張小龍,田 甜

(湖南省交通規(guī)劃勘察設計院有限公司，湖南 長沙 410200)

鋼管混凝土組合柱[1]是一種在鋼筋混凝土柱的截面核心配置圓鋼管而成的柱，目的是通過核心鋼管對鋼筋混凝土柱的約束及鋼管對柱子的加強作用，從而克服傳統(tǒng)混凝土柱子延性差、強度低等缺點，增強和改善高層整體延性和抗震性能[2]。 此后近二十年的時間，針對高層框架柱的特點，我國學者圍繞組合柱的力學性能和設計理論進行了一系列研究[3-8]，并取得了豐富的研究成果，成功地指導了諸如遼寧郵政樞紐工程、深圳皇崗世紀中心、南京交通大廈等工程項目的設計與施工[9]。

震害資料調(diào)查表明，地震發(fā)生時，鋼筋混凝土橋墩由于彎曲及剪切能力不足而破壞，繼而導致落梁、垮塌等嚴重震害[10-12]。在此背景下，文獻[13-14]提出將組合柱作為梁式橋的橋墩，提高橋墩的抗剪強度和變形能力，避免橋墩在地震作用下的兩種典型震害。然而目前，關于鋼管混凝土組合橋墩抗震性能的研究工作尚處于起步階段，為推廣這一新型橋墩的工程應用，本文通過四個橋墩試件的擬靜力試驗，探討了該新型橋墩相對于傳統(tǒng)橋墩的抗震性能優(yōu)勢，對比分析了彎曲破壞和彎剪破壞下兩類橋墩各項抗震性能指標之間的差異。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本次試驗設計了兩組4個圓形截面橋墩試件，試件的主要參數(shù)匯總見表1。編號STRC-01、STRC-02試件為2個鋼管混凝土組合橋墩，編號PTRC-01、PTRC-02為2個鋼筋混凝土橋墩試件。兩組試件編號相對應的兩類試件其幾何尺寸和配筋完全相同，唯一差別為墩身內(nèi)是否設置核心鋼管。試件的構造和配筋如圖1所示，墩柱截面直徑均為300 mm，剪跨比λ=3.0與λ=2.0的試件水平力加載點高度分別為900 mm和600 mm。橋墩截面沿圓周均勻布置8根Φ12的HRB400級縱筋；螺旋箍筋采用Φ8的HPB300級鋼筋，箍筋間距為70 mm；組合橋墩試件STRC-01、STRC-02內(nèi)置Q345核心鋼管，規(guī)格為Φ102x4 mm，鋼管在墩身內(nèi)的埋置長度與水平力加載點同高，鋼管伸入底座長度為450 mm。試驗軸壓比0.15對應的豎向力284 kN施加于各個試件墩頂。

表1 試件結構參數(shù)匯總

圖1 試件尺寸及配筋圖(單位：mm)

澆筑C40橋墩試件時，同時制作3個邊長150 mm立方體試塊，并與橋墩試件同條件養(yǎng)護，養(yǎng)護結束測得3個試塊強度不小于45 MPa；試驗時分別對核心鋼管、HP300鋼筋及HRB400鋼筋取樣進行力學性能實測，具體實測力學性能匯總見表2。

表2 材料性能表

1.2 試驗方案

本次試驗的加載裝置采用懸臂式加載，試件底部為嵌固在地面上，頂部為自由端。試驗方案見表3。

表3 試驗方案

1.3 數(shù)據(jù)采集

試驗過程中根據(jù)需要采集橋墩試件變形、應變、內(nèi)力及橋墩裂縫發(fā)展情況。千斤頂加載處的位移及位移、墩底應變和墩身變形由試驗系統(tǒng)自動采集。墩身的裂縫長度、傾角和寬度等需要人工通過工具量測并記錄。

2 試驗現(xiàn)象

從試驗過程和破壞特征來看，4個橋墩試件在豎向力和水平往復作用下的破壞模式有彎曲破壞和彎剪破壞兩類。圖2給出了各試件的最終破壞形態(tài)，圖中墩身水平標記線的間距為10 cm。

圖2 試件的破壞形態(tài)和裂縫分布

(1) 剪跨比λ=3.0的試件發(fā)生彎曲破壞：水平位移Δ=4 mm時，墩底以上500 mm范圍內(nèi)出現(xiàn)3條～4條細微裂縫；繼續(xù)加大荷載，裂縫呈現(xiàn)出數(shù)量多、間距加密特點；Δ=8 mm時兩根縱筋受拉屈服；Δ=12 mm時核心鋼管受拉屈服；此后，裂縫數(shù)量保持不變，裂縫寬度不斷加大。Δ=24 mm時，試件的水平承載力達到峰值，此時墩底混凝土在壓、拉反復作用下開始起皮、掉渣，并出現(xiàn)若干豎向受壓裂縫；Δ=36 mm時，墩底區(qū)域損傷逐漸加重，有呈片狀或小塊狀的混凝土保護層開始從墩身剝落，且隨著試驗循環(huán)次數(shù)增加和水平位移增大，混凝土剝落區(qū)范圍加大，剝落深度加深；Δ=48 mm時，墩底損傷區(qū)域不斷加深加重，大塊混凝土保護層被壓碎、剝落，墩底區(qū)域鋼筋骨架外露；Δ=60 mm或72 mm時，縱筋彎折，反復幾次，構件喪失水平承載力，試驗結束。

(2) 剪跨比λ=2.0的試件發(fā)生彎剪破壞，其破壞過程可歸納如下：加載初期在墩底出現(xiàn)細微裂縫，隨水平位移增大，裂縫向墩身兩側(cè)發(fā)展。當水平位移增大到一定程度，墩底出現(xiàn)鋼管和縱筋受拉屈服，保護層混凝土少量剝落的塑性區(qū)。隨著水平位移繼續(xù)增大及循環(huán)次數(shù)增多，塑性區(qū)混凝土不斷剝落，導致抗剪面積不斷減小，當壓彎區(qū)主應力達到極限強度而失去承載力，橋墩的水平承載力隨位移延性的增加逐漸降低。臨近破壞時，墩底塑性鉸區(qū)的斜裂縫發(fā)育比較充分，形成較明顯的剪切面，這也是與彎曲破壞最本質(zhì)的區(qū)別。

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

本次試驗各試件的實測滯回曲線如圖3所示，圖中P、Δ分別為水平作用施加點處的荷載和位移。從圖3中可見：4個試件在初始加載時，滯回曲線基本呈現(xiàn)線性特征，隨著水平位移不斷增加，試件工作狀態(tài)逐漸由彈性變?yōu)樗苄?，混凝土開裂、鋼材屈服以及核心鋼管與混凝土界面之間粘結裂縫的滋生和擴展，使得墩身的側(cè)向剛度不斷減小，加、卸載曲線逐漸偏向位移軸，滯回環(huán)所圍成的面積明顯增加；最大荷載過后，墩身損傷積累，試件剛度和強度退化加劇，研究發(fā)現(xiàn)：鋼筋混凝土橋墩試件的滯回曲線瘦小，有明顯的捏縮、滑移效應，耗能和變形能力差，總體表現(xiàn)出較差的抗震性能；組合橋墩滯回環(huán)面積較大，強度和剛度退化小，抗震性能較好。另外，在墩身內(nèi)埋置核心鋼管后，縱筋首次疲勞斷裂所在的位移循環(huán)有所延遲，且縱筋被拉斷后，鋼管能使組合橋墩能夠繼續(xù)承擔部分荷載。以上所述表明，組合橋墩試件具有優(yōu)越于鋼筋混凝土橋墩試件的滯回性能。

3.2 骨架曲線

各試件的骨架曲線[15]見圖4。由圖4中可見，編號相對應的兩類橋墩試件在墩身開裂前的剛度基本相等，這表明內(nèi)置核心鋼管對橋墩的初始彈性剛度影響甚微，但核心鋼管的存在使墩身在開裂至屈服這一階段的剛度有所增加；由圖4還可知，核心鋼管的加強作用大幅提高了試件的水平承載力，并使骨架曲線上屈服點過后的強化段延長，進而推遲了峰值荷載點的出現(xiàn)。以上所述表明：小震作用下，結構處于彈性階段，采用組合橋墩作為下部結構不改變橋梁的整體剛度和自振特性，因而橋墩所受的地震慣性力不變，核心鋼管對橋墩抗震沒有貢獻；中震作用下，墩身已經(jīng)開裂但尚未屈服，組合橋墩在墩身開裂后的剛度較鋼筋混凝土橋墩要大，可減小結構的非彈性變形和裂縫寬度；大震作用下，當鋼筋混凝土橋墩的水平承載力達到峰值荷載后進入下降段時，組合橋墩還處于屈服后的強化階段。由此可見，內(nèi)置核心鋼管具有減小結構地震響應和提高安全儲備的雙重作用。

圖3 試件荷載-位移滯回曲線

圖4 荷載-位移骨架曲線對比

3.3 承載力及變形能力

各試件骨架曲線上特征點匯總見表4，其中，Py和Δy分別為名義屈服荷載和名義屈服位移，采用“Park法”確定[16]；Pu為峰值荷載，即試件所能抵抗的最大水平力；Δu為極限位移，此位移為荷載-位移骨架曲線上水平荷載下降至峰值荷載的85%時對應位移值；極限位移角θu為極限位移與墩高的比值，位移延性系數(shù)μΔ為極限位移與屈服位移的比值。根據(jù)表4，分別對比λ=3的STRC-01和PTRC-01以及λ=2的STRC-02和PTRC-02可知，在墩身內(nèi)埋置核心鋼管后，試件的水平承載力分別提高了45.7 kN和57.3 kN，增幅分別為53.5%和43.3%；另一方面，試件的極限位移分別增加了8.7 mm和3.1 mm，增幅分別為18.2%和8.3%?？梢?，核心鋼管的加強作用可明顯提升墩身的水平承載力和變形能力。

3.4 累積耗能

結構的耗能是指其吸收和耗散地震動能量的能力。水平往復荷載作用下，滯回曲線中加載階段荷載-位移曲線下所包圍的面積可以反映橋墩吸收能量大小，而卸荷時曲線與加載曲線所包圍的面積即為耗散的能量[17-18]。圖5給出了各試件的累積滯回耗能Ehyst隨加載位移Δ的變化曲線，由圖5中可見，內(nèi)置核心鋼管后，剪跨比λ=3和λ=2的試件在破壞前的耗能分別提升了18.7 kN·m和26.1 kN·m，增幅分別為27.7%和38.9%?？梢?，核心鋼管的存在可使墩身的耗能能力得到明顯改善。進一步發(fā)現(xiàn)，剪跨比λ=2試件的累積耗能增幅要大于λ=3的試件，這表明當組合橋墩應用于剪跨比較小的橋墩時，對耗能特性的改善更為有效。

表4 試驗結果匯總

圖5 累積耗能曲線對比

3.5 殘余位移

地震過后，橋墩的殘余變形將嚴重影響結構安全，并影響橋梁結構的修復可行性，殘余變形逐漸成為橋墩地震損傷控制設計的重要指標[19]。圖6給出了各試件的殘余位移Δr隨水平加載位移Δ的變化曲線。由圖6中可見，組合橋墩試件在各位移幅值下的殘余位移均明顯小于鋼筋混凝土試件，可見，內(nèi)置核心鋼管能顯著減小墩身的殘余位移。這是因為：水平位移較小時，核心鋼管受力后發(fā)生彈性形變，可為墩身提供額外的恢復力，從而減小了加載前期的墩身殘余位移；水平位移較大時，核心鋼管與其內(nèi)部混凝土組成鋼管混凝土芯柱始終保持著良好的完整性，即使在外圍混凝土嚴重剝落的請況下，鋼管混凝土芯柱依然能夠為墩身提供穩(wěn)定復位能力，使得加載后期的殘余變形減小。

進一步，以剪跨比λ=3.0的兩個試件為例，根據(jù)圖6(a)可知，當墩頂水平位移為17.5 mm時，鋼筋混凝土橋墩試件的殘余位移達到9 mm，對應的殘余位移角θr(為殘余位移Δr與墩高h的比值)為1%，相當于日本在1995年Kobe地震后規(guī)定橋墩是否推倒重建的極限值[20]。此時，組合橋墩試件的殘余位移值較鋼筋混凝土試件要小3.6 mm。換言之，當鋼筋混凝土橋墩的損傷程度達到規(guī)定限值需要拆除時，組合橋墩還有0.4%的殘余位移角儲備值，為殘余位移角限值的40%。在地震作用下，受損的梁橋數(shù)量眾多，采用組合橋墩所能節(jié)省的橋墩修復和重建費用不可估量。

圖6 殘余位移曲線對比

4 結 論

通過4個橋墩試件的擬靜力加載試驗，研究了內(nèi)置核心鋼管對傳統(tǒng)鋼筋混凝土橋墩抗震性能的改善作用，對比了兩類橋墩的抗震性能差異，主要結論如下：

(1) 剪跨比是影響試件的破壞形態(tài)主要參數(shù)，隨剪跨比由λ=2.0增至λ=3.0，試件的破壞模式由彎剪破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺澢茐?；組合橋墩試件和鋼筋混凝土橋墩試件在往復荷載作用下的損傷發(fā)展過程相似，但組合橋墩試件的墩身裂縫分布均勻、寬度較小，且墩底塑性鉸區(qū)的破壞程度較輕。

(2) 與鋼筋混凝土橋墩試件相比，組合橋墩試件的荷載-位移滯回曲線要更為飽滿、穩(wěn)定，強度衰減和剛度退化較慢，能抵抗更大的塑性變形和更多的循環(huán)次數(shù)，表現(xiàn)出更好的滯回性能。

(3) 在鋼筋混凝土橋墩內(nèi)埋置核心鋼管對初始彈性剛度沒有明顯影響，但能顯著提高試件的水平承載力、變形能力和耗能能力。對于剪跨比分別λ=3.0和λ=2.0的試件，其提高幅值依次為53.5%和43.3%、18.2%和8.3%、27.7%和38.9%。另一方面，由于核心鋼管的加強作用延緩了墩身的損傷發(fā)展，組合橋墩在各位移幅值的殘余位移均小于鋼筋混凝土橋墩試件。