FRP加固RC连续梁桥抗震性能试验研究

林元铮， 田石柱(苏州科技学院 土木工程学院，江苏 苏州　215011)



FRP加固RC连续梁桥抗震性能试验研究

林元铮， 田石柱(苏州科技学院 土木工程学院，江苏 苏州215011)

摘要：以某钢筋混凝土连续梁桥作为研究对象，对其桥墩进行了塑性铰区的FRP抗震加固，采用混合试验技术研究了该桥梁结构的抗震性能。将连续梁桥结构承担主要地震作用的固定墩作为试验单元，进行真实的物理试验；将桥梁结构其余部分作为计算单元通过有限元软件OpenSees进行模拟，通过OpenFresco混合试验平台集成协调，完成了该连续梁桥的抗震混合试验。最后将试验结果与OpenSees有限元分析结果进行了对比。研究结果表明，FRP抗震加固能够有效改善桥梁的抗震性能；试验结果与有限元分析结果吻合较好。

关键词：连续梁桥；抗震加固；FRP；混合试验；OpenSees

钢筋混凝土桥墩是桥梁抗震性能的关键构件，桥墩一旦在地震过程中失效将会导致灾难性的后果。目前，桥梁延性抗震设计方法已广泛被世界各国规范所采用。对于在役桥梁，为了控制桥墩在经历地震时的破坏模式，提高桥墩延性，采用纤维增强复合材料(Fiber Reinforced Polymer，FRP)对桥墩进行抗震加固是一种有效的加固方式。国内外学者对桥墩FRP抗震加固方法、加固参数、加固效果等进行了大量的研究。Chang等[1]对弯曲破坏、纵筋搭接破坏、剪切破坏三种破坏模式的圆形及矩形截面桥墩进行了不同方式的CFRP加固，研究结果表明，CFRP加固能显著改善桥墩的抗震性能，将脆性剪切破坏转化为延性弯曲破坏。Shekih等[2]对FRP加固圆形截面柱及方形截面柱进行了低周往复试验研究，通过对比截面的弯矩-曲率曲线发现FRP约束能够有效提高截面的变形能力。顾冬生等[3]通过17根柱的低周往复试验研究了FRP加固混凝土圆形截面柱抗震性能的影响因素，结果表明，加固效果影响因素主要有轴压比、构件尺寸、加载方式、FRP断裂应变、FRP用量等。蔡新江等[4-5]对FRP加固桥梁RC短柱的抗震性能进行了拟静力、拟动力试验研究及有限元计算模拟，结果表明，利用FRP进行加固，将RC短柱的脆性剪切破坏模式转化为延性弯曲破坏，在基本不改变结构动力特性的条件下增强了结构延性，有效提高了桥墩的抗震性能。

以上研究主要是针对桥墩构件的抗震性能分析，加载制度也均是低周往复加载。由此看来，目前的研究成果无法反映整体桥梁结构的地震响应，以及桥墩FRP加固对桥梁其他构件工作状况的影响。结构抗震混合试验方法是一种先进的抗震试验方法，将子结构拟动力试验技术与有限元模拟相结合。采用混合试验技术研究FRP加固钢筋混凝土连续梁桥抗震性能的优势在于能够获得桥梁结构在地震作用下的精确反应，并能发现FRP加固后桥梁结构的抗震薄弱环节。

本文对某FRP加固钢筋混凝土连续梁桥进行了抗震混合试验研究，研究了该连续梁桥的地震响应及FRP加固效果，并采用OpenSees有限元程序对其进行了数值模拟，验证了混合试验模型的可靠性。

1某RC连续梁桥结构概况

本文的研究对象是一座四跨钢筋混凝土连续梁桥，该桥上部结构为4×20 m的钢筋混凝土主梁，下部结构为钢筋混凝土双柱墩，墩高4 m，桥墩截面为圆形，直径1 m，双柱净距3 m，柱顶设置盖梁，对于支座，按刚度等效将横桥向双支座简化为单支座，3#支座为固定支座，其余为滑动支座，连续梁桥简化模型如图1所示。

由于顺桥向支座可发生微小转动，因此桥墩在顺桥向的力学模型可简化为悬臂柱，潜在塑性铰区在桥墩底部。由于该连续梁桥服役已久，工作状况有所下降，因此决定对其进行FRP加固改造，对柱底塑性铰区进行加固。具体加固方式参考Seible等[6]推荐的一种加固方案，加固区域分为主约束区和次约束区，次约束区加固层数及厚度为主约束区的一半，不考虑受剪加固；加固用FRP布的厚度根据Lam等[7]提出的FRP约束混凝土本构模型计算式为：

式中，t为加固厚度；fl,a为FRP有效侧向极限约束力，根据加固混凝土目标强度确定；d为圆柱截面直径；Efrp为FRP弹性模量；εh,rup为实际情况下考虑折减系数的FRP极限应变。具体公式可参考文献[7]。

主约束区和次约束区的高度按下式确定：

式中，Lc1、Lc2为主、次约束区高度；Lp为塑性铰高度，根据抗震规范计算确定；d为桥墩直径；L为桥墩高度。加固时应在柱底应留有20 mm间隙，以防FRP套箍直接承受轴向力。具体加固方式如图2所示。

图1 连续梁桥简化模型Fig.1Thesymplifiedmodelofthecontinuousgirderbridge图2 加固方式Fig.2Theretrofitmethod

2混合试验研究

本文建立了基于OpenFresco&OpenSees的桥梁抗震混合试验系统，并完成了1根未加固桥墩、2根FRP加固桥墩试件的混合试验。取该连续梁桥的3#桥墩作为试验单元，在实验室中通过MTS控制器利用电液伺服加载系统以位移为控制量进行加载；将该连续梁桥其余部分作为计算单元，采用OpenSees进行数值模拟，通过边界条件协调，得到该连续梁桥顺桥向地震响应。

2.1试验桥墩模型及试验工况

为了满足实验室的试验条件，按照模型与原型1∶2.5的长度相似比设计了桥墩试件，保持应变相似比为1进行配筋设计。桥墩模型设计参数如表1所示，桥墩配筋图如图3所示。FRP加固桥墩加固尺寸及厚度根据长度相似比缩尺而得，主、次约束区高度均为200 mm，FRP加固层数为主约束区4层、次约束区2层。柱底保留20 mm空隙。试件具体加固方式如图4所示。材料的力学性能通过材性试验确定，主要材料参数如表2所示。

表1　桥墩模型设计参数

图3 试件尺寸图(单位:mm)Fig.3Dimensionsofthespecimencolumn图4 试件加固方式(单位:mm)Fig.4Retrofitmethodofthespecimencolumn

表2　桥墩材料力学性能

该连续梁桥设计抗震设防烈度为7度，桥址场地为二类场地。选取El-Centro地震加速度时程，按照抗震规范7度E1、7度E2、8度E2峰值加速度调幅。地震动输入方向为顺桥向，试验结果取前10s。混合试验工况如表3所示。

表3　抗震混合试验工况

2.2混合试验系统及加载测量装置

本文利用江苏省结构工程重点实验室已建立的基于MTS电液伺服系统的有限元抗震混合试验系统进行抗震混合试验[8]，该系统主要包括：有限元软件、OpenFresco混合试验平台、MTS数据接口应用程序及MTS793试验控制系统和数据采集系统，该系统集成框架如图5所示。

图5　基于MTS电液伺服系统的抗震混合试验系统框架图Fig.5 Hybrid test system framework based on MTS electro-hydraulic Servo System

试件加载主要包括两部分：桥墩顶部轴向受压和侧向位移加载。试验时首先通过油压千斤顶在柱顶施加竖向荷载至设计值并保持恒定不变，然后通过电液伺服作动器在墩顶水平向位移控制加载，加载方案如图6所示。在塑性铰区纵筋、混凝土表面、CFRP表面粘贴了电阻应变片，并在墩顶架设了位移计。

图6　加载方案Fig.6 Loading scheme

2.3试验现象

在7度E1地震作用下，未加固桥墩以及FRP加固桥墩均无明显裂缝，仅在变形达到峰值时可以发现细裂缝，并随着位移减小，细裂缝逐渐闭合。裂缝均匀分布于柱身受拉侧，为水平裂缝，试验完成卸载后，细裂缝消失。在7度E2地震作用下，未加固桥墩混凝土裂缝开展较为明显，柱身出现较为均匀的水平裂缝，最大裂缝宽度约为1 mm，如图7所示。在达到峰值位移时，未加固桥墩柱底有少许混凝土剥落，柱底开始形成塑性铰；而使用FRP加固后的桥墩无明显破坏现象。

在8度E2地震作用下，FRP加固桥墩在大变形下柱底出现塑性铰，环包FRP出现外鼔。最终破坏现象为柱底20 mm未包裹FRP区域出现较大裂缝，最大宽度约为3 mm～4 mm，如图8(a)所示，塑性铰区有少许FRP断裂，FRP加固桥墩并没有丧失承载能力。试验结束后剥去FRP套箍，发现塑性铰区有多条明显的横向宽裂缝，宽度约为2 mm，如图8(b)所示；约束混凝土已压溃，敲击剥落成酥散状，桥墩最终破坏如图8(c)所示。

图7　7度E2地震作用下未加固桥墩裂缝图Fig.7 Damage state of the pier without FRP jacket under E2 for seismic intensity 7

图8　FRP加固桥墩破坏图Fig.8 Failure mode of pier retrofitted by FRP jacket

图9　桥墩单元和截面(单位：mm)Fig.9 Elements and sections of piers

3试验结果及有限元分析结果对比

3.1OpenSees有限元建模及时程分析

未加固桥墩混凝土部分考虑箍筋的约束作用，其核心区混凝土本构关系采用Mander本构模型[9]，即OpenSees程序中的Concrete04材料；保护层混凝土采用Kent-Park本构模型[10]，即OpenSees程序中的Concrete02材料；钢筋采用Giuffré-Menegotto-Pinto本构模型[11]，并考虑钢筋的强化，即OpenSees程序中的Steel02材料。CFRP对混凝土的约束作用考虑在混凝土的本构关系中，采用Lam and Teng(2003)模型[7]，可采用OpenSees程序中的Concrete02材料建立。假定加固后混凝土抗压强度提高到原来的1.78倍，即fc=47.3 MPa。所有材料强度参数均根据材性试验结果确定，与试验桥墩材料参数一致。

采用OpenSees中基于力的非线性梁柱单元(Force-Based Beam-Column Element)建立桥墩。将桥墩构件划分为10个单元，在柱底塑性铰区将单元加密。桥墩截面采用纤维单元建立，将截面划分为若干个扇形混凝土纤维及圆形钢筋纤维，如图9所示。单元积分点数取为5。

对于理论上在地震作用下处于弹性工作状态的主梁，在OpenSees中采用弹性梁柱单元定义；对于盖梁，采用基于力的非线性梁柱单元义。将主梁离散为2 m一个单元，盖梁离散为1 m一个单元。对于支座构件，采用OpenSees中的滑板支座单元模拟滑动支座，摩阻系数取μf=0.02；固定支座直接约束与主梁之间的平动自由度、横桥向转动自由度及扭转自由度。

为方便对比分析，有限元计算工况与试验工况相同，选取El-Centro波，按照桥梁抗震规范中7度E1(0.046 g)、7度E2(0.22 g)、8度E2(0.4 g)加速度峰值对地震波进行调幅，分别对未加固桥以及FRP加固桥在顺桥向输入。在时程分析之前，应对桥梁结构进行恒载作用下的变形计算。桥梁结构阻尼采用Rayleigh阻尼，阻尼系数为0.05，为计算分析方便，不考虑阻尼比变化带来的影响。数值积分算法为Newmark-β法，γ、β分别取0.5和0.25。

3.2试验结果与有限元结果对比

(1) 3#桥墩时程曲线对比

3#桥墩时程曲线对比如图10～图15所示。时程曲线峰值对比如表4所示。

图10　7度E1时程曲线Fig.10 Displacement time history under E1 for seismic intensity 7

图11　7度E1时程曲线峰值Fig.11 Peak value of displacement under E1 for seismic intensity 7

图12　7度E2时程曲线Fig.12 Displacement time history under E2 for seismic intensity 7

图13　7度E2时程曲线峰值Fig.13 Peak value of displacement under E2 for seismic intensity 7

图14　8度E2时程曲线Fig.14 Displacement time history under E2 for seismic intensity 8

图15　8度E2时程曲线峰值Fig.15 Peak value of displacement under E2 for seismic intensity 8

通过对比可以看出，有限元分析结果与试验结果对比吻合良好。位移时程峰值误差在15%以内，试验结果峰值较大；时程曲线相位基本一致。

未加固桥墩与FRP加固桥墩相比，在7度E1地震作用下，未加固桥墩位移峰值总体偏大，可见，通过墩底塑性铰区FRP加固，可以降低在小震作用下结构的反应。在7度E2地震作用下，FRP加固对位移时程峰值影响不大，两桥墩均未达到破坏极限状态。

表4　桥墩位移时程峰值对比

由表4可以看出，在小震(7度E1)作用下，两者相对误差较大，这主要是由于加载设备误差以及滑移等因素引起的。在大震(7度E2、8度E2)作用下，相对误差减小。

时程曲线相位的误差主要来自于慢速试验作动筒的时滞性以及试件屈服后刚度下降导致整体结构频率的改变与OpenSees有限元分析结果不相匹配。对于正向误差较小，负向误差较大的现象，这主要是由于正向加载为作动筒前推，负向加载为作动筒后拉，负向加载会由于柱顶外侧夹板及螺栓的变形而产生较大的误差。

(2) 3#桥墩滞回曲线对比

图16～图17是未加固及FRP加固桥3#桥墩在7度E1、7度E2地震作用下，力-位移滞回曲线的有限元分析结果与混合试验结果对比。图18是FRP加固桥3#桥墩在8度E2地震作用下滞回曲线的有限元分析结果与混合试验结果对比。

图16　7度E1滞回曲线Fig.16 Hysteresis loops under E1 for seismic intensity 7

图17　7度E2滞回曲线Fig.17 Hysteresis loops under E2 for seismic intensity 7

图18　8度E2滞回曲线Fig.18 Hysteresis loops under E2 for seismic intensity 8

可以看出，FRP加固桥墩与未加固桥墩相比，在7度E1地震作用下，两桥墩处于弹性工作状态，刚度基本相同；在7度E2地震作用下，FRP加固桥墩抗弯承载能力有小幅提高，塑性阶段滞回环面积更大，耗能能力得到提高。在8度E2地震作用下，FRP加固桥墩的延性及滞回耗能能力得到充分发挥。

OpenSees模拟结果与试验结果对比，在7度E1和7度E2地震作用下，峰值位移、峰值水平力、刚度、滞回环大小等方面吻合度较好。在8度E2地震作用下FRP加固桥墩混合试验结果与模拟结果有一定的差异，试验结果初始刚度较低，试件的屈服点难以用有限元精确模拟。

4结论

本文主要利用抗震混合试验技术对某FRP加固钢筋混凝土连续梁桥进行了试验研究，对比研究了该桥梁结构FRP加固前后的抗震性能，对比了试验结果与有限元分析结果，得到以下结论：

(1) 针对该连续梁桥桥墩的塑性铰进行FRP加固方式是一种有效的抗震加固方式，可以有效提高桥梁的抗震性能。

(2) 混合试验结果与OpenSees有限元分析结果接近，验证了混合试验模型的可靠性，为后期的试验研究提供了较为准确的模型。

(3) 一些学者建议的加固方案在柱底预留20 mm间隙对于模型试验偏大，导致FRP加固桥墩最终破坏发生柱底，关于试验模型柱底预留间隙问题有待进一步研究。

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Tests for aseismic performances of a RC continuous girder bridge retrofitted by FRP jacket

LINYuan-zheng,TIANShi-zhu(School of Civil Engineering, Suzhou University of Science and Technology, Suzhou 215011, China)

Abstract:Taking a reinforced concrete continuous girder bridge as the study object, retrofitting the plastic region of piers with FRP jacket, the aseismic performances of the bridge structure were studied with hybrid tests. The fixed pier bearing most seismic action was taken as a test element and physically tested in a lab while the other parts of the bridge structure were taken as calculation elements and simulated numerically with OpenSees. After integrating and combining different parts with the hybrid test platform--OpenFresco, the dynamic responses of the overall bridge structure under seismic action were obtained. At last, the test results and Open Sees finite element analysis ones were compared. The results showed that the aseismic performances of the RC continuous girder bridge can be improved effectively after retrofitted with FRP jacket, and the test results agree well with those of finite element analysis.

Key words:continuous girder bridge; seismic retrofit; FRP jacket; hybrid test; OpenSees

中图分类号:TU37；TU317

文献标志码：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.05.004

通信作者田石柱 男，博士，教授，博士生导师，1962年生

收稿日期：2015-07-23修改稿收到日期：2015-09-16

基金项目：国家自然科学基金(51278322);江苏省高校基金重大项目(13KJA560002)

第一作者 林元铮 男，硕士，1990年生