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盖梁中可更换钢剪力连接件的双柱墩在横向地震作用下的损伤控制

发布于：2022-11-23 13:43:23 来自：道路桥梁/桥梁工程 1 31 [复制转发]

一

研究意义

根据震后可恢复以及部分延性构件施工困难并且不方便震前预制震后恢复的特点，并且考虑到盖梁的刚度限制了墩柱的变形。结合目前建筑工程上运行的结构控制手段，本文旨在提出一种新型双柱墩，在盖梁中开缝并且嵌入新型剪力连接件(Steel Shear Link，SSL)的构造形式。改变双柱墩在横向地震激励下的整体变形模式，解耦双柱墩，增大墩柱的有效变形长度并且耗散一定能量。由于变形控制和额外的能量耗散，剪力连接件能够很好的对钢筋混凝土双柱墩进行损伤控制，避免桥墩在地震作用下受压破坏。并且在地震之后，这种抗剪连接件可以很容易地通过螺栓连接替换，以便于震后修复。

二

研究内容

全桥基本设计

主梁为3×30m的简支小箱梁桥，设计断面桥宽为12.75m，采用四片预制小箱梁，其中边梁宽2.85m，中梁宽2.4m，湿接缝宽0.75m，梁高1.3m。为了加强横向连接，增加横向刚度，在简支梁梁端设置了500毫米的横隔板。双柱墩为墩间距6.3m的钢筋混凝土结构，墩高8m，采用1.1m×1.1m的矩形截面，配筋率为1.8%。盖梁为预应力钢筋混凝土结构，高度1.4m，横桥向宽度12.55m，纵桥向厚度为2.2m，配筋率为2.4%。桥台采用球型支座，桥墩处采用板式橡胶支座，其支座摩擦系数分别为0.03和0.3，并且在每一跨简支梁梁端有一横向约束的固定支座。

图1 三跨简支梁一般构造图

剪力连接件设计

SSL的长度为450毫米，高度为232毫米。顶底板厚度为32毫米，保证了荷载作用下所需的弯曲能力。所设计的剪力连接件通过一根大型工字钢梁连接到两侧的盖梁上。工字钢梁的一端嵌入在盖梁中，而另一端则用螺栓固定在剪力连接件上。连接钢梁在地震作用下保持弹性，所有的塑性变化都集中在中部的剪力连接件上。四种新型柔性双柱墩的不同之处在于剪力连接件腹板的厚度和主梁的横向连续性，分别命名为30C、8C、30D、8D，30C和8C代表腹板厚度为30毫米和8毫米，主梁横向连续。30D和8D代表腹板厚度为30毫米和8毫米，主梁横向不连续。

图2 SSL设计图

数值模拟

主梁和SSL采用S4R壳单元模拟，桥墩和盖梁采用的是考虑三维变形的B31梁单元。其材料本构包括：(1)桥墩和盖梁的C35混凝土采用不考虑抗拉强度的单轴约束混凝土应变-应力关系;(2)普通钢筋HRB400采用的与荷载路径相关的滞回模型，遵循随动硬化的Clough模型。(3) LY225型SSL钢在屈服强度达到225 MPa后呈指数硬化规律。(4)支座采用理想的弹塑性模型。

图3 数值模拟及本构关系

模型验证

针对钢筋混凝土柱和剪力连接件的建模方式和本构模型，采用前人的研究来进行验证本次模拟的合理性。李贵乾开展了经历循环变形的典型钢筋混凝土柱试验，通过对比他以此验证了约束混凝土和钢筋的材料本构模型的合理性。邓开来于2014年对LY225钢剪切板阻尼器进行了试验，并且用建立了数值模型进行对比验证。

图4 模型验证

模态分析

将1个常规双柱墩(O1)和4个新型双柱墩(30C、8C、30D、8D)的全桥模型通过ABAQUS进行模态分析，剪力连接件的使用并不影响纵向振动模式或频率。横向上的前两阶模态的振动周期如表所示，可以看出：即使使用8毫米厚的SSL，第一和第二模态也只有1.9%和0.8%的增加，横向振动周期略有增大。横向连续的主梁有利于提高桥梁的横向刚度，与30C和8C相比，30D和8D横向振动周期更大。

表1 模态分析表

动力时程分析

将5个模型在频遇地震(SLE)、设计基准地震(DBE)、罕遇地震(MCE)及极罕遇地震(VRE)作用下进行动力时程分析，其设防地区的地面峰值加速度分别取70gal、200gal、400gal和510gal，探究桥墩的变形与损伤状态、SSL性能分析以及双柱墩的损伤控制。

(1) 桥墩的变形与损伤状态

所有桥墩的整体变形模式都十分相似：即在MCE烈度下，两个钢筋混凝土桥墩底部的钢筋都会屈服。然而，即使是8毫米厚的SSL，也不能通过在盖梁中引入SSL来消除桥墩变形的反弯点。

图5 变形与曲率对比

无论地震强度如何，这五个模型都有相似的最大横向侧移比数值，并且由5个模型在7条地震波中的标准差也可以看出其结果离散性不强。结果表明，采用SSL对双柱墩的横向变形响应没有什么太大影响。

图6 各模型最大横向侧移比

(2) SSL性能分析

在地震作用下双柱墩解耦变形，当两个盖梁存在一定高度差时，SSL承受了轴向拉力。并且SSL的轴向拉力传递着盖梁上的剪力。而盖梁的剪力大小又由SSL的拉剪耦合能力所决定。而且可以看出，在SLE、DBE、MCE以及VRE烈度下，30D和8D模型中的盖梁峰值剪力都分别大于30C与8C。结果表明，横向连续的主梁在双柱墩之间传递和分担了一定数量的剪力。

图7 盖梁的峰值剪力

剪力连接件耗散的能量与地震所输入总能量的比值很小。在SLE烈度下两者的能量耗散比微乎其微。而SSL在DEB、MCE和VRE烈度下耗散了一定的能量。由于腹板厚度为8毫米的SSL较早屈服，从而8毫米厚的SSL比30毫米厚的SSL耗散更多的能量。因为横向连续的主梁减弱了双柱墩的解耦变形，从而30D和8D的耗能比大于30C和8C。因此，当采用横向连续形式的主梁时，SSL的塑性发展相对较少。但在所有烈度和所有剪力连接件中产生最大耗能比的是VRE烈度下的8D模型，其值也仅为1.3×10?3。如此低的耗能几乎不能影响桥梁整体结构的阻尼比。

图8 SSL耗能比

(3) 双柱墩的损伤控制

在SLE和DBE烈度下，盖梁中引入SSL对其峰值拉应变没有明显的影响。同时，在MCE和VRE烈度下，30C的峰值拉应变远低于O1，减少了近26.4%。这是因为SSL的屈服限制了单个桥墩上的轴向拉力峰值，从而降低了峰值拉应变。在SLE和DBE强度下，轴向拉力的限制作用并不显著，因此没有明显的降低相应的峰值拉应变。

新型双柱墩在DBE、MCE及VER烈度下峰值压应变都明显的降低了。在MCE和VRE烈度下，30C比O1分别降低了18.6%和17.1%，并且其他三种模型在控制峰值压应变方面也要优于O1。这些结果说明了压缩损伤控制的实现。此外，8C在DBE烈度下降低损伤效果最好，而30C在MCE和VRE烈度下效果最好。与许多其他被动消能减震装置一样，双柱墩的盖梁中SSL最佳强度的选择随地震烈度差异或侧向移动而变化。

图9 峰值拉应变

图10 峰值压应变

在横向连续的主梁中，由于刚性横隔板的侧向约束，两个支座可能会受到不同的压缩荷载。竖向所出现的不平衡荷载将在墩顶产生恢复弯矩，此弯矩与墩底弯矩方向相反，使墩底的弯矩可以进一步的减小。反观横向不连续的主梁，其变形可以与开缝的盖梁变形协调，每个支座均匀的分担重力荷载，墩顶并没有产生额外的恢复力矩。因此在损失控制性能方面30C的表现要优于30D。