CFRP-EMD加固灌浆套筒连接装配式桥墩振动台试验_辛光涛.pdf

第 卷 第 期 年 月哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 .：加固灌浆套筒连接装配式桥墩振动台试验辛光涛，王 瑾，许维炳，杜修力，陈彦江，王少剑，杨树强（北京工业大学 城市建设学部，北京；华北电力大学 水利与水电工程学院，北京；中国公路工程咨询集团有限公司，北京）摘 要：为研究受力筋灌浆套筒连接装配式混凝土桥墩的抗震加固方法，以受力筋灌浆套筒连接装配式混凝土桥墩和灌浆套筒 预应力筋连接装配式混凝土桥墩为研究对象，设计制作了两个 缩尺模型，并依据二者的震害特点提出了一种采用碳纤维复合材料 外置金属耗能装置（简称）的组合加固方法。选取近断层地震波作为输入，开展了单、双向激励下模型桥墩的振动台试验，从试验现象、基本动力特性、地震响应规律等方面分析了 对两类装配式混凝土桥墩的加固效果。结果表明：地震作用下两类试件的主要震损包括墩身开裂、墩底接缝开合、接缝混凝土剥落压碎等；附加预应力筋连接可提高构件刚度和自复位能力，降低墩身和接缝的损伤速率和损伤程度；采用 组合加固能够显著提高震损装配式构件的刚度、抗震变形能力和耗能能力；加固后灌浆套筒 预应力筋连接装配式混凝土桥墩的塑性变形更加合理。提出的组合加固设计方法和实施原则可用于装配式混凝土桥墩抗震加固中。关键词：装配式桥墩；抗震加固；振动台试验；近断层地震动中图分类号：文献标志码：文章编号：（），（，；，；，）：（），（），（）（），：；收稿日期：；录用日期：；网络首发日期：网络首发地址：基金项目：国家自然科学基金青年科学基金（，）；国家自然科学基金面上项目（，）作者简介：辛光涛（），男，博士研究生；陈彦江（），男，教授，博士生导师；杜修力（），男，教授，博士生导师通信作者：王 瑾，装配式混凝土桥墩的抗震性能是制约全预制桥梁推广应用的关键。灌浆套筒连接具有制造工艺简单以及连接性能良好等优点，是装配式混凝土桥墩的重要连接方式。灌浆套筒连接装配式混凝土桥墩的破坏模式与现浇桥墩不同，现浇桥墩的抗震设计方法在该型装配式桥墩中的适用性有待研究。桥梁抗震加固技术是震后快速修复的主要技术手段，而采用 外包桥墩是现阶段较为常用的加固方式。作为 的改进材料，具有轻质、高强、耐腐蚀等优点。相关学者对采用 加固的钢筋混凝土桥墩和装配式混凝土桥墩的抗震性能进行了研究。由于装配式混凝土桥墩破坏模式与现浇桥墩存在显著差异，单纯采用 等材料对装配式混凝土桥墩进行加固效果较差，很难保证加固后试件的抗震变形能力；且目前对桥墩加固方法的研究大多是通过拟静力试验和有限元分析，对震后加固桥墩的振动台试验研究少之又少。鉴于此，以受力筋灌浆套筒连接装配式混凝土桥墩和灌浆套筒 预应力筋连接装配式混凝土桥墩为研究对象，设计制作了两类桥墩的缩尺试验模型，并针对其震害特点提出了采用碳纤维复合材料 外置金属耗能装置（简称）的组合加固方法，开展了 加固前后试验桥墩的振动台试验，探讨了 对两类受力筋灌浆套筒连接装配式混凝土桥墩抗震性能的影响。试验概况 缩尺模型原型桥为 的装配式混凝土连续梁桥，墩高 ，混凝土采用，纵筋采用，箍筋采用。原型桥桥墩分别为受力筋灌浆套筒连接装配式混凝土桥墩（简称）和灌浆套筒 预应力筋连接装配式混凝土桥墩（简称），二者的纵筋和箍筋配置均相同。为对比两类桥墩的震损规律及相应的加固效果，设计了二者的缩尺模型，其相似特性见表。模型桥墩相关材料参数、配筋率、轴压比等均与原型桥墩一致，其中 沿激励方向纵筋内侧设置了两根预应力钢绞线（附加轴压比），模型桥墩钢筋信息见表。为考虑上部主梁传递的荷载并获得设计的桥墩等效质量密度，在试件顶部设置了现浇混凝土配重块，模型总重约 。缩尺桥墩配筋参数见图，图 墩底加粗实线表示灌浆套筒。试验测得混凝土立方体抗压强度为 ，试验所得钢筋、钢绞线主要力学性能指标见表。表 相似特性 物理量量纲相似比尺寸 线位移 应力 力 加速度幅值 时间 自振频率 阻尼比 结构刚度 质量 表 模型桥墩钢筋配筋信息 类型混凝土纵筋配筋率 箍筋 配箍率 钢绞线张拉力 （）（）（）（）东侧 西侧 注：括号内数字表示距墩顶和承台 范围内加密区箍筋设置情况。表 钢筋主要力学性能 材料型号（公称）钢筋直径（名义）屈服强度 极限强度钢筋 钢绞线 270(a)SP16270(b)PSP16112211221 0001 0002-2 剖面2-2 剖面1-1 剖面1-1 剖面2702702702702702701 2601 6005001 2601 600500箍筋6预应力束预留孔道纵向钢筋纵向钢筋箍筋6灌浆套筒灌浆套筒纵向钢筋纵向钢筋箍筋6箍筋612 1212 1212 1212 12图 模型桥墩配筋设计（）（）哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 第 卷 加固方法 设计鉴于桥墩 承台处采用灌浆套筒连接的装配式混凝土桥墩的震害主要有接缝处破坏和灌浆套筒上缘破坏，单纯采用纤维复合材料加固装配式混凝土桥墩的墩身难以有效控制试件底部接缝处的损伤。因此，拟采用 的组合加固措施分别对 和 震损桥墩进行加固。墩身加固时不考虑 的影响，包裹的装配式混凝土桥墩正截面承载力设计值可近似按式（）（）计算，加固计算见图。（）()（）（）（）（）（）（）式中：为加固后轴向压力设计值，；为受压区混凝土矩形应力图的应力值与混凝土轴心抗压强度设计值的比值；为原构件混凝土轴心抗压强度设计值，；为混凝土受压区高度，；、分别为矩形截面宽度和高度，；、分别为原截面受拉钢筋和受压钢筋的抗拉、抗压强度设计值，；为 纤 维 复 合 材 料 抗 拉 强 度 设 计 值，；、分别为原截面受拉、受压钢筋的截面面积，；为配置在同一截面处纤维复合材的全截面面积，；为纤维复合材层数；、分别为纤维复合材宽度和单层厚度，；为构件加固前的截面有效高度，；为轴向压力作用点至纵向受拉钢筋 合力点的距离，；为初始偏心距，；为轴向压力对截面重心的偏心距，取为，当需考虑二阶效应时，应按 混凝土结构加固设计规范第 条确定；为附加偏心距，按偏心方向截面最大尺寸 确定：当 时，；当 时，；、分别为纵向受拉钢筋合力点、纵向受压钢筋合力点至截面近边的距离，。(a)横截面(b)侧立面As0bAfff AfAs01 fc0 bxfy0 As0fy0 As0hh0aaNexei图 加固计算 经计算确定、的加固方案：在墩高区域内粘贴 层纵向 进行墩身补强，从墩底到 墩高位置再环向包裹 层，从 墩高到墩顶再环向包裹 层，且墩柱 个角都做了 的倒角，以减缓应力集中效应并增大有效约束面积。设计进行墩身 加固后，在桥墩 承台灌浆套筒连接处附加。该装置由 级 型预紧钢板、耗能钢筋、连接支架 部分组成。型预紧钢板与连接支架焊接，并通过高强螺栓和树脂胶与墩身锚固；耗能钢筋一端与基础附加钢板焊接，另一端通过高强螺栓与连接支架连接，各组件的设计参数和实物见图。加固前试件的纵筋已屈服，考虑加固后试件的耗能能力均由耗能钢筋提供，则可通过加固前后试件的耗能能力相等来设计耗能钢筋。此时 的面积可按式（）计算，简化计算见图，加固用材料力学性能见表。（）（）（）式中：为第 号钢筋的屈服应力，；为墩身截面高度，；为墩身截面宽度，；为混凝土保护层厚度，；为纵筋间距，；为接缝材料的抗拉强度，；为耗能钢筋的半径，；为耗能钢筋的截面面积，；为耗能钢筋的屈服强度，；其他参数同前。由此选择 为 钢筋，分别沿 个面中线布置。第 期辛光涛，等：加固灌浆套筒连接装配式桥墩振动台试验(d)实物(c)安装示意桥墩螺孔承台连接支架耗能钢筋U 型预紧钢板CFRP(a)U 型预紧钢板与连接件(mm)101010026512017613248 40805(b)耗能钢筋(mm)550100150M20 螺纹HRB335300PVC 套管低强度砂浆70202 mm 钢板图 装置设计与制作 hbftfyifsyft bh22h/3h接缝材料应力分布墩身截面纵筋CFRP耗能钢筋接缝材料图 简化计算 表 加固用材料力学性能 材料屈服强度极限强度弹性模量断裂应变 厚度 地震动原型桥所处场地类别为类，抗震设防烈度为 度。白噪声扫频得出的模型桥墩前 阶模态信息见表（向和 向一致）。鉴于近断层地震动对模型桥墩的抗震性能影响更为显著，依据 公路桥梁抗震设计规范中确定的设计反应谱，选定的地震动信息见表，规范反应谱与地震波反应谱对比见图。由图 可知，桥墩前 阶振动频率处二者谱值差均在 之内，满足规范要求。表 模型桥墩前 阶模态 振型序号频率 方向频率 方向 一阶平动弯曲 一阶平动弯曲 二阶平动弯曲二阶平动弯曲 三阶平动弯曲三阶平动弯曲表 地震波详细参数 地震波台站剪切波速（）原始波峰值加速度 均方差比例系数 哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 第 卷0 1 2 3 4 5 6T/s规范反应谱加速度反应谱/g1.61.41.21.00.80.60.40.2RSN30 RSN31 RSN95图 规范反应谱与地震波反应谱对比 工况设置基于选定的地震动，分别沿单向（向）以及双向（向）激励，其中双向输入时、向的地面峰值加速度 之比为 。依据相似系数（表），当 时，相当于抗震设防烈度 度时 地震作用；当 时，相当于抗震设防烈度 度时 地震作用。试验工况见表，为便于对比，加固前后桥墩的试验工况相同。表 试验工况 工况地震波激励方向 工况地震波激励方向 白噪声双向、双向、单向白噪声双向、双向、单向 白噪声双向、双向、单向白噪声双向、双向、单向 白噪声双向、双向、单向白噪声双向 测点布置两个试件的测点布置见图，加速度测点和位移测点均沿墩身相邻面 等分墩高布置；考虑到塑性铰区灌浆套筒的引入会造成桥墩塑性铰上移或下移，因此将钢筋应变测点布置在套筒底部和顶部纵筋处以监测墩底塑性发展情况；套筒基本保持弹性，因此将套筒应变测点布置在套筒中部外表面；混凝土应变测点布置在套筒中部混凝土区域和套筒顶部混凝土区域。为对加固后试件的 和 的动力响应进行测试，分别在距离墩底 和 的 上，以及 上设置了应变传感器。位移测点（D）加速度测点（A）(a)SP16混凝土应变测点(HY)钢筋、套筒应变测点（GY、TY）D-5D-4D-3D-2D-1HY-2A-5A-4A-3A-2GY-2TYA-1HY-1 GY-15004004004004001 260预应力压力测点(b)PSP16D-5D-4D-3D-2D-1HY-2A-5A-4A-3A-2GY-2TYA-1HY-1 GY-15004004004004001 260图 测点布置（）（）加固前后结果对比 损伤破坏模式 加固前不同激励强度下加固前桥墩损伤状况见表。加固前模型桥墩的最终损伤状态见图。由表 和图 可知，随 增加，两类桥墩墩身均出现了开裂以及墩底混凝土的破损，墩底接缝处均出现开合，接缝处、灌浆套筒上缘是受力筋灌浆套筒连接装配式混凝土桥墩的主要震损区域，且 的抗震性能优于，附加预应力钢筋能够降低墩身及装配式节点的损伤程度。表 加固前试件损伤状况 出现细微裂缝，裂缝宽度 套筒区出现 条发丝裂缝新增 条裂缝，套筒顶部出现贯穿裂缝，墩底接缝宽 新增 条细微裂缝，主要集中在套筒顶部，墩底接缝开裂，墩底和套筒上缘裂缝宽 接缝垫层开始剥落，接缝宽 墩底角部压碎剥落，套筒顶部出现贯穿裂缝，裂缝宽 套筒顶部混凝土轻微剥落，最大裂缝宽 套筒顶部裂缝发展严重，裂缝宽 ，墩底接缝开裂，宽度 墩底 角混凝土有压溃破损，套筒顶部裂缝最大宽度 ，接缝宽 墩底混凝土压溃剥落第 期辛光涛，等：加固灌浆套筒连接装配式桥墩振动台试验(a)SP16(b)PSP16 图 加固前桥墩试件最终震后状态 加固后对于加固后的，当 时，墩身状态良好，无明显震损现象；当 时，墩身与 之间的树脂胶失效；当 时，墩身底部有部分混凝土脱落，但墩身未发生明显损伤；当 时，未见明显损伤，墩身与 发生锚固失效，见图（）。加固后的 在整个试验过程中，均未见明显损伤，和 均保持良好的工作状态，见图（）。(a)SP16(b)PSP16图 加固试件最终震后状态 基本动力特性加固前后两类桥墩的自振频率变化曲线见图。由图 可知，两类试件的自振频率变化趋势相似。加固前，当 时两类桥墩的自振频率下降速率较快，当 时自振频率下降速率降低。结合试验现象分析，加固前模型桥墩在.时墩身损伤发展较快，墩身裂缝开展较多。当 后套筒顶部裂缝贯通，桥墩震损主要为接缝开合，墩身损伤减少。整个试验过程中两类试件的基频（）关系为（）（）；震前，的初始基频（）是 初始基频（.）的 倍；当 时，和 的基频分别下降了 和 。由此可知，的自振频率下降速率明显小于，预应力筋的存在能够提高构件刚度，减缓其损伤速率。初始桥墩初始震损加固加固后震损PSP16SP163.53.02.52.01.51.0自振频率/Hz工况0.1 g0 g0.3 g0.5 g0.8 g1.0 g0.1 g0.3 g0.5 g0.8 g1.0 gCFRPCFRP-EMD图 模型桥墩自振频率 震损桥墩经加固后刚度得到提高，但桥墩损伤并未完全修复。单独采用 加固后，的基频由损伤后的 提高至（.）；的基频由损伤后的 提高至 （）。安装 装置后，的基频进一步提升了 （相较于加固前提高了 ）；的基频进一步提升了 （相较于加固前提高了 ）。加固后，试验结束时 和 的基频分别下降了 和 ，基频降低速率明显低于原桥墩，表明加固后试件的抗震变形能力有一定程度的提高，可用于装配式混凝土桥墩的抗震加固中。哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 第 卷 墩顶位移 波单向激励下（），加固前后 和 的墩顶位移时程曲线见图。加固前后 和 的墩顶位移峰值对比见表。由图 可知，典型激励条件下加固后桥墩墩顶位移均有所降低。由表 可知，两类桥墩墩顶位移都随增加而增加；且相同 条件下，双向激励的位移响应均大于单向激励。加固前，双向激励下，和 的墩顶位移峰值最大值分别为 和，的墩顶位移峰值最大值相比 降低了 ，附加预应力筋可提高桥墩的自复位能力，降低试件的位移响应。加固后，随 增大，两类试件的墩顶位移峰值均呈增大趋势。双向激励下，和 的最大墩顶位移峰值分别为 和.。加固后两类试件的墩顶位移峰值均比加固前明显减小，表明 可有效控制墩顶位移。(a)SP160 5 10 15 20时间/s位移/mm20100-10-20加固前加固后(b)PSP160 5 10 15时间/s位移/mm20100-10-20加固前加固后图 波单向激励下加固前后墩顶位移时程（）（）表 墩顶位移峰值 激励方向 墩顶位移峰值 加固前加固后加固前加固后 单向 双向 应变 加固前钢筋应变加固前两类试件的墩底纵筋峰值应变随 的变化曲线见图。由图 可知，随 增加，两类试件的纵筋应变增加，且相同 条件下 的纵筋峰值应变大于，双向激励作用下墩底纵筋应变大于单向激励的纵筋应变。原因是桥墩双向弯曲时墩底纵筋的纵向拉力大于单向弯曲的墩底纵筋拉力。时，最大纵筋峰值应变为.（双向激励），最大峰值应变为.（双向激励，比 的纵筋峰值应变小）。可见预应力筋能降低受力筋灌浆套筒连接装配式混凝土桥墩纵筋在地震作用下的应力水平。(a)SP16(b)PSP160 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0Apg/g0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0Apg/g双向激励单向激励双向激励单向激励1.51.20.90.60.3应变/10-31.81.51.20.90.60.3应变/10-3图 纵筋峰值应变 第 期辛光涛，等：加固灌浆套筒连接装配式桥墩振动台试验 加固后 应变加固后两类试件 峰值应变随 的变化曲线见图。由图 可知，对于，当 时，应变基本呈线性增长；双向激励下，应变达到最大值 ，耗能钢筋进入弹塑性阶段；而当 时，与墩身出现锚固失效，的峰值应变下降。在单、双向激励下，应变基本随 增大线性增大；当 时，耗能钢筋的应变达到最大值.（双向激励），仍处于弹性阶段。(a)单向激励Apg/gSP16PSP16SP16PSP160 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0(b)双向激励Apg/g0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0应变/10-3应变/10-32.11.81.51.20.90.60.32.11.81.51.20.90.60.3图 峰值应变 加固后 应变两类试件不同高度处 环向应变随 的变化曲线见图。由图 可知，对于，双向激励下，的环向应变峰值为 ，远小于 的极限抗拉应变 ，仍处于弹性阶段。当 时，环向应变均较小且增长平缓，对混凝土提供的约束作用不大。这是因为试件墩底接缝处的残余变形较大，装置先参与试件的振动，而 主要用于墩身加固，墩底接缝的残余变形并不会显著引起上部墩身受力的变化；当 时，环向应变激增，此时 开始协同工作；当 时，发生屈服为试件提供一定的附加阻尼效果，墩身 环向应力的增大趋势减缓；与 不同，由于 的初始损伤程度较低，所在的墩底与试件墩身的协同工作效果更优，的环向应变并未出现激增的情况，一直能够提供有效的加固效果。此外，两个试件墩底附近外包 的环向应变响应均大于墩身中部应变响应，墩底位置的纤维复合材料加固设计需要加强。且 底部和中部 环向应变的差值比 小，说明预应力筋和 的共同作用下桥墩变形更加合理。(a)SP16(b)PSP16Apg/g应变/10-3应变/10-33.02.52.01.51.00.51.81.51.20.90.60.30 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0Apg/g0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0双向激励-底部应变双向激励-中部应变单向激励-底部应变单向激励-中部应变双向激励-底部应变双向激励-中部应变单向激励-底部应变单向激励-中部应变图 不同高度处 环向应变 结 论对加固的灌浆套筒连接、灌浆套筒预应力筋连接装配式桥墩试件进行了振动台试验，对比分析了加固前后两类试件的震害现象和动力响应，主要结论如下：）近断层地震动作用下，墩底灌浆套筒连接（包括灌浆套筒 预应力筋组合连接）装配式混凝哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 第 卷土桥墩试件的损伤均集中于墩底接缝和灌浆套筒上缘；损伤程度随激励强度增大而增大；双向激励造成的损伤大于单向激励；附加预应力筋连接可提高构件刚度和自复位能力，降低墩身和接缝的损伤速率和损伤程度。）组合加固后 和 的刚度均显著增加，可有效控制二者的墩顶位移；加固后试件的抗震变形能力和整体抗震性能均有一定程度的提高；与装配式试件墩身之间的连接可靠性是影响 加固效果的关键；加固后 的塑性变形更加合理。提出的 加固设计方法和实施原则可为其他类似工程借鉴。参考文献 王景全，王震，高玉峰，等 预制桥墩体系抗震性能研究进展：新材料、新理念、新应用 工程力学，（）：，：，（）：，（）：（）（）：（）徐文靖，马骉，黄虹，等 套筒连接的预制拼装桥墩抗震性能研究 工程力学，（）：，（）：葛继平，高飞，郑焕强，等 灌浆套筒装配式桥墩的施工工艺及其应用 应用技术学报，（）：，（）：葛继平，闫兴非，王志强 灌浆套筒和预应力筋连接的预制拼装桥墩的抗震性能 交通运输工程学报，（）：，（）：，（）：（），（）：，：，：韩强，温佳年，杜修力，等 布加固 空心桥墩的抗震性能 土木工程学报，（）：，（）：孙治国，管璐，赵泰儀，等 修复震后 桥墩分析模型与抗震性能 应用基础与工程科学学报，（）：，（）：，：，：王作虎，申书洋，崔宇强，等 加固混凝土柱轴压性能尺寸效应试验分析 哈尔滨工业大学学报，（）：，（）：，：，：葛继平，王志强 干接缝节段拼装桥墩振动台试验研究 工程力学，（）：，（）：混凝土结构加固设计规范：北京：中国建筑工业出版社，：，公路桥梁抗震设计规范：北京：人民交通出版社，：，（编辑 赵丽莹）第 期辛光涛，等：加固灌浆套筒连接装配式桥墩振动台试验