圓端形不銹鋼管混凝土橋墩抗震性能試驗研究

趙秋紅，董碩，張建周，劉飛虎

（1.天津大學建筑工程學院，天津 300072；2.濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室（天津大學），天津 300350；3.中國鐵路設計集團有限公司，天津 300308）

鋼管混凝土構件由于強度及延性較高、施工高效等優勢，越來越多地被應用于國內外橋梁工程的墩塔結構中［1］，且多為圓形截面.而在橋梁結構中，由于風荷載或地震荷載的作用，橋墩沿橫橋向往往需要更高的承載力及剛度，工程中多采用雙肢或多肢墩，以圓端形、長方形等截面形式為主.圓端形鋼管混凝土橋墩橫向剛度大，可增強橋梁的穩定性，其外鋼壁可有效抵抗車船的撞擊，且其流線型外觀可減少流體沖擊.目前，圓端形鋼管混凝土已被應用于廈門杏林灣路段邊墩及武漢黃陂后湖斜拉橋雙肢橋塔等工程，具有良好的應用前景.

通過試驗及有限元分析，國內外學者對圓端形鋼管混凝土柱的軸壓［2-5］、偏壓［6-8］、偏拉［9］、剪切［10］及純彎［11-13］等靜力性能進行了研究，發現圓端形鋼管對內部混凝土的約束效果介于圓鋼管和矩形鋼管之間，并提出了相應的軸壓、偏壓及彎矩承載力計算公式.目前，針對圓端形鋼管混凝土結構抗震性能的研究極為有限，其中文獻［14］采用精細有限元分析，證明了圓端形鋼管混凝土柱具有良好的抗震性能.

事實上，由于橋墩所處環境通常較為惡劣，鋼管混凝土結構采用不銹鋼作為外管材料，可有效提高橋梁耐久性，降低其全壽命維護成本［15］.近年來，國內外學者針對圓形、方形不銹鋼管混凝土柱及不銹鋼-碳鋼中空夾層鋼管混凝土柱的軸壓［16-20］、軸拉［21］、純彎及壓彎［22-23］等靜力性能進行了試驗研究，發現不銹鋼管混凝土柱相比鋼管混凝土柱承載力更高，延性更好.Liao 等［24］和Zhou 等［25］分別對圓形及方形不銹鋼管混凝土柱、外方內圓中空夾層不銹鋼管混凝土柱的抗震性能進行了試驗研究，結果表明不銹鋼管混凝土柱相比鋼管混凝土柱具有更好的耗能能力.然而，針對圓端形不銹鋼管混凝土及圓端形中空夾層鋼管混凝土抗震性能的研究尚未見報道.

為進一步推廣應用圓端形鋼管混凝土橋墩，有必要考慮采用不銹鋼作為外管材料，并對其抗震性能進行系統研究，以提高其全壽命周期安全性及耐久性.本研究以外鋼管材質、加載方向及中空夾層截面為變化參數，進行了4個圓端形不銹鋼管和2個圓端形普通鋼管混凝土橋墩試件的往復加載擬靜力試驗，分別研究其在橫橋向地震作用（沿強軸加載）及順橋向地震作用（沿弱軸加載）下的抗震性能，為該類橋墩的工程應用和理論分析提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

本研究共進行了4 個圓端形不銹鋼管和2 個圓端形普通鋼管混凝土橋墩試件的往復加載擬靜力試驗，主要參數包括外鋼管材質、加載方向及中空夾層截面，試件主要參數見表1.試件編號中CFRT 代表圓端形普通鋼管混凝土柱，CFRST 代表圓端形不銹鋼管混凝土柱，其后第一個字母“S”和“D”，分別代表實心截面和中空夾層截面形式，第二個字母“S”和“W”分別代表沿強軸加載和沿弱軸加載.Bo、Ho和to分別為外鋼管的截面寬度、高度和厚度，Bi、Hi和ti分別為內鋼管的截面寬度、高度和厚度；L0為試件的計算高度；χ為截面空心率；n為軸壓比；N為豎向荷載.

表1 試件主要參數Tab.1 Main parameters of specimens

每個試件由加載梁、墩身和底梁三部分組成.墩身截面尺寸為240 mm × 160 mm，試件計算高度為1 100 mm.圓端形的外鋼管和內鋼管均采用兩塊U 形鋼板對拼焊接而成，其中外鋼管為不銹鋼時采用不銹鋼專用的A107 焊條進行焊接.對于設置中空夾層截面的試件，底梁采用鋼筋混凝土結構，并在墩身周圍焊接短鋼筋及加勁肋，以進一步加強其與底梁的連接.試件尺寸及截面形式見圖1.

圖1 試件幾何尺寸與截面形式（單位：mm）Fig.1 Dimension and section forms of specimens（unit：mm）

1.2 材料力學性能

所有試件均由商品混凝土同批澆筑而成，并預留混凝土標準立方體試塊［26］，混凝土的設計強度等級為C50.試驗時測得混凝土立方體抗壓強度為58.1 MPa，彈性模量為3.79×104MPa.混凝土粗骨料粒徑控制在16 mm 以內，以便于中空夾層截面試件的澆筑.試件不銹鋼外鋼管采用06Cr19Ni10 牌號AISI304 的奧氏體不銹鋼，普通外鋼管及內鋼管均采用Q235 鋼.根據《金屬材料 拉伸試驗 第1 部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2021）［27］規定，分別對冷彎成型后內外鋼管的圓弧段和平直段進行拉伸試驗，鋼材的應力-應變曲線見圖2，其主要力學性能指標見表2，其中CS1、CS2 和CS3 分別取自圓端形普通鋼管的平直段、外鋼管和內鋼管的圓弧段，SS1 和SS2 分別取自圓端形不銹鋼外鋼管的平直段和圓弧段.不銹鋼的屈服強度取名義屈服強度σ0.2，即塑性應變為0.2%時對應的應力值.

表2 鋼材的材料性能Tab.2 Material properties of steel

圖2 鋼材應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of the steel

1.3 加載方案及測量方案

試驗加載現場及加載裝置如圖3 所示.首先采用千斤頂在加載梁頂部施加預定豎向荷載，并在試驗過程中保持不變；然后采用1 000 kN 的水平作動器在試件頂部施加水平往復荷載，其作用線與加載梁中心線重合.在試件正反兩側設置側向支撐，以防試驗過程中試件的面外失穩及彎扭破壞.試驗過程中，水平往復荷載采用荷載-位移聯合控制［28］，前三級采用荷載控制，加載幅值分別為0.25Pp、0.50Pp和0.75Pp，每級循環2 次，其中Pp為有限元模型預測出的試件峰值承載力，kN；然后采用位移控制，分別選取屈服位移Δy=Pp/Ksec的1、1.5、2、3、5、7、8 倍加載，mm，每級循環3 次，其中Ksec為試驗中荷載到達0.70Pp時力-位移曲線的割線剛度，kN·mm-1.當荷載下降到85%Pp或試件不適于繼續承載時，試驗停止.試驗中保持加載與卸載速度一致，以保證數據的穩定.

圖3 試驗加載裝置（單位：mm）Fig.3 Test setup（unit：mm）

試驗測量方案如圖3（b）所示，所有試件的測點布置均一致，包括力傳感器、位移計及應變片等，其中水平作動器施加的荷載由力傳感器測得，加載點、墩身的水平位移及底梁的滑移由編號為D1～D8的位移計測量及監測，墩底不同高度的外鋼管表面分別沿截面高度方向設置一組電阻應變片，以獲得外鋼管截面的應變分布.試驗過程中，人工觀測試件墩身鋼管屈曲、破壞形態和破壞位置等.

2 試驗結果分析

2.1 試驗現象與破壞模式

在水平往復荷載作用下，6個試件的破壞形態基本相似.試件CFRST-S-S 和CFRST-S-W 的水平力-側移角的骨架曲線及其特征點見圖4，其中側移角θ=Δ/L0，Δ為水平位移.由圖4 可知，試件的受力過程可分為3 個階段：1）彈性階段（O—A），加載初期，側移角較小時，橋墩整體處于彈性狀態，試件的水平力-側移角曲線基本呈線性，A點約為峰值荷載Pp的40%.2）彈塑性階段（A—B），隨著側移的增大，鋼管開始屈服產生塑性變形，試件的水平力-側移角曲線斜率減小，殘余變形增加，剛度開始退化，此時墩身鋼管表面無明顯屈曲現象.3）破壞階段（B—C），試件在B點達峰值荷載，沿加載方向上墩身底部出現輕微鼓曲變形，隨著位移的進一步增大，墩身塑性變形加劇，鼓曲范圍和程度增加，曲線開始下降，鋼管斷裂或焊縫撕裂，承載力下降至峰值荷載的85%以下.

圖4 典型試件的水平力-側移角曲線Fig.4 Horizontal load-drift curves of typical specimens

圖5 給出了試驗結束后6 個試件的破壞形態，圖5（a）～（b）為試件的整體破壞形態及典型的外鋼管鼓曲形態.由圖5（b）可見，所有試件均在墩身外鋼管底部出現鼓曲，并形成塑性鉸，沿弱軸加載時底部鼓曲更為明顯.沿強軸加載時，外鋼管圓弧段底部距底梁頂面（1/55～1/37）L0處出現水平裂縫，而沿弱軸加載時，外鋼管平直段底部距底梁頂面（1/27～1/18）L0處沿豎向焊縫撕裂.圖5（c）給出了試件割去外鋼管后內部混凝土的破壞形態，由圖5（c）可見，外鋼管鼓曲處混凝土均被壓碎，但上部混凝土僅出現少數水平裂縫.圖5（d）給出了中空夾層試件去除夾層混凝土后內鋼管的狀態，由圖5（d）可見，內鋼管在底部出現了輕微的凹曲，但并不明顯.

圖5 試件破壞形態Fig.5 Failure modes of specimens

2.2 滯回曲線和骨架曲線

圖6 和圖7 分別給出了6 個試件的加載點水平力-側移角的滯回曲線和骨架曲線.表3 給出了6 個試件的屈服、峰值、破壞特征點相應的荷載、位移、側移角，其中屈服點采用等效能量法確定，破壞荷載按峰值荷載的85%確定.

圖6 試件滯回曲線Fig.6 Hysteresis loops of specimens

圖7 試件骨架曲線Fig.7 Skeleton curves of specimens

由圖6 可知，各試件的滯回曲線較為飽滿，展示出圓端形鋼管混凝土橋墩良好的耗能能力，但沿弱軸加載的CFRST-S-W 試件和CFRST-D-W 試件在加載后期滯回曲線捏縮現象略為明顯，主要由于沿弱軸加載時外鋼管平直段受壓彎組合作用，極易產生向外的鼓曲變形，且鼓曲范圍更大，外鋼管對核心混凝土不能提供很好的約束作用.在彈性階段，滯回環狹長面積較小，而隨著位移的增大，滯回環逐漸飽滿，面積增大，耗能能力提高.同級加載時，滯回環面積及最大荷載隨著循環次數稍有下降，體現出塑性損傷累積.

由圖6、圖7和表3可知：

表3 各試件主要試驗結果及計算結果Tab.3 Main test and calculation results of specimens

1）對比試件CFRST-S-S 和CFRT-S-S，及試件CFRST-D-S 和CFRT-D-S 可見，圓端形不銹鋼管混凝土試件相比鋼管混凝土試件峰值荷載僅相差5%左右，但峰值后承載力下降更為緩慢，延性和耗能能力更高.這主要是由于不銹鋼材料屈服后出現顯著的應變硬化，因此在加載后期外鋼管對核心混凝土仍能提供較好的約束作用.

2）對比試件CFRST-S-S 和 CFRST-D-S，CFRST-S-W 和CFRST-D-W，及試件CFRT-S-S 和CFRT-D-S 可見，采用中空夾層截面后，無論是試件CFRST-D-S，還是試件CFRST-D-W，試件的峰值荷載相比于實心截面試件提高了14%～27%，滯回曲線更為飽滿，說明內鋼管與外鋼管共同承載，內鋼管對夾層核心混凝土起到了一定的支撐作用.但采用中空夾層截面的試件CFRST-D-W 的峰值后承載力下降更為明顯，這主要是由于在加載后期，內鋼管平直段發生明顯的向內凹曲，但整體上采用中空夾層截面對各試件骨架曲線下降段影響較小.

3）對比試件CFRST-S-S 和CFRST-S-W，及試件CFRST-D-S和CFRST-D-W 可見，沿弱軸加載時，試件的峰值荷載相比于沿強軸加載時明顯降低，實心截面試件降幅高達38%，而中空夾層截面試件降幅減緩至23%，同時峰值后承載力下降更快，延性和耗能能力更低，且沿弱軸加載的試件CFRST-S-W 和試件CFRST-D-W 在加載后期滯回曲線出現了較為明顯的捏縮現象，這主要由于外鋼管的平直段產生了向外的鼓曲變形，外鋼管對核心混凝土不能提供很好的約束作用.

2.3 剛度退化

采用割線剛度Ki來描述試件的剛度退化現象［29］.圖8 給出了6 個試件的剛度退化曲線，由圖8可知，各試件的剛度均隨側移角的增大而下降，主要由于加載過程中材料的累積損傷導致.對比各試件的剛度退化曲線可知：1）不銹鋼管混凝土試件在加載后期的剛度退化程度更小，可能是由于不銹鋼材料屈服后的應變硬化導致；2）由于試件截面的不對稱性，沿弱軸加載試件的初始剛度遠小于沿強軸加載試件；3）采用中空夾層截面試件的初始剛度均大于采用實心截面試件.

圖8 剛度退化曲線Fig.8 Stiffness degradation curves of specimens

2.4 延性

采用位移延性系數μ來描述試件的延性［29］.表3給出了6 個試件的位移延性系數，由表3 可知，試件位移延性系數在3.89～5.46 之間，表現出良好的延性.對比各試件的位移延性系數可見：1）不銹鋼管混凝土試件的位移延性系數較鋼管混凝土試件明顯提高，對于試件CFRST-S-S 及試件CFRST-D-S 的情況分別提高了24%和23%，這主要是由于不銹鋼材料屈服后的應變硬化現象導致；2）沿弱軸加載的圓端形不銹鋼管混凝土試件的位移延性系數較沿強軸加載時明顯降低，對于試件CFRST-S-W 及試件CFRST-D-W 的情況分別降低了17%和29%，這主要是由于平直段鋼管更早發生鼓曲變形，且鼓曲范圍更大導致；3）采用中空夾層截面對圓端形不銹鋼管混凝土試件的位移延性系數影響不大，但沿弱軸加載時，內鋼管平直段出現向內的凹曲，導致加載后期內鋼管不能對夾層核心混凝土提供足夠的支撐，試件CFRST-D-W 的位移延性系數比試件CFRST-SW降低13%.

2.5 耗能能力

采用累積滯回耗能E和等效黏滯阻尼系數he來描述試件的耗能能力［29］.圖9給出了6個試件的累積耗能曲線，表3給出了6個試件的屈服、峰值、破壞特征點相應的等效黏滯阻尼系數.由圖9 及表3 可知，各試件的累積耗能曲線特征基本相似，累積滯回耗能和等效黏滯阻尼系數均隨著側移角的增大而增大.對比各試件耗能曲線可知：1）不銹鋼管混凝土試件的耗能能力更高，可能是由于不銹鋼材料屈服后的應變硬化導致；2）沿弱軸加載時，試件平直段的鋼管更早發生鼓曲且范圍較大，試件耗能能力較沿強軸加載時明顯降低；3）沿強軸加載時，采用中空夾層截面的試件耗能能力較采用實心截面的試件明顯提高，說明內鋼管亦部分參與耗能；4）沿弱軸加載時，采用中空夾層截面的試件平直段的外鋼管向外鼓曲而內鋼管向內凹曲，導致對夾層核心混凝土的支撐不足，試件耗能能力較采用實心截面的試件反而有所下降.

圖9 試件累積耗能曲線Fig.9 Accumulation energy dissipation curves of specimens

3 水平承載力計算

以圓端形中空夾層鋼管混凝土橋墩為例，可采用式（1）來計算其水平承載力：

式中：Mu為墩底塑性鉸截面的極限彎矩，kN·mm.

假定橋墩底部塑性鉸截面滿足全截面塑性假定，即橋墩底部截面的外鋼管和內鋼管達到屈服強度，受壓區混凝土達到軸心抗壓強度；同時忽略受拉區混凝土對壓彎承載力的貢獻.橋墩底部截面上的力及應力狀態可表示為圖10.當橋墩達到壓彎承載力時，橋墩截面受壓區高度為x，則截面豎向力平衡可表示為：

圖10 橋墩水平承載力計算示意圖Fig.10 Horizontal ultimate bearing capacity calculation diagram of the pier

式中：N為施加在橋墩上的豎向荷載，kN；β為混凝土應力折減系數，取0.85；fc為混凝土軸心抗壓強度，kN/mm2；fyo、fyi分別為外鋼管和內鋼管的抗拉強度，kN/mm2；Acc、Ao，c、Ai，c、Ao，t、Ai，t分別為受壓區混凝土、受壓區外鋼管、受壓區內鋼管、受拉區外鋼管和受拉區內鋼管的面積，mm2.參數計算方法見文獻［30］.

根據截面彎矩平衡條件，將截面各組成部分對截面形心軸求矩，可得：

式中：yc，c、yo，c、yi，c、yo，t、yi，t分別為受壓區混凝土、受壓區外鋼管、受壓區內鋼管、受拉區外鋼管和受拉區內鋼管距橋墩截面形心軸的距離，mm.參數計算方法見文獻［30］.

求得Mu后代入式（1）可得圓端形中空夾層鋼管混凝土橋墩的水平承載力.由式（1）～式（3）計算所得橋墩的水平承載力結果見表3，由表3 可知，計算結果與擬靜力試驗結果吻合較好.

4 結論

1）圓端形不銹鋼管混凝土與鋼管混凝土試件的破壞過程和現象基本相似，均在墩身底部形成塑性鉸區，外鋼管鼓曲且內部混凝土局部壓潰；沿強軸加載時，底部外鋼管圓弧段鼓曲并最終出現水平裂縫；沿弱軸加載時，底部外鋼管平直段鼓曲且范圍更大，最終鼓曲處沿豎向焊縫撕裂；外鋼管材質和中空夾層截面形式對破壞模式的影響較小.

2）圓端形不銹鋼管混凝土與鋼管混凝土試件的滯回曲線均較為飽滿，位移延性系數在3.89～5.46之間，展示出較好的耗能能力；不銹鋼管混凝土試件與鋼管混凝土試件的峰值荷載及初始剛度相近，但不銹鋼管混凝土試件的滯回曲線更加飽滿，峰值后承載力下降更為緩慢，耗能能力和延性更高，剛度退化程度較小，這主要是由于不銹鋼材料屈服后出現顯著的應變硬化現象，在加載后期外鋼管對核心混凝土仍能提供較好的約束作用.因此，圓端形不銹鋼管混凝土作為組合橋墩構型的一種，可用于跨?？缃瓨蛄夯蛞恍δ途眯砸筝^高的重要橋梁結構中.

3）與沿強軸加載相比，沿弱軸加載時圓端形不銹鋼管混凝土試件峰值荷載明顯降低，加載后期滯回曲線捏縮略為明顯，峰值后承載力下降更快，延性和耗能能力更低，這主要是由于沿弱軸加載時圓端形截面除慣性矩降低外，外鋼管平直段相比圓弧段更易產生向外的鼓曲變形，且鼓曲范圍更大，對核心混凝土的約束作用降低.在進行橋梁設計時，應注意外鋼管平直段的寬厚比，并建議按方鋼管混凝土外管壁的寬厚比限值加以控制，以避免地震作用下外鋼管平直段過早屈曲.

4）與實心截面試件相比，圓端形中空夾層鋼管混凝土及不銹鋼管混凝土試件的峰值荷載及初始剛度明顯提高，沿強軸加載時滯回曲線更加飽滿，耗能能力增加，說明內鋼管與外鋼管共同承載，并增強了對夾層核心混凝土的支撐和約束；但沿弱軸加載時，中空夾層不銹鋼管混凝土試件的峰值后承載力下降更為明顯，耗能能力和延性略有降低，這主要是由于加載后期內鋼管平直段發生向內凹曲，失去對核心混凝土的支撐導致.因此，圓端形中空夾層鋼管混凝土橋墩的抗震性能相比實心構件更為優越，當橋墩設計承載力要求較高時可考慮采用，但需注意內外鋼管平直段的寬厚比限值.

5）給出了圓端形不銹鋼管混凝土橋墩的水平承載力的計算公式，計算所得結果與擬靜力試驗結果吻合較好.