巫業(yè)雙 張南 胡勝良 李界全 高閔

(1.中機(jī)國(guó)際工程設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司(華東分院) 南京211800)

(2.南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院 211800)

引言

由于道路建設(shè)和城市立交數(shù)量的增長(zhǎng),車橋碰撞事故頻繁發(fā)生,造成較大的經(jīng)濟(jì)損失。提高橋墩的抗撞性能,對(duì)橋墩進(jìn)行防撞設(shè)計(jì),逐漸成為工程界和學(xué)術(shù)界研究的熱點(diǎn)[1-4]。近年來(lái),我國(guó)出現(xiàn)了為數(shù)不多的鋼骨混凝土組合橋墩[5],而目前對(duì)鋼骨混凝土組合橋墩的研究還相對(duì)較少。

在橋墩抗撞方面,文獻(xiàn)[3]通過(guò)落錘試驗(yàn)和有限元模擬給出了一個(gè)橋墩撞擊峰值的估算公式; 文獻(xiàn)[6]通過(guò)有限元研究了鋼筋混凝土柱在車輛撞擊下的動(dòng)態(tài)響應(yīng); 在鋼骨混凝土柱式結(jié)構(gòu)的抗壓性能方面,文獻(xiàn)[7]、文獻(xiàn)[8]分別對(duì)鋼骨混凝土柱進(jìn)行了軸壓和偏壓試驗(yàn); 文獻(xiàn)[9]采用有限元進(jìn)行了細(xì)長(zhǎng)鋼骨混凝土柱在軸壓下的力學(xué)性能研究。在鋼骨混凝土柱式結(jié)構(gòu)的抗震性能方面,對(duì)非對(duì)稱配筋鋼骨混凝土柱[10]、內(nèi)埋空間鋼構(gòu)架鋼骨混凝土柱[11]和鋼骨超高強(qiáng)混凝土框架柱[12]進(jìn)行了抗震性能的試驗(yàn)研究。文獻(xiàn)[13]對(duì)低周反復(fù)荷載作用下型鋼再生混凝土短柱的破壞形態(tài)、破壞機(jī)理及抗剪強(qiáng)度進(jìn)行了分析。在鋼骨混凝土柱式結(jié)構(gòu)的抗剪計(jì)算方面,日本公路橋梁抗震規(guī)范綜合考慮了橋墩尺寸、配筋率、以及箍筋與橋墩軸向夾角對(duì)墩柱抗剪能力的影響,給出了橋墩抗剪能力計(jì)算公式[14]。美國(guó)ATC-32 簡(jiǎn)單地處理了延性發(fā)展對(duì)混凝土抗剪能力的影響,提出了名義抗剪強(qiáng)度由混凝土和鋼材兩部分疊加的計(jì)算方法[15]。文獻(xiàn)[16]對(duì)高強(qiáng)、超高強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)分析,得到普通型鋼混凝土柱和型鋼高強(qiáng)混凝土柱的受剪承載力計(jì)算公式; 文獻(xiàn)[17]采用桁架-拱模型提出了鋼骨混凝土橋墩抗剪承載力計(jì)算公式。然而,有關(guān)鋼骨混凝土柱式構(gòu)件撞擊抗剪性能的研究還較為少見。

在普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中內(nèi)置鋼骨架,提高普通混凝土橋墩的抗撞性能,抵御車輛撞擊荷載,對(duì)保障行車安全和交通通暢具有重要的工程和社會(huì)意義。為深入研究?jī)?nèi)置鋼骨架后混凝土橋墩的抗撞性能,本文通過(guò)4 根橋墩模型的車輛撞擊試驗(yàn)對(duì)比分析了內(nèi)置不同鋼骨形式的混凝土橋墩抗撞性能。建立了內(nèi)置鋼骨的混凝土橋墩撞擊抗剪承載力計(jì)算公式,將對(duì)應(yīng)側(cè)向靜力試驗(yàn)結(jié)果代入公式確定了有關(guān)參數(shù)的取值,并將撞擊抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值進(jìn)行了對(duì)比。

1 車輛撞擊試驗(yàn)概述

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了4 根橋墩模型進(jìn)行車輛撞擊試驗(yàn),試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒孛嫘问饺鐖D1 所示。為比較內(nèi)置不同鋼骨形式橋墩的抗撞性能,試驗(yàn)橋墩采用了近似的橫向配鋼率和相同的縱向配鋼率。圖1中SRCP-1 為用于試驗(yàn)對(duì)比的普通混凝土橋墩模型、SRCP -2 為內(nèi)置角鋼橋墩模型、SRCP -3為內(nèi)置槽鋼橋墩模型,SRCP-4 為內(nèi)置雙圓鋼管橋墩模型。試件設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。鋼材力學(xué)性能見表2。

圖1 試件尺寸與截面配筋(單位： mm)Fig.1 Specimen dimensions and steel details(unit: mm)

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of specimens

表2 鋼筋與鋼材材料性能Tab.2 Material properties of reinforcement and steel

1.2 試驗(yàn)加載方案

忽略樁土效應(yīng)的影響,本試驗(yàn)采用底端固支,頂端鉸接,撞擊試驗(yàn)加載裝置如圖2 所示。通過(guò)地錨桿固定橋墩模型,承臺(tái)側(cè)面與反力墻接觸,在墩頂通過(guò)拉壓傳感器按0.1 的軸壓比施加軸向壓力,該軸向壓力和墩頂側(cè)向約束共同作用,用于模擬橋墩上部荷載。通過(guò)改變下落重物的高度來(lái)控制撞擊能量,撞擊位置參考大型卡車撞擊橋墩的作用范圍以及出現(xiàn)剪切破壞的剪跨比,取距承臺(tái)500mm。為直接研究橋墩的抗撞性能,采用剛性撞擊頭,撞擊頭后部安裝沖擊力傳感器。通過(guò)動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變、橋墩撞擊點(diǎn)位移以及小車的撞擊速度。

圖2 撞擊試驗(yàn)裝置示意(單位： mm)Fig.2 Schematic diagram of test loading(unit: mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 撞擊開裂和破壞狀態(tài)分析

通過(guò)重物下落拉動(dòng)小車水平撞擊試驗(yàn)橋墩,控制下落重物的下落高度使得小車撞擊橋墩時(shí)具有相近的撞擊速度,橋墩模型最終的撞擊破壞模式如圖3 所示。

圖3 橋墩破壞形態(tài)Fig.3 Impact failure modes of bridge piers

由圖3 可知: 試驗(yàn)?zāi)Ｐ途鶠榧羟衅茐?普通鋼筋混凝土橋墩在出現(xiàn)斜裂縫后很快形成主斜裂縫,破壞較快,內(nèi)置鋼骨架后墩身的破壞較為緩慢且局部破壞更完整。內(nèi)置鋼骨架的銷栓作用有效抑制了墩身的剪切滑移。

橋墩模型撞擊開裂和撞擊破壞峰值力見表3。由表3 可知,內(nèi)置鋼骨架后,橋墩模型開裂狀態(tài)和破壞狀態(tài)的峰值力明顯提高。與試件SRCP-1相比,試件SRCP-2 的撞擊開裂峰值力和撞擊破壞峰值力分別提高24.22% 和11.79%,試件SRCP-3 的撞擊開裂峰值力和撞擊破壞峰值力分別提高65.90%和35.46%,試件SRCP-4 的撞擊開裂峰值力和撞擊破壞峰值力分別提高81.02%和44.67%?？v向配鋼率相同時(shí),試件SRCP -4的抗撞性能較好。

表3 橋墩模型撞擊力對(duì)比Tab.3 Comparison of impact force of bridge pier models

圖4 為橋墩模型開裂和破壞狀態(tài)撞擊力時(shí)程曲線。

圖4 橋墩模型撞擊力時(shí)程曲線Fig.4 Time-history curves of impact force of piers

小車撞擊后墩身未開裂時(shí),主要由混凝土抵御車輛撞擊,此時(shí)撞擊力下降段較緩,撞擊力作用時(shí)間基本在20ms 左右,撞擊力波形接近半波正弦波形,如圖4a 所示。小車撞擊后墩身開裂時(shí),鋼材的抵御作用變大,撞擊力到達(dá)峰值后迅速下降,撞擊力作用時(shí)間延長(zhǎng)至25ms 左右,撞擊力波形更接近三角形波形,如圖4b 所示。該結(jié)果為墩柱撞擊作用效應(yīng)的分析提供了一定的參考價(jià)值。

2.2 墩身撞擊位移分析

試驗(yàn)小車撞擊下橋墩模型開裂狀態(tài)的位移時(shí)程曲線如圖5 所示。

圖5 橋墩模型撞擊開裂位移時(shí)程曲線Fig.5 Displacement time-history curves of pier models in crack

由圖5 可知,撞擊位移峰值與墩身側(cè)向剛度及撞擊能量有關(guān)。試件SRCP-4 具有較好的抗撞擊開裂能力。

（2）誘殺蚜蟲：用20×40cm黃板，畝插置、懸掛50—100面，高出植株頂部，7－10天重涂一次機(jī)油，誘殺蚜蟲。

2.3 墩身撞擊應(yīng)變時(shí)程分析

為進(jìn)一步研究車輛撞擊荷載作用下內(nèi)置鋼骨混凝土橋墩的動(dòng)態(tài)反應(yīng),在試驗(yàn)?zāi)Ｐ图羟袇^(qū)混凝土、鋼筋及型鋼表面粘貼應(yīng)變片。選取典型的橋墩模型進(jìn)行分析。橋墩模型應(yīng)變片布置如圖6 所示,將撞擊點(diǎn)背面的橋墩底部記為原點(diǎn)O(0,0),混凝土應(yīng)變片沿撞擊點(diǎn)與原點(diǎn)連線粘貼。

圖6 應(yīng)變片布置Fig.6 Layout of strain gauges

1.剪切區(qū)混凝土應(yīng)變時(shí)程分析

撞擊試驗(yàn)測(cè)得開裂階段典型的墩身剪切區(qū)混凝土應(yīng)變時(shí)程曲線如圖7 所示。圖7a 和圖7b 分別為試件SRCP-1、SRCP-4 的混凝土應(yīng)變時(shí)程曲線。

圖7 混凝土應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.7 Time-history curves of concrete strain

由圖7 可見,撞擊作用下,內(nèi)置鋼骨架后,H1、H3 測(cè)點(diǎn)處混凝土應(yīng)變略有減小,墩身中部H2 測(cè)點(diǎn)處混凝土應(yīng)變減小明顯。內(nèi)置的鋼骨架在橋墩模型主斜裂縫形成時(shí)改變了整個(gè)橋墩的應(yīng)力分布,從而提高了橋墩模型的抗撞擊能。

2.剪切區(qū)鋼筋應(yīng)變時(shí)程分析

圖8 為試驗(yàn)小車撞擊下(撞擊能4581.10J)測(cè)得的開裂階段典型的鋼筋應(yīng)變時(shí)程曲線。圖9 為SRCP-2 ～SRCP-4 在開裂狀態(tài)下G4 測(cè)點(diǎn)處的鋼筋應(yīng)變時(shí)程曲線。

圖8 SRCP-4 鋼筋應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.8 Time-history curves of steel strain of SRCP-4

圖9 鋼筋應(yīng)變時(shí)程曲線對(duì)比Fig.9 Comparison of time-history curves of steel strain

由圖8 可見,相同撞擊能量下,不同位置的鋼筋應(yīng)變相差較大。在撞擊能為4581.10J 的條件下,G5 測(cè)點(diǎn)處鋼筋應(yīng)變較小(300.857με),表明墩身彎曲變形較小; G2 測(cè)點(diǎn)處鋼筋屈服,G1測(cè)點(diǎn)處鋼筋應(yīng)變651.08με,表明墩身中下部區(qū)域的斜拉應(yīng)力較大; G3 測(cè)點(diǎn)處鋼筋應(yīng)變(515.255με)與G1 測(cè)點(diǎn)處鋼筋應(yīng)變(651.08με)已相對(duì)接近,表明內(nèi)置的斜筋分擔(dān)了部分的斜拉應(yīng)力。

由圖9 可見,內(nèi)置雙圓鋼管的橋墩模型(SRCP-4)斜筋應(yīng)變峰值最小,這表明內(nèi)置不同的鋼骨形式對(duì)墩身應(yīng)力分布產(chǎn)生了不同影響,內(nèi)置雙圓鋼管橋墩墩身內(nèi)受拉鋼筋應(yīng)變較小,具有進(jìn)一步承擔(dān)荷載的能力。

3 橋墩撞擊抗剪承載力分析計(jì)算

3.1 材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能

依據(jù)文獻(xiàn)[18],定義K1為混凝土動(dòng)強(qiáng)度提高系數(shù),K2為鋼材動(dòng)強(qiáng)度提高系數(shù)。混凝土動(dòng)抗壓強(qiáng)度計(jì)算按式(1)。假定鋼材屈服后仍保持屈服強(qiáng)度,鋼材的動(dòng)抗拉強(qiáng)度計(jì)算按式(2)。

混凝土的動(dòng)彈性模量采用式(3)計(jì)算[19],鋼材的動(dòng)彈性模量取其靜彈性模量[20]。

式中:為混凝土動(dòng)彈性模量;Ec為混凝土靜彈性模量。

將試驗(yàn)測(cè)得的材料應(yīng)變率(與撞擊能有關(guān)),代入式(1)、(2)、(3)得材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù),結(jié)果見表4。

表4 鋼材和混凝土的動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù)Tab.4 Dynamicmechanics parameters of steel and concrete

3.2 橋墩模型撞擊抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)峰值

將試驗(yàn)橋墩模型按約束條件簡(jiǎn)化,如圖10所示。由于撞擊作用時(shí)間很短,將撞擊力到達(dá)峰值時(shí)橋墩模型的狀態(tài)近似視為彈性狀態(tài),得到橋墩撞擊抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)峰值公式為:

式中:為橋墩撞擊抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)峰值;Pu為撞擊力峰值;Pz為墩頂支反力;a為加載點(diǎn)高度(500mm);l為橋墩計(jì)算高度(1500mm)。

3.3 撞擊抗剪強(qiáng)度計(jì)算

1.撞擊抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型

采用疊加原理計(jì)算結(jié)構(gòu)抗剪強(qiáng)度是目前較為常見的方法。本文在現(xiàn)有抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式的基礎(chǔ)上進(jìn)行修正,給出內(nèi)置鋼骨的混凝土橋墩撞擊抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式: (1)用材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能取代靜態(tài)力學(xué)性能; (2)考慮由裂縫發(fā)展方向的隨機(jī)性引起的箍筋及鋼斜撐的應(yīng)變不均勻; (3)考慮型鋼的強(qiáng)度折減。橋墩動(dòng)態(tài)抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型如圖11 所示,圖中,為混凝土動(dòng)抗剪強(qiáng)度;為型鋼動(dòng)抗剪強(qiáng)度;為鋼斜撐動(dòng)抗剪強(qiáng)度;為箍筋動(dòng)抗剪強(qiáng)度;N為軸壓力。

圖10 橋墩計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.10 Calculation diagram of pier

圖11 橋墩動(dòng)態(tài)抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型Fig.11 Calculationmodel of impact strength of bridge pier

橋墩模型撞擊抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式如下:

式中:λ為剪跨比;b為模型截面寬度;h0為模型截面有效高度;Asw為型鋼截面面積;為鋼材動(dòng)彈性模量與混凝土動(dòng)彈性模量的比值;為箍筋動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度;Asv為箍筋截面面積;s1為箍筋間距;為斜筋動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度;Aw2為斜筋截面面積;φ為斜筋與豎直方向的夾角;s2為斜筋等效間距;為型鋼動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度;tw1為型鋼腹板等效厚度;hw1型鋼腹板等效高度;n為軸壓比;Aw為鋼材截面面積;h為橋墩截面高度;n1為箍筋應(yīng)變不均勻系數(shù),n2為斜筋應(yīng)變不均勻系數(shù),n3為型鋼強(qiáng)度折減系數(shù)。

為得到n1、n2、n3的具體取值,進(jìn)行了與撞擊試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的4 根橋墩模型側(cè)向靜力試驗(yàn)。側(cè)向加載點(diǎn)與撞擊位置相同。側(cè)向靜力試驗(yàn)結(jié)果如表5 所示。圖12 為橋墩模型的側(cè)向靜力加載破壞形態(tài)。

表5 側(cè)向靜力試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Results of static test

圖12 橋墩靜力破壞形態(tài)Fig.12 Static failure modes of bridge piers

將材料的靜態(tài)力學(xué)性能和側(cè)向靜力試驗(yàn)結(jié)果帶入式(3) ～式(5)解得n1、n2、n3的值分別為0.591、0.521、0.520。

2.計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比分析

由于峰值撞擊力作用時(shí)間較短,目前,通常選取等效撞擊力對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)[4,21-22]。根據(jù)文獻(xiàn)[23]的研究結(jié)果,由于撞擊試驗(yàn)橋墩內(nèi)置鋼骨的形式不同,撞擊力等效系數(shù)存在差異,結(jié)合本文的車輛撞擊試驗(yàn),從偏安全的角度,建議撞擊力等效系數(shù)的取值為0.85,即:

橋墩撞擊抗剪強(qiáng)度計(jì)算值與橋墩等效撞擊抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)值的對(duì)比結(jié)果見表6。

表6 橋墩撞擊抗剪強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果與等效撞擊抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)值對(duì)比Tab.6 Comparison between calculation results and equivalent test results for dynamic shear strength of piers

由表6 可知,本文建議的公式能較好地預(yù)測(cè)橋墩的撞擊抗剪承載力,具有一定的設(shè)計(jì)參考價(jià)值。

4 結(jié)論

1.剪切區(qū)混凝土受壓為主,內(nèi)置鋼骨架后橋墩模型的開裂撞擊力峰值、破壞撞擊力峰值均有明顯提高,內(nèi)置不同鋼骨形式的橋墩抗撞性能存在較大差異,內(nèi)置雙圓鋼管的混凝土橋墩是一種抗撞性能較好的橋墩。

2.內(nèi)置的鋼骨架改變了墩身的應(yīng)力分布,有利于箍筋進(jìn)一步承擔(dān)更大的拉力。同時(shí),內(nèi)置的鋼骨架改變了墩身側(cè)向剛度,提高了橋墩的抗側(cè)向變形能力。

3.采用疊加原理給出了內(nèi)置鋼骨的混凝土橋墩撞擊抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式,由于撞擊試驗(yàn)復(fù)雜且難度較大,橋墩試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛿?shù)量還較少,本文計(jì)算公式具有一定的條件適用性,還需深入做大量的試驗(yàn)和理論分析得到更廣泛的具有工程實(shí)用價(jià)值的計(jì)算公式。