第 1 期布占宇, 等 : 预制拼装混凝土桥墩抗震性能拟静力循环加载试验 43 0 引言目前桥梁施工中, 由于施工工期或施工场地的限制, 希望在短时间内完工, 并且尽量减少现场作业工作量, 现场浇筑施工很难满足这种需要, 预制拼装施工能适应这种需求, 因而预制拼装结构的设计和抗震研究越来越受到重

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1 第 32 卷第 1 期 2015 年 1 月建筑科学与工程学报 JournalofArchitectureandCivilEngineering Vol.32 No.1 Jan.2015 文章编号 : (2015) 预制拼装混凝土桥墩抗震性能拟静力循环加载试验布占宇, 吴威业 ( 宁波大学建筑工程与环境学院, 浙江宁波 ) 摘要 : 为了研究预制拼装桥墩与整体现浇桥墩抗震性能方面的差异, 以常见城市高架桥为工程背景, 制作完成了 3 个缩尺比为的试件模型, 进行了整体现浇桥墩和无粘结预应力钢绞线预制拼装桥墩拟静力循环加载试验通过给墩顶施加强迫往复位移, 从 5 个方面研究了预制拼装桥墩与整体现浇桥墩抗震性能的差别, 并对试验结果进行了纤维模型计算分析结果表明 : 无粘结预应力预制拼装混凝土桥墩混凝土破坏轻微, 耗能能力较弱, 残余位移小, 适合低烈度地区 ; 无粘结预应力带耗能钢筋预制拼装混凝土桥墩墩底混凝土有明显压碎, 耗能能力强, 残余位移相对于钢筋混凝土现浇桥墩较小, 适合中高烈度地区关键词 : 预制拼装混凝土桥墩 ; 拟静力 ; 循环加载 ; 抗震性能中图分类号 :TU311 文献标志码 :A 犈狓狆狉犿狀狅狀犛犿犮犅犺犪狏狅狉狅犳犘狉犮犪犛犵犿狀犪犾犆狅狀犮狉犅狉犱犵犘狉犝狀犱狉犙狌犪犛犪犮犆狔犮犾犮犔狅犪犱狀犵 BUZhan Yu,WU Wei ye (FacultyofArchitectural,CivilEngineeringandEnvironment,NingboUniversity, Ningbo315211,Zhejiang,China) 犃犫狉犪犮 :Inordertostudythediferenceofseismicbehaviorofprecastsegmentalbridgepiers andintegralcastin situbridgepiers,three1 3.5scalespecimenswerefabricatedaccordingto theurban viaductbridge practice.theintegralcastin situ and unbonded prestress precast segmentalbridge pierspecimens were usedforquasistaticcyclicloadingtest.theseismic behaviordiferencesofprecastsegmentalbridgepierandintegralcastin situbridgepierwere investigatedinfiveaspectsthroughimposingcyclicdisplacementonthecolumntop.thetest resultswerealsocompared withfiber modelcalculationresults.theresultsshow thatthe unbonded prestressing precast segmentalconcrete piers have minor damage,lower energy dissipation,litleresidualdisplacement,andarefitedforlow earthquakeintensityarea.the unbondedprestressingprecastsegmentalconcretepierswithenergydissipationbarsshowobvious concretecrush,higherenergydissipation,relativelylowerresidualdisplacementcompared with monolithicreinforcedsteelconcretepiers,andarefitedformoderatetohighearthquakeintensity area. 犓狔狑狅狉犱 :precastsegmentalconcretebridgepier;quasistatic;cyclicloading;seismicbehavior 收稿日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金项目 ( ); 国家山区公路工程技术研究中心开放基金项目 (GSGZJ ); 近海冲击与安全工程浙江省重中之重学科开放基金项目 (ZJ1224); 宁波大学科研项目 (XYL12002); 宁波大学学科建设项目 (XKL14D2070) 作者简介 : 布占宇 (1977 ), 男, 山东聊城人, 副教授, 工学博士,E mail:buzhanyu@nbu.edu.cn

2 第 1 期布占宇, 等 : 预制拼装混凝土桥墩抗震性能拟静力循环加载试验 43 0 引言目前桥梁施工中, 由于施工工期或施工场地的限制, 希望在短时间内完工, 并且尽量减少现场作业工作量, 现场浇筑施工很难满足这种需要, 预制拼装施工能适应这种需求, 因而预制拼装结构的设计和抗震研究越来越受到重视从中国的桥梁工程预制施工应用来看, 预制拼装箱梁的技术相对成熟, 而预制拼装桥墩则处于发展阶段, 并且从梁式桥抗震的角度来看, 地震作用下桥梁上部结构一般发生整体刚体位移, 较少发生破坏, 桥墩则由于传递和承受地震地面运动激励, 因此是桥梁抗震设计的重点 [1] Hewes 等进行了无粘结预应力预制拼装桥墩拟静力试验, 底部首节段外包钢管, 研究了高宽比钢管厚度预应力张拉应力等因素对抗震性能的 [2] 影响 Ou 等进行了无粘结预应力带耗能钢筋预制拼装桥墩拟静力试验研究, 主要参数包括耗能钢筋材料和耗能钢筋无粘结长度, 研究发现, 耗能钢筋适当的无粘结长度能延缓钢筋的疲劳断裂葛继 [3] 平通过试验研究了矩形截面预制拼装混凝土桥墩的抗震性能, 考虑的因素包括预应力筋的布置位置 [4 5] 和存在方式附加耗能装置等 Bu 等基于截面弯矩曲率分析, 建立了预制拼装桥墩推倒分析的简化计算方法, 考虑了混凝土钢筋预应力筋非线性 [6 7] 特性以及耗能钢筋无粘结长度 Bu 等基于 OpenSees 纤维模型进行了预制节段拼装桥墩中耗能钢筋配筋率预应力筋配筋率预应力筋张拉控制应力恒载轴压比剪跨比和预应力筋粘结情况等参数分析, 比较了推倒分析和规范的抗剪强度设计计算公式的计算结果 Bu [8] 研究了预制节段拼装桥墩中部分耗能钢筋用等截面积碳纤维筋代替时的抗震性能, 结果表明, 碳纤维筋能提高桥墩侧向承载力, 增大有效刚度, 同时降低等效粘滞阻尼比和能量耗散, 时程分析结果表明, 碳纤维筋能帮助桥墩在较大地面运动强度地震作用下不致倒塌 Bilington [9] 等开展了延性纤维加筋水泥基复合材料用于预制节段拼装桥墩塑性铰区域的抗震性能拟静力试验, 结果表明, 这种复合材料预制拼装桥墩与常规混凝土预制拼装桥墩相比具有更多的能量耗散能力, 并且在反复拉压荷载作用下保持了较好的完整性欧美国家自 20 世纪 60 年代就开始了大量预制拼装桥梁下部结构的工程应用, 如 1971 年美国德克萨斯 CorpusChristiJFK 堤道桥北卡莱罗纳 Linn Cove 高架桥德克萨斯奥斯汀美国国家 183 号高速公路桥 249 号州高速公路休斯敦 Loueta 街桥科罗拉多 Vail 通道桥 1996 年英国塞文二桥引桥 1994 年丹麦大贝尔特海峡大桥丹麦瑞典厄勒海峡双层公路铁路两用桥等中国节段拼装桥墩的使用是从东海大桥开始, 后来上海长江大桥杭州湾跨海大桥及舟山大陆连岛工程的金塘大桥也陆续大量使用, 以适应海上施工空间狭小气候恶劣的施工条件根据初步设计方案, 正在建设的港珠澳大桥也将采用节段拼装桥墩预制拼装桥墩由于构件连接的需要, 一般设置部分或全预应力钢筋构造本文通过 3 个缩尺比为的圆形截面现浇混凝土桥墩和无粘结预应力预制拼装桥墩拟静力试验, 比较现浇桥墩和预制拼装桥墩的承载力延性耗能损伤等抗震特性, 为此类桥墩的工程应用提供技术参考 1 试验概况 1.1 试件简介试验设计制作了 3 个圆形截面混凝土桥墩试件, 分别为钢筋混凝土现浇桥墩 ( 试件 1) 无粘结预应力钢绞线预制拼装桥墩 ( 试件 2) 无粘结预应力钢绞线带耗能钢筋预制拼装桥墩 ( 试件 3) 整体现浇桥墩为在工地分步依次浇筑承台墩身盖梁形成桥墩 ; 预制拼装桥墩是在工地浇筑好承台墩身和盖梁等部件, 运至实验室张拉钢绞线, 然后穿耗能钢筋灌浆拼装而成桥墩试件由承台墩身和盖梁组成, 承台尺寸均为 1500mm 1000mm 600mm, 墩柱截面直径均为 350mm, 墩高 1600mm, 墩底距墩顶加载点距离 1850 mm 现浇桥墩墩高范围内为整体, 预制拼装桥墩墩高分为 4 个预制节段 S1,S2, S3,S4, 每个节段高 400 mm, 盖梁为 500 mm 500 mm 500 mm 的立方体, 承台墩身盖梁均采用 C40 混凝土整体现浇桥墩纵筋采用 10 12HRB 335 带肋普通钢筋, 无粘结预应力预制拼装桥墩一个采用 3 j 12.7 无粘结钢绞线, 另一个采用 3 j 12.7 无粘结钢绞线加 6 12HRB335 粘结带肋普通钢筋作为耗能钢筋, 墩柱箍筋直径为 6 mm, 底部 400 mm 范围内层距为 50mm, 其余部分层距为 80mm, 3 个试件的构造和设计参数分别如图 1 和表 1 所示, 其中犘为荷载试验采用 C40 商品混凝土, 钢绞线采用江阴华新钢缆有限公司生产的 j 12.7 预应力混凝土用钢绞线, 预应力钢绞线为无粘结, 耗能钢筋灌浆采用杭州泰正建材有限公司生产的 CGM T50 标准型高强

3 4 建筑科学与工程学报 2015 年表 2 材料力学性能犜犪犫.2 犕犮犺犪狀犮犪犾犘狉狅狆狉狅犳犕犪狉犪犾材料类型屈服强度 /MPa 极限强度 /MPa 混凝土 44.2 无收缩灌浆料 43.7 箍筋现浇纵筋节段纵筋耗能钢筋钢绞线 % 时位移加载速度为 1 mm s -1, 侧移幅值从 3% 至 4.5% 时位移加载速度为 1.5mm s -1, 侧移幅值从 5% 至 7% 时位移加载速度为 2mm s -1, 位移传感器 MTS 采集数据频率均为 2 Hz, 应变箱加载采集数据频率为 0.2Hz 加载制度见图 2 图 1 试件构造 ( 单位 : 犿犿 ) 犉犵.1 犆狅狀犳犵狌狉犪狅狀狅犳犛狆犮犿狀 ( 犝狀 : 犿犿 ) 表 1 试件设计参数犜犪犫.1 犇犵狀犘犪狉犪犿狉狅犳犛狆犮犿狀普通钢筋钢绞线配试件编号配筋率 /% 筋率 /% 耗能钢筋配筋率 /% 预应力 / 有效预应 kn 力 /MPa 无收缩灌浆料, 与水拌和制作成浆料, 预应力钢绞线和耗能钢筋管道均采用外径 55 壁厚 =1 mm 的无缝钢管, 混凝土 (150 mm 150 mm 150 mm 立方体 ) 灌浆材料 (70 mm 70 mm 70 mm 立方体 ) 箍筋纵筋节段内部纵筋耗能钢筋和预应力钢绞线材料的力学性能如表 2 所示 1.2 试验加载试验加载采用位移控制方式, 每级 2 次循环加载, 开始的侧移幅值为 0.1%,0.2%,0.3%,0.5%, 0.75%,1%,1.5%,2%,2.5%,3%,3.5%,4%, 4.5%,5%,6%,7%, 侧移幅值从 0% 至 0.75% 时位移加载速度为 0.5 mm s -1, 侧移幅值从 1% 至 1.3 数据采集图 2 犉犵.2 加载制度犔狅犪犱狀犵犛狔犿数据采集系统测试项目包括 :1 墩顶位移和墩底剪力由 MTS 系统记录 ;2 各个节段接缝的位移和转角由江苏溧阳产 YHD 30 型和 YHD 50 型位移计测量, 连接东华静态应变测试仪存储数据 ;3 塑性铰区域的曲率由位移计测量位移后计算得到 ;4 塑性铰区域混凝土应变耗能钢筋应变预应力筋应变箍筋应变和节段内部纵筋应变都通过电阻应变片测量, 其中钢筋和预应力筋上采用 BX120 3AA 应变片, 混凝土表面采用 BX AA 应变片, 通过东华静态应变测试仪存储数据 2 试件拟静力循环加载结果分析 2.1 加载试验结果本文试验是以墩顶位移作为控制荷载, 利用 MTS 液压伺服施加水平荷载试验终止条件一般按最大侧移幅值为 7% 控制, 并根据试件试验情况, 当发生倒塌危险时提前中断试验试验加载装置如图 3 所示, 试件的破坏形态如图 4 所示

第１期布占宇等预制拼装混凝土桥墩抗震性能拟静力循环加载试验４为理想线性化正负２个方向的平均值最终位移为试验终止前完整２个荷载循环的侧移试件１侧移幅值为６试件２和试件３侧移幅值均为７延性系数为最终位移与屈服位移的比值等效粘滞阻尼比参见文献１０中的公式残余

侧移曲线进行等效处数最小原因是试件１屈服位移较大且破坏位移较理获得理想线性化的水平荷载侧移曲线试验结小试件１的等效粘滞阻尼比最大残余位移最大果见表３其中承载力为７侧移幅值范围内的最大约为８７６ｍｍ试件２和试件３的残余位移分别为水平荷载正负２个方向的平均值屈服位移屈服力４

4 第１期布占宇等预制拼装混凝土桥墩抗震性能拟静力循环加载试验４为理想线性化正负２个方向的平均值最终位移为试验终止前完整２个荷载循环的侧移试件１侧移幅值为６试件２和试件３侧移幅值均为７延性系数为最终位移与屈服位移的比值等效粘滞阻尼比参见文献１０中的公式残余位移为最终位移卸载至水平荷载为０时的侧移从表３可以看出试件１现浇钢筋混凝土整体桥墩承载力与试件２无粘结预应力预制拼装桥墩相当而增设耗能钢筋后图３试件３无粘结预应力带耗能钢筋预制拼装桥墩的承试验加载装置载力显著增长试件２延性系数最大试件１延性系犉３犜犔狅犪犱狀犵犛狌狆犵将试验得到的水平荷载侧移曲线进行等效处数最小原因是试件１屈服位移较大且破坏位移较理获得理想线性化的水平荷载侧移曲线试验结小试件１的等效粘滞阻尼比最大残余位移最大果见表３其中承载力为７侧移幅值范围内的最大约为８７６ｍｍ试件２和试件３的残余位移分别为水平荷载正负２个方向的平均值屈服位移屈服力４６ｍｍ和２０ｍｍ图４试件破坏形态犉４犉犪犾狌狉犘犪狉狀狅犳犛狆犮犿狀犵表３试验结果犜犪犫３犜犚狌犾承载力屈服位移屈服力最终位移犉ｕｋｎ犇ｙｍｍ犉ｙｋｎ犇ｕｍｍ１３００２８３２８１１１２２３４０１１７２６７１２９３３１８４７１２９４８２试件编号２试件破坏形态１钢筋混凝土整体现浇桥墩试件１墩身形成等间距的贯通裂缝裂缝间距约为２００ｍｍ底部裂缝较大局部混凝土压碎最外侧纵筋断裂沿墩柱向上裂缝宽度逐渐变小墩顶等效粘滞阻残余位移单调加载最终循环加载效尼比ξｅｑｍｍ位移δｕｍｍ应系数β ４６１４８７６１４９００３２０１１１６１４６１４８０００３６０７２０１７９００６１９延性系数 μ 筋拉断前无明显下降纵筋拉断导致水平荷载侧向位移曲线骤降塑性铰集中在墩底范围未发生墩底混凝土沿高度方向的压溃破坏比较均匀如图４ａ所示附近环状裂缝宽度极小墩身刚度下降较多但尚能２无粘结预应力钢绞线预制拼装桥墩试件２加载分为２个阶段第１阶段侧移幅值支撑自身重量而不致倒塌墩身配筋量适合基本同为０３加载至１侧移幅值时Ｓ１节段顶部时发生纵筋拉断与受压区混凝土压溃承载力在钢Ｓ１Ｓ２节段接缝张开同时Ｓ１节段顶部局部混凝土

5 建筑科学与工程学报４６２０１年压碎第２阶段侧移幅值为３７加载至３侧移幅值时Ｓ１节段与底部承台接缝张开Ｓ１节段底部局部混凝土压碎但破坏程度较小直至最大侧移幅值为７时试验终止混凝土破坏情况为Ｓ１节段顶部开裂严重Ｓ１节段底部轻微开裂原因可能与接缝浇筑质量有关由于Ｓ１Ｓ２节段接缝的接触不平整首先形成转动点导致混凝土局部压溃随着水平荷载的增大Ｓ１Ｓ２节段接缝的接触变得紧密承台与Ｓ１节段接缝由于弯矩较大而张开Ｓ１节段底部局部混凝土形成微裂缝整个加载过程Ｓ２Ｓ３节段接缝和Ｓ３Ｓ４节段接缝都未明显张开卸载后墩身能自动复位基本无残余位移如图４ｂ所示３无粘结预应力钢绞线带耗能钢筋预制拼装桥墩试件３无粘结预应力钢绞线带耗能钢筋预制拼装桥墩的破坏集中在Ｓ１节段底部在１侧移幅值后出现墩底与Ｓ１节段接缝张开和局部混凝土压碎随着位移的增大混凝土压碎的程度不断增大直至两侧混凝土压碎的范围接近贯通耗能钢筋断裂承载力显著下降整个过程Ｓ１Ｓ２节段接缝Ｓ２Ｓ３节段接缝和Ｓ３Ｓ４节段接缝都未明显张开如图４ｃ所示３滞回特性３个试件的拟静力循环加载水平荷载侧移滞回曲线如图所示利用ＯｐｅｎＳｅｅｓ建立了纤维梁图犉犎狅狉狕狅狀犪犾犔狅犪犱犾犪狉犪犾犇犾犪犮犿狀犵狆柱单元模型模拟拟静力循环加载试验试件１钢筋混凝土整体现浇桥墩的滞回曲线如图ａ所示水平荷载侧移曲线的特点是残余位试件水平荷载侧移曲线犆狌狉狏狅犳犛狆犮犿狀钢筋桥墩的滞回曲线如图ｃ所示与试件２相移较大侧移幅值为６时出现了受拉钢筋断裂导比由于增加了６根ＨＲＢ３３１２钢筋水平承载力提高循环加载的滞回环面积增大耗能能力提高致承载力骤然降低每级加载滞回环包围的面积越残余位移略有增大大耗能能力越强纤维梁柱模型的数值模拟结果试件１和试件２的水平承载力基本相同试件是在试件３２的基础上增加了通过接缝的有粘结普通钢筋即耗能钢筋试件３的承载力比试件１或与试验结果相差较大主要是由于其没有反映随着加载循环次数的增多加载卸载刚度的降低试件２无粘结预应力预制拼装混凝土桥墩的试件２的承载力提高约６７滞回曲线如图ｂ所示由于无粘结预应力筋设置在圆形截面的中心接缝截面边缘无钢筋通过因４滞回环和能量节段拼装桥墩在循环荷载作用下的反应为滞回此桥墩的承载力较低在桥墩弯曲时无粘结预应响应滞回系统每个滞回环的等效粘滞阻尼比ξｅｑ可力筋均匀伸长避免了应力集中为桥墩提供了自复位能力桥墩产生屈服的原因是墩底受压边缘混凝土压碎侧移较快增大承载力缓慢增加刚度降低可以看出由于缺少钢筋的屈服耗散能量每个荷载循环的滞回环面积较小桥墩的耗能能力较低残余位移较小试件３无粘结预应力预制拼装混凝土带耗能以表示为１０犃ｈ犃ｈ ξｅｑ２π犞ｍΔｍ４π犃ｅ１犞ｍ１２犞ｍａｘ犞ｍｉｎ Δｍ１２ Δｍａｘ Δｍｉｎ２３式中犃ｈ为一个完整力位移滞回环的面积即耗散能量犞ｍ Δｍ分别为平均最大荷载和平均最大位

6 第 1 期布占宇, 等 : 预制拼装混凝土桥墩抗震性能拟静力循环加载试验 47 移 ; 犃 e 为具有等效刚度犽 ef 的线弹性系统的弹性应变能, 犽 ef= 犞 m Δm ; 犞 max, 犞 min 分别为某一位移处正向最大水平荷载和负向最大水平荷载 ;Δmax,Δmin 分别为正向最大侧移和负向最大侧移滞回曲线是在整体上表示桥墩的水平荷载侧移关系, 为了更深入地研究 3 种桥墩的水平荷载侧移关系, 抽取侧移幅值 1%,3%,5%, 绘制各桥墩在这些侧移幅值处的水平荷载侧移滞回曲线, 分别如图 6~8 所示每个滞回环均包括 2 个荷载循环, 试件 1 和试件 3 两次荷载循环的刚度退化较明显, 试件 2 则基本无刚度退化试件 1 滞回环包围的面积最大, 试件 2 滞回环包围的面积最小图 6 试件 1 滞回环犉犵.6 犎狔狉犆狉犮犾狅犳犛狆犮犿狀 1 图 9 为各桥墩在不同侧移处的应变能和能量耗散比较, 能量值均为同一最大位移处 2 个荷载循环的平均值由图 9 可以看出 : 试件 1 和试件 2 应变能基本相同, 均小于试件 3 的应变能 ; 能量耗散在侧移较小时 3 个桥墩基本一致, 在 3% 侧移幅值时, 试件 2 的耗能最低, 试件 3 的耗能最高, 而在 5% 侧移图 7 试件 2 滞回环犉犵.7 犎狔狉犆狉犮犾狅犳犛狆犮犿狀 2 幅值时, 试件 1 的耗能最高应变能与刚度有关, 能量耗散则与塑性位移钢筋粘结滑移混凝土压碎等损伤有关, 表明试件 3 的刚度在 3 个桥墩中最大, 试件 1 损伤最严重, 耗能能力最强 2.5 等效刚度在拟静力循环加载过程中, 随着混凝土压碎钢筋粘结滑移等结构损伤的发生, 结构刚度在不断下降, 因此从结构等效刚度可以看出结构损伤的情况, 各试件等效刚度对比如图 10 所示试件 1 在 0.1% 侧移幅值时初始刚度为 2.5kN mm, 在 7% 侧移幅值时刚度为 0.25kN mm; 试件 2 在 0.1% 侧移幅值时初始刚度为 4.0kN mm, 在 7% 侧移幅值时刚度为 0.25kN mm; 试件 3 在 0.1% 侧移幅值时初始刚度为 6.0kN mm, 在 7% 侧移幅值时刚度为 0.40kN mm 从以上结果可以看出, 钢筋混凝土桥墩初始刚度较小, 无粘结预应力桥墩初始刚度较大, 而配置了附加耗能钢筋以后初始刚度和最终刚度都有较大幅度的提高

7 48 建筑科学与工程学报 2015 年图 10 等效刚度犉犵.10 犈犳犮狏犛犳狀图 11 等效粘滞阻尼比随侧移幅值的变化图 8 试件 3 滞回环犉犵.8 犎狔狉犆狉犮犾狅犳犛狆犮犿狀 3 图 9 能量比较犉犵.9 犆狅犿狆犪狉狅狀狅犳犈狀狉犵狔 2.6 等效粘滞阻尼比 3 个试件的等效粘滞阻尼比随侧移幅值的变化如图 11 所示从图 11 可以看出 : 试件 1 初始等效粘滞阻尼比为 13.6%, 最小等效粘滞阻尼比为 5.8%,6% 侧移幅值时等效粘滞阻尼比为 22.7%; 试件 2 初始等效粘滞阻尼比为 11.3%, 最小等效粘滞阻尼比为 4.6%,6% 侧移幅值时等效粘滞阻尼比为 5.0%; 试件 3 初始等效粘滞阻尼比为 10.9%, 最小等效粘滞阻尼比为 5.5%,6% 侧移幅值时等效粘犉犵.11 犞犪狉犪狅狀狅犳犈犳犮狏犞犮狅狌犇犪犿狆狀犵犚犪狅狑犺犔犪狉犪犾犇狆犾犪犮犿狀滞阻尼比为 9.7% 从图 11 还可以看出 : 钢筋混凝土整体现浇桥墩等效粘滞阻尼比最大, 平均值为 12.4%; 无粘结预应力预制拼装桥墩等效粘滞阻尼比约为 6.1%, 增设耗能钢筋后等效粘滞阻尼比提高到 7.5% 这说明无粘结预应力钢绞线预制拼装桥墩中耗能钢筋提供了额外的阻尼耗能, 同时由于试件 3 应变能较大, 滞回耗能与试件 1 相当, 阻尼比仍然比试件 1 小 2.7 耗能分析 3 个试件的累积能量耗散如图 12 所示 6% 侧移幅值时试件 1 的累积能量耗散为 kn mm,6% 侧移幅值时试件 2 的累积能量耗散为 kN mm,6% 侧移幅值时试件 3 的累积能量耗散为 kN mm 从上述数据可以看出, 试件 1 钢筋混凝土桥墩在 3 个桥墩中耗能能力是最强的, 试件 2 无粘结预应力预制拼装桥墩耗能能力最低, 试件 3 无粘结预应力带耗能钢筋预制节段拼装桥墩耗能能力在 4.5% 侧移幅值之前高于钢筋混凝土桥墩, 在这之后则稍低于钢筋混凝土桥墩总体而言, 试件 3 与试件 1 的耗能能力相当, 增加的通过节段接缝的有粘结耗能钢筋大幅改善了桥墩受力性能 2.8 损伤比较 [11] 损伤模型采用 Park 等建议的指标模型, 结

8 第 1 期布占宇, 等 : 预制拼装混凝土桥墩抗震性能拟静力循环加载试验 49 犉犵.12 图 12 累积能量耗散犃犮犮狌犿狌犾犪狏犈狀狉犵狔犇狆犪狅狀构损伤表达为最大位移引起的损伤和往复循环加载滞回耗能引起的损伤的组合损伤指数犇可以表示为犇 = δm δu + β 犉 yδu d 犈 (4) 式中 :δm 为动力加载最大位移, 取每级循环加载最大位移 ;δu 取 Pushover 分析的结果, 其中混凝土采 [4] 用 Kent Scot Park 模型模拟, 耗能钢筋和预应力 [12] 筋用 Giufre Menegoto Pinto 模型模拟 ;d 犈为滞回耗能增量 δu, 犉 y, β 与加载历史无关, 弹性阶段损伤指数犇为很小的值 ( 接近 0), 破坏极限状态犇 =1 在破坏极限状态, 犇 =1,δM 取试验数据最大位移, d 犈取计算至 δm 处的累积能量耗散, 则可以得到各桥墩的 β 值, 结果如表 3 所示单调加载计算的破坏准则为 :1 混凝土压应变大于约束混凝土极限压应变 εcu[10],εcu = ρ s 犳 yhεsu, 犳 cc ρ s 为体积配箍率, 犳 yh 为箍筋屈服强度, εsu 为箍筋极限应变, 犳 cc 为约束混凝土极限抗压强度 ;2 纵筋 ( 耗能钢筋 ) 应变大于其极限应变 (εdu= 0.18);3 预应力筋应变大于其极限应变 (εpu = 0.045) 单调加载计算结果表明, 试件 1 最终破坏形式为钢筋拉断, 试件 2 破坏形式为混凝土压碎, 试件 3 破坏形式为钢筋拉断试验的水平荷载侧移骨架曲线和理想线性化骨架曲线如图 13 所示, 损伤指数犇变化如图 14 所示钢筋混凝土现浇桥墩的损伤指数随着侧移幅值的增大增加最快, 无粘结预应力预制拼装桥墩开始时损伤指数与钢筋混凝土桥墩一致, 但随着侧移幅值的增大, 损伤指数增加缓慢, 无粘结预应力带耗能钢筋预制拼装桥墩开始时损伤指数就小于上述 2 种桥墩, 随着侧移幅值的增大, 损伤指数与无粘结预应图 13 骨架曲线犉犵.13 犛犽犾狅狀犆狌狉狏图 14 损伤指数变化犉犵.14 犆犺犪狀犵狅犳犇犪犿犪犵犐狀犱狓力预制拼装桥墩一致 3 结语 (1) 钢筋混凝土整体现浇桥墩破坏形式为裂缝较分散, 从墩底至墩顶每隔一定间距出现 1 道环状裂缝, 墩底形成集中塑性铰, 刚度小, 耗能能力强, 残余变形大, 损伤严重破坏原因是受拉主筋断裂而不能继续承载 (2) 无粘结预应力预制拼装混凝土桥墩的破坏主要集中在墩底承台 S1 节段接缝和 S1 S2 节段接缝, 混凝土压碎程度较轻, 耗能能力较弱, 残余变形小, 损伤较轻破坏原因是变形过大, 无明显的预应力筋或混凝土损伤 (3) 无粘结预应力带耗能钢筋预制拼装混凝土桥墩破坏集中在墩底承台 S1 节段接缝, 墩底混凝土有明显的压碎, 耗能钢筋提供了额外的耗能能力, 刚度大, 耗能能力强, 残余变形较小, 损伤较轻破坏原因是耗能钢筋断裂, 墩底混凝土压碎范围较大, 墩顶变形过大而不能继续承载 (4) 试件 2 无粘结预应力预制节段拼装桥墩耗能能力低, 位移需求较大, 适合抗震设防烈度较低的地区 ; 试件 3 无粘结预应力筋带耗能钢筋预制节段拼装桥墩具有与现浇桥墩类似的耗能能力, 适合中高烈度地区

9 50 建筑科学与工程学报 2015 年参考文献 : 犚犳狉狀犮 : [1] HEWESJT,PRIESTLEY M J N.Seismic Design and Performance of Precast Concrete Segmental BridgeColumns[R].SanDiego:UniversityofCalifor nia,2002. [2] OU Y C,TSAIM S,CHANG K C,etal.CyclicBe haviorofprecastsegmentalconcretebridgecolumns with HighPerformanceorConventionalSteelRein forcingbarsasenergy Dissipation Bars[J].Earth quakeengineering & StructuralDynamics,2010,39 (11): [3] 葛继平. 节段拼装桥墩抗震性能试验研究与理论分析 [D]. 上海 : 同济大学,2008. GEJi ping.experimentalandtheoreticalstudieson Seismic Performance of Precast Segmental Bridge Columns[D].Shanghai:TongjiUniversity,2008. [4] BU Z Y,OU Y C.Simplified AnalyticalPushover MethodforPrecastSegmentalConcreteBridgeCol umns[j].advancesinstructuralengineering,2013, 16(5): [5] 布占宇, 谢旭, 丁勇, 等. 后张预应力预制桥墩抗震解析计算方法 [J]. 建筑科学与工程学报,2012,29 (3): BU Zhan yu,xie Xu,DING Yong,etal.Analytical CalculationMethodofSeismicResistantResponsefor PostensionedPrecastBridgePiers[J].JournalofAr chitectureandcivilengineering,2012,29(3): [6] BUZY,DING Y,CHENJ,etal.Investigationofthe Seismic Performance of Precast Segmental Tal BridgeColumns[J].StructuralEngineeringand Me chanics,2012,43(3): [7] 布占宇, 唐光武. 无黏结预应力带耗能钢筋预制节段拼装桥墩抗震性能研究 [J]. 中国铁道科学,2011,32 (3): BUZhan yu,tang Guang wu.seismicperformance InvestigationofUnbondedPrestressingPrecastSeg mentalbridgepierswithenergydissipationbars[j]. ChinaRailwayScience,2011,32(3): [8] 布占宇. 普通钢筋和碳纤维筋对预制节段桥墩抗震性能的影响 [J]. 宁波大学学报 : 理工版,2012,25(4): BU Zhan yu.influencesofsteeland Carbon Fiber ReinforcementBarsonSeismicPerformanceofPre castsegmentalbridgecolumns[j].journalofningbo Universtiy:NSEE,2012,25(4): [9] BILLINGTON SL,YOONJK.CyclicResponseof UnbondedPostensionedPrecastColumnswithDuc tilefiber reinforced Concrete[J].JournalofBridge Engineering,2004,9(4): [10] PRIESTLEY M JN,SEIBLEF,CALVIG M.Seis micdesignandretrofitofbridges[m].new York: John Wiley & Sons,1996. [11] PARK YJ,ANG A H S.MechanisticSeismicDam age Modelfor Reinforced Concrete[J].Journalof StructuralEngineering,1985,111(4): [12] MENEGOTTO M,PINTO PE.MethodofAnalysis forcyclicaly Loaded R.C.PlaneFramesIncluding ChangesinGeometryandNon elasticbehaviorofel ementsundercombined NormalForceandBending [C]//InternationalAssociationforBridgeandStruc turalengineering.proceedingsofiabsesymposium onresistanceand Ultimate DeformabilityofStruc turesactedonbyweldefinedrepeatedloads.zur ich:internationalassociationforbridgeandstructur alengineering,1973:15 22.

BuletinofSoiland WaterConservation Vol.38,No.3 Jun.,2018 & X R( + 1, 1, < 1,=> 3 (1. E^ IFTU ^,NO ; 2.NO\ ^,NO ;3.NO B`a -

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