再生混凝土長柱的抗震性能試驗研究

彭有開 吳 徽 高全臣

(1 中國礦業大學(北京)力學與建筑工程學院，北京100083)

(2 北京建筑大學工程結構與新材料北京市高等學校工程研究中心，北京100044)

再生混凝土與普通混凝土的根本差異在于再生骨料的摻加引入了更多的初始缺陷，使得其脆性更為顯著.因此，再生混凝土在抗震結構中使用時，應采取措施保證結構具備足夠延性和耗能性能.針對國內外關于再生混凝土框架柱抗震構造措施研究較少的現狀［1－4］，本文通過足尺的6 根再生混凝土框架柱與1 根普通混凝土框架柱在低周往復荷載作用下的對比試驗，研究再生混凝土框架柱的抗震性能，探討再生混凝土框架柱的軸壓比限值和箍筋加密區的配箍要求以及極限承載力計算方法等.

1 試驗設計

1.1 試件設計

以縱筋率、箍筋加密區配箍水平及軸壓比為主要試驗參數.剪跨比為4，其余設計參數見表1.詳細尺寸及配筋如圖1所示.

表1 試件設計參數

圖1 試件尺寸與配筋圖(單位:mm)

框架柱箍筋加密區的箍筋起著約束核心區混凝土、防止縱筋壓屈、提高抗剪承載能力及限制斜裂縫擴展等作用，對構件延性性能有重要影響.我國《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)［6］對普通混凝土框架柱箍筋加密區的體積配箍率和最小配箍特征值做出了相關規定.圖2為各試件在箍筋加密區的配箍水平與抗震規范限值要求的比較.其中，RC2 和RC3 因設備原因未能在澆注完成28 d后短期內進行加載，考慮到混凝土后期強度增長［7］，近似取后期強度增長系數為1.4.實際的設計軸壓比分別為0.37 與0.39.

圖2 試件配箍與抗震規范限值的比較

1.2 試驗材料

1 m3再生混凝土中各種材料的用量為:水181 kg，水泥353 kg，天然石564 kg，天然砂226 kg，再生粗骨料451 kg，再生細骨料451 kg，粉煤灰86 kg，減水劑13.2 kg.水膠比為0.41，粉煤灰摻量為20%，再生粗骨料取代率為44%，再生細骨料取代率為67%.再生粗、細骨料均來源于北京地區某建筑垃圾處理生產線，再生粗、細骨料的吸水率分別為3.6%和11.4%.采用強制式攪拌機進行現場攪拌，工作性能良好，實測坍落度為130～160 mm.普通混凝土采用C35 級商品混凝土.縱向鋼筋為HRB400 級，箍筋為HPB235 級.材料強度見表1.

1.3 試驗加載及量測

加載裝置如圖3所示.首先通過豎向千斤頂施加軸向力，保持恒定，然后采用水平作動器進行荷載－位移混合控制下的往復加載.構件達到屈服荷載以前采用荷載控制，每級荷載循環1 次;達到屈服荷載以后采用位移控制，按屈服位移的倍數加載，每級位移循環3 次，當試件顯著喪失承載能力時終止試驗.由于試驗施加的軸向力較大，滑板支座端的摩擦力不可忽略，試件承載力為試驗中記錄的水平荷載減去滑動摩擦力的大小(軸壓力與滑動摩擦系數的乘積)，其中滑板的滑動摩擦系數經測定為3%［8］.試驗測量的主要內容有:①軸向荷載和水平荷載;②加載中心點的水平位移和基座位移;③縱筋和箍筋應變;④量測段的伸縮變形，通過在柱底兩側安裝線性位移傳感器來測量.

圖3 試驗加載裝置

2 試驗現象與破壞形態

試件破壞形態隨軸壓比、縱筋率及箍筋配置水平的變化呈現不同特點，主要為:

1)各試件破壞過程均經歷混凝土開裂、彎曲裂縫與斜裂縫增多并不斷擴展、縱筋進入屈服、達到極限荷載，繼而柱腳保護層混凝土出現豎向微裂縫，隨著加載位移增大，彎剪裂縫寬度增大，柱腳混凝土酥碎剝落、試件承載力退化，以及最終發生破壞等階段.

2)各試件均為大偏心受壓，最終破壞形態如圖4所示.試件RC1，RC4，RC5，RC6 和NC 為壓彎破壞，最終縱筋受壓屈曲，承載力顯著降低，塑性鉸區域均在距離柱底500 mm 范圍內.而試件RC2 和RC3 由于軸壓大、加密區箍筋配置不足，最終斜裂縫顯著擴展而發生剪切壓潰.

圖4 各試件根部最終破壞形態

3)再生混凝土可達到較高的抗壓強度，但再生混凝土質脆、黏結較薄弱，抗拉強度相對較低，試件的裂縫發展速度快、裂縫寬度大，柱腳混凝土壓碎后剝落速度快，多發生大塊脫落，而普通混凝土試件的柱根混凝土以顆粒狀及小塊脫落、逐漸剝離為主.

4)RC5 和RC6 由于提高了加密區的配箍水平，裂縫擴展得到有效的抑制，裂縫沿柱高度方向的間距增大，只擴展了幾條主要斜裂縫，最終破壞區域集中在距離柱底300 mm 的范圍內.

3 試驗結果與分析

3.1 滯回曲線

試驗過程中記錄的6 根再生混凝土柱和1 根普通混凝土柱的水平荷載－側移角滯回曲線(V－θ)如圖5和圖6所示.圖中，Y 為屈服點，U 為極限點，F1，F2為破損點，側移角θ 為水平加載中心點的位移與試件高度之比值.試件RC1 和RC4 的滯回環分別呈飽滿的梭形和具有捏縮的弓形，承載力達到極限荷載后可在較大的側移角下保持穩定且退化速度緩慢，表現出良好的承載能力和變形性能.與此不同，試件RC2 和RC3 在達到極限荷載后承載力降低較快，極限變形顯著減少，滯回環呈具有捏縮的弓形，而試件RC5 和RC6 由于配置了較多箍筋，其捏縮現象不明顯，與普通混凝土試件NC 類似，滯回環呈較為飽滿的梭形.

3.2 特征荷載與位移

試件達到屈服、極限及破損等特征點的定義如圖7所示.采用等能量法確定屈服荷載，即通過使曲邊形OAUE 的面積與梯形OBUE 的面積相等來確定等效屈服點Y.圖中，Vy為屈服荷載，Δy為屈服位移，Vmax為極限荷載，Δmax為極限荷載對應的位移，破損荷載為85%的極限荷載，其對應位移Δu為極限位移.P－Δ 效應可能對試件承載力、延性性能產生較大影響，且影響不一.圖8定義了去除PΔ 效應情況下的特征荷載及特征位移，其中試件骨架曲線采用簡化兩折線示意，V′max為去除P－Δ 效應情況下的極限荷載，Δu1為去除P－Δ 效應情況下的極限位移，其余符號意義同圖7.試驗結果見表2，各特征點在圖5和圖6中示出.

3.3 延性與極限變形

位移延性系數為極限位移與屈服位移的比值，為度量試件延性性能的指標，定義如下:

圖5 滯回曲線

圖6 試件NC 的滯回曲線

圖7 特征荷載與特征位移的確定

圖8 去除P-Δ 效應情況下的特征點

式中，μ 與μΔ分別為去除P－Δ 效應前后的位移延性系數，均采用正反方向的平均值進行計算.

μ 的大小綜合反映了縱筋率、軸壓比、配箍率、P－Δ 效應等多因素對試件延性的影響.由表2知，試件RC1 與RC4 的位移延性系數大，可滿足抗震延性要求，而較高軸壓試件的延性系數較小，尤其對于試件RC5 與RC6，即使提高了配箍水平，其延性系數也不大.

μΔ反映試件在去除P－Δ 效應情況下的延性性能.由表2可知，試件RC5 與RC6 的μΔ值大于試件RC2 與RC3，表明在提高配箍后試件的延性性能有了改善.但在較高軸壓下，由于RC5 與RC6的承載力較低，P－Δ 效應的影響較大，使得μ 值較小，從整體上表現出來的延性不理想.由此表明，PΔ 效應對再生混凝土長柱的延性有很大影響.為實現良好的延性性能，除限制軸壓比和最小配箍要求外，還需綜合考慮其他影響因素進行合理設計.

極限側移角為極限位移與試件高度之比，為衡量試件彈塑性變形性能的指標.由表2可知，除試件RC5 外，各試件的極限側移角Δu/H 均大于2%.由此表明，再生混凝土柱可滿足框架結構彈塑性層間位移角限值的要求.

3.4 剛度退化

試件的剛度退化曲線如圖9所示.對于不同軸壓的試件，低軸壓試件的剛度低于較高軸壓試件，如試件RC1 與RC4 的剛度低于其余試件，但低軸壓試件在加載后期的剛度退化速度較慢.對于軸壓相同但具有不同縱筋率的試件，初始階段的剛度差別不大，尤其對于較高軸壓的情況，如試件RC2 與RC3 的初始剛度幾乎相同，隨著側移角增加，承載力較小的試件由于受P－Δ 效應的影響，剛度退化較快，但在加載后期的剛度退化規律基本一致.對于軸壓與縱筋率相同但具有不同配箍率的試件，如試件RC5 與RC6，二者的剛度退化曲線達到側移角為1%(極限荷載)后幾乎重合，表明提高配箍率對試件剛度的影響不大.對于普通混凝土試件NC，其配筋與再生混凝土試件RC2 相同，軸壓略低于RC2，初始階段剛度大于試件RC2，隨著混凝土開裂與縱筋進入屈服，剛度迅速降低，后期剛度與試件RC2 接近.

表2 試驗結果

圖9 剛度退化曲線

3.5 能量耗散

試件的能量耗散能力以荷載－變形滯回曲線所包圍的面積來衡量，本文采用《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ 101—1996)［9］中定義的能量耗散系數E 進行分析.E 值的大小與試件的加卸載剛度及滯回環的飽滿程度有關，E 值越大，耗能性能越好.試驗采用試件各加載等級的第1 個滯回環進行計算.如圖10所示，隨著側移角增大，由于塑性變形加劇，耗能能力增大.其中，試件RC5 與RC6 由于加卸載剛度大、塑性鉸區的箍筋約束較好，滯回環包圍的面積大，耗能性能較好.

圖10 能量耗散系數

4 理論計算與討論

4.1 正截面受彎承載力

正截面受彎承載力計算采用以下假定:截面應變保持平面;不考慮混凝土受拉;受壓區混凝土的應力圖采用等效矩形應力圖簡化，取等效矩形應力圖特征值α1=1.0，β1=0.8，混凝土極限壓應變εcu=0.003 3.試件尺寸采用實際尺寸，混凝土抗壓強度采用28 d 實測值，鋼筋屈服強度采用實測值，不考慮鋼筋強化作用.計算結果列于表2中.由V′max/Vif知，理論計算值均小于實測值，其中低軸壓試件的計算值與實測值接近，而高軸壓試件則差距較大.主要原因為核心區混凝土在箍筋約束作用下強度提高［10－11］，軸壓較大時箍筋約束作用的影響更為顯著，從而導致中和軸高度增加，受彎承載力提高.此外，鋼筋進入強化階段也使得試件正截面受彎承載力增大.

為了較準確地計算試件的正截面受彎承載力，采用實測鋼筋應力－應變全曲線與假定的混凝土應力－應變曲線進行計算.鋼筋應力－應變曲線如圖11(a)所示，鋼筋彈性模量為2.0 ×105MPa.混凝土應力－應變曲線采用Mander 模型［12］，如圖11(b)所示，考慮了箍筋約束作用下混凝土強度與峰值應變及極限應變的提高.其中，試件RC2 與RC3的混凝土強度考慮了隨齡期的增長.本文采用專門計算柱構件滯回性能的應用程序USC_RC［13］進行全過程分析，極限受彎承載力的計算結果Vu列于表2.由V′max/Vu知，計算值與實測值較為吻合，說明再生混凝土試件的極限受彎承載力可采用與普通混凝土試件類似的計算方法，通過考慮鋼筋強化以及合理選擇混凝土應力－應變曲線進行準確計算.

圖11 鋼筋和混凝土應力-應變曲線

4.2 軸壓比與配箍要求

軸壓比與加密區配箍水平為影響框架柱延性的重要因素，框架柱為框架結構的主要抗側力構件，一般要求位移延性系數達到4.0.試驗結果表明，當設計軸壓比為0.2 時，采用《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)［6］中三級框架柱配箍限值的試件的延性系數均大于4.0，可滿足抗震延性的要求;當設計軸壓比較大時，再生混凝土長柱的延性性能受軸壓比及P－Δ 效應等因素的影響，試件延性系數顯著降低，多數小于4.0，延性性能較差.在實際設計中，為了獲得較好的延性性能，建議適當降低軸壓比和提高箍筋加密區的配箍要求，并綜合考慮其他影響因素進行合理設計.

5 結論

1)再生混凝土試件的破壞過程與普通混凝土試件類似，均經歷混凝土開裂、縱筋屈服、達到極限荷載及承載力退化、最終破壞等階段.但由于再生混凝土質脆、黏結薄弱，再生混凝土試件的裂縫發展及混凝土剝離速度較快.

2)低軸壓再生混凝土試件的延性較好，可滿足抗震延性的要求;較高軸壓的再生混凝土試件的延性顯著降低，不易實現良好的延性性能.為了獲得足夠的延性性能，應綜合考慮軸壓比、配箍率、PΔ 效應等多因素的影響，進行合理的設計.建議降低軸壓比限值，并適當提高箍筋加密區的配箍要求.

3)再生混凝土柱的受彎承載力可采用與普通混凝土柱類似的計算方法，本文采用實測的鋼筋應力－應變曲線以及假定的再生混凝土應變－應變曲線進行計算，計算結果與實測值吻合較好.

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