李志强 张华东 甘丹
摘要：
为研究古尔班通古特沙漠砂混凝土框架节点的抗震性能，对 9 个缩尺比为 1/2 的框架节点进行了拟静力试验研究，研究了沙漠砂替代率、轴压比和配箍率对节点破坏模式、耗能能力、延性、刚度和恢复力模型的影响。研究结果表明：沙漠砂替代率由 0% 逐渐增加到 80% 时，试件的破坏现象、骨架曲线、耗能、刚度退化主要受沙漠砂混凝土的强度和应力‐应变关系影响，延性逐渐降低，且沙漠砂替代率为 80% 的构件其延性较首个试件降低了 11.48%；
轴压比由 0.2 逐渐增加到 0.6 时，峰值荷载提高约 3%，延性降低约 5%，等效黏滞阻尼系数增加约 18%，刚度退化程度增加；
配箍率由 0.50% 逐渐增加到 2.52% 时，峰值荷载提高近 10%，延性提高约 6%，等效黏滞阻尼系数增加约25%，刚度退化减缓。整体而言，沙漠砂混凝土框架节点的抗震性能与普通混凝土试件相似。建立了沙漠砂混凝土框架节点的三折线恢复力模型，且计算模型与试验结果吻合良好。
关键词：
抗震性能；
沙漠砂混凝土；
拟静力试验；
框架节点；
恢复力模型
中图分类号：
TU375 文献标志码：
A 文章编号：
1004-4523（2023）03-0757-10
DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2023.03.018
引 言
随着建筑业的飞速发展，河砂资源日益短缺。利用沙漠砂替代河砂的研究得到了国内外学者的关注。李志强等［1‐3］对古尔班通古特沙漠砂混凝土的力学性能和柱的抗震性能开展了相关研究。张明虎等［4］对毛乌素沙漠砂混凝土的动态力学性能及本构模型开展了相关研究。张广泰等［5］对托克逊沙漠砂混凝土的力学性能开展了相关研究。董伟等［6］对库布齐风积沙混凝土的轴心受压力学性能开展了相关研究。Park 等［7］、Amel 等［8］、Jiang 等［9］和 Zaitri 等［10］对掺有非洲撒哈拉沙漠砂的混凝土的力学性能开展了相关研究。董存等［11］对沙漠砂混凝土梁的受力性能的试验研究表明，沙漠砂混凝土梁有较好的受力性能。研究表明，可以用沙漠砂替代部分河砂，达到与普通混凝土相似的力学性能。
目前，国内外有关框架节点的研究成果比较丰富［12‐14］，但是有关沙漠砂混凝土框架节点的研究还未见报道。据此，本文以 9 个缩尺比为 1/2 的沙漠砂混凝土框架节点为研究对象，通过分析沙漠砂替代率、轴压比和配箍率对节点抗震性能的影响，揭示其抗震机理，建立恢复力模型，为沙漠砂混凝土框架节点的工程应用提供依据。
1 试验概况
1. 1 试件制作
试验所用材料为：天业牌 PO42.5R（旋）普通硅酸盐水泥，Ⅰ级粉煤灰，玛纳斯河洗砂、古尔班通古特沙漠砂作为细骨料，经筛分的 5～20 mm 石子作为粗骨料，HSC 牌减水剂和自来水。其中沙漠砂的平均粒径为 0.183 mm，细度模数为 0.334，其相关性能指标见文献［3］。此外，沙漠砂混凝土的力学性能、施工性能指标见文献［2‐3］。
为了研究节点核心区的抗震性能及受力机理，参考钢筋混凝土框架节点抗震［12，15］的设计原则，设计了 9 个框架节点试件，具体参数设置如表 1 所示。其中沙漠砂替代率 r 的范围为 0%～80% （r=沙漠砂质量/（沙漠砂质量+河砂质量））；
混凝土立方体强度为 150 mm3立方体标准试块强度；
轴压比 n 的范围为 0.20～0.40，n = N/（ fc A ），其中，N 为施加在柱顶的轴向荷载，fc 为试件的混凝土抗压强度设计值 ，A 为 试 件 的 截 面 尺 寸 ；
箍 筋 的 配 箍 率 分 别 为0.50% （ 8@ 250），1.57% （ 8@80），2.52% （ 8@50，梁、柱的纵筋为 14 的 HRB400 级钢。）。梁、柱截面尺寸及配筋如图 1 所示，1‐1 截面为柱截面详图，2‐2 为梁截面详图；
所有钢筋均为 HRB400 级钢，钢筋材料性能如表 2 所示。
1. 2 试验加载及量测方案
采用拟静力加载方法，加载装置如图 2 所示。加载前，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 0.03 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 5% 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 80% 后停止加载，加载制度如图 3 所示。
试验中主要观测内容：柱顶加载点处的水平荷载及位移，节点核心区的位移变化、裂缝开展情况、混凝土剥落情况、破坏形态等。
2 试验结果与分析
2. 1 试验现象与破坏模式
所有试件破坏模式与预期结果一样，节点核心区均发生了剪切破坏，如图 4 所示。加载初期，试件处于线弹性阶段，无裂缝出现，滞回曲线基本为一条斜线；
随着水平荷载的增加，首先在梁端底部受拉区出现第一条垂直裂缝，宽度约为 0.08 mm；
继续加载，当水平荷载达到 60%～69% 的峰值荷载P max 时，节点核心区出现 45°的 X 形交叉裂缝，长度约 为 100 mm，宽 度 约 为 0.1 mm；
当 水 平 荷 载 达 到80%～84% 的 P max 时，试件屈服，节点核心区产生了 2 条贯通的主斜裂缝，宽度约为 3 mm，节点核心区出现轻微混凝土剥落现象；
当水平荷载达到 P max时，交叉裂缝迅速加宽到约为 6 mm，节点核心区小块混凝土剥落。此后，试件的水平荷载逐渐下降，核心区交叉裂缝宽度迅速加宽，并伴隨大面积混凝土剥落。
由图 4（a）～（e）可以看出，试件 DSCJ‐2 的混凝土剥落更为显著，而试件 DSCJ‐1，DSCJ‐3，DSCJ‐4和 DSCJ‐5 的破坏较相似。
由表 1 可知，随着沙漠砂替代率的增加，各试件较普通混凝土试件（试件 DSCJ‐1）的混凝土立方体强 度 分 别 降 低 了 16.78%， 8.85%， 5.71% 和1.99%，DSCJ‐2 的混凝土强度降低较显著，因此其核心区混凝土较早发生剪切破坏。
该现象表明，沙漠砂替代率基本不影响试件破坏模式；
试件破坏模式主要由其混凝土强度决定。
由图 4（f），（d），（g）可以看出，试件 DSCJ‐6 的混凝土剥落现象比 DSCJ‐4 和 DSCJ‐7 显著，主要原因是轴压比的增大可减小节点的剪切变形［16］，轴压比较小的试件 DSCJ‐6 抗剪切变形能力相对较低。
由图 4（h），（d），（i）可以看出，试件 DSCJ‐9 的混凝土剥落现象比 DSCJ‐4 和 DSCJ‐8 显著，主要原因是配箍率较高的试件可以避免核心区混凝土较早地发生剪切破坏，混凝土充分受剪，箍筋充分受拉，耗能效果更显著。
总的来说，沙漠砂混凝土试件的破坏模式与普通混凝土试件相似。各试件的荷载位移特征值及破坏形态如表 3 所示。
2. 2 滞回曲线
图 5 为沙漠砂混凝土框架节点的实测侧向荷载‐位移（P‐Δ）滞回曲线。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。
为了研究沙漠砂混凝土框架节点的抗震性能，本文主要与文献［17］进行对比分析。不同试验参数对试件滞回曲线的影响如下：
（1）由图 5（a）～（e）可看出，随沙漠砂替代率的增加，试件 DSCJ‐2，DSCJ‐3，DSCJ‐4和 DSCJ‐5滞回曲线的饱满度较 DSCJ‐1 减小。主要原因是沙漠砂的掺入使得沙漠砂混凝土极限强度后的应力‐应变曲线下降较普通混凝土更快［2］，造成滞回曲线的饱满度减小，以及极限层间位移角略微减小（见表 3）。
（2）由图 5（f），（d），（g）可以看出，随轴压比的增加，滞回曲线的饱满度逐渐减小；
极限位移角也逐渐减小（见表 3），该结论与普通钢筋混凝土框架节点相似。
（3）由图 5（h），（d），（i）可以看出，随配箍率的增加，滞回曲线的饱满度逐渐增加，极限位移角也逐渐增加（见表 3），该结论与普通钢筋混凝土框架节点相似。
综上所述：沙漠砂混凝土框架节点的滞回性能与普通钢筋混凝土框架节点相似，都经历了弹性阶段、弹塑性阶段和刚度退化阶段，滞回曲线都很饱满，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节点的骨架曲线如图 6 所示。由图 6 可看出，加载初期，P‐Δ 曲线大致呈线性关系，试件处于弹性工作阶段；
随着荷载增加，P‐Δ曲线呈非线性关系，出现了明显的拐点，刚度及强度开始退化。随着位移的增加，强度衰减逐渐增长。
（1）由图 6（a）及表 3 可看出，随沙漠砂替代率的增加，试件 DSCJ‐2，DSCJ‐3，DSCJ‐4 和 DSCJ‐5比普通混凝土试件 DSCJ‐1 的峰值荷载分别降低了15.65%，8.1%，4.79% 和 1.29%，其变化趋势与表 1中沙漠砂混凝土抗压强度的变化趋势基本一致，主要原因是极限承载力变化与混凝土的抗压强度有关。试件的极限位移呈逐渐减小趋势（见表 3），造成该现象的原因是沙漠砂混凝土极限强度后的应力‐应变曲线较普通混凝土的陡峭［2］，变形能力有所降低。
（2）由图 6（b）可看出，随轴压比的增加，试件DSCJ‐4 和 DSCJ‐7 比 DSCJ‐6 的峰值荷载分别提高了 2.38% 和 4.36%；
极限位移呈逐渐减小趋势（见表3），这与普通混凝土构件的变化规律相吻合。
（3）由图 6（c）可看出，随配箍率的增加，试件DSCJ‐4 和 DSCJ‐9 比 DSCJ‐8 的峰值荷载分别提高了 5.08% 和 11.79%；
极 限 位 移 呈 增 加 趋 势（见 表3），这与普通混凝土构件的变化规律基本一致。
2. 4 延性性能
采用位移延性系数（μ = Δu /Δy）来评判试件的延性性能。其中，Δy 和 Δu 根据规范［18‐19］确定，如图 7所示。
各试件的位移延性系数如表 3 所示。由表 3 可看出：
（1）随沙漠砂替代率的增加，试件DSCJ ‐ 2，DSCJ ‐ 3，DSCJ ‐ 4 和 DSCJ ‐ 5 比普通混凝土试件DSCJ‐1 的 延 性 分 别 降 低 了 0.27%，0.59%，4.29%和 11.48%。相关研究［2］表明：当荷载下降至峰值的85% 时，沙漠砂替代率为 20%，40% 和 60% 的沙漠砂混凝土与普通混凝土的应力‐应变曲线较接近；
而沙漠砂替代率为 80% 的沙漠砂混凝土其应力‐应变曲线较陡峭，造成构件的延性降低较显著。为此，建议实际工程中沙漠砂的替代率不超过 60%。
（2）随轴压比的增加，试件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐7比 DSCJ‐6 的延性分别降低 2.74% 和 6.66%。表明轴压比能够减少构件的延性，其结论与普通混凝土构件一致。
（3）随配箍率的增加，试件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐9比 DSCJ‐8 的延性分别提高 3.88% 和 7.55%。由于箍筋的環箍作用，使核心区混凝土的受力性能得到提高，表现为延性系数增大。
2. 5 耗能能力
试件的能量耗散能力用等效黏滞阻尼系数 he度量［18］：
各试件的等效黏滞阻尼系数如表 4 所示。
由表 4 可看出：
（1）随沙漠砂替代率的增加 ，试件 DSCJ ‐ 2，DSCJ‐3，DSCJ‐4 和 DSCJ‐5 比 DSCJ‐1 的等效黏滞阻 尼 系 数 分 别 增 加 8.69%，4.35%，8.69% 和6.21%。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接近。
（2）随轴压比的增加，试件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐7比 DSCJ‐6 的等效黏滞阻尼系数分别增加 15.89%和 19.87%，耗能能力逐渐增加。
（3）随配箍率的增加，试件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐9比 DSCJ‐8 的等效黏滞阻尼系数分别增加 18.24%和 31.76%，耗能能力逐渐增加。相关研究表明，构件的等效黏滞阻尼系数大致在 0.1～0.2 之间。本试验的等效黏滞阻尼系数平均值为 heu = 0.17，表明沙漠砂混凝土框架节点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如图 9 所示。
各试件的刚度退化如图10 所示 。由图 10 可看出：
（1）随沙漠砂替代率的增加，除了试件 DSCJ‐2，其他试件的刚度退化趋势较接近，主要因试件 DSCJ‐2 的混凝土立方体强度低，核心区混凝土较早发生剪切破坏，该现象与试件 DSCJ‐2 的破坏形式一致（见图 4（b）），造成试件 DSCJ‐2 比其他试件的刚度退化更显著（见图 10（a），图中 K0表示初始刚度）。结果表明沙漠砂混凝土框架节点与普通混凝土框架节点的刚度退化规律基本一致。
（2）刚度退化随轴压比的增加而逐渐增加（见图10（b）），随配箍率的增加逐渐减缓（见圖 10（c）），其刚度退化规律与普通混凝土试件的变化规律相吻合。
3 恢复力模型
3. 1 骨架曲线建议模型根据试验结果，将 9 个节点的荷载‐位移曲线以峰值点为基准点进行无量纲化处理，可得无量纲骨架曲线，如图 11 所示。
由图 11可看出，本试验得到的骨架曲线可划分为3个阶段（弹性段、弹塑性段及下降段），因此，可将无量纲骨架曲线简化为三折线计算模型［20］，如图12所示。
建立骨架曲线三折线计算模型所需的 9 个关键参数如表 5 所示。
通过对三折线模型进行拟合，可得其各段回归方程及斜率，如表 6 所示。
3. 2 刚度退化规律
对试验数据进行回归分析，可得沙漠砂混凝土框架节点的刚度退化规律，如图 13 所示。其中 K1，K2，K3 及 K4 分别表示滞回环的正向卸载刚度、负向加载刚度、负向卸载刚度及正向加载刚度。
3. 3 恢复力模型验证
根据骨架曲线建议模型和刚度退化规律，可建立沙漠砂混凝土框架节点的恢复力模型。通过计算分析可得计算曲线与试验曲线的对比结果，如图 15所示。
由图 15 可看出，本文建立的三折线恢复力模型与试验结果吻合良好，表明该恢复力模型能够较好地反映沙漠砂混凝土框架节点的滞回性能，为其弹塑性反应分析提供理论参考。
4 结 论
（1）随沙漠砂替代率的增加，试件DSCJ ‐ 2，DSCJ ‐ 3，DSCJ ‐ 4 和 DSCJ ‐ 5 与 普 通 混 凝 土 试 件DSCJ‐1 对比，混凝土立方体强度分别降低 16.78%，8.85%，5.71% 和 1.99%；
峰值荷载分别降低15.65%，8.1%，4.79% 和 1.29%；
延性分别降低0.27%，0.59%，4.29% 和 11.48%；
等效黏滞阻尼系数分别增加 8.69%，4.35%，8.69% 和 6.21%。各试件的破坏现象、骨架曲线、耗能、刚度退化主要与沙漠砂混凝土的强度和应力‐应变本构关系相关，但沙漠 砂 替 代 率 为 80% 的 构 件 其 延 性 急 剧 降 低11.48%，因此建议实际工程中沙漠砂的替代率不超过 60%。
（2）随轴压比的增加，试件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐7与 DSCJ‐6 对比，混凝土剥落现象逐渐减小；
峰值荷载分别提高 2.38% 和 4.36%；
延性分别降低 2.74%和 6.66%；
等效黏滞阻尼系数分别增加 15.89% 和19.87%；
刚度退化逐渐增加。其整体变化规律与普通混凝土试件的变化规律相似。
（3）随配箍率的增加，试件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐9与 DSCJ‐8 对比，配箍率较高的试件 DSCJ‐9 混凝土剥落较明显；
峰值荷载分别提高 5.08% 和 11.79%；
延性分别提高 3.88% 和 7.55%；
等效黏滞阻尼系数分别增加 18.24% 和 31.76%；
刚度退化逐渐减缓。其整体变化规律与普通混凝土试件的变化规律相似。
（4）建立的沙漠砂混凝土框架节点的三折线恢复力模型，其计算值与试验结果吻合良好，可为沙漠砂混凝土框架节点的弹塑性反应分析提供理论参考。
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