無粘結RC加固鐵路重力式橋墩抗震性能試驗*

劉德安，丁明波，魯錦華，秦訓才，郝 巖

(蘭州交通大學 土木工程學院，甘肅 蘭州 730070)

0 引言

橋墩起著連接橋梁上部結構和下部基礎的作用，對橋梁整體結構的地震穩定性起著至關重要作用。早期修建的鐵路橋梁廣泛采用少筋混凝土重力式橋墩，因配筋低、延性較差，強震作用下橋墩破壞具有脆性特征，嚴重時可發生倒塌，容易引起落梁震害(陳興沖等，2016；魯錦華等，2020；鞠彥忠等，2004)。

關于橋墩的抗震加固，國內外學者展開了大量的研究。丁明波(2013)采用外包混凝土加固方法，并通過對比加固前后的2個模型橋墩發現，橋墩的破壞類型都屬于脆性破壞，加固后的模型水平承載能力大幅度提高，較加固前約提高了50%～100%，但加固模型破壞面發生轉移(范增昱，2012)且橋墩的變形能力有所下降(Yang ，Li，2013)。張鵬翔和丁明波(2013)采用粘貼鋼板法對震后橋墩進行維修加固，發現采用粘貼鋼板法加固后的橋墩對截面剛度的影響較小，但可顯著提高橋墩的極限位移和極限承載力。以上的加固方法雖然解決了橋墩強度的問題，但并不能很好地提高其延性。因此，韓強等(2015)利用OpenSees軟件建立8組CFRP加固的矩形空心橋墩模型，研究了配布率、長細比、軸壓比以及混凝土強度等變化對橋墩抗震性能的影響，發現隨CFRP配布率的增大，加固模型的耗能和延性顯著提高，但對水平承載能力影響較小(李松輝等，2005；Siddika，2019；萬世成等，2019；Watkins，2015)。黃海新等(2020)利用OpenSees軟件模擬3組不同方式加固的震后橋墩抗震性能，發現體外預應力筋加固方式對抑制橋墩殘余位移的效果最好。這些加固方法施工較復雜且成本較高，很難全面推廣及廣泛應用。劉正楠(2020)和董旭等(2020)對鋼筋網格加固既有橋墩進行擬靜力試驗，結果表明加固后橋墩的強度、承載力和耗能能力顯著提升。魯錦華(2020)通過數值分析驗證了墩底增設無粘結鋼筋可有效提高鐵路重力式橋墩的延性性能。

與傳統加固方法相比，由于無粘結鋼筋混凝土(RC)無粘結段鋼筋自由伸縮的特性提高了構件的延性，進而結構的抗震性能也相應得到提高。鑒于此，本文利用無粘結RC加固的方法，在外包混凝土中設置無粘結鋼筋，對受損鐵路重力式橋墩進行加固，通過擬靜力試驗來驗證此加固方法的可行性，以期為今后該類橋墩抗震加固提供參考。

1 模型試驗概況

1.1 擬靜力試驗模型設計

試驗以Ⅶ度烈度區某鐵路重力式橋墩為研究對象，原型橋墩主梁跨度為32 m、墩高為10 m?？紤]模型與原型的相似關系，按1∶8的縮尺比例進行設計，模型相似參數見表1。根據相似關系得出試驗模型的高度為125 cm，將圓型橋墩截面等效為矩形截面，等效后的截面尺寸(長×寬)為36 cm×25 cm，承臺尺寸(長×寬×高)設計為80 cm×70 cm×50 cm。模型橋墩縱向鋼筋及箍筋均采用HRB335鋼筋，縱筋配筋率為0.2%，混凝土強度等級為C30。通過以上參數設計制作了1個橋墩模型為S1，模型尺寸及配筋如圖1所示。對S1進行擬靜力試驗，對破壞后的橋墩進行無粘結RC加固得到模型S2。2個橋墩模型主要參數見表2。

表1 橋墩試驗模型與原型的相似關系Tab.1 Similarity between the bridge pier model and the bridge pier prototype(model/prototype=1/8)

(a)正視圖 (b)側視圖 (c)俯視圖圖1 模型S1尺寸及配筋圖Fig.1 Size and reinforcement of S1 model

表2 橋墩模型主要參數Tab.2 Main parameters of the bridge pier model

1.2 模型加固方案

無粘結RC加固方法為：首先將破壞后的橋墩鑿毛、鉆孔和植筋，然后在所植筋外套一定長度的PVC管，PVC管與縱筋之間保留一定的間隙，在PVC管兩端包裹醫療紗布并涂上環氧樹脂，防止水泥漿進入，使得這段長度內縱筋與混凝土之間沒有粘結力，最后綁扎箍筋并拼裝模板，澆注混凝土，完成模型加固。其中，植入承臺的縱筋為4Φ10、箍筋為Φ6@80，鋼筋均采用HRB335鋼筋，混凝土采用C30混凝土，PVC管直徑為12 mm。通過《混凝土結構加固設計規范》(GB 50367—2013)及《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)中相應公式進行試算，擬取植筋深度為150 mm，混凝土加固高度為300 mm、寬度為40 mm。加固模型S2尺寸及配筋圖如圖2所示，實體圖如圖3所示。

(a)立體圖 (b)正視圖 (c)側視圖 (d)俯視圖圖2 模型S2尺寸及配筋圖Fig.2 Size and reinforcement of S2 model

圖3 模型S2實體圖Fig.3 Solid diagram of S2 model

本次試驗的加載方案為：軸力采用壓力傳感器加載，將模型橋梁自重和二期荷載總和，按照橋墩的相似比縮小，施加在墩頂的豎向力為53 kN，墩頂與千斤頂采用螺栓連接，承臺通過螺紋鋼與地面進行錨固。墩頂水平荷載采用電液伺服式系統進行加載，其允許最大荷載為300 kN，最大位移為±200 mm，頻率范圍0～12 Hz，試驗具體加載裝置示意圖如圖4所示。依據《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101—2015)試驗選用位移控制的加載方式，試驗開始加載位移為1 mm，每次以2 mm為增量加載，加載至15 mm之后以5 mm為增量加載，每級加載循壞3次。當水平荷載下降到峰值荷載的85%以下或縱筋拉斷時，認為橋墩達到極限破壞狀態，停止加載。

圖4 試驗加載裝置正視圖(a)及側視圖(b)Fig.4 Front view(a)and side view(b)of the experimental loading device

2 試驗結果

2.1 模型破壞現象

為了便于描述試驗現象，將橋墩4個面進行了標記，水平作動器的加載面為W面，其余3個面以順時針加載方向分別標記為S、E、N面，如圖2a所示。橋墩模型的裂縫分布情況及混凝土保護層剝落現象如圖5所示，圖中陰影部分表示混凝土剝落區域。橋墩實際破壞狀態如圖6所示。

(a)模型S1 (b)模型S2 單位：cm圖5 裂縫分布情況及混凝土剝落現象示意圖Fig.5 Schematic diagram of crack distribution and concrete spalling

(a)模型S1破壞狀態 (b)模型S2破壞狀態圖6 橋墩實際破壞狀態Fig.6 Failure of bridge piers

(1)模型S1破壞現象

當水平位移加載到5 mm時，水平荷載為17.85 kN，模型E側墩底出現裂縫；當水平位移加載到20 mm時，水平荷載為23.92 kN，模型墩底裂縫貫通；當水平位移加載到30 mm時，水平荷載為26.18 kN，W側墩底混凝土剝落；當水平位移加載到35 mm時，水平荷載為27.78 kN，墩底混凝土嚴重剝落；當水平位移加載到45 mm時，模型縱筋斷裂，停止加載。

(2)模型S2破壞現象

當水平位移加載到7 mm時，水平荷載為24.67 kN，模型E側墩底出現裂縫；當水平位移加載到15 mm時，水平荷載為30.15 kN，模型W側墩底混凝土剝落；當水平位移加載到40 mm時，水平荷載為30.24 kN，模型縱筋斷裂，停止加載。

由圖6可以看出，模型S1未形成明顯塑性鉸，僅在墩底形成一條貫通的裂縫。模型S2的底部形成一條通長裂縫，加固后的橋墩破壞面仍出現在墩底。一般認為，破壞面上移通常是由加固區域強度與非加固區域強度差較大導致的，而無粘結RC加固并沒有導致破壞面發生轉移。

2.2 滯回曲線

根據試驗得到的墩頂水平荷載與位移，得到2個模型的滯回曲線，如圖7a所示。從圖中可以看出，2個模型的滯回曲線均有“捏縮”現象。模型S1的滯回曲線較模型S2更飽滿，但模型S2的極限承載能力大于模型S1。

圖7 橋墩模型S1和模型S2的滯回曲線(a)及骨架曲線(b)Fig.7 Hysteretic curves(a)and skeleton curves(b)of S1 model and S2 model

2.3 骨架曲線

根據滯回曲線繪制2個模型的骨架曲線，從圖7b可以發現，在正向模型S2的最大承載力高于模型S1，而在反向模型S2的最大承載力與模型S1承載能力相差不大。這是因為模型S2橋墩有一側縱筋已經斷裂，在加固的基礎上，斷裂一側承載力低于另一側。總體來看，加固后的橋墩承載能力已經達到原始橋墩的承載力，且正向模型S2的最大承載力較模型S1提高了30.2%，說明無粘結RC加固在一定程度上提高橋墩的承載能力。

3 橋墩抗震性能

3.1 剛度退化

橋墩的剛度是指在外荷載作用下抵抗變形的能力。為了反映出模型在不同加載位移下剛度的變化，參考《建筑抗震試驗方法規程》(JGJT 101—2015)使用割線剛度作為不同側位移時的剛度，可表示為：

(1)

式中：±為第次加載等級下的正、反最大荷載值；±為最大水平荷載所對應的位移值。

由2個模型的剛度退化曲線(圖8a)可知，模型S2與模型S1的剛度退化趨勢基本一致，只是初始剛度略小于模型S1，說明無粘結RC加固震后橋墩基本能夠達到原始橋墩的剛度。

圖8 2個橋墩模型剛度退化(a)、累積耗能(b)及殘余位移(c)Fig.8 Stiffness degradation(a)，cumulative energy dissipation(b)and residual displacement(c) of S1 model and S2 model

3.2 延性系數

本文通過Park(1989)所提出的方法計算得到2個模型的位移延性系數，結果見表3。模型S2的位移延性系數較模型S1提高28.7%，說明無粘結RC加固可以有效提高震后鐵路重力式橋墩延性性能。

表3 2個模型的位移延性系數Tab.3 Displacement ductility coefficients of S1 and S2 model

3.3 累積耗能

圖8b為2個模型從開始加載到最終破壞時的累積耗能曲線。從圖中可以看出，從開始加載至墩頂水平位移加載到30 mm時，模型S1和S2的累積耗能大小基本重合；隨著加載位移的不斷增大，模型S1累積耗能略大于模型S2?？傮w來說，采用無粘結RC加固能夠將破壞橋墩的累積耗能達到原始橋墩的90.9%。

3.4 墩頂殘余位移

2個模型的殘余位移與墩頂水平位移的關系(圖8c)顯示，水平加載位移小于15 mm時，2個橋墩模型殘余位移較小。隨著加載位移不斷增大，橋墩模型殘余位移呈現明顯增長趨勢。

4 結論

本文采用擬靜力試驗方法，主要通過對比分析骨架曲線、剛度、延性、耗能以及殘余位移等關鍵參數研究了震后無粘結RC加固鐵路重力式橋的墩抗震性能，得到以下結論：

(1)由模型破壞形態可知，無粘結RC加固后橋墩模型破壞只在墩底出現，試驗達到了初期設想結果。

(2)通過對比原始橋墩模型和無粘結RC加固橋墩模型滯回曲線、骨架曲線和位移延性系數，模型經過破壞后加固，其強度、承載能力、剛度和位移延性系數均得到了一定程度提高，且位移延性系數較原始橋墩提高28.7%，達到了加固的預期目標。

(3)本文提出的加固方案改善了外包混凝土加固方法提升橋墩延性性能差的問題；無粘結RC進行墩底局部加固可使橋墩的耗能能力得以提升，避免破壞面轉移至未加固區，從而達到在大震下耗能的目的。