王大鵬,梁銀豐

(1.蘇州科技大學 土木工程學院,江蘇 蘇州 215011; 2.江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點實驗室,江蘇 蘇州 215011)

0 引 言

傳統(tǒng)鋼筋混凝土橋墩震后殘余位移大,修復成本高[1-2],故研究震后自恢復能力強、修復成本低的搖擺結(jié)構(gòu)是當前工程抗震領(lǐng)域的重要課題。損傷控制的搖擺自復位(RSC)橋墩承臺與橋墩底部之間是搖擺界面,當在強震中發(fā)生搖擺時,由預應力筋提供復位,由內(nèi)置耗能鋼筋或外置耗能器提供耗能降低結(jié)構(gòu)的殘余位移,可降低震后修復成本[3-4]。

國外首先對僅設(shè)有無粘結(jié)預應力筋和內(nèi)置耗能鋼筋的RSC橋墩進行了擬靜力試驗,僅設(shè)預應力筋的RSC橋墩有幾乎可忽略不計的殘余變形,但耗能較弱[5]。耗能鋼筋可有效提高RSC橋墩的耗能能力,但同時也會提高橋墩的殘余變形[6],且修復成本高。為了便于RSC橋墩的震后修復,學者們開始研究外置耗能器的方案。M.POLLINO等[7]首次將防屈曲支撐(BRB)作為外置耗能器運用于橋墩底部;R.AHMAD 等[8]研究了底部配置BRB的搖擺鋼橋墩,發(fā)現(xiàn)配置BRB后,搖擺鋼橋墩的抗側(cè)剛度與耗能能力有了大幅提高;魏博等[9]在墩底布置耗能鋼板,通過試驗確定了耗能器材的抗側(cè)強度不宜超過40%;石巖等[10]將鉛擠壓阻尼器作為耗能器布置在RSC雙柱墩的墩底,通過擬靜力證明了該方案的可行性,但也發(fā)現(xiàn)若耗能部件過多也會造成橋墩震后殘余位移變大。故有學者開始研究可降低殘余位移的方案;張哲熹等[11]對超彈性形狀記憶合金(SMA)拉索RSC橋墩進行了擬靜力試驗,發(fā)現(xiàn)在4%位移角加載范圍內(nèi),殘余變形可忽略不計;F.CHENG等[12]將SMA構(gòu)件作為外置復位器,提出了具有外置 SMA碟簧的RSC 橋墩,該外置復位器功能明確,易于更換,可實現(xiàn)對橋墩自復位能力的控制。目前,對外置耗能器的研究已較為成熟,但對于RSC橋墩中外置復位器的研究較少。

筆者設(shè)計了一種同時外置耗能器與復位器的自復位(BS-RSC)橋墩。BRB有較大的初始剛度與較小的屈服后剛度[13]和卓越的耗能能力[14],選其作為耗能器;外置復位器選用彈簧,可為內(nèi)置預應力筋的RSC橋墩提供額外的恢復力,且震后修復較為快捷,成本較低,彌補了預應力筋修復難度大的問題。通過Opensees有限元軟件建立數(shù)值模型,進行擬靜力分析與動力時程分析,揭示BS-RSC橋墩的抗震性能。

1 BS-RSC橋墩構(gòu)造與建模

1.1 BS-RSC橋墩構(gòu)造

筆者設(shè)計的BS-RSC橋墩結(jié)構(gòu)簡圖如圖1。墩底與承臺之間為搖擺界面,預應力筋的夾緊力使橋墩與承臺形成整體,將BRB與彈簧的兩端以鉸連接的方式沿橫橋向安裝在墩底與承臺面上。

圖1 BS-RSC橋墩構(gòu)造形式

1.2 數(shù)值模型建立

數(shù)值分析模型以及采用的單元類型如圖2。

圖2 BS-RSC橋墩數(shù)值分析模型

橋墩采用彈性梁單元(elastic beam column element)模擬,忽略搖擺界面混凝土擠壓或壓碎產(chǎn)生的微小耗能[10]。預應力筋采用Truss單元模擬,用剛臂將預應力筋頂部節(jié)點與橋墩頂部進行耦合,保證預應力筋與墩身協(xié)調(diào)變形,其本構(gòu)關(guān)系采用 Elastic-PP (elastic-perfectly plastic) 單軸材料。BRB采用 Truss單元模擬,本構(gòu)關(guān)系采用雙線性模型的Steel02模擬;彈簧采用彈性梁單元模擬,BRB與彈簧均通過剛臂與墩身連接。不考慮墩身及耗能器、復位器、預應力筋等構(gòu)件的自重,僅考慮上部結(jié)構(gòu)自重,用設(shè)置于墩頂?shù)募匈|(zhì)量進行模擬。

搖擺界面采用零長度彈簧單元(zero-length elements)模擬,本構(gòu)材料為Elastic-No Tension 單壓材料。文獻[15]提出,彈簧分布方式分為Gauss積分分布、Lobatto積分分布、均布分布,其中均布方式建模效率高吻合程度好,當彈簧個數(shù)達到12～20個時,模擬結(jié)果趨于穩(wěn)定值。采用均布方式建模,彈簧個數(shù)取12個,單個彈簧剛度的計算為:

(1)

式中:Ec為混凝土彈性模量,MPa;A為橋墩截面的面積,mm2;n為零長度彈簧單元的個數(shù);H為橋墩高度,mm。

1.3 數(shù)值模型驗證

選取文獻[6]中的PT1試件與HBD1試件進行數(shù)值模型驗證。圖3(a)為PT1試件的Pushover曲線對比,由于忽略墩底在搖擺過程中發(fā)生的損壞,所以模擬曲線剛度與實際試驗相比偏大;圖3(b)為HBD1試件的滯回曲線對比,可見模擬曲線與試驗結(jié)果基本達到吻合,證明該數(shù)值模型可準確模擬RSC橋墩的反應。

圖3 數(shù)值模型模擬結(jié)果與試驗的對比

文獻[13]對國標Q235熱軋鋼材BRB進行了循環(huán)拉壓試驗,選取試件C1的滯回曲線進行驗證,如圖3(c)。

2 BS-RSC橋墩擬靜力分析

根據(jù)工程實際,擬靜力分析中所選取墩身的橋墩截面寬度B=0.9 m,橋墩高度H=5.0 m,混凝土強度為C70,預應力筋面積為2×648 mm2,預應力筋配筋率為0.16%。取外置耗能器BRB的屈服強度、外置復位器彈簧的剛度及上部結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生的軸壓比與預應力筋預張拉力產(chǎn)生的軸壓比為研究參數(shù),通過整理15根RSC橋墩試件的信息[6,10,16,17,18,19],發(fā)現(xiàn)預張拉力和上部結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生的軸壓比設(shè)置范圍分別為0.03～0.09和0.026～0.100。鑒于此,筆者設(shè)計的試件分組情況如表1。

表1 試件分組情況

2.1 擬靜力分析結(jié)果

利用Opensees軟件開展BS-RSC橋墩的擬靜力分析,探討不同研究參數(shù)對BS-RSC橋墩滯回性能的影響,如圖4。

圖4 不同參數(shù)對BS-RSC橋墩滯回曲線的影響

圖4(a)為BRB屈服強度為365、668、760 kN時的BS-RSC橋墩滯回曲線。隨著BRB屈服強度增大,橋墩強度逐漸增加,滯回環(huán)的面積也逐漸增大,說明橋墩整體耗能能力有增加。

圖4(b)為彈簧剛度為0、10、20 kN/mm時的BS-RSC橋墩滯回曲線。隨著彈簧剛度增大,橋墩殘余變形逐漸減少,橋墩屈服后剛度也逐漸升高,橋墩強度進一步提高,同時滯回環(huán)也逐漸變得細長且不飽滿,說明彈簧剛度增加雖會減小殘余變形,但可能對橋墩耗能能力產(chǎn)生消極影響。

由圖4(c)和圖4(d)可看出:兩種荷載產(chǎn)生的軸壓比對滯回曲線的影響基本相同,隨著軸壓比的增大,殘余變形明顯減少;滯回環(huán)面積有所降低,即耗能降低,說明在BS-RSC橋墩抗震設(shè)計中,軸壓比取值不宜過大。

根據(jù)分析結(jié)果,上部結(jié)構(gòu)自重與預應力筋預張拉力產(chǎn)生的總軸壓比的取值范圍宜為0.06～0.09。

2.2 彈簧剛度對耗能能力的影響

圖5為彈簧剛度對BS-RSC橋墩累計耗能的影響。由圖5可知:隨著彈簧剛度的增加,BS-RSC橋墩的累計耗能有少量降低。在低加載位移下,損耗極低;在最高加載位移下,彈簧剛度為40 kN·mm的BS-RSC橋墩相比于0 kN·mm時的情況下會有4 938.9 kN·mm的耗能損耗,但相對于高達150 000 kN·mm的累計耗能值而言,損耗不會產(chǎn)生顯著影響。這說明雖在滯回曲線外觀上,彈簧剛度的提升會造成滯回環(huán)的不飽滿,但通過計算可知并不會引起橋墩累計耗能的顯著降低,耗能能力取決于BRB的屈服強度。分析結(jié)果進一步證明:BRB與彈簧分工明確,BRB能顯著提高橋墩耗能能力,控制彈簧剛度可在不影響整體耗能下控制殘余位移。

圖5 彈簧剛度對BS-RSC橋墩累計耗能的影響

3 BS-RSC橋墩動力時程分析

通過擬靜力分析,探究了不同研究參數(shù)對BS-RSC橋墩滯回性能的影響,但施加往復荷載的擬靜力分析并不能完全反映結(jié)構(gòu)在地震動下的真實反應,故對BS-RSC橋墩進行動力時程分析,以探討不同研究參數(shù)對BS-RSC橋墩地震動響應的影響,地震動指標選取墩頂位移與殘余位移。

3.1 地震波的選取與分析方法

研究對象所在場地的抗震設(shè)防烈度為8度,場地類型為Ⅱ類,設(shè)防級別為B級?；谝?guī)范反應譜,選取4條天然波、1條人工波(記為R波)作為加載地震波,數(shù)據(jù)如表2。按照罕遇地震進行調(diào)幅,目標峰值加速度為0.51g,得到符合中國規(guī)范的地震波,各地震波反應譜平均值與規(guī)范反應譜如圖6,縱坐標中S代表設(shè)計加速度反應譜,橫坐標中T代表周期?？梢娝x的地震波與目標反應譜吻合良好。

表2 地震波數(shù)據(jù)

采用Opensees有限元軟件進行動力時程分析,阻尼采用Rayleigh阻尼,阻尼比取為5%,積分法采用Newmark-β法,其中β=0.5,γ=0.25。當墩頂位移角(墩頂位移與墩高的比值)超過5%或殘余位移角(殘余位移與墩高的比值)超過1%時認為橋墩已經(jīng)破壞[20];當預應力筋應力超過極限強度即1 860 MPa的80%時,預應力筋已喪失工作能力,此時也認為橋墩破壞[21]。

3.2 動力時程分析

橋墩試件分組如表3。選取表中YS304-5、YS608-5試件來研究橋墩高度為5 m時BRB屈服強度的影響,選取YS608-5、K40-5來研究橋墩高度為5 m時彈簧剛度的影響。然后提高墩高至9 m,重復以上工作,以探究高墩是否也具備穩(wěn)定的性能。

表3 橋墩試件參數(shù)

施加表2中5種不同的地震波,得到不同地震波下的墩頂位移時程曲線,以墩高為5 m的試件的時程曲線為例,如圖7、圖8。全部試件的詳細地震動響應數(shù)據(jù)如表4,其括號內(nèi)為相應的最大墩頂位移角、殘余位移角。

表4 動力時程分析結(jié)果

圖8 彈簧剛度對墩頂位移的影響

根據(jù)3.1節(jié)中的破壞準則,各試件均未發(fā)生破壞。兩種高度的橋墩在地震過程中的最大墩頂位移角均在2%左右,遠低于5%的破壞界限,這說明BS-RSC橋墩在地震過程中具有穩(wěn)定的抗震性。

對于墩高為5 m的試件,隨著BRB屈服強度的增加,墩頂位移有效降低,最大墩頂位移得到顯著降低,BRB屈服強度提高為原來的2倍時,最大墩頂位移均可下降為原來的65%左右,殘余位移也隨著BRB屈服強度的提高而降低。根據(jù)表4,在Borrego波、San Fernando波加載下,彈簧的使用會提高最大墩底位移,但最大墩頂位移角遠低于破壞界限。5 m試件的殘余位移都處于較低的值,所以彈簧對殘余位移的影響相對微弱,但仍有降低的趨勢。但9 m試件的殘余位移相對較高,可以明顯發(fā)現(xiàn)彈簧能夠顯著降低震后殘余位移。

對于墩高為9 m的試件,最大墩頂位移與BRB屈服強度之間的關(guān)系并不密切,原因是在墩高過高情況下,BRB產(chǎn)生的應變相響應降低,所以BRB可能在地震波加載下仍處于彈性階段或只參與微弱的耗能。對于BS-RSC橋墩,墩高不宜過高,這不僅是為了能夠更好的利用BRB的耗能能力,也是為了防止單柱墩發(fā)生失穩(wěn)破壞。

4 結(jié) 論

1)采用防屈曲支撐(BRB)作為外置耗能器,以彈簧為外置復位器的自復位(BS-RSC)橋墩,滯回曲線且呈飽滿的“旗幟形”,展現(xiàn)出較強的滯回性能,BRB屈服強度的提高能有效提高橋墩耗能。

2)增加彈簧剛度后,BS-RSC橋墩滯回曲線變得細長而不飽滿。但通過定量計算,發(fā)現(xiàn)彈簧剛度的增加雖然會引起滯回環(huán)不飽滿,但累計耗能并沒有明顯降低。說明控制彈簧剛度可在不影響整體耗能下控制殘余位移。

3)對BS-RSC橋墩進行動力時程分析,結(jié)果表明:在罕遇地震下,BRB屈服強度提高為原來的2倍時,最大墩頂位移可下降為原來的65%左右;殘余位移也處于低值。說明BS-RSC橋墩是一種分工明確,損傷可控的新型橋墩。

4)BS-RSC橋墩的墩高不宜過高,過高會導致BRB的耗能能力得不到充分利用。