PVA-ECC加固橋墩抗震性能試驗研究

谷 音， 彭晨星

(福州大學 土木工程學院， 福州 350108)

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

由于ECC具有優異的拉伸延性，將ECC運用于混凝土結構的重要抗震位置，可以極大提高結構延性性能和整體穩定性[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)柱進行低周往復加載試驗研究，結果表明，在達到10%的位移角時，RC柱由于黏結劈裂造成保護層剝落，位移延性系數僅為4；而ECC柱仍能保持良好的完整性，未發生剪切破壞，位移延性系數大于10，表現出優異的延性性能，并且降低了箍筋的需求。張遠淼等[6]采用ECC加固剪力墻，對其進行了擬靜力試驗研究，發現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，通過對試件進行擬靜力加載試驗發現，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加固柱進行了低周往復加載試驗研究，分析了試件破壞形態與抗震性能，結果表明，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，抗震性能優越；同等條件下，對比采用國產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與極限位移角分別達到了5.3與1/32，分別提高了18%及28%；同等條件下，采用日產PVA纖維的ECC加固柱與采用國產PVA纖維的ECC加固柱相對于普通混凝土柱的位移延性系數分別提高了61%與36%，極限位移角分別提高了44%與28%。Zhang等[10]設計研究了外包ECC新型橋墩結構，對橋墩試件進行擬靜力試驗研究，試驗結果表明，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出更優異的抵抗變形能力和損傷容限。

由于構成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材料在國內的廣泛推廣與應用。與采用日本PVA纖維制備的ECC相比，目前采用國產PVA纖維制備的ECC雖然未研究出可廣泛應用的配合比，拉伸性能較弱，無法穩定達到3%以上的極限拉應變，但可極大降低ECC材料的應用成本。目前，國內ECC材料的研究方向不斷多樣化，國內陸續有學者開始致力于基于國產PVA纖維的ECC材料性能研究。由于國產PVA纖維表面未經涂油處理，使基體-纖維界面黏結性較高，容易造成纖維被拉斷，難以產生明顯的應變硬化行為與多縫穩態開裂現象，因此需較大的粉煤灰摻量，以減小基體-纖維界面的黏結作用[11]。Qian等[12]對PVA-ECC本地化進行了可行性探究，發現在四點彎曲試驗下，采用國產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，結果表明PVA-ECC國產化切實可行，成本僅為日產PVA-ECC的1/4左右，可極大降低材料應用成本。Ma等[13]基于ECC理論方法設計出多組PVA-ECC配合比，獲得了性能較優異的PVA-ECC配合比，較優配合比采用大摻量粉煤灰，其水泥與粉煤灰的比值為1∶3，抗壓強度、抗拉強度及極限拉應變分別能達到30 MPa，5 MPa及3%左右。

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

1 試驗概況

1.1 試件設計

完成了5個橋墩試件的設計與制作，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，試驗所用PVA-ECC配合比見表1，各試件詳細參數見表2。所有橋墩試件墩身均為圓形實心截面，幾何尺寸及配筋構造完全相同，墩身截面直徑為300 mm，RC試件混凝土保護層厚度為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進行加固，加固厚度為30 mm，加載點至基座頂面距離為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《公路橋梁抗震設計細則》中對箍筋配置的規定。試件截面尺寸及配筋構造如圖2所示。

表1 PVA-ECC配合比

表2 試件主要參數

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PVA纖維，PVA纖維的各項力學性能指標見表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護28 d，28 d抗壓強度如表4所示，PVA-ECC在標準養護28 d下的基本力學性能如表5所示，鋼筋力學性能如表6所示。

表3 PVA纖維主要參數

表4 混凝土和PVA-ECC材料性能

表5 PVA-ECC基本力學性能

表6 鋼筋力學性能

1.3 試驗裝置與加載制度

本試驗主要由MTS液壓伺服加載系統(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生水平滑移。

圖3 試驗加載裝置

參考JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規程》，試驗前首先進行預加載試驗，以40%的豎向設計荷載重復加載3次, 隨后緩慢增大到試驗軸壓比，接著進行水平往復預加載，以確保試件各部分接觸良好，進入正常工作狀態，檢查試驗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，每個位移增量往復循環三次，當試件水平荷載減小至峰值荷載的85%，或者保護層混凝土發生明顯剝落后結束加載[15]。試驗加載制度如圖4所示。

圖4 加載制度

1.4 測點布置和數據采集

試驗測試內容主要有：加載位置的水平荷載和位移由MTS進行記錄；在試件縱筋、箍筋及墩身非觀察側表面相應位置粘貼應變片，監測鋼筋屈服情況和墩身開裂情況，記錄試件的裂縫發展情況和破壞形態，測點布置如圖5所示。

圖5 測點布置

2 試驗結果及分析

2.1 破壞過程及破壞形態

各試件裂縫分布及破壞形態，如圖6所示。

圖6 試件破壞形態

對于RC試件，其試驗現象表現為裂縫出現、裂縫貫通、混凝土壓碎崩潰及縱筋壓屈。當加載至4 mm循環時，距墩底15 cm及20 cm的位置分別出現一條橫向細微裂縫，開裂長度約為9 cm，此時試件的水平荷載為54 kN；當加載至12 mm循環時，荷載-位移曲線發生明顯彎曲，在距墩底60 cm的高度范圍內，均有裂縫出現，原有裂縫寬度逐漸增大并發生橫向發展，形成貫穿裂縫，此時最大裂縫寬度為0.6 mm；當加載至20 mm循環時，裂縫寬度達到1 mm左右，裂縫發生斜向發展，此時達到峰值荷載；當加載至36 mm循環時，荷載迅速下降至最大承載力的85%以下，塑性鉸區保護層發生大片壓碎剝落現象，隨后停止加載。

對于4個加固橋墩試件，其破壞現象基本相同。破壞時，4個試件的加固層均未發生剝落現象，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。當加載至4 mm循環時，距墩底35 cm范圍內形成5條長度為14～17 cm的橫向細微裂縫，此時水平荷載為53 kN；當加載至12 mm循環時，裂縫開始斜向發展，此時最大裂縫寬度為0.2 mm左右；當加載值20 mm循環時，達到峰值荷載，此時裂縫寬度不斷增大，并產生少數新裂縫，最大裂縫寬度為0.5 mm左右；當位移達到48 mm循環時，承載力降低至峰值荷載的85%以下，隨后停止加載，最終破壞形態為發生多縫開裂行為，未發生保護層剝落掉塊現象，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至破壞的全過程，是橋墩力學性能變化的綜合體現[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) 各試件發生屈服前，曲線基本為線性變化，滯回環面積較小；屈服后，面積逐漸增大，能量耗散能力逐漸提高。

(2) RC試件達到峰值荷載后，荷載下降趨勢明顯，滯回環面積較小。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，滯回環的捏縮現象更加明顯。

2.3 骨架曲線

骨架曲線為判定結構抗震性能的重要指標，表現出結構的承載能力、剛度及延性等變化規律[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，均經歷了線彈性狀態、塑性狀態以及破壞階段，加載初期曲線基本為線性變化，隨著位移增大而逐漸發生屈服，隨后進入塑性階段，達到峰值荷載后，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的抗壓強度較大，但可以發現加固材料的抗壓強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

延性性能是分析結構抗震性能的重要指標，能夠體現結構抵抗變形的能力。通常采用位移延性系數作為研究結構抗變形能力指標。位移延性系數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U作一條水平切線，隨后過原點O分別與該水平切線和骨架曲線相交于Y，B兩點，可得到2個陰影部分OAB與BYU，當2個陰影面積相等時，過Y點作豎直線，與骨架曲線相交于C點，則C點對應的位置即為屈服點。通過對骨架曲線進一步分析，可得到試件的屈服點、峰值點與極限點，從而求得位移延性系數，各主要參數如表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，拉為負向。

圖9 屈服位移計算示意

從表7可以看出：

表7 主要試驗參數

(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%，位移延性系數分別提高了22.4%，41.3%；當軸壓比提高至0.2時，JGZ3、JGZ4試件的位移延性系數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，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

在低周往復加載過程中，結構剛度隨加載位移、加載循環次數等因素增大而逐漸減小的行為即為剛度退化。它對結構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]進行分析，割線剛度可按式(1)計算。

(1)

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

通過墩頂每次循環的水平位移與剛度的關系，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小；屈服后，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，表明軸壓比對結構初始剛度影響較大，但對后期剛度退化影響較小。

2.6 耗能分析

在低周往復加載過程中，試件在每個加載循環中都會發生能量吸收和耗散，其中，加載會使結構吸收能量，卸載則會使結構發生能量耗散。如圖11所示，荷載-位移滯回曲線所包圍的面積可以反映結構吸收能量的大小，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，彈性耗能所占比例越高，則結構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ζeq2個參數作為評價結構耗能性能的指標。結構的塑性耗能E對應閉合滯回環耗散的能量，按式(2)計算。等效黏滯阻尼系數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，每級循環取耗能最大的單圈循環。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ζeq都較小且無顯著區別，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，達到極限位移時對應的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，達到極限位移時對應的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，達到極限位移時對應的ζeq分別降低了2.5%，12.9%。

3 結 論

通過PVA-ECC材料加固橋墩擬靜力試驗研究，初步得到以下結論：

(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，有效控制裂縫寬度，阻止保護層發生剝落，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仍高于軸壓比為0.1的普通混凝土橋墩。工程應用中需要充分考慮實際軸壓比及經濟合理性，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，需要適當增加厚徑比與PVA纖維體積摻量。

(4) 由于試驗條件限制，僅對縮尺的PVA-ECC加固橋墩試件進行了擬靜力試驗研究，存在一定的尺寸效應，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一步研究，并利用數值模型彌補墩柱試件的不足。