钢筋混凝土桥墩抗震性能试验研究

钢筋混凝土桥墩抗震性能试验研究

这座桥是桥结构的主要承受部分，也是一个重要的抗侧力组件。它损坏与否对桥梁结构整体的损伤乃至倒塌起着举足轻重的作用。我国桥梁的钢筋混凝土桥墩的截面形状多为矩形或圆形,国内外对圆形桥墩的实验研究较多,本试验所设计的桥墩模型的截面形状全部采用了矩形。本文在3组配箍率不同的桥墩原型缩比模型的拟静力和弹塑性静力推覆(Pushover)试验的基础上,对其抗震耗能能力进行了研究,发现随着配箍率的增加,破坏时桥墩顶部位移、耗能能力随之增大。1试验总结1.1试验模型的建立本次试验的钢筋混凝土桥墩原型高为5m,横截面为2.5m×1m。试验原型设计了3种不同箍筋间距的桥墩,箍筋间距分别为200mm、400mm、600mm。对于本试验的桥墩,设计均采用标号为C25的混凝土,纵筋采用Φ28二级螺纹钢筋,箍筋采用ue001φ10的一级光圆钢筋,按照压弯构件的真实受力状况,经简化计算,柱的轴力采用大小为5233.3kN的定轴力。对试件进行拟静力和弹塑性静力推覆试验。根据以上原型,制作了1∶4比例的缩比模型。缩比后模型高度应为1250mm,横截面为625mm×250mm。但原型水平力加在构件顶端,所以为保证施加水平力的作动器中心对准缩比模型1250mm处,模型加高250mm,即模型高为1500mm。3种不同箍筋间距的桥墩原型经缩比后,其3种桥墩缩比模型箍筋间距分别为128mm、256mm、384mm。根据等强换算,纵筋采用ue001φ8和ue001φ10一级螺纹钢筋,箍筋采用ue001φ4一级光圆钢筋,根据相似比关系缩比后所得试验模型横截面尺寸及各参数如图1所示,图中未标注的各纵筋尺寸均为ue001φ8一级螺纹钢。依照原型构件所承受的竖向荷载,经缩比后得出模型竖向需加载327.1kN。根据试件设计的3种箍筋间距,本试验模型共分为3组,每组4件,其中2个做拟静力加载试验,2个做静力弹塑性加载试验,共12件。构件原型及其缩比模型各对应的参数和编号见表1所列。1.2试验加载及测验设备图2所示为本次试验采用的试验装置。在试件顶端安放着竖向作动器,由其提供试验过程中所需的恒定轴力,它通过滑动支座与反力架相连,保证了在试验过程中通过试件中心的轴力值与轴力作用位置的恒定。试件所受的顶部水平荷载通过固定于反力墙上的水平作动器推拉试件顶端而产生,并采用位移计测量水平位移,沿试件竖直方向分别放置了5个水平位移计,测量试件在不同高度处的侧向水平位移,其中试件顶端位移计与底端位移计所记录数据的差值即为试件顶端相对于其底端的侧向变形位移值。实验时通过试件底部压梁用锚具及侧向支撑将试件底端进行固定,从而将试件底端边界条件模拟成固定端。先由安放在柱顶的单向液压作动器将竖向荷载施加至设计值327.1kN,并在试验过程中维持此竖向轴力的大小和位置不变,然后利用水平作动器对试件模型顶部施加拟静力水平荷载(或静力推覆荷载)。在本试验中,拟静力加载及推覆加载两种试验均采用荷载-位移混合控制加载方法进行,即在加载初期,采用荷载控制并分级加载,随着位移的逐步增大,当试件接近屈服时,即当构件出现细微裂缝,卸载后裂缝即闭合时,加载采用位移控制,直到试件破坏为止,在每级加载到位时持载5min,以保证试件裂缝能充分开展。2试验的主要结果和分析2.1加载初期试验结果在对试件进行的拟静力试验中,在加载初期,试件处于弹性阶段,卸载后几乎无残余变形,当试件出现第一批裂缝后进入弹塑性阶段,卸载后变形不能完全恢复,裂缝随荷载加大不断发展。此时当反向加载时,裂缝能很好的闭合。随着荷载的继续增加,裂缝逐渐发展,裂缝在反向加载时不再闭合,裂缝的数量增加,裂缝的宽度不断加大,当荷载增大到一定值时,裂缝数量不再增多,只是原有裂缝不断加宽、延伸,其中一条裂缝很快发展为破坏裂缝,直至混凝土突然崩裂,试件破坏。试件2个加载方向,出现2条临界双向斜裂缝。在对试件进行的Pushover试验中,加载初期,试件处于弹性阶段,混凝土没有裂缝开展,当荷载增大到某一值时,试件在受拉一侧出现第一条裂缝,进入弹塑性阶段。随着荷载的增大,原有裂缝不断延伸加宽,新裂缝不断出现,直至其中一条斜裂缝发展为主裂缝,这条裂缝随荷载增大迅速加宽,此时新裂缝不再出现,试件突然破坏。试件裂缝开展及最终破坏形态如图3所示。由图3可以看出,这些压弯试件均为剪切破坏,随着配箍率的增大,破坏裂缝与水平方向的夹角不断减小,试件裂缝分布趋于密集。2.2力位移曲线2.2.1位移关系曲线在Pushover试验中,试件先承受一个定轴力,然后将试件顶端侧向集中荷载逐级加大,直至试件破坏。根据试验数据得到试件底部剪力-顶部位移关系曲线,如图4所示。图4中,是将3种配箍率试件所达到的极限承载力最小值的试件P-Δ图形放在上面一组,最大值放在下面一组。从图中得知,在破坏前,因3种试件只是配箍率不同,3种配箍率试件受载后的变形轨迹相近。试件开裂时没有明显的拐点,3种试件均属由剪力引起的剪切破坏,加载后弹性阶段相对较短,试件很快开裂,进入弹塑性阶段,试件变形增长率大于试件底端所受剪力增长率,到达极限荷载时试件突然破坏。2.2.2滞回试验和骨架试验承受拟静力荷载作用的试件底部剪力-顶部位移滞回曲线及骨架曲线分别见图5、图6所示。由滞回曲线(图5)可见,当荷载较小时,试件开裂前,其滞回曲线基本上呈直线型;柱顶位移相对较小,试件开裂后,在水平荷载达到极限荷载前,随荷载增大,位移增大的速度大于荷载增长的速度,滞回曲线明显弯曲,滞回环面积逐渐增大,试件的加载刚度与卸载刚度逐渐降低,呈现出较明显的退化。从图中可以看出这几个试件均为剪切型破坏,随着箍筋间距的增大,滞回曲线图形逐渐狭窄,循环次数减少,捏拢现象越来越明显。说明随箍筋间距的加大,所能承受的剪力越来越小,因剪力产生的斜裂缝导致试件的刚度退化和耗能减少越来越快。根据压弯试件试验每级循环的底部剪力-顶部位移最大值,可绘出各个试件的骨架曲线,如图6所示。由骨架曲线可以看出,随着配箍率的加大,试件所能承受的极限荷载和最大变形都相应增大,试件延性逐次提高。试件开裂后,试件水平位移的增大程度快于顶部水平荷载的增大程度,骨架曲线逐渐趋于x轴,其塑性性质表现得越来越明显。2.2.3配再加载试验由图4及图6可知,2种加载方式中试件P1-400、P2-400、N1-400、N2-400的最大承载力和最大变形略大于试件P1-600、P2-600、N1-600、N2-600,而P1-200、P2-200、N1-200、N2-200的最大变形和最大承载力比另2种小配箍率的试件有明显的提高。这说明当配箍率小到一定程度时,其对试件的极限承载力影响不显著,造成了2种小配箍率试件的极限承载力和极限变形相近。本试验中,对试件有2种加载方式。从图5可知,这2种加载方式作用于同一组试件(即各项设计指标均相同的试件),如试件P1-200、P2-200、N1-200、N2-200,其荷载-位移变化路径十分相近。由图5并参照图3,可知这种情况同样适用于其余两组试件。通过2种静力加载方式对比,试件受力变形状态大体一致,试验所得到的各类数据能普遍反映这种试件的真实状态。2.3残余位移的确定构件的残余变形是指构件被加载变形后,再卸载至零,此时构件的不可恢复的塑性变形。构件在最终破坏时,构件的变形为极限变形。构件在达到极限变形时卸载所得的残余变形与构件极限变形的比值为构件此时的残余变形率。残余变形率反应了构件的塑性变形在构件总变形中所占比重的多少。在本文中,残余变形取试件顶端的残余位移,极限变形取试件顶端的极限位移,试件达到极限变形时的顶部残余位移与极限位移的比值取为本试验各个构件的残余变形率,本试验各个试件的残余变形率见表2所列。由于试验条件和试验结果所限,对试件的底部剪力-顶部位移曲线没有测出达到极限承载力后的下降段。本次试验所取的试件极限位移Δu是对拟静力试验中滞回曲线的包络线和对Pushover试验中P-Δ曲线进行外延的方法,即取水平力达到极限承载力后又下降到极限承载力的85%时所对应的位移值,作为该试件的极限位移。由于在本次试验中,都是使试件最后形成了一定宽度的破坏裂缝而破坏,试件顶端的塑性残余位移无法直接量测得出。所以试件顶端残余位移通过如下方法经简化计算确定:由代表正、反向加载恢复力的骨架曲线为雏形,考虑钢筋混凝土结构或试件的刚度退化性质即构成钢筋混凝土刚度退化三线型模型,再考虑结构或试件屈服后的硬化状况,就形成了刚度坡顶退化三线型模型,见图7所示。三折线的第一段表示线弹性阶段,此阶段刚度为k1,点1表示开裂点。第2段折线表示开裂至屈服阶段,此阶段刚度为k2,点2表示屈服点,屈服后则由第3段折线代表,其刚度为k3。屈服后卸载,卸载刚度取割线02的刚度k4。根据这个模型,对试件顶端P-Δ骨架曲线在极限位移处进行卸载,卸载曲线斜率取k4,与横坐标位移轴交于一点,此交点为试件的残余位移。由表2所得结果可以看出,在试验中,就每种加载方式与配箍率完全相同的2个试件相比较,总体来说,配箍率较大试件的残余变形率的差异小于配箍率较小试件的残余变形率的差异,这是因为在加载过程中,配箍率大的试件其箍筋有效地抑制了试件变形的随机性,使得试件在加载过程中变形状态趋于一致。2.4延性系数和延性系数延性比是反映结构非弹性变形能力的重要参数,延性比是试件的柱顶极限位移Δu与屈服位移Δy的比值,即μ=Δu/Δy。表3列出了各试件的实测位移延性系数μ。延性系数从1.59～2.65不等,延性较低。试件在试验过程中,均属于受剪脆性破坏。目前Δy的取值尚无统一标准,本文屈服位移Δy的取值是根据吸收能量相等的原则,用能量法求出的屈服位移。2.5周期加载幅值被完成的情形试件的能量耗散能力以荷载-变形滞回曲线所包围的面积来衡量,图8给出了拟静力加载的6个试件耗能随加载循环水平的变化。图中横坐标的加载级数是对应于每一种加载幅值完成一周循环的情形。在图8a中,把3种配箍率构件耗能情况的最大值分在一组进行比较,在图8b中,把3种配箍率构件耗能情况的最小值分在一组进行比较。从图中看出试件在弹性阶段耗能能力较小,随着位移的增加耗能能力也在不断增加,临近最后破坏时耗能能力达到最大,相同箍筋间距的试件破坏时耗能能力基本相同。箍筋间距较大的2种试件破坏时的耗能能力相近,而箍筋间距最小的试件破坏时的耗能能力大大高于其余2种试件。2.6刚度退化曲线为了了解试件的刚度衰减规律,根据文献中的相关规范条文,取反复荷载作用下,每个周期正、反方向荷载的极值的绝对值之和除以相应的正、反方向位移极值的绝对值之和,作为每级荷载的平均刚度,即每级加载循环中试件的刚度用割线刚度来表示,其表达式为Ki=[+Fi)+(−Fi)]/[+Xi+(−Xi)]Κi=[+Fi)+(-Fi)]/[+Xi+(-Xi)]拟静力荷载作用下试件的刚度退化曲线见图9所示。由图9中可看出,试件的刚度衰减随着位移的增加而增大,随着试件的开裂、屈服、达到极限荷载,试件刚度下降程度越来越平缓,试件刚度下降主要是由于裂缝开展的加快使得开裂后的混凝土逐渐退出工作,构件有效截面高度不断降低造成的,在试件接近破坏的最后阶段,3种配箍率试件中,配箍率最大试件的刚度明显比其余2种低配箍率试件的刚度下降趋于平缓,这是由于配箍率大的试件箍筋间距小,有效地抑制了混凝土试件在加载后期裂缝的进一步开展。3配筋率对残余变形率的影响试验通过拟静力加载及弹塑性静力加载2种不同加载方式,对承受静轴力定值的配箍率不同的3组试件(每组3个相同试件)顶端侧向加载试验,可得出以下结论:(1)随着配箍率的增大,试件破坏的主裂缝与水平方向的夹角不断减小,试件裂缝分布趋于密集,小裂缝走向与破坏裂缝方向更趋于一致。(2)在破坏前受荷试件具有较好的变形恢复能力,从3组试件的对比情况看,随着配箍率的增大,配箍率相同的各个试件的残余变形率越稳定,即残余变形能力数值相差越小,这是由于随着配箍率的增大,有效地抑制了裂缝发展的随机性。(3)随着配箍率的增大,极限承载力与极限位移越来越高,试件的滞回曲线越来越饱满,耗能能力越来越强,在受荷后期试件刚度退化现象越来越缓慢,这是因为箍筋间距的减小有效地抑制了裂缝的展开,增强了构件各方面的受荷性能。(4