分段SFC预制壳壁抗震加固RC墩柱的效能研究

孟庆利

(西南科技大学 土木工程与建筑学院，四川 绵阳 621010)

我国地处环太平洋地震带和欧亚地震带之间，国土的大部分地区地震活动频繁。桥梁是生命线工程的重要一环，一旦遭到地震破坏，将会导致巨大的经济损失[1-2]。国内外强震中桥梁震损现象十分普遍，例如美国San Fernando地震、Loma Prieta地震、Northridge地震，日本阪神大地震，中国唐山大地震、台湾的集集地震，汶川大地震，日本3.11大地震等都造成桥梁的严重毁坏[3-4]。因此，对我国既有桥梁进行抗震性能加固研究有着重要的学术价值和实际工程需求背景。

桥墩作为桥梁的主要抗侧力构件，在强地震中桥墩不同程度的损坏十分常见，因此桥墩抗震加固尤为重要。国内外在对钢筋混凝土墩柱的抗震加固中，常用的技术有：钢套管外包加固、混凝土加大截面加固、FRP系列复合材料加固[5-6]。这些加固方法都能在一定程度上提高结构构件的抗震能力、变形性能和整体性，但都存在一定的缺陷，其中最重要的缺陷就是有可能造成塑性铰区域位置转移，即造成加固后的墩柱地震破坏位置变化，如果对墩柱整体进行加固会造成经济浪费。目前国内学者对钢纤维混凝土SFC的性能进行了大量研究，与素混凝土相比，钢纤维混凝土具有更优越的物理和力学性能，利用钢纤维混凝土进行抗震加固，不仅能克服普通混凝土随着强度增加其脆性也加大的缺陷，而且能更高地提高所需加固构件(或结构)的抗震性能[7-8]。本文在消化和吸收国内外已有桥梁抗震加固成果的基础上，研制开发一种了新型RC墩柱抗震加固措施-RC墩柱塑性铰区域外包分段钢纤维混凝土SFC预制壳壁，选取实际桥梁工程中的墩柱为原型，通过加固前后墩柱伪静力试验对比研究，校验这种新型墩柱抗震加固措施的有效性。

1 分段钢纤维混凝土壳壁抗震加固措施

分段钢纤维混凝土壳壁抗震加固措施(如图1所示)：在RC墩柱塑性铰区域外包分段钢纤维混凝土壳壁，壳壁内预留孔洞设置无黏结纵向钢筋(其两端与墩柱底、墩柱非塑性铰区域有可靠连接)。壳壁中预留孔洞设置无黏结纵向钢筋可实现：正常使用状态时提供不同段间闭合力，在破坏极限状态起到耗能作用；壳壁分段可实现：在充分利用钢纤维混凝土高强性能提高RC墩柱承载力的前提下，能防止加固后墩柱的塑性铰区域位置转移；分段钢纤维混凝土壳壁段高和壁厚、无黏结钢筋直径与数量可依据加固目标确定；此外，分段壳壁与无黏结钢筋的结合可实现墩柱延性及耗能能力的提高。

图1 分段SFC预制壳壁抗震加固示意图Fig.1 RC piers strengthened by Precast SFC shell Segments

2 墩柱抗震加固试验

2.1 试件设计与制作

以绵阳市某桥的匝道桥中的一个方形截面RC桥墩为参考原型，根据实验设备能力确定模型桥墩的缩尺比例为1∶5，按照等配筋率的原则设计确定原墩柱模型试件，按照轴压比相同的相似原则确定模型墩柱竖向轴力为200 kN。原墩柱模型试件侧向加载点到墩底高1 200 mm，截面尺寸300 mm×300 mm，纵筋采用12根直径为12 mm的二级钢，箍筋采用直径为2.5 mm的铁丝，桥墩底部0～400 mm高度范围内为箍筋加密区(定为加固区域)，箍筋间距20 mm，非加密区间箍筋间距40 mm，柱身浇筑的普通混凝土强度为C20，其截面尺寸及配筋情况如图2所示。根据实际模板的制作限制及初步的估算，将预制壳壁的高度和厚度设定为50 mm，壳壁中无黏结钢筋的数量为20根，采用直径为10 mm的一级钢。采用分段壳壁的墩柱分两种：①新型墩柱：截面尺寸及配筋率与原墩柱相同，不同之处为在加固区域采用分段钢纤维混凝土预制壳壁，如图3所示；②加固墩柱：在原墩柱的基础上，加固区域采用外包分段钢纤维混凝土预制壳壁进行加固，壳壁上端到墩柱顶通过现浇普通混凝土实现其与原墩柱的连接，如图4所示。

图2 原墩柱截面尺寸及配筋情况Fig.2 Section size and reinforcement of the original pier

图3 新型墩柱截面尺寸及配筋情况Fig.3 Section size and reinforcement of the new-type pier

图4 加固墩柱截面尺寸及配筋情况Fig.4 Section size and reinforcement of the strengthened pier

钢纤维混凝土配合比如表1所示，其中钢纤维的掺量4%(体积百分率)。制作成型的壳壁如图5所示。浇筑成型的试验墩柱如图6所示。

表1 钢纤维混凝土的配合比

图5 预制壳壁 Fig.5 Precast SFC shell Segments

图6 成型的墩柱Fig.6 the poured piers

试验实测得到墩柱所用钢筋的强度如表2所示。墩柱试件在制作过程的同时预留了混凝土试件，与墩柱同条件养护。由于预制壳壁高度及厚度均为50 mm，为了减小材性试验中尺寸效应，钢纤维混凝土试件采用70.7 mm×70.7 mm截面，墩柱混凝土和钢纤维混凝土力学性能如表3所示。通过劈裂试验得到钢纤维混凝土劈裂抗拉强度为12.05 MPa。

表2 钢筋的强度

表3 混凝土力学性能

2.2 试验装置及加载方案

试验采用伪静力加载的方法，加载装置如图7所示。一水平作动器一端固定于反力墙上，另一端通过高强螺栓与墩柱(墩高1 200 mm处)相连，竖向轴力通过与反力架相连的竖向作动器施加。依据原型RC桥墩轴压比确定竖向力为200 kN，水平加载采用位移控制，其加载制度为从4 mm开始加载，按4 mm逐级增加且每一加载工况循环3次，直至加载到60 mm。

图7 试验加载装置The testing setup

2.3 试验过程及破坏现象描述

原墩柱、新型墩柱及加固墩柱在试验加载完成后的破坏情况如图8、9所示，其中图8为垂直加载方向试件的破坏情况，图9为平行加载方向试件的破坏情况。各试件的裂缝图如图10所示，可见原墩柱、新型墩柱和加固墩柱的塑性铰位置均相同，即墩柱底部，证明本文提出的这种新型RC墩柱抗震加固措施不会改变需加固的墩柱的塑性铰位置。

图8 垂直加载方向试件的破坏情况Fig.8 The damage picture in vertical loading direction

图9 平行加载方向试件的破坏情况Fig.9 The damage picture in parallel loading direction

图10 裂缝分布图(A：垂直加载方向；B：平行加载方向)Fig.10 Crack distribution map (A: vertical loading direction; B: parallel loading direction)

2.3.1 原墩柱

水平位移幅值为4 mm时，试件基本处于弹性工作阶段，无肉眼可见裂缝出现；当位移达到8 mm时，与加载方向垂直和平行的平面，柱底均产生横向裂缝；当位移增加至12 mm时，柱底裂缝横向开展，柱底混凝土保护层少量脱落；随着水平位移幅值增大，裂缝逐渐变宽，混凝土开裂高度向上发展；当位移达到24 mm时，柱子表面出现了斜向裂缝；随着水平位移的进一步增大，横向裂缝不断扩展并贯通，柱底混凝土逐渐脱落；当位移增加至36 mm时，无肉眼可见新裂缝出现，裂缝继续变宽变大，柱底角部混凝土大量脱落，酥碎严重；当位移达到48 mm时，柱底角部纵筋、箍筋外露；位移达到56 mm时，柱底角部第1根纵筋断裂；侧向位移达60 mm时，柱底角部共有4根纵筋断裂，核心区混凝土压溃，墩柱承载力明显下降，试验结束，其最终的破坏情况如图8(a)、9(a)所示，10(a)为其裂缝分布图。

2.3.2 新型墩柱

水平位移幅值为4 mm时，试件基本处于弹性工作阶段，无肉眼可见裂缝及壳壁开合，柱底壳壁有轻微响动；当位移达到8 mm时，与加载方向垂直的平面柱底产生横向裂缝；当位移增加至12 mm时，壳壁均有轻微开合，由于底层壳壁开合造成底座出现少许裂缝；当位移达到20 mm时，底部壳壁表面浮浆脱落；随着水平位移的增加，壳壁继续开合，当位移达到32 mm时，底座裂缝向外延伸，宽度逐渐增大；位移增加至40 mm时，底座局部混凝土压溃；侧向位移达48 mm时，底部壳壁角部混凝土压碎，随着位移的增加，底部壳壁混凝土产生横向裂缝，压碎明显；当位移增加至60 mm时停止加载，各壳壁之间的缝隙增大并向侧面展开，其最终的破坏情况如图8(b)、9(b)所示，10(b)为其裂缝分布图。由图知，塑性铰区域采用分段SFC预制壳壁后，基本没有裂缝产生，墩柱破坏较轻。

2.3.3 加固墩柱

水平位移幅值为4 mm及8 mm时，试件基本处于弹性工作阶段，无肉眼可见裂缝及壳壁开合，柱底壳壁有轻微响动；随着水平位移的增加，壳壁之间产生开合，缝隙逐渐向侧面开展；当位移达到20 mm时，6～7、7～8号壳壁之间混凝土轻微压碎；当位移增加至28 mm时，8号壳壁角部混凝土压碎，底座出现裂缝，随着位移的增加，底部壳壁混凝土产生横向裂缝，压碎明显；当位移达52 mm时，7号壳壁混凝土轻微压碎；位移增加至60 mm时停止加载，各壳壁之间的缝隙增大并向侧面展开，其最终的破坏情况如图8(c)、9(c)所示，10(c)为其裂缝分布图。由图知，塑性铰区域采用分段SFC预制壳壁加固后，基本无裂缝产生，墩柱基本完好。

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

试验得到原墩柱、新型墩柱及加固墩柱顶荷载-位移滞回曲线如图11所示。

图11 试验墩柱滞回曲线Fig.11 Hysteretic curves of the testing piers

由图11(a)知：在加载初期，原墩柱基本处于弹性阶段，滞回环包围的面积很小，耗能少，刚度基本不变；随着水平位移幅值的增加，裂缝开始出现，混凝土保护层出现脱落现象，柱内纵筋开始屈服，试件进入弹塑性阶段，滞回环所包围的面积增大，耗能逐渐增多，曲线开始偏向位移轴，斜率开始降低，刚度逐渐下降，“捏缩”效应开始出现，滞回曲线由梭形向倒S形发展；当位移增加到52 mm时，由于裂缝的增多及变宽变大，柱底角部混凝土大量脱落，纵筋、箍筋外露，使得滞回环的面积开始减小，耗能降低，卸载刚度与初始加载时相比明显减小，最后由于纵筋的拉断及核心区混凝土被压溃而停止试验。

由图11(b)、11(c)知：在加载初期，新型墩柱及加固墩柱基本处于弹性阶段，滞回环包围的面积很小，耗能少，刚度基本不变；随着水平位移幅值的增加，各壳壁之间出现开合现象，滞回环所包围的面积增大，耗能逐渐增多，曲线开始偏向位移轴，斜率开始降低，刚度逐渐下降；值得注意的是，新型墩柱及加固墩柱滞回环在正向及反向加载的过程中，加载刚度会在某一时刻突然增加，这可能是因为相邻壳壁段在试验过程中由接触到相互挤压造成的。与原墩柱相比，新型墩柱及加固墩柱的“捏缩”效应不明显，滞回曲线更加细长，下降趋势减缓，其卸载刚度与初始加载时的刚度相比减小不多。

3.2 骨架曲线

滞回曲线各滞回环峰值点的连线构成的曲线称为骨架曲线，骨架曲线也是衡量试件抗震性能的重要指标，由试验墩柱滞回曲线可得到其骨架曲线如图12所示。根据试验现象及骨架曲线，可以得出屈服荷载Fy、屈服位移Dy；最大荷载Fmax、最大荷载对应的位移Dmax；极限荷载Fu、极限荷载对应的位移Du如表5所示。其中屈服位移Dy根据Park[9]提供的方法确定，极限位移Du取水平荷载下降至最大荷载的85%时所对应的位移[10]，由于新型墩柱及加固墩柱没有加载到所定义的极限位移Du的工况，但由图10可以看出其下降段基本为直线，因此采用线性拟合的方法将其骨架曲线延长至极限位移Du的工况。

图12 试验墩柱骨架曲线Fig.12 the testing piers'skeleton curve

图13 试验墩柱耗能统计Fig.13 Energy consumption of testing piers

由图12、13及表4、5可知，与原墩柱相比，新型墩柱及加固墩柱的承载能力(屈服荷载、最大荷载)明显提高，加载刚度及卸载刚度均比原墩柱大，在峰值荷载后，骨架曲线的下降段趋于平缓，其包围的面积增加，耗能增大，极限变形增大。与新型墩柱相比，加固墩柱的承载力得到提高，骨架曲线的下降趋势基本相同，极限变形增大，说明增大截面法能提高试件的承载力及延性。其承载能力的提高主要是源于墩柱塑性铰区域采用高强钢纤维混凝土；其延性及耗能能力的提高主要源于塑性铰区域钢纤维混凝土分段及无黏结钢筋。具体分析如下：

(1)由图12及表4、5可以看出：较原墩柱而言，新型墩柱及加固墩柱的承载能力分别提高了58.3%、128.0%；而与新型墩柱相比，加固墩柱提高了44.0%。可见不管是将此种加固措施作为一种新型墩柱应用于新建桥梁还是作为一种新型的加固方法加固已有桥墩，其承载力都能得到很大提高，其原因是源于钢纤维混凝土预制壳壁强度高导致的。

(2)耗能能力以荷载-位移曲线包含的面积来衡量，表征试件吸收能量的大小。图13列出了墩柱在每级荷载作用下循环1次的耗能情况。从图13可以看出：在加载初期，原墩柱、新型墩柱及加固墩柱都处于准线弹性阶段，没有表现出明显的耗能能力；随着水平位移幅值的增加，各试件的耗能能力逐渐增大，当加载到52 mm时，原墩柱由于裂缝的增多及变宽变大，柱底角部混凝土大量脱落，纵筋、箍筋外露，使得滞回环的面积开始减小，耗能降低；新型墩柱及加固墩柱在整个加载过程中耗能面积逐渐增大，没有下降趋势。虽然在加载前期，原墩柱的耗能能力略大于新型墩柱，但原墩柱已经表现出较强的非线性，损伤严重，而新型墩柱在塑性铰区域采用分段SFC预制壳壁，损伤较轻，基本没有裂缝产生，无黏结钢筋的设置及预制壳壁的分段均能起到耗能作用，因此采用预制壳壁能改善墩柱的耗能性能。

(3)加固墩柱与原墩柱相比，耗能能力得到了很大的提高，且加固墩柱基本完好，加固效果得到了很好的体现。新型墩柱与原墩柱相比，在位移不大时两者差别不大，但位移较大时，新型墩柱耗能能力明显好于原墩柱，且其损伤较轻。加固墩柱较新型墩柱，配筋种类及数量相同，只是增大了截面尺寸，能在一定程度上提高试件的耗能能力。

表4 试验墩柱骨架曲线关键参数

表5 折线模型特征点

4 RC墩柱数值模拟对比分析

为了更深入地对比试验各墩柱的抗震性能，本章在基于第3节各墩柱骨架曲线的基础上，构建3类墩柱的滞回模型(如图14所示)，采用Takeda模型的滞回规则，选取4类场地条件下的水平双向典型地震动(如表6所示)，采用非线性有限元软件对原墩柱、新型墩柱及加固墩柱进行非线性地震时程反应分析，进一步验证新型抗震加固措施的加固效能。定义墩柱进入非线性程度系数δ=(D-Dy)/Dy。

表6 地震动数据

依据在不同地震动(不同加速度峰值)作用下各墩柱非线性地震时程反应分析，得到各墩柱耗能、残余位移、峰值位移、非线性程度系数对比图，如图15～18所示。

依据各墩柱反应的对比图(图15～18)可知：

在输入Langcang地震动时，各墩柱(原墩柱、新型墩柱、加固墩柱)在处于非线性反应阶段的工况下均表现出一定的耗能能力，随着加速度峰值的不断增加，耗能能力呈逐渐增长的趋势，总体而言，加固墩柱的耗能能力最大，为原墩柱的1.60倍(由于工况较少，就不再列出倍数的范围，下同)，为新型墩柱的1.61倍，新型墩柱的耗能能力与原墩柱相当，为原墩柱的0.99倍；就残余位移而言，原墩柱的残余位移最大，为新型墩柱的1.98倍，为加固墩柱的2.01倍，新型墩柱的残余位移为加固墩柱的1.02倍；非线性程度系数方面，原墩柱为新型墩柱的2.81倍，为加固墩柱的2.73倍，新型墩柱与加固墩柱进入非线性程度相当，为加固墩柱的0.97倍。

在输入Taft地震动时，耗能能力方面，加固墩柱的耗能能力最小，为原墩柱的0.90倍，为新型墩柱的0.78倍，新型墩柱的耗能能力与原墩柱相当，为原墩柱的1.15倍；就残余位移而言，原墩柱的残余位移处于中间，为新型墩柱的0.92倍，为加固墩柱的1.93倍，新型墩柱的残余位移为加固墩柱的2.10倍；非线性程度系数方面，原墩柱为新型墩柱的2.28倍，为加固墩柱的3.99倍，新型墩柱为加固墩柱的1.75倍。

图15 墩柱耗能、残余位移、峰值位移、非线性程度系数对比图(Langcang地震动)Fig.15 Comparison diagrams of piers energy consumption、residual displacement、peak displacement、nonlinear coefficient (Langcang earthquake ground motion)

图16 墩柱耗能、残余位移、峰值位移、非线性程度系数对比图(Taft地震动)Fig.16 Comparison diagrams of piers energy consumption、residual displacement、peak displacement、nonlinear coefficient (Taft earthquake ground motion)

图17 墩柱耗能、残余位移、峰值位移、非线性程度系数对比图(El Centro地震动)Fig. 17 Comparison diagrams of piers energy consumption、residual displacement、peak displacement、nonlinear coefficient (El Centro earthquake ground motion)

图18 墩柱耗能、残余位移、峰值位移、非线性程度系数对比图(Tianjing地震动)Fig.18 Comparison diagrams of piers energy consumption、residual displacement、peak displacement、nonlinear coefficient (Tianjing earthquake ground motion)

在输入El Centro地震动时，耗能能力方面，加固墩柱的耗能能力最大，为原墩柱的1.24倍，为新型墩柱的1.10倍，新型墩柱的耗能能力与原墩柱相当，为原墩柱的1.12倍；就残余位移而言，原墩柱的残余位移最大，为新型墩柱的1.62倍，为加固墩柱的1.66倍，新型墩柱的残余位移为加固墩柱的1.03倍；非线性程度系数方面，原墩柱为新型墩柱的2.31倍，为加固墩柱的2.35倍，新型墩柱为加固墩柱的1.02倍。

在输入Tianjing地震动时，耗能能力方面，加固墩柱的耗能能力最小，为原墩柱的0.24倍，为新型墩柱的0.41倍，新型墩柱的耗能能力为原墩柱的0.58倍；就残余位移而言，原墩柱的残余位移最大，为新型墩柱的3.50倍，为加固墩柱的12.84倍，新型墩柱的残余位移为加固墩柱的3.67倍；非线性程度系数方面，原墩柱为新型墩柱的4.59倍，为加固墩柱的16.32倍，新型墩柱为加固墩柱的3.56倍。

从以上数据可以看出，相对于原墩柱，在Taft地震动及Tianjing地震动作用下，加固墩柱的损伤程度较轻，新型墩柱在Taft地震动作用下的损伤程度与原墩柱相当，在Tianjing地震动作用下有所降低，加固墩柱及新型墩柱都没有进入较强的非线性程度，加固墩柱的耗能能力较小，新型墩柱的耗能能力在Taft地震动作用下有所提高，在Tianjing地震动作用下有所减小。其原因源于分段SFC预制壳壁抗震加固措施，该种加固措施提高了加固墩柱及新型墩柱的承载力与延性。具体为分段钢纤维高强混凝土预制壳壁的巧妙构造设计，预制壳壁采用高强钢纤维混凝土必将提高墩柱的承载力；预制壳壁分段及无黏结钢筋的设置则为墩柱在小位移情况下提供不同段间闭合力，在大位移时起到耗能作用；相对于新型墩柱，加固墩柱的损伤程度与所进入的非线性程度与新型墩柱基本相当，耗能能力得到提高，这是因为加固墩柱的截面尺寸增加，其预制壳壁分段及无黏结钢筋的效能增大所致。

在Langcang地震动及El Centro地震动作用下，相对于原墩柱，加固墩柱及新型墩柱的损伤程度较轻，都没有进入较强的非线性程度，加固墩柱的耗能能力有所提高，新型墩柱的耗能能力与原墩柱相当，其原因类同于上述Taft地震动及Tianjing地震动情况的分析；相对于新型墩柱，加固墩柱的损伤程度及所进入的非线性程度与之相当，耗能能力增加，其原因类同于单向输入Langcang(NS)地震动情况分析。

可见在相同的截面尺寸及配筋率的情况下，新型墩柱较原墩柱，抗震性能有了较大的提高；而采用此方法加固的加固墩柱，加固效果得到了很好的体现，是一种新型的、有效的加固方式。

4 结 论

本文在消化和吸收国内外已有桥梁抗震加固成果的基础上，研制开发一种新型RC墩柱抗震加固措施-墩柱塑性铰区域外包分段钢纤维混凝土预制，该种加固措施不仅可用于RC墩柱的抗震加固，还可作为新型墩柱的型式。通过原墩柱、新型墩柱和加固墩柱伪静力试验与数值模拟对比研究，得到以下结论：

(1)在承载力方面，不管是将此种加固措施作为一种新型墩柱应用于新建桥梁还是作为一种新型的加固方法加固已有桥墩，其承载力都能得到很大提高。

(2)在耗能能力方面，加固墩柱与原墩柱相比，耗能能力得到了很大的提高，且加固墩柱基本完好，加固效果得到了很好的体现；新型墩柱与原墩柱相比，在位移不大时两者差别不大，但位移较大时，新型墩柱耗能能力明显好于原墩柱，且其损伤较轻。

(3)原墩柱、新型墩柱和加固墩柱的塑性铰位置均相同，表征这种新型RC墩柱抗震加固措施不会改变需加固的墩柱塑性铰位置。

(4)通过数值模拟对比分析，进一步验证了新型RC墩柱抗震加固措施的有效性。

综上所述，本文提出的一种新型RC墩柱抗震加固措施-墩柱塑性铰区域外包分段钢纤维混凝土预制，能在不改变RC桥墩塑性铰位置的前提下实现其加固后承载力和耗能能力的提高。

为了将新型RC墩柱抗震加固措施应用于实际加固工程，还需进一步研究建立其完备的加固设计方法，从而为提高RC桥梁的抗震性能和抵御地震灾害的能力提供可靠的技术保证。

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