徐梁晉，王義博，張志剛，林 昕，張 超

(1. 重慶大學(xué)山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045；2. 重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400045；3. 重慶工商職業(yè)學(xué)院城市建設(shè)工程學(xué)院，重慶 400052；4. 重慶市建筑科學(xué)院有限公司，重慶 400016)

我國(guó)國(guó)家公路網(wǎng)規(guī)劃強(qiáng)調(diào)將提高交通網(wǎng)絡(luò)安全性、可靠性和應(yīng)急保障能力作為發(fā)展要求，而橋梁作為交通網(wǎng)絡(luò)中重要的節(jié)點(diǎn)，其抗震性能需要引起足夠的重視。鋼筋混凝土橋墩廣泛應(yīng)用于橋梁工程中，該類(lèi)橋墩的震害屢見(jiàn)不鮮，因此，提升鋼筋混凝土橋墩的抗震性能成為各國(guó)抗震研究的重點(diǎn)之一。普通混凝土抗彎、抗拉性能較差，材料本身為脆性破壞；而鋼筋的截面配箍率、縱筋配筋率以及鋼筋強(qiáng)度在多因素影響下具有上限，上述兩方面限制了鋼筋混凝土橋墩抗震性能的進(jìn)一步提升[1-2]。

美國(guó)密歇根大學(xué)Li 等[3]于20 世紀(jì)90 年代提出了超高延性水泥基復(fù)合材料(Engineered Cementitious Composites, 簡(jiǎn)稱ECC)，它是基于斷裂力學(xué)、微觀物理力學(xué)和統(tǒng)計(jì)學(xué)原理優(yōu)化設(shè)計(jì)而來(lái)。ECC 在受拉時(shí)呈現(xiàn)出類(lèi)似金屬的應(yīng)變硬化現(xiàn)象，極限拉應(yīng)變可達(dá)3%～5%，約為普通混凝土的300 倍～500 倍，且拉伸過(guò)程中材料表面出現(xiàn)多裂縫開(kāi)裂現(xiàn)象，裂縫寬度均在100 μm 以下[4]。在地震反復(fù)荷載作用下，ECC 可以有效控制裂縫發(fā)展，避免外層ECC 剝落[5]。另外，在微裂縫狀態(tài)下，ECC 中未水化的水泥和粉煤灰可與環(huán)境中的水發(fā)生水化反應(yīng)，其產(chǎn)物可有效填充裂縫，使得ECC具有一定的自愈合能力。國(guó)內(nèi)外學(xué)者已將ECC 材料應(yīng)用于結(jié)構(gòu)抗震領(lǐng)域，先后開(kāi)展了一系列抗震性能試驗(yàn)和理論研究。鄧明科等[6]提出一種采用ECC 面層加固磚墻的方法，并通過(guò)擬靜力試驗(yàn)驗(yàn)證了ECC 面層對(duì)提升砌體結(jié)構(gòu)抗震性能的有效性。張遠(yuǎn)淼等[7]采用擬靜力試驗(yàn)研究了采用ECC修復(fù)后的震損鋼筋混凝土剪力墻的抗震性能。張富文等[8]針對(duì)震損鋼筋混凝土框架提出了采用ECC 加固修復(fù)的方法，并開(kāi)展了相關(guān)的振動(dòng)測(cè)試和低周反復(fù)荷載試驗(yàn)。賈毅等[9-10]對(duì)墩底塑性鉸區(qū)采用PP-ECC 的橋墩進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，對(duì)比分析了PP-ECC 高度和軸壓比對(duì)橋墩延性、承載力、耗能以及剛度等抗震性能指標(biāo)的影響。蔡景明[5]對(duì)鋼筋增強(qiáng)ECC-鋼管混凝土組合柱進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)，并基于有限元模型探討了各參數(shù)對(duì)該組合柱受力性能的影響。以上研究成果均表明，將ECC 應(yīng)用于結(jié)構(gòu)中能降低結(jié)構(gòu)的損傷程度，改善結(jié)構(gòu)的變形能力，提高結(jié)構(gòu)的承載力和耗能，從而提升結(jié)構(gòu)的抗震性能。但是ECC 的材料性能與制備工藝存在較大關(guān)系，現(xiàn)場(chǎng)拌制的ECC 質(zhì)量不易控制。將橋墩ECC 部分進(jìn)行預(yù)制，能有效推廣ECC 在橋墩抗震中的運(yùn)用。預(yù)制橋墩體系具有快速施工優(yōu)勢(shì)，在非震區(qū)、低烈度區(qū)中已得到較廣泛應(yīng)用[11]。日本學(xué)者從20 世紀(jì)90 年代提出了一種預(yù)制外殼現(xiàn)澆核心混凝土組合柱，該柱與傳統(tǒng)預(yù)制混凝土柱相比，可有效減輕預(yù)制構(gòu)件重量、降低運(yùn)輸、吊裝成本，尤其對(duì)于橋墩這樣體積較大的柱式構(gòu)件，其優(yōu)勢(shì)更加顯著[12]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了相關(guān)靜力性能和抗震性能的試驗(yàn)研究和理論分析[13-19]。結(jié)果表明：當(dāng)預(yù)制外殼現(xiàn)澆核心混凝土柱承受軸壓、彎曲或剪切荷載時(shí)，預(yù)制管與現(xiàn)澆核心混凝土協(xié)同工作性能良好，其受力性能與普通混凝土柱相似；在抗震性能試驗(yàn)中，預(yù)制外殼現(xiàn)澆核心混凝土柱的彈性剛度、極限強(qiáng)度和極限轉(zhuǎn)角等性能指標(biāo)等于甚至高于現(xiàn)澆混凝土柱，且破壞模式無(wú)明顯差異；當(dāng)預(yù)制管采用UHPC 代替普通混凝土后，構(gòu)件依然具有良好的整體性且抗震性能有所提升。

結(jié)合ECC 材料和預(yù)制外殼現(xiàn)澆核心混凝土柱的優(yōu)點(diǎn)，本文提出了一種預(yù)制ECC 管混凝土橋墩。該新型橋墩由外層預(yù)制ECC 管和管內(nèi)現(xiàn)澆混凝土組成。其主要特點(diǎn)在于：1)預(yù)制ECC 管可在預(yù)制場(chǎng)規(guī)?；庸こ尚?，有效控制ECC 材料性能的穩(wěn)定性；2)預(yù)制ECC 管作為免拆模板，可節(jié)約成本，加快施工速度；3)外側(cè)ECC 管可防止塑性鉸區(qū)混凝土剝落后引起的鋼筋屈曲，降低墩身的損傷程度；4)在正常使用過(guò)程中，即使橋墩表面出現(xiàn)了微裂縫，但ECC 材料在雨水作用下具有一定的自愈合能力，可提升橋墩的耐久性。該新型橋墩的制作過(guò)程如圖1 所示。首先，將管內(nèi)鋼筋籠底部與底座預(yù)埋鋼筋搭接，并在鋼筋籠外側(cè)套上預(yù)制ECC 管；而后在ECC 管外根部放置接縫處鋼筋網(wǎng)，并在接縫處注入早強(qiáng)灌漿料；最后，以ECC 管作為永久模板，澆筑核心混凝土。為研究該橋墩抗震性能，本文設(shè)計(jì)并制作了1 個(gè)普通鋼筋混凝土橋墩試件和3 個(gè)預(yù)制ECC 管混凝土橋墩試件。通過(guò)擬靜力試驗(yàn)得到了上述試件的開(kāi)裂過(guò)程、破壞形態(tài)以及水平力-位移滯回曲線等試驗(yàn)結(jié)果。通過(guò)分析各試件極限承載能力、累計(jì)耗能、延性系數(shù)、剛度退化以及殘余位移等抗震性能指標(biāo)，對(duì)比了預(yù)制ECC 管混凝土橋墩與普通鋼筋混凝土橋墩抗震性能的差別，明確了軸壓比和塑性鉸區(qū)截面形式對(duì)預(yù)制ECC 管混凝土橋墩抗震性能的影響。本文的相關(guān)研究成果可為預(yù)制ECC 管混凝土橋墩的進(jìn)一步研究提供參考。

圖 1 預(yù)制ECC 管混凝土橋墩試件制作過(guò)程Fig. 1 Fabrication of concrete-filled prefabricated ECC tubular pier specimens

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本文共設(shè)計(jì)了4 個(gè)試件，如圖2 所示，試件總高度均為1.68 m，其中底座高度為0.45 m，橋墩截面均為300 mm×300 mm，且配筋相同。其中RC 為對(duì)比試件，采用傳統(tǒng)的鋼筋混凝土矩形截面，試件ECC1～試件ECC3 均為ECC 管混凝土試件，試件ECC1為基準(zhǔn)試件，試件ECC2 研究軸壓比對(duì)抗震性能的影響，試件ECC3 研究塑性鉸區(qū)是否全截面采用ECC 對(duì)抗震性能的影響。具體及試件尺寸和配筋以及參數(shù)取值見(jiàn)圖2 和表1。

除箍筋使用HRB335 鋼筋外，其余鋼筋均采用HRB400 鋼筋。鋼筋材料性能參數(shù)見(jiàn)表2。實(shí)測(cè)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為50.74 MPa；實(shí)測(cè)高強(qiáng)砂漿立方體抗壓強(qiáng)度為57.18 MPa。試驗(yàn)使用PVAECC 材料，由聚乙烯醇纖維、砂、水泥、礦物摻合料和增稠劑組成，配合比見(jiàn)表3。ECC 拉伸試驗(yàn)過(guò)程中觀察到ECC 試件良好的應(yīng)變硬化和多裂縫開(kāi)展現(xiàn)象，試件最終的開(kāi)裂形態(tài)如圖3(a)所示，得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3(b)所示，其開(kāi)裂強(qiáng)度平均值ft_ECC為6.35 MPa，極限抗拉強(qiáng)度平均值ftu_ECC為10.10 MPa，極限拉伸應(yīng)變平均值為7.01%，通過(guò)軸心抗壓試驗(yàn)得到ECC 實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為79.40 MPa。

1.2 加載裝置和加載制度

如圖4 所示，試驗(yàn)加載裝置由水平加載系統(tǒng)和反力支撐系統(tǒng)組成。通過(guò)固定在反力墻上的電伺服作動(dòng)器來(lái)施加水平往復(fù)荷載，加載點(diǎn)距墩頂180 mm，水平作動(dòng)器最大可提供100 t 水平力，往復(fù)行程±150 mm；通過(guò)固定在三角反力架上的液壓千斤頂來(lái)提供豎向軸力，豎向千斤頂最大可提供200 t 軸力。為保證豎向千斤頂能適應(yīng)墩頂水平位移，豎向千斤頂?shù)鬃c三角反力架之間設(shè)置了低摩阻滑板小車(chē)。為保證傳力均勻，防止發(fā)生局部壓壞，在豎向作動(dòng)器與墩頂之間加設(shè)了20 mm 厚鋼板。通過(guò)混凝土底座上的壓梁和錨桿將試件固定于地面，為防止試件滑動(dòng)，在混凝土底座沿水平往復(fù)荷載加載方向兩側(cè)各采用兩個(gè)千斤頂?shù)肿≡嚰?/p>

圖 2 試件尺寸和配筋 /mmFig. 2 Dimensions and reinforcement details of specimens

表 1 試件主要參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

試驗(yàn)采用擬靜力試驗(yàn)方案。試驗(yàn)開(kāi)始前，以40%的設(shè)計(jì)豎向軸力為目標(biāo)荷載，進(jìn)行2 次重復(fù)加卸載，以此消除試件的虛位移。試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，先通過(guò)豎向千斤頂加載至預(yù)定設(shè)計(jì)荷載值，豎向荷載加到預(yù)定值后保持不變，通過(guò)電伺服作動(dòng)器施加低周往復(fù)水平荷載，為更好地對(duì)比相同位移角下不同構(gòu)件的抗震性能和損傷特性，采用位移控制加載，全程共分10 級(jí)，每級(jí)循環(huán)3 次：第1級(jí)位移幅值為1.05 mm(位移角0.1%)，第2 級(jí)位移幅值為2.1 mm(位移角0.2%)，第3 級(jí)位移幅值為5.25 mm(位移角0.5%)，第4 級(jí)位移幅值為10.5 mm(位移角1%)；此后每級(jí)以10.5 mm(位移角1%)為增量，直至試件水平荷載下降至峰值荷載的85%以下，停止試驗(yàn)。試件的加載制度如圖5 所示。

表 2 鋼筋性能參數(shù)表Table 2 Propertiess of reinforcing bars

表 3 ECC 材料組成表(質(zhì)量比)Table 3 Mix ratio of ECC (mass ratio)

圖 3 ECC 拉伸試驗(yàn)結(jié)果Fig. 3 The results of ECC uniaxial tension test

圖 4 試驗(yàn)裝置圖Fig. 4 Test setup

圖 5 試驗(yàn)加載制度Fig. 5 Loading procedure of specimens

1.3 量測(cè)方案

試驗(yàn)主要測(cè)試內(nèi)容為：① 水平作動(dòng)器和豎向千斤頂荷載；② 距墩柱底端350 mm、700 mm、1050 mm(水平荷載作用高度)處水平力位移以及底座水平位移(見(jiàn)圖6(a))；③ 試件縱筋和箍筋應(yīng)變(見(jiàn)圖6(b))；④ ECC 管表面應(yīng)變(見(jiàn)圖6(c))。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

2.1 試件RC

表4 列出了試件RC 在加載過(guò)程中的主要試驗(yàn)現(xiàn)象。裂縫的發(fā)展過(guò)程如圖7 所示?？梢钥闯?，加載過(guò)程中，試件RC 在塑性鉸區(qū)形成了幾條主要的裂縫，且裂縫寬度較大，加載后期出現(xiàn)混凝土大量剝落，試件主要依靠鋼筋塑性耗能，鋼筋最后發(fā)生屈曲。

2.2 試件ECC1～試件ECC 3

對(duì)于預(yù)制ECC 管混凝土橋墩試件，其裂縫發(fā)展過(guò)程具有相似之處，因此選取試件ECC1 為代表，展示該類(lèi)型構(gòu)件在擬靜力試驗(yàn)中典型的裂縫發(fā)展過(guò)程(圖8)。由于各試件不同階段對(duì)應(yīng)的水平位移有所差異，且破壞模式存在一定的差別，因此，表5 對(duì)試件ECC1～試件ECC3 在加載過(guò)程中的主要試驗(yàn)現(xiàn)象進(jìn)行了對(duì)比，圖9 也對(duì)比了試件ECC1～試件ECC3 的最終破壞形態(tài)。與試件RC 的破壞過(guò)程不同，加載過(guò)程中加載過(guò)程中試件ECC1～試件ECC3 塑性鉸區(qū)的ECC 管壁出現(xiàn)了很多非常密集的細(xì)小裂縫，破壞時(shí)主要表現(xiàn)為墩柱腳部ECC 管發(fā)生“撕裂”或被拔出，但墩身?yè)p傷程度遠(yuǎn)低于試件RC，ECC 管壁的多裂縫開(kāi)裂也消耗了部分能量，說(shuō)明預(yù)制ECC 管混凝土橋墩具有更優(yōu)越的力學(xué)性能。另外，試件ECC2 的ECC 管壁裂縫比試件ECC1的少，而試件ECC3 的裂縫分布與試件ECC1 的區(qū)別不顯著。說(shuō)明軸壓比越大，ECC管多縫開(kāi)裂的現(xiàn)象越明顯，而塑性鉸區(qū)采用全截面ECC(ECC 管內(nèi)灌注ECC)對(duì)試件的破壞形態(tài)幾乎沒(méi)影響。

圖 6 測(cè)點(diǎn)布置 /mmFig. 6 Arrangement of measurements

表 4 試件RC 主要試驗(yàn)現(xiàn)象Table 4 Key experimental phenomenon of specimen RC

圖 7 試件RC 裂縫發(fā)展圖Fig. 7 Crack propagation of specimen RC

圖 8 試件ECC1 裂縫發(fā)展圖Fig. 8 Crack propagation of specimen ECC1

表 5 試件ECC1～試件ECC 3 主要試驗(yàn)現(xiàn)象Table 5 Key experimental phenomenon of specimens ECC1～ECC3

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線與耗能分析

圖10 為試驗(yàn)得到的滯回曲線。對(duì)比圖10(a)和圖10(b)可以看出，相較于試件RC，試件ECC1的滯回曲線更加飽滿，即ECC 管混凝土橋墩比普通鋼筋混凝土橋墩具有更好的耗能能力；對(duì)比圖10(b)和圖10(c)可以看出，相較于試件ECC2，試件ECC1 的滯回曲線更加飽滿，軸壓比較大的ECC 管混凝土橋墩具有更好的耗能能力。對(duì)比圖10(b)和圖10(d)可以看出，相較于試件ECC1，試件ECC3 的滯回曲線更加飽滿，但相差并不顯著，說(shuō)明塑性鉸區(qū)填充ECC 可以小幅度提升ECC管混凝土橋墩的耗能能力。

圖 9 試件ECC1～試件ECC3 破壞模式Fig. 9 Failure modes of specimens ECC1～ECC3

圖 10 各試件滯回曲線Fig. 10 The hysteresis curve of specimens

基于滯回曲線，得到累計(jì)滯回耗能如圖11 所示。對(duì)比試件RC、試件ECC1 和試件ECC3 可知，在軸壓比相同的情況下，ECC 管混凝土橋墩的累計(jì)滯回耗能均高于普通鋼筋混凝土橋墩，說(shuō)明ECC 管混凝土橋墩比普通鋼筋混凝土橋墩具有更好的耗能能力。而在塑性鉸區(qū)ECC 管內(nèi)填充ECC 可一定程度地提高ECC 管混凝土橋墩的耗能能力，但效果有限。對(duì)比試件ECC1 與試件ECC2可知，在同一級(jí)荷載情況下軸壓較小的ECC 管混凝土橋墩，其累計(jì)滯回耗能更小，即軸壓比越小，耗能能力較差。

圖 11 累計(jì)滯回耗能隨位移的變化Fig. 11 The cumulative hysteretic energy consumption of specimens

3.2 骨架曲線和延性系數(shù)

各試件的骨架曲線如圖12 所示。根據(jù)骨架曲線，得到其主要特征點(diǎn)(屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限點(diǎn))的參數(shù)，見(jiàn)表6。其中，屈服點(diǎn)通過(guò)Park[20]法確定，峰值點(diǎn)為峰值荷載所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)，極限點(diǎn)為荷載下降到85%峰值荷載時(shí)所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)。為評(píng)價(jià)各試件的變形能力，計(jì)算了各試件的延性系數(shù)μ，其值為極限點(diǎn)位移與屈服點(diǎn)位移的比值，即μ=Δu/Δy。從圖12 和表6 可以看出：1) 相比于試件RC，試件ECC1 的峰值荷載和延性系數(shù)分別提高了16.66%和42.15%，試件ECC3 的峰值荷載和延性系數(shù)分別提高了39.88%和46.60%。說(shuō)明在軸壓比相同時(shí)，相比于傳統(tǒng)鋼筋混凝土橋墩，ECC管混凝土橋墩具有更高的承載力和延性，即具有更好的抗震性能，且塑性鉸區(qū)全截面采用ECC 更有利于提升橋墩的承載能力和延性變形能力。2) 相比于試件ECC1，試件ECC2 的峰值荷載降低了26.05%，但延性系數(shù)卻提高了17.31%。說(shuō)明軸壓比越小，ECC 管混凝土橋墩的承載能力越低，但延性變形能力越好。

圖 12 試件骨架曲線Fig. 12 The skeleton curve of specimens

3.3 剛度退化

各試件的剛度退化曲線如圖13 所示。需要說(shuō)明的是，由于位移較小的時(shí)候，割線剛度對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)非常敏感，且試驗(yàn)中取數(shù)也存在一定的誤差，所以在位移為1.05 mm 時(shí)的割線剛度在作圖中就不再體現(xiàn)。根據(jù)圖13 可知，在加載初期，所有試件的剛度退化均較快，直到位移大于21 mm以后，各試件的剛度退化開(kāi)始變得緩慢。另外，軸壓比較小的ECC 管混凝土橋墩剛度退化更加緩慢。

表 6 試件骨架曲線特征點(diǎn)和延性系數(shù)Table 6 Values of characteristic points on skeleton curves and ductility of specimens

圖 13 試件的割線剛度隨位移變化Fig. 13 The secant stiffness of specimens

3.4 殘余位移

各試件的每一級(jí)荷載工況下的殘余位移隨加載位移的變化曲線如圖14 所示。根據(jù)圖14 可知，各試件的殘余位移隨著水平位移的增加而逐漸增大；水平加載位移相同時(shí)，ECC 管混凝土橋墩的殘余位移略小于普通鋼筋混凝土橋墩的殘余位移。

圖 14 試件的殘余位移隨水平位移的變化曲線Fig. 14 The residual displacement of specimens

4 結(jié)論

本文提出了一種預(yù)制ECC 管混凝土橋墩，為明確該新型橋墩的抗震性能，設(shè)計(jì)了1 個(gè)普通鋼筋混凝土橋墩試件與3 個(gè)預(yù)制ECC 管混凝土橋墩試件，并開(kāi)展了上述試件的擬靜力試驗(yàn)研究?；谠囼?yàn)結(jié)果，得到以下結(jié)論：

(1) 普通鋼筋混凝土橋墩破壞時(shí)墩柱腳部混凝土嚴(yán)重剝落；而預(yù)制ECC 管混凝土橋墩破壞時(shí)主要表現(xiàn)為墩柱腳部ECC 管發(fā)生“撕裂”或被拔出，但仍具有較好的整體性。ECC 的應(yīng)用有效改善了橋墩的破壞形態(tài)，降低了橋墩的損傷程度。

(2) 在相同軸壓比下，預(yù)制ECC 管混凝土橋墩的滯回曲線更加飽滿，累計(jì)滯回耗能更大，具有更好的耗能能力；其峰值荷載和延性分別比普通鋼筋混凝土橋墩的高出了16.66%和42.15%；另外，預(yù)制ECC 管混凝土橋墩的殘余位移也略小于普通鋼筋混凝土橋墩的殘余位移。上述指標(biāo)表明預(yù)制ECC 管混凝土橋墩具有更好的抗震性能。

(3) 軸壓比小的預(yù)制ECC 管混凝土橋墩，其塑性鉸區(qū)ECC 管壁出現(xiàn)的裂縫數(shù)量略少。軸壓比越小，預(yù)制ECC 管混凝土橋墩的耗能更少、承載力更低，但延性變形能力更佳，剛度退化也更為緩慢。

(4) 塑性鉸區(qū)采用全截面ECC(ECC 管內(nèi)澆筑ECC)能提升預(yù)制ECC 管混凝土橋墩的耗能能力、承載能力和延性變形能力，但對(duì)破壞過(guò)程中裂縫的發(fā)展和分布幾乎沒(méi)影響。