沙漠砂混凝土框架柱抗震性能試驗研究

李志強(qiáng)，馬 瑞，甘 丹, 2

(1.石河子大學(xué) 水利建筑工程學(xué)院，新疆 石河子 832003；2.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045)

沙漠砂混凝土可有效緩解粗、中砂的供需矛盾，充分利用沙漠周邊地區(qū)的沙漠砂資源，得到國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注。李志強(qiáng)等[1-3]對摻有古爾班通古特沙漠砂的混凝土力學(xué)性能和梁的抗彎性能開展了相關(guān)研究。孫帥等[4]對摻有毛烏素沙漠砂的混凝土力學(xué)性能開展了相關(guān)研究。董存等[5]對摻有托克遜沙漠砂的混凝土梁抗彎性能開展了相關(guān)研究。張廣泰等[6]對摻有托克遜沙漠砂的混凝土力學(xué)性能開展了相關(guān)研究。Park等[7-10]對摻有非洲撒哈拉沙漠砂的混凝土力學(xué)性能開展了相關(guān)研究。研究表明，沙漠砂的主要化學(xué)成分與河砂相近，但粒徑較小，可通過添加減水劑和適量河砂，使沙漠砂混凝土達(dá)到與普通混凝土相似的力學(xué)性能，有實際應(yīng)用價值。

目前，國內(nèi)外有關(guān)沙漠砂混凝土的相關(guān)研究主要集中于材性和梁的試驗研究。據(jù)此，本文以15根縮尺比為1/2的沙漠砂混凝土框架柱為研究對象，分析剪跨比、軸壓比、配箍率、沙漠砂替代率以及配筋率對柱抗震性能的影響，為沙漠砂混凝土框架柱的工程應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件制作

本試驗所采用的水泥為新疆天業(yè)集團(tuán)有限公司生產(chǎn)的P·O42.5R(旋)普通硅酸鹽水泥；粉煤灰為新疆天富熱電工貿(mào)有限公司生產(chǎn)的I級粉煤灰；細(xì)骨料(普通河砂)為瑪納斯河洗砂、古爾班通古特沙漠砂；粗骨料來源于石河子大學(xué)附近經(jīng)篩分、沖洗過的5～20 mm采石場石子；減水劑為HSC牌聚羧酸高性能減水劑。

圖1 試件尺寸及配筋示意圖(mm)

表1 試件設(shè)計參數(shù)

表2 鋼筋材料性能

所有試件均采用機(jī)械攪拌，當(dāng)沙漠砂替代率不超過60%時，混凝土的和易性較好，為80%時，混凝土的和易性較差，因此，建議沙漠砂替代率不超過60%。

1.2 試驗加載及量測方案

本次試驗采用懸臂梁式擬靜力加載方法，加載裝置如圖2所示。加載時，首先根據(jù)各試件的軸壓比在柱頂施加預(yù)定軸壓力，然后采用MTS在加載點施加水平低周反復(fù)荷載。水平荷載按照位移控制進(jìn)行加載，前10級荷載每級以目標(biāo)位移(即層間位移角為0.04所對應(yīng)的位移)的1%增量進(jìn)行加載，每級循環(huán)1次；此后每級以目標(biāo)位移的3%增量進(jìn)行加載，每級循環(huán)2次，當(dāng)試件承載力下降至峰值荷載的的80%后停止加載。試驗的主要監(jiān)測內(nèi)容：柱頂加載點處的水平荷載及位移，柱根部彎剪區(qū)的破壞形態(tài)，柱頂、柱底的水平位移，混凝土裂縫等。

圖2 試驗加載裝置

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象與破壞模式

試件在上述復(fù)合力作用下主要發(fā)生剪切破壞、彎剪破壞和彎曲破壞3種破壞形態(tài)，分別如圖3(a)～圖3(c)所示。

當(dāng)剪跨比1.32≤λ≤1.70時，試件發(fā)生剪切破壞，見圖3(a)。加載初期，試件處于彈性階段；隨著荷載增加，首先在柱兩側(cè)的底部受拉區(qū)出現(xiàn)細(xì)小水平裂縫，隨后在柱正面(受剪面)接近底部處出現(xiàn)細(xì)小的斜裂縫；當(dāng)水平荷載達(dá)到(58%～75%)峰值荷載Pmax時，試件腹部出現(xiàn)45°的X形交叉裂縫，并伴隨輕微混凝土剝落現(xiàn)象。當(dāng)水平荷載達(dá)到(84%～88%)Pmax時，試件屈服(采用能量等效法確定)。當(dāng)水平荷載達(dá)到Pmax時，柱兩側(cè)根部的混凝土大面積脫落。此后，試件的水平荷載迅速下降，整個破壞過程較快。對比分析試件DSCC-1和DSCC-2可知，剪跨比越小，斜裂縫的數(shù)量越少，主裂縫的寬度越大，破壞現(xiàn)象越明顯，脆性特征也越顯著。

當(dāng)剪跨比2.08≤λ≤2.64時，試件主要發(fā)生彎剪破壞，見圖3(b)。加載初期，試件處于彈性階段；同樣，首先在柱兩側(cè)的底部產(chǎn)生細(xì)小水平裂縫，隨后在柱正面接近底部處出現(xiàn)細(xì)小的斜裂縫，但是其發(fā)展過程較為緩慢；隨著荷載增加，裂縫逐漸延伸；當(dāng)水平荷載達(dá)到(80%～86%)Pmax時，試件屈服，兩側(cè)根部的混凝土逐漸脫落。當(dāng)水平荷載達(dá)到Pmax時，試件根部及大致60°方向的混凝土大面積脫落。此后，試件的水平荷載下降較快，整個破壞過程相比剪切破壞試件較慢。與剪切破壞相比，彎剪破壞時試件的斜裂縫多而密，但是寬度都較小，主拉斜裂縫的寬度也比剪切破壞時小很多，表現(xiàn)出較好的延性。

圖3 試件破壞形態(tài)

當(dāng)剪跨比λ=3.02時，試件發(fā)生彎曲破壞，見圖3(c)。首先在柱兩側(cè)底部產(chǎn)生水平裂縫，并逐漸延伸；隨著荷載增加，在柱正面接近底部處出現(xiàn)細(xì)小的斜裂縫；當(dāng)水平荷載達(dá)到(84%～86%)Pmax時，試件屈服，交叉裂縫逐漸增多。當(dāng)水平荷載達(dá)到Pmax時，柱兩側(cè)根部的混凝土大面積脫落。最終試件由于兩側(cè)鋼筋屈服、混凝土被壓碎而退出工作，整個破壞過程緩慢。與前2種破壞模型相比，彎曲破壞時試件的也出現(xiàn)有寬度較小的斜裂縫，但未出現(xiàn)主拉斜裂縫，表現(xiàn)出良好的延性。

各試件的荷載位移特征值及破壞形態(tài)，如表3所示。

表3 試件荷載位移特征值及破壞形態(tài)

2.2 滯回曲線

沙漠砂混凝土框架柱的實測P-Δ滯回曲線，如圖4所示。由圖4可知，各試件的滯回性能相似，即加載初期，P-Δ曲線大致呈線性變化，滯回環(huán)包圍的面積很小，試件的耗能能力較小，試件處于彈性階段；隨著荷載增加，試件進(jìn)入彈塑性階段，P-Δ曲線呈非線性變化，滯回線所圍合的區(qū)域一般比較豐滿，說明試件的耗能能力較好；峰值荷載作用后，試件進(jìn)入剛度退化階段，滯回曲線仍較豐滿，但“捏縮”效應(yīng)明顯，滯回環(huán)呈Z形。

不同試驗參數(shù)對試件滯回曲線的影響如下：

(1)由圖4(a)～圖4(e)可知，隨剪跨比的增加，滯回曲線逐漸變得飽滿，滯回環(huán)面積明顯增加；峰值荷載后，荷載衰減變緩。發(fā)生剪切破壞的試件的層間位移角均約為4.5%，而發(fā)生彎剪破壞、彎曲破壞的試件的層間位移角均約為5%。

(2)由圖4(d)、圖4(f)、圖4(g)可看出，隨軸壓比的增加，滯回曲線逐漸變得飽滿，滯回環(huán)面積逐漸增加；但峰值荷載后，荷載衰減略變快。試件的層間位移角均約為5%，未發(fā)生顯著變化。

(3)由圖4(h)、圖4(d)、圖4(i)可知，隨配箍率的增加，滯回曲線飽滿度和滯回環(huán)面積先增加后減?。环逯岛奢d后，荷載衰減變緩。試件的層間位移角隨配箍率的增加，由3%增加至約5%。

(4)由圖4(j)～圖4(m)、圖4(d)、圖4(n)可看出，隨沙漠砂替代率的增加，滯回曲線的飽滿度和滯回環(huán)面積略有減小；峰值荷載后，荷載衰減略變快。試件的層間位移角均約為5%，未發(fā)生顯著變化。

(5)由圖4(p)、圖4(d)、圖4(q)可看出，隨配筋率的增加，試件的峰值荷載逐漸增加，滯回曲線的面積逐漸增加；峰值荷載后，荷載衰減略變快。試件的層間位移角均約為5%，未發(fā)生顯著變化。

圖4 試件P-Δ滯回曲線

(6)為研究沙漠砂混凝土框架柱的抗震性能，本文主要對文獻(xiàn)[12-13]進(jìn)行對比分析。結(jié)果表明：沙漠砂混凝土框架柱的滯回性能與普通鋼筋混凝土框架柱較相似，表現(xiàn)出較好的抗震性能。

2.3 骨架曲線

沙漠砂混凝土框架各柱的骨架曲線，如圖5所示。

圖5 各設(shè)計參數(shù)對框架柱骨架曲線的影響

(1)由圖5(a)可知，隨剪跨比的增加，試件DSCC-2、DSCC-3、DSCC-4、DSCC-5比DSCC-1的峰值荷載分別降低9.0%，29.4%，48.7%和50.2%，但極限位移逐漸增大。其主要原因是破壞模式由剪切破壞向彎剪破壞和彎曲破壞進(jìn)行轉(zhuǎn)變，該現(xiàn)象與普通混凝土柱的變化規(guī)律基本一致。

(2)由圖5(b)可知，隨軸壓比的增加，試件DSCC-6和DSCC-7比DSCC-4的峰值荷載分別提高19.7%和22.1%。試件DSCC-6和DSCC-7的峰值荷載較接近，這與N-M相關(guān)曲線的特性[14]有關(guān)。

相關(guān)研究表明，極限位移隨軸壓比的增加而減少，但是DSCC-6的極限位移反而增加，主要是DSCC-6和DSCC-7的混凝土抗壓強(qiáng)度較DSCC-4小(見表1)，其變形能力較大。DSCC-6和DSCC-7的混凝土強(qiáng)度較相近，其變化規(guī)律與普通混凝土柱的變化規(guī)律相吻合。

(3)由圖5(c)可知，隨配箍率的增加，試件DSCC-4和DSCC-9比DSCC-8的峰值荷載分別提高1.6%和6.4%；極限位移呈增加趨勢，這與普通混凝土柱的變化規(guī)律基本一致。

(4)由圖5(d)可知，隨沙漠砂替代率的增加，試件DSCC-11、DSCC-12、DSCC-4、DSCC-13比普通混凝土柱DSCC-10的峰值荷載分別提高1.1%，5.7%，-2.4%和5.3%，其變化趨勢與表1中沙漠砂混凝土抗壓強(qiáng)度變化趨勢基本一致，主要原因是極限承載力變化與混凝土的抗壓強(qiáng)度有關(guān)。

當(dāng)沙漠砂替代率為20%～40%時，其極限位移與普通混凝土較接近；當(dāng)沙漠砂替代率為60%～80%時，其極限位移顯著減小，表明摻入過多的沙漠砂會使混凝土的變形能力有所降低。

(5)由圖5(e)可知，隨配筋率的增加，試件DSCC-4和DSCC-15比DSCC-14的峰值荷載分別提高6.5%和29.0%；極限位移呈逐漸減小趨勢，該現(xiàn)象與普通混凝土柱的變化規(guī)律基本一致。由于DSCC-14發(fā)生彎曲破壞，峰值荷載后其荷載下降較平緩，而DSCC-4和DSCC-15發(fā)生彎剪破壞，峰值荷載后其荷載下降更快。

2.4 延性性能

本文采用位移延性系數(shù)(μΔ=Δu/Δy)來評判試件的延性性能。其中：Δy為能量等效法確定的屈服位移；Δu為構(gòu)件承載力下降到0.85Pmax對應(yīng)的位移[15-16]。沙漠砂混凝土框架各柱的位移延性系數(shù)見表3，由表3可知：

(1)隨剪跨比的增加，試件DSCC-2、DSCC-3、DSCC-4、DSCC-5比DSCC-1的延性分別增加24.3%，58.7%，68.8%和104.2%。剪跨比較大的試件DSCC-5(μΔ=3.86)發(fā)生彎曲破壞，延性好；剪跨比較小的試件DSCC-1(μΔ=1.89)和DSCC-2(μΔ=2.35)發(fā)生剪切破壞，延性較差。試件DSCC-3(μΔ=3.00)和DSCC-4(μΔ=3.19)發(fā)生彎剪破壞，延性較好。

(2)隨軸壓比的增加，試件DSCC-6和DSCC-7比DSCC-4的延性分別降低5.0%和7.2%。同時，試件DSCC-6和DSCC-7的破壞模式，由彎曲為主導(dǎo)的彎剪破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)橐约羟袨橹鲗?dǎo)的彎剪破壞模式，表現(xiàn)為后期極限變形較小，延性系數(shù)減小。

(3)隨配箍率的增加，試件DSCC-4和DSCC-9比DSCC-8的延性分別提高30.2%和36.7%。由于箍筋的環(huán)箍作用，使核心區(qū)混凝土的抗剪性能得到提高，剪切破壞被延遲，彎曲變形得到增加，從而使試件的極限變形能力增加，表現(xiàn)為延性系數(shù)增大。

(4)隨沙漠砂替代率的增加，試件DSCC-11、DSCC-12、DSCC-4、DSCC-13比普通混凝土柱DSCC-10的延性分別提高12.7%，7.0%，-9.9%和-15.5%。相關(guān)研究[17]表明：由于沙漠砂粒徑很小，當(dāng)摻入20%～40%的沙漠砂可填充砂漿與粗砂的孔隙，從而提高混凝土的變形能力，表現(xiàn)為延性系數(shù)相對于普通砂有所增加。但是沙漠砂的強(qiáng)度較低，當(dāng)摻入60%～80%的沙漠砂，導(dǎo)致混凝土的受力性能降低，并降低構(gòu)件的延性性能。試件DSCC-13(r=80%)的延性系數(shù)小于3，在實際工程中應(yīng)避免使用沙漠砂替代率高于60%的混凝土柱。

(5)隨配筋率的增加，試件DSCC-4和DSCC-15比DSCC-14的延性分別降低28.6%和33.3%，主要是其破壞模式由彎曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺澕羝茐摹?/p>

2.5 耗能能力

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件常用等效黏滯阻尼系數(shù)he來度量其耗能能力[18-21]。沙漠砂混凝土框架各柱的等效黏滯阻尼系數(shù)如表4所示。由表4可知：

表4 試件等效黏滯阻尼系數(shù)

(1)隨剪跨比的增加，試件DSCC-2、DSCC-3、DSCC-4、DSCC-5比DSCC-1的等效黏滯阻尼系數(shù)分別增加2.1%，14.2%，45.4%和62.4%，耗能能力逐漸增加。

(2)隨軸壓比的增加，試件DSCC-6和DSCC-7比DSCC-4的等效黏滯阻尼系數(shù)分別降低9.7%和11.2%，耗能能力逐漸降低。

(3)隨配箍率的增加，試件DSCC-4和DSCC-9比DSCC-8的等效黏滯阻尼系數(shù)分別增加19.2%和27.9%，耗能能力逐漸增加。

(4)隨沙漠砂替代率的增加，試件DSCC-11、DSCC-12、DSCC-4、DSCC-13比普通混凝土柱DSCC-10的等效黏滯阻尼系數(shù)分別增加3.5%，5.0%，3.5%和-0.5%。但是整體而言，沙漠砂混凝土構(gòu)件與普通混凝土構(gòu)件的等效黏滯阻尼系數(shù)較相近。

(5)隨配筋率的增加，試件DSCC-4和DSCC-15比DSCC-14的等效黏滯阻尼系數(shù)分別降低3.3%和10.8%，耗能能力逐漸降低。

(6)研究表明，鋼筋混凝土框架柱的等效黏滯阻尼系數(shù)大致在0.1～0.2。本試驗中，沙漠砂混凝土框架柱的等效黏滯阻尼系數(shù)平均值為he=0.19，表明沙漠砂混凝土柱具有較好的耗能能力。

2.6 剛度退化

采用割線剛度Ki=±|Pi|/|Δi|來衡量構(gòu)件的剛度退化程度，其中,Pi和Δi分別為第i級所對應(yīng)的峰值荷載和位移。各設(shè)計參數(shù)對框架柱剛度退化的影響，如圖6所示。由圖6可知：

(1)隨水平位移的增加，試件正、負(fù)加載方向都出現(xiàn)了剛度退化的情況。加載初期，混凝土不斷開裂，致使剛度退化較顯著；后期混凝土逐漸退出工作，主要由縱筋提供抗彎剛度，剛度退化逐漸減退。

(2)隨剪跨比的增加，試件剛度退化大致呈現(xiàn)減緩的趨勢(見圖6(a))，該現(xiàn)象與普通混凝土柱的變化規(guī)律基本一致。

(3)相關(guān)研究表明，剛度退化隨軸壓比的增加而逐漸增加，但DSCC-6和DSCC-7較DSCC-4的剛度退化平緩(見圖6(b))，這與普通混凝土的結(jié)論相悖，主要是DSCC-6和DSCC-7的混凝土抗壓強(qiáng)度較低，抵消了軸壓比的作用。DSCC-6和DSCC-7的混凝土強(qiáng)度較相近，其剛度退化規(guī)律與普通混凝土柱的變化規(guī)律相吻合。

(4)隨配箍率、配筋率的增加，試件剛度退化逐漸減緩(見圖6(c)、圖6(e))，該現(xiàn)象與普通混凝土柱的變化規(guī)律基本一致。

(5)隨沙漠砂替代率的增加，試件剛度退化整體趨勢變化不顯著(見圖6(d))，表明沙漠砂混凝土柱與普通混凝土柱的剛度退化規(guī)律基本一致。

圖6 各設(shè)計參數(shù)對框架柱剛度退化的影響

3 結(jié) 論

(1)在澆筑沙漠砂混凝土柱試件時，沙漠砂摻量為20%～40%時，其力學(xué)性能、延性、耗能等優(yōu)于普通混凝土，沙漠砂摻量為60%時，其各項性能均與普通混凝土接近，當(dāng)沙漠砂摻量為80%時，其和易性較差，為了充分利用沙漠砂，以取得較好的經(jīng)濟(jì)效益，建議采用沙漠砂替代率不超過60%的沙漠砂混凝土。

(2)沙漠砂混凝土框架柱的破壞過程及破壞模式與普通混凝土框架柱較相似。當(dāng)剪跨比為1.32≤λ≤1.70時，試件發(fā)生剪切破壞；當(dāng)剪跨比為2.08≤λ≤2.64時，試件主要發(fā)生彎剪破壞；當(dāng)剪跨比為λ=3.02時，試件發(fā)生彎曲破壞。

(3)隨軸壓比的增加，試件DSCC-6和DSCC-7比DSCC-4的峰值荷載分別提高19.7%和22.1%；延性分別降低5.0%和7.2%；等效黏滯阻尼系數(shù)分別降低9.7%和11.2%。

(4)隨配箍率的增加，試件DSCC-4和DSCC-9比DSCC-8的峰值荷載分別提高1.6%和6.4%；延性分別提高30.2%和36.7%；等效黏滯阻尼系數(shù)分別增加19.2%和27.9%。

(5)隨配筋率的增加，試件DSCC-4和DSCC-15比DSCC-14的峰值荷載分別提高6.5%和29.0%；延性分別降低28.6%和33.3%；等效黏滯阻尼系數(shù)分別降低3.3%和10.8%。