预制ECC 管混凝土桥墩拟静力试验研究

徐梁晋，王义博，张志刚，林 昕，张 超

(1. 重庆大学山地城镇建设与新技术教育部重点实验室，重庆 400045；2. 重庆大学土木工程学院，重庆 400045；3. 重庆工商职业学院城市建设工程学院，重庆 400052；4. 重庆市建筑科学院有限公司，重庆 400016)

我国国家公路网规划强调将提高交通网络安全性、可靠性和应急保障能力作为发展要求，而桥梁作为交通网络中重要的节点，其抗震性能需要引起足够的重视。钢筋混凝土桥墩广泛应用于桥梁工程中，该类桥墩的震害屡见不鲜，因此，提升钢筋混凝土桥墩的抗震性能成为各国抗震研究的重点之一。普通混凝土抗弯、抗拉性能较差，材料本身为脆性破坏；而钢筋的截面配箍率、纵筋配筋率以及钢筋强度在多因素影响下具有上限，上述两方面限制了钢筋混凝土桥墩抗震性能的进一步提升[1-2]。

美国密歇根大学Li 等[3]于20 世纪90 年代提出了超高延性水泥基复合材料(Engineered Cementitious Composites, 简称ECC)，它是基于断裂力学、微观物理力学和统计学原理优化设计而来。ECC 在受拉时呈现出类似金属的应变硬化现象，极限拉应变可达3%～5%，约为普通混凝土的300 倍～500 倍，且拉伸过程中材料表面出现多裂缝开裂现象，裂缝宽度均在100 μm 以下[4]。在地震反复荷载作用下，ECC 可以有效控制裂缝发展，避免外层ECC 剥落[5]。另外，在微裂缝状态下，ECC 中未水化的水泥和粉煤灰可与环境中的水发生水化反应，其产物可有效填充裂缝，使得ECC具有一定的自愈合能力。国内外学者已将ECC 材料应用于结构抗震领域，先后开展了一系列抗震性能试验和理论研究。邓明科等[6]提出一种采用ECC 面层加固砖墙的方法，并通过拟静力试验验证了ECC 面层对提升砌体结构抗震性能的有效性。张远淼等[7]采用拟静力试验研究了采用ECC修复后的震损钢筋混凝土剪力墙的抗震性能。张富文等[8]针对震损钢筋混凝土框架提出了采用ECC 加固修复的方法，并开展了相关的振动测试和低周反复荷载试验。贾毅等[9-10]对墩底塑性铰区采用PP-ECC 的桥墩进行了拟静力试验研究，对比分析了PP-ECC 高度和轴压比对桥墩延性、承载力、耗能以及刚度等抗震性能指标的影响。蔡景明[5]对钢筋增强ECC-钢管混凝土组合柱进行了低周往复加载试验，并基于有限元模型探讨了各参数对该组合柱受力性能的影响。以上研究成果均表明，将ECC 应用于结构中能降低结构的损伤程度，改善结构的变形能力，提高结构的承载力和耗能，从而提升结构的抗震性能。但是ECC 的材料性能与制备工艺存在较大关系，现场拌制的ECC 质量不易控制。将桥墩ECC 部分进行预制，能有效推广ECC 在桥墩抗震中的运用。预制桥墩体系具有快速施工优势，在非震区、低烈度区中已得到较广泛应用[11]。日本学者从20 世纪90 年代提出了一种预制外壳现浇核心混凝土组合柱，该柱与传统预制混凝土柱相比，可有效减轻预制构件重量、降低运输、吊装成本，尤其对于桥墩这样体积较大的柱式构件，其优势更加显著[12]。国内外学者开展了相关静力性能和抗震性能的试验研究和理论分析[13-19]。结果表明：当预制外壳现浇核心混凝土柱承受轴压、弯曲或剪切荷载时，预制管与现浇核心混凝土协同工作性能良好，其受力性能与普通混凝土柱相似；在抗震性能试验中，预制外壳现浇核心混凝土柱的弹性刚度、极限强度和极限转角等性能指标等于甚至高于现浇混凝土柱，且破坏模式无明显差异；当预制管采用UHPC 代替普通混凝土后，构件依然具有良好的整体性且抗震性能有所提升。

结合ECC 材料和预制外壳现浇核心混凝土柱的优点，本文提出了一种预制ECC 管混凝土桥墩。该新型桥墩由外层预制ECC 管和管内现浇混凝土组成。其主要特点在于：1)预制ECC 管可在预制场规模化加工成型，有效控制ECC 材料性能的稳定性；2)预制ECC 管作为免拆模板，可节约成本，加快施工速度；3)外侧ECC 管可防止塑性铰区混凝土剥落后引起的钢筋屈曲，降低墩身的损伤程度；4)在正常使用过程中，即使桥墩表面出现了微裂缝，但ECC 材料在雨水作用下具有一定的自愈合能力，可提升桥墩的耐久性。该新型桥墩的制作过程如图1 所示。首先，将管内钢筋笼底部与底座预埋钢筋搭接，并在钢筋笼外侧套上预制ECC 管；而后在ECC 管外根部放置接缝处钢筋网，并在接缝处注入早强灌浆料；最后，以ECC 管作为永久模板，浇筑核心混凝土。为研究该桥墩抗震性能，本文设计并制作了1 个普通钢筋混凝土桥墩试件和3 个预制ECC 管混凝土桥墩试件。通过拟静力试验得到了上述试件的开裂过程、破坏形态以及水平力-位移滞回曲线等试验结果。通过分析各试件极限承载能力、累计耗能、延性系数、刚度退化以及残余位移等抗震性能指标，对比了预制ECC 管混凝土桥墩与普通钢筋混凝土桥墩抗震性能的差别，明确了轴压比和塑性铰区截面形式对预制ECC 管混凝土桥墩抗震性能的影响。本文的相关研究成果可为预制ECC 管混凝土桥墩的进一步研究提供参考。

图 1 预制ECC 管混凝土桥墩试件制作过程Fig. 1 Fabrication of concrete-filled prefabricated ECC tubular pier specimens

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

本文共设计了4 个试件，如图2 所示，试件总高度均为1.68 m，其中底座高度为0.45 m，桥墩截面均为300 mm×300 mm，且配筋相同。其中RC 为对比试件，采用传统的钢筋混凝土矩形截面，试件ECC1～试件ECC3 均为ECC 管混凝土试件，试件ECC1为基准试件，试件ECC2 研究轴压比对抗震性能的影响，试件ECC3 研究塑性铰区是否全截面采用ECC 对抗震性能的影响。具体及试件尺寸和配筋以及参数取值见图2 和表1。

除箍筋使用HRB335 钢筋外，其余钢筋均采用HRB400 钢筋。钢筋材料性能参数见表2。实测混凝土立方体抗压强度为50.74 MPa；实测高强砂浆立方体抗压强度为57.18 MPa。试验使用PVAECC 材料，由聚乙烯醇纤维、砂、水泥、矿物掺合料和增稠剂组成，配合比见表3。ECC 拉伸试验过程中观察到ECC 试件良好的应变硬化和多裂缝开展现象，试件最终的开裂形态如图3(a)所示，得到的应力-应变曲线如图3(b)所示，其开裂强度平均值ft_ECC为6.35 MPa，极限抗拉强度平均值ftu_ECC为10.10 MPa，极限拉伸应变平均值为7.01%，通过轴心抗压试验得到ECC 实测抗压强度为79.40 MPa。

1.2 加载装置和加载制度

如图4 所示，试验加载装置由水平加载系统和反力支撑系统组成。通过固定在反力墙上的电伺服作动器来施加水平往复荷载，加载点距墩顶180 mm，水平作动器最大可提供100 t 水平力，往复行程±150 mm；通过固定在三角反力架上的液压千斤顶来提供竖向轴力，竖向千斤顶最大可提供200 t 轴力。为保证竖向千斤顶能适应墩顶水平位移，竖向千斤顶底座与三角反力架之间设置了低摩阻滑板小车。为保证传力均匀，防止发生局部压坏，在竖向作动器与墩顶之间加设了20 mm 厚钢板。通过混凝土底座上的压梁和锚杆将试件固定于地面，为防止试件滑动，在混凝土底座沿水平往复荷载加载方向两侧各采用两个千斤顶抵住试件。

图 2 试件尺寸和配筋 /mmFig. 2 Dimensions and reinforcement details of specimens

表 1 试件主要参数Table 1 Parameters of specimens

试验采用拟静力试验方案。试验开始前，以40%的设计竖向轴力为目标荷载，进行2 次重复加卸载，以此消除试件的虚位移。试验开始时，先通过竖向千斤顶加载至预定设计荷载值，竖向荷载加到预定值后保持不变，通过电伺服作动器施加低周往复水平荷载，为更好地对比相同位移角下不同构件的抗震性能和损伤特性，采用位移控制加载，全程共分10 级，每级循环3 次：第1级位移幅值为1.05 mm(位移角0.1%)，第2 级位移幅值为2.1 mm(位移角0.2%)，第3 级位移幅值为5.25 mm(位移角0.5%)，第4 级位移幅值为10.5 mm(位移角1%)；此后每级以10.5 mm(位移角1%)为增量，直至试件水平荷载下降至峰值荷载的85%以下，停止试验。试件的加载制度如图5 所示。

表 2 钢筋性能参数表Table 2 Propertiess of reinforcing bars

表 3 ECC 材料组成表(质量比)Table 3 Mix ratio of ECC (mass ratio)

图 3 ECC 拉伸试验结果Fig. 3 The results of ECC uniaxial tension test

图 4 试验装置图Fig. 4 Test setup

图 5 试验加载制度Fig. 5 Loading procedure of specimens

1.3 量测方案

试验主要测试内容为：① 水平作动器和竖向千斤顶荷载；② 距墩柱底端350 mm、700 mm、1050 mm(水平荷载作用高度)处水平力位移以及底座水平位移(见图6(a))；③ 试件纵筋和箍筋应变(见图6(b))；④ ECC 管表面应变(见图6(c))。

2 试验现象及破坏模式

2.1 试件RC

表4 列出了试件RC 在加载过程中的主要试验现象。裂缝的发展过程如图7 所示。可以看出，加载过程中，试件RC 在塑性铰区形成了几条主要的裂缝，且裂缝宽度较大，加载后期出现混凝土大量剥落，试件主要依靠钢筋塑性耗能，钢筋最后发生屈曲。

2.2 试件ECC1～试件ECC 3

对于预制ECC 管混凝土桥墩试件，其裂缝发展过程具有相似之处，因此选取试件ECC1 为代表，展示该类型构件在拟静力试验中典型的裂缝发展过程(图8)。由于各试件不同阶段对应的水平位移有所差异，且破坏模式存在一定的差别，因此，表5 对试件ECC1～试件ECC3 在加载过程中的主要试验现象进行了对比，图9 也对比了试件ECC1～试件ECC3 的最终破坏形态。与试件RC 的破坏过程不同，加载过程中加载过程中试件ECC1～试件ECC3 塑性铰区的ECC 管壁出现了很多非常密集的细小裂缝，破坏时主要表现为墩柱脚部ECC 管发生“撕裂”或被拔出，但墩身损伤程度远低于试件RC，ECC 管壁的多裂缝开裂也消耗了部分能量，说明预制ECC 管混凝土桥墩具有更优越的力学性能。另外，试件ECC2 的ECC 管壁裂缝比试件ECC1的少，而试件ECC3 的裂缝分布与试件ECC1 的区别不显著。说明轴压比越大，ECC管多缝开裂的现象越明显，而塑性铰区采用全截面ECC(ECC 管内灌注ECC)对试件的破坏形态几乎没影响。

图 6 测点布置 /mmFig. 6 Arrangement of measurements

表 4 试件RC 主要试验现象Table 4 Key experimental phenomenon of specimen RC

图 7 试件RC 裂缝发展图Fig. 7 Crack propagation of specimen RC

图 8 试件ECC1 裂缝发展图Fig. 8 Crack propagation of specimen ECC1

表 5 试件ECC1～试件ECC 3 主要试验现象Table 5 Key experimental phenomenon of specimens ECC1～ECC3

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线与耗能分析

图10 为试验得到的滞回曲线。对比图10(a)和图10(b)可以看出，相较于试件RC，试件ECC1的滞回曲线更加饱满，即ECC 管混凝土桥墩比普通钢筋混凝土桥墩具有更好的耗能能力；对比图10(b)和图10(c)可以看出，相较于试件ECC2，试件ECC1 的滞回曲线更加饱满，轴压比较大的ECC 管混凝土桥墩具有更好的耗能能力。对比图10(b)和图10(d)可以看出，相较于试件ECC1，试件ECC3 的滞回曲线更加饱满，但相差并不显著，说明塑性铰区填充ECC 可以小幅度提升ECC管混凝土桥墩的耗能能力。

图 9 试件ECC1～试件ECC3 破坏模式Fig. 9 Failure modes of specimens ECC1～ECC3

图 10 各试件滞回曲线Fig. 10 The hysteresis curve of specimens

基于滞回曲线，得到累计滞回耗能如图11 所示。对比试件RC、试件ECC1 和试件ECC3 可知，在轴压比相同的情况下，ECC 管混凝土桥墩的累计滞回耗能均高于普通钢筋混凝土桥墩，说明ECC 管混凝土桥墩比普通钢筋混凝土桥墩具有更好的耗能能力。而在塑性铰区ECC 管内填充ECC 可一定程度地提高ECC 管混凝土桥墩的耗能能力，但效果有限。对比试件ECC1 与试件ECC2可知，在同一级荷载情况下轴压较小的ECC 管混凝土桥墩，其累计滞回耗能更小，即轴压比越小，耗能能力较差。

图 11 累计滞回耗能随位移的变化Fig. 11 The cumulative hysteretic energy consumption of specimens

3.2 骨架曲线和延性系数

各试件的骨架曲线如图12 所示。根据骨架曲线，得到其主要特征点(屈服点、峰值点和极限点)的参数，见表6。其中，屈服点通过Park[20]法确定，峰值点为峰值荷载所对应的点，极限点为荷载下降到85%峰值荷载时所对应的点。为评价各试件的变形能力，计算了各试件的延性系数μ，其值为极限点位移与屈服点位移的比值，即μ=Δu/Δy。从图12 和表6 可以看出：1) 相比于试件RC，试件ECC1 的峰值荷载和延性系数分别提高了16.66%和42.15%，试件ECC3 的峰值荷载和延性系数分别提高了39.88%和46.60%。说明在轴压比相同时，相比于传统钢筋混凝土桥墩，ECC管混凝土桥墩具有更高的承载力和延性，即具有更好的抗震性能，且塑性铰区全截面采用ECC 更有利于提升桥墩的承载能力和延性变形能力。2) 相比于试件ECC1，试件ECC2 的峰值荷载降低了26.05%，但延性系数却提高了17.31%。说明轴压比越小，ECC 管混凝土桥墩的承载能力越低，但延性变形能力越好。

图 12 试件骨架曲线Fig. 12 The skeleton curve of specimens

3.3 刚度退化

各试件的刚度退化曲线如图13 所示。需要说明的是，由于位移较小的时候，割线刚度对试验数据非常敏感，且试验中取数也存在一定的误差，所以在位移为1.05 mm 时的割线刚度在作图中就不再体现。根据图13 可知，在加载初期，所有试件的刚度退化均较快，直到位移大于21 mm以后，各试件的刚度退化开始变得缓慢。另外，轴压比较小的ECC 管混凝土桥墩刚度退化更加缓慢。

表 6 试件骨架曲线特征点和延性系数Table 6 Values of characteristic points on skeleton curves and ductility of specimens

图 13 试件的割线刚度随位移变化Fig. 13 The secant stiffness of specimens

3.4 残余位移

各试件的每一级荷载工况下的残余位移随加载位移的变化曲线如图14 所示。根据图14 可知，各试件的残余位移随着水平位移的增加而逐渐增大；水平加载位移相同时，ECC 管混凝土桥墩的残余位移略小于普通钢筋混凝土桥墩的残余位移。

图 14 试件的残余位移随水平位移的变化曲线Fig. 14 The residual displacement of specimens

4 结论

本文提出了一种预制ECC 管混凝土桥墩，为明确该新型桥墩的抗震性能，设计了1 个普通钢筋混凝土桥墩试件与3 个预制ECC 管混凝土桥墩试件，并开展了上述试件的拟静力试验研究。基于试验结果，得到以下结论：

(1) 普通钢筋混凝土桥墩破坏时墩柱脚部混凝土严重剥落；而预制ECC 管混凝土桥墩破坏时主要表现为墩柱脚部ECC 管发生“撕裂”或被拔出，但仍具有较好的整体性。ECC 的应用有效改善了桥墩的破坏形态，降低了桥墩的损伤程度。

(2) 在相同轴压比下，预制ECC 管混凝土桥墩的滞回曲线更加饱满，累计滞回耗能更大，具有更好的耗能能力；其峰值荷载和延性分别比普通钢筋混凝土桥墩的高出了16.66%和42.15%；另外，预制ECC 管混凝土桥墩的残余位移也略小于普通钢筋混凝土桥墩的残余位移。上述指标表明预制ECC 管混凝土桥墩具有更好的抗震性能。

(3) 轴压比小的预制ECC 管混凝土桥墩，其塑性铰区ECC 管壁出现的裂缝数量略少。轴压比越小，预制ECC 管混凝土桥墩的耗能更少、承载力更低，但延性变形能力更佳，刚度退化也更为缓慢。

(4) 塑性铰区采用全截面ECC(ECC 管内浇筑ECC)能提升预制ECC 管混凝土桥墩的耗能能力、承载能力和延性变形能力，但对破坏过程中裂缝的发展和分布几乎没影响。