙向擬靜力試驗，考察了長細比、軸壓比、配箍率等對箱型薄壁墩雙向荷載－位移滯回曲線、骨架曲線、位移延性、滯回耗能和極限曲率等特性的影響，討論了箱型薄壁墩的雙向滯回性能.結果表明:在水平雙向反復荷載作用下，箱型薄壁墩以彎曲破壞為主，低墩破壞區域集中于墩底，高墩的破壞區域明顯上移;長細比越大，軸壓比越小的箱型薄壁墩滯回曲線越飽滿，變形能力越大;在長細比為6.9～13.1的范圍內，位移延性系數隨長細比的增大而減小，長細比為16.3的試件位移延性系數明顯增大;長細比大于13.1的試件塑性破壞范圍明顯增大，但極限曲率顯著降低.

關鍵詞:箱型薄壁墩;雙向擬靜力試驗;滯回性能;滯回耗能;位移延性;極限曲率

擬靜力試驗是鋼筋混凝土橋梁墩抗震性能的重要研究方法之一，已有研究主要通過單向擬靜力試驗研究中低墩的抗震性能.在國外，Priestley等［1］對多種截面和箍筋形式的橋墩，在不同軸壓比、箍筋率等參數下進行了單軸加載試驗和擬靜力試驗研究.Watson等［2］進行了方形和八邊形的鋼筋混凝土柱擬靜力試驗研究.更多的國外學者對各種截面形式和配筋形式的橋墩抗震性能展開了更為深入的研究［3－6］.在國內，楊新寶［7］對10 根截面為20 cm×20 cm的鋼筋混凝土柱式橋墩進行擬靜力試驗研究.范立礎等［8］對16個截面尺寸為20 cm×20 cm、墩高100 cm的鋼筋混凝土矩形墩進行了擬靜力試驗.隨著公路建設的發展，箱型截面墩得到了更加廣泛的應用.文獻［9－11］對不同截面尺寸、不同長細比箱墩進行了擬靜力試驗，促進了對箱型截面墩抗震性能的認識.

多維擬靜力試驗能夠一定程度上反映出結構在多向地震力作用下的抗震性能，隨著擬靜力試驗設備和實驗水平的提高，多維擬靜力試驗研究開始得到重視.Kobayashi等［12］分別采用單向加載和6種雙向加載規則研究了墩高0.8 m圓形截面鋼筋混凝土柱雙向加載和單向加載滯回特性的區別.杜宏彪［13］按一定荷載角加載來考慮雙向彎矩的鋼筋混凝土懸臂框架柱反復荷載作用的滯回性能.邱法維等［14］對7個鋼筋混凝土(RC)柱進行了7種加載規則的雙向擬靜力試驗.李宏男等［15］利用擬靜力試驗對鋼筋混凝土框架柱進行了不同軸壓的單、雙向循環加載和雙向變軸力循環加載試驗.Solberg等［16］采用基于性能的設計方法和延性設計方法設計了橋墩縮尺模型，進行雙向擬靜力和擬動力試驗研究.Khaled等［17］進行了截面尺寸為1.2 m ×0.6 m、墩高3.0 m的矩形實心墩雙向擬靜力試驗.這些研究主要結論為:①與單向荷載作用相比，雙向荷載作用下墩或柱的承載力下降較大;②構件強度退化和剛度退化現象均較單向荷載作用嚴重得多，且軸壓比增大加重了構件強度和剛度退化;③雙向荷載作用也使墩或柱的延性大為降低.

目前雙向擬靜力試驗研究主要集中于實體墩，很少涉及墩高較大的空心截面箱型薄壁墩.根據文獻［18］的研究，雙向等位移的加載模式適合箱型薄壁墩雙向擬靜力試驗.因此，本文采用雙向等位移加載的擬靜力試驗，研究在橋梁抗震規范［19］規定的長細比范圍內(長細比大于2.5，且小于10)和超過規定長細比范圍的箱型墩在水平雙向反復荷載作用下的滯回性能.

1 模型試驗

1.1 試件設計

以60 m箱型墩為原型，考慮設計常用的墩高、豎向軸壓力和配箍率范圍，取長細比、軸壓比和體積配箍率3個不同參數，長細比和軸壓比采用完全參數設計，共14個試件見表1.縱筋按等強度代換，箍筋按體積配筋率相等代換.原橋墩縱筋采用350φ32 mm，箍筋墩底采用 φ16@100 mm，其他區域采用φ16@150 mm，模型墩縱筋采用28φ8 mm.試件B1～B3，B6～B14箍筋在墩底區域為φ6@50 mm，高度為350 mm，其他區域為 φ6@100 mm.試件B4和B5墩底區域的箍筋間距分別為70和100 mm，其他區域箍筋間距分別為100和150 mm.試件在墩底150 mm高度范圍內為實心段，試件截面和鋼筋布置見圖1.為加載需要，將模型墩頂部設為700 mm×720 mm×540 mm的實心段，制作250 mm×800 mm×1 300 mm底座固定試件.采用施加豎向軸力的方式模擬上部結構質量，根據下式計算試件軸壓力:

式中，N為軸力;A為截面面積;fcd為軸心混凝土抗壓強度設計值.長細比指橋墩實際有效高度與截面寬度的比值，試件的有效高度H0=(H－0.6)m，其中，H為試件的總高度，m.模型墩采用C50混凝土，實測立方體抗壓強度標準值的平均值為49.41 MPa，劈裂強度為3.44 MPa，彈性模量為30.8 GPa.φ6 mm和φ8 mm鋼筋實測屈服強度分別為375.27和326.51 MPa，極限強度分別為503.81和456.60 MPa，彈性模量分別為211和212 GPa.

表1 橋墩試件設計參數

1.2 試驗裝置和加載制度

利用預留的孔洞，試件通過4根高強螺桿與地梁固結，豎向加載設備采用穩壓千斤頂，頂部橫梁采用平面滑動支座連接，采用半球鉸實現墩頂轉動.水平荷載采用MTS系統公司的電液伺服作動器施加.具體加載布置如圖2所示.圖中，構件強軸為X方向，構件弱軸為Y方向;與X向垂直的2個面分別為B面和D面，與Y向垂直2個面分別為A面和C面.

圖1 典型試件截面尺寸和配筋圖(單位:mm)

圖2 加載裝置布置圖

正式加載前先進行預加載.試驗開始，先在墩頂施加豎向恒定軸載，實驗過程中保持軸向力不變.采用位移控制且逐級施加.雙向擬靜力試驗采用X向和Y向雙向同步加載.X向與Y向的位移幅值比為1∶1，每級加載循環2次.第1級加載2 mm，以2 mm幅值遞增，屈服以后，以3 mm為幅值遞增加載，直到試驗結束.

1.3 量測方案

①雙向擬靜力試驗采用清華大學開發的TUMT試驗控制軟件，外接位移采集系統與TUMT控制軟件連接，同步采集位移數據.②使用裂縫測寬儀測量每級循環荷載作用下各主要裂縫的寬度.③通過測試橋墩試件距墩底截面0.15，0.55，0.95和1.35 m共4個截面的豎向位移，換算成各個區域的平均曲率.

2 試驗結果分析

2.1 破壞形態

14 個試件的試驗現象基本體現了柔性墩破壞的特點，均以彎曲破壞為主且經歷了相似的破壞過程:混凝土開裂→墩底及其實心段和空心段交界位置形成主裂縫→鋼筋屈服→混凝土剝落→混凝土壓碎→形成塑性鉸.最終破壞形態為墩角混凝土被壓碎，墩角縱筋屈曲.軸壓比越大的試件裂縫最終分布高度越小，破壞越明顯，剪切裂縫比較顯著.長細比小的試件也具有較明顯的剪切裂縫，長細比大的試件只在破壞區域有剪切裂縫且塑性破壞位置上升到實心和空心段交界處，試件B2，B4，B6和B8均出現了這種現象，試件B6最為明顯.圖3和圖4為試件B6和B12的破壞形態，圖中黑色為壓碎區域.不同配箍率試件B2，B4和B5的裂縫間距與箍筋間距基本一致，分別為10，15和20 cm.

圖3 試件B6破壞形態

2.2 荷載－位移滯回曲線

根據試驗記錄水平力和墩頂水平位移，繪制各試件的荷載－位移滯回曲線，典型試件曲線見圖5.各個試件的X和Y方向的滯回曲線基本經歷了從梭形到弓形，然后到倒S形的過程，部分試件滯回曲線發展成Z形.

圖4 試件B12破壞形態

通過X方向與Y方向荷載－位移滯回曲線對比，可以得到:①水平雙向加載的耦合作用使試件2個方向的滯回環存在較大的差異，強軸方向滯回環比較飽滿，弱軸方向的滯回環較狹窄，捏縮現象更明顯.②軸壓比越小的墩滯回曲線越飽滿，變形能力越強，抗震性能越好.③ 軸壓比相同，長細比越大的墩，X方向滯回曲線越飽滿，變形能力越強.Y方向的滯回曲線，軸壓較小的情況下，長細比越大的墩滯回曲線越飽滿.但在軸壓比較大的情況下，受二階效應和最終塑性破壞范圍的影響顯著，長細比越大，耗能能力下降越顯著，如墩高為5.8 m、軸壓比為0.2墩的，滯回環最終進入Z形，而墩高為2.8 m墩的滯回環處于弓形狀態.④不同配箍率試件的荷載－位移滯回曲線發展過程基本相似，配箍率大的試件Y方向滯回曲線更為飽滿.

圖5 典型試件荷載－位移滯回曲線

2.3 荷載－位移骨架曲線

骨架曲線是每次循環的荷載－位移曲線達到最大峰值的軌跡，反映了試件在整個加載過程中的強度、剛度變化以及延性等.試件荷載－位移骨架曲線比較見圖6～圖8，可以看出各試件從加載到破壞大致經歷了4個典型階段:線性階段、隨后較短的非線性上升至屈服階段、屈服后的強化階段和最大荷載后的下降階段.將骨架曲線的特征點列于表2，表中特征值均為正負骨架曲線絕對值的平均值，屈服荷載和位移通過通用屈服彎曲法求得.骨架曲線和特征值的比較表明:①在雙向荷載作用下，試件強軸方向屈服荷載和極限荷載都大于弱軸方向.②相同長細比的試件，軸壓比越大，承載能力越大，骨架曲線斜率越大，變形能力越小，而且試件的高度越小，這種趨勢越明顯.③ 軸壓比相同的試件，長細比越小，承載力越大，但達到最大荷載以后，下降段就越陡，變形能力就越小.④ 配箍率不同的試件骨架曲線比較接近，配箍率越小，變形能力越大.

圖6 墩高4.8 m試件的荷載－位移骨架曲線

圖7 軸壓比0.10的試件荷載－位移骨架曲線

圖8 不同配箍率試件荷載－位移骨架曲線

2.4 位移延性

延性系數反映結構試件的變形能力，是評價結構抗震性能的一個重要指標.定義墩頂位移延性系數μ為

式中，Δy為屈服位移;Δu為極限位移.

各墩的位移延性系數見表2.可以看出，箱型墩2個方向均有較好的位移延性，X方向的位移延性范圍為4.76～8.20，Y方向的位移延性范圍為4.68～20.88.由表2可見:① 試件X方向的屈服位移都大于Y方向的屈服位移，試件X方向的位移延性系數基本小于Y方向的位移延性系數.②軸壓比是影響試件延性的一個重要參數.在長細比為6.9～13.1的范圍內，X方向和Y方向的位移延性系數都隨軸壓比的增大而減小，位移延性能力下降.長細比為16.3的墩，位移延性系數呈隨軸壓比的增大而增大的趨勢，Y軸方向表現得特別明顯，主要原因是墩高增加到一定的范圍后，墩底位置的塑性破壞段長度增大，塑性破壞位置升高，Y方向的屈服位移反而降低，導致位移延性系數顯著增大.③長細比對試件的延性能力影響也比較顯著.軸壓比相同，在長細比為6.9～13.1的范圍內，位移延性系數隨長細比的增大而減小.受塑性破壞區域和長度的影響，長細比為16.3的試件位移延性反而增大，軸壓比越大，這種趨勢越明顯.④ 位移延性系數隨配箍率的減小而增大.

表2 荷載－位移骨架曲線特征點和位移延性系數

2.5 殘余位移

殘余變形是試件從加載變形再卸載至零后不可恢復的塑性變形，在荷載－位移滯回曲線上體現為卸載段與X軸的交點.橋墩的殘余變形小反映了橋墩具有較好的變形回復能力.試件殘余位移總體規律為:荷載小于極限荷載時，殘余位移較小;荷載大于極限荷載，則殘余位移顯著增大.不同軸壓比的試件均表現出相同的這種規律，且試件X方向和長細比較小的試件更為明顯，如圖9所示.在相同位移等級下，長細比越小的試件殘余位移越大，變形恢復能力越差，如圖10所示.

圖9 墩高4.8 m試件的殘余位移

圖10 軸壓比0.10試件的殘余位移

2.6 滯回耗能

結構構件耗能性能是評價其抗震性能的一項重要依據.耗能指標越高說明結構在地震過程中消耗的地震能量越多，試件的累積滯回耗能為滯回曲線所包圍的面積.總體上，試件X向的累積滯回耗能大于Y向耗能，軸壓比越大，試件的累積滯回耗能越大，如圖11所示.長細比越大試件在相同荷載位移等級下，X向和Y向的累積滯回耗能越小，如圖12所示.不同配箍率試件在X向和Y向的累積滯回耗能基本接近.

2.7 彎矩－曲率分析

根據位移計實測得到的位移，計算各個荷載等級的試件曲率，以側向位移大約20 mm為一級，繪制出曲率沿墩高的分布.長細比小于10的試件塑性破壞區域均發生在墩底位置，曲率從墩底往上逐漸減小;長細比大于10的試件，塑性破壞區域發生在變截面以上位置，在墩高0.15～0.55 m范圍內平均曲率明顯增大，如圖13所示.

圖11 墩高4.8 m試件的滯回耗能曲線

圖12 軸壓比0.1試件的滯回耗能曲線

各個荷載的彎矩M可以用下式計算:

式中，F為水平荷載;H為有效加載高度;N為軸壓;Δ為加載位移.

將最大彎矩Mm、所對應曲率φm、極限曲率φu和極限曲率對應的彎矩Mu列于表3，可以看出，相同軸壓比試件的極限彎矩非常接近.配箍率較小試件的墩底曲率大于配箍率較大試件的墩底曲率.長細比越小的構件，極限曲率越大，主要原因是高墩的塑性破壞區域明顯增大，即塑性鉸長度明顯增大.因此，采用極限曲率來評價長細比較大的箱型墩可能會高估其抗震性能.

表3 彎矩－曲率特征值

圖13 實測曲率沿墩高分布

3 結論

1)在水平雙向反復荷載作用下，鋼筋混凝土箱型薄壁墩以彎曲破壞為主，在墩變截面處和墩底截面形成主裂縫，并在墩底附近形成塑性破壞區域.隨長細比和軸壓比增大，試件塑性破壞區域轉移到變截面以上位置.

2)在長細比6.9～13.1范圍內，軸壓比越大，試件滯回曲線捏縮現象越明顯，滯回耗能越大，相應的試件極限承載力越大，變形能力越小.軸壓比越小，試件總體上表現出更好的抗震性能.當試件的長細比為16.3時，軸壓比影響更顯著，荷載退化越明顯.

3)長細比越大的試件，滯回曲線越飽滿，極限承載也越小，變形能力越大，變形恢復能力越強，荷載位移曲線下降更平緩.試件長細比較小則變形能力較小，荷載位移曲線下降較大，但累積滯回耗能越大.值得注意的是，對不同的軸壓比，長細比對試件抗震性能的影響規律也不同，在軸壓比為0.2的情況下，不同長細比試件的破壞程度都很大.

4)配箍率不同的試件荷載－位移滯回曲線、骨架曲線形狀、累積滯回耗能和變形恢復能力均較接近，X方向更明顯，配箍率小的試件變形能力更大.

5)鋼筋混凝土箱型薄壁墩具有很好的延性性能.長細比在6.9～13.1的范圍內，位移延性系數隨長細比的增大而減小.但是長細比為16.3的試件，位移延性系數顯著大于軸壓比相同而長細比不同的試件，特別是軸壓為0.2的試件位移延性系數更大.

6)試件的曲率分布和大小與長細比、破壞形態密切相關.長細比為6.9和10.0的試件，塑性破壞區域集中于墩底位置，曲率從墩底向上逐漸減小;長細比為13.1和16.3的試件，極限曲率明顯小于長細比為6.9和10.0的試件，且部分試件塑性破壞區域發生在變截面以上位置，在墩高為0.15～0.55 m范圍內平均曲率明顯大于墩底曲率.配箍率小的試件破壞區域更集中于墩底，且極限曲率顯著大于配箍率大的試件.采用極限曲率評價長細比較大的墩可能會高估其抗震性能.

［1］Priestley M J N，Park R.Strength and ductility of concrete bridge columns under seismic loading［J］.ACI Structural Journal，1987，84(1):61 －76.

［2］Watson S，Park R.Simulated seismic load tests on reinforced concrete columns［J］.Journal of Structural Engineering，ASCE，1994，120(6):1825－1849.

［3］Hindi R，Turechek W.Experimental behavior of circular concrete columns under reversed cyclic loading［J］.Construction and Building Materials，2008，22(4):684－693.

［4］Mo Y L，Wang S J.Seismic behavior of RC columns with various tie configurations［J］.Journal of Structural Engineering，ASCE，2000，126(10):1122－1130.

［5］Takahashi Y，Iemura H.Inelastic seismic performance of RC tall piers with hollow section［C］//12th World Conference of Earthquake Engineering.Oakland，2000:1353.

［6］Yeh Y K，Mo Y L，Yang C Y.Seismic performance of rectangular hollow bridge columns［J］.Journal of Structural Engineering，ASCE，2002，128(1):60－68.

［7］楊新寶.鋼筋混凝土橋梁抗震性能評估與加固［D］.上海:同濟大學土木工程學院，1997.

［8］范立礎，卓衛東.橋梁延性抗震設計［M］.北京:人民交通出版社，2001.

［9］宋曉東.橋梁高墩延性抗震性能的理論與試驗研究［D］.上海:同濟大學土木工程學院，2004.

［10］崔海琴，賀拴海，宋一凡.空心矩形薄壁墩延性抗震性能試驗［J］.公路交通科技，2010，27(6):58－63.

Cui Haiqin，He Shuanhai，Song Yifan.Experimental study on anti-seismic ductility of hollow rectangular thin-walled pier［J］.Journal of Highway and Transportation Research and Development，2010，27(6):58－63.(in Chinese)

［11］杜修力，陳明琦，韓強.鋼筋混凝土空心橋墩抗震性能試驗研究［J］.振動與沖擊，2011，30(11):254－259.

Du Xiuli，Chen Mingqi，Han Qiang.Experimental evaluation of seismic performance of reinforced concrete hollow bridge columns［J］.Journal of Vibration and Shock，2011，30(11):254－259.(in Chinese)

［12］Kobayashi K，Kokusho S，Takiguchi K，et al.Study on the restoring force characteristics of RC column to bidirectional deflection history［C］//Eighth World Conference of Earthquake Engineering. San Francisco，USA，1984:537 －544.

［13］杜宏彪.雙向壓彎鋼筋混凝土柱的抗震性能［J］.哈爾濱建筑大學學報，1999，32(4):47－52.

Du Hongbiao.The seismic behavior of bi-directional compression-flexure reinforced concrete columns［J］.Journal of Harbin University of Civil Engineering and Architecture，1999，32(4):47－52.(in Chinese)

［14］邱法維，李文峰，潘鵬，等.鋼筋混凝土柱的雙向擬靜力實驗研究［J］.建筑結構學報，2001，22(5):26－31.

Qiu Fawei，Li Wenfeng，Pan Peng，et al.Quasi-static test research of reinforced concrete column under biaxial loading［J］.Journal of Building Structures，2001，22(5):26－31.(in Chinese)

［15］李宏男，王強，李兵.鋼筋混凝土框架柱多維恢復力特性的試驗研究［J］.東南大學學報:自然科學版，2002，32(5):728－732.

Li Hongnan，Wang Qiang，Li Bing.Experiments on characteristics of multi-dimensional restoring forces of reinforced concrete frame columns［J］.Journal of Southeast University:Natural Science Edition，2002，32(5):728－732.(in Chinese)

［16］Solberg K，Mashiko N，Mander J B，et al.Performance of a damage-protected highway bridge pier subjected to bidirectional earthquake attack［J］.Journal of Structural Engineering，2009，135(5):469－478.

［17］Khaled A，Massicotte B，Tremblay R.Cyclic testing of large-scale rectangular bridge columns under bidirectional earthquake components［J］.Journal of Bridge Engineering，ASCE，2011，16(3):351－363.

［18］夏樟華，宗周紅，程浩德.雙向擬靜力加載規則對鋼筋混凝土高墩滯回性能的影響［J］.實驗力學，2012，27(3):343－353.

Xia Zhanghua，Zong Zhouhong，Cheng Haode.Effects of bi-axial quasi-static testing loading rules on hysteretic properties of reinforced concrete high piers［J］.Journal of Experimental Mechanics，2012，27(3):343－353.(in Chinese)

［19］中華人民共和國交通部.JTG/T B02-01—2008公路橋梁抗震設計細則［S］.北京:人民交通出版社，2008.

Seismic performance of reinforced concrete thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections based on bi-axial quasi-static testing

Xia Zhanghua1Zong Zhouhong2Zhong Rumian2
(1College of Civil Engineering，Fuzhou University，Fuzhou 350108，China)
(2School of Civil Engineering，Southeast University，Nanjing 210096，China)

Abstract:Bi-axial quasi-static tests on 14 reinforced concrete thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections were carried out.The bidirectional seismic properties，including load-displacement hysteresis curve，skeleton curve，displacement ductility，hysteretic energy and ultimate curvature，were discussed in consideration of the influence of slenderness ration，axial-load ratio and ratio of reinforcements.Results show that flexural failure is the main failure mode of the piers，the damage area of short piers focuses on the bottom area while the damage area of high piers moves upward obviously.The piers with bigger slenderness ratio and smaller axial-load ratio have more full hysteresis curves and bigger deformation capacity，which reveals excellent seismic performance.As the slenderness ratio ranges from 6.9 to 13.1，the displacement ductility of the pier decreases as slenderness ratio increases，but the displacement ductility of the pier with a slenderness ratio of 16.3 is obviously big.The piers with slenderness ratio bigger than 13.1 have big plastic damage area，but their ultimate curvature declines obviously.

Key words:thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections;bi-axial quasi-static testing;hysteresis performance;hysteretic energy;displacement ductility;ultimate curvature

中圖分類號:U443.22;TU375.3

A

1001－0505(2013)01-0180-08

doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2013.01.034

收稿日期:2012-05-04.

夏樟華(1980—)，男，博士生;宗周紅(聯系人)，男，博士，教授，博士生導師，zongzh@seu.edu.cn.

基金項目:“十二五”國家科技支撐計劃資助項目(2011BAK02B03)、教育部博士點基金資助項目(20110092110011).

引文格式:夏樟華，宗周紅，鐘儒勉.基于雙向擬靜力試驗的鋼筋混凝土箱型薄壁墩抗震性能［J］.東南大學學報:自然科學版，2013，43(1):180 －187.［doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2013.01.034］