斜塔斜拉橋輔助墩抗震性能擬靜力試驗研究

斜塔斜拉橋輔助墩抗震性能擬靜力試驗研究

目前，中國計劃修建一系列海上工程，包括一些大交叉口橋梁。這些橋梁本身的自振頻率很低，位于強震易發(fā)地區(qū)。在地震的作用下，結(jié)構(gòu)容易發(fā)生很大的位移，容易受到嚴重的破壞和坍塌。這不僅造成了巨大的經(jīng)濟損失和人員傷亡，而且給地震后救災(zāi)帶來了不便。因此，根據(jù)結(jié)構(gòu)破壞控制的概念，提出了一種可靠的能量損失機制的結(jié)構(gòu)體系，這對于大傾角橋梁的抗疲勞動結(jié)構(gòu)非常重要。它不僅可以提高橋的安全性，還可以減少主要部件的內(nèi)力和位移。結(jié)構(gòu)破壞控制的概念是，將導(dǎo)致二級組件的破壞控制在羅德和波韋采用的傾斜支撐鋼框架中。此后，wada等人設(shè)計了“損傷控制”或“損傷容限”結(jié)構(gòu)。結(jié)構(gòu)分為兩類。結(jié)構(gòu)體系能夠承受80%的橫向力。一些支撐在強震的作用下提供能量損失。自1995年坂神地震以來，受損構(gòu)造在日本迅速被應(yīng)用。受損控制的結(jié)果是，該裝置能夠有效減少存儲在橋結(jié)構(gòu)中的地震能量，同時減少橋和路肩之間的相對位移。結(jié)果表明，該裝置能有效減少橋結(jié)構(gòu)的地震能量，提高整體結(jié)構(gòu)的抗疲勞動結(jié)構(gòu)的抗疲勞動結(jié)構(gòu)的抗彎性。波華等人通過了一種基于彎曲約束的系統(tǒng)設(shè)計方法，以控制建筑物結(jié)構(gòu)的損傷。然后，通過安裝彎曲約束支撐的三種類型的框架振動臺試驗，我們可以驗證該方法的可行性，ei-baheya等人研究了兩種雙柱式混凝土橋墩模型的安裝，這可以有效減少橋結(jié)構(gòu)的地震能量，同時減少上部結(jié)構(gòu)與地面之間的相對位移。一些中國科學(xué)家已經(jīng)開始研究了這種結(jié)構(gòu)破壞。例如，丁文生等人提出了一種新的被動分裂橋，將原碼頭的截面劃分為兩個獨立的分開部分，然后通過剪切力連接兩個分裂橋的整體。通過實驗，有效提升了被動分裂橋的抗疲勞動結(jié)構(gòu)和抗彎結(jié)構(gòu)。為了實現(xiàn)大跨度斜拉橋損傷控制的目標,本文提出了一種耗能型輔助墩結(jié)構(gòu)形式.在兩個鋼筋混凝土空心薄壁墩之間安裝耗能構(gòu)件,使之成為一個整體的雙柱式橋墩.耗能構(gòu)件增加了墩柱的強度和剛度,在強震作用下,能夠發(fā)生非彈性變形耗散地震能量,從而使混凝土墩柱保持彈性或者減輕墩柱的損傷.本文重點研究剪切型連桿和屈曲約束支撐兩種耗能構(gòu)件.1浮梁型結(jié)構(gòu)體系背景工程是一座試設(shè)計的主跨為1400m的斜拉橋,該橋為對稱結(jié)構(gòu),全橋長2672m,共有7跨(150m+176m+310m+1400m+310m+176m+150m).在橋梁的每一端有兩個輔助墩(2號墩和3號墩)和一個過渡墩(1號墩),高度均為60m.主塔為A字形,高357m.共有304根斜拉索,呈半豎琴型布置.主梁為鋼箱梁,寬41m,高4.5m.該斜拉橋采用飄浮體系結(jié)構(gòu).孫利民等基于背景工程的三維彈塑性地震時程分析提出了一種考慮結(jié)構(gòu)損傷控制的新型結(jié)構(gòu)體系,即通過犧牲輔助墩耗散地震能量,從而保持主塔處于彈性狀態(tài)或減輕主塔的地震損傷,避免整個橋梁發(fā)生倒塌.該類耗能型輔助墩主要應(yīng)用于大跨度飄浮體系斜拉橋縱橋向地震響應(yīng)的損傷控制中,由于飄浮體系斜拉橋的主梁在強震作用下沿縱橋向產(chǎn)生較大位移,耗能型輔助墩的墩頂在主梁的帶動下也會發(fā)生較大位移,這樣輔助墩就產(chǎn)生塑性變形耗散地震能量.2屈曲約束支撐本文設(shè)計了3個大比例的輔助墩模型.試件的截面和立面圖如圖2所示,高度為6m,均采用鋼筋混凝土空心矩形截面,壁厚為150mm,縱向配筋率為1.7%,箍筋的體積配箍率為1.2%.第一個試件為單柱墩(試件SRC),另外兩個試件均為雙柱墩,兩個墩柱沿縱橋向布置,在墩柱之間安裝耗能構(gòu)件,這些耗能構(gòu)件采用軟鋼加工制作.第二個試件(試件TRC-SL)采用剪切型連桿作為耗能構(gòu)件,第三個試件(試件TRC-BRB)采用屈曲約束支撐作為耗能構(gòu)件.澆筑完成后的試件照片如圖3所示.雙柱墩的墩柱頂端通過Q345鋼連桿連接,該連桿采用焊接組合工字鋼,端部與預(yù)埋件之間銷接,加載過程中連桿端部的彎矩被釋放,連桿和銷釘在受力時保持彈性.這樣做是為了增大兩個墩柱之間的相對位移,充分發(fā)揮耗能構(gòu)件的變形能力,增強試件的耗能能力.耗能構(gòu)件與墩柱預(yù)埋件之間采用焊縫連接,沿墩柱高度的豎向間距為1m,在同一高度平行設(shè)置兩排耗能構(gòu)件.剪切型連桿與墩柱垂直布置,屈曲約束支撐與墩柱成45°角布置.剪切型連桿是采用Q235鋼制作的焊接組合工字鋼,與軋制工字鋼相比,焊接組合工字鋼在鋼板幾何尺寸和材料等方面的選擇范圍更廣,適合應(yīng)用于大跨度橋梁.該連桿屬于剪切型屈服構(gòu)件,如圖4a所示,中間是剪切變形區(qū),在試驗中能夠產(chǎn)生彈塑性變形,兩端是被加強的連接區(qū),只產(chǎn)生彈性變形.連桿截面尺寸沿長度是變化的,在腹板和翼緣厚度發(fā)生變化的區(qū)域采用斜坡平緩過渡,防止應(yīng)力集中.屈曲約束支撐由十字形芯板、套筒和填充在芯板和套筒之間的混凝土填充材料組成,如圖4b所示.芯板采用Q235鋼,套筒采用Q345鋼.該支撐屬于拉壓型屈服構(gòu)件,支撐受到的軸向力由芯板來承擔,套筒通過混凝土填充材料對芯板提供橫向約束力,防止芯板在軸向受壓時發(fā)生屈曲失穩(wěn).為了使芯板能夠沿軸向自由地伸縮變形,減少芯板與套筒之間的剪力傳遞,在芯板與混凝土的接觸面上涂一層無粘結(jié)材料.芯板所用鋼板的厚度為6mm,沿支撐長度保持不變,寬度在端部逐漸平緩增大.3位移加載試驗方案3個試件的質(zhì)量較大,超過了實驗室起重機的承載能力,因此直接在試驗臺上分段澆筑完成試件的制作.考慮在試件頂部設(shè)計一個鋼筋混凝土質(zhì)量塊來模擬上部結(jié)構(gòu)傳來的25kN軸力.試驗采用擬靜力加載.基礎(chǔ)通過4根地腳螺栓固定在試驗臺上,由MTS伺服系統(tǒng)液壓作動器在墩頂施加一個水平方向的低周反復(fù)荷載.作動器能夠施加的最大推力為1500kN,最大拉力為900kN,最大位移行程為±250mm,相當于墩頂發(fā)生了4.2%的偏移率(墩頂水平位移與墩柱加載高度的比值).試驗采用全程位移控制的加載模式.位移加載方案如圖5所示,初始加載位移等級為5mm,以后每級位移增加5mm,當加載位移等級達到30mm后,每級位移增加10mm,直到墩柱中的縱筋發(fā)生斷裂時停止加載.為了研究試件的強度退化,每個位移等級重復(fù)加載3次.試件的橫向位移通過安裝在不同高度處的位移計獲得.在試件底部的混凝土和鋼筋表面以及耗能構(gòu)件表面粘貼應(yīng)變片,可以獲得混凝土開裂時的應(yīng)變值,還可以通過測得的應(yīng)變值來判斷鋼筋和耗能構(gòu)件是否發(fā)生屈服.剪切型連桿的平均剪切變形值γ無法直接測得,可以通過矩形連桿對角線長度的變化值由公式(1)計算得到,而連桿對角線長度的變化值可以由沿對角線方向布置的兩個位移計直接測得,平均剪切變形的幾何關(guān)系如圖6所示.屈曲約束支撐的軸向變形可以通過沿支撐軸向布置的位移計直接測得.在基礎(chǔ)上安裝的水平位移計和豎向位移計用來監(jiān)測基礎(chǔ)在加載中是否發(fā)生水平滑移和豎向抬升.式中:Δd1=d′1-d1,Δd2=d′2-d2,分別為矩形連桿的兩個對角線長度的變化值;a和b分別為矩形連桿的兩個邊長.4試驗結(jié)果的分析4.1抗拉壓破壞模式總的來說,在加載初期,3個試件在墩柱底部首先出現(xiàn)少量的水平裂縫,隨著位移等級的增大,受剪切變形的影響,水平裂縫開始發(fā)生傾斜并向側(cè)面延伸,隨后側(cè)面開始出現(xiàn)少量的斜裂縫.試件SRC和TRC-SL的破壞模式為彎曲破壞,在墩柱底部形成塑性鉸.而試件TRC-BRB受到作動器最大位移行程的限制沒有達到極限狀態(tài).4.1.1加載位移等級的影響試件SRC的混凝土首次開裂出現(xiàn)在加載位移等級為10mm(偏移率為0.17%)時,隨后裂縫開展主要集中在距離基礎(chǔ)頂面2m高的范圍內(nèi).當加載位移等級為40mm(偏移率為0.67%)時,墩底縱筋首次發(fā)生屈服.當加載位移等級達到100mm(偏移率為1.67%)時,墩柱西南角靠近基礎(chǔ)處出現(xiàn)少量的混凝土剝落.為了達到試件的極限狀態(tài),試驗繼續(xù)加載.試件東面的3根縱筋在加載位移等級為190mm(偏移率為3.17%)時發(fā)生斷裂,如圖7a所示,試件承載力迅速下降,試驗結(jié)束.4.1.2不同位移等級對西柱底部混凝土損傷的影響當加載位移等級為15mm(偏移率為0.25%)時,試件TRC-SL的混凝土出現(xiàn)首次開裂,隨后裂縫開展主要集中在距離基礎(chǔ)頂面3m高的范圍內(nèi).當加載位移等級為25mm(偏移率為0.41%)時,連桿S5(從基礎(chǔ)數(shù)第5排)開始進入屈服狀態(tài),直到加載位移等級為40mm(偏移率為0.67%)時,縱筋才開始屈服.當加載位移等級達到80mm(偏移率為1.33%)時,所有連桿全部發(fā)生屈服.當加載位移等級為170mm(偏移率為2.83%)時,西柱底部西南角混凝土出現(xiàn)少量的剝落.連桿S5在加載位移等級為210mm(偏移率為3.50%)時發(fā)生斷裂,如圖7b所示.試驗繼續(xù)進行,直到加載位移等級為240mm(偏移率為4.00%)時,試件東柱東面的4根縱筋發(fā)生斷裂,如圖7c所示,至此,試驗結(jié)束.4.1.3支撐斷裂試驗試件TRC-BRB在加載位移等級達到20mm(偏移率為0.33%)時開始出現(xiàn)裂縫,隨后裂縫開展主要集中在距離基礎(chǔ)頂面3m高的范圍內(nèi),同時支撐B6,B5和B4(從基礎(chǔ)數(shù)分別為第6、第5和第4排)開始發(fā)生屈服.直到加載位移等級為40mm(偏移率為0.67%)時,縱筋開始發(fā)生屈服.當加載位移等級為50mm(偏移率為0.83%)時,所有支撐全部屈服.支撐B6在加載位移等級為120mm(偏移率為1.83%)時發(fā)生斷裂.隨后加載位移等級達到190mm(偏移率為2.00%)時,B1北側(cè)支撐發(fā)生斷裂.加載位移等級達到240mm(偏移率為4.00%)時,B2最后發(fā)生斷裂(見圖7d),此時,除了B4和B1南側(cè)支撐仍然參與受力外,其余的支撐已經(jīng)全部斷裂.由于受到作動器最大位移行程的限制,試驗加載在位移等級為250mm(偏移率為4.17%)時結(jié)束,沒有發(fā)現(xiàn)保護層混凝土大批剝落.4.2滯回能耗及強度試件的滯回曲線是評價其抗震性能的一個重要指標,滯回曲線越飽滿,表明其耗能能力越強,抗震性能越好.圖8給出了3個試件典型的力與位移滯回曲線.混凝土開裂前,加載和卸載曲線重合,滯回曲線為直線,試件處于彈性階段,混凝土開裂后,滯回環(huán)的面積逐漸增大,開始滯回耗能.隨后耗能構(gòu)件和縱筋相繼屈服,滯回環(huán)的面積進一步增大,耗能能力增強.對于雙柱墩試件TRC-SL和TRC-BRB,耗能構(gòu)件先于縱筋屈服,雙柱墩在縱筋屈服前已經(jīng)開始耗能.試件屈服后,雙柱墩的強度和剛度比單柱墩大,其滯回曲線更加飽滿.試件TRC-SL屈服后的強度不斷強化,直到接近極限狀態(tài)時強度才達到峰值,這是剪切型連桿從上至下依次發(fā)生屈服使局部構(gòu)件的強度不斷增大的結(jié)果.試件SRC屈服后的強度迅速達到峰值,隨著加載位移的增大,強度開始不斷退化.試件TRC-BRB屈服后的強度也不斷增大,但是很快發(fā)生了幾次跳躍式的降低,這是由于屈曲約束支撐提前破壞造成的.支撐與墩柱的固結(jié)方式引入了附加彎矩,導(dǎo)致支撐提前斷裂.在每級加載位移循環(huán)3次的過程中,單柱墩的強度都有顯著的降低,而雙柱墩的強度退化較小,直到極限狀態(tài)時強度退化才比較顯著.4.3延性及滯回能耗試驗結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的延性,是指在抗力始終沒有明顯下降的情況下,結(jié)構(gòu)或構(gòu)件所能經(jīng)受的反復(fù)彈塑性變形循環(huán)的能力,可以用位移延性系數(shù)來表示.最大位移延性系數(shù)μΔ定義為極限位移Δm與屈服位移Δy之比,即μΔ=Δm/Δy.屈服位移是指縱筋或耗能構(gòu)件首次屈服時的位移,極限位移Δm定義為試件的水平力與位移關(guān)系曲線下降段上80%的峰值荷載所對應(yīng)的位移,但此極限位移的定義不適合于損傷控制結(jié)構(gòu).因為耗能構(gòu)件的破壞導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的整體強度顯著下降,而主要構(gòu)件的承載力并沒有達到極限狀態(tài),如試件TRC-BRB,屈曲約束支撐失效后,墩柱僅受到較小的損傷.因此,本文采用墩柱縱筋發(fā)生斷裂時的位移作為試件的極限位移.滯回耗能等于所有滯回環(huán)包圍的面積之和.表1給出了試件的最大位移延性系數(shù)和滯回耗能的試驗結(jié)果,可以看出,3個試件的位移延性系數(shù)從5.9增大到12.5,滯回耗能從1.11MN·m增大到4.98MN·m.與單柱墩相比,雙柱墩的位移延性系數(shù)和滯回耗能都顯著增大.可見耗能構(gòu)件對提高試件的抗震性能具有顯著作用.另外,試件TRC-SL的位移延性系數(shù)比TRC-BRB小,而滯回耗能比試件TRC-BRB大,這是因為支撐提前發(fā)生破壞,導(dǎo)致試件TRC-BRB的強度和剛度迅速退化,位移延性系數(shù)增大,耗能能力降低.4.4等性模型的粘滯阻尼比與加載位移的關(guān)系單柱墩的滯回阻尼僅由鋼筋混凝土的非彈性變形來提供,而雙柱墩的滯回阻尼由耗能構(gòu)件和鋼筋混凝土的非彈性變形共同提供.滯回阻尼可以用單自由度彈簧振子的等效粘滯阻尼比來表示,等效粘滯阻尼比是衡量試件耗能能力的一個重要指標,定義為單周循環(huán)滯回耗能與彈性應(yīng)變能的比值,如公式(2)所示.式(2)~(4)中:Ah,Ae分別為滯回環(huán)和三角形陰影部分面積,其數(shù)值分別等于每周的滯回耗能和彈性應(yīng)變能,如圖9所示.圖10給出了3個試件的等效粘滯阻尼比與加載位移的關(guān)系曲線.當加載位移較小時,阻尼比相差不大,隨著加載位移的增大,雙柱墩的阻尼比迅速增大,尤其是試件TRC-BRB的增大速率更大.但是,由于支撐的失效,試件TRC-BRB的阻尼比在加載位移為80mm時開始迅速減小,最終小于單柱墩的阻尼比.試件TRC-SL和SRC的阻尼比都隨著加載位移的增大而增大,與試件SRC相比,試件TRC-SL的最大阻尼比增大了約44%.4.5加載位移對構(gòu)件抗側(cè)力的影響試件的骨架曲線可以通過連接滯回曲線各加載位移等級首次循環(huán)的峰值點得到.骨架曲線能夠反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的初始剛度、極限強度、屈服后剛度和延性等抗震指標.圖11給出了3個試件的骨架曲線.當加載位移較小時,3條骨架曲線重合,近似為直線,表明3個試件的初始剛度相同,隨著加載位移的增大,安裝耗能構(gòu)件的雙柱墩屈服后的剛度退化較慢,而單柱墩屈服后的剛度退化較快.雙柱墩的極限強度和極限位移均比單柱墩大.進入塑性階段后,試件TRC-SL在較大的位移等級內(nèi)具有正屈服后剛度,這對抗震性能的提高是一個很大的優(yōu)點,而試件SRC和TRC-BRB沒有明顯的正屈服后剛度.4.6墩頂水平力與連通器基礎(chǔ)的滯回曲線由于無法直接測量剪切型連桿的剪力和屈曲約束支撐的軸力,要想獲得耗能構(gòu)件本身的力與位移的滯回曲線是非常困難的,因此考慮用墩頂水平力來代替耗能構(gòu)件本身的剪力或軸力,那么就可以通過墩頂水平力與耗能構(gòu)件的剪切變形或軸向位移的滯回曲線來評價耗能構(gòu)件的變形能力.圖12給出了墩頂水平力與連桿S4(從基礎(chǔ)數(shù)第4排)的剪切變形的滯回曲線,形狀比較飽滿,最大剪切變形為14γy,變形能力較強.所有連桿的屈服剪切變形和延性系數(shù)列于表2中,可以看出,靠近墩頂?shù)倪B桿的延性系數(shù)最大,達到20,變形能力得到充分發(fā)揮,靠近墩底的連桿的延性系數(shù)較小,這主要是由于墩柱底部之間的相對變形較小.圖13給出了墩頂水平力與支