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        雙層高架橋框架式橋墩地震損傷試驗(yàn)

        2021-11-10 11:00:54許成祥王粘錦
        關(guān)鍵詞:蓋梁延性橋墩

        許成祥, 王粘錦

        (武漢科技大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)院, 湖北 武漢 430065)

        作為交通中常見的橋型之一,雙層高架橋梁能最大限度地減少土地占用面積,有效實(shí)現(xiàn)交通分流和擴(kuò)容,是一種高效的交通網(wǎng)絡(luò)解決方案,對(duì)工程投資的節(jié)省有著重要意義。20世紀(jì)50年代美國(guó)開啟了修建雙層高架橋梁的先例,并建設(shè)了多座雙層高架橋梁[1]。

        雙層高架橋橋墩多采用框架式墩,橋墩的蓋梁、立柱緊密連接,在遭受橫向地震作用時(shí),結(jié)構(gòu)潛在的塑性鉸區(qū)最多可達(dá)8個(gè),其抗震性能不易滿足要求,因此雙層高架橋梁在地震中容易發(fā)生破壞,如1898年絡(luò)馬·普雷塔地震中,美國(guó)的Cypress雙層高架橋在地震作用下二層橋面倒塌到一層橋面上而導(dǎo)致高架橋梁整體破壞。此后,很多學(xué)者開始對(duì)雙層高架橋梁的抗震性能和地震損傷進(jìn)行研究。Bollo等[2,3]通過實(shí)驗(yàn)和有限元模擬研究了地震作用下Cypress雙層高架橋破壞的原因,研究表明墩柱的剪切破壞是引起橋梁倒塌的主要原因。Priestly等[4,5]對(duì)加固后的Cypress雙層高架橋橋墩模型進(jìn)行擬靜力試驗(yàn),結(jié)果表明加固方案是可行的,同時(shí)對(duì)加固方案進(jìn)行優(yōu)化。彭天波等[6,7]對(duì)上海市共和新路公鐵兩用雙層高架橋進(jìn)行擬動(dòng)力試驗(yàn),結(jié)果表明:結(jié)構(gòu)的損傷主要發(fā)生在上、下立柱兩端的潛在塑性鉸區(qū),蓋梁和節(jié)點(diǎn)按能力保護(hù)設(shè)計(jì)而保持彈性,因此原結(jié)構(gòu)采用能力設(shè)計(jì)原理進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)是合理的。張潔等[8]以洛塘河雙層高架橋橋墩為原型,設(shè)計(jì)了兩個(gè)配筋率不同的橋墩模型,研究墩柱配筋率對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響,結(jié)果表明高配筋率的墩柱模型節(jié)點(diǎn)和橫梁破壞較嚴(yán)重,并用有限元分析驗(yàn)證了這一結(jié)論。楊寶林等[9]對(duì)洛塘河雙層高架橋橋墩進(jìn)行抗震性能試驗(yàn),并對(duì)蓋梁、立柱的設(shè)計(jì)提出了優(yōu)化方案。魏曉龍等[10]對(duì)洛塘河雙層高架橋進(jìn)行有限元分析,以碰撞剛度等為參數(shù),研究表明碰撞會(huì)導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)處的立柱發(fā)生剪切破壞;孫玉順[11]以“干式連接”和“濕式連接”兩種不同的連接方式為參數(shù)對(duì)預(yù)制拼裝鋼管混凝土雙柱墩的抗震性能進(jìn)行研究,結(jié)果表明埋入式雙柱墩的整體抗震性能要優(yōu)于U型錨筋連接式的雙柱墩,并采用有限元分析驗(yàn)證了這一結(jié)論;丁世廣[12]通過對(duì)預(yù)制拼裝式橋墩地震損傷及評(píng)估方法進(jìn)行研究,結(jié)果明確了橋墩的4個(gè)性能水平,并基于Open-Sess數(shù)值模擬對(duì)橋墩試件損傷性能進(jìn)行參數(shù)敏感性分析。耿波等[13]對(duì)地震作用下預(yù)制拼裝橋墩的損傷演化過程與損傷狀態(tài)進(jìn)行研究,基與OpenSees數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,得到了預(yù)制拼裝橋墩損傷指標(biāo)計(jì)算公式。梁青峰[14]對(duì)雙柱式橋墩進(jìn)行有限元分析,研究表明,當(dāng)橋墩軸壓比取0.15,配筋率取1%時(shí),橋墩的抗震性能最好,同時(shí)指出橫系梁的設(shè)置會(huì)對(duì)橋梁抗剪產(chǎn)生不利影響。目前國(guó)內(nèi)研究?jī)H限于對(duì)山區(qū)雙層高架橋和公鐵兩用橋梁的抗震性能研究,針對(duì)雙層高架橋框架式橋墩地震損傷方面的研究較少。本文按立柱作為延性構(gòu)件,蓋梁和節(jié)點(diǎn)作為能力保護(hù)構(gòu)件的橋梁抗震設(shè)計(jì)原則制作了縮尺比為1/5.5的雙層高架橋框架式橋墩模型,并進(jìn)行低周往復(fù)荷載作用的擬靜力試驗(yàn),分析橋墩的破壞特點(diǎn)、滯回特性、延性、耗能能力和剛度退化等?;谝延械牡卣饟p傷模型,定量描述在低周往復(fù)荷載作用下雙層高架橋框架式橋墩的地震損傷演化過程。

        1 試驗(yàn)概況

        1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

        本試驗(yàn)橋墩原型按照現(xiàn)有規(guī)范進(jìn)行設(shè)計(jì)[15,16],原型橋墩混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30,上、下立柱截面尺寸均為1250 mm×1250 mm,上、下立柱高度均為7040 mm;上、下蓋梁梁端均與立柱同寬,梁端截面尺寸為1250 mm×1540 mm,梁跨中截面尺寸為1250 mm×990 mm;上、下立柱配筋率均為1.2%,蓋梁配筋率為1.1%。

        文獻(xiàn)[17]中提到鋼筋混凝土試件擬靜力試驗(yàn)的縮尺比例不宜小于1/10,考慮到實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)場(chǎng)條件,試驗(yàn)?zāi)P桶?/5.5的比例并進(jìn)行等配筋率縮尺設(shè)計(jì),縮尺后立柱截面尺寸為230 mm×230 mm,梁端截面尺寸為230 mm×280 mm,梁跨中截面尺寸為230 mm×180 mm,模型底座截面尺寸為1010 mm×500 mm,模型尺寸及配筋見圖1[18]。

        圖1 橋墩模型尺寸及配筋/mm

        橋墩模型混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30,立柱縱筋、蓋梁縱筋均采用HRB400鋼筋,立柱配筋率為1.19%。蓋梁配筋率為1.14%;立柱、蓋梁箍筋均采用HPB300鋼筋,加密區(qū)間距為100 mm,非加密區(qū)間距為200 mm。在蓋梁加腋處布置的吊筋、斜筋均采用HRB400鋼筋。模型底座采用HRB400鋼筋。

        1.2 試件材料力學(xué)性能

        試驗(yàn)同期實(shí)測(cè)同批次3個(gè)邊長(zhǎng)為150 mm×150 mm×150 mm的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度值,平均值見表1,鋼筋力學(xué)性能實(shí)測(cè)值見表2。

        表1 混凝土抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值

        表2 鋼筋力學(xué)性能實(shí)測(cè)值

        1.3 加載裝置及加載制度

        橋墩模型采用8個(gè)高強(qiáng)螺栓通過地梁預(yù)留孔洞固定在地面上,水平荷載由行程為±150 mm的電液伺服作動(dòng)器施加。豎向荷載采用自反力的加載方式,恒載值取橋墩上部結(jié)構(gòu)自重,對(duì)原型橋墩上部結(jié)構(gòu)自重進(jìn)行等比例縮尺可得到每個(gè)千斤頂?shù)臄?shù)值,計(jì)算得到兩個(gè)千斤頂施加荷載值為50 kN,加載裝置和加載現(xiàn)場(chǎng)見圖2。

        圖2 加載裝置和現(xiàn)場(chǎng)

        水平荷載加載制度:水平荷載全程采用位移控制加載,橋墩屈服前按2.5 mm逐級(jí)遞增,每級(jí)位移循環(huán)加載一次,橋墩屈服后,以屈服時(shí)加載點(diǎn)位移的倍數(shù)進(jìn)行加載,每級(jí)加載循環(huán)三次,直至荷載下降到峰值荷載的85%以下停止加載[17]??紤]到實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)場(chǎng)條件,由于只有一個(gè)水平作動(dòng)器,采用外掛分配梁的加載方式對(duì)上、下層按比例2∶1分級(jí)加載。水平加載制度如圖3。

        圖3 水平加載制度

        1.4 測(cè)點(diǎn)布置

        雙層高架橋框架式橋墩在遭受地震作用時(shí),損傷部位主要發(fā)生在橋墩潛在塑性鉸區(qū),因此在橋墩潛在塑性鉸區(qū)的鋼筋上布置應(yīng)變片。測(cè)點(diǎn)點(diǎn)位布置如圖4所示。

        圖4 鋼筋應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)點(diǎn)位位置

        2 橋墩損傷過程

        在整個(gè)試驗(yàn)過程中,以作動(dòng)器施加推力為正,施加拉力為負(fù)。

        在水平位移為±5 mm循環(huán)加載過程中,LZ1,LZ3柱底均開始出現(xiàn)裂縫,在水平位移為±12.5 mm之前,LZ4柱頂出現(xiàn)交叉斜裂縫,GL1,GL2梁底均出現(xiàn)裂縫,但這些裂縫長(zhǎng)度較短,寬度很小,卸載后均可閉合。應(yīng)變監(jiān)測(cè)系統(tǒng)顯示鋼筋應(yīng)變較小均沒有達(dá)到屈服應(yīng)變,橋墩強(qiáng)度剛度退化不明顯,以彈性變形為主,此時(shí)橋墩處于無損傷階段。

        在水平位移為±18 mm循環(huán)加載過程中,LZ4柱頂有新裂縫產(chǎn)生且原有裂縫繼續(xù)發(fā)展并貫通,LZ1,LZ3柱底原有裂縫貫通并有新裂縫產(chǎn)生,應(yīng)變監(jiān)測(cè)系統(tǒng)顯示LZ1柱底一條縱筋應(yīng)變超出屈服應(yīng)變,蓋梁并沒有出現(xiàn)大的變形,蓋梁縱筋大部分處于彈性工作階段,此時(shí)橋墩處于損傷初始階段。

        在水平位移為±36 mm第二個(gè)循環(huán)加載過程中,GL1梁底左端出現(xiàn)兩條新裂縫,原有裂縫貫穿,LZ1柱底原有裂縫寬度增大,混凝土保護(hù)層開始剝落,并伴隨有新裂縫產(chǎn)生,此時(shí)LZ1柱底開始形成塑性鉸,應(yīng)變監(jiān)測(cè)系統(tǒng)顯示橋墩立柱多數(shù)縱向鋼筋已經(jīng)超出屈服應(yīng)變。在水平位移為±54 mm第二個(gè)循環(huán)加載過程中,LZ4柱頂混凝土保護(hù)層剝落,箍筋裸露在外且伴隨有新裂縫產(chǎn)生,第二個(gè)循環(huán)加載過程中JD3處立柱柱頂混凝土保護(hù)層剝落,縱筋裸露在外。在水平位移為±63 mm第一個(gè)循環(huán)加載過程中,LZ3柱底混凝土保護(hù)層剝落,一條縱筋裸露在外。第二個(gè)循環(huán)加載過程中,LZ1柱底混凝土嚴(yán)重剝落,三條縱筋裸露在外,塑性鉸已經(jīng)形成,其中一根鋼筋被壓彎,同級(jí)位移繼續(xù)加載,可聽到混凝土掉落的聲音,觀察發(fā)現(xiàn)LZ2柱頂混凝土剝落且較為嚴(yán)重,此時(shí)橋墩處于損傷穩(wěn)定增長(zhǎng)階段。

        伴隨著水平位移繼續(xù)增大,橋墩整體變形加快但荷載開始慢慢降低。在水平位移為±72 mm第一個(gè)循環(huán)加載過程中,橋墩模型的水平承載力已經(jīng)開始下降,但下降較為緩慢;在第三個(gè)循環(huán)加載時(shí)水平承載力明顯下降,此時(shí)橋墩處于損傷急劇發(fā)展階段,當(dāng)水平位移為±90 mm第一個(gè)循環(huán)加載過程中,水平荷載低于峰值荷載的85%時(shí)停止試驗(yàn)。此時(shí)可以看到,LZ1,LZ3柱底混凝土剝落,縱向鋼筋及箍筋外露,LZ1一條縱向鋼筋被壓彎,LZ2,LZ4柱頂混凝土剝落嚴(yán)重,梁、柱縱筋外露,柱箍筋外露;柱端及梁、柱交接位置的混凝土剝落嚴(yán)重,GL1梁底僅有少量混凝土剝落,GL2梁底有多條貫穿裂縫,混凝土并沒有剝落,節(jié)點(diǎn)損傷較輕,承載力沒有顯著降低;由此可以看出,橋墩模型在整個(gè)試驗(yàn)過程中經(jīng)歷了開裂、屈服、峰值和極限四個(gè)階段。橋墩的破壞形態(tài)如圖5。

        圖5 橋墩破壞現(xiàn)象

        通過觀察分析整個(gè)試驗(yàn)中橋墩破壞過程并參考橋梁抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)可知:

        (1)從立柱的破壞狀態(tài)看出,橋墩的塑性鉸主要出現(xiàn)在LZ1,LZ3柱底和柱頂,塑性鉸區(qū)域分布合理,立柱延性得到了充分發(fā)揮,橋墩設(shè)計(jì)滿足立柱作為延性構(gòu)件的抗震設(shè)計(jì)原則。

        (2)從蓋梁和節(jié)點(diǎn)的破壞狀態(tài)看出,GL1梁底出現(xiàn)少量混凝土剝落,GL2梁底僅出現(xiàn)多條裂縫,混凝土基本未剝落,蓋梁總體破壞較輕;節(jié)點(diǎn)區(qū)域均發(fā)生了一定程度的損傷,但損傷并不嚴(yán)重,符合蓋梁和節(jié)點(diǎn)作為能力保護(hù)構(gòu)件的抗震設(shè)計(jì)原則。

        3 試驗(yàn)結(jié)果分析

        3.1 滯回曲線

        滯回曲線是結(jié)構(gòu)抗震性能分析的基礎(chǔ),由試驗(yàn)測(cè)得的滯回曲線如圖6。

        圖6 滯回曲線

        從圖6可以看出:加載初期,水平力很小,未達(dá)到混凝土的開裂荷載,滯回曲線近似于直線發(fā)展,此時(shí)橋墩基本處于彈性工作階段。隨著水平位移的逐級(jí)增加,LZ1,LZ3柱底開始出現(xiàn)裂縫并逐漸增加,此時(shí)可以看出滯回曲線斜率逐漸變小,滯回環(huán)由直線向曲線過渡并向位移軸傾斜,卸載后的殘余應(yīng)變不可忽略,水平位移逐漸增大的同時(shí)橋墩的整體變形也在增加,說明橋墩的整體剛度在退化,此時(shí)橋墩由線性工作階段轉(zhuǎn)向非線性工作階段。隨著水平位移進(jìn)一步增加,鋼筋混凝土之間粘結(jié)作用不斷退化且產(chǎn)生滑移,混凝土裂縫在卸載后也不能完全閉合,混凝土裂縫擴(kuò)展較寬且混凝土剝落,滯回曲線發(fā)生明顯的捏縮現(xiàn)象,承載力和剛度退化嚴(yán)重。

        3.2 骨架曲線

        骨架曲線是滯回曲線上每級(jí)循環(huán)的荷載-位移曲線達(dá)到最大峰值的軌跡,是確定恢復(fù)力模型特征點(diǎn)的重要依據(jù),結(jié)構(gòu)的骨架曲線見圖7。

        圖7 骨架曲線

        從圖7可以看出:在加載初期,荷載和位移基本呈線性變化關(guān)系,表明此階段橋墩基本處于彈性工作狀態(tài),卸載時(shí)構(gòu)件可回到原來的位置,殘余應(yīng)變可忽略不計(jì)。在橋墩達(dá)到極限承載力之前,荷載隨著位移的逐級(jí)增加而增加,且荷載增速大于位移增速。在橋墩達(dá)到極限承載力之后,LZ1,LZ3柱底已經(jīng)形成塑性鉸,隨著位移的增加,橋墩整體的強(qiáng)度、剛度退化嚴(yán)重,承載力也開始下降,從骨架曲線中可以看出承載力下降段并不陡峭,較為平緩,說明橋墩在破壞之前仍具有較好的延性和耗能能力。由骨架曲線可知,正、反向加載得到的骨架曲線不對(duì)稱,同位移時(shí)刻橋墩的正向承載力大于反向承載力,這是由于橋墩在受到相反方向的推、拉力時(shí)蓋梁處于不同的受力狀態(tài)所導(dǎo)致的。

        骨架曲線中,可用初始剛度Ke、硬化剛度Ks和負(fù)剛度Kn來表示橋墩不同階段的剛度。其中Ke用來描述橋墩的彈性階段,為曲線上OA的連線;Ks用來描述橋墩屈服后的受拉剛化效應(yīng),為曲線上AB的連線;Kn用來描述橋墩達(dá)到峰值荷載后承載力衰減的幅度,為曲線上BC的連線。硬化剛度和負(fù)剛度均與初始剛度成比例,即:

        Ks=αsKe

        (1)

        Kn=αnKe

        (2)

        式中:αs,αn分別為硬化剛度和負(fù)剛度與初始剛度的比例系數(shù),通過骨架曲線確定。

        本試驗(yàn)由式(1)(2)確定了橋墩的αs=0.23,αn=-0.17,文獻(xiàn)[19]中提到,對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)αs=0.03,αn=-0.03,對(duì)于普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)αs=0.1,αn=-0.24。橋墩的αs均高于鋼結(jié)構(gòu)和普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),這說明當(dāng)橋墩屈服后其強(qiáng)度仍可以有較大程度的提升,橋墩的αn介于二者之間,說明其達(dá)到極限承載力后的性能要優(yōu)于普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)而低于鋼結(jié)構(gòu)。

        3.3 橋墩破壞機(jī)制

        圖8為橋墩不同加載方向下塑性鉸出現(xiàn)的位置和順序,由圖可知,無論是正向加載還是反向加載,均是柱端先出現(xiàn)塑性鉸,梁端后出現(xiàn)塑性鉸,且基本上柱端鉸出現(xiàn)之后,梁端才出現(xiàn)鉸,這體現(xiàn)了橋墩模型屬于柱鉸破壞機(jī)制,且橋墩破壞是由柱端塑性鉸引起的。在橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范中,為了避免橋梁發(fā)生倒塌,蓋梁和節(jié)點(diǎn)宜作為能力保護(hù)構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計(jì),立柱適合作為延性構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計(jì),因此橋墩最終的破壞為柱鉸破壞機(jī)制,橋墩立柱損傷大于蓋梁和節(jié)點(diǎn)損傷。

        圖8 不同向荷載下橋墩塑性鉸出現(xiàn)的位置和順序

        圖9給出了橋墩各節(jié)點(diǎn)處梁端彎矩值Mb,柱端彎矩值Mc,由圖可知,梁端受彎承載力(50.7 kN·m)大于柱端受彎承載力(21.3 kN·m),由試驗(yàn)知立柱的損傷程度大于蓋梁,與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。通過觀察分析整個(gè)試驗(yàn)過程,橋墩立柱損傷早于蓋梁損傷,立柱損傷程度大于蓋梁損傷程度,橋墩一層損傷程度大于二層損傷程度。節(jié)點(diǎn)在前期僅出現(xiàn)多條裂縫,后期出現(xiàn)少量混凝土剝落,當(dāng)橋墩接近破壞荷載時(shí),立柱損傷嚴(yán)重,蓋梁和節(jié)點(diǎn)損傷較輕。

        圖9 橋墩蓋梁、立柱受彎承載力/( kN·m)

        3.4 延性性能

        延性是體現(xiàn)結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)之一,延性大的結(jié)構(gòu)在進(jìn)入破壞階段的過程中,承載能力不會(huì)隨著位移的增加而有明顯下降,塑性變形能力很強(qiáng)。延性系數(shù)μ的計(jì)算公式為:

        μ=Δu/Δy

        (3)

        式中:Δu,Δy分別為破壞位移和屈服位移。

        本文中屈服位移取骨架曲線彈性階段的延長(zhǎng)線與過峰值點(diǎn)的切線交點(diǎn)處的位移值[20]。破壞位移取荷載下降至最大荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移。延性系數(shù)見表3。

        表3 橋墩延性系數(shù)

        由表3可知:橋墩的延性系數(shù)為4.35,達(dá)到了鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)系數(shù)大于4的要求,說明雙層高架橋框架式橋墩設(shè)計(jì)滿足延性要求。橋墩結(jié)構(gòu)特征點(diǎn)相關(guān)荷載和位移見表4。

        表4 橋墩結(jié)構(gòu)特征點(diǎn)相關(guān)荷載和位移

        3.5 承載力退化

        承載力退化反映了結(jié)構(gòu)的累積損傷,是結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)。為了反映出構(gòu)件的承載力退化,引入承載力退化系數(shù)λi,其公式為:

        λi=Pi/Pmax

        (4)

        式中:λi為第i次加載循環(huán)時(shí)的承載力退化系數(shù);Pi為第i次加載循環(huán)時(shí)對(duì)應(yīng)的峰值荷載;Pmax為加載過程中所得最大峰值點(diǎn)荷載。試驗(yàn)所得承載力退化曲線如圖10所示。

        從曲線中可以看出:從整個(gè)試驗(yàn)過程來看,橋墩的承載力退化系數(shù)呈下降趨勢(shì),主要是由于橋墩的累計(jì)損傷所導(dǎo)致,主要體現(xiàn)在橋墩立柱柱底塑性鉸的不斷發(fā)展。前期承載力退化系數(shù)先增后減是由于橋墩未屈服承載力上升的緣故。在橋墩進(jìn)入彈塑性階段后承載力開始退化,但退化并不明顯,在橋墩進(jìn)入破壞階段后,承載力退化速率開始加快,說明橋墩在破壞前具有較好的延性性能。

        3.6 剛度退化

        結(jié)構(gòu)的剛度隨著加、卸載循環(huán)次數(shù)的增加而降低的特性稱為剛度退化。剛度退化是通過試件在不同位移延性系數(shù)時(shí)割線剛度Ki來表示,其計(jì)算公式為:

        (5)

        式中:+Fi,-Fi為第i次循環(huán)正、反向加載時(shí)對(duì)應(yīng)的峰值點(diǎn)荷載;+Δi,-Δi為第i次循環(huán)正、反向加載時(shí)對(duì)應(yīng)的峰值點(diǎn)位移。剛度退化曲線如圖11所示。

        由圖11可以看出,在整個(gè)試驗(yàn)過程中,橋墩的割線剛度隨著水平位移的增加而逐漸減小,曲線斜率在前期較為陡峭,隨著位移的增加斜率逐漸放緩,退化規(guī)律相近,這是由于橋墩立柱開始形成塑性鉸,且塑性鉸發(fā)展較為緩慢。在試驗(yàn)加載后期橋墩剛度較小,但仍具有承受一定荷載的能力,這體現(xiàn)了其具有較好的抗震能力,可以防止在地震作用下發(fā)生突然坍塌。

        3.7 耗能比

        耗能比是反映構(gòu)件在地震作用下能量耗散能力的一個(gè)重要指標(biāo),耗能比大的結(jié)構(gòu)在遭遇地震作用時(shí)抵御累積損傷的能力越強(qiáng),受到的地震損傷越小。計(jì)算示意圖如圖12所示,耗能比ζ的計(jì)算公式為:

        圖12 耗能比計(jì)算示意

        ζ=A1/A

        (6)

        式中:A=A1+A2,為水平力做的功,其中A1,A2分別為構(gòu)件在荷載加卸載循環(huán)一次所吸收和釋放的能量(A1為曲邊形ABC的面積,A2為曲邊形BEC的面積)。

        由雙層高架橋框架式橋墩的滯回曲線計(jì)算得到橋墩的耗能比,數(shù)值見表5,由表5可以看出橋墩屈服時(shí)的耗能比略小于鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)(鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)的耗能比在0.26~0.36之間),這表明了此橋墩具有較好的耗能能力和抗震性能[21]。

        表5 橋墩結(jié)構(gòu)的耗能比

        4 累積損傷分析

        結(jié)構(gòu)在低周往復(fù)荷載作用下會(huì)發(fā)生累積損傷,當(dāng)損傷累積到一定程度后,結(jié)構(gòu)將無法承受荷載而發(fā)生破壞。結(jié)構(gòu)的損傷程度一般用損傷指數(shù)D表示,損傷指數(shù)是一個(gè)很直觀的變量,能直接反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的破壞程度且與結(jié)構(gòu)的能量、變形、強(qiáng)度三者之間均存在關(guān)系,能夠較全面地反映結(jié)構(gòu)的性能,它體現(xiàn)如何將結(jié)構(gòu)的性能目標(biāo)轉(zhuǎn)變成具體的數(shù)值。當(dāng)D=0時(shí),表示結(jié)構(gòu)無損傷,當(dāng)D=1時(shí),表示結(jié)構(gòu)安全破壞,當(dāng)D的值處于(0,1)之間時(shí),表示結(jié)構(gòu)的狀態(tài)處于無損與完全破壞之間。損傷指數(shù)D是單調(diào)遞增函數(shù),即損傷指數(shù)朝著增大的方向發(fā)展,且損傷是不可逆的過程。袁坤[22]提出了基于滯回耗能和能量耗散的損傷模型,該模型可以計(jì)算出加載過程中任意循環(huán)結(jié)構(gòu)的累積損傷指數(shù)。圖13給出了循環(huán)加載過程中橋墩各主要階段的損傷指數(shù)。

        圖13 循環(huán)加載過程中橋墩各主要階段的損傷指數(shù)

        從圖13可以看出,隨著荷載循環(huán)次數(shù)的增加,橋墩的累積損傷逐漸增大,同級(jí)位移循環(huán)加載中,后一級(jí)循環(huán)橋墩的損傷指數(shù)大于前一級(jí),說明相同變形時(shí),循環(huán)次數(shù)的增加會(huì)導(dǎo)致累積損傷的增加。

        橋墩開裂點(diǎn)的損傷指數(shù)為0.22,此時(shí)只有LZ1,LZ3柱底出現(xiàn)裂縫,且裂縫寬度較小,卸載時(shí)可閉合,橋墩處于彈性工作階段。橋墩屈服點(diǎn)的損傷指數(shù)為0.35~0.41,此時(shí)LZ1一條縱筋已經(jīng)屈服,柱底原有裂縫已經(jīng)貫通且有新裂縫產(chǎn)生,GL1梁底出現(xiàn)裂縫。橋墩峰值點(diǎn)的損傷指數(shù)為0.65~0.70,此時(shí)橋墩承載力達(dá)到峰值,LZ1,LZ3柱底均有混凝土剝落,且LZ1剝落現(xiàn)象較為明顯,GL1,GL2梁底均出現(xiàn)多條貫穿裂縫。橋墩破壞點(diǎn)的損傷指數(shù)為0.82,此時(shí)LZ1柱底混凝土剝落嚴(yán)重,三條縱筋裸露在外,其中一根鋼筋被壓彎,GL1梁底左端出現(xiàn)少量混凝土剝落,蓋梁節(jié)點(diǎn)損傷較輕,柱端塑性鉸充分發(fā)揮了作用,卸載后橋墩整體發(fā)生傾斜,不能恢復(fù)到原來的位置,但并沒有發(fā)生倒塌,說明橋墩具有很好的抗震性能及抵御累積損傷的能力。

        5 結(jié) 論

        本文按照現(xiàn)行規(guī)范按縮比1/5.5設(shè)計(jì)并制作了雙層高架橋框架式橋墩模型并進(jìn)行低周往復(fù)荷載作用的擬靜力試驗(yàn),通過橋墩損傷試驗(yàn)研究,得出如下結(jié)論:

        (1)橋墩的損傷經(jīng)歷了無損傷階段、損傷初始階段、損傷穩(wěn)定發(fā)展階段和損傷急劇發(fā)展階段四個(gè)階段。

        (2)橋墩的破壞主要集中在立柱,蓋梁和節(jié)點(diǎn)的損傷較輕,這種破壞模式符合橋梁抗震性能目標(biāo)要求。

        (3)橋墩的等效屈服位移為20.7 mm,延性系數(shù)為4.35,屈服時(shí)的耗能比為0.31~0.33,說明橋墩抗震性能較好,同時(shí)體現(xiàn)了其具有較強(qiáng)的抵御累計(jì)損傷的能力。

        (4)橋墩的損傷隨著位移幅值和循環(huán)次數(shù)的增加而不斷累積,當(dāng)承載力下降到峰值荷載的85%以下時(shí),橋墩破壞嚴(yán)重,損傷指數(shù)達(dá)到0.82,但并沒有倒塌,說明橋墩具有很強(qiáng)的抗震性能。

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