賈金青，鄭婉婷，張麗華，張 強(qiáng)，毛鵬飛

(大連理工大學(xué)海岸與近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024)

后摻骨料混凝土是指在基準(zhǔn)混凝土(一般為泵送混凝土)中拋填部分粗骨料，而后進(jìn)行二次攪拌，從而制成工作性能和力學(xué)性能良好的混凝土[1]。鄒波[2]針對(duì)后摻骨料混凝土抗裂性能進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果顯示后摻粗骨料的添加能夠較好地抑制混凝土早期的塑性收縮，從而改善基準(zhǔn)混凝土的抗裂性能。后摻骨料混凝土在保持泵送混凝土原有優(yōu)勢(shì)的同時(shí)在一定范圍內(nèi)解決了泵送混凝土早期開裂嚴(yán)重的問(wèn)題，同時(shí)還具有巨大的經(jīng)濟(jì)與環(huán)保意義?？赏ㄟ^(guò)減少膠凝材料使用率，降低制造成本、降低生產(chǎn)過(guò)程中二氧化碳的排放量，更符合綠色建材的理念[3]。目前關(guān)于后摻骨料混凝土構(gòu)件抗震性能的研究較少，因此十分有必要開展研究。

隨城市化進(jìn)程加快，柱承擔(dān)的豎向荷載逐漸增大，由于軸壓比限制，截面尺寸也隨之增加，從而形成剪跨比不大于2的短柱，在實(shí)際地震作用中短柱更易破壞[4]。因此，后摻骨料混凝土混凝土短柱的抗震能力研究十分必要，本次試驗(yàn)以5個(gè)剪跨比λ=2.0的后摻骨料混凝土短柱為研究對(duì)象，通過(guò)不同后摻率、不同軸壓比的后摻骨料混凝土短柱的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)分析其破壞形式及滯回性能，為后摻骨料混凝土在建筑結(jié)構(gòu)中的實(shí)際應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及試驗(yàn)參數(shù)

本試驗(yàn)在大連理工大學(xué)海岸與近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用1∶4的比例進(jìn)行縮尺模型試驗(yàn)[5]，制作試件幾何尺寸及配筋如圖1所示。本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)5個(gè)試件，剪跨比λ為2.0，變化參數(shù)為后摻率r和軸壓比n，參數(shù)見表1。試件采用強(qiáng)度C40混凝土，縱筋配筋率ρS為2.26%，箍筋體積配箍率ρv為2.57%。后摻骨料混凝土的脆性更加明顯，峰值應(yīng)變較基準(zhǔn)混凝土要大，需要加強(qiáng)約束，因此配箍率和箍筋強(qiáng)度較基準(zhǔn)鋼筋混凝土構(gòu)件高。

圖1 試件基本構(gòu)造(單位：cm)

表1 設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 加載裝置及試件測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)豎向荷載由200 t液壓千斤頂在柱頂施加，并設(shè)置球鉸確保豎向荷載不發(fā)生偏心。水平荷載則由50 t電液伺服作動(dòng)器在預(yù)設(shè)加載點(diǎn)施加，布置4個(gè)位移計(jì)，2個(gè)LVDT測(cè)量柱端及塑性鉸區(qū)位移；布置8個(gè)應(yīng)變片分別測(cè)量塑性鉸區(qū)縱筋及箍筋局部應(yīng)變。

1.3 加載方案

試驗(yàn)采用低周往復(fù)水平加載。選用位移變幅等幅混合控制水平位移增量加載，前4級(jí)加載幅值中，控制位移角(θ=Δ/H)按0.25%加載幅值增加，每級(jí)循環(huán)1次；此后以0.5%位移轉(zhuǎn)角增加，每級(jí)循環(huán)3次，直至水平荷載降到峰值荷載的85%或結(jié)構(gòu)豎向失去承載能力后停止加載[6]。

2 試驗(yàn)破壞現(xiàn)象

試件的主要破壞形式均為剪切破壞，破壞特征較為相似。根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象，可將破壞過(guò)程分為以下3個(gè)階段：

(1)初裂階段。此階段試件基本處于彈性階段，隨著荷載的增加，在試件的節(jié)點(diǎn)區(qū)域即柱根處首先出現(xiàn)彎曲的水平裂縫。卸載過(guò)程中，可觀察到裂縫的閉合現(xiàn)象，卸載后殘余變形非常小。隨后摻率的提高本階段的裂縫數(shù)量減少，后摻骨料對(duì)早期裂縫的開展有抑制作用，試件節(jié)點(diǎn)區(qū)域產(chǎn)生的開裂荷載Pcr約為峰值荷載Pmax的0.6～0.8。

(2)裂縫穩(wěn)定擴(kuò)展階段。此階段試件彎曲裂縫的發(fā)展速度一般較慢，出現(xiàn)多條從試件根部到支點(diǎn)的細(xì)微斜裂縫。此時(shí)剪應(yīng)力開始重分布，縱筋和箍筋逐漸開始承受混凝土傳來(lái)的剪應(yīng)力，使得鋼筋的應(yīng)力及應(yīng)變迅速增加，對(duì)抗剪形成主導(dǎo)作用。隨水平位移的往復(fù)變化，原有豎向粘結(jié)裂縫和水平彎曲裂縫數(shù)量增加，寬度也發(fā)生明顯變化，斜裂縫快速向頂點(diǎn)(對(duì)角線方向)延伸，逐漸形成1～2條相對(duì)明顯的沿對(duì)角線方向的“X”形交叉的主要斜裂縫。

(3)破壞階段。試件表現(xiàn)為“突然性”的剪切破壞形態(tài)。破壞發(fā)生時(shí)，試件的保護(hù)層混凝土小塊被壓潰而退出工作，崩掉外射、大塊脫落，穿過(guò)石子的骨料斷面較為平整，主筋與箍筋外露，縱筋壓曲失穩(wěn)，并表現(xiàn)為突然無(wú)法穩(wěn)定地繼續(xù)承受預(yù)加軸向力，同時(shí)伴隨有巨響。

總體來(lái)看，后摻率增加會(huì)使試件早期裂縫數(shù)量減少，但最終破壞形態(tài)與普通混凝土近似；軸壓比增加會(huì)發(fā)生更為明顯的脆性破壞。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

滯回曲線是擬靜力試驗(yàn)中水平荷載P與水平位移Δ之間的關(guān)系曲線，是抗震性能的綜合體現(xiàn)[7]。圖2為試驗(yàn)測(cè)得各試件的荷載-位移滯回曲線。從圖2可以看出：

圖2 各試件的荷載-位移滯回曲線

(1)在初裂階段，所有試件荷載和位移之間均為線性變化，滯回環(huán)面積較小，加載卸載曲線大致重合，試件殘余變形可以忽略，剛度退化不明顯，處于彈性工作階段。隨位移循環(huán)的增加，裂縫開始增多，此階段滯回環(huán)包圍面積持續(xù)增加，試件開始出現(xiàn)殘余變形，剛度逐漸退化，試件進(jìn)入彈塑性工作狀態(tài)。試件屈服后，荷載與位移不再保持線性變化關(guān)系，荷載的增長(zhǎng)速度遠(yuǎn)小于位移的增長(zhǎng)速度。

(2)從試件A～C的滯回曲線可知，滯回曲線在后摻率為10%時(shí)最為飽滿，后摻率20%與天然骨料混凝土滯回曲線形狀基本近似，總體呈梭形。

(3)從試件B、D、E的滯回曲線可知，隨軸壓比的增加，滯回曲線飽滿度降低，水平荷載下降速度較快，試件在位移循環(huán)加載下剛度退化及強(qiáng)度衰退速率增加，延性性能及耗能能力也逐漸降低。

3.2 骨架曲線

荷載-位移滯回曲線中各級(jí)加載的第一次循環(huán)峰值點(diǎn)的包絡(luò)曲線就是骨架曲線[8]。試件的骨架曲線如圖3所示。從圖3可以看出：

(1)整個(gè)試驗(yàn)中，骨架曲線大致歷經(jīng)無(wú)裂縫的彈性上升段、輕微損傷的強(qiáng)化段、損傷穩(wěn)定發(fā)展及急劇發(fā)展的破壞階段4個(gè)階段。

圖3 試件的骨架曲線

(2)初始時(shí)，骨架曲線近似線性，試件尚處于彈性階段。待試件開裂，剛度逐漸降低，曲線軌跡也呈現(xiàn)彎曲狀。之后，隨加載位移增加，水平荷載升高至峰值后進(jìn)入下降段，試件的積累損傷不斷加大，其剛度也不斷降低，直至進(jìn)入負(fù)剛度階段。

表2 主要特征荷載及延性系數(shù)

(3)不同后摻率對(duì)骨架曲線的影響，如圖3a所示。在彈性上升階段，后摻率10%和20%試件骨架曲線基本重合，均大于未添加后摻骨料的試件；在破壞階段，后摻率10%的試件下降段較為平緩，說(shuō)明隨后摻率的增加，試件延性耗能呈先增后減的趨勢(shì)，說(shuō)明后摻率10%為最佳。

(4)不同軸壓比對(duì)骨架曲線的影響，如圖3b所示。隨著軸壓比的增加，峰值荷載逐漸加大，峰值點(diǎn)曲線下降更為迅速，說(shuō)明隨軸壓比增加，試件承載力增加，延性變差，強(qiáng)度衰減迅速增加、幅度加大。

3.3 承載能力及位移延性

試件屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和破壞點(diǎn)及其對(duì)應(yīng)的側(cè)向位移、延性系數(shù)等見表2。依照骨架曲線，用能量等效法求試件屈服位移Δy，再按通常規(guī)定取85%的峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移作為極限位移Δu[9-11]，延性系數(shù)可按式(1)計(jì)算，即

μΔ=Δu/Δy

(1)

隨著后摻率的增加，延性系數(shù)呈先增大后減小的趨勢(shì)，后摻率20%和10%試件的延性系數(shù)比普通混凝土短柱增加11.54%和10.00%，10%為最佳后摻率，說(shuō)明適當(dāng)提高后摻率，有助于提升試件的抗震性能。

延性系數(shù)隨軸壓比的增大持續(xù)降低，軸壓比為0.25時(shí)，其延性系數(shù)為2.90，比軸壓比為0.38時(shí)高10.69%，比軸壓比為0.45時(shí)高13.73%，試件抗震性能隨軸壓比增加而變差，因此，實(shí)際工程中必須嚴(yán)格控制軸壓比。

3.4 剛度退化

剛度退化是指由于試件材料的累積損傷及彈塑性性質(zhì)，導(dǎo)致試件剛度隨循環(huán)次數(shù)增加而減小[12]。試件剛度可用割線剛度Ki表示，即

(3)

式中，F(xiàn)i、Xi為每級(jí)循環(huán)下的峰值荷載和最大位移。

圖4 剛度退化曲線

剛度退化曲線見圖4。由圖4可知，試件剛度隨著荷載的增加而逐漸降低，其原因是隨試件斜裂縫的開展，其損傷不斷積累，混凝土退出工作速率加快，從而導(dǎo)致剛度不斷降低，在屈服前，剛度下降速度較快，屈服后下降趨于平緩。

從圖4a可以看出，隨后摻率升高，剛度退化曲線逐漸陡峭，說(shuō)明后摻率的升高降低了試件抵抗地震作用的能力。從圖4b可以看出，在軸壓比為0.25時(shí)，加載前期剛度退化較快，而在加載后期剛度退化相對(duì)平緩，在軸壓比較大時(shí)，剛度變化則正好相反。

4 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)后摻骨料混凝土短柱的擬靜力試驗(yàn)，對(duì)試件破壞現(xiàn)象及試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了綜合分析，得出以下結(jié)論：

(1)后摻骨料混凝土短柱均在柱腳塑性鉸區(qū)發(fā)生剪切破壞。滯回曲線大致呈梭形，且“捏縮”現(xiàn)象不明顯，試件達(dá)到水平峰值荷載后，水平承載力下降較快，延性相對(duì)較差。

(2)后摻率為10%的試件在滯回曲線形態(tài)、延性等各方面均有所改善，抗震性能最佳；后摻率為20%的試件抗震性能略好于未添加后摻骨料的試件，提升后摻率可改善試件抗震性能。隨軸壓比的增加，試件承載力提高，但截面彎曲變形能力減小，延性變差，剛度退化加快。

(3)后摻骨料混凝土短柱抗震性能強(qiáng)于普通混凝短柱，但仍未滿足規(guī)范要求，應(yīng)繼續(xù)探究相應(yīng)措施來(lái)改善其抗震性能。