基金项目:国家国际科技合作专项基金资助(2019YFE0119800),北京市自然科学基金项目(8202002),旧桥检测与加固交通行业重点实验室(北京)开放课题基金资助(2020-JQKFKT-7)
第一作者:陈梦圆(1997—),女,硕士生,主要从事桥梁抗震方面的研究. E-mail:cmy971024@163.com 通信作者:贾俊峰(1982—),男,博士,教授,主要从事桥梁抗震方面的研究. E-mail:jiajunfeng@bjut.edu.cn
(1.北京工业大学 城市与工程安全减灾教育部重点实验室, 北京 100124; 2.旧桥检测与加固交通行业重点实验室(北京), 北京 100088; 3.中国建筑第八工程局有限公司, 上海 200112; 4.中国市政工程西北设计研究院有限公司, 甘肃 兰州 730099)
(1.Key Laboratory of Urban and Engineering Safety and Disaster Reduction, Ministry of Education, Beijing University of Technology, Beijing 100124,China; 2.Key Laboratory of Bridge Detection and Reinforcement Technology of the Ministry of Communications(Beijing), Beijing 100088,China; 3.China Construction Eighth Engineering Bureau Co., Ltd., Shanghai 200112, China; 4.China Municipal Engineering Northwest design and Research Institute Co., Ltd., Lanzhou 730099,China)
precast segmental pier column; GFRP reinforcement; stainless steel reinforcement; length of unbonded section; seismic performance
DOI: 10.15986/j.1006-7930.2023.03.007
预制装配式结构因其施工快速、施工质量高、对环境友好等[1]优点受到国内外学者的广泛关注.按照连接方式,预制桥墩可分为等同现浇桥墩和非等同现浇桥墩[2].其中合理设计的等同现浇桥墩能够实现与现浇桥墩相同的承载能力、变形能力及耗能能力等抗震性能.波纹管灌浆连接作为等同现浇桥墩的一种连接方式,具有施工速度快、现场湿作业少、施工精度要求较低等优势,广泛应用于桥梁结构中[3-4].但是这些应用大多集中于低地震区,为了将波纹管连接桥墩应用于中高地震区,仍然需要对该类桥墩的抗震性能进行深入研究.
在沿海环境中,由于氯离子的侵蚀,钢筋混凝土桥墩中钢筋锈蚀问题突出[5].锈蚀钢筋膨胀后,有效受力面积减小,与混凝土粘结强度降低,协同工作能力下降,从而导致混凝土保护层膨胀脱落,桥墩承载力降低,很难保证混凝土结构的耐久性[6-7].为改善混凝土结构中钢筋的锈蚀问题,很多学者提出使用纤维增强复合材料筋(FRP筋)代替普通钢筋,有效减少了钢筋的锈蚀.FRP筋具有良好的耐腐蚀能力以及力学性能,被认为可以使用在海洋环境中[8-9].针对仅配置FRP筋混凝土柱抗震性能已有一些试验研究[10-11],研究表明,由于FRP筋的本构曲线近似为线弹性,导致仅配置FRP筋的桥墩具有较低的耗能能力和延性性能.因此,王震宇等[12]提出FRP筋与钢筋混合配筋用来改善构件屈服后刚度,降低构件残余变形.针对FRP筋与钢筋混合配筋,CAI等[13-14]提出混合配筋节段拼装桥墩(Hybrid Reinforecd PSBC,HR-PSBC)的概念,使用FRP筋作为PSBC的自复位筋,同时配置普通钢筋的方式来解决这一问题,并探究了轴压比、水平荷载、FRP筋直径、FRP筋与周围混凝土的粘结状态等因素对墩柱的破坏模式、残余位移、延性等抗震性能的影响.研究结果表明,采用了HR-PSBC提高了屈服后刚度、自复位能力,承载力比传统PSBC提升43%.王富羚等[15]对循环荷载下CFRP与混凝土界面的粘结滑移关系进行了研究,研究发现,循环荷载应力水平的增加,界面滑移曲线最大剪应力也随着增加.IBRAHIM等[16-17]通过数值仿真和试验方法对FRP筋的粘结参数进行研究,结果表示粘结参数对墩柱的破坏模式、峰值荷载、屈服后刚度以及延性都较大的影响.邓宗才等[18]、IBRAHIM等[19]对FRP筋和钢筋混合配筋墩柱中轴压比、体积配箍率、屈服后刚度比等因素进行研究,结果表明,轴压比越小,体积配箍率越大,试件的综合性能越好,抗震性能越好屈服后刚度比对试件刚度、承载能力、耗能均有明显的影响. 针对FRP筋和普通钢筋的混合配筋桥墩在一定程度上减小了纵筋的腐蚀,但内部普通钢筋的存在仍然具有被腐蚀的风险.因此,WU等[20]提出一种将普通钢筋作为内芯,纤维层包裹在普通钢筋外侧的钢-纤维复合筋(Steel-FRP composite bars, SFCB),并对其力学性能进行了研究.研究结果表明,在纤维断裂前SFCB应力-应变曲线为双线性,内部钢筋屈服后,有着稳定的屈服后刚度以及较小的残余变形[21-22],然而SFCB的制作难度较大,不利于大面积在实际工程中使用.总结上述复材筋与普通配筋混合配筋研究,全FRP筋混凝土结构易发生脆性破坏,且耗能较低,不宜在中高烈度区使用; 新材料SFCB制备难度较大且力学性能不够完善; 普通钢筋与FRP筋混合配筋,对于普通钢筋仍存在锈蚀问题.因此,提出一种新型混合配筋形式十分有必要.
同时,不锈钢筋也具有较好的耐腐蚀性、抗疲劳性能[23]且制备方便.沿海环境中也有较广泛的应用.赵勇[24]在墩柱中配筋采用全不锈钢筋,进行拟静力试验.试验结果表明,使用不锈钢筋的墩柱在耗能能力、位移延性上均比普通墩柱的表现好,减小轴压比和增加纵筋配筋率均对抗震性能有所提高.在不锈钢筋梁中也有相同的结论[25].然而桥墩中完全使用不锈钢筋代替普通钢筋对设计初期造价较高.另外,由于对配置不锈钢筋的桥墩抗震性能的研究相对较少,限制了其在中高地震区的应用和发展.
为提高中高地震区的沿海桥梁的抗震能力和抗腐蚀能力,提出一种配置2304不锈钢筋(SS筋)和GFRP筋混合配筋形式的节段预制拼装桥墩(PSBC).通过墩柱模型的拟静力试验和数值仿真研究桥墩的破坏模式、滞回性能、刚度、耗能等抗震性能,同时验证数值仿真的可行性.进一步采用ABAQUS数值仿真方法探究GFRP筋的无粘结段长度、试件剪跨比、轴压比对节段拼装桥墩承载力和GFRP筋力学性能的影响,本文研究内容可为后张预应力GFRP筋的混合配筋节段桥墩的研究奠定基础.
参考《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362—2018[26])规范,依据某钢筋混凝土桥梁单柱式桥墩原型,按照3:20的缩尺比例设计制作了4个不锈钢筋和GFRP筋混合配筋的预制节段拼装桥墩(PSBC)试件,并已开展了缩尺模型的拟静力试验[27].每个墩柱均由三个截面尺寸为267 mm×600 mm,高675 mm的节段和基础(1 400 mm×1 000 mm×450 mm)组成,试件总高为2 475 mm,加载点至墩底的计算高度为1 870 mm,沿桥梁纵向剪跨比为7,桥墩试件的具体尺寸及配筋情况如表1和图1(a)所示.四个试件分别命名为SS1N1、SG1N1、SG2N1和SG2N15.其中:SS1N1表示纵筋仅配置Ф20 S2304不锈钢筋的试件; SG1N1、SG2N1及SG2N15表示纵筋配置Ф20 S2304不锈钢筋和Ф20GFRP筋的混合配筋试件.四个试件总配筋率为1.97%.由于桥梁上部结构荷载为定值,墩顶轴压比一般为0.05~0.15,因此,选取SG2N15试件的轴压比为0.15,其余三个试件轴压比为0.1.除通长纵向钢筋不同外,四个试件其余配筋情况相同.每个节段内均配置了直径为8 mm的GFRP纵筋以及直径8 mm的GFRP箍筋,上部两个节段箍筋间距为80 mm,底部节段箍筋间距加密至50 mm.四个试件中承台和各个节段通过通长纵筋不锈钢筋和GFRP筋连接,通长纵筋与混凝土为全粘结.因本文主要以SS1N1和SG2N15试件为参考,图1(b)中给出了SS1N1和SG2N15试件的纵筋配筋情况.
该试件采用C40商品混凝土,试验测得混凝土立方体标准试块强度39.3 MPa.20 mm不锈钢筋和20 mm GFRP筋进行材性试验,测得不锈钢筋名义屈服强度633 MPa,抗拉强度806 MPa,拉断伸长率36.2%; GFRP筋极限强度583.2 MPa,伸长率2.42%,8 mm GFRP箍筋极限强度196.8 MPa.
拟静力试验在北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室进行,首先将承台用地锚杆固定在刚性地面; 之后通过液压千斤顶对墩顶施加墩顶轴向力430 kN(轴压比为0.1).通过水平助动器对距离墩顶155 mm处施加水平往复荷载,侧向力通过位移控制施加,加载方向为纵桥向加载,加载偏移率为0.125%、0.25%、0.5%、0.75%、1%、1.5%、2%、2.5%、3%、3.5%、4%、4.5%、5%、5.5%,每级循环两次.试件加载布置如图2,加载制度如图3.
整体上看,四个试件在偏移率2%前主要为横向裂缝,超过2%偏移率后,出现竖向裂缝,是典型弯曲破坏模式.图4为四个试件的破坏模式和裂缝形态图.试件SS1N1在偏移率为0.5%时东面出现第一条裂缝,随后沿着水平向延伸贯通,并出现微弱的纤维断裂声.偏移率为1.5%时,底部节段S1裂缝数量增多且接缝1出现明显开口,大约为1 mm.偏移率为2.5%时,试件达到峰值承载力112.88 kN,底部节段混凝土出现鼓包、起皮现象.加载到偏移率4.5%时,底部节段S1有大量混凝土压碎脱落,脱落高度约为50 mm,接缝1开口达到8 mm.试件SG1N1、SG2N1、SG2N15破坏趋势与试件SS1N1类似,在偏移率0.25%时东面S1节段出现第一条水平裂缝.随着偏移率的增大,出现较多的水平裂缝且不断延伸贯通.加载到偏移率2.0%时,出现竖向裂缝,接缝1的开口迅速发展.试件SG1N1加载到偏移率2.5%时,达到峰值强度93.27 kN.加载到4.5%时,之前的裂缝不断变宽,伴随较多纤维断裂声,底部S1节段四角混凝土破坏脱落明显.试件SG2N1在偏移率2.5%时达到峰值强度89.9 kN.试件SG2N15在偏移率2.0%时,底部节段S1出现了混凝土起皮的现象,并达到峰值承载力89.23 kN.
基于上述混合配筋预制节段拼装钢筋混凝土柱试件,采用有限元软件ABAQUS进行建模.在ABAQUS中塑性损伤模型主要用于模拟单调、循环以及动态荷载下的钢筋混凝土结构.本文研究是受循环荷载下的钢筋混凝土墩柱,因此采用塑性损伤模型来模拟墩柱的非弹性行为.单轴拉伸和压缩的应力-应变关系曲线如图5所示.混凝土塑性损伤模型中主要参数包括膨胀角、流动势偏移量、双轴受压与单轴受压极限强度比、不变量应力比和粘滞系数,这些参数依次为30°、0.1、1.16、0.667、0.005[28].墩柱中所有的混凝土构件,包括节段和基础,均采用减缩积分单元(C3D8R)建模.
通长纵筋、混凝土节段内的纵筋及箍筋采用桁架单元模拟.GFRP筋在加载过程中不发生断裂,采用线弹性模型.根据不锈钢筋材性试验结果,不锈钢筋属于“无屈服平台”的钢筋,采用了双折线模型.GFRP筋本构和钢筋本构模型如图6(a),(b)所示.
考虑到实际工程中,节段与节段、节段与承台之间会使用砂浆垫层或环氧树脂来增强节段间的粘结力,因此,在数值模拟中,节段和节段、节段与承台之间采用“面与面相互接触”单元模拟,其中,法向模拟采用硬接触,切向采用罚摩擦,摩擦系数为0.5[29].墩底采用固结.本文主要研究节段拼装桥墩的整体响应,不锈钢筋、GFRP筋与混凝土间的粘结滑移对结果整体影响不大,因此忽略不锈钢筋、GFRP筋与混凝土间的粘结滑移.节段与节段内GFRP筋骨架之间采用“内置”方式模拟.通长不锈钢筋、GFRP筋与墩柱整体采用“内置”方式模拟.参数分析中GFRP筋有粘结段设置为“内置”到混凝土中,其余无粘结部分不作处理.SG2N15桥墩参数分析具体有限元分析模型图如图7.
为了验证有限元模型的准确性,选择SS1N1与试验结果损伤情况进行对比.图8为SS1N1试件在循环荷载下混凝土破坏趋势图.当试件向西加载时,东侧不锈钢筋钢筋受拉,西侧不锈钢筋、混凝土受压.随着试件偏移率增大,试件中不锈钢筋逐渐达到屈服状态,混凝土达到极限压应变,角部混凝土损伤逐渐加重,损伤逐渐由底部节段角部向第二节段S2和底部南北侧混凝土延伸.
从图9为试验混凝土损伤和模拟损伤对比图,可以看出,当桥墩偏移率为4.5%时,柱底塑性铰区混凝土出现明显的裂缝和混凝土剥落现象.同样,从数值模拟结果也可以看到相同的破坏模式,因此从宏观上验证了数值模型的正确性.
为进一步验证数值模拟结果的正确性,将SS1N1和SG2N15试件的滞回曲线和骨架曲线的数值模拟结果与试验结果进行对比,如图 10所示.从图 10(a)、(c)试件SS1N1和SG2N15滞回曲线中看出,模拟和试验得到的滞回曲线均较为饱满,两者曲线较为吻合.从图 10(b)、(d)所示试件SS1N1和SG2N15骨架曲线可以看到,随着加载偏移率的增加,墩柱侧向承载力增加,到达2.0%和2.5%时,试件SG2N15和SS1N1分别达到峰值承载力,表明两者骨架曲线吻合较好.表2为两个试件承载力和残余位移的试验结果和数值模拟结果对比.从表2中可以看出,试件SS1N1正向加载时,模拟结果和试验结果的最大侧向力分别为115.62 kN和112.88 kN,偏差为2.4%.负向加载时存在一定偏差,主要原因可能是试验加载过程中上部轴压不可避免的出现一定的偏心所致,导致试验所得的滞回曲线正负向最大侧向承载力不对称(正负向分别为112.88 kN和105.1 kN),而数值模拟中可以避免这一情况,因此导致负向加载时两者偏差较大.另外,从残余位移上看,试验和模拟得到的正向残余位移分别是73.5 mm和75.29 mm,偏差为2.3%,两者基本吻合,而负向残余位移存在一定差距,原因与负向承载力偏差较大相同.试件SG2N15在正向加载过程中,试验和模拟结果所得正向最大侧向力分别为87.20 kN和88.76 kN,偏差为1.8%,负向最大侧向力分别为85.85 kN和89.07 kN,偏差为3.6%.
从上述分析中,可以看出有限元模拟得到的滞回曲线、骨架曲线和墩柱破坏趋势与试验结果吻合较好,基本可以说明有限元模型的正确性.在加载初期,两者加载刚度基本吻合; 随着加载偏移率的增加,出现了一定的偏离,主要原因在于不锈钢筋为“无明显屈服点”钢筋,数值模拟中采用本构为双线性本构,与实际不锈钢筋本构存在一定差异.因此,试验与模拟加载刚度有一定的差异性.总体上看,数值模拟与试验结果吻合的较好.这说明采用有限元软件建立的模型可以对节段拼装桥墩的侧向承载能力以及变形能力较为准确的预测.
为研究GFRP筋无粘结段长度、剪跨比、轴压比对抗震性能的影响,采用上述验证的有限元建模方法,建立不同GFRP筋粘结长度、剪跨比和轴压比的有限元模型进行研究.以SG2N15试件为基础,分别建立不同无粘结段长度(0%、42%、84%、100%)、轴压比(0.05、0.10、0.15、0.2)、剪跨比(4.5、7、9.5)的有限元模型,其中SG2N15-S7-42工况表示轴压比为0.15,剪跨比为7,墩底接缝以上42%计算高度内为无粘结段,其余几种工况依此类推.桥墩设计参数如表3所示,截面尺寸如表1所示.对上述9种工况进行低周往复加载,加载制度与试验加载制度相同,分析不同参数对桥墩抗震性能的影响.
如表3中1、2、3、4四种工况的滞回曲线如图 11,根据滞回曲线来判断墩柱的破坏模式以及耗能能力、残余位移等抗震性能.结果显示,整体上看,在加载初期,试件均处于弹性阶段,随着加载位移的增大,出现混凝土发生破坏等现象.从图 11(a)中可以看出,当GFRP筋完全粘结时,滞回曲线较为饱满,耗能能力较强.随着无粘结段长度的增加,如图 11(b)、(c)、(d),滞回曲线发生捏拢现象,说明墩柱的耗能能力有所减小.另外,随着无粘结段长度的增加,墩柱的侧向承载力降低,说明无粘结长度对侧向承载力有一定影响.从试件残余位移上看,四种工况的正负向残余位移相似,集中在69~76 mm之间,说明仅改变无粘结段长度对墩柱的残余位移基本没有影响.
如表3中1、2、3、4四个工况的滞回曲线中每级加载的最大值点连线获得的骨架曲线如图 12所示.整体上看,加载初期,试件处于弹性阶段,初始刚度大体相同,随着加载位移的增大,试件屈服后刚度出现了不同程度的退化.其中,SG2N15-100的屈服后刚度退化明显,SG2N15-84、SG2N15-42、SG2N15-0刚度退化依次递减.说明无粘结段长度对桥墩的屈服后有一定影响.加载到最大侧向承载力后,试件刚度开始下降,随着无粘结段长度的增加试件的退化刚度逐渐平缓,表明增大无粘结段长度增加有助于降低桥墩的退化刚度.从承载力上看,SG2N15-100、SG2N15-84、SG2N15-42、SG2N15-0工况正向加载时的峰值承载力分别为64.42 kN、71.41 kN、73.99 kN、93.89 kN,说明随着GFRP筋无粘结段长度的减少,试件的承载力均有不同程度的提高,SG2N15-0、SG2N15-42和SG2N15-84的承载力相对于SG2N15-100承载力提高了46%、15%和11%.
图 13为表3中1、2、3、4四种工况在加载偏移率为5.5%时通长GFRP筋的应力分布情况.从图中可以看出,当加载到最大偏移率5.5%时,0%、42%、84%、100%无粘结段的钢筋局部应力最大分别为496.5 MPa、385.5 MPa、268.7 MPa、209.3 MPa.相比SG2N15-100工况,工况SG2N15-84、SG2N15-42、SG2N15-0局部应力分别增加了28%、84%、137%,说明当无粘结段长度减小时,钢筋局部应力增大.当钢筋局部应力较大时,试件虽然可以得到较大的承载力,但也会增加局部混凝土的应力,加速混凝土的损伤.而无粘结段的设置可以将钢筋的局部应力平均分散在整个无粘结段,有效减小了局部混凝土的破坏.这与文献[30]得到的结论一致.
表3中1、7、8、9四种工况下的滞回曲线如图 14,根据滞回曲线来判断墩柱的破坏模式以及耗能能力、残余位移等抗震性能.
加载初期,试件处于弹性段,滞回曲线呈现狭长形,卸载后的残余位移较小,随着偏移率的增大,出现了不锈钢筋屈服,混凝土出现开裂等现象,混凝土开裂后,试件的耗能增加.四种工况的滞回曲线均较饱满,耗能能力较强.试件加载到偏移率为5.5%时,随着试件的轴压比从0.05增加到0.20,正向残余位移从53.35 mm增加到71.99 mm,增加了35%,说明增加试件轴压比,加速混凝土塑性铰区的损伤以及位移延性的退化,导致卸载时残余位移增加.此外,随着轴压比的增大,四种工况下试件的峰值承载力相似,这说明仅通过改变重力轴压比对试件的峰值承载力影响并不无明显.
图 15为轴压比为下墩柱的荷载位移曲线,可以发现,轴压比对荷载-位移曲线影响并不明显.整体上看,试件加载初期处于弹性段,随着轴压比的增大,弹性刚度、承载力基本也呈现增加的趋势.
表3中1、5、6三种不同剪跨比情况的滞回曲线如图 16,剪跨比对节段拼装桥墩的滞回响应较为明显,从滞回曲线来看,三种剪跨比下,试件破坏形式均为弯曲破坏,SG2N15-S4.5-0试件滞回曲线较为饱满,耗能能力较强,当偏移率加载到5.5%时,随着试件剪跨比从4.5增加到9.5,试件抗侧承载力大幅下降,曲线由相对饱满逐渐变为扁平,残余位移从47.56 mm增加至72.69 mm,增加了53%,说明滞回曲线卸载刚度逐渐变小.
表3中1、5、6三种工况下的骨架曲线如图 17所示.整体上看,加载初期,试件处于弹性阶段,SG2N15-S4.5-0的刚度最大,SG2N15-S7-0、SG2N15-S9.5-0刚度一次递减,随着加载位移的增大,试件在屈服后出现了不同程度的退化,同弹性段的规律相似.加载到最大侧向承载力后,试件刚度开始下降,剪跨比越小的试件刚度退化的越快.从承载力上来看,SG2N15-S4.5-0、SG2N15-S7-0、SG2N15-S9.5-0正向承载力分别为152.15 kN、91.33 kN、59.31 kN,随着剪跨比的增加,试件的承载能力有不同程度的减小,剪跨比大,桥墩更柔,SG2N15-S7-0、SG2N15-S9.5-0相比SG2N15-S4.5-0承载力分别降低了40%、61%.
为解决沿海环境中钢筋易受到环境腐蚀的问题,结合装配式结构的快速建造技术,本文设计了一种配置2304不锈钢筋和GFRP筋的混合配筋形式的节段预制拼装桥墩.采用ABAQUS有限元软件建立有限元模型,并验证了建模的可行性,并探究了不同无粘结段长度、轴压比、剪跨比对混合配筋节段拼装桥墩的影响.通过有限元数值建模分析,从滞回曲线、骨架曲线、位移延性、累计滞回耗能、钢筋的局部应力以及混凝土的局部应变等方面考虑其抗震性能,得到以下结论:
(1)本文建立的有限元模型在破坏形态与试验结果较为吻合,有限元得到的试件滞回曲线、骨架曲线与试验曲线较好吻合,验证了本文采用的有限元建模方法基本可行;
(2)随着GFRP筋无粘结段长度减小,节段拼装桥墩的侧向承载力提高,建议GFRP筋的无粘结段长度在40%~80%之间,以保证桥墩具备良好的抗震性能,避免GFRP筋应力集中发生突然断裂;
(3)随着试件轴压比的增加,试件的初始刚度、峰值后刚度有所增加,承载能力增幅并不明显.试件剪跨比从4.5增大到9.5,试件的初始刚度减小,水平承载力降低63%,耗能减小,峰值位移角减小,残余位移增加,剪跨比不宜过大.