再生混凝土长柱的抗震性能试验研究

彭有开 吴 徽 高全臣

(1 中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院，北京100083)

(2 北京建筑大学工程结构与新材料北京市高等学校工程研究中心，北京100044)

再生混凝土与普通混凝土的根本差异在于再生骨料的掺加引入了更多的初始缺陷，使得其脆性更为显著.因此，再生混凝土在抗震结构中使用时，应采取措施保证结构具备足够延性和耗能性能.针对国内外关于再生混凝土框架柱抗震构造措施研究较少的现状［1－4］，本文通过足尺的6 根再生混凝土框架柱与1 根普通混凝土框架柱在低周往复荷载作用下的对比试验，研究再生混凝土框架柱的抗震性能，探讨再生混凝土框架柱的轴压比限值和箍筋加密区的配箍要求以及极限承载力计算方法等.

1 试验设计

1.1 试件设计

以纵筋率、箍筋加密区配箍水平及轴压比为主要试验参数.剪跨比为4，其余设计参数见表1.详细尺寸及配筋如图1所示.

表1 试件设计参数

图1 试件尺寸与配筋图(单位:mm)

框架柱箍筋加密区的箍筋起着约束核心区混凝土、防止纵筋压屈、提高抗剪承载能力及限制斜裂缝扩展等作用，对构件延性性能有重要影响.我国《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)［6］对普通混凝土框架柱箍筋加密区的体积配箍率和最小配箍特征值做出了相关规定.图2为各试件在箍筋加密区的配箍水平与抗震规范限值要求的比较.其中，RC2 和RC3 因设备原因未能在浇注完成28 d后短期内进行加载，考虑到混凝土后期强度增长［7］，近似取后期强度增长系数为1.4.实际的设计轴压比分别为0.37 与0.39.

图2 试件配箍与抗震规范限值的比较

1.2 试验材料

1 m3再生混凝土中各种材料的用量为:水181 kg，水泥353 kg，天然石564 kg，天然砂226 kg，再生粗骨料451 kg，再生细骨料451 kg，粉煤灰86 kg，减水剂13.2 kg.水胶比为0.41，粉煤灰掺量为20%，再生粗骨料取代率为44%，再生细骨料取代率为67%.再生粗、细骨料均来源于北京地区某建筑垃圾处理生产线，再生粗、细骨料的吸水率分别为3.6%和11.4%.采用强制式搅拌机进行现场搅拌，工作性能良好，实测坍落度为130～160 mm.普通混凝土采用C35 级商品混凝土.纵向钢筋为HRB400 级，箍筋为HPB235 级.材料强度见表1.

1.3 试验加载及量测

加载装置如图3所示.首先通过竖向千斤顶施加轴向力，保持恒定，然后采用水平作动器进行荷载－位移混合控制下的往复加载.构件达到屈服荷载以前采用荷载控制，每级荷载循环1 次;达到屈服荷载以后采用位移控制，按屈服位移的倍数加载，每级位移循环3 次，当试件显著丧失承载能力时终止试验.由于试验施加的轴向力较大，滑板支座端的摩擦力不可忽略，试件承载力为试验中记录的水平荷载减去滑动摩擦力的大小(轴压力与滑动摩擦系数的乘积)，其中滑板的滑动摩擦系数经测定为3%［8］.试验测量的主要内容有:①轴向荷载和水平荷载;②加载中心点的水平位移和基座位移;③纵筋和箍筋应变;④量测段的伸缩变形，通过在柱底两侧安装线性位移传感器来测量.

图3 试验加载装置

2 试验现象与破坏形态

试件破坏形态随轴压比、纵筋率及箍筋配置水平的变化呈现不同特点，主要为:

1)各试件破坏过程均经历混凝土开裂、弯曲裂缝与斜裂缝增多并不断扩展、纵筋进入屈服、达到极限荷载，继而柱脚保护层混凝土出现竖向微裂缝，随着加载位移增大，弯剪裂缝宽度增大，柱脚混凝土酥碎剥落、试件承载力退化，以及最终发生破坏等阶段.

2)各试件均为大偏心受压，最终破坏形态如图4所示.试件RC1，RC4，RC5，RC6 和NC 为压弯破坏，最终纵筋受压屈曲，承载力显著降低，塑性铰区域均在距离柱底500 mm 范围内.而试件RC2 和RC3 由于轴压大、加密区箍筋配置不足，最终斜裂缝显著扩展而发生剪切压溃.

图4 各试件根部最终破坏形态

3)再生混凝土可达到较高的抗压强度，但再生混凝土质脆、黏结较薄弱，抗拉强度相对较低，试件的裂缝发展速度快、裂缝宽度大，柱脚混凝土压碎后剥落速度快，多发生大块脱落，而普通混凝土试件的柱根混凝土以颗粒状及小块脱落、逐渐剥离为主.

4)RC5 和RC6 由于提高了加密区的配箍水平，裂缝扩展得到有效的抑制，裂缝沿柱高度方向的间距增大，只扩展了几条主要斜裂缝，最终破坏区域集中在距离柱底300 mm 的范围内.

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线

试验过程中记录的6 根再生混凝土柱和1 根普通混凝土柱的水平荷载－侧移角滞回曲线(V－θ)如图5和图6所示.图中，Y 为屈服点，U 为极限点，F1，F2为破损点，侧移角θ 为水平加载中心点的位移与试件高度之比值.试件RC1 和RC4 的滞回环分别呈饱满的梭形和具有捏缩的弓形，承载力达到极限荷载后可在较大的侧移角下保持稳定且退化速度缓慢，表现出良好的承载能力和变形性能.与此不同，试件RC2 和RC3 在达到极限荷载后承载力降低较快，极限变形显著减少，滞回环呈具有捏缩的弓形，而试件RC5 和RC6 由于配置了较多箍筋，其捏缩现象不明显，与普通混凝土试件NC 类似，滞回环呈较为饱满的梭形.

3.2 特征荷载与位移

试件达到屈服、极限及破损等特征点的定义如图7所示.采用等能量法确定屈服荷载，即通过使曲边形OAUE 的面积与梯形OBUE 的面积相等来确定等效屈服点Y.图中，Vy为屈服荷载，Δy为屈服位移，Vmax为极限荷载，Δmax为极限荷载对应的位移，破损荷载为85%的极限荷载，其对应位移Δu为极限位移.P－Δ 效应可能对试件承载力、延性性能产生较大影响，且影响不一.图8定义了去除PΔ 效应情况下的特征荷载及特征位移，其中试件骨架曲线采用简化两折线示意，V′max为去除P－Δ 效应情况下的极限荷载，Δu1为去除P－Δ 效应情况下的极限位移，其余符号意义同图7.试验结果见表2，各特征点在图5和图6中示出.

3.3 延性与极限变形

位移延性系数为极限位移与屈服位移的比值，为度量试件延性性能的指标，定义如下:

图5 滞回曲线

图6 试件NC 的滞回曲线

图7 特征荷载与特征位移的确定

图8 去除P-Δ 效应情况下的特征点

式中，μ 与μΔ分别为去除P－Δ 效应前后的位移延性系数，均采用正反方向的平均值进行计算.

μ 的大小综合反映了纵筋率、轴压比、配箍率、P－Δ 效应等多因素对试件延性的影响.由表2知，试件RC1 与RC4 的位移延性系数大，可满足抗震延性要求，而较高轴压试件的延性系数较小，尤其对于试件RC5 与RC6，即使提高了配箍水平，其延性系数也不大.

μΔ反映试件在去除P－Δ 效应情况下的延性性能.由表2可知，试件RC5 与RC6 的μΔ值大于试件RC2 与RC3，表明在提高配箍后试件的延性性能有了改善.但在较高轴压下，由于RC5 与RC6的承载力较低，P－Δ 效应的影响较大，使得μ 值较小，从整体上表现出来的延性不理想.由此表明，PΔ 效应对再生混凝土长柱的延性有很大影响.为实现良好的延性性能，除限制轴压比和最小配箍要求外，还需综合考虑其他影响因素进行合理设计.

极限侧移角为极限位移与试件高度之比，为衡量试件弹塑性变形性能的指标.由表2可知，除试件RC5 外，各试件的极限侧移角Δu/H 均大于2%.由此表明，再生混凝土柱可满足框架结构弹塑性层间位移角限值的要求.

3.4 刚度退化

试件的刚度退化曲线如图9所示.对于不同轴压的试件，低轴压试件的刚度低于较高轴压试件，如试件RC1 与RC4 的刚度低于其余试件，但低轴压试件在加载后期的刚度退化速度较慢.对于轴压相同但具有不同纵筋率的试件，初始阶段的刚度差别不大，尤其对于较高轴压的情况，如试件RC2 与RC3 的初始刚度几乎相同，随着侧移角增加，承载力较小的试件由于受P－Δ 效应的影响，刚度退化较快，但在加载后期的刚度退化规律基本一致.对于轴压与纵筋率相同但具有不同配箍率的试件，如试件RC5 与RC6，二者的刚度退化曲线达到侧移角为1%(极限荷载)后几乎重合，表明提高配箍率对试件刚度的影响不大.对于普通混凝土试件NC，其配筋与再生混凝土试件RC2 相同，轴压略低于RC2，初始阶段刚度大于试件RC2，随着混凝土开裂与纵筋进入屈服，刚度迅速降低，后期刚度与试件RC2 接近.

表2 试验结果

图9 刚度退化曲线

3.5 能量耗散

试件的能量耗散能力以荷载－变形滞回曲线所包围的面积来衡量，本文采用《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—1996)［9］中定义的能量耗散系数E 进行分析.E 值的大小与试件的加卸载刚度及滞回环的饱满程度有关，E 值越大，耗能性能越好.试验采用试件各加载等级的第1 个滞回环进行计算.如图10所示，随着侧移角增大，由于塑性变形加剧，耗能能力增大.其中，试件RC5 与RC6 由于加卸载刚度大、塑性铰区的箍筋约束较好，滞回环包围的面积大，耗能性能较好.

图10 能量耗散系数

4 理论计算与讨论

4.1 正截面受弯承载力

正截面受弯承载力计算采用以下假定:截面应变保持平面;不考虑混凝土受拉;受压区混凝土的应力图采用等效矩形应力图简化，取等效矩形应力图特征值α1=1.0，β1=0.8，混凝土极限压应变εcu=0.003 3.试件尺寸采用实际尺寸，混凝土抗压强度采用28 d 实测值，钢筋屈服强度采用实测值，不考虑钢筋强化作用.计算结果列于表2中.由V′max/Vif知，理论计算值均小于实测值，其中低轴压试件的计算值与实测值接近，而高轴压试件则差距较大.主要原因为核心区混凝土在箍筋约束作用下强度提高［10－11］，轴压较大时箍筋约束作用的影响更为显著，从而导致中和轴高度增加，受弯承载力提高.此外，钢筋进入强化阶段也使得试件正截面受弯承载力增大.

为了较准确地计算试件的正截面受弯承载力，采用实测钢筋应力－应变全曲线与假定的混凝土应力－应变曲线进行计算.钢筋应力－应变曲线如图11(a)所示，钢筋弹性模量为2.0 ×105MPa.混凝土应力－应变曲线采用Mander 模型［12］，如图11(b)所示，考虑了箍筋约束作用下混凝土强度与峰值应变及极限应变的提高.其中，试件RC2 与RC3的混凝土强度考虑了随龄期的增长.本文采用专门计算柱构件滞回性能的应用程序USC_RC［13］进行全过程分析，极限受弯承载力的计算结果Vu列于表2.由V′max/Vu知，计算值与实测值较为吻合，说明再生混凝土试件的极限受弯承载力可采用与普通混凝土试件类似的计算方法，通过考虑钢筋强化以及合理选择混凝土应力－应变曲线进行准确计算.

图11 钢筋和混凝土应力-应变曲线

4.2 轴压比与配箍要求

轴压比与加密区配箍水平为影响框架柱延性的重要因素，框架柱为框架结构的主要抗侧力构件，一般要求位移延性系数达到4.0.试验结果表明，当设计轴压比为0.2 时，采用《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)［6］中三级框架柱配箍限值的试件的延性系数均大于4.0，可满足抗震延性的要求;当设计轴压比较大时，再生混凝土长柱的延性性能受轴压比及P－Δ 效应等因素的影响，试件延性系数显著降低，多数小于4.0，延性性能较差.在实际设计中，为了获得较好的延性性能，建议适当降低轴压比和提高箍筋加密区的配箍要求，并综合考虑其他影响因素进行合理设计.

5 结论

1)再生混凝土试件的破坏过程与普通混凝土试件类似，均经历混凝土开裂、纵筋屈服、达到极限荷载及承载力退化、最终破坏等阶段.但由于再生混凝土质脆、黏结薄弱，再生混凝土试件的裂缝发展及混凝土剥离速度较快.

2)低轴压再生混凝土试件的延性较好，可满足抗震延性的要求;较高轴压的再生混凝土试件的延性显著降低，不易实现良好的延性性能.为了获得足够的延性性能，应综合考虑轴压比、配箍率、PΔ 效应等多因素的影响，进行合理的设计.建议降低轴压比限值，并适当提高箍筋加密区的配箍要求.

3)再生混凝土柱的受弯承载力可采用与普通混凝土柱类似的计算方法，本文采用实测的钢筋应力－应变曲线以及假定的再生混凝土应变－应变曲线进行计算，计算结果与实测值吻合较好.

References)

［1］张亚齐，曹万林，张建伟，等.再生混凝土短柱抗震性能试验研究［J］.震灾防御技术，2010，5(1):89－98.

Zhang Yaqi，Cao Wanlin，Zhang Jianwei，et al.An experimental study on the seismic behavior of recycled concrete short columns with crossed reinforcing bar［J］.Technology for Earthquake Disaster Prevention，2010，5(1):89－98.(in Chinese)

［2］白国良，刘超，赵洪金，等.再生混凝土框架柱抗震性能试验研究［J］.地震工程与工程振动，2011，31(1):61－66.

Bai Guoliang，Liu Chao，Zhao Hongjin，et al.Experimental research on seismic behavior of recycled concrete frame columns［J］.Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2011，31(1):61－66.(in Chinese)

［3］胡琼，卢锦.再生混凝土柱抗震性能试验［J］.哈尔滨工业大学学报，2012，44(2):23－27.

Hu Qiong，Lu Jin.Experimental research on hysteretic behavior of recycled concrete［J］.Journal of Harbin Institute of Technology，2012，44(2):23－27.(in Chinese)

［4］Xiao Jianzhuang，Huang Xiao，Shen Luming.Seismic behavior of semi－precast column with recycled aggregate concrete ［J］.Construction and Building Materials，2012，35:988－1001.

［5］程文瀼，李爱群，张晓峰，等.钢筋砼柱的轴压比限值［J］.建筑结构学报，1994，15(6):25－30.

Cheng Wenrang，Li Aiqun，Zhang Xiaofeng，et al.Limit values of axial compression ratio for reinforced concrete columns ［J］.Journal of Building Structure，1994，15(6):25－30.(in Chinese)

［6］中华人民共和国住房和城乡建设部.GB 50011—2010建筑抗震设计规范［S］.北京:中国建筑工业出版社，2011.

［7］Poon Chisun，Kou Shicong.Effects of fly ash on mechanical properties of 10－year－old concrete prepared with recycled concrete aggregates ［C］//Proceedings of the 2nd International Conference on Waste Engineering and Management.Shanghai，China，2010:46－59.

［8］彭有开.再生混凝土框架柱抗震性能试验研究［D］.北京:北京建筑工程学院土木与交通工程学院，2011.

［9］中华人民共和国建设部.JGJ 101—1996 建筑抗震试验方法规程［S］.北京:中国建筑工业出版社，1997.

［10］Park R，Priestley M J N，Gill W D.Ductility of square－confined concrete columns ［J］.Journal of Structural Division，ASCE，1982，108(4):929－950.

［11］Mander J B，Priestley M J N，Park R.Observed stress－strain behavior of confined concrete［J］.Journal of Structural Engineering，1988，114(8):1827－1849.

［12］Mander J B，Priestley M J N，Park R.Theoretical stress－strain model for confined concrete［J］.Journal of Structural Engineering，1988，114(8):1804－1826.

［13］Esmaeily A.Seismic behavior of bridge columns subjected to various loading patterns［D］.Los Angeles，CA，USA:University of Southern California，2001.