PVA-ECC加固橋墩抗震性能試驗(yàn)研究

谷 音， 彭晨星

(福州大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福州 350108)

工程水泥基復(fù)合材料(engineered cementitious composite, ECC)由密歇根大學(xué)的Li等[1]于1992年首次提出，是一種具有多縫穩(wěn)態(tài)開裂、明顯應(yīng)變硬化行為及高延性的新型水泥基復(fù)合材料。ECC的極限拉應(yīng)變可達(dá)到3%～8%，能夠顯著提高結(jié)構(gòu)的抗變形能力和能力耗散能力，從而提升結(jié)構(gòu)抗震性能[2]。目前仍有很多不滿足現(xiàn)行抗震規(guī)范的橋梁結(jié)構(gòu)，為了提高此類橋梁的抗震性能，采用ECC對橋墩進(jìn)行抗震加固將能夠有效提高橋墩抗震性能。

由于ECC具有優(yōu)異的拉伸延性，將ECC運(yùn)用于混凝土結(jié)構(gòu)的重要抗震位置，可以極大提高結(jié)構(gòu)延性性能和整體穩(wěn)定性[3-4]。Fischer等[5]對沒有配置箍筋的ECC柱和普通鋼筋混凝土(reinforced concrete, RC)柱進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，在達(dá)到10%的位移角時，RC柱由于黏結(jié)劈裂造成保護(hù)層剝落，位移延性系數(shù)僅為4；而ECC柱仍能保持良好的完整性，未發(fā)生剪切破壞，位移延性系數(shù)大于10，表現(xiàn)出優(yōu)異的延性性能，并且降低了箍筋的需求。張遠(yuǎn)淼等[6]采用ECC加固剪力墻，對其進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)加固后的試件延性和能量耗散能力顯著提高。Pan等[7]采用PVA-ECC(polyvinyl alcohol-ECC)局部替代混凝土，形成ECC/RC組合柱，通過對試件進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，組合柱的承載力、延性及耗能能力顯著提升。鄧明科等[8-9]對ECC柱及ECC加固柱進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究，分析了試件破壞形態(tài)與抗震性能，結(jié)果表明，對比普通混凝土柱，ECC柱呈延性破壞模式，延性性能與耗能能力顯著提高，抗震性能優(yōu)越；同等條件下，對比采用國產(chǎn)PVA纖維制備ECC的加固柱，采用日本PVA纖維的加固柱位移延性系數(shù)與極限位移角分別達(dá)到了5.3與1/32，分別提高了18%及28%；同等條件下，采用日產(chǎn)PVA纖維的ECC加固柱與采用國產(chǎn)PVA纖維的ECC加固柱相對于普通混凝土柱的位移延性系數(shù)分別提高了61%與36%，極限位移角分別提高了44%與28%。Zhang等[10]設(shè)計研究了外包ECC新型橋墩結(jié)構(gòu)，對橋墩試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明，相對于普通混凝土橋墩，采用ECC外包層的鋼筋混凝土橋墩試件表現(xiàn)出更優(yōu)異的抵抗變形能力和損傷容限。

由于構(gòu)成ECC的PVA纖維基本來自日本可樂麗公司，材料成本極高，國內(nèi)PVA-ECC材料制備成本約為普通混凝土的10倍，非常大程度上阻礙了ECC材料在國內(nèi)的廣泛推廣與應(yīng)用。與采用日本PVA纖維制備的ECC相比，目前采用國產(chǎn)PVA纖維制備的ECC雖然未研究出可廣泛應(yīng)用的配合比，拉伸性能較弱，無法穩(wěn)定達(dá)到3%以上的極限拉應(yīng)變，但可極大降低ECC材料的應(yīng)用成本。目前，國內(nèi)ECC材料的研究方向不斷多樣化，國內(nèi)陸續(xù)有學(xué)者開始致力于基于國產(chǎn)PVA纖維的ECC材料性能研究。由于國產(chǎn)PVA纖維表面未經(jīng)涂油處理，使基體-纖維界面黏結(jié)性較高，容易造成纖維被拉斷，難以產(chǎn)生明顯的應(yīng)變硬化行為與多縫穩(wěn)態(tài)開裂現(xiàn)象，因此需較大的粉煤灰摻量，以減小基體-纖維界面的黏結(jié)作用[11]。Qian等[12]對PVA-ECC本地化進(jìn)行了可行性探究，發(fā)現(xiàn)在四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)下，采用國產(chǎn)PVA纖維的ECC同樣具有顯著的彎曲變形能力，破壞后最大裂縫寬度約為60 μm，結(jié)果表明PVA-ECC國產(chǎn)化切實(shí)可行，成本僅為日產(chǎn)PVA-ECC的1/4左右，可極大降低材料應(yīng)用成本。Ma等[13]基于ECC理論方法設(shè)計出多組PVA-ECC配合比，獲得了性能較優(yōu)異的PVA-ECC配合比，較優(yōu)配合比采用大摻量粉煤灰，其水泥與粉煤灰的比值為1∶3，抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及極限拉應(yīng)變分別能達(dá)到30 MPa，5 MPa及3%左右。

目前國內(nèi)基于PVA-ECC材料的橋墩抗震加固性能研究較少。為提高無法滿足現(xiàn)行橋梁抗震規(guī)范要求的鋼筋混凝土橋墩的抗震性能，并考慮PVA-ECC材料工程應(yīng)用成本，開展了基于PVA-ECC材料的橋墩抗震加固試驗(yàn)研究。試驗(yàn)設(shè)計制作了5個橋墩試件，通過擬靜力加載試驗(yàn)，分析試件的破壞形態(tài)，并利用滯回曲線、骨架曲線等抗震性能指標(biāo)，分析軸壓比和PVA纖維體積摻量對橋墩抗震性能的影響，為現(xiàn)役橋墩采用ECC材料進(jìn)行抗震加固設(shè)計提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計

完成了5個橋墩試件的設(shè)計與制作，其中4個為PVA-ECC加固橋墩，編號分別為JGZ1～JGZ4，1個為普通鋼筋混凝土對照橋墩，編號為RC，試驗(yàn)所用PVA-ECC配合比見表1，各試件詳細(xì)參數(shù)見表2。所有橋墩試件墩身均為圓形實(shí)心截面，幾何尺寸及配筋構(gòu)造完全相同，墩身截面直徑為300 mm，RC試件混凝土保護(hù)層厚度為30 mm，加固試件的加固厚度為30 mm，新舊材料厚徑比(即新增PVA-ECC材料厚度與原墩柱直徑的比值，簡稱厚徑比)為0.1。加固前先對核心混凝土表面進(jìn)行鑿毛處理，界面處理方式采用簡單可靠的人工鑿毛法，界面粗糙度在4～6 mm左右[14]，如圖1所示。隨后澆筑PVA-ECC進(jìn)行加固，加固厚度為30 mm，加載點(diǎn)至基座頂面距離為1 250 mm，剪跨比為4.2，縱筋為6根直徑為12 mm的HRB400鋼筋，配筋率為1.0%，箍筋為間距150 mm、直徑6 mm的HPB300鋼筋，體積配箍率為0.3%，箍筋配置低于JTG/TB 02-01—2008《公路橋梁抗震設(shè)計細(xì)則》中對箍筋配置的規(guī)定。試件截面尺寸及配筋構(gòu)造如圖2所示。

表1 PVA-ECC配合比

表2 試件主要參數(shù)

圖1 核心混凝土表面鑿毛

圖2 試件幾何尺寸及配筋(mm)

1.2 材料基本力學(xué)性能

PVA-ECC的組成成分包括PO42.5水泥、I級粉煤灰、石英砂、水和國產(chǎn)PVA纖維，PVA纖維的各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)見表3。澆筑試件的同時，制作了3個邊長為150 mm的混凝土試塊和3個邊長為70.7 mm的PVA-ECC試塊，與橋墩試件同條件養(yǎng)護(hù)28 d，28 d抗壓強(qiáng)度如表4所示，PVA-ECC在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d下的基本力學(xué)性能如表5所示，鋼筋力學(xué)性能如表6所示。

表3 PVA纖維主要參數(shù)

表4 混凝土和PVA-ECC材料性能

表5 PVA-ECC基本力學(xué)性能

表6 鋼筋力學(xué)性能

1.3 試驗(yàn)裝置與加載制度

本試驗(yàn)主要由MTS液壓伺服加載系統(tǒng)(量程500 kN)、2個千斤頂、剪力墻、剛框架、反力梁及滑動支座等裝置組成，詳見圖3。試驗(yàn)時，軸向荷載值由放置于千斤頂下的力傳感器控制，首先通過千斤頂(量程1 000 kN)施加豎向荷載并保持恒定，再通過水平作動器對墩頂施加水平荷載。在反力梁和豎向千斤頂之間安裝1個滑動支座，以確保軸向力始終保持垂直向下。水平作動器固定于反力墻上，并通過夾具與試件相連。試件的基座通過高強(qiáng)螺桿與地錨孔固定，并在加載方向上放置1個千斤頂(量程3 000 kN)對基座施加水平荷載，以確保試件在加載時基座不發(fā)生水平滑移。

圖3 試驗(yàn)加載裝置

參考JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》，試驗(yàn)前首先進(jìn)行預(yù)加載試驗(yàn)，以40%的豎向設(shè)計荷載重復(fù)加載3次, 隨后緩慢增大到試驗(yàn)軸壓比，接著進(jìn)行水平往復(fù)預(yù)加載，以確保試件各部分接觸良好，進(jìn)入正常工作狀態(tài)，檢查試驗(yàn)裝置及測量儀表是否正常工作。水平加載采用位移控制的加載方式，位移增量為4 mm，每個位移增量往復(fù)循環(huán)三次，當(dāng)試件水平荷載減小至峰值荷載的85%，或者保護(hù)層混凝土發(fā)生明顯剝落后結(jié)束加載[15]。試驗(yàn)加載制度如圖4所示。

圖4 加載制度

1.4 測點(diǎn)布置和數(shù)據(jù)采集

試驗(yàn)測試內(nèi)容主要有：加載位置的水平荷載和位移由MTS進(jìn)行記錄；在試件縱筋、箍筋及墩身非觀察側(cè)表面相應(yīng)位置粘貼應(yīng)變片，監(jiān)測鋼筋屈服情況和墩身開裂情況，記錄試件的裂縫發(fā)展情況和破壞形態(tài)，測點(diǎn)布置如圖5所示。

圖5 測點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程及破壞形態(tài)

各試件裂縫分布及破壞形態(tài)，如圖6所示。

圖6 試件破壞形態(tài)

對于RC試件，其試驗(yàn)現(xiàn)象表現(xiàn)為裂縫出現(xiàn)、裂縫貫通、混凝土壓碎崩潰及縱筋壓屈。當(dāng)加載至4 mm循環(huán)時，距墩底15 cm及20 cm的位置分別出現(xiàn)一條橫向細(xì)微裂縫，開裂長度約為9 cm，此時試件的水平荷載為54 kN；當(dāng)加載至12 mm循環(huán)時，荷載-位移曲線發(fā)生明顯彎曲，在距墩底60 cm的高度范圍內(nèi)，均有裂縫出現(xiàn)，原有裂縫寬度逐漸增大并發(fā)生橫向發(fā)展，形成貫穿裂縫，此時最大裂縫寬度為0.6 mm；當(dāng)加載至20 mm循環(huán)時，裂縫寬度達(dá)到1 mm左右，裂縫發(fā)生斜向發(fā)展，此時達(dá)到峰值荷載；當(dāng)加載至36 mm循環(huán)時，荷載迅速下降至最大承載力的85%以下，塑性鉸區(qū)保護(hù)層發(fā)生大片壓碎剝落現(xiàn)象，隨后停止加載。

對于4個加固橋墩試件，其破壞現(xiàn)象基本相同。破壞時，4個試件的加固層均未發(fā)生剝落現(xiàn)象，仍保持良好的完整性。以JGZ1為例，介紹加固試件的破壞過程及形態(tài)。當(dāng)加載至4 mm循環(huán)時，距墩底35 cm范圍內(nèi)形成5條長度為14～17 cm的橫向細(xì)微裂縫，此時水平荷載為53 kN；當(dāng)加載至12 mm循環(huán)時，裂縫開始斜向發(fā)展，此時最大裂縫寬度為0.2 mm左右；當(dāng)加載值20 mm循環(huán)時，達(dá)到峰值荷載，此時裂縫寬度不斷增大，并產(chǎn)生少數(shù)新裂縫，最大裂縫寬度為0.5 mm左右；當(dāng)位移達(dá)到48 mm循環(huán)時，承載力降低至峰值荷載的85%以下，隨后停止加載，最終破壞形態(tài)為發(fā)生多縫開裂行為，未發(fā)生保護(hù)層剝落掉塊現(xiàn)象，保持良好的整體性。

2.2 滯回曲線

荷載-位移滯回曲線描述了橋墩由線彈性狀態(tài)至破壞的全過程，是橋墩力學(xué)性能變化的綜合體現(xiàn)[16]。圖7為各試件墩頂荷載-位移滯回曲線。從圖7可以看出：

圖7 滯回曲線

(1) 各試件發(fā)生屈服前，曲線基本為線性變化，滯回環(huán)面積較??；屈服后，面積逐漸增大，能量耗散能力逐漸提高。

(2) RC試件達(dá)到峰值荷載后，荷載下降趨勢明顯，滯回環(huán)面積較小。與RC試件相比，JGZ1與JGZ2試件承載力降低速度明顯減緩，滯回環(huán)面積明顯增大。

(3) 相同條件下，隨PVA纖維體積摻量增大，JGZ2與JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ3相比，滯回環(huán)面積增大，承載能力降低速度減緩。

(4) 相同條件下，隨軸壓比增大，JGZ3與JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ2相比，承載力明顯增大，荷載降低速度加快，滯回環(huán)的捏縮現(xiàn)象更加明顯。

2.3 骨架曲線

骨架曲線為判定結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)，表現(xiàn)出結(jié)構(gòu)的承載能力、剛度及延性等變化規(guī)律[17]。各試件的骨架曲線如圖8所示。

圖8 骨架曲線

從圖8可以看出：

(1) 各試件從開始加載至破壞的過程中，均經(jīng)歷了線彈性狀態(tài)、塑性狀態(tài)以及破壞階段，加載初期曲線基本為線性變化，隨著位移增大而逐漸發(fā)生屈服，隨后進(jìn)入塑性階段，達(dá)到峰值荷載后，承載力開始不斷減小直至破壞。

(2) JGZ1的峰值荷載略大于JGZ2和RC試件，由表4可知，這是由于ECC-1的抗壓強(qiáng)度較大，但可以發(fā)現(xiàn)加固材料的抗壓強(qiáng)度對試件承載能力的影響較小。從骨架曲線的下降段可以看出RC試件的荷載和剛度退化速度較快，而JGZ1和JGZ2試件曲線下降速度明顯變緩。

(3) 相同條件下，隨PVA纖維體積摻量增大，JGZ2與JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ3相比，極限位移明顯增大，剛度退化減緩。

(4) 相同條件下，隨軸壓比增大，JGZ3與JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ2相比，峰值荷載顯著提高，極限位移明顯減小。

2.4 延性分析

延性性能是分析結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)，能夠體現(xiàn)結(jié)構(gòu)抵抗變形的能力。通常采用位移延性系數(shù)作為研究結(jié)構(gòu)抗變形能力指標(biāo)。位移延性系數(shù)μ為極限位移Δu與屈服位移Δy的比值[18]。其中，極限位移為85%峰值荷載對應(yīng)的位移，屈服位移由等效能量法確定[19]。如圖9所示，過峰值點(diǎn)U作一條水平切線，隨后過原點(diǎn)O分別與該水平切線和骨架曲線相交于Y，B兩點(diǎn)，可得到2個陰影部分OAB與BYU，當(dāng)2個陰影面積相等時，過Y點(diǎn)作豎直線，與骨架曲線相交于C點(diǎn)，則C點(diǎn)對應(yīng)的位置即為屈服點(diǎn)。通過對骨架曲線進(jìn)一步分析，可得到試件的屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)與極限點(diǎn)，從而求得位移延性系數(shù)，各主要參數(shù)如表7所示。其中：Py為屈服荷載；Pmax為峰值荷載，Pu為極限荷載； 加載方向以推為正向，拉為負(fù)向。

圖9 屈服位移計算示意

從表7可以看出：

表7 主要試驗(yàn)參數(shù)

(1) 與RC試件相比較，JGZ1與JGZ2試件的屈服位移分別增大了4.3%，9.8%，承載力分別提高了9.6%，2.6%，極限位移分別提升了27.4%，55.1%，位移延性系數(shù)分別提高了22.4%，41.3%；當(dāng)軸壓比提高至0.2時，JGZ3、JGZ4試件的位移延性系數(shù)仍略高于普通混凝土橋墩試件，分別提高了1.5%與12%。表明采用PVA-ECC加固橋墩對于屈服位移和承載能力影響不明顯，但能夠顯著提高橋墩的位移延性系數(shù)，使加固橋墩具有良好的延性性能。

(2) 相同條件下，隨PVA纖維體積摻量增大，JGZ2、JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ3相比，位移延性系數(shù)分別提高了15.4%，10.3%，表明PVA纖維體積摻量增大可以在一定程度上提升橋墩的延性性能。

(3) 相同條件下，隨軸壓比增大，JGZ3、JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ2相比，承載力分別提高了14.7%，16.5%，位移延性系數(shù)分別降低了17.9%，20.8%，說明軸壓比增大能明顯提高橋墩的承載能力，同時也會極大降低橋墩的延性性能。

2.5 剛度退化分析

在低周往復(fù)加載過程中，結(jié)構(gòu)剛度隨加載位移、加載循環(huán)次數(shù)等因素增大而逐漸減小的行為即為剛度退化。它對結(jié)構(gòu)抗震性能的研究同樣具有十分重要的意義，一般采用割線剛度[20]進(jìn)行分析，割線剛度可按式(1)計算。

(1)

式中：Ki為第i次峰值點(diǎn)割線剛度；+Pi，-Pi分別為第i次正、反向峰值點(diǎn)的荷載值；+Δi，-Δi分別為第i次正、反向峰值點(diǎn)的位移值。

通過墩頂每次循環(huán)的水平位移與剛度的關(guān)系，可獲得試件的剛度退化曲線，如圖10所示。

圖10 剛度退化

從圖10中可以看出：

(1) 屈服前，RC、JGZ1及JGZ2試件的剛度退化曲線相差較?。磺?，RC試件與JGZ1、JGZ2試件相比，剛度退化速度較快，并且JGZ1和JGZ2試件具有更大的極限位移。

(2) 相同條件下，隨PVA纖維體積摻量增大，JGZ2、JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ3相比，剛度退化曲線基本相同，說明纖維摻量對試件剛度退化的影響較小。相同條件下，隨軸壓比增大，JGZ3、JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ2相比，初始剛度顯著增大，加載后期的剛度曲線基本重合，表明軸壓比對結(jié)構(gòu)初始剛度影響較大，但對后期剛度退化影響較小。

2.6 耗能分析

在低周往復(fù)加載過程中，試件在每個加載循環(huán)中都會發(fā)生能量吸收和耗散，其中，加載會使結(jié)構(gòu)吸收能量，卸載則會使結(jié)構(gòu)發(fā)生能量耗散。如圖11所示，荷載-位移滯回曲線所包圍的面積可以反映結(jié)構(gòu)吸收能量的大小，其中包含彈性耗能和塑性耗能。卸載曲線與加載曲線所包圍的陰影面積(見圖11中的SABC和SCDA)為塑性耗能。卸載時的曲線與x軸所形成的面積(見圖11中的SBCE和SADF)為彈性耗能，卸載后可恢復(fù)，彈性耗能所占比例越高，則結(jié)構(gòu)的殘余永久變形越小[21]。

圖11 能量耗散示意

通常以塑性耗能E與等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq2個參數(shù)作為評價結(jié)構(gòu)耗能性能的指標(biāo)。結(jié)構(gòu)的塑性耗能E對應(yīng)閉合滯回環(huán)耗散的能量，按式(2)計算。等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq按式(3)計算。

E=SABC+SCDA

(2)

(3)

式中：SABC，SCDA分別為滯回曲線ABC，CDA與x軸所圍成的面積；SOBE，SODF分別ΔOBE與ΔODF的面積。

各試件的耗能特征如圖12所示，每級循環(huán)取耗能最大的單圈循環(huán)。從圖12可以看出，在加載初期，各橋墩都處于彈性階段，塑性耗能E及等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq都較小且無顯著區(qū)別，隨著水平位移增大，E及ζeq逐漸提升，峰值荷載后，各加固橋墩的E在每級循環(huán)上均能大于普通混凝土橋墩試件，JGZ1、JGZ2試件與RC試件相比，達(dá)到極限位移時對應(yīng)的ζeq分別提高了27.1%，56.2%，說明采用PVA-ECC加固橋墩能夠顯著提高橋墩的耗能能力。

圖12 耗能性能

相同條件下，隨PVA纖維體積摻量增大，JGZ2、JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ3相比，達(dá)到極限位移時對應(yīng)的ζeq分別提高了22.1%，8.6%；相同條件下，隨軸壓比增大，JGZ3、JGZ4試件分別與JGZ1、JGZ2相比，達(dá)到極限位移時對應(yīng)的ζeq分別降低了2.5%，12.9%。

3 結(jié) 論

通過PVA-ECC材料加固橋墩擬靜力試驗(yàn)研究，初步得到以下結(jié)論：

(1) 與普通混凝土橋墩相比，采用PVA-ECC材料加固能夠顯著改善橋墩的破壞形態(tài)，有效控制裂縫寬度，阻止保護(hù)層發(fā)生剝落，明顯改善橋墩在地震作用下的延性性能、剛度退化和耗能能力。采用PVA-ECC材料進(jìn)行加固，具有可替代部分箍筋的作用，即使對箍筋作用不足的橋墩，也能夠得到較好的加固效果。

(2) 增加軸壓比能顯著提升橋墩承載能力及剛度，但位移延性系數(shù)明顯降低；增大PVA纖維體積摻量能明顯提升橋墩位移延性系數(shù)及耗能能力，剛度退化速度變緩。

(3) 本文采用的厚徑比為0.1，當(dāng)軸壓比為0.1時，墩柱的延性已有較大改善；軸壓比為0.2時，加固橋墩的位移延性系數(shù)仍高于軸壓比為0.1的普通混凝土橋墩。工程應(yīng)用中需要充分考慮實(shí)際軸壓比及經(jīng)濟(jì)合理性，建議低軸壓比下厚徑比為0.1、PVA纖維體積摻量為1.5%即可；高軸壓比情況下，需要適當(dāng)增加厚徑比與PVA纖維體積摻量。

(4) 由于試驗(yàn)條件限制，僅對縮尺的PVA-ECC加固橋墩試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，存在一定的尺寸效應(yīng)，只考慮軸壓比與PVA纖維體積摻量的影響，對不同厚徑比與加固高度等因素對PVA-ECC加固橋墩的影響仍需進(jìn)一步研究，并利用數(shù)值模型彌補(bǔ)墩柱試件的不足。