不同加载路径下RC墩柱抗震性能试验研究

朱绩超 熊亮军

(大连交通大学土木工程学院, 大连 116028)

钢筋混凝土墩柱作为桥梁主要的承重及抗侧力构件,其抗震性能将直接影响桥梁整体结构的安全.历次震害调查表明[1],经历地震动频率较高、持时较长以及往复振幅较大等复杂地震作用的RC墩柱往往破坏更为严重.为揭示复杂地震作用下RC墩柱的破坏规律,国内外学者进行了大量拟静力试验[2-3],通过不同加载制度模拟实际地震作用规律.Kawashima等[4-5]开展了不同加载路径下墩柱拟静力试验,研究循环次数、位移增量对墩柱抗震性能(承载力、位移延性和耗能等)的影响,发现加载循环次数越多的试件损伤程度越严重,随循环次数增加,同位移幅值下柱身破坏程度加深,试件的变形能力以及等效刚度显著降低;随位移幅值增量的增大,试件柱身破坏程度减弱,试件变形能力提高.Pujol等[6]对RC方柱进行不同位移幅值和循环次数的拟静力试验,结果表明荷载作用历史对试件屈服前的性能影响不大,主要影响屈服后的性能,其中最大加载位移和循环次数对其抗震性能影响显著,墩柱屈服后的变形能力和刚度均随循环次数的增多和位移幅值的增大而减小.朱绩超等[7-8]通过变幅循环加载试验发现,循环加载试件变形性能的显著退化是由累积损伤引起的,试件强度、刚度退化幅度随循环次数增加而明显增大,耗能能力显著削弱,这也证实了Kawashima等[4-5]的结论.除循环次数和位移幅值外,学者们还对复杂路径下墩柱抗震性能进行了一系列研究.杨晓明等[9]研究了不同循环加载制度对RC墩柱抗震性能的影响,认为墩柱累积损伤受循环次数和加载幅值综合影响,最大位移幅值对强度、刚度降低影响显著,位移幅值递减的试件耗能明显低于变幅递增循环加载试件,最大位移幅值出现越早,墩柱耗能能力越低,强度退化幅度越大.史庆轩等[10]通过数值模拟和试验研究了加载路径、循环次数、位移幅值增量以及变轴力对型钢混凝土柱抗震性能的影响,发现加载路径影响墩柱的抗震性能,其中双轴荷载影响更明显;循环次数主要影响峰值荷载后的性能,循环次数越高,位移延性越小;屈服荷载、屈服位移、延性系数随位移幅值增量增大而增大,变轴力作用下试件抗震性能明显削弱.薛建阳等[11-12]通过试验发现加载路径对试件延性、承载力以及耗能等均存在一定影响,双向加载使试件的累积耗能增大,会显著降低其承载力及延性.上述研究结果表明,循环加载历史对墩柱构件抗震性能存在显著影响.由于地震的随机性和复杂性,充分反映真实地震荷载作用的拟静力加载路径尚需进一步研究.另外,在对不同加载路径下墩柱抗震性能进行分析时,多侧重探讨柱身破坏现象、承载力、变形和耗能能力等,对循环退化效应引起的构件损伤研究尚不充分.

本文开展了7根RC墩柱的拟静力试验,研究了不同加载路径(加载次数、位移增量及位移幅值)对墩柱抗震性能的影响,并基于Miner线性疲劳累积损伤准则,定量比较了不同路径下墩柱构件累积损伤程度,为RC墩柱抗震设计提供试验依据.

1 试验

1.1 试件设计

试验共设计7根参数相同的RC矩形柱,试件截面尺寸为400 mm×400 mm,有效柱高为1 200 mm,柱顶端尺寸为600 mm×400 mm×300 mm,柱底座尺寸为1 300 mm×600 mm×500 mm.混凝土设计强度等级为C40,保护层厚度为20 mm.纵筋采用8根直径为20 mm的HRB400E级带肋钢筋,配筋率为1.57%;箍筋选用直径为10 mm的HRB400E热轧带肋钢筋,箍筋间距为80 mm,体积配箍率为1.64%.试件尺寸及配筋见图1.

图1 试件尺寸及配筋图(单位:mm)

材料性能实测结果为:边长为150 mm的C40混凝土立方体试块抗压强度平均值为61.2 MPa,轴心抗压强度平均值为41 MPa;直径为20 mm的HRB400E钢筋抗拉屈服强度平均值为445 MPa,抗拉极限强度平均值为600 MPa;直径为10 mm的HRB400E钢筋抗拉屈服强度平均值为440 MPa,抗拉极限强度平均值为620 MPa.

1.2 设计参数及加载路径

试件剪跨比均为3,试验中保持恒定轴压比为0.15.加载过程全部采用位移控制,直至钢筋断裂或承载力迅速下降时终止试验.为体现复杂地震作用对RC墩柱抗震性能的影响,本文选取了不同加载路径,设计参数见表1.试件C15-D、C15-3、C15-A和C15-E的加载制度见图2.

表1 设计参数

1.3 加载装置

试验加载装置见文献[7].试件主要承受轴向荷载和水平荷载,轴力由固定在承力横梁上的竖向液压千斤顶施加,试验中保持轴压比恒定.水平往复荷载通过水平作动器施加,作动器端部通过2根高强弹簧与反力墙连接,以抵消作动器自重从而减小试验误差.加载过程中以平行于水平往复加载方向为东西方向(水平荷载由东向西为推力),垂直于水平加载方向为南北方向.

2 试验结果与分析

2.1 试验现象

对于单调加载试件C15-D,加载位移为6.5 mm时在受拉侧出现首条横向裂缝;随着水平位移的增大,裂缝在加宽的同时不断延伸斜向发展,并且伴随着新裂缝的产生;当位移幅值较大时,裂缝宽度亦明显增大,保护层起皮开裂并缓慢剥落;最终破坏时试件发生明显倾斜,受拉区开裂明显,受压区混凝土大量剥落.

对于变幅递增循环加载试件,试验现象基本类似:首先,在受拉侧出现初始裂缝,随着循环次数和位移幅值的增加,裂缝加宽并斜向延伸,形成交叉斜裂缝,同时柱身不断有新裂缝出现;当位移幅值增大到一定值时,混凝土局部压碎、剥落,最终纵筋拉断试件破坏,破坏形态见图3.

以标准加载试件C15-3为例,对循环加载试验现象进行描述.在第1次正向位移幅值达9 mm时,试件受拉侧距柱根10 cm处出现初始裂缝,随循环次数和位移幅值的增加,裂缝斜向发展的同时不断出现新裂缝;位移幅值为12 mm时,正负向裂缝延伸形成交叉斜裂缝,柱脚处受压产生竖向裂缝,此时受拉侧裂缝最大宽度为0.5 mm;位移幅值为24 mm时,柱身开裂明显,裂缝数量显著增多,最大裂缝宽度达到1.5 mm,保护层开始起皮剥落;位移幅值为36 mm时,柱身最大裂缝宽度为2 mm,东西两侧柱根部混凝土鼓起明显,南北两侧混凝土剥落高度达到5 cm;位移幅值为48 mm时,南北侧混凝土剥落高度扩大到20 cm,东西两侧保护层10 cm高度范围内全部剥落;随着位移幅值的继续增加,混凝土压碎及剥落范围不断扩大,最终纵筋屈曲、拉断,试件破坏.

(a) 单调加载

(b) 标准变幅循环加载

(c) 位移增量为2Δ

(d) 不同幅值下多次循环

(a) 交叉斜裂缝

(c) 纵筋屈曲

由循环加载试验现象和破坏状态可知,试件破坏大多伴随着纵筋破坏(压曲、拉断),初步判定其破坏形态属于弯曲破坏,而箍筋未破坏.基于各循环加载试件破坏特征(东侧裂缝宽度和保护层剥落高度)定量变化规律,绘制其破坏特征与位移幅值关系曲线,结果见图4.

对比试件C15-3和C15-10可知,当加载到同一位移时,循环次数多的试件柱身开裂更明显,当位移幅值达24 mm时,试件C15-3和C15-10东侧最大水平裂缝宽度分别为1和2 mm,保护层剥落高度分别为1和8 cm,试件C15-10柱身裂缝数量明显多于试件C15-3.试件最终破坏时,对应位移幅值随加载循环次数的增加而减小,试件C15-3纵筋拉断时位移幅值为84 mm,而试件C15-10仅为60 mm.

对比试件C15-A、C15-B和C15-3可知,屈服后位移增量较小的试件C15-3破坏程度更为严重,观察到屈服后同一幅值下试件C15-A和C15-B的裂缝数量要明显少于试件C15-3,位移幅值为36 mm时试件C15-3和C15-A最大裂缝宽度分别为2和1.5 mm,保护层剥落高度分别为5和2 cm.试件破坏时对应位移幅值随位移增量的增大而增大,试件C15-A和C15-B纵筋拉断时对应位移分别为108和96 mm,而试件C15-3仅为84 mm.

(a) 裂缝宽度

(b) 保护层剥落高度

对比试件C15-3和C15-E,各位移幅值下裂缝发展和破坏形态基本相同,表明屈服后小位移幅值下多次循环对RC墩柱破坏形态影响小.对比试件C15-E和C15-F,同位移下后者破坏程度更严重,南北侧斜裂缝数量、裂缝宽度以及混凝土保护层剥落高度等均大于前者,表明屈服后较大位移幅值下多次循环使得墩柱累积损伤加大,破坏程度加深.

2.2 滞回曲线

实测得到各试件的荷载-位移曲线如图5所示.由图可知,各试件峰值荷载大致相同,均为300 kN左右.峰值荷载后,单调加载试件承载力下降较慢,变形性能最好.循环往复加载下试件水平承载力下降较快,极限位移偏小.各循环加载试件的滞回曲线饱满,且循环次数较低、位移增量较大的试件滞回环更加饱满,最终破坏位移也更大.

2.3 骨架曲线

由图6可知,各试件骨架曲线大致相同,加载初期骨架曲线均为直线,屈服后成曲线变化,峰值荷载过后承载力随位移幅值的增加而不断下降.图6(a)仅给出了正向加载骨架线,其中,单调加载试件的承载力下降最慢,延性最好;循环次数越多,墩柱同位移幅值下的水平承载力下降幅度越大,变形能力越小,当位移幅值达60 mm时试件C15-3和C15-10的水平荷载分别降低为峰值荷载的83.61%和63.03%.由图6(b)中试件C15-3、C15-A和C15-B的对比结果可知,峰值荷载前骨架曲线基本重合,峰值荷载后试件C15-3骨架曲线最陡,承载力下降最快,破坏时位移明显提前,位移延性明显小于试件C15-A和C15-B;这是由于位移增量大的试件在达到同一幅值前经历的循环次数少,导致试件损伤累积较小.图6(c)中各试件在位移幅值达到48 mm(4倍位移角)之前,骨架曲线基本重合,之后试件C15-E和C15-F的承载力下降速度明显大于试件C15-3,且试件C15-E下降最快,表明小位移幅值(2倍位移角)下多次循环对弯曲试件影响并不明显,而大位移幅值(4倍位移角)下多次循环产生的循环退化效应影响显著.

(a) 试件C15-D

(d) 试件C15-A

(g) 试件C15-F

(a) 不同循环次数

对比骨架曲线发现,循环荷载主要影响峰值后的试件性能.与单调加载相比,循环加载会加速试件承载力退化,降低墩柱变形能力.当各级加载位移幅值相同时,循环次数较多的试件(如试件C15-10)承载力下降较快,破坏位移提前.当循环次数相同时,位移增量较大的试件(如试件C15-B)的承载力下降较慢,最终变形能力较强.大位移幅值下多次循环使试件承载力下降加快,明显削弱其变形性能.循环次数和位移幅值对墩柱峰值荷载后的骨架曲线下降段影响更为显著,尤其是在4倍位移角后.

2.4 承载力和变形性能

表2列出了各试件骨架曲线特征点参数.表中,δy和Fy分别为能量等效方法确定的屈服位移和屈服荷载;δp和Fp分别为峰值位移和峰值荷载;δu和Fu分别为极限位移(水平承载力下降到80%峰值荷载所对应的位移)和极限荷载;μ为位移延性系数,即极限位移与屈服位移的比值.由表可知,各试件的屈服荷载和峰值荷载相差不大.试件变形能力随加载路径不同而变化,其中,单调加载试件的极限位移和位移延性系数最大.循环次数对变形性能存在一定的影响,循环10次试件的位移延性系数较循环3次降低约22%.在相同循环次数下,随位移增量增加,墩柱的极限位移增大,位移延性系数增加,试件变形能力提升.屈服后不同位移幅值下循环次数增加会使墩柱位移延性系数降低,大位移幅值下多次循环对墩柱变形能力的削弱效果尤为明显.

表2 各试件特征点参数

2.5 耗能性能

滞回耗能是衡量结构或构件抗震性能的重要指标,可由荷载-位移曲线的单圈滞回环所包围的面积来确定,累积滞回耗能可由各次加载的滞回耗能累加得到.

图7给出了各循环加载试件的累积滞回耗能柱状分析图.由图可知,墩柱累积耗能随循环次数的增加而增大,试件C15-10的最终累积滞回耗能较试件C15-3提高72.68%.对比试件C15-3、C15-A和C15-B可知,位移增量对试件耗能能力存在一定的影响,位移增量越大,试件累积耗能越低.试件C15-A和C15-B的最终累积耗能较试件C15-3分别降低10.25%和7.75%,这是因为位移幅值迅速增大,柱破坏前经历的荷载循环次数减小,导致其耗能能力未充分发挥.试件C15-E和C15-F的累积耗能均要略高于试件C15-3,较小位移幅值下多次循环加载试件C15-E的累积耗能较试件C15-3增大9.49%,较大位移幅值下多次循环试件C15-F累积滞回耗能较试件C15-3增大43.91%,表明不同位移幅值下多次循环对墩柱构件累积耗能影响较大,其中较大位移幅值下多次循环加载导致墩柱累积滞回耗能显著增大.

图7 各试件累积耗能

对于循环加载试件,加载次数越多,累积耗能越易增加,直接比较累积滞回耗能并不能真实反映试件的耗能能力.因此,本文采用等效阻尼比he(各级位移幅值下单周平均等效阻尼比)作为墩柱构件耗能能力的衡量指标[7].由图8可知,各试件的等效阻尼比随位移幅值增大而增大,在峰值荷载处以及临近破坏时增长最为迅速.比较试件C15-3和C15-10可知,随循环次数增加,等效阻尼比增大,试件损伤加重.由试件C15-3、C15-A和C15-B可知,墩柱试件的等效阻尼比随位移增量增大而降低,表明其耗能能力降低.对比试件C15-3、C15-E和C15-F可以发现,较大位移幅值下多次循环试件的等效阻尼比更高,表明试件耗能能力不仅与循环次数有关,还与位移幅值相关,位移幅值增大、循环次数增多时试件的等效阻尼比随之增大,试件最终破坏程度加重.

图8 各试件的等效阻尼比

2.6 损伤指数

墩柱构件在地震荷载作用下的损伤一直是桥梁抗震性能研究的重点,也是工程师对震后受损桥梁提出处理决策的重要理论依据.墩柱构件的损伤程度可以通过损伤指数D来判别.由经典损伤理论可知,损伤指数D的变化范围为[0，1],D=0表示试件未受损伤,D=1表示试件完全破坏,D越大说明试件损伤程度越高.在考虑变幅或随机循环加载试件损伤累积时,工程中大都采用Miner线性累积损伤准则[13],计算公式为

(1)

式中,ni、Ni分别为第i个位移幅值对应的加载次数和疲劳寿命.

事实上,在由低幅到高幅的循环加载中,根据∑ni/Ni计算得到的累积损伤往往大于1,这是因为先施加低应力,材料会产生低载荷锻炼效应,导致裂纹形成时间延后.

文献[14]基于国内外16根弯曲型破坏RC墩柱的低周疲劳试验结果,根据Manson-Coffin关系式[15],拟合得到弯曲破坏的RC柱疲劳寿命N与位移角Δ的关系表达式为

Δ=5.488N-0.175

(2)

根据实测滞回曲线及式(1)、(2),可计算得到变幅循环加载试件在不同位移角下的损伤指数,结果见表3.其中,损伤指数计算取值标准为水平荷载下降到峰值荷载80%对应的循环次数.由表可知,各试件损伤指数随位移角的增大而增大.同一位移幅值下,试件C15-10的损伤指数大于试件C15-3,位移角为1%和2%时,循环10次试件损伤指数比循环3次试件分别增大了232.71%和14.35%,表明相同位移幅值下循环次数的增加会导致试件损伤程度加重.试件C15-A和C15-B在各级幅值下的损伤指数均要略低于试件C15-3,位移角为4%和5%时试件C15-A试件的损伤指数较试件C15-3分别降低16.19%和12.63%,表明位移增量小的试件达到相同幅值时损伤指数更大.试件C15-E在各级位移幅值下的损伤指数与试件C15-3相差不大,但试件C15-F在邻近破坏时的损伤指数明显大于试件C15-3,位移角为4%时试件C15-F的损伤指数比试件C15-3增大81.96%,表明屈服后小位移幅值多次循环对试件损伤程度影响较小,大位移幅值多次循环导致墩柱损伤指数明显增大.

表3 变幅循环加载试件的损伤指数

3 结论

1) 加载循环次数对峰值荷载前承载能力和变形性能影响较小,对峰值后的性能影响较大.随循环次数增加,RC墩柱承载力退化变快,变形能力降低,累积滞回耗能明显增大,破坏程度加深,对应相同位移幅值下的损伤指数也增大.

2) 随位移幅值增量增大,墩柱滞回环更加饱满,承载力下降变慢,极限位移和位移延性系数增大,变形性能提升.但由于破坏前经历的加载循环次数减少,耗能能力未充分发挥,导致其累积滞回耗能和同级位移幅值下的损伤指数均降低.

3) 试件屈服后,较大位移幅值下多次循环加载会削弱墩柱抗震性能.位移幅值较大时,随循环次数增加,累积滞回耗能和等效阻尼比均增大,墩柱破坏程度更为严重,并且相同位移幅值下墩柱损伤指数增加,变形能力显著降低.