可恢复功能的门式钢桥墩根部耗能墩柱受力机理研究

骆杰鑫， 李海锋,2， 罗 俊， 南子森， 孙 伟

(1. 华侨大学 土木工程学院，福建 厦门 361021； 2. 福建省结构工程与防灾重点实验室，福建 厦门 361021)

随着城市现代化建设的发展和交通量的日益增长，在解决城市拥堵问题的高架桥建设方面，门式桥墩的应用较为广泛，是桥梁工程领域的重要结构形式。 现阶段的门式桥墩较多采用钢筋混凝土结构形式，然而面对频发的地震灾害，钢筋混凝土墩柱在地震荷载作用下容易发生严重的剪切破坏和弯曲破坏，甚至倒塌，震后难以及时修复，给人民的生命财产造成巨大的损失。

与钢筋混凝土墩柱相比，钢墩柱不仅具有较大的延性和耗能能力，并能充分发挥自身的材料力学性能，而且具有重量较轻、占地面积小、现场施工方便快捷、震后易快速修复等优点。因此，为了提高桥墩的抗震性能，国内外正积极尝试采用钢结构墩柱作为桥梁工程的下部支撑构件。其中箱形钢墩柱在桥梁工程中被广泛应用，这主要得益于箱形钢墩柱不仅具有良好的抗弯刚度和抗扭刚度，而且加工制作也较为简便。然而箱形钢墩柱根部附近的壁板在遭遇实际地震过程中容易发生局部屈曲破坏，导致墩柱的抗震性能迅速恶化。

国内外学者对钢墩柱的抗震性能进行了相关研究。Watanabe等[1]进行了7种双向反复位移加载模式下矩形钢管柱拟静力试验，研究位移加载路径对矩形钢管柱滞回性能的影响规律。Dang等[2]对15根方钢管桥墩进行了试验研究，对比分析了双向地震模拟加载与单向地震模拟加载下方钢管桥墩受力性能的差别。Liu等[3]进行了9根双向反复加载下方钢管混凝土柱的拟静力试验，以模拟双向水平地震耦合作用下方钢管混凝土柱的抗震性能，并将试验结果与世界各主要规范进行了对比。Yuan等[4]采用静力循环加载、单向混合加载以及双向混合加载等加载方式对部分填充混凝土方钢管桥墩的试验研究，分析了不同加载方式下钢桥墩抗震性能的差别。Usami等[5-7]对部分填充混凝土的箱形截面桥墩柱进行了试验研究，结果表明:该类形式桥墩柱相对于同截面钢桥墩柱，承载力和延性大幅提高。Ge等[8]对部分填充混凝土的箱形钢桥墩有限元模拟方法进行研究，并分析数值结果与试验的差别，建立此类钢桥墩震后残余位移的估算公式。王跃东等[9]通过对内填部分混凝土箱形截面钢桥墩在承受水平反复荷载作用下滞回性能的实验研究，同时对试验结果进行数值模拟探讨混凝土填充率对钢桥墩滞回性能的影响。Usami等[10]探讨了在箱形钢桥墩根部设置加劲肋加固对抗震性能的影响，提出了承载力和延性的经验公式。Nishikawa等[11]随在箱形钢桥墩内设置纵向加劲肋及角部增设角钢的补强方法进行了研究，表明采用该加固方法的箱形钢桥墩具有很好的抗震性能。Aoki等[12]对设置纵向加劲肋的箱形截面门式钢桥墩抗震性能进行了试验研究。试验结果表明，采用纵向异形板的钢桥墩的强度和延性得到了提高。Hsu等[13]提出了在箱形钢桥墩底部设置钢框架的补强方法，研究了钢缀条长度、壁板宽厚比等参数对箱形钢桥墩抗震性能的影响。Yamao等[14]对内置十字钢板和纵向加劲肋的箱形钢桥墩进行了拟静力试验和数值分析。Susantha等[15]研究利用低屈服点钢改善钢桥墩延性的方法，进行了5个根部壁板采用低屈服点钢的箱形钢桥墩抗震性能试验。研究表明，根部低屈服点钢壁板的厚度合适时才能提高箱形钢桥墩的延性和耗能能力。Kitada等[16]提出了在钢桥墩中间设置能量吸收节段的方法，来改善钢桥墩的延性和耗能性能。Ismail等[17]以设置加劲肋的箱形钢桥墩为研究对象，对其在不同地震波下的动力响应进行数值分析。目前研究比较多的是采用纵向加劲肋和横向加劲肋加固箱形截面钢墩柱，使钢墩柱的延性大为改善[18-20]。

综上所述，关于钢墩柱壁板的相关屈曲机理方面的研究较少，而且加固后的钢桥墩很难实现震后的快速修复。本文提出一种震后可恢复功能的新型门式钢桥墩，如图1所示。在门式钢桥墩根部区域设置特定的可更换耗能钢墩柱，该墩柱通过上下端板与原桥墩主体用高强螺栓连接。根部箱形钢墩柱上设置可更换低屈服点钢耗能壁板，以增强地震往复荷载下钢墩柱的耗能能力。加劲低屈服点钢板为箱形钢墩柱的主要屈曲耗能部件，地震作用下结构的塑性损伤主要集中在低屈服点钢板上。地震后可快速检测和更换损伤的低屈服点钢板，从而实现新型钢桥墩的震后快速修复功能。为研究设置不同加劲肋的箱形耗能钢墩柱的屈曲机理和耗能性能，本文采用有限元软件ANSYS进行数值分析，对比分析了设置无加劲肋、十字形加劲肋、X字形加劲肋及井字形加劲肋四种类型的箱形耗能钢墩柱轴压下的有限元模拟结果与轴压试验结果，验证了有限元模型的准确性。门式钢桥墩在水平地震荷载作用下，其根部墩柱往往会出现轴向反复受力状态。但是此类新型城市高架桥梁结构的自重比传统钢筋混凝土桥梁的自重小很多，在实际地震作用下根部耗能墩柱的拉压变化幅值比传统桥墩的变化小，对于此类新型耗能钢墩柱应重点考察其受压屈曲机理[21]。为简化计算，本文加载方式采用轴向拉压力等幅值的荷载形式。为了进一步准确模拟实际地震下根部箱形钢墩柱的受力性能，进行了反复轴向拉压作用下新型箱形钢墩柱的数值模拟。通过对比骨架曲线、位移延性系数及滞回曲线包络面积，获得耗能壁板的高度、宽度及厚度、加劲肋的厚度、宽度及数量等因素对箱形钢墩柱滞回性能的影响规律，为新型门式钢桥墩在抗震工程中的应用提供了科学依据。

图1 设置箱形耗能钢墩柱的门式桥墩示意图Fig.1 Sketch of portal pier with box-shaped energy-consuming steel pier

1 对比试验概况

本次轴压试验的加载装置采用华侨大学10 000 kN微机控制电液伺服压剪试验机，加载控制方式则采用在弹性阶段用力加载进行控制，最后用位移加载进行控制进行轴压试验。轴压试验试件的具体构造为：在四面壁板上开洞，将低屈服点钢板与壁板焊接，并在低屈服点钢板上设置不同形式的加劲肋，如图2所示。试件的破坏形态，如图3所示。

轴压试验试件按1∶4的缩尺比例制作，包括4个试件，其中：柱的立面高度L都为500 mm；柱的截面高度h和宽度b都为375 mm。4个箱形钢墩柱试件的详细参数如表1所示。其中：h1为低屈服点钢板的高度；b1为低屈服点钢板的宽度；tw为加劲肋厚度；tf为箱形钢墩柱四面薄壁板以及低屈服点钢板的厚度；b2为加劲肋宽度；十字形和井字形加劲肋类型试件中，n1为竖向加劲肋的数量，n2为横向加劲肋的数量；X字形加劲肋类型试件中，n1,n2分别为两个对角线方加劲肋的数量。

2 有限元模型

2.1 轴压有限元模型

在已有轴压试验研究的基础上，采用ANSYS软件，根据轴压试验试件的几何尺寸建立轴压有限元模型，模型采用4节点6自由度板壳单元Shell 181。其中，考虑鲍辛格效应，选用多线性随动强化模型KINH定义钢材的本构关系，低屈服点钢材为Q160，其余钢材为Q345。根据材性试验的实测数据确定钢材的应力σ-应变ε曲线，如图4和图5所示。柱底刚接，柱顶约束住两个方向的水平位移，并在柱顶进行竖向位移加载控制。

图2 试件示意图Fig.2 Sketch of test piece

图3 试件破坏形态Fig.3 Specimen failure mode

组样h1/mmb1/mmtw/mmtf/mmb2/mmn1n2加劲肋类型N-0300188800无加劲肋N-1300188886011十字形加劲肋N-2300188886011X字形加劲肋N-3300188886022井字形加劲肋

为准确模拟新型箱形钢墩柱的轴压性能，轴压有限元模型考虑构件初始几何缺陷的影响。该初始缺陷根据图3的试件破坏形态寻找相似的屈曲模态确定，其中，最大变形值取L/1000。以单元大小20 mm，30 mm，30 mm，25 mm为控制参数，分别划分设置无加劲肋、十字形加劲肋、X字形加劲肋、井字形加劲肋这4种类型的箱形钢墩柱有限元模型，有限元网格接近正方形，如图6所示。

2.2 轴压有限元模型验证

在对轴压有限元模型的求解过程中，模型将自动按照ANSYS有限元软件的内部收敛准则进行计算。如果其局部屈曲变形过大，导致数值计算结果不能收敛，将自动终止计算。其求解结果可以得到柱顶的荷载-位移曲线图，如图7所示，其中：P为柱顶的竖向荷载；δ为柱顶相应的竖向位移。为验证有限元模型的准确性，将有限元模拟结果与相应的轴压试验结果曲线进行对比。由图7可知：有限元模拟结果曲线与试验结果曲线吻合较好，能够较为准确地反映该箱形钢墩柱在竖向荷载作用下的受力特征。

因此，本文利用该有限元模型进一步研究反复轴向拉压作用下箱形钢墩柱耗能壁板高度和宽度及厚度、加劲肋厚度和宽度及数量等因素对箱形钢墩柱滞回性能的影响。

图4 Q345钢材应力-应变曲线Fig.4 Stress-strain curve of Q345 steel

图5 Q160钢材应力-应变曲线Fig.5 Stress-strain curve of Q160 steel

图6 有限元模型Fig.6 Model of finite element

图7 试验和有限元分析荷载-位移曲线图Fig.7 Load-displacement curves of experiments and finite element analysis

2.3 反复轴向拉压有限元模型

为使有限元分析贴近工程实际应用，在反复轴向拉压作用下，箱形钢墩柱按足尺比例建模。其初始几何缺陷根据第一阶屈曲模态确定，其余材料参数和本构关系皆同轴压有限元模型参数。加载制度如图8所示，其中，受拉为正，受压为负。

为准确模拟反复轴向拉压作用下新型箱形钢墩柱的受力性能，对设置4种不同加劲肋类型的箱形钢墩柱有限元模型均以5 mm为间隔、按25～70 mm的单元大小分别划分网格进行有限元分析。最终以单元大小35 mm，40 mm，45 mm分别划分网格的有限元模拟结果得出的荷载-位移曲线图趋于一致。因此，本文选择采用单元大小45 mm为控制参数划分反复轴向拉压有限元模型。设置4种不同加劲肋类型的箱形钢墩柱的有限元模拟结果得出的荷载-位移滞回曲线,如图9所示。同时，有限元模拟结果的破坏形态如图10所示。

图8 加载制度Fig.8 Loading system

图9 有限元分析荷载-位移滞回曲线图Fig.9 Hystereic curves of finite element analysis

图10 有限元分析破坏形态Fig.10 Failure mode of finite element analysis

3 参数分析

3.1 数值分析试件设计

反复轴向拉压作用下的有限元模型中，箱形钢墩柱的立面高度L为2 000 mm；柱的截面高度h和宽度b皆为1 500 mm，有限元分析试件设计的详细参数如表2所示。其中：I组为无加劲肋类型试件；II组为十字形加劲肋类型试件；III组为X字形加劲肋类型试件；IV组为井字形加劲肋类型试件。tf1为箱形钢墩柱四面薄壁板的厚度；tf2为箱形钢墩柱四面低屈服点钢板的厚度。十字形和井字形加劲肋类型试件中，n1为竖向加劲肋的数量，n2为横向加劲肋的数量。X字形加劲肋类型试件中，n1,n2分别为两个对角线方向加劲肋的数量。由于数值分析试件较多，为更直观地对比试件的滞回性能，本文从有限元模拟结果得出的滞回曲线中提取骨架曲线进行对比。其中：骨架曲线中受拉时的加载位移为正，受压时的加载位移为负。

表2 有限元分析试件设计参数 Tab.2 Parameters of finite element analysis specimens

表2 有限元分析试件设计参数(续) Tab.2 Parameters of finite element analysis specimens

本文采用位移延性系数μ来衡量试件的延性，其计算公式为：μ=δ80%/δy。式中：δ80%为骨架曲线中承载力下降到最大承载力的80%时对应的位移值；δy为有限元分析试件名义屈服点位移。可由Q345钢材应力-应变曲线上的屈服点计算得出δy=Lεy=4.4 mm，其中εy为Q345钢材应力-应变曲线上的屈服应变。由于本文重点考察新型箱形钢墩柱的受压屈曲机理，因此位移延性系数取骨架曲线轴向受压部分计算。

本文通过计算荷载-位移滞回曲线的总包络面积来衡量试件的耗能能力E。具体计算过程为：对试件有限元模拟结果得出的荷载-位移滞回曲线中的每圈拉压循环滞回曲线进行逐步积分并叠加。

3.2 不同类型加劲肋

设置无加劲肋、十字形加劲肋、X字形加劲肋及井字形加劲肋的试件的骨架曲线、位移延性系数及耗能能力对比图，如图11所示。由于设置X字形加劲肋试件的骨架曲线没有下降段，且极限破坏位移较小，则其不计位移延性系数。由图11可知：无论是正向位移加载还是负向位移加载，设置加劲肋的试件最大承载力明显比没有设置加劲肋的试件大；设置十字形或井字形加劲的试件比无加劲肋试件的延性大；设置X字形加劲肋试件延性比无加劲肋试件的延性小；设置十字形加劲肋或井字形加劲肋试件的耗能能力基本相同，比设置无加劲肋或X字形加劲肋试件的耗能能力大；设置X字形加劲肋的试件的耗能能力最小。

图11 不同类型的加劲肋试件对试件受力性能影响Fig.11 Influence of different types of stiffener specimens on the mechanical behavior of specimens

3.3 影响参数分析

3.3.1 不同低屈服点钢板高度

不同低屈服点钢板高度h1下，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的各自骨架曲线对比图，如图12所示。由图12可知：随着h1的增大，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件在正向位移加载时试件的最大承载力变化均较小，负向位移加载时试件的最大承载力均略有增大。

3.3.2 不同低屈服点钢板宽度

不同低屈服点钢板宽度b1下，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的各自骨架曲线对比图，如图13所示。由图13可知：无论正向位移加载还是负向位移加载，随着b1的增大，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的正向和负向最大承载力均逐渐减小。

图12 低屈服点钢板高度对试件受力性能影响Fig.12 Influence of height of low yield point steel plate on the mechanical behavior of specimens

图13 低屈服点钢板宽度对试件受力性能影响Fig.13 Influence of width of low yield point steel plate on the mechanical behavior of specimens

3.3.3 不同加劲肋厚度

不同加劲肋厚度tw下，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的各自骨架曲线对比图，如图14所示。由图14可知：随着tw的增大，无论正向位移加载还是负向位移加载，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件最大承载力变化均较小。

图14 加劲肋厚度对试件受力性能影响Fig.14 Influence of thickness of stiffeners on the mechanical behavior of specimens

3.3.4 不同加劲肋宽度

不同加劲肋宽度b2下，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的各自骨架曲线对比图，如图15所示。由图15可知：随着b2的增大，无论正向位移加载还是负向位移加载，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的最大承载力均基本不变。

图15 加劲肋宽度对试件受力性能影响Fig.15 Influence of width of cross-shaped rib on the mechanical behavior of specimens

3.3.5 不同低屈服点钢板厚度

不同低屈服点钢板厚度tf2下，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的各自骨架曲线对比图，如图16所示。由图16可知：随着tf2的增大，无论正向位移加载还是负向位移加载，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋试件的最大承载力均逐渐明显增大。

3.3.6 不同加劲肋数量

不同竖向加劲肋数量n1和横向加劲肋数量n2下，以设置十字形加劲肋为基础和以设置井字形加劲肋为基础的试件的各自骨架曲线对比图，如图17所示。由图17可知：随着n1的增大，以设置十字形加劲肋为基础和以设置井字形加劲肋为基础的试件正向最大承载力均略有增大，负向最大承载力变化较小；随着n2的增大，试件的正向和负向最大承载力均基本不变。

图16 低屈服点钢板厚度对试件受力性能影响Fig.16 Influence of thickness of low yield point steel plate on the mechanical behavior of specimen

图17 加劲肋数量对试件受力性能影响Fig.17 Influence of number of rib on the mechanicalbehavior of specimens

3.4 位移延性系数对比分析

经过骨架曲线对比分析，反复轴向拉压作用下，加劲肋的厚度、宽度和数量因素对试件的延性影响较小和 X字形加劲肋位移延性系数变化较小，忽略其位移延性系数对比。随着低屈服点钢板高度的增大，部分十字形加劲肋试件的骨架曲线没有明显的下降段，且极限破坏位移较小，则忽略其位移延性系数对比。不同影响因素下，设置十字形加劲肋或井字形加劲肋试件的各自位移延性系数对比图，如图18所示。由图18可知：随着低屈服点钢板宽度b1的增大，设置十字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的位移延性系数均逐渐增大；随着低屈服点钢板高度h1的增大，设置井字形加劲肋的的位移延性系数逐渐增大；随着低屈服点钢板厚度tf2的增大，设置十字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的位移延性系数均有所减小。

3.5 耗能能力对比分析

经过骨架曲线对比分析，反复轴向拉压作用下，加劲肋的厚度和宽度因素对试件的受力性能影响较小，故忽略其耗能能力分析。不同影响因素下，设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋试件的各自耗能能力对比图，如图19～图22所示。由图19～图22可知：设置十字形加劲肋和井字形加劲肋的试件的耗能能力随着低屈服点钢板高度h1或低屈服点钢板宽度b1或低屈服点钢板厚度tf2的增大，均出现极值；设置X字形加劲肋试件的耗能能力随低屈服点钢板高度h1的增大而增大，增幅随之增大；设置十字形加劲肋的试件的耗能能力随着竖向加劲肋数量n1或横向加劲肋数量n2的增加，均出现极值；设置井字形加劲肋的试件的耗能能力随着竖向加劲肋数量n1或横向加劲肋数量n2的增加，均逐渐增大，但随横向加劲肋数量n2的增加，其耗能能力的增幅较小。

图18 位移延性系数对比图Fig.18 Comparison of displacement ductility coefficient of specimens

图19 低屈服点钢板高度对试件耗能能力影响Fig.19 Influence of height of low yield point steel plate on energy dissipation capacity of specimen

图20 低屈服点钢板宽度对试件耗能能力影响Fig.20 Influence of width of low yield point steel plate on energy dissipation capacity of specimen

图21 低屈服点钢板厚度对试件耗能能力影响Fig.21 Influence of thickness of low yield point steel plate on energy dissipation capacity of specimen

图22 加劲肋数量对试件耗能能力影响Fig.22 Influence of number of rib on energy dissipation capacity of specimen

4 结 论

(1)在反复轴向拉压作用下，新型箱形钢墩柱壁板设置加劲肋能够增大构件的承载力，尤其是设置井字形加劲肋箱形钢墩柱的承载力增大最多。设置十字形或井字形加劲肋能增大箱形钢墩柱的延性和耗能能力，而设置X字形加劲肋减小了箱形钢墩柱的延性。

(2)低屈服点钢板的宽度和厚度对箱形钢墩柱的承载力影响较大。设置十字形加劲肋、X字形加劲肋和井字形加劲肋箱形钢墩柱承载力随着低屈服点钢板宽度b1的减小或低屈服点钢板厚度tf2的增大而增大。

(3)加劲肋的厚度、宽度对箱形钢墩柱的承载力和延性影响较小。竖向加劲肋数量对设置十字形加劲肋箱形钢墩柱的耗能能力具有一定的影响，对设置井字形加劲肋箱形钢墩柱的耗能能力影响较大。横向加劲肋数量对设置十字形加劲肋箱型钢墩柱的耗能能力具有一定的影响，对设置井字形加劲肋箱型钢墩柱的耗能能力影响较小。

(4)低屈服点钢板的宽度和厚度对设置十字形或井字形加劲肋箱形钢墩柱的延性影响较大；低屈服点钢板的高度对设置井字形箱形钢墩柱的延性影响较大。低屈服点钢板高度对设置X字形加劲肋箱形钢墩柱的耗能能力影响较大。

(5)对于设置十字形加劲肋或井字形加劲肋箱形钢墩柱，其延性随低屈服点钢板宽度b1的增大而增大，随低屈服点钢板厚度tf2的增大而减小；设置井字形加劲肋箱型钢墩柱的延性随低屈服点钢板高度h1的增大而增大；设置井字形加劲肋箱形钢墩柱的耗能能力随竖向加劲肋数量n1的增大而增大。设置X字形加劲肋箱形钢墩柱的耗能能力随低屈服点钢板高度h1的增大而增大。