粘钢加固损伤混凝土箱型桥墩的抗震性能Ⅰ:双向拟静力试验

宗周红 邓江东 黎雅乐 刘爱荣

(1东南大学土木工程学院,南京 210096)(2广州大学土木工程学院,广州 510006)

在历次大地震中,桥梁均受到了严重的震害.例如,2008年中国汶川地震后对干线公路上1 081座桥梁进行震害调查,发现78%的桥梁完好或轻微损伤,11%中度损伤,9%严重损伤,1.5%损毁,0.5%为在建桥梁,其中桥墩损伤是一种主要的损伤形式[1-2].

桥梁结构抗震加固中桥墩是主要环节.研究表明,加固后混凝土处于三向受力状态,加固材料可以有效地约束混凝土,使加固墩柱的抗弯、抗剪和抗压强度均有一定程度的提高,从而有效提高了桥墩的抗震强度[3-5].此外,加固后桥墩具有较大的延性及变形能力,墩柱可以承受较大的塑性变形而不致破坏.更重要的是,近代观测数据表明,桥墩有可能遭受到预料不到的特大峰值加速度地震动,此时延性抗震加固可有效地保证和达到桥墩的抗震设防目标,同时又使设计经济合理[6-8].

随着山区公路的快速发展,空心截面柔性墩得到了广泛应用.文献[9-12]对不同尺寸的箱型截面模型墩进行了拟静力试验研究.Mo等[13]进行了外包FRP布加固箱型墩柱抗震性能的研究,结果表明FRP片材能有效提高箱型墩柱的延性系数和抗剪强度.Lignola等[14]制作了7根钢筋混凝土箱型墩柱,墩高3.20 m,在外包FRP后进行偏压试验研究,考察试件在轴力和弯矩共同作用下的力学行为,并初步探讨了实体墩柱分析方法用于箱型墩柱的可能性.

既有研究大多针对完好桥墩,分析其抗震加固后的强度和延性,但实际上桥梁抗震加固一般是针对在役桥梁的,这些桥梁往往存在不同程度的初始损伤.目前,针对钢筋混凝土箱型桥墩的抗震加固研究工作还比较少.本文利用双向拟静力试验,分析具有初始弯曲损伤的混凝土箱型桥墩的抗震加固力学性能.

1 模型试验

结构抗震试验是研究结构抗震性能最直接有效的方法,其中拟静力试验是目前研究中应用最广泛的试验方法.本模型试验以福建某高速公路大桥为工程背景,该桥主墩高60 m,墩身为4.5 m×6.25 m的箱型截面.

按照1∶14比例制作桥墩缩尺模型.依据与原型墩截面配筋率和体积配筋率相等的原则,本试验模型桥墩纵筋采用28φ8 mm,箍筋在墩底塑性铰区域为6@50 mm,其余区域为6@100 mm(见图1),并采用C50细石混凝土浇筑试件.材料实测力学参数见表1～表3.为了满足MTS加载系统施加水平力的需要,在每根墩柱顶部制作尺寸为540 mm×720 mm×700 mm的柱头,并在墩底制作尺寸为250 mm×800 mm×1 300 mm的底座以固定试件.

图1 典型试件配筋图(单位:mm)

表1 混凝土力学参数 MPa

表2 钢材力学参数 MPa

表3 ZHG-2粘钢型建筑结构胶力学参数 MPa

根据以上设计要求,本试验共设计制作了11个试件,其主要设计参数见表4.初始损伤程度按照发生的塑性变形量与墩柱极限塑性变形量的比值来确定.实现初始损伤后桥墩上的裂缝主要分布在距墩底1.2～2.0 m范围内.典型试件裂缝分布如图2所示.

采用钢板四面包裹混凝土墩柱进行加固,钢板和混凝土墩柱之间采用结构胶与锚固螺栓同时连接,加固钢板与底座中的预埋钢板焊接在一起,以保证钢板与墩柱共同受力,加固高度为墩底至1/4加载高处(见图2).

表4 粘钢加固墩柱试验模型的主要设计参数及初始损伤情况

图2 B1试件裂缝分布及加固处理

拟静力试验施加三向荷载(见图3).竖向恒定的轴压由滑动轴压千斤顶施加,标准轴压荷载为210 kN,轴压比为0.1.需要说明的是,滑动轴压千斤顶与固定支座的摩擦系数根据《机械设计手册》[15]取为0.03,在以下分析中根据滑动轴压千斤顶的摩擦力进行了缩减.水平方向的滞回加载采用MTS加载系统,X,Y轴方向双向同步加载,X轴为构件的强轴,Y轴为弱轴.为了便于对比分析强轴与弱轴的区别,2个方向的位移幅值比取为1∶1,每级加载循环2圈.整个加载过程如下:在初始阶段,第1级加载以2 mm的幅值递增;钢筋屈服后,以3 mm幅值递增加载;待水平承载力开始出现下降时,则以5 mm幅值递增加载,直至试验结束.加载规则如图4所示.

图3 加载装置布置

图4 加载规则

2 构件破坏过程

对于未加固的试件A0,当位移达到8 mm时,在墩身与底座交界处首次观察到1条裂缝.随着位移等级的增加,混凝土表面不断出现新裂缝,旧裂缝的长度和宽度也得到发展.当墩顶位移达到44 mm时,墩底角部混凝土开始不断剥落,随位移增大,混凝土剥落区域增大.当位移达到70 mm时,试件两侧的主裂缝宽度大于2 mm,试件破坏严重,墩底混凝土被压碎(见图5(a)).此时,试件四周的裂缝分布情况为：从墩底开始到1.5 m高度处,大约每隔10～15 cm便有1条水平裂缝,同时存在少量的斜裂缝.

图5 典型试件的最终破坏情况

加固后的试件破坏过程相似.对于试件B1,加载初期,墩柱底部钢筋与加固钢板的应变迅速增大,当达到最大恢复力后,两者的应变发展变得平缓(见图6).当施加位移为4 mm时,加固钢板上缘唯一一条既有裂缝的宽度为0.02 mm,随着水平位移的不断增大,该裂缝宽度不断增加且长度不断延伸.当水平位移达到10 mm时,在既有裂缝以上10～15 cm左右的位置出现新的裂缝.此后,既有裂缝的宽度与长度随着水平位移幅值的增加而不断增大,新裂缝也沿着墩高陆续出现(见图6).

图6 应变时间历程曲线及塑性铰区主裂缝扩展曲线

加固钢板上缘混凝土应变持续快速增加.当水平位移约为50 mm,压应变大于7×10-4时,墩角处开始出现混凝土压碎现象.加固钢板上缘40 cm范围内出现很多贯通裂缝,形成新的塑性区,墩角混凝土压碎严重,一条较大的水平裂缝将粘钢与非粘钢部分分为2段,其中一个墩角钢筋已受压屈曲.由图6可以看出,在加载后期各试件加固钢板上缘裂缝宽度发展迅速,裂缝的最大宽度见表5.

表5 塑性铰区各试件的最大裂缝宽度 mm

最后,墩柱发生了较大的倾斜,且水平荷载下降到最大荷载的85%以下,破坏情况如图5(b)所示.墩底钢板连接焊缝完好,无屈曲和脱胶现象(采用铁锤敲击粘贴钢板无空响),可以认为,墩底不再是破坏的控制截面,构件的破坏是由于在加固钢板上缘形成了新的塑性铰.

3 滞回曲线

低周反复荷载作用下的荷载-位移滞回曲线能够综合反映结构或构件受力性能的变化,描述结构或构件的弹性、弹塑性性质和变形性能,如裂缝的开闭、钢筋的屈服、黏结滑移、局部混凝土的酥裂及剥落等.

试验得到的各个构件的滞回曲线相似,演变过程见图7.由图可知,所有试件的滞回环均较为饱满,水平双向加载的耦合作用使试件2个方向的滞回环存在一定的差异,Y轴方向较X轴方向的捏挤效应显著.

各试件的荷载-位移滞回曲线大致经历相似的发展过程:① 在加载初期,未达混凝土开裂荷载之前,X轴方向的滞回曲线沿直线发展,正负向加卸载曲线基本重合,且加载曲线的斜率变化较小,刚度退化不显著,此时试件基本处于弹性工作阶段.② 随着水平荷载的加大,墩柱塑性铰区混凝土开裂,水平裂缝不断出现,2个方向的滞回环开始呈现曲线形,形成饱满的梭形,其面积不断增大,表明试件处于非线性工作阶段.伴随着钢筋与混凝土的滑移,滞回曲线在后期出现了捏拢现象.

滞回曲线的大体演变过程为直线形—梭形—倒S形.由于初始损伤时弱轴方向已经出现钢筋的黏结滑移,因此,在第1个循环内Y轴就出现了捏挤效应.

4 骨架曲线

骨架曲线反应了每级加载时荷载-位移曲线达到最大峰值点的轨迹,是衡量试件抗震性能的主要依据.图8为本试验中所得的骨架曲线.由图可知,各试件从加载到破坏大致经历了4个典型的受力变形阶段:① 线性阶段;② 屈服阶段;③ 屈服后的强化阶段;④ 最大荷载后的下降阶段.骨架曲线上的特征点列于表6.由表可知,在双向荷载作用下,试件X轴方向的屈服荷载和极限荷载都大于Y轴方向.相对于未加固构件,加固构件的极限荷载和极限变形均得到了提高.

由于初始损伤主要集中在底部,而加固可以有效抵消初始损伤的影响,因此初始损伤程度对加固构件的骨架曲线没有明显的影响,最大荷载和极限位移差别不大.这也表明具有初始损伤的桥墩是可以经过加固有效恢复其性能的.

不同加固钢板厚度情况下各试件的骨架曲线基本重合,骨架曲线的特征点也基本相近.当加固钢板厚度在3～5 mm范围内变化时,墩柱加固后的承载力和极限变形基本不变.这主要是因为即使加固钢板的最小厚度为3 mm,也可以保证塑性铰发生转移.此时,钢板厚度不是决定性的影响因素,对加固后墩柱的总体性能无明显影响.轴压比对加固墩柱骨架曲线有显著影响.随着轴压比的增大,加固墩柱的水平承载力增加.对轴压比为0.2的试件D1和无轴压的试件D2,加固后前者X轴方向的极值荷载较后者提高了89.3%,Y轴方向提高了117.1%,但前者在2个方向的极限位移均约为后者的79%.

长细比也是影响加固墩柱骨架曲线的重要因素.随着长细比的增大,试件的整体刚度减小,在相同水平位移下承载力减小.但长细比越大的试件极限位移越大.

图7 荷载-位移滞回曲线

图8 荷载-位移骨架曲线

表6 荷载-位移骨架曲线的特征点和位移延性

5 桥墩延性性能

本文采用位移延性系数研究粘钢加固后墩柱的延性性能.定义位移延性系数μ为

μ=Δu/Δy

(1)

式中,Δy为屈服位移;Δu为极限位移.

采用通用屈服弯矩法来确定屈服位移Δy.荷载位移(P-Δ)曲线如图9所示,过原点O的初始弹性理论线OA与过最大荷载点D的水平线相交于点A.过点A作垂直线,与P-Δ骨架曲线交于点B.连接点O与点B,延长后与线AD交于点C.过点C作垂线,与P-Δ曲线交于点Q.点Q对应的荷载和位移即为屈服荷载和屈服位移.

图9 屈服位移Δy的确定

根据试验结果,计算得到粘钢加固后各墩柱的位移延性系数(见表6).

加固后构件的延性性能得到提高.对于有抗震要求的钢筋混凝土结构,一般要求其延性系数μ在3～4之间.由表6可以看出,所有加固墩柱在X,Y轴方向上的延性系数均大于上限值,说明粘钢加固后墩柱的延性性能可以较好地满足要求.由于Y轴的屈服位移小,故Y轴方向的延性系数大于X轴方向的延性系数.

随着损伤程度的增加,加固钢板上缘区域损伤程度越发严重,钢筋屈服位移增大,从而导致桥墩的延性能力降低.高轴压也会降低桥墩的延性能力,加固钢板的厚度和长细比则对延性影响不明显.

6 刚度退化曲线

刚度退化是反映构件抗震性能的一个重要指标.《建筑抗震试验方法规程》[16]中规定,试件的刚度可用割线刚度表示.割线刚度Ki可表示为

(2)

式中,±Fi分别为第i次循环正、反向加载时对应的峰值点荷载;±Δi分别为第i次循环正、反向加载时对应的峰值点位移.

试验中各试件的刚度退化曲线见图10.由图可知,随着塑性铰区混凝土开裂及钢筋屈服,各试件的刚度急剧下降,而当试件达到极限荷载后,刚度衰减渐趋平缓,变化不大.此外,未加固构件的刚度退化得更加快速,达到破坏后剩余刚度相差不大.

图10 刚度退化曲线

在整个加载过程中,各个试件X轴方向的刚度均大于Y轴方向,这与加固试件本身特性相符.Y轴方向的刚度下降得更快,最终刚度约为其初始刚度的6.5%,而X轴方向的最终刚度则约为初始刚度的9.6%.

粘钢加固后墩柱的初始刚度相对较小.随着损伤程度的增大,加固墩柱的刚度衰变减缓.

在其他参数相同的情况下,加固钢板厚度对试件的刚度退化几乎没有影响.试件B1,C1,C2的刚度退化曲线基本重合,三者的初始刚度和最终刚度也大致相同.

轴压比较大的试件,初始刚度也较大,但后期随着水平位移的增加，衰减较快.对于轴压比最大的试件D1,轴压力的存在类似于给墩柱沿轴向施加了一个预应力,延缓了墩柱的开裂,当水平位移施加到16 mm时,才出现第1条新裂缝,因此在加载初期,其刚度较大,随着位移的不断增大,混凝土开裂越来越严重,且较大的轴压力加快了受压区混凝土的压碎,使混凝土较快地退出工作,削弱了墩柱的有效截面积,致使后期墩柱的刚度衰减更快.相反,对于没有施加轴压的试件D2,在加载初期,水平位移为6 mm时就出现了新裂缝,初始刚度较小,而后期混凝土压碎不明显,相对于轴压比较大的试件,刚度退化较为平缓.

长细比也是一个重要的影响因素.刚度退化曲线随着长细比的增加而变得平缓,退化程度减小.

7 耗能能力

构件的耗能能力一般可通过其在循环荷载作用下的荷载-位移滞回曲线包络线所围成的图形面积来衡量,滞回包络线越饱满,则试件的耗能能力越强.本文以等效黏滞阻尼系数he来衡量试件在地震中的耗能能力,其计算示意图见图11，Sabcd表示滞回曲线一周所耗散的地震能量;Sobe表示假想的弹性线段ob在达到相同的位移oe所吸收的能量.曲线面积Sabc与三角形面积Sobe的比值,表示耗散能量与等效弹性体产生相同位移时输入的能量之比.he的计算公式可表示为

(3)

图11 等效黏滞阻尼系数计算示意图

由图12可知,加载开始时各加固墩柱的阻尼系数逐渐降低,而后随着水平位移的增加而逐渐增大.这表明随着水平位移的增大,因混凝土的开裂压碎、钢筋的屈服以及钢筋与混凝土之间的滑移,试件不断耗散地震能量.整体而言,Y轴方向的损伤严重,耗能能力大于X轴方向.

图12 等效黏滞阻尼系数曲线

相同侧向位移下未加固构件的耗能能力更大,但达到极限位移时,加固构件的等效黏滞阻尼系数更大.损伤程度大的试件的等效黏滞阻尼系数较损伤程度小的试件略大,而所选用的3种厚度钢板加固墩柱的耗能能力几乎一样.

轴压比对粘钢加固后墩柱的耗能能力有较为显著的影响.在相同位移等级下,轴压比越大的墩柱,加卸载刚度越大,且构件破坏越严重,耗散的地震能量越大.

8 结论

1) 粘钢加固后,箱型桥墩的塑性铰位置发生了上移,从墩底区域上升到加固钢板的上边缘.

2) 与未加固构件相比,加固后墩柱的承载力、极限变形、延性、刚度退化、最大耗能能力等指标得到提高,表明添加新的塑性铰是一种可行的抗震加固方法.

3) 墩柱滞回曲线的演变过程为直线形—梭形—倒S形;强轴X轴方向的滞回环比较饱满,而弱轴Y轴方向的滞回环捏缩效应显著.X轴方向的最大荷载和刚度大于Y轴方向;Y轴方向的延性性能和耗能能力更强,但刚度退化也更严重.

4) 由于初始损伤主要集中于底部,而加固可以有效地抵消初始损伤的影响,因此除了较大的初始损伤降低了延性性能外,初始损伤程度对滞回性能的影响不明显.损伤桥墩可以通过加固有效恢复其性能.

5) 本文模型试验中钢板最小厚度为3 mm,相对于混凝土壁厚(70～90 mm)已经比较厚.破坏时,钢板未屈服,且塑性铰超出了钢板加固的区域.因此,本试验模型中采用的不同加固钢板厚度(3～5 mm)对加固墩柱的抗震性能几乎没有影响.

6) 随着轴压比的增加,桥墩的最大恢复力增加,极限位移降低,但延性能力增强,并且耗能增加.随着长细比的降低,桥墩的最大恢复力增加,极限位移降低,刚度退化情况严重,相同侧向位移下耗能增加.

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[1] 李乔, 赵世春. 汶川大地震工程震害分析[M]. 成都:西南交通大学出版社, 2008.

[2] 庄卫林, 刘振宇, 蒋劲松. 5.12汶川地震公路桥梁震害分析及对策研究[J]. 公路, 2009 (5): 129-138.

Zhuang Weilin, Liu Zhenyu, Jiang Jinsong. The 5.12 Wenchuan earthquake damage analysis and countermeasures of highway bridges[J].Highway, 2009(5): 129-138. (in Chinese)

[3] Fahmy M, Wu Z S, Wu G. Post-earthquake recoverability of existing RC bridge piers retrofitted with FRP composites[J].ConstructionandBuildingMaterials, 2010,24(6): 980-998.

[4] 单波, 肖岩. FRP加固钢筋混凝土柱经历模拟地震作用后的残余性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2008, 29(3): 111-119.

Shan Bo, Xiao Yan. Long-term residual behavior of FRP retrofitted RC columns after damaged by simulated earthquake loading[J].JournalofBuildingStructures, 2008,29(3): 111-119. (in Chinese)

[5] 刘保东, 牛晓斐, 王建兵. FRP加固钢筋混凝土桥墩的抗震性能分析[J]. 工程抗震与加固改造, 2006, 28(6): 85-89.

Liu Baodong, Niu Xiaofei, Wang Jianbing. Earthquake resistant behavior of reinforced concrete piers strengthened with FRP[J].EarthquakeResistantEngineeringandRetrofitting, 2006,28(6): 85-89. (in Chinese)

[6] 郭子雄, 张杰, 杨勇. 设置外包预应力钢板箍RC短柱抗震性能研究[J]. 哈尔滨工业大学学报, 2006, 38(1): 140-144.

Guo Zixiong, Zhang Jie, Yang Yong. Study on the seismic performance of RC column confined by prestressed steel plate hoops[J].JournalofHarbinInstituteofTechnology, 2006,38(1): 140-144. (in Chinese)

[7] Solberg K, Mashiko N, Mander J B, et al. Performance of a damage-protected highway bridge pier subjected to bidirectional earthquake attack [J].JournalofStructuralEngineering,ASCE, 2009,135(5): 469-478.

[8] Wright T, Desroches R, Padgett J E. Bridge seismic retrofitting practices in the central and southeastern United States[J].JournalofBridgeEngineering,ASCE, 2011,16(1): 82-92.

[9] 宋晓东. 桥梁高墩延性抗震性能的理论与试验研究[D].上海:同济大学土木工程学院,2004.

[10] 袁晓静. 钢筋混凝土柔性墩柱的抗震性能试验研究[D].苏州:苏州科技学院土木工程学院,2008.

[11] 崔海琴, 贺拴海, 宋一凡.空心矩形薄壁墩延性抗震性能试验[J].公路交通科技, 2010, 27(6): 58-63.

Cui Haiqin, He Shuanhai, Song Yifan. Experimental study on anti-seismic ductility of hollow rectangular thin-walled pier[J].JournalofHighwayandTransportationResearchandDevelopment, 2010,27(6): 58-63. (in Chinese)

[12] 宗周红, 陈树辉, 夏樟华. 钢筋混凝土箱型高墩双向拟静力试验研究[J]. 防灾减灾工程学报, 2010, 30(4): 369-374.

Zong Zhouhong, Chen Shuhui, Xia Zhanghua. Bi-axial quasi-static testing research of high hollow reinforced concrete piers[J].JournalofDisasterPreventionandMitigationEngineering, 2010,30(4): 369-374. (in Chinese)

[13] Mo Y L, Yeh Y K, Hsieh D M.Seismic retrofit of hollow rectangular bridge columns[J].JournalofCompositesforConstruction, 2004,8(1): 43-51.

[14] Lignola G P, Prota A, Manfredi G, et al. Experimental performance of RC hollow columns confined with CFRP[J].JournalofCompositesforConstruction,ASCE, 2007,11(1): 42-49.

[15] 闻邦椿.机械设计手册[M].5版.北京：机械工业出版社，2010.

[16] 中华人民共和国国家标准. JGJ 101—96 建筑抗震试验方法规程[S]. 北京:中国建筑工业出版社,1997.