不同軸壓比下聚丙烯纖維增強混凝土墩抗震性能試驗研究

賈 毅，趙人達，王永寶，李福海,3

(1. 西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.太原理工大學 建筑與土木工程學院，山西 太原 030024；3.西南交通大學 陸地交通地質災害防治技術國家工程實驗室，四川 成都 610031)

橋墩作為橋梁結構的重要組成部分，同時也是橋梁抗震研究最核心的對象。在所有影響橋墩抗震性能的參數中，軸壓比會對橋梁的抗震性能產生較大影響[1-2]。針對此參數，國內外學者開展大量的試驗研究，研究表明在高軸壓比下，普通鋼筋混凝土橋墩的延性和耗能能力明顯降低，橋墩在地震作用下呈明顯的脆性破壞[3-4]。為提高橋墩在高軸壓比下的變形能力，改善橋墩在地震作用下的受力性能，可以采用纖維增強混凝土代替普通混凝土，這也是目前提高混凝土結構抗震性能的有效措施之一[5]。

聚丙烯纖維增強混凝土(PP-ECC)是高延性工程水泥基復合材料(ECC)的一種，與普通混凝土相比，該材料的彈性模量較低，但具有較高的延性和耗能能力[6]。在單軸拉伸荷載作用下具有應變硬化特性，極限拉應變可穩定達到3%以上，并且在抗拉荷載作用下裂縫開展表現為多條細密裂縫的微觀開裂模式，具有優越的裂縫分散和控制能力[7]。ECC是高耗能部位混凝土的理想替代品，可與鋼筋協調工作，適合用于土木工程領域，可彌補普通混凝土結構耗能低的缺點[8]。文獻[9-10]對采用PP-ECC材料的梁柱節點試件進行擬靜力試驗研究，分析梁柱內箍筋含量對試件破壞特征、滯回性能及耗能的影響。文獻[11]通過擬靜力試驗研究聚丙烯纖維增強水泥復合材料(PFRC)和鋼纖維增強混凝土(SFRC)對橋墩抗震性能的影響。文獻[12]通過試驗研究延性纖維增強水泥基復合材料(DFRCC)裝配式橋墩的抗震性能特點。文獻[13]研究3根不同配筋率PVA-ECC柱在高軸壓比下的抗震性能，結果表明， PVA-ECC柱均發生彎曲破壞，沒有出現劈裂、剝落和黏結破壞，隨著箍筋間距的減小，結構延性得到改善。文獻[5]對配筋PVA纖維增強混凝土柱進行高軸壓比下的擬靜力試驗研究表明，PVA纖維柱表現為延性破壞模式，并具有良好的塑性變形能力和損傷容限。文獻[14]對4根高軸壓比、高強混凝土柱進行低周反復水平荷載試驗，結果表明，高強混凝土柱發生彎曲破壞，箍筋間距較小試件的滯回曲線飽滿、滯回環面積大，耗能大、延性好。文獻[15]對3個新型混合裝配式混凝土剪力墻在不同軸壓比下進行抗震性能試驗研究，結果表明，隨著軸壓比的降低，試件剛度明顯降低，殘余變形增大，耗能能力提高。文獻[16]對22根鋼-聚丙烯混雜纖維混凝土框架柱進行擬靜力試驗研究，結果表明，鋼-聚丙烯混雜纖維在增強柱的耗能能力方面優于鋼纖維或聚丙烯纖維，隨著軸壓比的增加，其發揮的作用增大。文獻[17]采用FRC柱和1個普通混凝土柱對5個潛在塑性鉸區進行擬靜力試驗，研究FRC區高度、強度和柱軸壓比對其抗震性能的影響，結果表明，與普通鋼筋混凝土柱相比，塑性鉸區采用FRC且配筋較少的柱，具有較好的變形能力和損傷容限。文獻[18]對2根不同軸壓比鋼筋混凝土矩形空心墩柱進行水平雙向加載擬靜力試驗，分析不同軸壓比下橋墩破壞機制、承載能力、延性、剛度、耗能能力等方面的抗震性能，結果表明，軸壓比從0.1增加到0.2時，試件承載能力、剛度和耗能能力都明顯提高，延性性能下降不明顯。

以上研究成果均表明，軸壓比對ECC橋墩、普通混凝土橋墩以及剪力墻結構在低周反復荷載作用下的破壞模式和受力性能都有較大影響，在橋梁抗震設計中橋墩的軸壓比需要嚴格控制在合理范圍內。然而，目前國內外關于局部采用PP-ECC橋墩抗震性能試驗研究的報道較少。

本文設計制作不同軸壓比、不同試件高度的PP-ECC橋墩試件，開展低周反復荷載作用下的擬靜力試驗，全面研究其抗震性能，并討論軸壓比參數對試件破壞形態、滯回曲線、骨架曲線、位移延性、強度衰減、剛度退化和耗能能力等抗震性能指標的影響規律。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

本試驗共設計4個橋墩試件，試件的編號及參數見表1。所有橋墩試件一端固定，另一端自由。全部試件均為方形實心截面墩，橫截面尺寸為300 mm×300 mm，加載點至承臺頂面距離為2 100 mm，用于模擬剪跨比為7.0的高墩橋梁。試件的箍筋間距為70 mm，體積配箍率ρv為0.79%，縱筋率ρl為1.51%，各試件的鋼筋配置相同。試件截面尺寸及配筋構造如圖1所示。

表1 試件參數

圖1 試件尺寸及配筋詳圖

試件制作和養護過程如圖2所示。首先綁扎鋼筋籠、制作模板，然后澆筑承臺普通混凝土，待承臺混凝土初凝結后澆筑墩底PP-ECC，當PP-ECC有一定強度后澆筑墩身其余普通混凝土。

圖2 試件制作過程

1.2 材料力學性能

試驗采用單絲聚丙烯(PP)纖維，其主要物理性能參數見表2。PP纖維抗拉強度高、彈性模量小、延伸率高、在水泥基體中分散性好并與水泥基體之間有良好的握裹性[8]。為測定普通混凝土和PP-ECC的抗壓強度，同期制作了3個邊長為150 mm的標準立方體試塊，與橋墩試件在相同條件下養護28 d后，測試普通混凝土和PP-ECC抗壓強度平均值分別為28.6、27.2 MPa。橋墩縱向鋼筋采用12 mm的HRB400熱軋帶肋鋼筋，其屈服強度和極限強度試驗平均值分別為442.5 MPa和616.8 MPa；箍筋采用6 mm的HRB400熱軋帶肋鋼筋，其屈服強度和極限強度試驗平均值分別為440.6 MPa和612.4 MPa。材料力學試驗設備如圖3所示，普通混凝土和PP-ECC試塊抗壓試驗最終破壞形態如圖4所示。由圖4可知，普通混凝土試塊破壞時大面積剝落、劈裂，承載能力下降較快，而PP-ECC試塊破壞時仍保持較好的整體性，僅產生大量豎向細密裂縫，承載能力下降緩慢。

表2 PP纖維基本性能

圖3 材料試驗設備

圖4 試塊破壞形態

2 試驗加載和量測方案

2.1 試驗裝置

本次試驗裝置主要由1臺500 kN MTS液壓伺服加載系統、1個3 200 kN液壓千斤頂、反力墻、反力架、反力梁、低摩阻滑板小車、球鉸、地錨螺栓等組成，試驗加載示意及實景如圖5所示。試驗時，首先通過液壓千斤頂施加豎向荷載并保持恒定，通過MTS液壓伺服作動器對墩頂施加水平荷載。為保證試驗過程中豎向荷載垂直施加于墩頂中心，在反力梁與千斤頂之間設置低摩阻滑板小車，在墩頂與千斤頂之間設置球鉸[19]。試件承臺與臺座之間通過4根高強地錨螺桿固定，以保證試件在承受水平荷載時不產生整體滑移和轉動。

圖5 試驗加載裝置

2.2 加載制度

根據文獻[20]的規定，試驗開始前，通過豎向千斤頂施加40%目標軸向荷載，重復加卸載3次，目的是消除試件內部受力不均勻效應，并對試驗數據采集設備進行調試。試驗開始時，首先施加豎向荷載至預定值，并在整個試驗過程中保持恒定。本次試驗的水平荷載采用低周往復靜力加載方法，加載制度采用荷載-位移混合控制，即試件縱向鋼筋屈服前采用荷載控制分級加載，荷載級差為2.5 kN，每級控制荷載下循環1次，獲得試件的開裂及屈服荷載；縱向鋼筋屈服后，采用位移控制加載，按試件墩頂屈服位移δy的整倍數逐級加載，加載位移依次為δy、2δy、3δy、…，每級控制位移下循環3次，待某一級位移下試件承載能力下降到峰值荷載的85%以下時，認為試件已破壞，停止試驗，獲得試件的峰值及極限荷載。試件的加載制度如圖6所示。

圖6 試件加載制度

2.3 測點布置和數據采集

試驗測試內容如下：

(1)試件墩頂加載點處的水平荷載與位移，通過MTS液壓伺服加載系統自動完成記錄；

(2)試件塑性鉸區域縱向鋼筋和箍筋的應變，通過預埋在鋼筋上的3 mm×5 mm電阻應變片進行測量；

(3)試件塑性鉸區域混凝土和PP-ECC的縱向應變和剪切應變，通過在試件塑性鉸區域表面粘貼混凝土電阻應變片和應變花進行測量；

(4)記錄整個試驗過程中試件的開裂情況，利用電子裂縫觀測儀測量裂縫寬度，并繪制試件的裂縫發展圖。

3 試驗結果及分析

3.1 破壞過程及破壞形態

整個試驗過程中，4個試件的破壞過程及破壞形態基本相同，都經歷了開裂、屈服、極限、破壞4個階段，最終4個試件均因墩底受壓側縱向鋼筋壓屈導致承載能力下降到目標荷載(峰值荷載的85%)而破壞，各試件的最終破壞形態如圖7所示。試件PEP-1和PEP-2加載到10 kN時，出現一條細微裂縫，而試件PEP-3和PEP-4首次出現裂縫發生在荷載20 kN左右，裂縫均出現在距墩底0.5 cm位置，分析認為，這主要是因為試件的試驗軸壓比不同，軸向壓力越大，試件的開裂荷載越高。

本文以試件PEP-2為例，介紹試件的破壞過程及形態。隨著荷載的持續增加，裂縫逐步由墩底向上發展，但裂縫主要集中在PP-ECC區域內，試件前后拉壓側裂縫呈相互平行的橫向發展趨勢，左右側裂縫斜向發展。隨著加載歷程的不斷發展，既有裂縫逐漸變寬，縱向鋼筋在墩底位置發生屈服，此時墩底PP-ECC區產生大量細微裂縫。試件屈服后，隨著墩頂加載位移的增加，新裂縫不斷產生，既有裂縫逐漸連通，并伴有纖維拔出和拉斷的“嘶嘶”聲，在普通混凝土區域也產生數條水平裂縫。試件達到峰值荷載后，既有裂縫寬度不斷增大，新裂縫產生較少，在距墩底15 cm范圍內前后拉壓側產生數條豎向裂縫，同時距墩底15～20 cm范圍內試件拉壓側局部PP-ECC被壓鼓出，但未出現剝落、掉塊現象，試件承載能力緩慢下降。當試件承載能力下降到峰值荷載的85%以下時，試件墩底的縱向鋼筋受壓屈曲明顯，試件最終破壞。

圖7 試件破壞形態

3.2 荷載-位移滯回曲線分析

橋墩試件的荷載-位移滯回曲線綜合反映了結構的抗震性能，它全面記錄了試件從彈性、彈塑性到最終破壞的全過程，是分析結構抗震性能的重要依據[8]。

各試件荷載-位移滯回曲線如圖8所示。從圖8可以看出，當水平荷載較小時，滯回曲線基本為直線，所包圍的面積較小，試件的加卸載剛度基本不變，荷載、位移線性增加，試件基本處于彈性階段。隨著荷載的增加，裂縫逐漸出現，滯回曲線不斷偏離直線，滯回曲線所包圍面積逐漸增大，荷載、位移非線性增長，說明試件進入彈塑性階段。試件屈服后，滯回曲線逐漸向位移軸靠近，試件的加卸載剛度退化，滯回曲線所包圍面積也同時增大。峰值荷載后，隨著墩頂位移的繼續增加，試件的承載能力開始下降，卸載后的殘余變形逐漸增大，滯回曲線變得平緩，承載能力未發生明顯下降，說明試件在較大變形的情況下仍具有足夠的承載能力，延性較好。

試件PEP-1和PEP-2的滯回曲線明顯比試件PEP-3和PEP-4飽滿，表現出更好的變形能力和耗能能力，說明軸壓比越大，試件的延性越差。試件PEP-3和PEP-4的承載能力大于試件PEP-1和PEP-2，但峰值荷載后，試件PEP-3和PEP-4的承載能力和剛度衰減速度較快，表明軸壓比越大，試件的強度和剛度退化越嚴重，而隨著PP-ECC區高度的增加，這種現象得以改善，說明增加塑性鉸區PP-ECC高度可以提高高軸壓比下PP-ECC橋墩的變形能力和耗能能力。

圖8 試件滯回曲線

3.3 骨架曲線分析

骨架曲線是將試件的荷載-位移滯回曲線各級循環的峰值點連接起來的包絡線[21]，各試件的骨架曲線如圖9所示。

圖9 試件骨架曲線

由圖9可以看出，4個試件的骨架曲線均由上升段、強化段和下降段三部分組成；對比試件PEP-1和PEP-3可知，加載前期，試件PEP-3骨架曲線斜率明顯大于試件PEP-1，說明當PP-ECC區高度相同時，試驗軸壓比越大，試件的初始側移剛度越大；與試件PEP-1和試件PEP-2相比，試件PEP-3和PEP-4具有較高的承載能力，說明增加軸壓比可以增強裂縫之間基體的咬合和摩擦作用，進而提高試件的水平承載能力；達到峰值荷載后，試件PEP-1、PEP-2、PEP-4保持一段平穩的耗能階段，下降段光滑平穩，沒有明顯的拐點，而試件PEP-3達到峰值荷載后，承載能力急劇下降，承載力拐點明顯，延性較差，說明增大試件的軸壓比，其延性和整體穩定性將變差，但增加PP-ECC區高度可以在一定程度上改善高軸壓比結構的延性性能和穩定性。

3.4 強度衰減分析

強度衰減是位移幅值不變的情況下結構的強度隨著循環次數的增加而不斷降低的現象。通常采用強度衰減系數ηi表示

( 1 )

表3 各試件在不同位移等級下的強度及衰減系數

圖10 強度衰減系數與加載位移關系曲線

從圖10可以看出，試件PEP-1、PEP-2和PEP-4的強度衰減系數為0.891～0.989，在一個相對穩定的范圍內變化，試件的強度衰減較慢。而試件PEP-3的強度衰減系數為0.777～0.865，其強度衰減系數明顯小于另外3個試件，表明該試件的強度衰減變化大，每次循環過程中結構自身的損傷較嚴重，結構的整體穩定性較差。這主要是因為PEP-3試件PP-ECC區域的高度相對較低同時軸壓比較大。當PP-ECC區高度為250 mm時，試件的軸壓比越大，其強度在每級位移循環下衰減越快，但增大橋墩PP-ECC區高度，可以減緩試件的強度衰減速度，可見軸壓比和PP-ECC區高度對試件的強度衰減有一定的影響。因此，為了保證試件具有良好的承載能力穩定性，應控制PP-ECC橋墩的軸壓比并選擇合理的PP-ECC區高度。

3.5 剛度退化分析

剛度退化是指在加載過程中，隨著位移的增大和循環加載次數的增加，試件的剛度逐漸減小，最終試件的剛度無法抵抗地震的作用，剛度退化反映了結構累計損傷的影響。通常采用割線剛度Ki表示試件在反復加載歷程中的剛度退化特性[22]，如圖11所示。割線剛度計算公式為

( 2 )

圖11 割線剛度

各試件割線剛度退化曲線如圖12所示。由圖12可知，4個試件的剛度退化曲線大致相同，試件屈服前，剛度先快速退化，隨后剛度退化速度逐步變小，峰值荷載后，曲線趨于平緩，未發生明顯的剛度突變現象，說明PP-ECC橋墩具有良好的抗震性能。從加載開始到結束，在各級加載上，試件PEP-3和PEP-4的割線剛度均大于試件PEP-1和PEP-2，說明較大的軸向壓力在一定程度上約束了橋墩的側向變形，限制了PP-ECC微裂縫的發展，從而提高了PP-ECC橋墩的側移剛度。屈服之前，試件剛度退化速度隨著軸壓比的增加而變快，隨著PP-ECC區高度的增加而變慢，表明軸壓比和PP-ECC區高度對試件屈服前剛度退化速度有一定的影響。屈服之后，4個試件剛度退化越來越緩慢，剛度退化曲線基本重合，表明軸壓比和PP-ECC區高度對試件屈服后的剛度退化速度影響較小。

圖12 試件割線剛度退化曲線

3.6 延性分析

延性是指試件達到極限位移之前，其承載能力未明顯下降的情況下耐受非彈性變形的能力[13,19]，通常采用位移延性系數來評價試件的延性性能。依據縱向鋼筋首次達到屈服應變確定試件的屈服位移，取荷載-位移骨架曲線上由最大承載力下降15%對應的位移為試件的極限位移，試件的極限位移與屈服位移的比值定義為位移延性系數μ[23]，見式( 3 )。試件的極限位移轉角(側移比)也是衡量結構變形性能的指標之一[24]，將試件的極限位移與橋墩有效高度H的比值定義為極限位移轉角θu，見式( 4 )。各試件的屈服位移、極限位移、延性系數、極限位移轉角見表4。

( 3 )

( 4 )

表4 試件屈服位移、極限位移、延性系數及極限位移轉角

由表4可知：在軸壓比相同的條件下，試件PEP-2的位移延性系數大于試件PEP-1，試件PEP-4的位移延性系數大于試件PEP-3，說明增大墩底PP-ECC區高度可以有效提高結構的延性性能，增強橋墩的抗震性能。與PEP-1和PEP-2相比，PEP-3和PEP-4位移延性系數分別降低了56.4%和15.4%，極限位移轉角分別降低了44.9%和17.1%，這說明在相同PP-ECC區高度下，試件的位移延性和極限位移轉角隨著軸壓比的增加而降低，軸壓比越小的試件變形能力越好，這與普通混凝土橋墩表現的性能一致。

3.7 耗能性能分析

耗能性能是衡量結構抗震性能的一個重要指標。荷載-位移滯回曲線所包圍的面積反映了結構耗能的大小，即包圍的面積越大，耗散的能量越多，結構的耗能性能越好[25]。由于各試件的加載歷程不同，本文采用Clough和Penzien提出的等效黏滯阻尼系數ξeq(式( 5 ))來評價結構在地震中的耗能性能[26]，ξeq越大，結構的耗能能力越強，抗震性能越好。等效黏滯阻尼系數計算示意如圖13所示。

( 5 )

式中：SEBC+SFBC為一次加卸載循環中試件所耗散的地震能量；S△OAF+S△ODE為理想的彈性結構在達到相同位移時吸收的能量。

圖13 等效黏滯阻尼系數計算示意

各試件在開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載和極限位移時所對應的等效黏滯阻尼系數見表5。由表5可知：隨著試驗荷載等級的增加，PP-ECC橋墩試件的等效黏滯阻尼系數呈增大的趨勢，當試件達到極限位移時，其等效黏滯阻尼系數達到最大值，說明PP-ECC橋墩的耗能能力隨著加載進程的發展不斷增強；在極限位移時，試件的等效黏滯阻尼系數為0.296～0.358，而普通鋼筋混凝土橋墩達到極限位移時的等效黏滯阻尼系數約為0.2[27]，說明局部采用PP-ECC可以提高橋墩的耗能能力，增強橋墩的抗震性能；試件PEP-3和PEP-4在不同加載階段的等效黏滯阻尼系數均大于試件PEP-1和PEP-2，說明軸壓比對試件的黏滯阻尼系數有一定的影響，即隨著軸壓比的增加，試件的耗能能力有一定的提高，相對較高的軸向壓力有利于箍筋對核心PP-ECC的約束，更能發揮PP-ECC橋墩的抗震性能。

表5 試件等效黏滯阻尼系數

4 結論

(1)在低周反復荷載作用下，不同軸壓比和不同PP-ECC區高度試件破壞過程和破壞形態相似，均經歷了開裂、屈服、極限和破壞4個階段，最終破壞時縱向鋼筋受壓屈曲，PP-ECC保護層未剝落，核心PP-ECC保持良好，說明局部采用PP-ECC的橋墩具有較高的耐損傷能力。

(2)軸壓比對試件的強度衰減和剛度退化有一定影響，軸壓比越大，強度衰減速度越快，剛度退化越嚴重，試件的整體穩定性越差，增加PP-ECC區高度可以在一定程度上減緩強度衰減和剛度退化的速度。

(3)在其他條件均相同的情況下，PP-ECC橋墩的位移延性和極限位移轉角隨著軸壓比的增加而降低，軸壓比越小的試件變形能力越強，這與普通混凝土橋墩表現出來的性能一致。

(4)軸壓比對PP-ECC橋墩的等效黏滯阻尼系數、承載能力和初始剛度有一定的影響，隨著軸壓比的增加，試件的耗能能力、承載能力和初始剛度都有一定的提高，說明相對較高的軸向壓力有利于箍筋對核心PP-ECC的約束，更能發揮PP-ECC橋墩的抗震性能。

(5)PP-ECC橋墩的耗能能力隨著試驗荷載的增加不斷增強，當試件達到極限位移時，其等效黏滯阻尼系數為0.296～0.358，大于普通混凝土橋墩達到極限位移時的等效黏滯阻尼系數，說明局部采用PP-ECC可以提高橋墩的耗能能力，增強橋墩的抗震性能。