駱杰鑫， 李海鋒,2， 羅 俊， 南子森， 孫 偉

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021； 2. 福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 廈門 361021)

隨著城市現(xiàn)代化建設(shè)的發(fā)展和交通量的日益增長，在解決城市擁堵問題的高架橋建設(shè)方面，門式橋墩的應(yīng)用較為廣泛，是橋梁工程領(lǐng)域的重要結(jié)構(gòu)形式。 現(xiàn)階段的門式橋墩較多采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)形式，然而面對頻發(fā)的地震災(zāi)害，鋼筋混凝土墩柱在地震荷載作用下容易發(fā)生嚴(yán)重的剪切破壞和彎曲破壞，甚至倒塌，震后難以及時(shí)修復(fù)，給人民的生命財(cái)產(chǎn)造成巨大的損失。

與鋼筋混凝土墩柱相比，鋼墩柱不僅具有較大的延性和耗能能力，并能充分發(fā)揮自身的材料力學(xué)性能，而且具有重量較輕、占地面積小、現(xiàn)場施工方便快捷、震后易快速修復(fù)等優(yōu)點(diǎn)。因此，為了提高橋墩的抗震性能，國內(nèi)外正積極嘗試采用鋼結(jié)構(gòu)墩柱作為橋梁工程的下部支撐構(gòu)件。其中箱形鋼墩柱在橋梁工程中被廣泛應(yīng)用，這主要得益于箱形鋼墩柱不僅具有良好的抗彎剛度和抗扭剛度，而且加工制作也較為簡便。然而箱形鋼墩柱根部附近的壁板在遭遇實(shí)際地震過程中容易發(fā)生局部屈曲破壞，導(dǎo)致墩柱的抗震性能迅速惡化。

國內(nèi)外學(xué)者對鋼墩柱的抗震性能進(jìn)行了相關(guān)研究。Watanabe等[1]進(jìn)行了7種雙向反復(fù)位移加載模式下矩形鋼管柱擬靜力試驗(yàn)，研究位移加載路徑對矩形鋼管柱滯回性能的影響規(guī)律。Dang等[2]對15根方鋼管橋墩進(jìn)行了試驗(yàn)研究，對比分析了雙向地震模擬加載與單向地震模擬加載下方鋼管橋墩受力性能的差別。Liu等[3]進(jìn)行了9根雙向反復(fù)加載下方鋼管混凝土柱的擬靜力試驗(yàn)，以模擬雙向水平地震耦合作用下方鋼管混凝土柱的抗震性能，并將試驗(yàn)結(jié)果與世界各主要規(guī)范進(jìn)行了對比。Yuan等[4]采用靜力循環(huán)加載、單向混合加載以及雙向混合加載等加載方式對部分填充混凝土方鋼管橋墩的試驗(yàn)研究，分析了不同加載方式下鋼橋墩抗震性能的差別。Usami等[5-7]對部分填充混凝土的箱形截面橋墩柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明:該類形式橋墩柱相對于同截面鋼橋墩柱，承載力和延性大幅提高。Ge等[8]對部分填充混凝土的箱形鋼橋墩有限元模擬方法進(jìn)行研究，并分析數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)的差別，建立此類鋼橋墩震后殘余位移的估算公式。王躍東等[9]通過對內(nèi)填部分混凝土箱形截面鋼橋墩在承受水平反復(fù)荷載作用下滯回性能的實(shí)驗(yàn)研究，同時(shí)對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)值模擬探討混凝土填充率對鋼橋墩滯回性能的影響。Usami等[10]探討了在箱形鋼橋墩根部設(shè)置加勁肋加固對抗震性能的影響，提出了承載力和延性的經(jīng)驗(yàn)公式。Nishikawa等[11]隨在箱形鋼橋墩內(nèi)設(shè)置縱向加勁肋及角部增設(shè)角鋼的補(bǔ)強(qiáng)方法進(jìn)行了研究，表明采用該加固方法的箱形鋼橋墩具有很好的抗震性能。Aoki等[12]對設(shè)置縱向加勁肋的箱形截面門式鋼橋墩抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。試驗(yàn)結(jié)果表明，采用縱向異形板的鋼橋墩的強(qiáng)度和延性得到了提高。Hsu等[13]提出了在箱形鋼橋墩底部設(shè)置鋼框架的補(bǔ)強(qiáng)方法，研究了鋼綴條長度、壁板寬厚比等參數(shù)對箱形鋼橋墩抗震性能的影響。Yamao等[14]對內(nèi)置十字鋼板和縱向加勁肋的箱形鋼橋墩進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)和數(shù)值分析。Susantha等[15]研究利用低屈服點(diǎn)鋼改善鋼橋墩延性的方法，進(jìn)行了5個(gè)根部壁板采用低屈服點(diǎn)鋼的箱形鋼橋墩抗震性能試驗(yàn)。研究表明，根部低屈服點(diǎn)鋼壁板的厚度合適時(shí)才能提高箱形鋼橋墩的延性和耗能能力。Kitada等[16]提出了在鋼橋墩中間設(shè)置能量吸收節(jié)段的方法，來改善鋼橋墩的延性和耗能性能。Ismail等[17]以設(shè)置加勁肋的箱形鋼橋墩為研究對象，對其在不同地震波下的動力響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值分析。目前研究比較多的是采用縱向加勁肋和橫向加勁肋加固箱形截面鋼墩柱，使鋼墩柱的延性大為改善[18-20]。

綜上所述，關(guān)于鋼墩柱壁板的相關(guān)屈曲機(jī)理方面的研究較少，而且加固后的鋼橋墩很難實(shí)現(xiàn)震后的快速修復(fù)。本文提出一種震后可恢復(fù)功能的新型門式鋼橋墩，如圖1所示。在門式鋼橋墩根部區(qū)域設(shè)置特定的可更換耗能鋼墩柱，該墩柱通過上下端板與原橋墩主體用高強(qiáng)螺栓連接。根部箱形鋼墩柱上設(shè)置可更換低屈服點(diǎn)鋼耗能壁板，以增強(qiáng)地震往復(fù)荷載下鋼墩柱的耗能能力。加勁低屈服點(diǎn)鋼板為箱形鋼墩柱的主要屈曲耗能部件，地震作用下結(jié)構(gòu)的塑性損傷主要集中在低屈服點(diǎn)鋼板上。地震后可快速檢測和更換損傷的低屈服點(diǎn)鋼板，從而實(shí)現(xiàn)新型鋼橋墩的震后快速修復(fù)功能。為研究設(shè)置不同加勁肋的箱形耗能鋼墩柱的屈曲機(jī)理和耗能性能，本文采用有限元軟件ANSYS進(jìn)行數(shù)值分析，對比分析了設(shè)置無加勁肋、十字形加勁肋、X字形加勁肋及井字形加勁肋四種類型的箱形耗能鋼墩柱軸壓下的有限元模擬結(jié)果與軸壓試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。門式鋼橋墩在水平地震荷載作用下，其根部墩柱往往會出現(xiàn)軸向反復(fù)受力狀態(tài)。但是此類新型城市高架橋梁結(jié)構(gòu)的自重比傳統(tǒng)鋼筋混凝土橋梁的自重小很多，在實(shí)際地震作用下根部耗能墩柱的拉壓變化幅值比傳統(tǒng)橋墩的變化小，對于此類新型耗能鋼墩柱應(yīng)重點(diǎn)考察其受壓屈曲機(jī)理[21]。為簡化計(jì)算，本文加載方式采用軸向拉壓力等幅值的荷載形式。為了進(jìn)一步準(zhǔn)確模擬實(shí)際地震下根部箱形鋼墩柱的受力性能，進(jìn)行了反復(fù)軸向拉壓作用下新型箱形鋼墩柱的數(shù)值模擬。通過對比骨架曲線、位移延性系數(shù)及滯回曲線包絡(luò)面積，獲得耗能壁板的高度、寬度及厚度、加勁肋的厚度、寬度及數(shù)量等因素對箱形鋼墩柱滯回性能的影響規(guī)律，為新型門式鋼橋墩在抗震工程中的應(yīng)用提供了科學(xué)依據(jù)。

圖1 設(shè)置箱形耗能鋼墩柱的門式橋墩示意圖Fig.1 Sketch of portal pier with box-shaped energy-consuming steel pier

1 對比試驗(yàn)概況

本次軸壓試驗(yàn)的加載裝置采用華僑大學(xué)10 000 kN微機(jī)控制電液伺服壓剪試驗(yàn)機(jī)，加載控制方式則采用在彈性階段用力加載進(jìn)行控制，最后用位移加載進(jìn)行控制進(jìn)行軸壓試驗(yàn)。軸壓試驗(yàn)試件的具體構(gòu)造為：在四面壁板上開洞，將低屈服點(diǎn)鋼板與壁板焊接，并在低屈服點(diǎn)鋼板上設(shè)置不同形式的加勁肋，如圖2所示。試件的破壞形態(tài)，如圖3所示。

軸壓試驗(yàn)試件按1∶4的縮尺比例制作，包括4個(gè)試件，其中：柱的立面高度L都為500 mm；柱的截面高度h和寬度b都為375 mm。4個(gè)箱形鋼墩柱試件的詳細(xì)參數(shù)如表1所示。其中：h1為低屈服點(diǎn)鋼板的高度；b1為低屈服點(diǎn)鋼板的寬度；tw為加勁肋厚度；tf為箱形鋼墩柱四面薄壁板以及低屈服點(diǎn)鋼板的厚度；b2為加勁肋寬度；十字形和井字形加勁肋類型試件中，n1為豎向加勁肋的數(shù)量，n2為橫向加勁肋的數(shù)量；X字形加勁肋類型試件中，n1,n2分別為兩個(gè)對角線方加勁肋的數(shù)量。

2 有限元模型

2.1 軸壓有限元模型

在已有軸壓試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，采用ANSYS軟件，根據(jù)軸壓試驗(yàn)試件的幾何尺寸建立軸壓有限元模型，模型采用4節(jié)點(diǎn)6自由度板殼單元Shell 181。其中，考慮鮑辛格效應(yīng)，選用多線性隨動強(qiáng)化模型KINH定義鋼材的本構(gòu)關(guān)系，低屈服點(diǎn)鋼材為Q160，其余鋼材為Q345。根據(jù)材性試驗(yàn)的實(shí)測數(shù)據(jù)確定鋼材的應(yīng)力σ-應(yīng)變ε曲線，如圖4和圖5所示。柱底剛接，柱頂約束住兩個(gè)方向的水平位移，并在柱頂進(jìn)行豎向位移加載控制。

圖2 試件示意圖Fig.2 Sketch of test piece

圖3 試件破壞形態(tài)Fig.3 Specimen failure mode

組樣h1/mmb1/mmtw/mmtf/mmb2/mmn1n2加勁肋類型N-0300188800無加勁肋N-1300188886011十字形加勁肋N-2300188886011X字形加勁肋N-3300188886022井字形加勁肋

為準(zhǔn)確模擬新型箱形鋼墩柱的軸壓性能，軸壓有限元模型考慮構(gòu)件初始幾何缺陷的影響。該初始缺陷根據(jù)圖3的試件破壞形態(tài)尋找相似的屈曲模態(tài)確定，其中，最大變形值取L/1000。以單元大小20 mm，30 mm，30 mm，25 mm為控制參數(shù)，分別劃分設(shè)置無加勁肋、十字形加勁肋、X字形加勁肋、井字形加勁肋這4種類型的箱形鋼墩柱有限元模型，有限元網(wǎng)格接近正方形，如圖6所示。

2.2 軸壓有限元模型驗(yàn)證

在對軸壓有限元模型的求解過程中，模型將自動按照ANSYS有限元軟件的內(nèi)部收斂準(zhǔn)則進(jìn)行計(jì)算。如果其局部屈曲變形過大，導(dǎo)致數(shù)值計(jì)算結(jié)果不能收斂，將自動終止計(jì)算。其求解結(jié)果可以得到柱頂?shù)暮奢d-位移曲線圖，如圖7所示，其中：P為柱頂?shù)呢Q向荷載；δ為柱頂相應(yīng)的豎向位移。為驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，將有限元模擬結(jié)果與相應(yīng)的軸壓試驗(yàn)結(jié)果曲線進(jìn)行對比。由圖7可知：有限元模擬結(jié)果曲線與試驗(yàn)結(jié)果曲線吻合較好，能夠較為準(zhǔn)確地反映該箱形鋼墩柱在豎向荷載作用下的受力特征。

因此，本文利用該有限元模型進(jìn)一步研究反復(fù)軸向拉壓作用下箱形鋼墩柱耗能壁板高度和寬度及厚度、加勁肋厚度和寬度及數(shù)量等因素對箱形鋼墩柱滯回性能的影響。

圖4 Q345鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Stress-strain curve of Q345 steel

圖5 Q160鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curve of Q160 steel

圖6 有限元模型Fig.6 Model of finite element

圖7 試驗(yàn)和有限元分析荷載-位移曲線圖Fig.7 Load-displacement curves of experiments and finite element analysis

2.3 反復(fù)軸向拉壓有限元模型

為使有限元分析貼近工程實(shí)際應(yīng)用，在反復(fù)軸向拉壓作用下，箱形鋼墩柱按足尺比例建模。其初始幾何缺陷根據(jù)第一階屈曲模態(tài)確定，其余材料參數(shù)和本構(gòu)關(guān)系皆同軸壓有限元模型參數(shù)。加載制度如圖8所示，其中，受拉為正，受壓為負(fù)。

為準(zhǔn)確模擬反復(fù)軸向拉壓作用下新型箱形鋼墩柱的受力性能，對設(shè)置4種不同加勁肋類型的箱形鋼墩柱有限元模型均以5 mm為間隔、按25～70 mm的單元大小分別劃分網(wǎng)格進(jìn)行有限元分析。最終以單元大小35 mm，40 mm，45 mm分別劃分網(wǎng)格的有限元模擬結(jié)果得出的荷載-位移曲線圖趨于一致。因此，本文選擇采用單元大小45 mm為控制參數(shù)劃分反復(fù)軸向拉壓有限元模型。設(shè)置4種不同加勁肋類型的箱形鋼墩柱的有限元模擬結(jié)果得出的荷載-位移滯回曲線,如圖9所示。同時(shí)，有限元模擬結(jié)果的破壞形態(tài)如圖10所示。

圖8 加載制度Fig.8 Loading system

圖9 有限元分析荷載-位移滯回曲線圖Fig.9 Hystereic curves of finite element analysis

圖10 有限元分析破壞形態(tài)Fig.10 Failure mode of finite element analysis

3 參數(shù)分析

3.1 數(shù)值分析試件設(shè)計(jì)

反復(fù)軸向拉壓作用下的有限元模型中，箱形鋼墩柱的立面高度L為2 000 mm；柱的截面高度h和寬度b皆為1 500 mm，有限元分析試件設(shè)計(jì)的詳細(xì)參數(shù)如表2所示。其中：I組為無加勁肋類型試件；II組為十字形加勁肋類型試件；III組為X字形加勁肋類型試件；IV組為井字形加勁肋類型試件。tf1為箱形鋼墩柱四面薄壁板的厚度；tf2為箱形鋼墩柱四面低屈服點(diǎn)鋼板的厚度。十字形和井字形加勁肋類型試件中，n1為豎向加勁肋的數(shù)量，n2為橫向加勁肋的數(shù)量。X字形加勁肋類型試件中，n1,n2分別為兩個(gè)對角線方向加勁肋的數(shù)量。由于數(shù)值分析試件較多，為更直觀地對比試件的滯回性能，本文從有限元模擬結(jié)果得出的滯回曲線中提取骨架曲線進(jìn)行對比。其中：骨架曲線中受拉時(shí)的加載位移為正，受壓時(shí)的加載位移為負(fù)。

表2 有限元分析試件設(shè)計(jì)參數(shù) Tab.2 Parameters of finite element analysis specimens

表2 有限元分析試件設(shè)計(jì)參數(shù)(續(xù)) Tab.2 Parameters of finite element analysis specimens

本文采用位移延性系數(shù)μ來衡量試件的延性，其計(jì)算公式為：μ=δ80%/δy。式中：δ80%為骨架曲線中承載力下降到最大承載力的80%時(shí)對應(yīng)的位移值；δy為有限元分析試件名義屈服點(diǎn)位移?？捎蒕345鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線上的屈服點(diǎn)計(jì)算得出δy=Lεy=4.4 mm，其中εy為Q345鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線上的屈服應(yīng)變。由于本文重點(diǎn)考察新型箱形鋼墩柱的受壓屈曲機(jī)理，因此位移延性系數(shù)取骨架曲線軸向受壓部分計(jì)算。

本文通過計(jì)算荷載-位移滯回曲線的總包絡(luò)面積來衡量試件的耗能能力E。具體計(jì)算過程為：對試件有限元模擬結(jié)果得出的荷載-位移滯回曲線中的每圈拉壓循環(huán)滯回曲線進(jìn)行逐步積分并疊加。

3.2 不同類型加勁肋

設(shè)置無加勁肋、十字形加勁肋、X字形加勁肋及井字形加勁肋的試件的骨架曲線、位移延性系數(shù)及耗能能力對比圖，如圖11所示。由于設(shè)置X字形加勁肋試件的骨架曲線沒有下降段，且極限破壞位移較小，則其不計(jì)位移延性系數(shù)。由圖11可知：無論是正向位移加載還是負(fù)向位移加載，設(shè)置加勁肋的試件最大承載力明顯比沒有設(shè)置加勁肋的試件大；設(shè)置十字形或井字形加勁的試件比無加勁肋試件的延性大；設(shè)置X字形加勁肋試件延性比無加勁肋試件的延性小；設(shè)置十字形加勁肋或井字形加勁肋試件的耗能能力基本相同，比設(shè)置無加勁肋或X字形加勁肋試件的耗能能力大；設(shè)置X字形加勁肋的試件的耗能能力最小。

圖11 不同類型的加勁肋試件對試件受力性能影響Fig.11 Influence of different types of stiffener specimens on the mechanical behavior of specimens

3.3 影響參數(shù)分析

3.3.1 不同低屈服點(diǎn)鋼板高度

不同低屈服點(diǎn)鋼板高度h1下，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的各自骨架曲線對比圖，如圖12所示。由圖12可知：隨著h1的增大，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件在正向位移加載時(shí)試件的最大承載力變化均較小，負(fù)向位移加載時(shí)試件的最大承載力均略有增大。

3.3.2 不同低屈服點(diǎn)鋼板寬度

不同低屈服點(diǎn)鋼板寬度b1下，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的各自骨架曲線對比圖，如圖13所示。由圖13可知：無論正向位移加載還是負(fù)向位移加載，隨著b1的增大，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的正向和負(fù)向最大承載力均逐漸減小。

圖12 低屈服點(diǎn)鋼板高度對試件受力性能影響Fig.12 Influence of height of low yield point steel plate on the mechanical behavior of specimens

圖13 低屈服點(diǎn)鋼板寬度對試件受力性能影響Fig.13 Influence of width of low yield point steel plate on the mechanical behavior of specimens

3.3.3 不同加勁肋厚度

不同加勁肋厚度tw下，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的各自骨架曲線對比圖，如圖14所示。由圖14可知：隨著tw的增大，無論正向位移加載還是負(fù)向位移加載，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件最大承載力變化均較小。

圖14 加勁肋厚度對試件受力性能影響Fig.14 Influence of thickness of stiffeners on the mechanical behavior of specimens

3.3.4 不同加勁肋寬度

不同加勁肋寬度b2下，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的各自骨架曲線對比圖，如圖15所示。由圖15可知：隨著b2的增大，無論正向位移加載還是負(fù)向位移加載，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的最大承載力均基本不變。

圖15 加勁肋寬度對試件受力性能影響Fig.15 Influence of width of cross-shaped rib on the mechanical behavior of specimens

3.3.5 不同低屈服點(diǎn)鋼板厚度

不同低屈服點(diǎn)鋼板厚度tf2下，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的各自骨架曲線對比圖，如圖16所示。由圖16可知：隨著tf2的增大，無論正向位移加載還是負(fù)向位移加載，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋試件的最大承載力均逐漸明顯增大。

3.3.6 不同加勁肋數(shù)量

不同豎向加勁肋數(shù)量n1和橫向加勁肋數(shù)量n2下，以設(shè)置十字形加勁肋為基礎(chǔ)和以設(shè)置井字形加勁肋為基礎(chǔ)的試件的各自骨架曲線對比圖，如圖17所示。由圖17可知：隨著n1的增大，以設(shè)置十字形加勁肋為基礎(chǔ)和以設(shè)置井字形加勁肋為基礎(chǔ)的試件正向最大承載力均略有增大，負(fù)向最大承載力變化較?。浑S著n2的增大，試件的正向和負(fù)向最大承載力均基本不變。

圖16 低屈服點(diǎn)鋼板厚度對試件受力性能影響Fig.16 Influence of thickness of low yield point steel plate on the mechanical behavior of specimen

圖17 加勁肋數(shù)量對試件受力性能影響Fig.17 Influence of number of rib on the mechanicalbehavior of specimens

3.4 位移延性系數(shù)對比分析

經(jīng)過骨架曲線對比分析，反復(fù)軸向拉壓作用下，加勁肋的厚度、寬度和數(shù)量因素對試件的延性影響較小和 X字形加勁肋位移延性系數(shù)變化較小，忽略其位移延性系數(shù)對比。隨著低屈服點(diǎn)鋼板高度的增大，部分十字形加勁肋試件的骨架曲線沒有明顯的下降段，且極限破壞位移較小，則忽略其位移延性系數(shù)對比。不同影響因素下，設(shè)置十字形加勁肋或井字形加勁肋試件的各自位移延性系數(shù)對比圖，如圖18所示。由圖18可知：隨著低屈服點(diǎn)鋼板寬度b1的增大，設(shè)置十字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的位移延性系數(shù)均逐漸增大；隨著低屈服點(diǎn)鋼板高度h1的增大，設(shè)置井字形加勁肋的的位移延性系數(shù)逐漸增大；隨著低屈服點(diǎn)鋼板厚度tf2的增大，設(shè)置十字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的位移延性系數(shù)均有所減小。

3.5 耗能能力對比分析

經(jīng)過骨架曲線對比分析，反復(fù)軸向拉壓作用下，加勁肋的厚度和寬度因素對試件的受力性能影響較小，故忽略其耗能能力分析。不同影響因素下，設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋試件的各自耗能能力對比圖，如圖19～圖22所示。由圖19～圖22可知：設(shè)置十字形加勁肋和井字形加勁肋的試件的耗能能力隨著低屈服點(diǎn)鋼板高度h1或低屈服點(diǎn)鋼板寬度b1或低屈服點(diǎn)鋼板厚度tf2的增大，均出現(xiàn)極值；設(shè)置X字形加勁肋試件的耗能能力隨低屈服點(diǎn)鋼板高度h1的增大而增大，增幅隨之增大；設(shè)置十字形加勁肋的試件的耗能能力隨著豎向加勁肋數(shù)量n1或橫向加勁肋數(shù)量n2的增加，均出現(xiàn)極值；設(shè)置井字形加勁肋的試件的耗能能力隨著豎向加勁肋數(shù)量n1或橫向加勁肋數(shù)量n2的增加，均逐漸增大，但隨橫向加勁肋數(shù)量n2的增加，其耗能能力的增幅較小。

圖18 位移延性系數(shù)對比圖Fig.18 Comparison of displacement ductility coefficient of specimens

圖19 低屈服點(diǎn)鋼板高度對試件耗能能力影響Fig.19 Influence of height of low yield point steel plate on energy dissipation capacity of specimen

圖20 低屈服點(diǎn)鋼板寬度對試件耗能能力影響Fig.20 Influence of width of low yield point steel plate on energy dissipation capacity of specimen

圖21 低屈服點(diǎn)鋼板厚度對試件耗能能力影響Fig.21 Influence of thickness of low yield point steel plate on energy dissipation capacity of specimen

圖22 加勁肋數(shù)量對試件耗能能力影響Fig.22 Influence of number of rib on energy dissipation capacity of specimen

4 結(jié) 論

(1)在反復(fù)軸向拉壓作用下，新型箱形鋼墩柱壁板設(shè)置加勁肋能夠增大構(gòu)件的承載力，尤其是設(shè)置井字形加勁肋箱形鋼墩柱的承載力增大最多。設(shè)置十字形或井字形加勁肋能增大箱形鋼墩柱的延性和耗能能力，而設(shè)置X字形加勁肋減小了箱形鋼墩柱的延性。

(2)低屈服點(diǎn)鋼板的寬度和厚度對箱形鋼墩柱的承載力影響較大。設(shè)置十字形加勁肋、X字形加勁肋和井字形加勁肋箱形鋼墩柱承載力隨著低屈服點(diǎn)鋼板寬度b1的減小或低屈服點(diǎn)鋼板厚度tf2的增大而增大。

(3)加勁肋的厚度、寬度對箱形鋼墩柱的承載力和延性影響較小。豎向加勁肋數(shù)量對設(shè)置十字形加勁肋箱形鋼墩柱的耗能能力具有一定的影響，對設(shè)置井字形加勁肋箱形鋼墩柱的耗能能力影響較大。橫向加勁肋數(shù)量對設(shè)置十字形加勁肋箱型鋼墩柱的耗能能力具有一定的影響，對設(shè)置井字形加勁肋箱型鋼墩柱的耗能能力影響較小。

(4)低屈服點(diǎn)鋼板的寬度和厚度對設(shè)置十字形或井字形加勁肋箱形鋼墩柱的延性影響較大；低屈服點(diǎn)鋼板的高度對設(shè)置井字形箱形鋼墩柱的延性影響較大。低屈服點(diǎn)鋼板高度對設(shè)置X字形加勁肋箱形鋼墩柱的耗能能力影響較大。

(5)對于設(shè)置十字形加勁肋或井字形加勁肋箱形鋼墩柱，其延性隨低屈服點(diǎn)鋼板寬度b1的增大而增大，隨低屈服點(diǎn)鋼板厚度tf2的增大而減??；設(shè)置井字形加勁肋箱型鋼墩柱的延性隨低屈服點(diǎn)鋼板高度h1的增大而增大；設(shè)置井字形加勁肋箱形鋼墩柱的耗能能力隨豎向加勁肋數(shù)量n1的增大而增大。設(shè)置X字形加勁肋箱形鋼墩柱的耗能能力隨低屈服點(diǎn)鋼板高度h1的增大而增大。