PVA-ECC加固桥墩抗震性能试验研究

谷 音， 彭晨星

(福州大学 土木工程学院， 福州 350108)

工程水泥基复合材料(engineered cementitious composite, ECC)由密歇根大学的Li等[1]于1992年首次提出，是一种具有多缝稳态开裂、明显应变硬化行为及高延性的新型水泥基复合材料。ECC的极限拉应变可达到3%～8%，能够显著提高结构的抗变形能力和能力耗散能力，从而提升结构抗震性能[2]。目前仍有很多不满足现行抗震规范的桥梁结构，为了提高此类桥梁的抗震性能，采用ECC对桥墩进行抗震加固将能够有效提高桥墩抗震性能。

由于ECC具有优异的拉伸延性，将ECC运用于混凝土结构的重要抗震位置，可以极大提高结构延性性能和整体稳定性[3-4]。Fischer等[5]对没有配置箍筋的ECC柱和普通钢筋混凝土(reinforced concrete, RC)柱进行低周往复加载试验研究，结果表明，在达到10%的位移角时，RC柱由于黏结劈裂造成保护层剥落，位移延性系数仅为4；而ECC柱仍能保持良好的完整性，未发生剪切破坏，位移延性系数大于10，表现出优异的延性性能，并且降低了箍筋的需求。张远淼等[6]采用ECC加固剪力墙，对其进行了拟静力试验研究，发现加固后的试件延性和能量耗散能力显著提高。Pan等[7]采用PVA-ECC(polyvinyl alcohol-ECC)局部替代混凝土，形成ECC/RC组合柱，通过对试件进行拟静力加载试验发现，组合柱的承载力、延性及耗能能力显著提升。邓明科等[8-9]对ECC柱及ECC加固柱进行了低周往复加载试验研究，分析了试件破坏形态与抗震性能，结果表明，对比普通混凝土柱，ECC柱呈延性破坏模式，延性性能与耗能能力显著提高，抗震性能优越；同等条件下，对比采用国产PVA纤维制备ECC的加固柱，采用日本PVA纤维的加固柱位移延性系数与极限位移角分别达到了5.3与1/32，分别提高了18%及28%；同等条件下，采用日产PVA纤维的ECC加固柱与采用国产PVA纤维的ECC加固柱相对于普通混凝土柱的位移延性系数分别提高了61%与36%，极限位移角分别提高了44%与28%。Zhang等[10]设计研究了外包ECC新型桥墩结构，对桥墩试件进行拟静力试验研究，试验结果表明，相对于普通混凝土桥墩，采用ECC外包层的钢筋混凝土桥墩试件表现出更优异的抵抗变形能力和损伤容限。

由于构成ECC的PVA纤维基本来自日本可乐丽公司，材料成本极高，国内PVA-ECC材料制备成本约为普通混凝土的10倍，非常大程度上阻碍了ECC材料在国内的广泛推广与应用。与采用日本PVA纤维制备的ECC相比，目前采用国产PVA纤维制备的ECC虽然未研究出可广泛应用的配合比，拉伸性能较弱，无法稳定达到3%以上的极限拉应变，但可极大降低ECC材料的应用成本。目前，国内ECC材料的研究方向不断多样化，国内陆续有学者开始致力于基于国产PVA纤维的ECC材料性能研究。由于国产PVA纤维表面未经涂油处理，使基体-纤维界面黏结性较高，容易造成纤维被拉断，难以产生明显的应变硬化行为与多缝稳态开裂现象，因此需较大的粉煤灰掺量，以减小基体-纤维界面的黏结作用[11]。Qian等[12]对PVA-ECC本地化进行了可行性探究，发现在四点弯曲试验下，采用国产PVA纤维的ECC同样具有显著的弯曲变形能力，破坏后最大裂缝宽度约为60 μm，结果表明PVA-ECC国产化切实可行，成本仅为日产PVA-ECC的1/4左右，可极大降低材料应用成本。Ma等[13]基于ECC理论方法设计出多组PVA-ECC配合比，获得了性能较优异的PVA-ECC配合比，较优配合比采用大掺量粉煤灰，其水泥与粉煤灰的比值为1∶3，抗压强度、抗拉强度及极限拉应变分别能达到30 MPa，5 MPa及3%左右。

目前国内基于PVA-ECC材料的桥墩抗震加固性能研究较少。为提高无法满足现行桥梁抗震规范要求的钢筋混凝土桥墩的抗震性能，并考虑PVA-ECC材料工程应用成本，开展了基于PVA-ECC材料的桥墩抗震加固试验研究。试验设计制作了5个桥墩试件，通过拟静力加载试验，分析试件的破坏形态，并利用滞回曲线、骨架曲线等抗震性能指标，分析轴压比和PVA纤维体积掺量对桥墩抗震性能的影响，为现役桥墩采用ECC材料进行抗震加固设计提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

完成了5个桥墩试件的设计与制作，其中4个为PVA-ECC加固桥墩，编号分别为JGZ1～JGZ4，1个为普通钢筋混凝土对照桥墩，编号为RC，试验所用PVA-ECC配合比见表1，各试件详细参数见表2。所有桥墩试件墩身均为圆形实心截面，几何尺寸及配筋构造完全相同，墩身截面直径为300 mm，RC试件混凝土保护层厚度为30 mm，加固试件的加固厚度为30 mm，新旧材料厚径比(即新增PVA-ECC材料厚度与原墩柱直径的比值，简称厚径比)为0.1。加固前先对核心混凝土表面进行凿毛处理，界面处理方式采用简单可靠的人工凿毛法，界面粗糙度在4～6 mm左右[14]，如图1所示。随后浇筑PVA-ECC进行加固，加固厚度为30 mm，加载点至基座顶面距离为1 250 mm，剪跨比为4.2，纵筋为6根直径为12 mm的HRB400钢筋，配筋率为1.0%，箍筋为间距150 mm、直径6 mm的HPB300钢筋，体积配箍率为0.3%，箍筋配置低于JTG/TB 02-01—2008《公路桥梁抗震设计细则》中对箍筋配置的规定。试件截面尺寸及配筋构造如图2所示。

表1 PVA-ECC配合比

表2 试件主要参数

图1 核心混凝土表面凿毛

图2 试件几何尺寸及配筋(mm)

1.2 材料基本力学性能

PVA-ECC的组成成分包括PO42.5水泥、I级粉煤灰、石英砂、水和国产PVA纤维，PVA纤维的各项力学性能指标见表3。浇筑试件的同时，制作了3个边长为150 mm的混凝土试块和3个边长为70.7 mm的PVA-ECC试块，与桥墩试件同条件养护28 d，28 d抗压强度如表4所示，PVA-ECC在标准养护28 d下的基本力学性能如表5所示，钢筋力学性能如表6所示。

表3 PVA纤维主要参数

表4 混凝土和PVA-ECC材料性能

表5 PVA-ECC基本力学性能

表6 钢筋力学性能

1.3 试验装置与加载制度

本试验主要由MTS液压伺服加载系统(量程500 kN)、2个千斤顶、剪力墙、刚框架、反力梁及滑动支座等装置组成，详见图3。试验时，轴向荷载值由放置于千斤顶下的力传感器控制，首先通过千斤顶(量程1 000 kN)施加竖向荷载并保持恒定，再通过水平作动器对墩顶施加水平荷载。在反力梁和竖向千斤顶之间安装1个滑动支座，以确保轴向力始终保持垂直向下。水平作动器固定于反力墙上，并通过夹具与试件相连。试件的基座通过高强螺杆与地锚孔固定，并在加载方向上放置1个千斤顶(量程3 000 kN)对基座施加水平荷载，以确保试件在加载时基座不发生水平滑移。

图3 试验加载装置

参考JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》，试验前首先进行预加载试验，以40%的竖向设计荷载重复加载3次, 随后缓慢增大到试验轴压比，接着进行水平往复预加载，以确保试件各部分接触良好，进入正常工作状态，检查试验装置及测量仪表是否正常工作。水平加载采用位移控制的加载方式，位移增量为4 mm，每个位移增量往复循环三次，当试件水平荷载减小至峰值荷载的85%，或者保护层混凝土发生明显剥落后结束加载[15]。试验加载制度如图4所示。

图4 加载制度

1.4 测点布置和数据采集

试验测试内容主要有：加载位置的水平荷载和位移由MTS进行记录；在试件纵筋、箍筋及墩身非观察侧表面相应位置粘贴应变片，监测钢筋屈服情况和墩身开裂情况，记录试件的裂缝发展情况和破坏形态，测点布置如图5所示。

图5 测点布置

2 试验结果及分析

2.1 破坏过程及破坏形态

各试件裂缝分布及破坏形态，如图6所示。

图6 试件破坏形态

对于RC试件，其试验现象表现为裂缝出现、裂缝贯通、混凝土压碎崩溃及纵筋压屈。当加载至4 mm循环时，距墩底15 cm及20 cm的位置分别出现一条横向细微裂缝，开裂长度约为9 cm，此时试件的水平荷载为54 kN；当加载至12 mm循环时，荷载-位移曲线发生明显弯曲，在距墩底60 cm的高度范围内，均有裂缝出现，原有裂缝宽度逐渐增大并发生横向发展，形成贯穿裂缝，此时最大裂缝宽度为0.6 mm；当加载至20 mm循环时，裂缝宽度达到1 mm左右，裂缝发生斜向发展，此时达到峰值荷载；当加载至36 mm循环时，荷载迅速下降至最大承载力的85%以下，塑性铰区保护层发生大片压碎剥落现象，随后停止加载。

对于4个加固桥墩试件，其破坏现象基本相同。破坏时，4个试件的加固层均未发生剥落现象，仍保持良好的完整性。以JGZ1为例，介绍加固试件的破坏过程及形态。当加载至4 mm循环时，距墩底35 cm范围内形成5条长度为14～17 cm的横向细微裂缝，此时水平荷载为53 kN；当加载至12 mm循环时，裂缝开始斜向发展，此时最大裂缝宽度为0.2 mm左右；当加载值20 mm循环时，达到峰值荷载，此时裂缝宽度不断增大，并产生少数新裂缝，最大裂缝宽度为0.5 mm左右；当位移达到48 mm循环时，承载力降低至峰值荷载的85%以下，随后停止加载，最终破坏形态为发生多缝开裂行为，未发生保护层剥落掉块现象，保持良好的整体性。

2.2 滞回曲线

荷载-位移滞回曲线描述了桥墩由线弹性状态至破坏的全过程，是桥墩力学性能变化的综合体现[16]。图7为各试件墩顶荷载-位移滞回曲线。从图7可以看出：

图7 滞回曲线

(1) 各试件发生屈服前，曲线基本为线性变化，滞回环面积较小；屈服后，面积逐渐增大，能量耗散能力逐渐提高。

(2) RC试件达到峰值荷载后，荷载下降趋势明显，滞回环面积较小。与RC试件相比，JGZ1与JGZ2试件承载力降低速度明显减缓，滞回环面积明显增大。

(3) 相同条件下，随PVA纤维体积掺量增大，JGZ2与JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ3相比，滞回环面积增大，承载能力降低速度减缓。

(4) 相同条件下，随轴压比增大，JGZ3与JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ2相比，承载力明显增大，荷载降低速度加快，滞回环的捏缩现象更加明显。

2.3 骨架曲线

骨架曲线为判定结构抗震性能的重要指标，表现出结构的承载能力、刚度及延性等变化规律[17]。各试件的骨架曲线如图8所示。

图8 骨架曲线

从图8可以看出：

(1) 各试件从开始加载至破坏的过程中，均经历了线弹性状态、塑性状态以及破坏阶段，加载初期曲线基本为线性变化，随着位移增大而逐渐发生屈服，随后进入塑性阶段，达到峰值荷载后，承载力开始不断减小直至破坏。

(2) JGZ1的峰值荷载略大于JGZ2和RC试件，由表4可知，这是由于ECC-1的抗压强度较大，但可以发现加固材料的抗压强度对试件承载能力的影响较小。从骨架曲线的下降段可以看出RC试件的荷载和刚度退化速度较快，而JGZ1和JGZ2试件曲线下降速度明显变缓。

(3) 相同条件下，随PVA纤维体积掺量增大，JGZ2与JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ3相比，极限位移明显增大，刚度退化减缓。

(4) 相同条件下，随轴压比增大，JGZ3与JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ2相比，峰值荷载显著提高，极限位移明显减小。

2.4 延性分析

延性性能是分析结构抗震性能的重要指标，能够体现结构抵抗变形的能力。通常采用位移延性系数作为研究结构抗变形能力指标。位移延性系数μ为极限位移Δu与屈服位移Δy的比值[18]。其中，极限位移为85%峰值荷载对应的位移，屈服位移由等效能量法确定[19]。如图9所示，过峰值点U作一条水平切线，随后过原点O分别与该水平切线和骨架曲线相交于Y，B两点，可得到2个阴影部分OAB与BYU，当2个阴影面积相等时，过Y点作竖直线，与骨架曲线相交于C点，则C点对应的位置即为屈服点。通过对骨架曲线进一步分析，可得到试件的屈服点、峰值点与极限点，从而求得位移延性系数，各主要参数如表7所示。其中：Py为屈服荷载；Pmax为峰值荷载，Pu为极限荷载； 加载方向以推为正向，拉为负向。

图9 屈服位移计算示意

从表7可以看出：

表7 主要试验参数

(1) 与RC试件相比较，JGZ1与JGZ2试件的屈服位移分别增大了4.3%，9.8%，承载力分别提高了9.6%，2.6%，极限位移分别提升了27.4%，55.1%，位移延性系数分别提高了22.4%，41.3%；当轴压比提高至0.2时，JGZ3、JGZ4试件的位移延性系数仍略高于普通混凝土桥墩试件，分别提高了1.5%与12%。表明采用PVA-ECC加固桥墩对于屈服位移和承载能力影响不明显，但能够显著提高桥墩的位移延性系数，使加固桥墩具有良好的延性性能。

(2) 相同条件下，随PVA纤维体积掺量增大，JGZ2、JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ3相比，位移延性系数分别提高了15.4%，10.3%，表明PVA纤维体积掺量增大可以在一定程度上提升桥墩的延性性能。

(3) 相同条件下，随轴压比增大，JGZ3、JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ2相比，承载力分别提高了14.7%，16.5%，位移延性系数分别降低了17.9%，20.8%，说明轴压比增大能明显提高桥墩的承载能力，同时也会极大降低桥墩的延性性能。

2.5 刚度退化分析

在低周往复加载过程中，结构刚度随加载位移、加载循环次数等因素增大而逐渐减小的行为即为刚度退化。它对结构抗震性能的研究同样具有十分重要的意义，一般采用割线刚度[20]进行分析，割线刚度可按式(1)计算。

(1)

式中：Ki为第i次峰值点割线刚度；+Pi，-Pi分别为第i次正、反向峰值点的荷载值；+Δi，-Δi分别为第i次正、反向峰值点的位移值。

通过墩顶每次循环的水平位移与刚度的关系，可获得试件的刚度退化曲线，如图10所示。

图10 刚度退化

从图10中可以看出：

(1) 屈服前，RC、JGZ1及JGZ2试件的刚度退化曲线相差较小；屈服后，RC试件与JGZ1、JGZ2试件相比，刚度退化速度较快，并且JGZ1和JGZ2试件具有更大的极限位移。

(2) 相同条件下，随PVA纤维体积掺量增大，JGZ2、JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ3相比，刚度退化曲线基本相同，说明纤维掺量对试件刚度退化的影响较小。相同条件下，随轴压比增大，JGZ3、JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ2相比，初始刚度显著增大，加载后期的刚度曲线基本重合，表明轴压比对结构初始刚度影响较大，但对后期刚度退化影响较小。

2.6 耗能分析

在低周往复加载过程中，试件在每个加载循环中都会发生能量吸收和耗散，其中，加载会使结构吸收能量，卸载则会使结构发生能量耗散。如图11所示，荷载-位移滞回曲线所包围的面积可以反映结构吸收能量的大小，其中包含弹性耗能和塑性耗能。卸载曲线与加载曲线所包围的阴影面积(见图11中的SABC和SCDA)为塑性耗能。卸载时的曲线与x轴所形成的面积(见图11中的SBCE和SADF)为弹性耗能，卸载后可恢复，弹性耗能所占比例越高，则结构的残余永久变形越小[21]。

图11 能量耗散示意

通常以塑性耗能E与等效黏滞阻尼系数ζeq2个参数作为评价结构耗能性能的指标。结构的塑性耗能E对应闭合滞回环耗散的能量，按式(2)计算。等效黏滞阻尼系数ζeq按式(3)计算。

E=SABC+SCDA

(2)

(3)

式中：SABC，SCDA分别为滞回曲线ABC，CDA与x轴所围成的面积；SOBE，SODF分别ΔOBE与ΔODF的面积。

各试件的耗能特征如图12所示，每级循环取耗能最大的单圈循环。从图12可以看出，在加载初期，各桥墩都处于弹性阶段，塑性耗能E及等效黏滞阻尼系数ζeq都较小且无显著区别，随着水平位移增大，E及ζeq逐渐提升，峰值荷载后，各加固桥墩的E在每级循环上均能大于普通混凝土桥墩试件，JGZ1、JGZ2试件与RC试件相比，达到极限位移时对应的ζeq分别提高了27.1%，56.2%，说明采用PVA-ECC加固桥墩能够显著提高桥墩的耗能能力。

图12 耗能性能

相同条件下，随PVA纤维体积掺量增大，JGZ2、JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ3相比，达到极限位移时对应的ζeq分别提高了22.1%，8.6%；相同条件下，随轴压比增大，JGZ3、JGZ4试件分别与JGZ1、JGZ2相比，达到极限位移时对应的ζeq分别降低了2.5%，12.9%。

3 结 论

通过PVA-ECC材料加固桥墩拟静力试验研究，初步得到以下结论：

(1) 与普通混凝土桥墩相比，采用PVA-ECC材料加固能够显著改善桥墩的破坏形态，有效控制裂缝宽度，阻止保护层发生剥落，明显改善桥墩在地震作用下的延性性能、刚度退化和耗能能力。采用PVA-ECC材料进行加固，具有可替代部分箍筋的作用，即使对箍筋作用不足的桥墩，也能够得到较好的加固效果。

(2) 增加轴压比能显著提升桥墩承载能力及刚度，但位移延性系数明显降低；增大PVA纤维体积掺量能明显提升桥墩位移延性系数及耗能能力，刚度退化速度变缓。

(3) 本文采用的厚径比为0.1，当轴压比为0.1时，墩柱的延性已有较大改善；轴压比为0.2时，加固桥墩的位移延性系数仍高于轴压比为0.1的普通混凝土桥墩。工程应用中需要充分考虑实际轴压比及经济合理性，建议低轴压比下厚径比为0.1、PVA纤维体积掺量为1.5%即可；高轴压比情况下，需要适当增加厚径比与PVA纤维体积掺量。

(4) 由于试验条件限制，仅对缩尺的PVA-ECC加固桥墩试件进行了拟静力试验研究，存在一定的尺寸效应，只考虑轴压比与PVA纤维体积掺量的影响，对不同厚径比与加固高度等因素对PVA-ECC加固桥墩的影响仍需进一步研究，并利用数值模型弥补墩柱试件的不足。