沙漠砂混凝土框架柱抗震性能试验研究

2022-01-04李志强

振动与冲击 2021年24期

李志强，马瑞，甘丹, 2

(1.石河子大学水利建筑工程学院，新疆石河子 832003；2.重庆大学土木工程学院，重庆 400045)

沙漠砂混凝土可有效缓解粗、中砂的供需矛盾，充分利用沙漠周边地区的沙漠砂资源，得到国内外学者的关注。李志强等[1-3]对掺有古尔班通古特沙漠砂的混凝土力学性能和梁的抗弯性能开展了相关研究。孙帅等[4]对掺有毛乌素沙漠砂的混凝土力学性能开展了相关研究。董存等[5]对掺有托克逊沙漠砂的混凝土梁抗弯性能开展了相关研究。张广泰等[6]对掺有托克逊沙漠砂的混凝土力学性能开展了相关研究。Park等[7-10]对掺有非洲撒哈拉沙漠砂的混凝土力学性能开展了相关研究。研究表明，沙漠砂的主要化学成分与河砂相近，但粒径较小，可通过添加减水剂和适量河砂，使沙漠砂混凝土达到与普通混凝土相似的力学性能，有实际应用价值。

目前，国内外有关沙漠砂混凝土的相关研究主要集中于材性和梁的试验研究。据此，本文以15根缩尺比为1/2的沙漠砂混凝土框架柱为研究对象，分析剪跨比、轴压比、配箍率、沙漠砂替代率以及配筋率对柱抗震性能的影响，为沙漠砂混凝土框架柱的工程应用提供依据。

1 试验概况

1.1 试件制作

本试验所采用的水泥为新疆天业集团有限公司生产的P·O42.5R(旋)普通硅酸盐水泥；粉煤灰为新疆天富热电工贸有限公司生产的I级粉煤灰；细骨料(普通河砂)为玛纳斯河洗砂、古尔班通古特沙漠砂；粗骨料来源于石河子大学附近经筛分、冲洗过的5～20 mm采石场石子；减水剂为HSC牌聚羧酸高性能减水剂。

图1 试件尺寸及配筋示意图(mm)

表1 试件设计参数

表2 钢筋材料性能

所有试件均采用机械搅拌，当沙漠砂替代率不超过60%时，混凝土的和易性较好，为80%时，混凝土的和易性较差，因此，建议沙漠砂替代率不超过60%。

1.2 试验加载及量测方案

本次试验采用悬臂梁式拟静力加载方法，加载装置如图2所示。加载时，首先根据各试件的轴压比在柱顶施加预定轴压力，然后采用MTS在加载点施加水平低周反复荷载。水平荷载按照位移控制进行加载，前10级荷载每级以目标位移(即层间位移角为0.04所对应的位移)的1%增量进行加载，每级循环1次；此后每级以目标位移的3%增量进行加载，每级循环2次，当试件承载力下降至峰值荷载的的80%后停止加载。试验的主要监测内容：柱顶加载点处的水平荷载及位移，柱根部弯剪区的破坏形态，柱顶、柱底的水平位移，混凝土裂缝等。

图2 试验加载装置

2 试验结果与分析

2.1 试验现象与破坏模式

试件在上述复合力作用下主要发生剪切破坏、弯剪破坏和弯曲破坏3种破坏形态，分别如图3(a)～图3(c)所示。

当剪跨比1.32≤λ≤1.70时，试件发生剪切破坏，见图3(a)。加载初期，试件处于弹性阶段；随着荷载增加，首先在柱两侧的底部受拉区出现细小水平裂缝，随后在柱正面(受剪面)接近底部处出现细小的斜裂缝；当水平荷载达到(58%～75%)峰值荷载Pmax时，试件腹部出现45°的X形交叉裂缝，并伴随轻微混凝土剥落现象。当水平荷载达到(84%～88%)Pmax时，试件屈服(采用能量等效法确定)。当水平荷载达到Pmax时，柱两侧根部的混凝土大面积脱落。此后，试件的水平荷载迅速下降，整个破坏过程较快。对比分析试件DSCC-1和DSCC-2可知，剪跨比越小，斜裂缝的数量越少，主裂缝的宽度越大，破坏现象越明显，脆性特征也越显著。

当剪跨比2.08≤λ≤2.64时，试件主要发生弯剪破坏，见图3(b)。加载初期，试件处于弹性阶段；同样，首先在柱两侧的底部产生细小水平裂缝，随后在柱正面接近底部处出现细小的斜裂缝，但是其发展过程较为缓慢；随着荷载增加，裂缝逐渐延伸；当水平荷载达到(80%～86%)Pmax时，试件屈服，两侧根部的混凝土逐渐脱落。当水平荷载达到Pmax时，试件根部及大致60°方向的混凝土大面积脱落。此后，试件的水平荷载下降较快，整个破坏过程相比剪切破坏试件较慢。与剪切破坏相比，弯剪破坏时试件的斜裂缝多而密，但是宽度都较小，主拉斜裂缝的宽度也比剪切破坏时小很多，表现出较好的延性。

图3 试件破坏形态

当剪跨比λ=3.02时，试件发生弯曲破坏，见图3(c)。首先在柱两侧底部产生水平裂缝，并逐渐延伸；随着荷载增加，在柱正面接近底部处出现细小的斜裂缝；当水平荷载达到(84%～86%)Pmax时，试件屈服，交叉裂缝逐渐增多。当水平荷载达到Pmax时，柱两侧根部的混凝土大面积脱落。最终试件由于两侧钢筋屈服、混凝土被压碎而退出工作，整个破坏过程缓慢。与前2种破坏模型相比，弯曲破坏时试件的也出现有宽度较小的斜裂缝，但未出现主拉斜裂缝，表现出良好的延性。

各试件的荷载位移特征值及破坏形态，如表3所示。

表3 试件荷载位移特征值及破坏形态

2.2 滞回曲线

沙漠砂混凝土框架柱的实测P-Δ滞回曲线，如图4所示。由图4可知，各试件的滞回性能相似，即加载初期，P-Δ曲线大致呈线性变化，滞回环包围的面积很小，试件的耗能能力较小，试件处于弹性阶段；随着荷载增加，试件进入弹塑性阶段，P-Δ曲线呈非线性变化，滞回线所围合的区域一般比较丰满，说明试件的耗能能力较好；峰值荷载作用后，试件进入刚度退化阶段，滞回曲线仍较丰满，但“捏缩”效应明显，滞回环呈Z形。

不同试验参数对试件滞回曲线的影响如下：

(1)由图4(a)～图4(e)可知，随剪跨比的增加，滞回曲线逐渐变得饱满，滞回环面积明显增加；峰值荷载后，荷载衰减变缓。发生剪切破坏的试件的层间位移角均约为4.5%，而发生弯剪破坏、弯曲破坏的试件的层间位移角均约为5%。

(2)由图4(d)、图4(f)、图4(g)可看出，随轴压比的增加，滞回曲线逐渐变得饱满，滞回环面积逐渐增加；但峰值荷载后，荷载衰减略变快。试件的层间位移角均约为5%，未发生显著变化。

(3)由图4(h)、图4(d)、图4(i)可知，随配箍率的增加，滞回曲线饱满度和滞回环面积先增加后减小；峰值荷载后，荷载衰减变缓。试件的层间位移角随配箍率的增加，由3%增加至约5%。

(4)由图4(j)～图4(m)、图4(d)、图4(n)可看出，随沙漠砂替代率的增加，滞回曲线的饱满度和滞回环面积略有减小；峰值荷载后，荷载衰减略变快。试件的层间位移角均约为5%，未发生显著变化。

(5)由图4(p)、图4(d)、图4(q)可看出，随配筋率的增加，试件的峰值荷载逐渐增加，滞回曲线的面积逐渐增加；峰值荷载后，荷载衰减略变快。试件的层间位移角均约为5%，未发生显著变化。

图4 试件P-Δ滞回曲线

(6)为研究沙漠砂混凝土框架柱的抗震性能，本文主要对文献[12-13]进行对比分析。结果表明：沙漠砂混凝土框架柱的滞回性能与普通钢筋混凝土框架柱较相似，表现出较好的抗震性能。

2.3 骨架曲线

沙漠砂混凝土框架各柱的骨架曲线，如图5所示。

图5 各设计参数对框架柱骨架曲线的影响

(1)由图5(a)可知，随剪跨比的增加，试件DSCC-2、DSCC-3、DSCC-4、DSCC-5比DSCC-1的峰值荷载分别降低9.0%，29.4%，48.7%和50.2%，但极限位移逐渐增大。其主要原因是破坏模式由剪切破坏向弯剪破坏和弯曲破坏进行转变，该现象与普通混凝土柱的变化规律基本一致。

(2)由图5(b)可知，随轴压比的增加，试件DSCC-6和DSCC-7比DSCC-4的峰值荷载分别提高19.7%和22.1%。试件DSCC-6和DSCC-7的峰值荷载较接近，这与N-M相关曲线的特性[14]有关。

相关研究表明，极限位移随轴压比的增加而减少，但是DSCC-6的极限位移反而增加，主要是DSCC-6和DSCC-7的混凝土抗压强度较DSCC-4小(见表1)，其变形能力较大。DSCC-6和DSCC-7的混凝土强度较相近，其变化规律与普通混凝土柱的变化规律相吻合。

(3)由图5(c)可知，随配箍率的增加，试件DSCC-4和DSCC-9比DSCC-8的峰值荷载分别提高1.6%和6.4%；极限位移呈增加趋势，这与普通混凝土柱的变化规律基本一致。

(4)由图5(d)可知，随沙漠砂替代率的增加，试件DSCC-11、DSCC-12、DSCC-4、DSCC-13比普通混凝土柱DSCC-10的峰值荷载分别提高1.1%，5.7%，-2.4%和5.3%，其变化趋势与表1中沙漠砂混凝土抗压强度变化趋势基本一致，主要原因是极限承载力变化与混凝土的抗压强度有关。

当沙漠砂替代率为20%～40%时，其极限位移与普通混凝土较接近；当沙漠砂替代率为60%～80%时，其极限位移显著减小，表明掺入过多的沙漠砂会使混凝土的变形能力有所降低。

(5)由图5(e)可知，随配筋率的增加，试件DSCC-4和DSCC-15比DSCC-14的峰值荷载分别提高6.5%和29.0%；极限位移呈逐渐减小趋势，该现象与普通混凝土柱的变化规律基本一致。由于DSCC-14发生弯曲破坏，峰值荷载后其荷载下降较平缓，而DSCC-4和DSCC-15发生弯剪破坏，峰值荷载后其荷载下降更快。

2.4 延性性能

本文采用位移延性系数(μΔ=Δu/Δy)来评判试件的延性性能。其中：Δy为能量等效法确定的屈服位移；Δu为构件承载力下降到0.85Pmax对应的位移[15-16]。沙漠砂混凝土框架各柱的位移延性系数见表3，由表3可知：

(1)随剪跨比的增加，试件DSCC-2、DSCC-3、DSCC-4、DSCC-5比DSCC-1的延性分别增加24.3%，58.7%，68.8%和104.2%。剪跨比较大的试件DSCC-5(μΔ=3.86)发生弯曲破坏，延性好；剪跨比较小的试件DSCC-1(μΔ=1.89)和DSCC-2(μΔ=2.35)发生剪切破坏，延性较差。试件DSCC-3(μΔ=3.00)和DSCC-4(μΔ=3.19)发生弯剪破坏，延性较好。

(2)随轴压比的增加，试件DSCC-6和DSCC-7比DSCC-4的延性分别降低5.0%和7.2%。同时，试件DSCC-6和DSCC-7的破坏模式，由弯曲为主导的弯剪破坏模式转变为以剪切为主导的弯剪破坏模式，表现为后期极限变形较小，延性系数减小。

(3)随配箍率的增加，试件DSCC-4和DSCC-9比DSCC-8的延性分别提高30.2%和36.7%。由于箍筋的环箍作用，使核心区混凝土的抗剪性能得到提高，剪切破坏被延迟，弯曲变形得到增加，从而使试件的极限变形能力增加，表现为延性系数增大。

(4)随沙漠砂替代率的增加，试件DSCC-11、DSCC-12、DSCC-4、DSCC-13比普通混凝土柱DSCC-10的延性分别提高12.7%，7.0%，-9.9%和-15.5%。相关研究[17]表明：由于沙漠砂粒径很小，当掺入20%～40%的沙漠砂可填充砂浆与粗砂的孔隙，从而提高混凝土的变形能力，表现为延性系数相对于普通砂有所增加。但是沙漠砂的强度较低，当掺入60%～80%的沙漠砂，导致混凝土的受力性能降低，并降低构件的延性性能。试件DSCC-13(r=80%)的延性系数小于3，在实际工程中应避免使用沙漠砂替代率高于60%的混凝土柱。

(5)随配筋率的增加，试件DSCC-4和DSCC-15比DSCC-14的延性分别降低28.6%和33.3%，主要是其破坏模式由弯曲破坏转变为弯剪破坏。

2.5 耗能能力

结构或构件常用等效黏滞阻尼系数he来度量其耗能能力[18-21]。沙漠砂混凝土框架各柱的等效黏滞阻尼系数如表4所示。由表4可知：

表4 试件等效黏滞阻尼系数

(1)随剪跨比的增加，试件DSCC-2、DSCC-3、DSCC-4、DSCC-5比DSCC-1的等效黏滞阻尼系数分别增加2.1%，14.2%，45.4%和62.4%，耗能能力逐渐增加。

(2)随轴压比的增加，试件DSCC-6和DSCC-7比DSCC-4的等效黏滞阻尼系数分别降低9.7%和11.2%，耗能能力逐渐降低。

(3)随配箍率的增加，试件DSCC-4和DSCC-9比DSCC-8的等效黏滞阻尼系数分别增加19.2%和27.9%，耗能能力逐渐增加。

(4)随沙漠砂替代率的增加，试件DSCC-11、DSCC-12、DSCC-4、DSCC-13比普通混凝土柱DSCC-10的等效黏滞阻尼系数分别增加3.5%，5.0%，3.5%和-0.5%。但是整体而言，沙漠砂混凝土构件与普通混凝土构件的等效黏滞阻尼系数较相近。

(5)随配筋率的增加，试件DSCC-4和DSCC-15比DSCC-14的等效黏滞阻尼系数分别降低3.3%和10.8%，耗能能力逐渐降低。

(6)研究表明，钢筋混凝土框架柱的等效黏滞阻尼系数大致在0.1～0.2。本试验中，沙漠砂混凝土框架柱的等效黏滞阻尼系数平均值为he=0.19，表明沙漠砂混凝土柱具有较好的耗能能力。

2.6 刚度退化

采用割线刚度Ki=±|Pi|/|Δi|来衡量构件的刚度退化程度，其中,Pi和Δi分别为第i级所对应的峰值荷载和位移。各设计参数对框架柱刚度退化的影响，如图6所示。由图6可知：

(1)随水平位移的增加，试件正、负加载方向都出现了刚度退化的情况。加载初期，混凝土不断开裂，致使刚度退化较显著；后期混凝土逐渐退出工作，主要由纵筋提供抗弯刚度，刚度退化逐渐减退。

(2)随剪跨比的增加，试件刚度退化大致呈现减缓的趋势(见图6(a))，该现象与普通混凝土柱的变化规律基本一致。

(3)相关研究表明，刚度退化随轴压比的增加而逐渐增加，但DSCC-6和DSCC-7较DSCC-4的刚度退化平缓(见图6(b))，这与普通混凝土的结论相悖，主要是DSCC-6和DSCC-7的混凝土抗压强度较低，抵消了轴压比的作用。DSCC-6和DSCC-7的混凝土强度较相近，其刚度退化规律与普通混凝土柱的变化规律相吻合。

(4)随配箍率、配筋率的增加，试件刚度退化逐渐减缓(见图6(c)、图6(e))，该现象与普通混凝土柱的变化规律基本一致。

(5)随沙漠砂替代率的增加，试件刚度退化整体趋势变化不显著(见图6(d))，表明沙漠砂混凝土柱与普通混凝土柱的刚度退化规律基本一致。