張霽顏， 逯宗典， 段洪亮， 肖 緯， 王志強(qiáng)

(1. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2. 中交第二公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，湖北 武漢 430000;3. 同濟(jì)大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司，上海 200092;4. 上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司，上海 200092)

自密實(shí)混凝土(Self-Compacting Concrete，簡稱SCC) 于20世紀(jì)80年代后由日本成功研發(fā)并運(yùn)用于橋梁、建筑、隧道工程，與普通混凝土相比，其具有卓越的流動(dòng)性與自填充性能；能免去振搗工序，節(jié)省勞動(dòng)力與施工成本，還能有效利用粉煤灰、硅灰等工業(yè)固體廢棄物，更利于環(huán)境保護(hù)。

近年來，隨著自密實(shí)混凝土在實(shí)際工程中的不斷推廣與應(yīng)用，國外對(duì)自密實(shí)混凝土的本構(gòu)關(guān)系和與鋼筋的粘結(jié)錨固性能進(jìn)行了較多試驗(yàn)研究[1-4]。自密實(shí)混凝土的骨料粒徑較小而球度模數(shù)較大會(huì)影響混凝土中骨料間的咬合力，導(dǎo)致其與鋼筋的粘結(jié)性能與普通混凝土的粘結(jié)行為存在不同。橋墩作為橋梁抗震的主要構(gòu)件，伴隨自密實(shí)混凝土在橋墩中的應(yīng)用，其抗震性能的研究顯得尤為重要。Paultre和Srilakshmi et al[5-6]通過自密實(shí)混凝土短柱靜力軸壓試驗(yàn)研究了約束自密實(shí)混凝土的本構(gòu)關(guān)系，結(jié)果表明，配箍率越高時(shí)，約束混凝土的強(qiáng)度和試件的延性都提高，Mander模型還是較好地與自密實(shí)混凝土試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)應(yīng)，但一些參數(shù)需要修正。Angotti et al[7]通過偏心軸壓測試得到自密實(shí)混凝土立柱具有相對(duì)較低的極限抗壓強(qiáng)度與較好的延性性能。Asl et al[2]通過單向拉拔試驗(yàn)對(duì)鋼筋與自密實(shí)混凝土、普通混凝土的粘結(jié)力學(xué)行為進(jìn)行了探討，結(jié)果表明，自密實(shí)混凝土與鋼筋之間存在粘結(jié)滑移現(xiàn)象，其早期粘結(jié)強(qiáng)度低于普通混凝土，但28 d后的粘結(jié)強(qiáng)度大于普通混凝土5%～8%，發(fā)現(xiàn)自密實(shí)混凝土施工質(zhì)量對(duì)粘結(jié)行為有影響。Veerle et al[8]對(duì)自密實(shí)混凝土和普通混凝土試件通過拉拔試驗(yàn)進(jìn)行了粘結(jié)力學(xué)行為的研究，研究表明，自密實(shí)混凝土與鋼筋的粘結(jié)強(qiáng)度高于普通混凝土，最大粘結(jié)應(yīng)力隨螺紋鋼筋直徑的增加而加大。Helincks et al[3]針對(duì)不同自密實(shí)混凝土級(jí)配,在不同混凝土澆筑環(huán)境(實(shí)驗(yàn)室、混凝土工廠)制作的自密實(shí)混凝土試件進(jìn)行了拉拔試驗(yàn)，得出對(duì)直徑16 mm以下的鋼筋，粘結(jié)強(qiáng)度提高，而對(duì)較大直徑的鋼筋，粘結(jié)強(qiáng)度有減少趨勢。國外對(duì)于自密實(shí)混凝土立柱的抗震性能研究則處于初步階段。2005年，Okamura et al[9]對(duì)自密實(shí)混凝土立柱的抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究發(fā)現(xiàn)，自密實(shí)混凝土柱吸收能量和抵抗地震力的能力不低于普通混凝土柱，具有相當(dāng)好的延性；同時(shí)，混凝土與鋼筋較好的粘結(jié)性能可考慮減小鋼筋的搭接錨固長度；但是，自密實(shí)混凝土柱的抗剪能力低于普通混凝土柱。2014年，Ashtiani et al[10]研究了高強(qiáng)自密實(shí)混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，研究表明，高強(qiáng)自密實(shí)混凝土試件能在保證良好抗震性能的同時(shí)有效提高材料品質(zhì)與施工特性。

國內(nèi)方面，2004年，王國杰等[11]針對(duì)自密實(shí)混凝土與鋼筋的粘結(jié)錨固性能進(jìn)行了系列研究，研究表明，在混凝土抗壓強(qiáng)度基本相同的情況下, 自密實(shí)混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度略高于普通混凝土。山顯彬[12]和楊帆等[13]均采用拉拔試驗(yàn)的方法，研究了混凝土強(qiáng)度、保護(hù)層厚度、配箍率、錨固鋼筋直徑和錨固長度等因素對(duì)自密實(shí)混凝土和鋼筋間粘結(jié)性能的影響。2013年，鄭建嵐等[14]通過自密實(shí)混凝土與鋼筋的粘結(jié)性能試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)其粘結(jié)-滑移曲線與普通混凝土相似，為保證自密實(shí)混凝土與鋼筋的粘結(jié)錨固性能，在自密實(shí)混凝土配合比設(shè)計(jì)中應(yīng)控制坍落度與坍落擴(kuò)展度不太大或太小。

綜上可以看出，國內(nèi)外關(guān)于自密實(shí)混凝土力學(xué)行為的試驗(yàn)研究仍主要集中于立柱混凝土本構(gòu)關(guān)系及粘結(jié)行為等靜力研究方向，其粘結(jié)錨固性能與普通混凝土存在一定的差異，而粘結(jié)錨固性能的不同，對(duì)橋墩塑性鉸區(qū)損傷機(jī)理也會(huì)有一定的影響。因此，自密實(shí)混凝土橋墩是否可應(yīng)用于高地震危險(xiǎn)區(qū)，其抗震性能是否滿足預(yù)期要求，目前國內(nèi)對(duì)其開展的研究還很少。因此有必要對(duì)自密實(shí)混凝土與鋼筋的粘結(jié)行為和采用自密實(shí)混凝土澆筑的橋墩抗震性能進(jìn)行研究，為自密實(shí)混凝土橋墩抗震設(shè)計(jì)提供可靠的基礎(chǔ)性資料。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 第一階段——粘結(jié)錨固試驗(yàn)

1.1.1 試件設(shè)計(jì)制作

圖1 基準(zhǔn)拔出試件圖(單位：mm)

參照文獻(xiàn)[15]，試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)考慮了錨固長度、箍筋作用、保護(hù)層厚度等因素，共設(shè)計(jì)了10組拉拔試驗(yàn)，每組澆筑3個(gè)試件(編號(hào)為1表示采用鋼筋剖開工藝粘貼應(yīng)變的試件，編號(hào)為2表示采用外包環(huán)氧工藝粘貼應(yīng)變片的試件，編號(hào)為3表示未粘貼應(yīng)變片的試件)。NVC1～3為普通混凝土試件組，保護(hù)層厚90 mm，錨固長度分別為5d、8d和10d，與之對(duì)比的自密實(shí)混凝土試件組為SCC1～3；SCC4～7均為錨固長度5d的自密實(shí)混凝土試件組，其中SCC4和SCC5試件組箍筋配置分別為Φ8@80和Φ8@40，而SCC6和SCC7試件組將前2組的保護(hù)層厚度從90 mm改為32 mm，箍筋采用相同配置。試件設(shè)計(jì)如圖1所示。

試件所用自密實(shí)混凝土采用細(xì)度模數(shù)為2.6的中砂、5～20 mm粒徑的碎石、南陵42.5普通硅酸鹽水泥、復(fù)合高效減水劑、F類I級(jí)粉煤灰，其工作性能通過坍落度與坍落拓展度檢驗(yàn)符合自密實(shí)混凝土的要求，混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為40 MPa，鋼筋均采用直徑d為20 mm的HRB400螺紋鋼。試件橫截面尺寸為200 mm×200 mm，高度隨鋼筋錨固長度進(jìn)行調(diào)整。為消除試驗(yàn)時(shí)加載端與墊板間局部擠壓影響，在加載端與自由端均設(shè)置一段長為5d=100 mm硬質(zhì)PVC套管，以形成鋼筋與混凝土間的無粘結(jié)區(qū)。

1.1.2 試驗(yàn)方法

圖2 試件安裝與試驗(yàn)

鋼筋拉拔荷載由加載噸位為1 500 kN，位移行程為250 mm的電液伺服作動(dòng)器(MTS793系列作動(dòng)器)施加。圖2為試件安裝與試驗(yàn)過程的照片。為了較好地記錄拉拔試驗(yàn)P-S曲線下降段，加載程序采用閉環(huán)控制方式，即上升段(極限荷載80%前)采用力控制方式，根據(jù)鋼筋直徑得到加載速度200 N/s，后轉(zhuǎn)換為位移控制方式，根據(jù)調(diào)試速度取2 mm/min，既能保證試驗(yàn)效率，又能較好記錄峰值和曲線下降段的情況。拉拔試驗(yàn)過程中量測的內(nèi)容主要包括荷載、位移、應(yīng)變3部分，試驗(yàn)數(shù)據(jù)均采用國產(chǎn)DH3817數(shù)據(jù)自動(dòng)采集系統(tǒng)進(jìn)行采集，采集頻率為5 Hz。

1.2 第二階段——橋墩抗震性能擬靜力試驗(yàn)

1.2.1 試件制作

本文共設(shè)計(jì)1#、2#2個(gè)現(xiàn)澆橋墩試件，且試件的模型縮尺比例為1∶3。所用混凝土和鋼筋的材料與粘結(jié)錨固試驗(yàn)相同，混凝土的強(qiáng)度等級(jí)為C40，試件構(gòu)造特點(diǎn)和研究內(nèi)容見表1。

表1 試件描述和研究內(nèi)容

試驗(yàn)試件采用統(tǒng)一尺寸，立柱尺寸均為530 mm×500 mm×3 200 mm(高)，加載端的尺寸為900 mm×500 mm×400 mm(高)，底座(承臺(tái))的尺寸為 1 600 mm×1 600 mm×600 mm(高)。加載中心到立柱底的距離為3 400 mm，荷載沿長邊(邊長530 mm)加載，試件的剪跨比為6.42。試件構(gòu)造見圖3。橋墩試件的配筋設(shè)計(jì)如圖4所示，縱筋采用直徑20 mm的HRB400熱軋帶肋鋼筋，構(gòu)造筋、箍筋和拉筋分別采用直徑8 mm和6 mm的熱軋光圓鋼筋，箍筋外凈保護(hù)層39 mm，將應(yīng)變片粘結(jié)在塑性鉸區(qū)域的縱筋和箍筋上，位置為沿墩身高度按5 cm間距布置4層。位移測點(diǎn)為墩頂加載位置、墩身中部和墩底。

圖3 橋墩試件構(gòu)造尺寸(單位：mm)

圖4 立柱截面配筋設(shè)計(jì)(單位：mm)

1.2.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)中通過豎向千斤頂對(duì)橋墩恒載軸壓力進(jìn)行模擬，由于軸壓比對(duì)橋墩的抗震性能有較大影響，需要準(zhǔn)確模擬，考慮到模型的自重和縮尺比存在差異，最終確定施加試件的豎向荷載為56.0 t。在承受恒定軸向壓力的同時(shí)，橋墩試件通過逐級(jí)加載單向水平循環(huán)荷載至破壞，水平單向加載方式采用位移控制的加載制度，加載頻率0.01 Hz，采樣頻率5 Hz。試驗(yàn)實(shí)際加載如圖5所示。每級(jí)循環(huán)加載到最大位移時(shí)持載，進(jìn)行破壞現(xiàn)象的觀察和標(biāo)記工作。直至試件的強(qiáng)度下降到最大強(qiáng)度的85%，加載結(jié)束。每級(jí)荷載進(jìn)行3個(gè)循環(huán)加載，加載幅值為2 mm、5 mm、10 mm、15 mm、20 mm、25 mm、30 mm、40 mm、60 mm、80 mm，其后以20 mm的幅值遞增。

由于試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)為可能發(fā)生彎曲破壞的試件，實(shí)測項(xiàng)目有：(1)塑性鉸區(qū)域的曲率分布；(2)墩身關(guān)鍵位置位移；(3)塑性鉸區(qū)域的鋼筋和箍筋應(yīng)變；(4)水平荷載和豎向荷載等。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.1 第一階段——拉拔試驗(yàn)

2.1.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

本試驗(yàn)以不同錨固長度、配箍率和保護(hù)層厚度為參數(shù)，共設(shè)計(jì)了30個(gè)拉拔試件，經(jīng)歸納，試驗(yàn)中主要出現(xiàn)以下3種破壞形式：

(1)鋼筋拉斷破壞。當(dāng)保護(hù)層厚度和鋼筋錨固長度得到保證時(shí)，鋼筋與混凝土間的粘結(jié)錨固性能相應(yīng)較好，混凝土較難發(fā)生劈裂破壞，試件最終多發(fā)生鋼筋頸縮拉斷破壞，圖6為鋼筋拉斷破壞照片。圖7為試件組SCC2的荷載-位移曲線，其中2#和3#試件為鋼筋拉斷破壞。

圖6 鋼筋拉斷破壞

圖7 SCC2試件組荷載-位移曲線

(2)鋼筋拔出破壞。對(duì)于保護(hù)層較厚的短錨試件，較易發(fā)生鋼筋拔出破壞。拔出破壞的試件，混凝土的咬合齒被剪斷，孔內(nèi)壁形成較為光滑的縱向擦痕，鋼筋凹處被混凝土碎屑填滿，鋼筋自由端滑移較大而試件保持完整。圖8為鋼筋拔出破壞照片。圖9為試件組SCC1的荷載-位移曲線，其中2#和3#試件為鋼筋拔出破壞。

圖8 鋼筋拔出破壞

圖9 SCC1試件組荷載-位移曲線

(3)混凝土劈裂破壞。當(dāng)鋼筋保護(hù)層厚度較小時(shí)，試件較容易發(fā)生混凝土劈裂破壞。試件發(fā)生劈裂破壞時(shí)，沒有任何預(yù)兆，并伴隨劈裂聲響，荷載突然下降為零。打開劈裂破壞試件觀察內(nèi)部，可看見混凝土中的劈裂裂縫以及鋼筋橫肋對(duì)混凝土擠壓破碎的痕跡，鋼筋肋前有擠壓形成的混凝土碎屑楔狀堆積。圖10為混凝土劈裂破壞照片。圖11為SCC6試件組劈裂破壞的荷載-位移曲線。

圖10 混凝土劈裂破壞

圖11 SCC6試件組荷載-位移曲線

2.1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

對(duì)比自密實(shí)混凝土試件和普通混凝土試件可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)鋼筋錨固長度為5d時(shí)，自密實(shí)混凝土試件發(fā)生鋼筋拔出破壞，錨固失效，而普通混凝土試件中鋼筋卻未被拔出，最終鋼筋被拉斷破壞；而當(dāng)鋼筋錨固長度大于等于8d時(shí)，2類試件均未發(fā)生鋼筋拔出破壞，鋼筋與混凝土間粘結(jié)性能較為可靠；并且當(dāng)鋼筋錨固長度相同時(shí)，在同等外力荷載作用下，自密實(shí)混凝土和鋼筋之間的相對(duì)滑移大于普通混凝土和鋼筋之間的相對(duì)滑移。由此可知，相較于鋼筋和普通混凝土間的粘結(jié)性能，鋼筋和自密實(shí)混凝土間粘結(jié)性能表現(xiàn)較弱，且隨著錨固長度的增加，這種差異逐漸減小。而鋼筋與自密實(shí)混凝土之間的粘結(jié)錨固性能對(duì)鋼筋保護(hù)層厚度較為敏感，當(dāng)保護(hù)層厚度較大時(shí)，短錨自密實(shí)混凝土試件最終均發(fā)生鋼筋拔出破壞，且混凝土表面沒有裂縫發(fā)展；隨著鋼筋保護(hù)層厚度減小，外圍混凝土劈裂抗力減弱，試件開始發(fā)生混凝土劈裂破壞，鋼筋與自密實(shí)混凝土間的極限粘結(jié)應(yīng)力隨之下降。配箍率對(duì)自密實(shí)混凝土粘結(jié)性能也有影響：在鋼筋錨固長度為5d且中心布置的情況下，隨著配箍率的增大，變形鋼筋與自密實(shí)混凝土間極限粘結(jié)應(yīng)力相應(yīng)略微有所提高；而當(dāng)鋼筋偏心布置時(shí)，配置橫向箍筋的混凝土試件發(fā)生劈裂破壞，但由于箍筋的側(cè)向約束作用，試件仍表現(xiàn)出較好的延性。

2.2 第二階段——擬靜力試驗(yàn)

2.2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.2.1.1 1#試件描述

1#試件的損傷狀態(tài)照片如圖12所示，損傷狀態(tài)和性能水平描述如下：

圖12 1#試件損傷狀態(tài)圖

加載位移到10 mm時(shí)，試件沿墩身出現(xiàn)發(fā)絲般微小裂縫，卸載后裂縫閉合。加載位移到25 mm時(shí)，試件沿墩身出現(xiàn)多條彎曲裂縫，裂縫間距比較均勻，為15～20 cm，并有多條裂縫延伸至側(cè)面，裂縫寬度0.04～0.28 mm，墩底出現(xiàn)裂縫，寬度約為1 mm(如圖12(a)所示)。卸載后裂縫閉合。

加載位移到80 mm時(shí)，墩身出現(xiàn)多條彎曲裂縫和斜裂縫，裂縫寬度0.1～0.8 mm，多條水平裂縫在正反兩方向荷載作用下貫通閉合，墩底裂縫寬度5～9 mm，墩底混凝土有脫落的趨勢(如圖12(b)所示)。隨著變形的增加，保護(hù)層混凝土持續(xù)剝落且混凝土剝落區(qū)高度保持不變。墩底彎曲裂縫寬度超過10 mm。

加載位移到160 mm時(shí)，試件承載力降低至最大荷載的85%以下，達(dá)到強(qiáng)度衰減級(jí)別。墩底附近保護(hù)層混凝土大量剝落，墩底彎曲裂縫寬度約為20 mm(如圖12(c)所示)，但未觀察到縱筋屈曲斷裂、箍筋斷裂、核心混凝土碎裂等典型破壞特征。

試驗(yàn)繼續(xù)加載至180 mm，保護(hù)層混凝土大量剝落，核心混凝土壓碎破壞，構(gòu)件強(qiáng)度急劇衰減，試驗(yàn)加載停止。清理塑性鉸區(qū)壓碎的混凝土后，試件最終破壞形態(tài)如圖12(d)所示。由圖可以看出，破壞區(qū)域主要集中在墩身底部，破壞區(qū)域高度為30～50 cm，縱筋屈曲(墩底有鋼筋斷裂)、箍筋外鼓。試件破壞時(shí)，靠近墩底附近20 cm范圍內(nèi)水平裂縫和斜裂縫發(fā)展豐富。該范圍以上以水平彎曲裂縫為主，且分布均勻，裂縫間距為10～15 cm。

2.2.1.2 2#試件描述

2#試件的損傷狀態(tài)照片如圖13所示，與普通混凝土試件相比，損傷狀態(tài)和性能水平描述如下：

圖13 2#試件損傷狀態(tài)圖

加載位移到5 mm時(shí)，試件沿墩身出現(xiàn)發(fā)絲般微小裂縫。加載位移到20 mm時(shí)，試件沿墩身出現(xiàn)多條彎曲裂縫，裂縫間距比較均勻，約為20 cm，并有多條裂縫延伸至側(cè)面，裂縫寬度0.04～0.30 mm，墩底出現(xiàn)裂縫，寬度約為1 mm(如圖13(a)所示)。卸載后裂縫閉合。

加載位移到60 mm時(shí)，墩身出現(xiàn)多條彎曲裂縫，裂縫寬度0.1～0.42 mm，多條水平裂縫在正反兩方向荷載作用下貫通閉合，墩底裂縫寬度3 mm，墩底混凝土有脫落的趨勢(如圖13(b)所示)。加載位移到100 mm時(shí)，在距離承臺(tái)15 cm高度內(nèi)，混凝土保護(hù)層大量剝落，且有繼續(xù)剝落的趨勢。

加載位移到140 mm時(shí)，試件承載力降低至最大荷載的85%以下，達(dá)到強(qiáng)度衰減級(jí)別。墩底附近保護(hù)層混凝土持續(xù)剝落，縱筋屈曲但未斷裂，箍筋外鼓(如圖13(c)所示)。

試驗(yàn)繼續(xù)加載至160 mm，保護(hù)層混凝土大量剝落，核心混凝土壓碎破壞，構(gòu)件強(qiáng)度急劇衰減，縱筋屈曲(墩底有鋼筋斷裂)，箍筋外鼓，試驗(yàn)加載停止。試件最終破壞形態(tài)如圖13(d)所示。破壞區(qū)域主要集中在墩身底部，破壞區(qū)域高度約為20 cm。由剝落的混凝土保護(hù)層可以觀測出橋墩縱筋和箍筋與自密實(shí)混凝土間粘結(jié)界面完全剝離，粘結(jié)性能較差，可能是由自密實(shí)混凝土未經(jīng)振搗引起的。試件破壞時(shí)，靠近墩底附近20 cm范圍混凝土大量剝落。該范圍以上以水平彎曲裂縫為主，且分布均勻，裂縫間距約為20 cm。

2.2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

1#和2#試件得到實(shí)測滯回曲線以及相應(yīng)的骨架曲線如圖14所示。觀察1#試件和2#試件滯回曲線，可以看出兩試件在較低荷載作用下，基本處于彈性階段；隨著加載位移等級(jí)的提高，混凝土開裂、鋼筋屈服等非線性現(xiàn)象逐漸出現(xiàn)，滯回環(huán)相應(yīng)增大，耗能增強(qiáng)；整體而言，兩試件均表現(xiàn)為彎曲破壞。相比于普通振搗混凝土試件，自密實(shí)混凝土試件在整個(gè)試驗(yàn)過程中具有相對(duì)扁平的滯回環(huán)和較快速的承載力退化。2個(gè)試件骨架曲線總體形狀相似。加載初期，相比普通振搗混凝土試件，2#自密實(shí)混凝土試件率先開裂，剛度相對(duì)較小；隨著加載位移等級(jí)的提高，當(dāng)位移加載到80 mm時(shí)，兩者均達(dá)到極限承載能力，隨后承載力開始下降，普通振搗混凝土橋墩試件表現(xiàn)出更為平緩的強(qiáng)度衰減，延性相對(duì)較好。

圖14 試件實(shí)測滯回曲線與骨架曲線

同時(shí)，本文擬采用漂移比、位移延性、等效粘滯阻尼比、等效剛度、殘余變形等5項(xiàng)參數(shù)來評(píng)價(jià)試件的抗震性能。

(1) 漂移比。漂移比定義為試件在各個(gè)加載等級(jí)下的水平向控制位移與試件有效加載高度之比，本試驗(yàn)試件等效高度為3.4 m，1#試件在160 mm加載時(shí)強(qiáng)度下降至85%以下，對(duì)應(yīng)漂移比為4.71%，2#試件在140 mm加載時(shí)強(qiáng)度下降至85%以下，對(duì)應(yīng)漂移比為4.12%。

(2) 位移延性。構(gòu)件的位移延性系數(shù)定義為給定加載等級(jí)下的側(cè)向位移與理想屈服位移之比。在進(jìn)行延性系數(shù)比較時(shí)，通常采用試件強(qiáng)度下降到最大強(qiáng)度值85%時(shí)的位移作為極限位移，且本文采用通用屈服彎矩法[16]進(jìn)行計(jì)算。由表2可知，相比于普通振搗混凝土橋墩試件，自密實(shí)混凝土橋墩試件表現(xiàn)出相對(duì)較差的延性能力。

表2 橋墩試件位移延性系數(shù)

(3)等效粘滯阻尼比。本文采用等效粘滯阻尼比ξeq來評(píng)價(jià)試驗(yàn)試件的耗能能力。由圖15可以看出，與普通混凝土橋墩試件相比，自密實(shí)混凝土橋墩耗能能力較弱，同等位移等級(jí)下，試件阻尼比較小。

(4)等效剛度。從骨架曲線可以看出，隨著位移加載的持續(xù)進(jìn)行，試件剛度不斷發(fā)生變化。試件的等效剛度如圖16所示?？梢钥闯觯?個(gè)橋墩試件剛度退化規(guī)律較為相似：加載初期，試件剛度很大，且隨加載位移等級(jí)的提高較快衰減；隨著試件強(qiáng)度發(fā)生屈服，等效剛度繼續(xù)衰減但趨于平緩；當(dāng)試件達(dá)到極限承載能力后，等效剛度趨近于某一穩(wěn)定值，不隨荷載等級(jí)相應(yīng)變化。

圖15 試件阻尼比

圖16 試件等效剛度

圖17 試件殘余變形

(5)殘余變形。殘余變形指構(gòu)件卸載后不可恢復(fù)的塑性變形，是表征結(jié)構(gòu)彈塑性行為的一個(gè)重要參數(shù)，可以用來評(píng)估結(jié)構(gòu)在震后的損傷或者可修復(fù)水平。由圖17可以看出，兩試件殘余變形與加載位移等級(jí)間的關(guān)系曲線十分接近。

3 結(jié)論

通過對(duì)采用高強(qiáng)鋼筋的自密實(shí)混凝土構(gòu)件進(jìn)行的拉拔試驗(yàn)和擬靜力試驗(yàn)，得到如下結(jié)論：

(1) 從第一階段試驗(yàn)可知，錨固長度較短時(shí)，變形鋼筋與自密實(shí)混凝土間的粘結(jié)性能相比于普通混凝土表現(xiàn)偏弱。當(dāng)保護(hù)層厚度較大時(shí)，短錨自密實(shí)混凝土試件最終均發(fā)生鋼筋拔出破壞；隨著鋼筋保護(hù)層厚度減小，外圍混凝土劈裂抗力減弱，試件開始發(fā)生混凝土劈裂破壞，變形鋼筋與自密實(shí)混凝土間的粘結(jié)應(yīng)力隨之下降。箍筋對(duì)混凝土能提供側(cè)向約束作用，隨著配箍率的增大，變形鋼筋與自密實(shí)混凝土間粘結(jié)應(yīng)力相應(yīng)提高。

(2) 從第二階段試驗(yàn)可知，普通混凝土試件與自密實(shí)混凝土試件破壞形式相似，均表現(xiàn)為彎曲破壞。但由自密實(shí)混凝土試件剝落的混凝土保護(hù)層可以觀測出橋墩縱筋和箍筋與自密實(shí)混凝土間粘結(jié)界面完全剝離，粘結(jié)性能較差，這可能是由自密實(shí)混凝土試件未經(jīng)振搗引起的，與施工質(zhì)量有關(guān)。

(3) 對(duì)比分析擬靜力試驗(yàn)得到的滯回曲線與骨架曲線，可以看出，隨著加載位移等級(jí)的提高，滯回環(huán)增大，耗能增強(qiáng)；相比于普通混凝土試件，自密實(shí)混凝土試件在整個(gè)試驗(yàn)過程中具有相對(duì)扁平的滯回環(huán)和較快的強(qiáng)度退化。

(4) 對(duì)比第二階段試驗(yàn)中2個(gè)試件的抗震指標(biāo)，可發(fā)現(xiàn)2個(gè)試件阻尼比隨加載位移等級(jí)的變化規(guī)律基本一致，且剛度退化規(guī)律以及殘余變形也較為相似，但自密實(shí)混凝土試件表現(xiàn)出相對(duì)較弱的延性和耗能能力。