巫业双 张南 胡胜良 李界全 高闵

(1.中机国际工程设计研究院有限责任公司(华东分院) 南京211800)

(2.南京工业大学土木工程学院 211800)

引言

由于道路建设和城市立交数量的增长,车桥碰撞事故频繁发生,造成较大的经济损失。提高桥墩的抗撞性能,对桥墩进行防撞设计,逐渐成为工程界和学术界研究的热点[1-4]。近年来,我国出现了为数不多的钢骨混凝土组合桥墩[5],而目前对钢骨混凝土组合桥墩的研究还相对较少。

在桥墩抗撞方面,文献[3]通过落锤试验和有限元模拟给出了一个桥墩撞击峰值的估算公式; 文献[6]通过有限元研究了钢筋混凝土柱在车辆撞击下的动态响应; 在钢骨混凝土柱式结构的抗压性能方面,文献[7]、文献[8]分别对钢骨混凝土柱进行了轴压和偏压试验; 文献[9]采用有限元进行了细长钢骨混凝土柱在轴压下的力学性能研究。在钢骨混凝土柱式结构的抗震性能方面,对非对称配筋钢骨混凝土柱[10]、内埋空间钢构架钢骨混凝土柱[11]和钢骨超高强混凝土框架柱[12]进行了抗震性能的试验研究。文献[13]对低周反复荷载作用下型钢再生混凝土短柱的破坏形态、破坏机理及抗剪强度进行了分析。在钢骨混凝土柱式结构的抗剪计算方面,日本公路桥梁抗震规范综合考虑了桥墩尺寸、配筋率、以及箍筋与桥墩轴向夹角对墩柱抗剪能力的影响,给出了桥墩抗剪能力计算公式[14]。美国ATC-32 简单地处理了延性发展对混凝土抗剪能力的影响,提出了名义抗剪强度由混凝土和钢材两部分叠加的计算方法[15]。文献[16]对高强、超高强混凝土结构进行了试验分析,得到普通型钢混凝土柱和型钢高强混凝土柱的受剪承载力计算公式; 文献[17]采用桁架-拱模型提出了钢骨混凝土桥墩抗剪承载力计算公式。然而,有关钢骨混凝土柱式构件撞击抗剪性能的研究还较为少见。

在普通钢筋混凝土结构中内置钢骨架,提高普通混凝土桥墩的抗撞性能,抵御车辆撞击荷载,对保障行车安全和交通通畅具有重要的工程和社会意义。为深入研究内置钢骨架后混凝土桥墩的抗撞性能,本文通过4 根桥墩模型的车辆撞击试验对比分析了内置不同钢骨形式的混凝土桥墩抗撞性能。建立了内置钢骨的混凝土桥墩撞击抗剪承载力计算公式,将对应侧向静力试验结果代入公式确定了有关参数的取值,并将撞击抗剪承载力计算值与试验值进行了对比。

1 车辆撞击试验概述

1.1 试件设计

设计了4 根桥墩模型进行车辆撞击试验,试验模型截面形式如图1 所示。为比较内置不同钢骨形式桥墩的抗撞性能,试验桥墩采用了近似的横向配钢率和相同的纵向配钢率。图1中SRCP-1 为用于试验对比的普通混凝土桥墩模型、SRCP -2 为内置角钢桥墩模型、SRCP -3为内置槽钢桥墩模型,SRCP-4 为内置双圆钢管桥墩模型。试件设计参数见表1。钢材力学性能见表2。

图1 试件尺寸与截面配筋(单位： mm)Fig.1 Specimen dimensions and steel details(unit: mm)

表1 试件设计参数Tab.1 Design parameters of specimens

表2 钢筋与钢材材料性能Tab.2 Material properties of reinforcement and steel

1.2 试验加载方案

忽略桩土效应的影响,本试验采用底端固支,顶端铰接,撞击试验加载装置如图2 所示。通过地锚杆固定桥墩模型,承台侧面与反力墙接触,在墩顶通过拉压传感器按0.1 的轴压比施加轴向压力,该轴向压力和墩顶侧向约束共同作用,用于模拟桥墩上部荷载。通过改变下落重物的高度来控制撞击能量,撞击位置参考大型卡车撞击桥墩的作用范围以及出现剪切破坏的剪跨比,取距承台500mm。为直接研究桥墩的抗撞性能,采用刚性撞击头,撞击头后部安装冲击力传感器。通过动态数据采集系统采集各测点应变、桥墩撞击点位移以及小车的撞击速度。

图2 撞击试验装置示意(单位： mm)Fig.2 Schematic diagram of test loading(unit: mm)

2 试验结果与分析

2.1 撞击开裂和破坏状态分析

通过重物下落拉动小车水平撞击试验桥墩,控制下落重物的下落高度使得小车撞击桥墩时具有相近的撞击速度,桥墩模型最终的撞击破坏模式如图3 所示。

图3 桥墩破坏形态Fig.3 Impact failure modes of bridge piers

由图3 可知: 试验模型均为剪切破坏,普通钢筋混凝土桥墩在出现斜裂缝后很快形成主斜裂缝,破坏较快,内置钢骨架后墩身的破坏较为缓慢且局部破坏更完整。内置钢骨架的销栓作用有效抑制了墩身的剪切滑移。

桥墩模型撞击开裂和撞击破坏峰值力见表3。由表3 可知,内置钢骨架后,桥墩模型开裂状态和破坏状态的峰值力明显提高。与试件SRCP-1相比,试件SRCP-2 的撞击开裂峰值力和撞击破坏峰值力分别提高24.22% 和11.79%,试件SRCP-3 的撞击开裂峰值力和撞击破坏峰值力分别提高65.90%和35.46%,试件SRCP-4 的撞击开裂峰值力和撞击破坏峰值力分别提高81.02%和44.67%。纵向配钢率相同时,试件SRCP -4的抗撞性能较好。

表3 桥墩模型撞击力对比Tab.3 Comparison of impact force of bridge pier models

图4 为桥墩模型开裂和破坏状态撞击力时程曲线。

图4 桥墩模型撞击力时程曲线Fig.4 Time-history curves of impact force of piers

小车撞击后墩身未开裂时,主要由混凝土抵御车辆撞击,此时撞击力下降段较缓,撞击力作用时间基本在20ms 左右,撞击力波形接近半波正弦波形,如图4a 所示。小车撞击后墩身开裂时,钢材的抵御作用变大,撞击力到达峰值后迅速下降,撞击力作用时间延长至25ms 左右,撞击力波形更接近三角形波形,如图4b 所示。该结果为墩柱撞击作用效应的分析提供了一定的参考价值。

2.2 墩身撞击位移分析

试验小车撞击下桥墩模型开裂状态的位移时程曲线如图5 所示。

图5 桥墩模型撞击开裂位移时程曲线Fig.5 Displacement time-history curves of pier models in crack

由图5 可知,撞击位移峰值与墩身侧向刚度及撞击能量有关。试件SRCP-4 具有较好的抗撞击开裂能力。

（2）诱杀蚜虫：用20×40cm黄板，亩插置、悬挂50—100面，高出植株顶部，7－10天重涂一次机油，诱杀蚜虫。

2.3 墩身撞击应变时程分析

为进一步研究车辆撞击荷载作用下内置钢骨混凝土桥墩的动态反应,在试验模型剪切区混凝土、钢筋及型钢表面粘贴应变片。选取典型的桥墩模型进行分析。桥墩模型应变片布置如图6 所示,将撞击点背面的桥墩底部记为原点O(0,0),混凝土应变片沿撞击点与原点连线粘贴。

图6 应变片布置Fig.6 Layout of strain gauges

1.剪切区混凝土应变时程分析

撞击试验测得开裂阶段典型的墩身剪切区混凝土应变时程曲线如图7 所示。图7a 和图7b 分别为试件SRCP-1、SRCP-4 的混凝土应变时程曲线。

图7 混凝土应变时程曲线Fig.7 Time-history curves of concrete strain

由图7 可见,撞击作用下,内置钢骨架后,H1、H3 测点处混凝土应变略有减小,墩身中部H2 测点处混凝土应变减小明显。内置的钢骨架在桥墩模型主斜裂缝形成时改变了整个桥墩的应力分布,从而提高了桥墩模型的抗撞击能。

2.剪切区钢筋应变时程分析

图8 为试验小车撞击下(撞击能4581.10J)测得的开裂阶段典型的钢筋应变时程曲线。图9 为SRCP-2 ～SRCP-4 在开裂状态下G4 测点处的钢筋应变时程曲线。

图8 SRCP-4 钢筋应变时程曲线Fig.8 Time-history curves of steel strain of SRCP-4

图9 钢筋应变时程曲线对比Fig.9 Comparison of time-history curves of steel strain

由图8 可见,相同撞击能量下,不同位置的钢筋应变相差较大。在撞击能为4581.10J 的条件下,G5 测点处钢筋应变较小(300.857με),表明墩身弯曲变形较小; G2 测点处钢筋屈服,G1测点处钢筋应变651.08με,表明墩身中下部区域的斜拉应力较大; G3 测点处钢筋应变(515.255με)与G1 测点处钢筋应变(651.08με)已相对接近,表明内置的斜筋分担了部分的斜拉应力。

由图9 可见,内置双圆钢管的桥墩模型(SRCP-4)斜筋应变峰值最小,这表明内置不同的钢骨形式对墩身应力分布产生了不同影响,内置双圆钢管桥墩墩身内受拉钢筋应变较小,具有进一步承担荷载的能力。

3 桥墩撞击抗剪承载力分析计算

3.1 材料的动态力学性能

依据文献[18],定义K1为混凝土动强度提高系数,K2为钢材动强度提高系数。混凝土动抗压强度计算按式(1)。假定钢材屈服后仍保持屈服强度,钢材的动抗拉强度计算按式(2)。

混凝土的动弹性模量采用式(3)计算[19],钢材的动弹性模量取其静弹性模量[20]。

式中:为混凝土动弹性模量;Ec为混凝土静弹性模量。

将试验测得的材料应变率(与撞击能有关),代入式(1)、(2)、(3)得材料的动态力学参数,结果见表4。

表4 钢材和混凝土的动态力学参数Tab.4 Dynamicmechanics parameters of steel and concrete

3.2 桥墩模型撞击抗剪强度试验峰值

将试验桥墩模型按约束条件简化,如图10所示。由于撞击作用时间很短,将撞击力到达峰值时桥墩模型的状态近似视为弹性状态,得到桥墩撞击抗剪强度试验峰值公式为:

式中:为桥墩撞击抗剪强度试验峰值;Pu为撞击力峰值;Pz为墩顶支反力;a为加载点高度(500mm);l为桥墩计算高度(1500mm)。

3.3 撞击抗剪强度计算

1.撞击抗剪强度计算模型

采用叠加原理计算结构抗剪强度是目前较为常见的方法。本文在现有抗剪强度计算公式的基础上进行修正,给出内置钢骨的混凝土桥墩撞击抗剪强度计算公式: (1)用材料的动态力学性能取代静态力学性能; (2)考虑由裂缝发展方向的随机性引起的箍筋及钢斜撑的应变不均匀; (3)考虑型钢的强度折减。桥墩动态抗剪强度计算模型如图11 所示,图中,为混凝土动抗剪强度;为型钢动抗剪强度;为钢斜撑动抗剪强度;为箍筋动抗剪强度;N为轴压力。

图10 桥墩计算简图Fig.10 Calculation diagram of pier

图11 桥墩动态抗剪强度计算模型Fig.11 Calculationmodel of impact strength of bridge pier

桥墩模型撞击抗剪强度计算公式如下:

式中:λ为剪跨比;b为模型截面宽度;h0为模型截面有效高度;Asw为型钢截面面积;为钢材动弹性模量与混凝土动弹性模量的比值;为箍筋动态抗拉强度;Asv为箍筋截面面积;s1为箍筋间距;为斜筋动态抗拉强度;Aw2为斜筋截面面积;φ为斜筋与竖直方向的夹角;s2为斜筋等效间距;为型钢动态抗拉强度;tw1为型钢腹板等效厚度;hw1型钢腹板等效高度;n为轴压比;Aw为钢材截面面积;h为桥墩截面高度;n1为箍筋应变不均匀系数,n2为斜筋应变不均匀系数,n3为型钢强度折减系数。

为得到n1、n2、n3的具体取值,进行了与撞击试验对应的4 根桥墩模型侧向静力试验。侧向加载点与撞击位置相同。侧向静力试验结果如表5 所示。图12 为桥墩模型的侧向静力加载破坏形态。

表5 侧向静力试验结果Tab.5 Results of static test

图12 桥墩静力破坏形态Fig.12 Static failure modes of bridge piers

将材料的静态力学性能和侧向静力试验结果带入式(3) ～式(5)解得n1、n2、n3的值分别为0.591、0.521、0.520。

2.计算值与试验值对比分析

由于峰值撞击力作用时间较短,目前,通常选取等效撞击力对结构进行设计[4,21-22]。根据文献[23]的研究结果,由于撞击试验桥墩内置钢骨的形式不同,撞击力等效系数存在差异,结合本文的车辆撞击试验,从偏安全的角度,建议撞击力等效系数的取值为0.85,即:

桥墩撞击抗剪强度计算值与桥墩等效撞击抗剪强度试验值的对比结果见表6。

表6 桥墩撞击抗剪强度计算结果与等效撞击抗剪强度试验值对比Tab.6 Comparison between calculation results and equivalent test results for dynamic shear strength of piers

由表6 可知,本文建议的公式能较好地预测桥墩的撞击抗剪承载力,具有一定的设计参考价值。

4 结论

1.剪切区混凝土受压为主,内置钢骨架后桥墩模型的开裂撞击力峰值、破坏撞击力峰值均有明显提高,内置不同钢骨形式的桥墩抗撞性能存在较大差异,内置双圆钢管的混凝土桥墩是一种抗撞性能较好的桥墩。

2.内置的钢骨架改变了墩身的应力分布,有利于箍筋进一步承担更大的拉力。同时,内置的钢骨架改变了墩身侧向刚度,提高了桥墩的抗侧向变形能力。

3.采用叠加原理给出了内置钢骨的混凝土桥墩撞击抗剪强度计算公式,由于撞击试验复杂且难度较大,桥墩试验模型数量还较少,本文计算公式具有一定的条件适用性,还需深入做大量的试验和理论分析得到更广泛的具有工程实用价值的计算公式。