鐵路橋梁單柱式橋墩偽靜力試驗(yàn)研究

鐵路橋梁單柱式橋墩偽靜力試驗(yàn)研究

在中國現(xiàn)有的鐵路橋梁中，單柱橋是一種廣泛應(yīng)用最大、應(yīng)用最廣泛的橋型。如何提高和改善這種類型橋墩的抗疲勞動性能，以及進(jìn)行合理的延長抗疲勞設(shè)計(jì)，是中國當(dāng)前鐵路工程抗規(guī)范改革中必須解決的問題。這就是我們在北方交通大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)研究所組織的這種橋墩模型的動態(tài)地震模擬。為了準(zhǔn)確模擬真實(shí)碼頭的地震張力的壓力和破壞的特點(diǎn)，采用了24個大比例尺橋墩模型。生產(chǎn)工藝和維護(hù)條件符合現(xiàn)場建設(shè)條件。我國鐵路橋梁上立柱鋼筋混凝土橋墩的截面大多為矩形或圓形。由于北方交通大學(xué)和同濟(jì)大學(xué)的經(jīng)驗(yàn)研究，圓形橋墩已經(jīng)研究了兩次，圓墩也是國外進(jìn)行的大量實(shí)驗(yàn)研究，因此本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)的橋墩模型為矩形截面。1試驗(yàn)總結(jié)1.1試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕⒃囼?yàn)采用的矩形橋墩模型的截面尺寸均為50cm×50cm.根據(jù)我國實(shí)際工程應(yīng)用以及未來發(fā)展情況,縱向鋼筋的配筋率最小采用0.78%,最大為2%.箍筋采用傳統(tǒng)的周邊布筋形式,箍筋間距為5～20cm,直徑為8cm.同時,為了比較不同的箍筋布置方式的影響,其中有4個模型采用了螺旋箍筋.為了考察剪跨比的影響,制作了不同高度的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?在參考國內(nèi)外試驗(yàn)情況的基礎(chǔ)上,模型高度范圍在1.5～2.5m,相應(yīng)的剪跨比約為3.2～5.3,基本上可以反映剪切和彎曲兩種類型橋墩的剪力、變形和破壞情況.模型分4組,每組除主筋配筋率不同外,其他設(shè)計(jì)參數(shù)一樣.其中,第1組的配筋率為2.0%,第2組的為1.5%,第3組的為1.0%,第4組的為0.8%.具體設(shè)計(jì)參數(shù)見表1.1.2偽靜力反復(fù)加載試驗(yàn)加載設(shè)備采用擬靜力液壓作動器.整個試驗(yàn)系統(tǒng)由四部分組成:加載裝置、測量儀器、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、控制系統(tǒng).加載裝置的具體安裝如圖1所示.在偽靜力反復(fù)加載試驗(yàn)中,常用的加載模式有三種:變位移加載,變力加載,變力—變位移加載.試驗(yàn)采用第三種加載方式.在加載過程中,第一級加載由力控制,進(jìn)入屈服后改用位移控制,直至構(gòu)件破壞.每一級加載循環(huán)10次(N=10),每級加載的位移增量為首次加載的位移量,即屈服位移(dis).加載波形為正弦波形,加載控制過程中的波形變化如圖2所示.2b、c、d破壞形態(tài)針對各種典型破壞情況,圖3a～f分別給出了模型試驗(yàn)中幾個有代表性的力—位移關(guān)系曲線.從圖3可見,a和b破壞形態(tài)是典型的剪切滑移型,滯回環(huán)呈反S型;c和d破壞形態(tài)為彎剪型,滯回環(huán)呈反S型;而e和f是典型的彎曲型破壞,滯回環(huán)呈梭型.但在臨近破壞階段,6個環(huán)都不同程度地呈反S型,表明結(jié)構(gòu)破壞時均有一定的滑移現(xiàn)象.3能力能耗指標(biāo)結(jié)構(gòu)在彈塑性變形過程中消耗能量的能力是衡量其抗震性能的重要指標(biāo).耗能指標(biāo)越高,說明結(jié)構(gòu)在地震過程中消耗的地震能量越多,對結(jié)構(gòu)的抗震安全性越有利.本文累計(jì)耗能是指對應(yīng)于某加載位移10次循環(huán)所消耗的總能量.3.1配再配低性能從圖4a～d可以看出,模型的耗能性能基本上隨著配箍率的增加而增加,同時在累計(jì)耗能達(dá)到最大之前,對應(yīng)于同一位移水平的累計(jì)耗能性能也隨著配箍率的增加而增大,并且都存在明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn).當(dāng)累計(jì)耗能達(dá)最大后,在一定范圍內(nèi),累計(jì)耗能指標(biāo)下降較慢,隨后累計(jì)耗能的性能迅速下降.但配箍率較大的9號和21號模型耗能曲線的下降率比配箍率最小的8號和20號模型明顯小.這說明,配箍率的增加一方面可以增加橋墩的耗能能力,同時在結(jié)構(gòu)臨近破壞階段仍能保持較高的耗能能力.3.2結(jié)構(gòu)配筋率下降,d從圖5a～d可以看出,在結(jié)構(gòu)的配筋率較高的情況下,剪跨比較小的5,11號模型的累計(jì)耗能指標(biāo)大于剪跨比較大的4,10號模型,并且都存在明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn).但在累計(jì)耗能達(dá)到最大后,配筋率最高的4號模型的累計(jì)耗能下降并不大,并存在一定的上升趨勢;而5,11號下降相對較快,特別是配筋率最大的5號,在達(dá)到累計(jì)耗能最高點(diǎn)后,下降幅度很大.從結(jié)構(gòu)配筋率相對較低的5c,d中可以看出,剪跨比較大的13,19號模型的累計(jì)耗能性能大于剪跨比較小的17,23號模型.在累計(jì)耗能曲線的下降階段,13號的下降趨勢較17號小.而配筋率最低的19號在累計(jì)耗能達(dá)到最大后,累計(jì)耗能性能迅速下降,而23號的下降趨勢則比較平緩.可見,剪跨比對結(jié)構(gòu)的累計(jì)耗能性能存在較大影響.當(dāng)結(jié)構(gòu)的配筋率較高,而剪跨比較小時,從保證耗能特性的角度必須配置足夠的箍筋和橫向鋼筋;而當(dāng)結(jié)構(gòu)的配筋率較小時,該要求可適當(dāng)放寬.3.3配筋率對結(jié)構(gòu)能耗的影響從圖6可以看出,隨著模型配筋率的不斷增加,結(jié)構(gòu)的累計(jì)耗能性能也不斷增加.而對于配筋率最大的5號模型而言,在耗能達(dá)到最大后存在明顯的下降段.對于10,16和22號模型,在耗能曲線的下降階段,隨著配筋率的增加,結(jié)構(gòu)耗能趨勢逐漸趨于平緩;5,11和17號模型也存在同樣的情況.可見,盡管配筋率的增加可增加結(jié)構(gòu)耗能指標(biāo),但在箍筋或橫向鋼筋不能保證耗能特性充分發(fā)揮時,在耗能曲線下降段,也就是結(jié)構(gòu)變形達(dá)一定程度后,累計(jì)耗能性能反會隨著配筋率的增加而降低.4要實(shí)現(xiàn)墩高和彎矩的有限元分析下面是通過具有不同箍筋率、剪跨比和箍筋布置的橋墩模型試驗(yàn)得到的力—位移關(guān)系的外包絡(luò)曲線.為了消除墩高的影響,將橋墩模型加載點(diǎn)橫向位移Δ和荷載P分別用塑性鉸處的相對轉(zhuǎn)角θ=Δ/h(h為墩高)和彎矩M=Ph來代替.4.1包絡(luò)曲線的下降段從圖7可以看出,在主筋配筋率相同的情況下,極限強(qiáng)度大體一致.但在包絡(luò)曲線的下降階段,配箍率最高的3,9,15號以及21號模型的包絡(luò)曲線比較平緩,而配箍率最低的2,8,14號以及20號模型強(qiáng)度下降較快,存在比較明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn).可見,箍筋率對結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度影響不大,但對包絡(luò)曲線的下降段存在比較明顯的影響.而在橋墩的延性抗震設(shè)計(jì)中,包絡(luò)曲線的下降段代表結(jié)構(gòu)的抗力和剛度退化的開始,這兩個參數(shù)退化速度快,說明結(jié)構(gòu)在進(jìn)入該階段后將很快破壞,抗震性能差;反之,表明結(jié)構(gòu)即使進(jìn)入了退化階段,仍保持相當(dāng)?shù)目拐鹦阅?4.2剪跨比對極限強(qiáng)度的影響從圖8可以看出,剪跨比不同而其他設(shè)計(jì)參數(shù)相同的情況下,結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度大致相同.配箍率較高的圖8a,b中,剪跨比較大的1,10號模型在包絡(luò)曲線下降階段的強(qiáng)度比5,11號略小,而配筋率較低的13,19號模型,則比16,23號略大.同時,剪跨比最大的1,10,13號及19號模型在強(qiáng)度下降階段存在明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn),表明部分主筋斷裂后存在較大的強(qiáng)度下降.圖8b,c,d中,在包絡(luò)曲線的下降階段,剪跨比最小的12,24號模型比剪跨比最大的10,19號的強(qiáng)度略小.同時在部分主筋斷裂之前,強(qiáng)度下降的幅度較大,但斷裂后,剪跨比較大的10,19號模型存在明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn),強(qiáng)度下降很快.從以上的分析可以看出,剪跨比對極限強(qiáng)度影響并不大.在剪跨比較大的情況下,剪跨比對包絡(luò)曲線的影響較小;但過小時,對包絡(luò)曲線存在比較明顯的影響.5模型試驗(yàn)中的破壞形態(tài)(1)配筋率較高的1～12號墩,剪跨比較小的17,18號墩,具有比較明顯的剪切破壞特性.試件的斜裂縫發(fā)育比較明顯,并且在位移較大時,模型根部的開裂面上發(fā)生了明顯的錯位、滑移現(xiàn)象.同時,在平行于加載方向的混凝土產(chǎn)生了交叉斜裂縫,這些斜裂縫隨著位移的增大發(fā)育更加明顯,最后直至脫落,并形成貫通的斜裂縫.而配筋率較小、剪跨比較大的13～16墩,19～22墩,呈現(xiàn)出比較明顯的彎曲破壞特點(diǎn).在位移較小階段,模型主要產(chǎn)生水平方向裂縫,斜裂縫發(fā)育不明顯.在臨近破壞階段,外側(cè)混凝土出現(xiàn)豎向裂縫.試件破壞后,混凝土脫落不明顯,僅出現(xiàn)在斷裂鋼筋附近,并無貫穿裂縫出現(xiàn).(2)從鋼筋斷裂部位看,基本發(fā)生在距底座上部25cm左右,貫通斜裂縫也基本出現(xiàn)在這個部位.(3)在試驗(yàn)過程中,6號墩身混凝土從上部到下部都開裂,并且在主筋屈服后,混凝土剝落現(xiàn)象十分嚴(yán)重,同時在加載側(cè)向上有一側(cè)箍筋大部分裸露在外.從觀察結(jié)果看,主要原因由于配筋率較高、剪跨比較小,剪切強(qiáng)度明顯低于彎曲強(qiáng)度.首先在某一部位產(chǎn)生剪切破壞,并隨著墩身其他部位的開裂逐漸擴(kuò)大.這種破壞使混凝土被各方向的裂縫分割成散體,導(dǎo)致橋墩各個截面的側(cè)向抗力和豎向承載力迅速下降而失效.由于剪切型破壞延及范圍大,速度快,對結(jié)構(gòu)的整體抗震安全造成的影響遠(yuǎn)大于彎曲破壞,且修復(fù)困難,因此在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中,應(yīng)盡量避免矮墩高配筋率現(xiàn)象,無法避免時應(yīng)配以足夠的箍筋或橫向鋼筋,使混凝土在各變形階段始終處于約束變形狀態(tài),并保證其抗剪強(qiáng)度高于彎曲強(qiáng)度.(4)圖9是模型試驗(yàn)中出現(xiàn)的幾種典型破壞形態(tài).從中可以看出,只要不出現(xiàn)明顯的剪切破壞,各試件的破壞在宏觀上均集中在塑性鉸附近.但從具體的破壞原因看,則呈現(xiàn)出各種各樣的變化,主要有主拉鋼筋斷裂、箍筋拉斷或接頭張開、混凝土塌落、斜裂縫發(fā)育使橫向抗力大幅度降低以及這些情況的組合等.綜上分析,產(chǎn)生這些破壞現(xiàn)象的原因主要有:①目前,我國對于矩形橋墩箍筋的布置形式基本上為周邊布筋.這種方式難以對核心混凝土提供有效約束,同時對縱筋也不能提供足夠的側(cè)向約束力,橋墩的延性變形能力沒有充分發(fā)揮.②我國現(xiàn)有箍筋的布筋數(shù)量與國外相比存在一定差距,同時矩形箍筋的錨固基本上采用45°彎鉤斜插入核心混凝土.基于軸壓比、縱向配筋率及剪跨比等影響因素的塑性區(qū)域配箍率的確定仍有待進(jìn)一步研究.③在小剪跨比、高配筋率情況下,抗剪能力不足導(dǎo)致剪切型破壞.6主筋和抗剪鋼筋(1)在容易產(chǎn)生塑性鉸的地方應(yīng)適當(dāng)增加箍筋,以避免由于箍筋