设置无粘结钢筋的铁路重力式桥墩抗震性能试验研究

张文东，陈兴冲，高建强，鲁锦华，刘正楠，丁明波

（兰州交通大学土木工程学院，甘肃 兰州 730070）

引言

随着我国高速铁路建设的不断发展，即将建成以“八纵八横”为主体的高速铁路及客运专线铁路网，这将极大的促进我国经济建设的快速发展。然而，我国高速铁路网中一半以上的线路位于地震区，且大多数处于高烈度地震区。因而抗震设计成为高速铁路桥梁设计中的关键环节。为了满足延性抗震的要求，我国现行《铁路工程抗震设计规范》（GB50111-2016）［1］要求钢筋混凝土全截面配筋率不应小于0.5%。但在我国高速铁路桥梁中广泛采用配筋率低于0.5%的少筋混凝土桥墩［2－3］。由于该类桥墩具有自重和刚度大，能较好地平衡外力及保证墩身强度和稳定性的特点，因而被广泛应用于我国铁路桥梁中。但是，由于其墩身截面尺寸大，且仅布置护面钢筋，导致其配筋率过低，延性能力不足，抗震性能较差。

目前针对少筋混凝土重力式桥墩的抗震问题，国内已有大量学者进行研究并取得了一系列成果。其中：鞠彦忠等［4－5］对低配筋的缩尺模型桥墩进行拟静力试验，研究了桥墩延性性能与配筋率的关系，发现配筋率较低时，桥墩的塑性变形能力随着配筋率的增加而增强；刘浩［6］通过建立三维有限元模型分析了铁路少筋混凝土桥墩的抗震性能；蒋丽忠等［7］和姜静静［8］采用正交试验方法研究了高速铁路圆端型桥墩的抗震性能，结果发现桥墩的延性性能和耗能能力与配筋率有关，剪跨比和体积配箍率对其延性影响较小；张永亮等［9］和陈兴冲等［10－11］研究了配筋率对桥墩抗震性能的影响，发现桥墩的塑性变形能力和耗能能力随配筋率的增大而增强。然而近年来，很多桥墩在地震中仅遭受了轻度或中度破坏，却由于残余位移过大而拆除重建。有学者提出可以通过施加无粘结预应力钢筋使桥墩具有地震作用下的自复位能力，从而达到减小残余变形的目的。LEMURA 等［12］将无粘结高强钢筋加入混凝土墩柱中并进行了拟静力与动力试验研究，结果表明无粘结高强钢筋的引入可以增大墩柱屈服后的刚度；SAKAI 等［13－14］和MAHIN 等［15］对设置了无粘结预应力钢筋的桥墩开展低周往复荷载及动力加载下的抗震性能试验研究，发现采用无粘结方式处理普通钢筋可以显著减小墩柱的残余位移。汪训流［16］通过对15根桥墩试件进行拟静力试验，讨论了预应力钢筋有无粘结的方式以及无粘结处理的位置等因素对桥墩自复位性能的影响。此外，也有研究表明在节段拼装桥墩中增加无粘结预应力耗能钢筋可以显著改善桥墩的抗震性能［17］。

虽然以上学者针对少筋混凝土重力式桥墩的耗能和变形能力以及采用无粘结预应力钢筋对桥墩自复位性能的影响开展了大量研究。但是，针对少筋混凝土重力式桥墩在地震作用下延性和耗能能力较差的问题仍没有得到有效解决。因此，本文针对少筋混凝土重力式桥墩的上述问题提出了一种新的抗震措施，即在桥墩底部区域设置局部无粘结普通钢筋。此种抗震措施采用了延性抗震设计理念，利用墩底局部无粘结钢筋的自由伸缩变形来耗散地震能量，从而改善少筋混凝土重力式桥墩的抗震性能。基于该抗震设计思路，本文共设计了4个缩尺模型桥墩，并采用拟静力试验研究了无粘结钢筋的配筋率和粘结方式对铁路重力式少筋混凝土桥墩抗震性能的影响。

1 试验概况

1.1 模型设计与制作

该试验以8 度地震区广泛应用的圆端型实体桥墩为研究对象，原型桥主梁跨度为16 m，墩高为10 m。根据结构静力相似理论计算了该试验的相似参数，缩尺比列为1：8，表1 为模型相似参数。根据相似关系得出试验模型桥墩的高度为1 250 mm，且将圆端型桥墩截面等效为矩形截面，等效后的截面尺寸（长×宽）为360 mm×250 mm，承台尺寸（长×宽×高）设计800 mm×700 mm×500 mm。

表1 模型主要相似参数Table 1 Similarity coefficients of each parameter in the model

该试验主要考虑了有无粘结钢筋和配筋率对少筋混凝土重力式桥墩抗震性能的影响，共设计了4 个模型试验桥墩，编号依次为M1、M2、M3 和M4，其中：M1 和M2分别是配筋率为0.2%的完全粘结和无粘结钢筋模型桥墩，M3和M4为配筋率为0.5%的完全粘结和无粘结钢筋模型桥墩，模型桥墩的具体设计参数见表2。纵筋均采用8 mm的HRB335带肋钢筋，箍筋均采用6 mm的HPB300光圆钢筋，并以10 cm的间隔沿墩高进行布设，承台钢筋均采用直径为16 mm的螺纹钢进行布置，模型桥墩的详细配筋情况如图1所示。试验混凝土标号为C30，模型桥墩采用一次性浇筑成型，一天后脱模并洒水养护7d后在自然条件下继续养护21d。

表2 模型桥墩设计参数Table 2 Design parameters of model piers

图1 试验模型配筋图（单位：mm）Fig.1 Reinforcement diagram of test models

该试验模型桥墩的制作与加载均在兰州交通大学道桥工程实验室内完成。与传统完全粘结的少筋混凝土桥墩相比，本文提出的无粘结钢筋桥墩中的钢筋数量和类型完全一致，唯一区别在于墩身底部纵向钢筋采用了无粘结处理措施，具体处理方式如图2所示。即通过在桥墩底部区域用PVC聚氯乙烯管包裹钢筋，将其与混凝土隔离，从而形成无粘结钢筋的少筋混凝土桥墩。粘结区域钢筋高度参考《公路桥梁抗震细则》中塑性铰长度计算公式取值，取矩形截面短边尺寸的2/3 倍（25×2/3=16.6 cm），试验中无粘结长度取17 cm。无粘结处理区段的长度按照一倍塑性铰长度进行设置。

图2 无粘结钢筋的处理Fig.2 Treatment of unbonded steel bars

1.2 加载方案

该试验采用的加载装置如图3 所示，模型桥墩预制时提前在承台指定位置处预留4 个直径40 mm 的地锚螺栓孔，试验时，采用4根直径为25 mm的高强螺纹钢筋将桥墩锚固于反力地基上。水平荷载施加采用刚性夹具利用墩顶预留的4 个直径为20 mm 的螺栓孔将作动器与模型桥墩进行连接，并通过伺服作动器对模型桥墩沿墩顶纵向施加水平往复荷载。通过将高强螺纹钢筋与压力传感器、横梁和地锚进行连接形成竖向加载系统，其中：竖向轴力通过高强钢筋施加。试验加载过程中，采用ATC-24［18］推荐的位移控制模式，具体加载模式如图4所示。试件从1 mm 开始逐级增加，15 mm 之前增幅为2 mm，15 mm 之后增幅为5 mm。每级位移反复三次，直到模型桥墩的水平荷载承载力下降到峰值荷载的85%以后或者纵筋被拉断时停止加载并结束试验。模型桥墩的荷载-位移关系可由电液伺服加载系统自动采集。其试验过程中最大位移限值为75 mm。

图3 试验加载装置Fig.3 Test loading device diagram

图4 加载制度Fig.4 Loading system diagram

1.3 无粘结钢筋应力机理分析

本文研究无粘结钢筋的理论机理在于无粘结区域的钢筋与周围混凝土之间可以相对滑动，不符合变形协调条件，导致了构件的受力和变形性能不同于有粘结混凝土构件，无粘结钢筋可将局部的变形均匀的分散到无粘结区域，应力的增量等于无粘结钢筋区域周围混凝土应变增量的平均值。因此，在最大弯矩截面，无粘结区域的钢筋应力低于相同条件下有粘结处钢筋应力。

2 试验结果与分析

2.1 试验现象与破坏形态

所有试验模型的破坏主要集中在墩身底部区域，加载过程中，模型桥墩整体呈弯曲破坏形态。根据试验模型的纵筋配筋率和粘结方式的不同，试验模型的墩身底部表现出不同的破坏模式。

配筋率0.2%的试验模型M1 和M2：试验加载初期，模型M1 试件的东、西和北三侧距离墩底11 cm 处出现了微裂缝，模型M2 的墩身底部区域无开裂现象；位移加载至±7 mm 时，M1 北侧距离墩底11 cm 高度处的裂缝张开明显，M2的西侧墩底开始出现裂缝；位移加载至±25 mm时，M1西侧和北侧裂缝张开处的混凝土剥落严重，露出箍筋，M2 西侧墩底出现混凝土剥落和轻微的压碎现象；位移加载至±40 mm 时，M1 墩身东南侧混凝土压碎严重，西北侧一根纵筋屈服并最终被拉断，M2东南角处混凝土压碎剥落；位移加载至±45 mm时，M1东南侧一根纵筋拉断，M1加载结束，M2东南角及西南角出现大量混凝土压碎现象且纵筋外露；位移加载至±60 mm时，M2东南角处一根纵筋拉断，M2加载结束。M1和M2的最终破坏现象如图5所示。

图5 模型M1和M2最终破坏形态Fig.5 Failure modes of model M1 and M2

配筋率0.5%的试验模型M3 和M4：试验加载初期，M3 南侧距离墩底15 cm 处出现微裂缝，而M4 无开裂现象；位移加载至±5 mm 时，M3 的墩底西南侧和东北侧出现微裂缝，北侧距离墩底17 cm 处出现裂缝，M4 的墩底东南角和东北角处出现微裂缝；位移加载至±15 mm时，M3距离墩底的西侧10 cm 处、东南侧30 cm 处和南侧40 cm处各出现一条新裂缝，M4距离墩底的东侧29 cm和49 cm处，西侧37 cm处和北侧47 cm处各出现一条新裂缝；当位移加载至±45 mm 时，M3 的南侧3 根纵筋和北侧1 根钢筋拉断，M3 加载结束，M4 南侧纵筋因保护层混凝土的压碎而裸露，并在水平位移加载至60 mm时，南侧一根纵筋拉断，M4加载结束。M3和M4的最终破坏现象如图6所示。

图6 模型M3和M4最终破坏形态Fig.6 Failure modes of model M3 and M4

2.2 滞回曲线

图7给出了模型试验测得的墩顶水平荷载-位移滞回曲线。试验加载初期，模型桥墩均处于弹性工作阶段，荷载-位移曲线基本呈线性关系，滞回曲线呈狭窄细长状，滞回曲线的加载路径与卸载路径基本重合，卸载时基本无残余变形。

图7 模型桥墩滞回曲线Fig.7 Hysteretic curves of test models

通过对模型桥墩M1～M4的滞回曲线进行对比分析可知：（1）所有模型桥墩的滞回曲线均表现为较为饱满的梭形，说明少筋混凝土桥墩具有较好的抗震耗能能力；（2）与配筋率较低的M1 和M2 相比，模型桥墩M3 和M4 的承载力显著提高，表明少筋混凝土桥墩可以通过提高配筋率来提高承载力；（3）与完全粘结模型桥墩M1 和M3 相比，无粘结模型桥墩M2和M4的极限位移提高明显，滞回曲线的面积进一步增大，表现的更为饱满，说明桥墩底部区域采用纵筋无粘结的方式，可以显著提高少筋混凝土桥墩的延性耗能和变形能力。

2.3 骨架曲线

图8给出了不同粘结方式和配筋率条件下4个模型桥墩的骨架曲线。通过对比分析可知：在试验模型未发生严重破坏或者钢筋断裂失效前，随着水平位移的增加，所有模型的荷载-位移斜率基本呈线性状态，试件处于弹性工作阶段。随着水平位移的继续增加，骨架曲线的斜率随水平位移的增大而逐渐减小，直至达到极限荷载。由于试验误差的原因，模型桥墩的正向与负向骨架曲线关于原点呈现不完全对称现象。相比完全粘结钢筋的模型M1和M3，无粘结钢筋模型M2和M4的骨架曲线特征明显，其最大位移显著增大，且分别增大了33.3%和27.6%，表明采用无粘结措施可以提高试件的延性和变形能力。

图8 模型桥墩骨架曲线Fig.8 Skeleton curves of test models

与低配筋模型M1和M2相比，高配筋模型M3和M4骨架曲线的峰值荷载明显增大，且分别增大了71.5%和75.8%，表明增大配筋率可以显著提高模型桥墩的极限承载力。同时可以看出：在配筋率相同条件下，无粘结模型M2和M4的极限承载力相比完全粘结模型M1和M3略微下降，降幅分别为2.83%和5.18%，说明粘结方式对少筋混凝土极限承载力的影响较小，可忽略不计。

3 抗震性能指标及变量分析

3.1 刚度退化

为了反映正向和负向荷载对试验模型刚度的影响，采用各项刚度K作为试验模型不同水平位移的刚度，第i级水平位移的平均割线刚度定义为［19］：

式中：+Pi和-Pi分别表示第i级加载时正和反向峰值点的荷载值；+Δi和-Δi分别代表第i级加载时正和反向峰值点所对应的位移值。

图9 给出了有无粘结和纵筋配筋率对模型桥墩刚度退化的影响。整体而言，所有试验模型均具有相似的刚度退化规律。配筋率较大的模型桥墩的初始刚度较大，相比于完全粘结试验模型M1 和M3，无粘结试验模型M2 和M4 的刚度退化速率更快，且随着配筋率越大这种趋势愈加明显。由此可知：配筋率对模型桥墩的刚度退化影响更大，而粘结方式对模型桥墩的刚度退化影响较小。

图9 模型桥墩刚度退化曲线对比Fig.9 Comparison of stiffness degeneration curves of models

3.2 延性系数

模型桥墩的延性系数取正向和反向两个加载方向延性的平均值，本文根据骨架曲线采用PARK［20］法计算桥墩模型的屈服位移和极限位移。图10 给出了有无粘结和纵筋配筋率对模型桥墩延性性能的影响。由图可知：与完全粘结模型桥墩M1和M3相比，采用无粘结钢筋的处理方式可以提高模型桥墩的延性性能，尤其是对于低配筋模型M2的延性提高最为显著，提高了68.8%。说明少筋混凝土重力式桥墩可以采用无粘结方式来提高桥墩的延性性能，且配筋率越低提高的效果越明显。

图10 模型桥墩位移延性系数对比Fig.10 Comparison of displacement ductility coefficient of models

3.3 耗能能力

耗能能力是指试件吸收地震能量的能力，模型桥墩的滞回曲线越饱满，即荷载-位移曲线包围的面积越大，说明试件模型的耗能能力越强。本文采用累积滞回耗能E对试件的耗能能力进行评价［19］，试件某位移的累积耗能定义为小于及等于该位移的滞回曲线包围的面积之和。图11 给出了有无粘结和纵筋配筋率对累积滞回耗能的影响。可以看出：在配筋率相同时，无粘结模型M2 和M4 的最终累积滞回耗能高于完全粘结试件模型M1 和M3，分别提高了67.3%和30%。表明采用无粘结方式可以提高桥墩的耗能能力。究其原因，是由于地震作用下，无粘结钢筋可以通过自由伸缩进行耗能，从而提高模型桥墩的延性和塑性变形能力。

图11 累积耗能影响因素分析Fig.11 Parametric analysis of total energy dissipation

4 结论

本文通过对有无粘结处理措施和不同配筋率的模型桥墩进行低周往复加载试验研究，得出以下结论：

（1）无粘结钢筋的模型桥墩破坏形式为弯曲破坏，与完全粘结的模型桥墩相比，无粘结模型桥墩的裂缝位置集中在墩身底部，加载过程中未发生上移，且主要表现为墩底塑性区混凝土裂缝的开展、延伸及混凝土的压碎。

（2）在配筋率相同条件下，无粘结模型桥墩M2 和M4 的滞回曲线比完全粘结的模型桥墩M1 和M3 更为饱满，且最终累积滞回耗能分别提高了67.3%和30%，说明采用无粘结钢筋处理方式可以提高桥墩的耗能能力。

（3）与完全粘结模型桥墩M1和M3相比，采用无粘结钢筋的处理方式可以提高模型桥墩的延性性能，尤其是对于低配筋模型M2的延性提高最为显著，提高了68.8%。说明少筋混凝土重力式桥墩可以采用无粘结方式来提高桥墩的延性性能，且配筋率越低提高的效果越明显。

（4）与低配筋模型桥墩相比，高配筋模型的极限承载力分别增大了71.5%和75.8%，表明增大配筋率可以显著提高模型桥墩的极限承载力。同时，在配筋率相同条件下，无粘结钢筋的处理方式对于模型桥墩极限承载力的影响较小，最大降幅为5.18%，可忽略不计。

（5）相比于完全粘结试验模型，无粘结试验模型M2和M4的刚度退化速率更快，且随着配筋率越大这种趋势愈加明显。