李海鋒，舒 智，謝彩霞，洪依萍，陳賽劍

(1. 華僑大學(xué)土木工程學(xué)院，福建，廈門(mén) 361021；2. 福建省智慧基礎(chǔ)設(shè)施與監(jiān)測(cè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華僑大學(xué))，福建，廈門(mén) 361021；3. 福建省建筑科學(xué)研究院有限責(zé)任公司，福建，福州 350108)

橋墩是橋梁的重要組成部分之一，承擔(dān)了上部結(jié)構(gòu)傳來(lái)的豎向荷載和水平荷載，還要承受可能出現(xiàn)的地震力和漂浮物的撞擊力等。橋墩對(duì)橋梁的抗震性能有重要影響。傳統(tǒng)的混凝土橋墩結(jié)構(gòu)延性較差；在實(shí)際工程應(yīng)用中，鋼橋墩在地震作用下容易發(fā)生局部屈曲變形、角焊縫開(kāi)裂破壞，導(dǎo)致鋼橋墩的抗震性能變差。因此，探索抑制鋼橋墩柱底局部屈曲的有效措施以及震后受損鋼橋墩的可修復(fù)性已成為橋梁抗震研究領(lǐng)域中至關(guān)重要的課題。國(guó)內(nèi)外專(zhuān)家學(xué)者對(duì)鋼結(jié)構(gòu)橋墩的抗震設(shè)計(jì)及抗震加固方法進(jìn)行了大量研究。

對(duì)于鋼橋墩力學(xué)性能，魏言磊等[1]對(duì)高強(qiáng)鋼管進(jìn)行了局部穩(wěn)定試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，給出了徑厚比限值的建議計(jì)算方法。舒贛平等[2]分析了試件的長(zhǎng)細(xì)比、寬厚比(徑厚比)對(duì)冷成型不銹鋼軸心受壓柱的破壞模式及變形性能的影響，對(duì)比了不同規(guī)范的承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值的差別。朱浩川和姚諫[3]、楊璐等[4]對(duì)不銹鋼圓管截面軸心受壓試件試驗(yàn)研究，提出長(zhǎng)柱軸壓穩(wěn)定系數(shù)建議公式，分析了不銹鋼構(gòu)件的失穩(wěn)模態(tài)和整體穩(wěn)定承載力。施剛等[5? 6]通過(guò)試驗(yàn)和有限元軟件對(duì)高強(qiáng)度焊接圓鋼管軸心受壓時(shí)的整體穩(wěn)定性能進(jìn)行研究，對(duì)高強(qiáng)度焊接圓鋼管的整體穩(wěn)定設(shè)計(jì)方法提出兩種建議。Zhi等[7]和Zhang等[8]對(duì)軸向預(yù)壓圓鋼管進(jìn)行了橫向低速質(zhì)量沖擊試驗(yàn)研究，研究了圓鋼管在低速大質(zhì)量沖擊下的塑性行為。Liu等[9]通過(guò)單向激勵(lì)下的響應(yīng)來(lái)評(píng)估雙向激勵(lì)下鋼橋墩的非線性地震響應(yīng)，對(duì)不同截面形式的鋼橋墩響應(yīng)差異進(jìn)行了研究。吳兆旗等[10]對(duì)局部銹蝕圓鋼管構(gòu)件的軸壓力學(xué)性能進(jìn)行了正交試驗(yàn)，提出了其軸壓承載力計(jì)算公式。

對(duì)于鋼橋墩的加固措施，常見(jiàn)的方法有鋼橋墩底部填充混凝土，設(shè)置加勁肋和耗能區(qū)。Kitada等[11]和Chen等[12]在鋼橋墩內(nèi)部設(shè)置加勁肋和填充混凝土以減少較大的塑性變形，通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能?；荽娴萚13]對(duì)底部加強(qiáng)型工字形截面鋼管混凝土柱進(jìn)行了有限元模擬分析，證明了該構(gòu)造具有良好的抗震性能。Yamao等[14]和李寧等[15]對(duì)內(nèi)置十字形鋼板圓形鋼橋墩柱進(jìn)行非線性數(shù)值分析及實(shí)驗(yàn)研究，明確了十字形鋼板改善橋墩抗震性能的機(jī)理。Zhi等[16]采用數(shù)值模擬和試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究了玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂增強(qiáng)圓鋼管軸向沖擊荷載作用下的性能。呂英婷等[17]采用對(duì)一種帶位移型剪切鋼板的新型可原位修復(fù)鋼橋墩)進(jìn)行低周往復(fù)荷載作用下的全過(guò)程數(shù)值模擬，分析該新型橋墩受力機(jī)理，提出其受彎承載力的計(jì)算公式。邵永波等[18]研究軸壓作用下碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料加固圓形空心截面鋼管短柱的極限承載力，對(duì)軸壓作用下碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料加固圓形空心截面鋼管短柱進(jìn)行了理論和數(shù)值分析。Wu等[19]采用數(shù)值和試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究了玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂(GFRP)增強(qiáng)圓鋼管在低速橫向沖擊載荷下的性能。周樂(lè)等[20]通過(guò)試驗(yàn)和有限元分析研究了CFRP (碳纖維)布加固軸心受壓鋼管短柱構(gòu)件的受力性能。李海鋒等[21? 22]提出內(nèi)嵌耗能殼板的新型鋼橋墩，并進(jìn)行了此類(lèi)新型鋼橋墩的擬靜力試驗(yàn)研究。

目前，關(guān)于設(shè)置耗能構(gòu)件鋼橋墩的抗震性能研究及應(yīng)用正處于發(fā)展階段，圓截面鋼橋墩相關(guān)的抗震性能研究還較少，相關(guān)規(guī)范設(shè)計(jì)體系還不完善。本文基于可恢復(fù)功能理念，提出在鋼橋墩易損根部區(qū)域設(shè)置可更換的墩柱為耗能區(qū)，在耗能墩柱壁板內(nèi)側(cè)設(shè)置耗能殼板作為壁板的防屈曲約束，在地震作用下耗能區(qū)可先于上部結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性階段耗散地震能量，進(jìn)而研發(fā)出一種震后功能可恢復(fù)的內(nèi)嵌耗能殼板圓鋼管橋墩。本文設(shè)計(jì)8個(gè)設(shè)置耗能殼板的高強(qiáng)鋼圓管橋墩試件，采用1000 t大型多功能靜電液伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行相應(yīng)的軸壓試驗(yàn)，研究在軸壓作用下試件的破壞機(jī)理、承載能力、延性性能等力學(xué)特征，為實(shí)際工程應(yīng)用提供理論支撐。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)和材料特性

本文設(shè)計(jì)4組8個(gè)壁板為高強(qiáng)鋼Q460的圓管截面橋墩試件進(jìn)行試驗(yàn)研究，模擬高強(qiáng)鋼圓管橋墩在軸向荷載作用下的受力狀態(tài)。綜合考慮實(shí)驗(yàn)室伺服加載系統(tǒng)的加載方式及作動(dòng)器的有效量程范圍等因素，試件尺寸采用縮尺比例為1∶4的縮尺模型進(jìn)行設(shè)計(jì)。四組試件橫截面尺寸取為Φ410 mm×6 mm，I-A組為標(biāo)準(zhǔn)試件，I-B組試件設(shè)置加勁肋普通補(bǔ)強(qiáng)措施，I-C組和I-D組為設(shè)置耗能構(gòu)件的新型構(gòu)造試件，試件設(shè)計(jì)如圖1所示。試件鋼壁板材料采用高強(qiáng)鋼Q460，低屈服點(diǎn)耗能鋼板主要材料有Q100鋼、Q160鋼和Q235鋼，壁板加勁肋及耗能鋼板兩側(cè)防屈曲約束鋼夾板材料為Q345鋼。本次試驗(yàn)擬定無(wú)壁板加勁肋、低屈服殼板強(qiáng)度以及低屈服點(diǎn)耗能構(gòu)件連接方式、低屈服點(diǎn)殼板厚度四個(gè)關(guān)鍵參數(shù)作為控制變量，試件尺寸如表1所示。

圖 1 試件尺寸示意圖 /mm Fig.1 Graphic dimensions of test specimens

表 1 試件主要參數(shù)Table 1 Main parameters of test specimens

依據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1?2010)，對(duì)本次試驗(yàn)材料進(jìn)行材性試件拉伸試驗(yàn)，獲得鋼板材料力學(xué)性能，拉伸試驗(yàn)獲得的材料特性見(jiàn)表2。

表 2 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of steel properties

1.2 加載設(shè)備及加載方案

本次試驗(yàn)為軸壓靜載試驗(yàn)，量測(cè)內(nèi)容主要為圓管鋼橋墩極限承載力、高強(qiáng)鋼壁板外表面的應(yīng)力分布狀態(tài)、豎向最終變形量和橫向壁板屈曲變形量等內(nèi)容。每個(gè)試件共計(jì)布置8個(gè)三向應(yīng)變花，16個(gè)單向應(yīng)變片，試驗(yàn)所采用的電阻應(yīng)變片采用益陽(yáng)市赫山區(qū)廣測(cè)電子有限公司生產(chǎn)的電阻應(yīng)變片；共計(jì)布置2個(gè)豎向位移計(jì)和6個(gè)水平位移計(jì)，測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。應(yīng)變片及位移計(jì)的數(shù)據(jù)由DH3816N動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)實(shí)時(shí)采集。試驗(yàn)裝置采用濟(jì)南邦威控制工程有限公司生產(chǎn)的WAW-J10000F型號(hào)1000 t大型多功能靜電液伺服加載系統(tǒng)，加載設(shè)備如圖3所示。

本次試驗(yàn)加載制度實(shí)行一次連續(xù)加載，分預(yù)加載和正式加載兩個(gè)階段，預(yù)加載分為兩級(jí)，加載值分別為極限荷載值的5%、10%。正式加載時(shí)，以力加載控制分別加載至極限荷載值的20%、40%、60%、80%，加載速度為100 kN/min，加載至每一級(jí)目標(biāo)值時(shí)持荷2 min。此后改為位移加載控制，加載速度為1 mm/min，連續(xù)緩慢加載至試件破壞，當(dāng)下降段試件的軸向承載力下降至極限荷載的60%時(shí)，停止加載。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖 2 測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Layout of measuring point

圖 3 軸壓加載設(shè)備Fig.3 Axial loading equipment

試件的破壞類(lèi)型主要有三類(lèi)，分別如下：I)試件局部屈曲變形主要發(fā)生在試件根部的“象腳式”破壞，以塑性變形為主；II)試件根部壁板局部屈曲變形后，高強(qiáng)螺栓被剪斷；III)試件上、下部發(fā)生“壓扁式”較大變形破壞，充分發(fā)揮材料強(qiáng)度，主要發(fā)生材料破壞。試件I-A-1、試件IB-1屬于I類(lèi)破壞；試件I-C-1、試件I-C-2、試件I-C-3屬于II類(lèi)破壞；試件I-D-1、試件I-D-2、試件I-D-3屬于III類(lèi)破壞。各試件最終破壞模態(tài)如圖4所示。

由于試件I-C-1、試件I-C-2、試件I-C-3在加載過(guò)程中出現(xiàn)高強(qiáng)螺栓被剪斷，試件I-D-1、試件I-D-2出現(xiàn)部分焊縫開(kāi)裂情況，為了更直觀觀測(cè)試件內(nèi)部構(gòu)造破壞情況，選取兩種設(shè)置耗能殼板構(gòu)造的試件(C組、D組)進(jìn)行切開(kāi)處理以觀察內(nèi)部，如圖5所示。

從試驗(yàn)加載全過(guò)程來(lái)看，不同構(gòu)造類(lèi)型的試件破壞模態(tài)有異。在試驗(yàn)加載初期，各組試件處于彈性階段，變形量較小，用肉眼難以觀察，無(wú)明顯現(xiàn)象。加載至接近極限承載力峰值，試件開(kāi)始出現(xiàn)輕微的局部屈曲變形，壁板輕微鼓出。加載前期不同構(gòu)造類(lèi)型的試件表現(xiàn)大體相似，至加載中后期各個(gè)試件的變形及破壞現(xiàn)象出現(xiàn)明顯差異。分析各個(gè)試件在軸向荷載作用下的試驗(yàn)過(guò)程及破壞模態(tài)可知：

1) 標(biāo)準(zhǔn)試件I-A-1與試件I-B-1最終破壞模態(tài)較為一致，類(lèi)似于“象腳”壓屈破壞。破壞位置主要集中在環(huán)試件偏下部一周鋼壁板局部屈曲鼓出。隨著荷載增加，鼓屈變形沿著鋼板屈服位置塑性變形不斷擴(kuò)展，停止加載時(shí)觀察到變形量較大。試件的腹部和端部鋼壁板在軸向壓力作用下輕微外鼓，變形不明顯。試驗(yàn)過(guò)程中，在軸向承載力下降階段未發(fā)出其他聲響，試件也未出現(xiàn)承載力二次增長(zhǎng)趨勢(shì)。

2) 試件I-C-1和試件I-C-3以多個(gè)高強(qiáng)連接螺栓斷裂，軸向承載驟降至65%以下結(jié)束試驗(yàn)，兩者的破壞模態(tài)與標(biāo)準(zhǔn)試件I-A-1較為相似。破壞位置主要集中在試件根部未設(shè)置耗能構(gòu)件補(bǔ)強(qiáng)處的鋼壁板，環(huán)試件根部一周向外屈曲鼓出。試件的腹部和端部變形不明顯，設(shè)置耗能構(gòu)件的原因致使試件腹部位置處鋼壁板保持較好。試驗(yàn)過(guò)程中，高強(qiáng)連接螺栓被剪斷試件內(nèi)部傳出崩裂聲。加載后期，試件軸向承載力出現(xiàn)二次增長(zhǎng)趨勢(shì)，但因高強(qiáng)螺栓的斷裂使得未如期達(dá)到第二次荷載峰值。

圖 4 試件破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of specimens

3) D組三個(gè)試件破壞模態(tài)主要表現(xiàn)為鋼壁板上、下部的“壓扁式”破壞，耗能構(gòu)件也相應(yīng)發(fā)生變形。由試件I-D-2、試件I-D-3破壞模態(tài)可見(jiàn)，加載過(guò)程中出現(xiàn)偏壓現(xiàn)象且偏心距過(guò)大，使得試件破壞屈曲部分不對(duì)稱(chēng)，東南方向承受壓力值更大。試驗(yàn)加載后期，試件I-D-1出現(xiàn)二次荷載峰值，試件I-D-2、試件I-D-3加載后期承載力圍繞恒定值上下波動(dòng)，未出現(xiàn)二次荷載峰值應(yīng)為試驗(yàn)儀器設(shè)備承臺(tái)偏壓加載所致。

圖 5 設(shè)置耗能殼板試件切開(kāi)圖Fig.5 Cutting diagram of specimens with energy dissipation shells

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

表3給出設(shè)置耗能殼板的高強(qiáng)鋼圓管橋墩的試驗(yàn)結(jié)果，其中極限位移為極限荷載所對(duì)應(yīng)的縱向位移值，破壞位移為加載結(jié)束時(shí)縱向位移值，單位mm。由表3可知，試件I-C-2的極限位移值為70.51 mm，而同組其他試件該值在9.42 mm～11.43 mm。由于試件I-C-2的極限荷載出現(xiàn)在第二次峰值點(diǎn)，而其他試件的極限荷載均出現(xiàn)在第一次峰值點(diǎn)，因此，試件I-C-2對(duì)應(yīng)的極限位移值較大。

3.1.1 荷載-位移曲線

設(shè)置耗能殼板的高強(qiáng)鋼圓管橋墩試件在軸向荷載作用下的全過(guò)程荷載P-位移δ關(guān)系曲線如圖6所示。其中，縱坐標(biāo)P為試件所承受的縱向荷載實(shí)測(cè)值，由加載設(shè)備直接采集得到，單位kN；橫坐標(biāo)δ為設(shè)置在試件端部的兩個(gè)豎向荷載位移計(jì)D1、D2的平均值，位移計(jì)布置方式如圖2所示，單位mm。

表 3 試件極限荷載和位移Table 3 Ultimate load and displacement of test specimens

圖 6 試件荷載P-位移δ關(guān)系曲線Fig.6 Curve of load (P)-displacement (δ) of test specimens

3.1.2 荷載-應(yīng)變曲線

從試件破壞模態(tài)來(lái)看，各試件正東方向和正南方向根部在試驗(yàn)過(guò)程中較其他壁板位置處先進(jìn)入屈服破壞階段，因此選取東南方向根部應(yīng)變片P3的荷載P-應(yīng)變?chǔ)徘€進(jìn)行分析。由于試件I-C-3在試驗(yàn)過(guò)程中數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的P3通道顯示異常，未采集到該處應(yīng)變數(shù)值，故此處只分析其他七個(gè)試件的荷載-應(yīng)變曲線，各個(gè)試件的荷載P-應(yīng)變?chǔ)徘€如圖7所示。

圖 7 試件荷載P-應(yīng)變?chǔ)抨P(guān)系曲線Fig.7 Curve of load (P)-strain (ε) of test specimens

其中，縱坐標(biāo)為試件所承受的縱向荷載實(shí)測(cè)值P，單位kN；橫坐標(biāo)為應(yīng)變片P3的應(yīng)變實(shí)測(cè)值ε，單位με，此處定義試件的拉壓屈服應(yīng)變的拉應(yīng)變?nèi)≌?、壓?yīng)變?nèi)∝?fù)值；εy虛線處恒定值表示鋼材的理論屈服應(yīng)變，理論屈服應(yīng)變由公式ε=σ/E得到，試件高強(qiáng)鋼壁板Q460拉壓屈服應(yīng)變?yōu)?233 με；紅點(diǎn)標(biāo)注處的坐標(biāo)值表示試件應(yīng)變達(dá)到屈服值時(shí)所對(duì)應(yīng)的軸向承載力。試件I-D-1、I-D-2、I-D-3的曲線達(dá)到峰值后均迅速下降，是由于試件在峰值點(diǎn)后焊縫出現(xiàn)輕微開(kāi)裂，導(dǎo)致了承載能力的下降。

3.2 承載能力

由于試件在加載過(guò)程中未出現(xiàn)明顯的屈服臺(tái)階，因此這里采用名義屈服強(qiáng)度計(jì)算屈強(qiáng)比，即名義屈強(qiáng)比[23]。名義屈服荷載的計(jì)算方法采用幾何作圖法得到，如圖8所示E點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)值即為名義屈服強(qiáng)度。圖9為各試件的最大承載力對(duì)比。對(duì)于出現(xiàn)二次荷載峰值的試件I-C-2和I-D-1，考慮到出現(xiàn)二次荷載峰值期試件外部屈曲變形嚴(yán)重，已超過(guò)正常使用極限狀態(tài)限定，故承載力值均取第一次峰值。

3.2.1 構(gòu)造形式對(duì)軸壓承載力的影響

圖 8 名義屈服點(diǎn)的確定方法Fig.8 Method for the determination of nominal yield limit

圖 9 最大承載力對(duì)比Fig.9 Comparison of maximum bearing capacity

試件I-B-1在內(nèi)部設(shè)置縱向加勁肋。與標(biāo)準(zhǔn)試件I-A-1相比，試件I-B-1的最大承載降低323.0 kN，減少8.9%。從試驗(yàn)結(jié)果分析，設(shè)置縱向加勁肋補(bǔ)強(qiáng)的試件I-B-1未在承載力上得到顯著提升，相反有一定程度下降。原因在于本次設(shè)計(jì)縱向加勁肋在距端部和底部預(yù)留65 mm高度未設(shè)置補(bǔ)強(qiáng)，使得在加載過(guò)程中的預(yù)留未補(bǔ)強(qiáng)位置鋼壁板成為試件的薄弱區(qū)過(guò)早屈曲，發(fā)生“象腳”破壞。說(shuō)明縱向加勁肋在試驗(yàn)過(guò)程中未發(fā)揮作用，設(shè)置縱向加勁肋的普通補(bǔ)強(qiáng)措施對(duì)改善試件的破壞形態(tài)及提高承載力效果不明顯。

C組試件的內(nèi)置耗能構(gòu)件采用高強(qiáng)螺栓與高強(qiáng)鋼壁板相連接，最大承載力較標(biāo)準(zhǔn)試件提升5.8%～14.1%；D組試件的內(nèi)嵌耗能構(gòu)件的低屈服點(diǎn)鋼板采用焊接方式焊接于高強(qiáng)鋼壁板，最大承載力較標(biāo)準(zhǔn)試件提升13.9%～29.4%。此外，設(shè)置耗能構(gòu)件的試件在試驗(yàn)加載后期參與受力，使得荷載出現(xiàn)二次提升趨勢(shì)。說(shuō)明，兩種新型構(gòu)造對(duì)提升試件承載力起作用，D組內(nèi)嵌耗能構(gòu)件的構(gòu)造對(duì)提升承載力作用效果更為顯著；且相較于設(shè)置縱向加勁肋的普通補(bǔ)強(qiáng)措施，新型構(gòu)造對(duì)承載力提升效果更好。

3.2.2 耗能鋼板的強(qiáng)度和厚度對(duì)軸壓承載力的影響

從圖6可見(jiàn)，C組中試件I-C-2的極限承載力最小，同樣D組中試件I-D-2承載力小于其他兩個(gè)試件；而設(shè)置Q235低屈服點(diǎn)鋼的I-C-3和試件I-D-3對(duì)承載力提高效果最顯著。對(duì)比試件I-C-2/I-D-2、試件I-C-3/I-D-3可得，低屈服板強(qiáng)度對(duì)試件承載力有一定影響，隨著低屈服板強(qiáng)度的提高，試件極限承載力隨之提高。

進(jìn)而，對(duì)比試件I-C-1/I-D-1、試件I-C-2/I-D-2可得，設(shè)置Q160低屈服板的試件I-C-2/I-D-2承載力小于設(shè)置Q100低屈服板的I-C-1/I-D-1。主要是因?yàn)镼160低屈服板厚度為10 mm，而Q100低屈服板厚度為16 mm，試件耗能鋼板厚度不一致導(dǎo)致，同時(shí)也說(shuō)明隨著低屈服板厚度的提高，試件極限承載力隨之提高，且低屈服板的厚度增加比強(qiáng)度提高對(duì)試驗(yàn)承載能力的影響更大。

各試件的名義屈強(qiáng)比范圍在0.80～0.94，同組試件的名義屈強(qiáng)比值較為接近。試件加載過(guò)程沒(méi)有明顯屈服臺(tái)階，變形主要集中在最大承載力出現(xiàn)之后。從試驗(yàn)曲線來(lái)看構(gòu)件的強(qiáng)度儲(chǔ)備值較大，破壞前有明顯的變形征兆，主要發(fā)生延性破壞。

3.3 延性系數(shù)

延性是指從構(gòu)件的某處截面屈服至達(dá)到極限承載力或者極限承載力之后，承載力未發(fā)生顯著下降之間構(gòu)件所能繼續(xù)承受的變形能力。延性系數(shù)計(jì)算選取的承載力，以第一次荷載峰值為取值標(biāo)準(zhǔn)。延性系數(shù)DI[24]的計(jì)算公式為：

式中：εy=ε75%/0.75；ε85%為軸向承載力處于下降段荷載峰值的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值；ε75%為軸向承載力處于上升段荷載峰值的75%時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值。

式中：H表示試件高度；δ0.85為試件卸載至荷載峰值的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移；δ0.75為荷載上升至荷載峰值的75%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移。

根據(jù)荷載-位移實(shí)測(cè)曲線，計(jì)算可得各試件的延性系數(shù)DI如表4所示。圖10為各試件延性系數(shù)DI對(duì)比圖。

3.3.1 構(gòu)造形式對(duì)延性系數(shù)的影響

內(nèi)部設(shè)置縱向加勁肋試件I-B-1加載至荷載峰值的75%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移為1.15 mm，相較標(biāo)準(zhǔn)試件減少0.84 mm；而卸載至荷載峰值的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移為13.42 mm，相較于標(biāo)準(zhǔn)試件增加0.86 mm。試件I-B-1的延性系數(shù)DI為8.73，較于標(biāo)準(zhǔn)試件I-A-1提高84.7%。且在各個(gè)不同構(gòu)造類(lèi)型的試件中，試件I-B-1的延性系數(shù)DI值最大。由此可見(jiàn)，內(nèi)部設(shè)置縱向加勁肋對(duì)提升試件延性性能起正相關(guān)作用，提升效果顯著。

表 4 各試件延性系數(shù)Table 4 Ductility coefficient of test specimens

圖 10 延性系數(shù)對(duì)比Fig.10 Comparison of ductility coefficient

內(nèi)置耗能構(gòu)件采用高強(qiáng)螺栓與高強(qiáng)鋼壁板相連接時(shí)，試件I-C-1、試件I-C-2、試件I-C-3的延性系數(shù)DI較標(biāo)準(zhǔn)試件提升10.8%～66.0%，對(duì)提升試件延性性能起正相關(guān)作用，提升效果略低于I-B組試件構(gòu)造。由于試加載后期，高強(qiáng)螺栓被剪斷影響了試件的極限位移值，但在加載前期第一次荷載出現(xiàn)荷載峰值，構(gòu)件的整體延性性能優(yōu)于標(biāo)準(zhǔn)試件。

內(nèi)嵌耗能構(gòu)件的低屈服點(diǎn)鋼板采用焊接方式焊接于高強(qiáng)鋼壁板時(shí)，試件I-D-1、試件I-D-2、試件I-D-3的延性系數(shù)DI較標(biāo)準(zhǔn)試件降低21.9%～40.5%。說(shuō)明該構(gòu)造在試驗(yàn)加載前期犧牲了構(gòu)件的延性，耗能構(gòu)件發(fā)揮作用主要體現(xiàn)在極限承載力出現(xiàn)之后。由此可見(jiàn)，低屈服點(diǎn)鋼板采用焊接方式焊接于高強(qiáng)鋼壁板的構(gòu)造方式對(duì)試件延性性能起負(fù)相關(guān)作用，在加載前期便產(chǎn)生影響。

相較于設(shè)置加勁肋的普通加固措施，兩組設(shè)置耗能構(gòu)件的新型構(gòu)造鋼橋墩試件剛度及承載能力提升效果顯著，耗能構(gòu)件發(fā)揮作用主要體現(xiàn)在極限承載力出現(xiàn)之后。從整體破壞情況及荷載-位移曲線可得，試件整體在破壞之前有良好的變形能力。

3.3.2 耗能鋼板的強(qiáng)度對(duì)延性系數(shù)的影響

試件I-C-1/I-D-1、試件I-C-2/I-D-2、試件I-C-3/I-D-3所設(shè)置的低屈服點(diǎn)鋼板耗能構(gòu)件強(qiáng)度分別為Q100鋼、Q160鋼、Q235鋼。試件I-C-1、試件I-C-2、試件I-C-3的延性系數(shù)DI較標(biāo)準(zhǔn)試件提升10.8%、12.5%和66.0%。由此說(shuō)明，C組試件延性系數(shù)DI隨著低屈服點(diǎn)鋼耗能構(gòu)件材料強(qiáng)度的提升而提高，強(qiáng)度越高的試件提升效果更為顯著。加載前期，耗能構(gòu)件在試驗(yàn)加載初期的影響為間接影響，加載過(guò)程中螺栓承受剪力作用，低屈服點(diǎn)鋼板耗能構(gòu)件未直接受力。加載后期，低屈服點(diǎn)鋼板耗能構(gòu)件發(fā)揮作用，對(duì)提高試件的延性性能做出貢獻(xiàn)。

試件I-D-1、試件I-D-2、試件I-D-3的延性系數(shù)DI較標(biāo)準(zhǔn)試件降低了21.9%、35.2%及40.5%。隨著耗能構(gòu)件強(qiáng)度的提升，D組試件的延性系數(shù)DI降低幅度逐步增大。說(shuō)明低屈服點(diǎn)鋼耗能構(gòu)件焊接于高強(qiáng)鋼壁板作為構(gòu)件的壁板組成部分，對(duì)構(gòu)件延性性能的影響從加載前期開(kāi)始，由于耗能構(gòu)件較厚，焊縫連接方式產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對(duì)試件延性產(chǎn)生較大的不利影響，耗能鋼材強(qiáng)度越高的構(gòu)件延性性能更差；但在試驗(yàn)加載后期，其對(duì)構(gòu)件發(fā)揮充分變形能力及構(gòu)造的穩(wěn)定性起重要支撐作用。

3.3.3 耗能鋼板的厚度對(duì)延性系數(shù)的影響

試件I-C-1所設(shè)置的Q100低屈服點(diǎn)鋼板厚度為16 mm，試件I-C-2所設(shè)置的Q160低屈服點(diǎn)鋼板厚度為10 mm，試件I-C-3所設(shè)置的Q235低屈服點(diǎn)鋼板厚度為10 mm。試件I-C-1、試件I-C-2、試件I-C-3的延性系數(shù)DI較標(biāo)準(zhǔn)試件提升10.8%、12.5%和66.0%。試件I-D-1所設(shè)置的Q100低屈服點(diǎn)鋼板厚度為16 mm，試件I-D-2所設(shè)置的Q160低屈服點(diǎn)鋼板厚度為10 mm，試件I-D-3所設(shè)置的Q235低屈服點(diǎn)鋼板厚度為10 mm。試件I-D-1、試件I-D-2、試件I-D-3的延性系數(shù)DI較標(biāo)準(zhǔn)試件降低了21.9%、35.2%及40.5%。

4 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)8根新型Q460高強(qiáng)鋼圓鋼管橋墩開(kāi)展軸壓試驗(yàn)研究，對(duì)比分析軸壓作用下試件的破壞模式、承載能力、延性性能等力學(xué)特征，得出以下主要結(jié)論：

(1)新型高強(qiáng)鋼圓管橋墩試件的軸壓破壞類(lèi)型可分為三類(lèi)：I) 局部屈曲變形主要發(fā)生在試件根部的“象腳式”破壞形態(tài)，破壞以塑性變形為主；II) 試件根部壁板局部屈曲變形后，高強(qiáng)螺栓被剪斷；III) 試件上、下部發(fā)生“壓扁式”破壞形態(tài)，破壞主要為材料強(qiáng)度破壞。

(2)增設(shè)耗能部件后，軸向荷載作用下高強(qiáng)鋼圓管橋墩的承載能力和延性性能均有提高，尤其是構(gòu)件承載能力提高效果更為顯著。

(3)與耗能部件采用螺栓連接的新型圓鋼管橋墩相比，耗能部件采用焊接的新型橋墩承載力提高更顯著，且最大承載力出現(xiàn)之后，試件展現(xiàn)出良好的變形能力。與僅設(shè)置縱向加勁肋的補(bǔ)強(qiáng)措施相比，設(shè)置新型耗能構(gòu)造的圓管橋墩的承載力提升效果更顯著。

(4)低屈服點(diǎn)鋼板的強(qiáng)度和厚度對(duì)試件的承載能力均有影響，隨著低屈服點(diǎn)鋼板強(qiáng)度和厚度的提高，試件的軸壓承載能力隨之提高；且低屈服點(diǎn)鋼板厚度對(duì)試件軸壓承載力的影響更顯著。

(5)各軸壓試件的承載能力均較好，試件的名義屈強(qiáng)比在0.80～0.94。試件加載過(guò)程中沒(méi)有明顯的屈服臺(tái)階，試件最大承載力出現(xiàn)之后，軸壓試件的塑性變形才會(huì)集中顯現(xiàn)。