装配式钢管约束混凝土圆形桥墩地震易损性分析

付涛; 王桂梅; 闫旭; 姜润豪; 耿琳; 贾红玉

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2409230

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (6) :2553-2563 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2409230

建筑科学

装配式钢管约束混凝土圆形桥墩地震易损性分析

付涛 ¹ ,
王桂梅 ¹ ,
闫旭 ² ,
姜润豪 ¹ ,
耿琳 ¹ ,
贾红玉 ¹

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Seismic Vulnerability Analysis of Prestressed Steel Tube Concrete Circular Bridge Piers

FU Tao ¹ ,
WANG Gui-mei ¹ ,
YAN Xu ² ,
JIANG Run-hao ¹ ,
GEN Lin ¹ ,
JIA Hong-yu ¹

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摘要

为研究装配式钢管约束混凝土圆形桥墩在地震作用下的损坏状态和破坏概率,设计了钢管约束混凝土装配式桥墩和装配式钢筋混凝土桥墩,基于拟静力试验现象对两类桥墩的损伤状态进行了划分,采用ABAQUS有限元软件建立了两类桥墩的有限元模型,基于拟静力试验结果对桥墩有限元模型进行标定以验证其正确性。采用增量动力分析(incremental dynamic analysis,IDA)方法,以桥墩的墩顶漂移率为损伤指标,对两类桥墩进行了地震易损性分析。研究结果表明:在PGA相同的情况下,装配式钢管约束混凝土桥墩由于钢管的存在,增加了桥墩墩身刚度,且外包钢管对装配式钢管约束混凝土桥墩核心混凝土产生套箍作用,使桥墩发生“轻微、中等、严重、倒塌”损伤状态的超越概率有不同程度的降低,表明外包钢管的存在显著提高了桥墩抵抗地震作用的能力。在高烈度地震下,装配式钢管约束混凝土桥墩与装配式混凝土桥墩在“严重、倒塌”损伤状态下超越概率差值均随地震动峰值加速度的增加而增大,表明在高地震作用下,外包钢管对桥墩抗震性能提升愈发明显。装配式钢管约束混土桥墩在地震作用下具有较大的延性储备,能更好地抵抗地震作用。

Abstract

To investigate the damage states and failure probabilities of prefabricated concrete-filled steel tubular circular bridge piers under seismic loading, the design of two types of bridge piers—prefabricated concrete-filled steel tubular and prefabricated reinforced concrete—was undertaken. Damage states for both types were classified based on phenomena observed during quasi-static tests. Finite element models of the piers were created using ABAQUS finite element software. These models were subsequently calibrated against quasi-static test results to verify their accuracy. Finally, a seismic vulnerability analysis was performed employing the IDA (incremental dynamic analysis) method, whereby the pier’s top displacement served as the damage indicator.The results indicate that, under the same PGA (peak ground acceleration), the presence of the steel tube in the prefabricated concrete-filled steel tubular bridge piers increases the pier’s stiffness. The encasing steel tube also applies a confinement effect on the core concrete, reducing the exceedance probabilities of damage states such as “slight, moderate, severe, collapse” to varying degrees, demonstrating that the encasing steel tube significantly enhances the pier’s resistance to seismic loading. Under high-intensity seismic conditions, the difference in exceedance probabilities between “severe” and “collapse” damage states for the prefabricated concrete-filled steel tubular bridge piers and the prefabricated reinforced concrete bridge piers increases as the peak ground acceleration increases. This indicates that, under strong seismic effects, the role of the encasing steel tube in improving the pier’s seismic performance becomes more pronounced. The prefabricated concrete-filled steel tubular bridge piers exhibit a large reserve of ductility under seismic forces, enabling them to better resist seismic loading.

Graphical abstract

关键词

装配式钢管约束混凝土桥墩 / IDA曲线 / 时程分析 / 易损性分析 / 抗震性能

Key words

prestressed steel tube concrete bridge piers / IDA curve / time history analysis / vulnerability analysis / seismic perfor-mance

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付涛, 王桂梅, 闫旭, 姜润豪, 耿琳, 贾红玉. 装配式钢管约束混凝土圆形桥墩地震易损性分析[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(6): 2553-2563 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2409230

FU Tao, WANG Gui-mei, YAN Xu, JIANG Run-hao, GEN Lin, JIA Hong-yu. Seismic Vulnerability Analysis of Prestressed Steel Tube Concrete Circular Bridge Piers[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(6): 2553-2563 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2409230

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桥墩作为桥梁结构的主要承重构件,分析其地震易损性具有重要的现实的意义。通过分析桥梁的桥墩结构在地震中的易损性,可以评估桥梁的抗震能力,预测地震后可能遭受的破坏程度,并估算经济损失,易损性分析逐渐成为结构风险评估的核心工具^[1-2]。这些评估结果有助于制定相应的抗震策略,以确保结构破坏和经济损失被限制在可接受的范围内^[3-5]。钢混组合结构^[6-7]因其在工程实践中的广泛应用,其在地震影响下的抗震性能成为研究的热点。钢管约束混凝土结构的钢管在底部位置断开,钢管仅对核心混凝土产生约束作用,有效避免了柱底钢管由于弯矩产生受压而局部屈服,同时具有较高的抗弯承载力和耗能能力,节点连接形式简洁、受力机理明确,拼装施工方便,使其在钢管混凝土结构体系中脱颖而出。

中外学者对装配式桥墩结构及其地震易损性进行了研究。胡志坚等^[8]和石岩等^[9]介绍了预制装配式桥墩承插式等连接类型,并采用有限元分析软件对现浇和预制拼装桥墩在多种地震作用场景下的动态响应进行了深入分析。在此基础上,构建了概率地震需求模型,进而对这些结构的易损性进行了系统评估。张保硕等^[10]为评估 RC墩柱的抗震能力,基于矩形柱拟静力试验和数值模拟,对RC墩柱进行地震易损性分析。结果表明:在 PGA 相同的条件下,随着轴压比的增大,RC墩柱发生4类损伤对应的超越概率逐渐增加;随着剪跨比的增大,RC墩柱发生4类损伤对应的超越概率逐渐减小。甘建等^[11]针对预制拼装桥墩在地震作用下易发生侧向滑移现象,提出钢管连接卯榫接缝预制拼装桥墩结构,并进行拟静力分析,结果表明:墩身设置连接钢管桥墩的整体性较强,墩底剪力和耗能能力都有相应地提高。Gan等^[12]通过拟静力试验对钢管约束型钢混凝土构件进行了研究,结果表明,在相同含钢率的条件下,钢管约束型钢混凝土柱相较于普通型钢混凝土柱,在承载力、变形能力和能量耗散方面均表现更佳。王城泉等^[13]基于ABAQUS有限元分析软件建立无耗能装置、外置拱形钢板、外置竖直钢板、外置拱形耗能装置的四节段预制拼装装中空夹层钢管混凝土(concrete-filled steel tube,CFST)桥墩模型。在对比分析各模型在往复位移荷载作用下的抗震性能时,研究揭示了以下结论:预制节段拼装CFST桥墩,配备外置拱形耗能装置,展现出较好的水平承载力、较高的初始刚度以及较强的耗能能力,且损伤集中在拱形耗能装置上,能够实现震后的快速修复。Elremaily等^[14]对钢管混凝土柱在地震作用下的性能展开了试验研究,结果表明:由于钢管的约束作用,钢管混凝土组合柱的强度得到了显著的提高。综上所述,目前对于钢管混凝土桥墩地震易损性的研究尚显不足,因此有必要对此类桥墩的地震易损性进行研究。

因此,现基于增量动力分析方法,对装配式钢管约束混土桥墩进行地震易损性分析,并与装配式钢筋混凝土桥墩地震易损性进行对比分析。以桥墩墩顶漂移率作为损伤指标,根据拟静力试验现象对两类桥墩的损伤状态进行划分。通过ABAQUS有限元软件建立两类桥墩有限元模型,对经拟静力试验标定的有限元模型进行不同地震烈度下的动力时程分析,建立两类桥墩易损性曲线,分析其在不同损伤状态下发生破坏的超越概率,综合评估两类桥墩的抗震性能。旨在探讨钢管对装配式桥墩地震易损性的影响。

1 桥墩拟静力试验

1.1 装配式钢管约束混凝土桥墩构造

由于现有装配式桥墩抗震性能弱于现浇桥墩抗震性能,其主要应用于中、低烈度地区。为了提高装配式桥墩的抗震能力,在高烈度地区推广预制装配式结构,提出了装配式钢管约束混凝土圆形桥墩,其构造示意图如图1所示。装配式钢管约束混凝土桥墩的墩柱与承台之间采用灌浆套筒进行连接,在墩柱底部与承台之间设置超高性能混凝土(ultra-high performance concrete,UHPC)垫层,钢管包裹在混凝土墩柱外侧,在桥墩与承台连接处断开。

在装配式钢管约束混凝土圆形桥墩预制过程中,钢管可以当作模板使用,浇筑施工无需支模,加快施工进度,便于进行装配化生产,实现了钢管约束混凝土结构与装配式结构相结合。同时,钢管为钢筋混凝土提供约束作用,提高了核心混凝土的抗压强度,有效提高了装配式桥墩的承载能力,改善了其耗能能力,以期成为高烈度地震区预制装配式桥墩的理想结构形式。

1.2 试件设计

依托济宁市内环高架工程项目,装配式钢筋混凝土桥墩试件的尺寸按照1∶5缩尺比例进行设计,保持配筋率不变,刚度比和弹性模量相同。为了进一步提升桥墩的抗震性能,提出了在装配式钢筋混凝土桥墩外部设置外包钢管的构造措施,并据此设计了与混凝土桥墩试件尺寸参数一致的装配式钢管约束混凝土桥墩对比试件。其中,装配式钢筋混凝土桥墩定义为C1试件,装配式钢管约束混凝土桥墩定义为C2试件。

两类圆形桥墩试件,墩身截面边长为400 mm,高度为2 000 mm,试件承台尺寸为1 400 mm×1 400 mm×400 mm,试件的顶部加载区域尺寸为400 mm×400 mm×300 mm,墩底灌浆套筒内墩身纵筋与承台纵筋锚固长度为150 mm,满足规范要求(大于8倍钢筋直径128 mm)。两类桥墩试件尺寸如图2所示,墩身材料参数如表1所示,根据相关规范^[15-16],对混凝土以及钢筋试件进行材料性能试验,试验测得的力学性能参数如表2所示。

1.3 加载方案

对于两类圆形桥墩试件,拟静力试验均采用相同的加载规程。相关的试验加载装置如图3所示,加载制度如图4所示。试验在水平荷载降至其峰值的85%,或者混凝土发生压碎、纵筋拉断时试验结束。

1.4 试验现象

加载初期,C1试件墩身塑性损伤较小,桥墩基本处于线弹性工作阶段,墩身水平裂缝较少,裂缝宽度较小。加载位移为 6 mm 时,灌浆套筒顶部首先出现横向裂缝,成为裂缝发展的薄弱截面,随之墩柱出现多条水平贯穿裂缝并不断延伸。加载中期,随着荷载持续增大,当水平位移增加到12 mm时主要受力纵筋达到屈服应变,纵筋发生屈服。墩底表面混凝土保护层出现少量剥落,墩柱和承台之间的裂缝持续增大,混凝土保护层剥落,墩柱与承台间裂缝宽度继续增加。加载后期, 随着水平加载位移继续增加,当水平加载位移为60 mm时,侧向裂缝变宽,墩底混凝土剥落范围不断扩大,发展成环状裂缝。水平位移加载至90 mm时,箍筋露出,纵筋屈曲。桥墩水平抗弯承载力降低至其最大承载力的85%以下,试验结束。C1试件的拟静力试验破坏现象如图5所示。

加载初期,C2试件应力和变形稳定,桥墩基本处于线弹性工作阶段。加载位移为15.9 mm时,墩底外包钢管达到极限拉应变,钢管发生屈服,UHPC坐浆层与墩柱接缝处率先开裂,桥墩试件的墩身倾斜程度随之增加。加载中期,当水平位移达到27 mm时,随着水平加载位移继续增加,纵筋的最大应变达到屈服点,纵筋达到屈服,承台与墩柱接缝处的张开宽度继续增大。加载后期,当水平位移达到70 mm时,墩底与承台相接处的裂缝交叉发展,UHPC坐垫层出现剥落。当水平位移达到110 mm时, UHPC坐浆层出现大量剥落,承载力下降到最大值的85%以下,试验结束。整个加载过程中,钢管未发生屈曲,钢管无明显屈曲破坏。C2试件的拟静力试验破坏现象如图6所示。

1.5 损伤状态描述

根据两类预制装配式桥墩在拟静力试验过程中的损伤状态及破坏特征,将两类预制装配式桥墩种损伤状态划分为:无破坏、轻微破坏、中等破坏、严重破坏和倒塌破坏,各损伤状态如表3所示。

1.6 拟静力试验结果分析

两类桥墩的滞回曲线和骨架曲线如图7和图8所示。骨架曲线上所对应的特征点参数如表4所示。由图7和图8可知:装配式钢管约束混凝土桥墩展现出比装配式钢筋混凝土桥墩更优的滞回耗能性能,具有较好的抗震性能。外包钢管的存在显著增强了桥墩的耗能能力、抗弯承载力和变形能力。

在加载初期,两类桥墩均表现出弹性工作状态,桥墩刚度较大,初始耗能能力较低。在加载中后期,C1桥墩的塑性变形在总体变形中的比例逐步增加,同时其刚度显著下降。C2桥墩因钢管的存在延缓了桥墩的刚度退化,提高了桥墩的抗弯承载力和总变形能力。与试件C1相比,试件C2的屈服荷载、峰值荷载分别提高了37.4%和29.3%,屈服位移、极限位移分别提高了56.0%和42.7%。

2 易损性分析

2.1 增量动力法(incremental dynamic analysis,IDA)

采用IDA方法通过一系列不同强度的地震波记录,对结构进行弹塑性时程分析,并经过数据处理生成IDA曲线簇,基于IDA曲线簇中各条地震波作用下的IDA曲线数据进行统计回归分析,得到地震概率需求模型,进而得出桥梁结构的地震易损性曲线。

2.2 易损性分析参数

2.2.1 桥墩损伤指标

根据前文对两种桥墩在不同损伤状态下的试验现象进行的分析,可通过墩顶漂移率这一试验性能参数来定量评估损伤程度。损伤指标的计算公式如式(1)所示。将墩顶的相对位移代入式(1)后,得到相应的损伤指标的量化限值,具体结果如表5所示。

(1)D=$\frac{{D}_{ci}}{H}$×100%

式中:D_ci为不同损伤状态桥墩试件墩顶漂移率;D_C为不同损伤状态桥墩试件墩顶位移,mm;H为桥墩试件加载中心至墩底的距离,mm。

2.2.2 地震动强度指标

基于增量动力分析法IDA法对结构进行地震易损性分析时,地震峰值加速度(peak ground acceleration,PGA)因其稳定性常作为衡量地震动强度的一个关键参数,因此,选择其作为评估桥墩地震易损性的地震强度参数,用P_GA表示。

2.3 地震易损性的基本原理

通过将时程分析得到的结构地震响应值与地震动强度的散点绘制在对数坐标轴上,再进行线性回归,便可得到结构响应与地震动强度之间的概率需求模型。

基于文献[17-18],桥墩地震需求参数(D)与地震动强度指标(P_GA)之间的关系式为

(2)D=a(P_GA)^b

将式(2)两端取对数,则式(2)变为

(3)lnD=blnP_GA+lna

式(3)中:a为拟合函数截距;b为拟合函数斜率。

在不同地震反应下易损性曲线服从对数正态分布,结构的失效概率模型的计算式为

(4)

${P}_{\mathrm{f}}=\Phi \left(\frac{\mathrm{l}\mathrm{n}D-\mathrm{l}\mathrm{n}C}{\sqrt{{\beta }_{\mathrm{c}}^{2}+{\beta }_{\mathrm{d}}^{2}}}\right)$

式(4)中:P_f为桥墩损伤超越概率;C为桥墩结构抗力;β_d为桥墩地震需求参数对数标准差;β_c为桥墩结构抗力对数标准差;Φ(·)为标准正态累积分布函数。

由于桥墩地震需求参数D和桥墩结构抗力C服从正态分布且相互独立,将线性拟合公式(3)代入式(4)中可得概率函数表达式为

(5)

${P}_{\mathrm{f}}=\Phi \left(\frac{a+b\mathrm{l}\mathrm{n}{P}_{\mathrm{G}\mathrm{A}}-\mathrm{l}\mathrm{n}C}{\sqrt{{\beta }_{\mathrm{c}}^{2}+{\beta }_{\mathrm{d}}^{2}}}\right)$

当选择P_GA为易损性曲线的地震动强度指标时,

$\sqrt{{\beta }_{\mathrm{c}}^{2}+{\beta }_{\mathrm{d}}^{2}}$

取0.5。

3 有限元建模

3.1 模型建立

3.1.1 材料本构关系模型

1)Q235外包钢管

Q235外包钢管单向拉伸的应力-应变关系采用五线段模型^[19],如图9所示。钢管的应力应变关系曲线分为弹性段(Oa)、弹塑性段(ab)、塑性段(bc)、强化段(cd)、和二次塑流(de)5个阶段。钢管弹性模量取为2.06×10⁵ MPa。

2)钢筋和套筒

钢筋和灌浆套筒的应力-应变关系采用双折线模型,如图10所示。根据试验确定钢筋和套筒的弹性模量E_s,当钢材应力达到屈服强度后,其二次刚度为一次刚度的1%,钢材理想弹塑性本构曲线。

3)核心混凝土

核心混凝土本构模型采用 Mander 本构模型^[20],如图11所示。混凝土纵向压应力f_c为

(6)

${f}_{c}=\frac{f\text{'}{\mathrm{ }}_{\mathrm{c}\mathrm{c}}xr}{r-1+{x}^{r}}$

(7)

$x=\frac{{\epsilon }_{\mathrm{c}}}{{\epsilon }_{\mathrm{c}\mathrm{c}}}$

(8)

${\epsilon }_{\mathrm{c}\mathrm{c}}={\epsilon }_{\mathrm{c}\mathrm{o}}\left[1+5\left(\frac{f\text{'}{\mathrm{ }}_{\mathrm{c}\mathrm{c}}}{f\text{'}{\mathrm{ }}_{\mathrm{c}\mathrm{o}}-1}\right)\right]$

式中:f'_cc为承压混凝土抗压强度;ε_cc为混凝土纵向压缩应变;f'_co和ε_co分别为无约束混凝土强度和相应的应变(一般假定ε_co=0.002);r=E_c/(E_c-E_sec),其中E_c为混凝土的弹性模量;E_sec为混凝土的割线模量。

3.1.2 有限元模型建立

采用ABAQUS有限元分析软件建立桥墩模型,核心混凝土、承台、加载块均采用实心元件C3D8R建模,外包钢管使用S4R单元建模,纵筋和箍筋网格类型选用桁架单元T3D2,有限元模型如图12所示。

钢筋通过嵌入混凝土的方式模拟其与混凝土之间的黏结效应。由于试验过程中未观察到UHPC灌浆料、灌浆套筒与墩柱之间存在明显滑移,因此忽略三者之间的相对滑移行为,采用“绑定”相互作用模式进行模拟。钢管与核心混凝土之间的接触关系主要包括法向和切向的相互作用。其中,切向相互作用采用“罚”函数进行模拟,摩擦系数设定为0.4;法向行为选择“硬接触”。承台底部的边界条件设定为“完全固结”。

3.2 模型验证

为验证所建立的两类预制装配式桥墩有限元模型的准确性,对其施加与拟静力试验相同的往复荷载,获得相应的滞回曲线,与试验所得的曲线对比如图13所示,骨架曲线特征点对比如表6所示。滞回曲线和骨架曲线特征点总体吻合,验证了数值模型的合理性。

4 易损性分析

4.1 地震波选取与输入

文献[21-22]表明,在使用IDA方法分析结构性能时,选取10~20条地震波即可满足精度要求。从美国太平洋地震工程研究中心(Pacific Earthquake Engineering Research Center,PEER)数据库中挑选了10条地震波,如表7所示。所选地震波经过调幅处理后,其峰值加速度被调整为0.05g、0.1g、0.15g、0.2g、0.3g和0.4g(g为重力加速度)。根据规范^[23],对应E1设防水准下震级分别为6度、7度、8度和9度。为了确保A类桥梁在E2地震影响下仅发生轻微破坏,特别增加了在0.6g峰值加速度条件下的桥墩地震时程分析。

4.2 IDA曲线

采用前文建立的桥墩有限元模型对桥墩进行时程分析,采用Rayleigh阻尼,混凝土阻尼比取2%,钢筋阻尼比取5%,地震波持续时间为40 s。在不同地震峰值加速度P_GA下,对两类桥墩进行IDA分析,以墩顶漂移率为横坐标,地震峰值加速度P_GA为纵坐标,建立了两类桥墩在10条地震波下的IDA曲线,如图14所示。从图14中可以看出,当P_GA在0.2g以下时,IDA曲线分布较为集中,两类桥墩的最大墩顶漂移率在不同地震波作用下相差不大。随着P_GA的增大,桥墩开始进入塑性工作阶段,IDA曲线的离散性逐渐变大,桥墩墩顶漂移率呈上升趋势。两类桥墩在不同地震波作用下的IDA曲线整体趋势基本相同,C2试件外包裹钢管显著增大了桥墩截面抗弯刚度,使得相同P_GA水平地震动荷载作用下C2试件位移响应显著减小。

4.3 地震概率需求模型

将有限元分析得到的地震需求参数取自然对数lnD,并与地震动峰值加速度的自然对数lnP_GA分别作为纵横坐标绘制于坐标系中,通过线性回归得到拟合曲线,如图15所示。进而得到各试件的地震概率需求模型。回归曲线表达式如表8所示。

4.4 易损性曲线

根据前文计算所得各桥墩的损伤指标和概率地震需求模型,以地震峰值加速度取值P_GA为横坐标,试件发生损伤的超越概率为纵坐标,建立两类桥墩构件达到不同损伤状态的地震易损性曲线,如图16所示。由图16可知:各类损伤状态发生的概率均随着地震动强度的增大而增加,且两类桥墩在地震作用下发生轻微破坏到倒塌的概率逐渐减小。

轻微破坏状态下桥墩的易损性如图16(a)所示。当P_GA<0.5g时,C1试件发生轻微破坏的超越概率高于C2试件;而当P_GA>0.5g后,两种桥墩的超越概率均达到100%。特别是在P_GA=0.1g时,C1和C2试件发生轻微破坏的超越概率分别为73.3%和62.3%,此时两者的超越概率差值达到最大值。说明在峰值加速度较小时,装配式钢管约束混土桥墩由于钢管存在显著提高了墩身初始刚度,相较于装配式钢筋混凝土桥墩,发生轻微破坏的概率有一定程度的降低。在地震峰值加速度大于0.5g时,两个试件发生轻微破坏的概率基本一致。

中等破坏状态下桥墩的易损性如图16(b)所示。当峰值加速度P_GA=0.2g时,C1试件与C2试件发生中等破坏的超越概率分别为60.5%和21.6%,此时两者的概率差值达到最大值。当P_GA>0.6g时,桥墩发生中等破坏的超越概率几乎达到100%。这是因为相较于装配式混凝土桥墩,装配式钢管约束混凝土桥墩因外包钢管和核心混凝土的共同受力,提高了墩身刚度,增大了桥墩屈服位移,延缓了桥墩进入塑性阶段,在相同地震动激励下,装配式钢管约束混凝土桥墩发生中等破坏的超越概率显著降低。

严重破坏状态下桥墩的易损性如图16(c)所示。在P_GA介于0.2g~0.6g时,C1试件发生严重破坏的超越概率显著高于C2试件。当P_GA=0.6g时,C1和C2试件的严重破坏超越概率分别为82.7%和41.6%,此时两者的概率差值最大。与装配式混凝土桥墩相比,装配式钢管约束混凝土桥墩更不易发生严重破坏。在桥墩屈服之后,墩身混凝土和外包钢管的协同工作,提高了桥墩抵抗变形的能力,在相同地震动激励下,装配式混凝土桥墩发生严重破坏的超越概率明显降低。

倒塌破坏状态下桥墩的易损性如图16(d)所示。当地震峰值加速度P_GA<0.2g时,C1和C2试件发生倒塌破坏的概率均为0,表明在低烈度地震作用下,两种试件不会发生倒塌破坏。当P_GA>0.2g后,C1试件的倒塌概率高于C2试件,显示其更易发生倒塌破坏。特别是在P_GA达到0.6g时,C1试件和C2试件的倒塌超越概率分别为43.1%和17.3%,此时两者的概率差值达到最大值。总体来看,在低烈度地震动激励下,两类桥墩均不发生倒塌破坏。随着峰值加速度增加,在高烈度地震动激励下,装配式钢管约束混凝土桥墩具有更高的抗弯承载力和刚度,抵抗发生倒塌破坏的能力远大于装配式混凝土桥墩。

为进一步评估两类桥墩试件在不同烈度地震下的损伤概率,列出了桥墩在不同地震烈度及设防水准下发生各类损伤的超越概率,如表9所示。

由表9可以看出,当地震烈度为7度、设防水准为E1时,两类桥墩发生轻微破坏的超越概率相差最大,装配式混凝土桥墩的超越概率约是装配式钢管约束混凝土桥墩的11.7倍。在低烈度地震作用下,由于钢管的存在显著提高了墩身初始刚度,使得墩柱底部抵抗变形的能力提升,发生轻微破坏的概率有一定程度的降低。随着地震烈度的不断增大,使得桥墩墩身的损伤不断累积,桥墩的抵抗变形的能力开始减弱。当地震烈度大于8度、设防水准为E2时,两类桥墩发生轻微破坏的概率均趋于100%,发生严重破坏的概率大幅提高。当地震烈度为9度时,两类装配式桥墩发生严重破坏和倒塌破坏的概率锐增,增长幅度明显大于其他损伤阶段。

总体来看,在P_GA相同的情况下,装配式钢管约束混凝土桥墩由于钢管的存在,增加了桥墩墩身初始刚度,发生轻微、中等损伤状态的超越概率有不同程度的降低,表明外包钢管的存在显著提高了桥墩抵抗地震作用的能力。装配式钢管约束混凝土桥墩与装配式混凝土桥墩在严重、倒塌损伤状态下超越概率差值均随地震动峰值加速度的增加而增大,表明在高地震作用下,外包钢管对桥墩抗震性能提升的促进作用愈发明显。

5 结论

基于增量动力分析IDA方法,以桥墩墩顶漂移率为损伤指标、地震动峰值加速度为地震动强度指标,对经拟静力试验标定的有限元模型进行不同震烈度下的动力时程分析,建立了两类桥墩易损性曲线,分析两类桥墩在地震作用下的易损性概率。得出以下结论。

(1)在相同地震动作用下,装配式钢管约束混凝土桥墩墩顶漂移率大于装配式钢筋混凝土墩顶漂移率,装配式钢管约束混凝土桥墩由于存在钢管,桥墩截面抗弯刚度有所增加,相同P_GA水平地震动作用下位移响应有所降低。

(2)在P_GA相同的情况下,装配式钢管约束混凝土桥墩发生轻微、中等、严重以及倒塌损伤状态的超越概率均有不同程度的降低,表明外包钢管的存在显著提高了桥墩抵抗地震作用的能力。

(3)从结构发生轻微损伤到结构发生失效倒塌破坏的过程中,装配式钢管约束混凝土桥墩因墩身混凝土和外包钢管的协同工作,提高了桥墩抵抗变形的能力。在地震作用下,装配式钢管约束混土桥墩发生“严重、倒塌”损伤破坏的超越概率明显降低,说明钢管混凝土桥墩在地震作用下具有较大的延性储备,能更好地抵抗地震。

综上所述,通过在装配式桥墩外包钢管能够有效提高结构的延性和抗震能力,降低结构地震损伤概率,对提升桥墩的抗震性能具有显著效果。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	袁博, 吴冠仲, 柳杨, 等. 基于耐震时程法的羌族碉楼易损性分析[J]. 科学技术与工程, 2023, 23(25): 10902-10909.

[2]	Yuan Bo, Wu Guanzhong, Liu Yang, et al. Vulnerability analysis of Qiang Ethnic Group’s watchtowers based on seismic time-history method[J]. Science Technology and Engineering, 2023, 23(25): 10902-10909.

[3]	马恺泽, 王彦鹏, 张少磊. 基于增量动力分析的钢框架-混凝土剪力墙结构地震易损性[J]. 科学技术与工程, 2019, 19(20): 339-344.

[4]	Ma Kaize, Wang Yanpeng, Zhang Shaolei. Seismic vulnerability of steel frame-concrete shear wall structures based on incremental dynamic analysis[J]. Science Technology and Engineering, 2019, 19(20): 339-344.

[5]	王海良, 张铎, 王剑, 等. 基于IDA的钢管混凝土空间组合桁架连续梁桥抗震易损性分析[J]. 世界地震工程, 2015, 31(2): 76-86.

[6]	Wang Hailiang, Zhang Duo, Wang Jian, et al. Seismic fragility analysis of steel tube concrete spatial composite truss continuous beam bridges based on IDA[J]. World Earthquake Engineering, 2015, 31(2): 76-86.

[7]	易航宇. 桥梁地震易损性分析方法初步研究[D]. 重庆: 重庆交通大学, 2021.

[8]	Yi Hangyu. Preliminary study on seismic fragility analysis methods for bridges[D]. Chongqing: Chongqing Jiaotong University, 2021.

[9]	陈士通, 范鑫, 甘平平, 等. 考虑入射角影响的H型超高墩连续刚构桥地震易损性研究[J]. 振动与冲击, 2025, 44(5): 230-242, 313.

[10]	Chen Shitong, Fan Xin, Gan Pingping, et al. Study on seismic fragility of H-type ultra-high pier continuous rigid frame bridge consi-dering the influence of incident angle[J]. Journal of Vibration and Shock, 2025, 44(5): 230-242, 313.

[11]	张晓武. 基于性能的方矩形钢管混凝上桥墩抗震设计研究[D]. 武汉: 华中科技大学, 2017.

[12]	Zhang Xiaowu. Research on seismic design of performance-based rectangular steel tube reinforced concrete bridge piers[D]. Wuhan: Huazhong University of Science and Technology, 2017.

[13]	许天祥. 薄壁钢管混凝土桥墩非埋入式墩底抗震性能与设计方法[D]. 重庆: 重庆大学, 2021.

[14]	Xu Tianxiang. Seismic performance and design method of non-embedded bottom of thin-walled steel tube concrete bridge piers[D]. Chongqing: Chongqing University, 2021.

[15]	胡志坚, 闫明辉, 周知, 等. 预制拼装桥墩地震易损性分析[J]. 土木工程学报, 2022, 55(1): 89-99, 108.

[16]	Hu Zhijian, Yan Minghui, Zhou Zhi, et al. Seismic fragility analysis of precast assembled piers[J]. China Civil Engineering Journal, 2022, 55(1): 89-99, 108.

[17]	石岩, 张智超, 钟正午, 等. 预制装配式桥墩连接类型及抗震性能研究综述[J]. 世界地震工程, 2022, 38(2): 205-219.

[18]	Shi Yan, Zhang Zhichao, Zhong Zhengwu, et al. A review of connection types and seismic performance of precast assembled piers[J]. World Earthquake Engineering, 2022, 38(2): 205-219.

[19]	张保硕, 张璐珂. 考虑轴压比和剪跨比的RC墩柱拟静力试验及地震易损性分析[J]. 建筑结构, 2023, 53(S2): 730-737.

[20]	Zhang Baoshuo, Zhang Luka. Pseudo-static test and seismic fragility analysis of RC pier columns considering axial compression ratio and shear span ratio[J]. Building Structure, 2023, 53(S2): 730-737.

[21]	甘建, 王晓明, 杨光, 等. 钢管连接卯榫接缝预制拼装桥墩抗震性能分析[J]. 公路, 2024, 69(5): 233-239.

[22]	Gan Jian, Wang Xiaoming, Yang Guang, et al. Analysis on seismic performance of prefabricated assembled bridge piers with tenon joints of steel pipe connections[J]. Highway, 2024, 69(5): 233-239.

[23]	Dan G, Guo L H, Liu J P, et al. Seismic behavior and moment strength of tubed steel reinforced-concrete (SRC) beam-columns[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2011, 67(10): 1516-1524.

[24]	王城泉, 宗延威, 孙苗苗, 等. 外置拱形耗能装置的节段拼装钢管混凝土桥墩抗震性能分析[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2024, 55(2): 690-705.

[25]	Wang Chengquan, Zong Yanwei, Sun Miaomiao, et al. Seismic performance analysis of precast steel tube concrete bridge piers with external arch-shaped energy dissipation devices[J]. Journal of Central South University (Natural Science Edition), 2024, 55(2): 690-705.

[26]	Elremaily A, Azizinamini A. Behavior and strength of circular concrete-filled tube columns[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2002, 58(12): 1567-1591.

[27]	中华人民共和国住房和城乡建设部.混凝土物理力学性能试验方法标准(GB/T 50081—2019)[S]. 北京: 中华人民共和国住房和城乡建设部, 2019.

[28]	Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. Standard for test methods of physical and mechanical properties of concrete (GB/T 50081—2019)[S]. Beijing: Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China, 2019.

[29]	中华人民共和国国家市场监督总局. 金属材料-拉伸试验第1部分: 室温试验方法(GB/T228.1—2021)[S]. 北京: 中华人民共和国国家市场监督总局, 2021.

[30]	State Administration for Market Regulation of the People’s Republic of China. Metallic materials-tensile testing-Part 1: method of Test at Room Temperature (GB/T228.1—2021)[S]. Beijing: State Administration for Market Regulation of the People’s Republic of China, 2021.

[31]	Cui S, Guo C, Su J, et al. Seismic fragility and risk assessment of high-speed railway continuous-girder bridge under track constraint effect[J]. Bulletin of Earthquake Engineering, 2019, 17(3): 1639-1665.

[32]	Cornell A C, Jalayer F, Hamburger O R, et al. Probabilistic basis for 2000 SAC federal emergency management agency steel moment frame guidelines[J]. Journal of Structural Engineering, 2002, 128(4): 526-533.

[33]	Han L H, Zhao X L, Tao Z. Tests and mechanics model for concrete-filled SHS stub columns, columns and beam-columns[J]. Steel and Composite Structures, 2001, 1(1): 51-74.

[34]	Mander J B, Priestley M J N, Park R. Observed stress-strain behavior of confined concrete[J]. Journal of Structural Engineering, 1988, 114(8): 1827-1849.

[35]	Luco N, Cornell C A. Effects of connection fractures on SMRF seismic drift demands[J]. Journal of Structural Engineering, 2000, 126(1): 127-136.

[36]	Vamvatsikos D, Cornell C A. Incremental dynamic analysis[J]. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 2002, (31): 419-514.

[37]	公路桥梁抗震设计规范: JTG/T2231-01—2020[S]. 北京: 中华人民共和国交通运输部, 2020.

[38]	Specifications for seismic design of highway bridges: JTG/T2231-01—2020[S]. Beijing: Ministry of Transport of the People’s Republic of China, 2020.

基金资助

山东省交通运输科技计划(2024B90)

山东省研究生教育教学改革研究重点项目(SDYJSJGB2024007)

山东省自然科学基金(ZR2021ME227)

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Received	Published	Revised
2024-12-12	2026-02-28	2025-11-18
Online Date
2026-05-30

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