混合橋墩抗震性能試驗(yàn)研究

田 甜, 邱文亮, 張 哲

(大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部,遼寧 大連 116024)

混合橋墩抗震性能試驗(yàn)研究

田 甜, 邱文亮, 張 哲

(大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部,遼寧 大連 116024)

以3個(gè)剪跨比為3.0橋墩試件(包含1個(gè)混合橋墩試件和2個(gè)對比試件)的擬靜力試驗(yàn)為基礎(chǔ),研究混合橋墩與鋼筋混凝土橋墩、鋼管混凝土組合橋墩抗震性能的差異,并以此作為混合橋墩方案是否可行的評判依據(jù)。結(jié)果表明:3個(gè)橋墩試件均發(fā)生彎曲延性破壞,但混合橋墩試件的裂縫數(shù)量多、沿墩身分布范圍廣;混合橋墩試件的抗震性能要明顯優(yōu)越于鋼筋混凝土橋墩試件,其位移延性和自復(fù)位能力甚至比鋼管混凝土組合橋墩試件更為出色;混合橋墩兼顧了經(jīng)濟(jì)性和耐震性,在地震設(shè)防區(qū)是一個(gè)極具競爭力的橋墩方案。

混合橋墩;組合橋墩;普通橋墩;核心鋼管;抗震性能

鋼管混凝土組合(STRC)柱是一種在鋼筋混凝土(RC)柱內(nèi)設(shè)置核心鋼管的鋼-混凝土組合構(gòu)件,因其具有優(yōu)越的力學(xué)特性[1-6]以及良好的施工性[7]而受到設(shè)計(jì)者的青睞。研究表明[8-11],將STRC組合柱應(yīng)用在橋梁工程領(lǐng)域作為梁式橋的橋墩,不但可避免傳統(tǒng)鋼筋混凝土橋墩在地震作用下的剪切破壞和豎向壓潰,以改善結(jié)構(gòu)的耗能和變形能力，還可減小大震作用下墩頂?shù)奈灰祈憫?yīng),降低上部結(jié)構(gòu)碰撞震害發(fā)生的概率。因此,STRC組合橋墩在中、高烈度地震設(shè)防區(qū)具有良好的應(yīng)用前景。然而,對于跨山溝、峽谷的大跨高墩梁橋以及跨江、海大型橋梁工程的引橋橋墩,在墩身內(nèi)通長埋置核心鋼管勢必會(huì)大幅度增加工程抗震設(shè)防投入。為達(dá)到經(jīng)濟(jì)指標(biāo)與抗震性能相統(tǒng)一的目的,可將STRC組合橋墩的核心鋼管在墩身中部截?cái)?即只在距墩底一定高度范圍的墩身內(nèi)預(yù)埋核心鋼管,由此形成一種如圖1所示的下部為STRC組合墩、上部為RC墩的豎向不規(guī)則結(jié)構(gòu),可稱為STRC-RC混合橋墩。

圖1 混合橋墩示意圖Fig.1 Schematic of hybrid bridge columns

STRC-RC混合橋墩與豎向混合結(jié)構(gòu)過渡層中的SRC-RC轉(zhuǎn)換柱[12]具有相似的構(gòu)成方式。薛建陽等[13]和伍凱等[14]以截面配鋼率、軸壓比、型鋼延伸長度以及細(xì)部構(gòu)造措施為設(shè)計(jì)參數(shù),對轉(zhuǎn)換柱的抗震性能進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)型鋼的局部存在(延伸至層間一定高度后截?cái)?使轉(zhuǎn)換柱的工作機(jī)理不同于常規(guī)框架柱,且其失效模式以剪切破壞最為常見;雖然各參數(shù)的作用及其耦合導(dǎo)致轉(zhuǎn)換柱的抗震性能存在較大的變異性,但經(jīng)過合理設(shè)計(jì)的轉(zhuǎn)換柱仍可滿足工程實(shí)踐對于延性和耗能的需求。然而,混合橋墩采用圓形鋼管來約束截面核心混凝土,有別于轉(zhuǎn)換柱中的工字型鋼,且橋梁墩柱較建筑框架柱更具有地震易損性的特點(diǎn),因此,混合橋墩的抗震表現(xiàn)究竟如何,尚待研究。本文完成了3個(gè)橋墩試件的擬靜力加載試驗(yàn),分別將混合橋墩的各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)與組合橋墩和鋼筋混凝土橋墩進(jìn)行對比,目的有二:其一,研究將組合橋墩的核心鋼管在墩身中部截?cái)?形成混合橋墩)后,是否會(huì)使橋墩的抗震性能發(fā)生明顯劣化;其二,研究在鋼筋混凝土橋墩中下部預(yù)埋核心鋼管(形成混合橋墩)后,是否會(huì)使橋墩的抗震性能得到顯著改善。試驗(yàn)結(jié)果可為混合橋墩的進(jìn)一步研究和方案實(shí)施提供依據(jù)。

1 試 驗(yàn) 概 況

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了3個(gè)相同剪跨比的圓形截面橋墩試件,其中,CHC為混合橋墩試件,CRC為鋼筋混凝土橋墩試件,CSC為組合橋墩試件。各試件的尺寸與配筋均保持一致,設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果

注：ρl為縱筋率，ρv為體積配箍率，ρs為截面含鋼率，l為鋼管在墩身內(nèi)的埋置長度，Py和Δy分別為采用Park法[15]得到的名義屈服荷載和名義屈服位移，Pu為峰值荷載，Δu為極限位移(取水平力下降至峰值荷載的85%時(shí)對應(yīng)的位移)，θu為極限位移角(為極限位移Δu與墩高h(yuǎn)的比值)。

試驗(yàn)軸壓比的計(jì)算與鋼筋混凝土墩柱的計(jì)算方法相同:

(1)

其中N0=fckAc

式中:n——軸壓比;N——墩頂豎向力;N0——墩身名義抗壓強(qiáng)度;fck——混凝土抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值;Ac——墩身截面面積。

試驗(yàn)過程中,施加于墩頂?shù)呢Q向力均為284 kN,相應(yīng)的試驗(yàn)軸壓比為0.15,接近或稍大于工程實(shí)踐中橋墩的實(shí)際軸壓比。

試件的構(gòu)造如圖2所示,墩身截面直徑為300 mm,水平力P作用點(diǎn)距離墩底(即墩柱有效高度)900 mm,剪跨比λ=3.0;墩身縱筋采用8Φ12的HRB400級帶肋鋼筋,沿截面周圍均勻布置,縱筋率ρl=1.28%;螺旋箍筋采用Φ8的HPB300級光圓鋼筋,箍筋間距為70 mm,體積配箍率ρv=0.84%;核心鋼管采用規(guī)格為Φ102 mm×4 mm的Q345級低碳合金無縫鋼管,截面含鋼率ρs=1.74%。鋼管在底座內(nèi)的錨固長度為450 mm,在墩身內(nèi)的埋置長度l分別為450 mm和900 mm;墩身與底座混凝土連續(xù)澆筑而成,混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊抗壓強(qiáng)度均值為45.0 MPa;從鋼管中截取500 mm×15 mm的抗拉強(qiáng)度測定標(biāo)準(zhǔn)件,測得其屈服強(qiáng)度為368 MPa,極限強(qiáng)度為562 MPa;Φ12縱筋的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為422 MPa和605 MPa;Φ8箍筋的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為450 MPa和550 MPa。

圖2 試件尺寸及配筋圖(單位:mm)Fig.2 Dimensions and reinforcement layout of specimens(units: mm)

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Photo of test set-up

試驗(yàn)在大連理工大學(xué)橋梁隧道研發(fā)基地結(jié)構(gòu)大廳進(jìn)行,加載裝置見圖3,采用懸臂式加載。墩頂軸向力由加載能力為±3 000 kN的豎向千斤頂施加,水平作用由最大行程為±300 mm的電液伺服作動(dòng)器施加。水平加載采用位移控制,反復(fù)施加的位移幅值逐級增加,每級位移循環(huán)3次,當(dāng)試件的水平承載力下降至最大荷載的80%以下,或不適于繼續(xù)加載時(shí)結(jié)束試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中需要測量的數(shù)據(jù)有荷載、變形、應(yīng)變以及裂縫信息。加載點(diǎn)處的水平力和位移由作動(dòng)器的控制系統(tǒng)自動(dòng)采集,墩底區(qū)域的縱筋、箍筋和鋼管應(yīng)變利用無線靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)采集,墩身裂縫的寬度、長度和傾角采用裂縫探測儀、鋼尺和量角器量測。

圖4 試件破壞形態(tài)和裂縫分布Fig.4 Failure modes and crack distributions of different specimens

2 試 驗(yàn) 現(xiàn) 象

3個(gè)橋墩試件的損傷發(fā)展過程基本相同,可描述如下:

水平位移Δ=4 mm時(shí),墩柱下半段先出現(xiàn)水平微裂縫;繼續(xù)加載,裂縫數(shù)量增多、間距變小,原有水平裂縫寬度增加,并朝墩身側(cè)面延伸形成斜裂縫。Δ=8 mm和12 mm時(shí),縱筋和核心鋼管相繼受拉屈服;此后,裂縫數(shù)量不再增多,開始形成寬度較大的彎曲臨界裂縫。Δ=24 mm時(shí),墩底混凝土在壓、拉作用下起皮、掉渣,混凝土保護(hù)層開始從墩身剝離。隨著循環(huán)次數(shù)的增多和位移幅值的繼續(xù)增大,剝落區(qū)沿著墩身向上發(fā)展。Δ=48 mm時(shí),墩底區(qū)域鋼筋骨架外露,約束混凝土亦受到破壞;當(dāng)水平位移接近各試件的極限變形時(shí),縱筋嚴(yán)重屈曲后疲勞斷裂,試件的水平承載力顯著下降而宣告破壞。各試件最終破壞形態(tài)如圖4所示,3個(gè)試件均發(fā)生了以墩底塑性鉸為宏觀特征的彎曲延性破壞;另外,鋼筋混凝土橋墩試件和組合橋墩試件的裂縫數(shù)量較少,而混合橋墩試件的裂縫數(shù)量較多且分布范圍廣,尤其在鋼管端部區(qū)域發(fā)育較為充分,但該區(qū)域裂縫在卸載后能完全閉合。

與轉(zhuǎn)換柱類似[16],混合橋墩的構(gòu)成方式?jīng)Q定了其裂縫的形成、發(fā)展以及最終的破壞模式:加載過程中,外圍混凝土通過擠壓鋼管混凝土芯柱迫使其抵抗外荷載,并完成二者的內(nèi)力分配。這種擠壓效應(yīng)的反作用力使鋼管端部的外圍混凝土處于雙向拉壓的不利應(yīng)力狀態(tài),會(huì)降低局部混凝土的力學(xué)性能并促成裂縫的生成。因此,混合橋墩在鋼管截?cái)辔恢昧芽p分布較為密集。然而,由于試驗(yàn)中混合橋墩的核心鋼管埋置長度較長(為墩身直徑的1.5倍),鋼管混凝土芯柱的側(cè)向剛度和所分擔(dān)的水平力較小,其反作用力所導(dǎo)致的混凝土應(yīng)力畸變程度較輕。與彎曲應(yīng)力較大的墩底混凝土相比,雖然鋼管端部混凝土裂縫發(fā)育較為充分,但較輕的應(yīng)力畸變所引起的局部混凝土受力性能劣化并不明顯,因而損傷仍集中于墩底區(qū)域發(fā)展,并形成延性和耗能良好的塑性鉸機(jī)制。

3 試 驗(yàn) 結(jié) 果

3.1 滯回曲線與骨架曲線

各試件的荷載-位移滯回曲線和骨架曲線分別如圖5和圖6所示,由于正、反方向骨架曲線不完全對稱,故圖6的縱坐標(biāo)取正、反向加載的平均值。主要試驗(yàn)結(jié)果列于表1。

圖6 荷載-位移骨架曲線 Fig.6 Load-displacement skeleton curves

圖7 剛度退化曲線Fig.7 Stiffness degradation curves

a. 從圖5可見,鋼筋混凝土橋墩試件的滯回曲線瘦小,有明顯的捏縮、滑移現(xiàn)象,表現(xiàn)出較差的滯回性能;組合橋墩試件的滯回曲線則比較飽滿,即使在接近極限位移時(shí),仍具有較好的穩(wěn)定性?？v筋疲勞斷裂后,不會(huì)出現(xiàn)鋼筋混凝土試件加載曲線切線剛度接近于零的情況;混合橋墩試件滯回曲線的形狀非常接近于組合橋墩試件,但前者滯回環(huán)的飽滿程度和穩(wěn)定性要更好。

b. 從圖6可見,墩身開裂前,各試件的骨架曲線幾乎重合,表明3個(gè)橋墩試件的初始彈性剛度基本相同;墩身開裂后,鋼筋混凝土橋墩試件的剛度最小,組合橋墩和混合橋墩試件的剛度則相對較大;峰值荷載過后,鋼筋混凝土試件和組合橋墩試件骨架曲線下降段的斜率相差不大,混合橋墩試件骨架曲線的下降段相對較為平緩。

c. 由表1可知,3個(gè)試件的峰值荷載分別為85.42 kN、119.23 kN和128.90 kN?；旌蠘蚨赵嚰某休d能力較鋼筋混凝土試件提高了39.6%,而與組合橋墩試件僅相差7.5%。這表明在鋼筋混凝土橋墩中下部埋置核心鋼管(鋼管已經(jīng)屈服)可大幅提高橋墩的水平承載力,而將組合橋墩的核心鋼管在墩身中部截?cái)嗨鶎?dǎo)致的水平承載力降低在可接受范圍之內(nèi)。

d. 由表1可知,3個(gè)試件的極限位移分別為47.68 mm、59.91 mm和50.24 mm?；旌蠘蚨赵嚰淖冃文芰ψ顝?qiáng),其極限位移較鋼筋混凝土試件和組合橋墩試件分別增加了12.23 mm和9.67 mm,相應(yīng)的提高幅值分別為25.6%和19.2%?？梢?混合橋墩具有良好的變形能力,其位移延性甚至具有超過組合橋墩的潛力。這是由于混合橋墩試件在墩底形成塑性鉸的同時(shí),于鋼管端部也生成了一定范圍的彎曲裂縫,在不增加墩身損傷的情況下提高了墩身的變形能力。

3.2 剛度退化與強(qiáng)度衰減

反復(fù)荷載作用下混凝土開裂、鋼材屈服、黏結(jié)退化以及混凝土剝落會(huì)引起試件的剛度退化,剛度退化反映了墩身的損傷累積。橋墩的剛度可用滯回環(huán)的割線剛度KN來表示,各試件的剛度退化曲線如圖7所示。

由圖7可知:(a)隨著水平位移的增大,各試件的剛度退化均呈現(xiàn)出先快后慢的變化規(guī)律。(b)加載初期,混合橋墩試件的剛度退化要略快于組合橋墩試件,這與混合橋墩試件的墩身裂縫發(fā)育更為充分有關(guān);峰值荷載過后,裂縫基本出齊,二者的剛度退化速率基本相當(dāng)。(c)整個(gè)加載過程中,混合橋墩試件和組合橋墩試件的剛度退化表現(xiàn)均要優(yōu)于鋼筋混凝土橋墩試件,這是由于核心鋼管的加強(qiáng)作用延緩了墩身的損傷發(fā)展。(d)加載末期,各試件的殘余剛度趨近于一個(gè)穩(wěn)定值,混合橋墩試件和組合橋墩試件的殘余剛度約為鋼筋混凝土試件的1.7倍?？梢?在墩身內(nèi)埋置核心鋼管可提高橋墩的殘余剛度,進(jìn)而可改善橋墩的抗倒塌能力,增強(qiáng)對余震的抵御作用。

墩身的恢復(fù)力隨荷載循環(huán)次數(shù)的增多而逐漸降低的現(xiàn)象稱為強(qiáng)度衰減,強(qiáng)度衰減體現(xiàn)了構(gòu)件抵抗反復(fù)荷載的能力。強(qiáng)度衰減的快慢可采用強(qiáng)度衰減系數(shù)η(η=Pi/P1,i=2、3)來定量描述,即某一位移幅值下后兩次循環(huán)的峰值荷載(P2、P3)與首次循環(huán)的峰值荷載P1之比,圖8給出了各試件強(qiáng)度衰減系數(shù)的變化曲線以及不同位移下第3次循環(huán)的強(qiáng)度衰減系數(shù)對比柱狀圖。

圖8 強(qiáng)度衰減曲線Fig.8 Strength attenuation curves

由圖8可知:(a)水平位移Δ≤12 mm時(shí),各試件的強(qiáng)度衰減均較為緩慢;隨著循環(huán)次數(shù)的增多和位移幅值的增大,強(qiáng)度衰減逐漸加劇。(b)鋼筋混凝土試件在Δ≤36 mm時(shí)的強(qiáng)度衰減非常穩(wěn)定,各位移幅值下的強(qiáng)度衰減值均不超過7%;Δ=48 mm時(shí),強(qiáng)度衰減突然加快,強(qiáng)度衰減值為18%;Δ=60 mm時(shí),強(qiáng)度嚴(yán)重衰減,降幅達(dá)到45%。可見,鋼筋混凝土橋墩抵抗大幅值位移循環(huán)的能力較差。(c)混合橋墩試件表現(xiàn)為逐步穩(wěn)定的強(qiáng)度衰減,在Δ=48 mm時(shí)的強(qiáng)度衰減率小于8%,Δ=60 mm時(shí)的強(qiáng)度衰減值亦不超過15%。(d)組合橋墩試件的強(qiáng)度穩(wěn)定性要稍差于混合橋墩試件,Δ=48 mm和Δ=60 mm時(shí)的強(qiáng)度衰減值分別為12%和21%。相關(guān)研究表明[13],核心鋼管與外圍混凝土界面黏結(jié)裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展是造成該類組合構(gòu)件強(qiáng)度衰減的一個(gè)重要因素,且核心鋼管埋置長度越長,黏結(jié)裂縫的分布范圍越廣發(fā)展越充分,滯回曲線的強(qiáng)度衰減和捏縮現(xiàn)象越嚴(yán)重。

綜上可知,在鋼筋混凝土橋墩中下部埋置核心鋼管,可延緩橋墩的強(qiáng)度衰減和剛度退化,使殘余強(qiáng)度和殘余剛度得到提高;將組合橋墩的核心鋼管在墩身中部截?cái)?對橋墩的剛度退化影響較小,對強(qiáng)度衰減反而有所改善。

3.3 累積耗能與殘余位移

耗能特性和復(fù)位能力是評價(jià)橋墩抗震性能的另外兩個(gè)重要指標(biāo)。耗能能力強(qiáng)的橋墩盡管自身已經(jīng)嚴(yán)重破損,但由于能夠及時(shí)耗散掉地震動(dòng)輸入能量,可避免結(jié)構(gòu)的整體倒塌;自復(fù)位能力強(qiáng)的橋墩,地震作用下的殘余變形小,有利于震后橋梁結(jié)構(gòu)的繼續(xù)運(yùn)營,并減小橋墩的修復(fù)費(fèi)用。耗能特性和復(fù)位能力可用累積耗能和殘余位移來表征,圖9和圖10分別給出了各試件的累積滯回耗能Ehyst和殘余位移Δr隨墩頂水平位移Δ的變化曲線。

圖9 累積耗能曲線 Fig.9 Accumulated energy dissipation curves

圖10 殘余位移曲線Fig.10 Residual displacement curves

由圖9和圖10可見:(a)水平位移小于24 mm(12 mm)時(shí),各試件的滯回耗能(殘余位移)均處于較低水平且無明顯差異;隨著水平位移的增大,累積耗能(殘余位移)曲線穩(wěn)定增長,各試件之間的差異趨于明顯。(b)混合橋墩試件在加載中期的累積耗能略低于組合橋墩試件,但破壞前二者的耗能曲線逐漸重合,最終的累積耗能同為86 kN·m,相對于鋼筋混凝土試件的68 kN·m,增幅為后者的26.4%。(c)加載中后期,混合橋墩試件的殘余位移要明顯小于2個(gè)對比試件。特別地,當(dāng)墩頂水平位移分別為17.5 mm和20.0 mm時(shí),鋼筋混凝土試件和組合橋墩試件的殘余位移達(dá)到9 mm,相應(yīng)的殘余位移角為1%,相當(dāng)于日本道路協(xié)會(huì)規(guī)定震后橋墩是否推倒重建的極限值[17]。此時(shí),混合橋墩試件的殘余位移角較2個(gè)對比試件分別要小33.3%和15.5%。

綜上，在鋼筋混凝土橋墩中下部埋置核心鋼管,可顯著改善橋墩的耗能特性和復(fù)位能力;將組合橋墩的核心鋼管在墩身中部截?cái)?可減小墩頂?shù)臍堄辔灰?并且不會(huì)影響最終的累積耗能。

4 結(jié) 論

a. 混合橋墩試件在反復(fù)荷載作用下?lián)p傷發(fā)展平穩(wěn)、可控,最終破壞形態(tài)與鋼筋混凝土橋墩試件和鋼管混凝土組合橋墩試件均表現(xiàn)為墩底塑性鉸區(qū)的彎曲延性破壞;相同墩頂位移下,混合橋墩試件的裂縫分布范圍較廣,并且在鋼管端部區(qū)域發(fā)育較為充分。

b. 混合橋墩試件的滯回曲線呈飽滿的弓形,強(qiáng)度衰減緩慢,卸載后殘余變形小,其抗震性能較鋼筋混凝土橋墩試件有顯著改善;與鋼管混凝土組合橋墩試件相比,混合橋墩試件的極限位移增加了19.2%,承載能力降低了7.5%,而剛度退化和累積耗能變化甚微。

c. 混合橋墩試件的極限位移角為6.66%,滿足工程實(shí)踐中認(rèn)為抗震構(gòu)件具有良好變形能力時(shí)極限位移角不小于4.0%的要求。因此,混合橋墩方案具有應(yīng)用于地震設(shè)防區(qū)的可行性。為促進(jìn)混合橋墩在工程中的應(yīng)用,亟待開展對混合橋墩的理論分析和數(shù)值模擬以及進(jìn)一步的試驗(yàn)研究。

[ 1 ] HAN Linhai, WANG Zhibin, XU Wu, et al. Behavior of concrete-encased CFST members under axial tension[J]. Journal of Structural Engineering, 2016, 142(2): 04015149.

[ 2 ] 蔡健, 謝曉鋒, 楊春, 等. 核心高強(qiáng)鋼管混凝土柱軸壓性能的試驗(yàn)研究[J]. 華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2002, 30(6): 81-85.(CAI Jian, XIE Xiaofeng, YANG Chun, et al. An experimental research on the composite column with core of high-strength concrete filled steel tube under axial compression loading[J]. Journal of South China University of Technology, 2002, 30(6): 81-85.(in Chinese))

[ 3 ] 李惠, 王震宇, 吳波. 鋼管高強(qiáng)混凝土疊合柱抗震性能與受力機(jī)理的試驗(yàn)研究[J]. 地震工程與工程振動(dòng), 1999, 19(3): 27-33.(LI Hui, WANG Zhenyu, WU Bo. Experimental research on mechanism and seismic performance of laminated column with steel tube filled with high-strength concrete[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 1999, 19(3): 27-33.(in Chinese))

[ 4 ] 趙國藩, 張德娟, 黃承逵. 鋼管混凝土增強(qiáng)高強(qiáng)混凝土柱的抗震性能研究[J].大連理工大學(xué)學(xué)報(bào), 1996, 36(6): 759-766.(ZHAO Guofan, ZHANG Dejuan, HUANG Chengkui. Study of earthquake resistant behaviour of high strength concrete column reinforced with concrete filled steel tube[J]. Journal of Dalian University of Technology, 1996, 36(6): 759-766.(in Chinese))

[ 5 ] 堯國皇, 李永進(jìn), 廖飛宇. 鋼管混凝土疊合柱軸壓性能研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2013, 34(5): 114-121.(YAO Guohuang, LI Yongjin, LIAO Feiyu. Behavior of concrete-filled steel tube reinforced concrete columns subjected to axial compression[J]. Journal of Building Structures, 2013, 34(5): 114-121.(in Chinese))

[ 6 ] 郭全全, 李芊, 章沛瑤, 等. 鋼管混凝土疊合柱偏心受壓承載力的計(jì)算方法[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2014, 47(5): 56-63.(GUO Quanquan, LI Qian, ZHANG Peiyao, et al. Calculation for bearing capacity of steel tube reinforced concrete columns under eccentric compression[J]. China Civil Engineering Journal, 2014, 47(5): 56-63.(in Chinese))

[ 7 ] 林立巖, 李慶鋼. 鋼管混凝土疊合柱的設(shè)計(jì)概念與技術(shù)經(jīng)濟(jì)性分析[J].建筑結(jié)構(gòu), 2008, 38(3): 17-21.(LIN Liyan, LI Qinggang. Design concept and analysis of technical economy for steel tube-reinforced concrete column[J]. Building Structure, 2008, 38(3): 17-21.(in Chinese))

[ 8 ] QIU Wenliang, JIANG Meng, PAN Shengshan, et al. Seismic responses of composite bridge piers with CFT columns embedded inside[J]. Steel and Composite Structures, 2013, 15(3): 343-355.

[ 9 ] QIU Wenliang, KAO Chinsheng, KOU Changhuan, et al. Experimental study of seismic performances of RC bridge columns with CFST column embedded inside[J].Journal of Marine Science and Technology, 2015, 23(2): 212-219.

[10] WANG Zhibin, HAN Linhai, LI Wei, et al. Seismic performance of concrete-encased CFST piers: experimental study[J]. Journal of Bridge Engineering, 2016, 21(4): 04015072.

[11] 馮進(jìn),包張君,方有珍,等.卷邊PEC柱(弱軸)-鋼梁組合框架層間抗震機(jī)理試驗(yàn)研究[J].河海大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,44(4):309-316.( FENG Jin,BAO Zhangjun,FANG Youzhen, et al. Experimental study on seismic mechanism of inter-story substructure of PEC column(weak axis)-steel beam composite frame [J]. Journal of Hohai University (Natural Sciences), 2016,44(4):309-316. (in Chinese))

[12] 楊勇, 郭子雄, 聶建國, 等. SRC-RC豎向混合結(jié)構(gòu)過渡層抗震設(shè)計(jì)方法探討[J]. 世界地震工程, 2005, 21(4): 60-65.(YANG Yong, GUO Zixiong, NIE Jianguo, et al. Study on seismic design of transmission story of SRC-RC vertical hybrid structures[J]. World Earthquake Engineering, 2005, 21(4): 60-65.(in Chinese))

[13] 薛建陽, 伍凱, 趙鴻鐵, 等. SRC-RC轉(zhuǎn)換柱抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2010, 31(11): 102-110.(XUE Jianyang, WU Kai, ZHAO Hongtie, et al. Experimental study on seismic behavior of SRC-RC transfer columns[J]. Journal of Building Structures, 2010, 31(11): 102-110.(in Chinese))

[14] 伍凱, 薛建陽, 趙鴻鐵. SRC-RC豎向混合結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換柱承載力與延性分析[J]. 四川大學(xué)學(xué)報(bào)(工程科學(xué)版), 2012, 44(3): 63-70.(WU Kai, XUE Jianyang, ZHAO Hongtie. Analysis on bearing capacity and ductility performance of transfer columns in SRC-RC hybrid structures[J]. Journal of Sichuan University(Engineering Science Edition), 2012, 44(3): 63-70.(in Chinese))

[15] PARK R. Evaluation of ductility of structures and structural assemblages from laboratory testing[J]. Bulletin of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering, 1989, 22(3): 155-166.

[16] 伍凱, 薛建陽, 趙鴻鐵. SRC-RC轉(zhuǎn)換柱中鋼與混凝土的共同工作[J]. 華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 43(7): 75-83.(WU Kai, XUE Jianyang, ZHAO Hongtie. Cooperation of shape steel and concrete in SRC-RC transfer column[J]. Journal of South China University of Technology(Natural Science Edition), 2015, 43(7): 75-83.(in Chinese))

[17] Japanese Road Association. Design specifications of highway bridges, Part V: Seismic design[S]. Tokyo: Japanese Road Association, 1996.

Experimentalstudyontheseismicbehaviorofhybridbridgecolumn

TIANTian,QIUWenliang,ZHANGZhe

(SchoolofCivilEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian116024,China)

The main objective of this paper is to examine the feasibility of the hybrid bridge column. To address this problem, quasi-static tests are conducted to explore the differences of seismic behaviors between hybrid bridge column and reinforced concrete (RC) bridge column and STRC bridge column, each column with shear span ratio of 3.0. The test results show that flexural-ductile failures are observed for all three columns, and much more cracks with wider distribution area are found to be created in the hybrid bridge column. This demonstrates that the hybrid bridge column yields a much better seismic behavior over the RC bridge column. In addition, the ductility and self-centering capability of hybrid bridge column are superior to those of the STRC bridge column.In general, the hybrid bridge column has the advantage of both economical efficiency and favorable seismic behavior, thus can be considered as a highly competitive bridge column scheme in seismic active regions.

hybrid bridge column; composite bridge column; conventional bridge column; core steel tube; seismic behavior

10.3876/j.issn.1000-1980.2017.06.009

2016-11-19

國家自然科學(xué)基金(51178080)

田甜(1985—),男,湖北隨州人,博士研究生,主要從事橋梁抗震研究。 E-mail:tian3316625@163.com

邱文亮,教授。E-mail: qwl@dlut.edu.cn

U443.22

A

1000-1980(2017)06-0528-07