随着现代建筑形式的发展, 普通混凝土自重大的缺点开始显现。减轻结构自重、改善建筑物的抗震性能, 已成为国内外建筑结构的发展趋势。因此国内外专家学者也慢慢将研究焦点转移到其他建筑结构材料上, 从而弥补普通混凝土的缺陷^{[1,2,3,4,5,6,7]}。高强陶粒混凝土是一种新型轻骨料混凝土, 具有轻质高强、保温隔热、耐火抗震等优良性能。美国已经采用高强陶粒混凝土建造了52层的休斯敦贝壳广场大厦, 英国采用高强陶粒混凝土建造了北海Heidron石油平台。此外, 横滨亮马大厦、芝加哥的波因特湖塔式建筑、马里纳城塔式建筑群、挪威斯托尔马桥和水塔大厦等也都采用了高强陶粒混凝土。这些工程的成功建设极大地促进了轻骨料混凝土在一般建筑甚至高层建筑领域的发展。随着一些试点建筑的落成, 国内一些学者也开始对陶粒混凝土构件的力学性能进行试验研究, 主要是针对陶粒混凝土构件的力学性能, 如页岩陶粒混凝土剪力墙的抗震性能试验^[8]、陶粒混凝土梁受弯性能试验^[9]、钢筋陶粒混凝土受压构件受力性能研究^[10]、陶粒混凝土与钢筋粘结锚固性能的试验研究^[11]、陶粒混凝土L形柱抗震性能试验研究^[12]、陶粒混凝土T形截面短肢剪力墙正截面承载力研究^[13]、劲性轻骨料钢筋混凝土梁柱节点抗剪承载力试验研究^[14]、陶粒混凝土梁斜截面受力性能研究^[15]、高强钢筋陶粒混凝土受弯梁非线性有限元分析^[16]等。而针对陶粒混凝土整体结构的抗震性能研究较少。

　　 本文针对页岩陶粒作为轻骨料的混凝土框架进行了研究, 分析了轴压比及柱配筋对陶粒混凝土框架抗震性能的影响。

　　 本试验试件由五个以1∶2缩尺比例设计的陶粒混凝土单榀框架组成, 采用的陶粒混凝土强度等级为LC40, 其中陶粒的吸水率为7.65%, 干表观密度为1 752kg/m³, 含水率为0.23%, 筒压强度为3 490MPa, 纵筋采用HRB400, 箍筋采用HPB300, 所有框架截面尺寸一致, 其中梁截面尺寸为150×250, 柱截面尺寸为250×250, 地梁截面尺寸为300×400, 构件尺寸及配筋如图1所示。试件其他参数见表1。钢筋的力学性能见表2。

　　 根据《建筑抗震试验方法规程》 (JGJ l01—96) , 采用伪静力试验方案, 在框架结构顶层节点处施加低周反复水平荷载。水平荷载由拉压伺服器施加, 水平反力由反力墙提供。竖向荷载则是由固定在台座下的两个油压千斤顶提供, 千斤顶端头用球铰连接, 可随柱顶自由转动, 加载装置如图2 (a) 所示。

　　 (1) 竖向荷载N:k1取为N=536k N;k2, k3, k4, k5取为N=268k N, 由油压千斤顶提供。竖向荷载一次加载到位, 在整个试验过程中保持不变。

　　 (2) 水平荷载P:框架屈服前试件处于线弹性阶段, 各位移幅值循环一次;当位移角达到1/200时, 预计框架纵筋接近屈服, 之后每级位移幅值循环三次;直到试件的水平承载能力下降为最大承载力的85%或试件无法承受预定的恒定轴压力时^[17], 试验停止。

　　 测量的主要内容有关键部位的纵筋、箍筋应变和结构水平位移等。试验的过程中记录试件各阶段所承受的水平荷载, 位移计及钢筋测点布置如图2 (b) , (c) 所示。

　　 在柱端加满竖向荷载后, 所有框架的柱端和梁端均未出现裂缝, 结构无明显变化。当水平荷载P=±60k N时, 框架k3, k4, k5在框架柱底和梁端开始出现裂缝。当水平荷载P=±63k N时, 框架k2柱底出现裂缝。当水平荷载P=±72k N时, 框架k1柱底出现裂缝。所有框架基本上处于弹性工作状态。当水平荷载P接近100k N时, 框架k2, k3, k4, k5梁柱端出现较多裂缝。当水平荷载P接近200k N时框架k1梁柱端出现较多裂缝。当控制位移角达到1/100后, 框架的裂缝数量基本趋于稳定, 在以后的加载过程中, 基本不再有新裂缝产生, 只是原有裂缝宽度和长度不断增加, 且随着荷载的继续施加能够明显听到裂缝开裂的响声, 裂缝长度和宽度继续延伸。当控制位移角达到1/50后, 框架柱端和梁端都有少量混凝土剥落, 并且裂缝随着循环次数的增加而不断开展。框架的极限破坏表现为梁端混凝土保护层剥落, 柱脚处混凝土表面保护层剥落, 且混凝土被压碎。从试验现象分析, 各个框架都是梁端和柱端先后形成塑性铰, 导致框架形成机构而破坏。典型框架破坏形式如图3所示。

　　 五个试件的实测滞回曲线如图4所示。图中纵坐标表示水平荷载P, 横坐标表示柱顶水平位移Δ。由图4可知:k1, k2, k3, k4, k5加载初期, 试件的滞回曲线基本上呈直线, 说明试件处于弹性工作的状态。裂缝出现后, 滞回曲线逐渐弯曲, 向位移轴倾斜, 滞回面积增大, 并且有捏缩效应出现, 形状由原来的梭形向弓形转化, 框架柱底部纵筋屈服后, 构件刚度逐渐降低, 此后, 荷载稍有增加, 构件就会产生比较大的位移。达到极限荷载后, 试件滞回环的捏缩效应更加明显。在同一加载控制阶段, 后一次循环达到的荷载值均低于前一次循环, 后一次循环滞回曲线所包围的面积均小于前一次循环, 表明了陶粒混凝土框架的强度、刚度和耗能能力的退化, 反应了结构累计损伤的影响。对比k2和k1可知, 随着轴压比增大, 框架滞回曲线丰满度降低, 说明一定范围内加大轴压比会降低框架延性;对比k2和k3可知, 随着柱纵筋配筋率的增加, 框架滞回曲线的饱满程度也有所增加, 说明在试验范围内, 增加柱纵筋配筋率可使框架延性有所提高;对比k3和k4, k4和k5可知, 随着柱配箍率的增加, 滞回曲线逐渐趋于饱满, 说明在试验范围内, 增加柱配箍率可使框架延性也有所增加。总之, 各个陶粒混凝土框架所表现出来的滞回曲线都比较饱满, 说明陶粒混凝土框架具有良好的耗能能力。

　　 在低周反复荷载作用下, 图5所示的试件骨架曲线上有较为明显的开裂点、屈服点、最大荷载点和极限位移点, 即所有框架都经历了弹性、弹塑性和极限破坏三个阶段。加载初期, 骨架曲线为直线;柱端开裂后, 骨架曲线开始弯曲, 框架的刚度开始降低;框架屈服后, 骨架曲线出现明显的拐点, 此后, 荷载不再增加或增加得很小, 但是位移迅速增加, 框架刚度明显下降。框架屈服以前, 陶粒混凝土柱配箍率对框架的骨架曲线影响不是很大, 框架的初期刚度基本相同。框架屈服后, 轴压比、柱纵筋配筋率和柱配箍率对框架的最大承载力和极限承载力有一定的影响, 其中框架k1的最大承载力和极限承载力最大, 框架k2, k3, k4, k5最大承载力和极限承载力依次减小, 所以在试验范围内, 轴压比、柱纵筋配筋率越大, 柱箍筋间距越密, 框架的最大承载力和极限承载力也越大。

　　 框架的开裂荷载、屈服荷载、最大荷载和极限荷载四个特征点的荷载见表3。其中开裂荷载是陶粒混凝土框架出现第一条裂缝时所承受的荷载;屈服荷载是通过画图法得出假定屈服荷载, 即配筋屈服时框架所承受的荷载;最大荷载是承载力达到最大时框架所承受的荷载;极限荷载是承载力下降到最大承载力的85%所对应的荷载。从表中可以看出:和框架k2相比, 框架k1的最大荷载增加了33.9%, 框架k3的最大荷载降低了7.8%, 说明随着轴压比和柱纵筋配筋率的加大, 陶粒混凝土框架的承载力有不同程度的提高。此外, 框架k3相比k4, 框架k4相比k5的最大荷载都有小幅度提高。说明随着柱配箍率的增加, 陶粒混凝土框架的承载力也有不同程度的提高。

　　 试验获得框架的开裂位移、屈服位移、最大荷载的位移和极限位移四个特征位移见表4。定义位移延性系数为Δ_u/Δ_y, 其中Δ_u为极限位移, Δ_y为屈服位移, 获得的延性系数见表4。定义相对变形值为Δ/H, 其中Δ为框架顶端位移, H为框架高度, 获得的相对变形值见表5。延性系数和相对变形值是衡量结构的抗震性能和结构变形能力的一项指标。

　　 由表4, 5可知:1) 框架的位移延性系数在4.02~5.91之间, 表明全部框架具有良好的延性。框架k1的延性系数小于k2, 说明随着轴压比的增加陶粒混凝土框架延性变差;k3的延性小于k2, 说明随着柱纵筋配筋率的增加, 陶粒混凝土框架的延性有所增加;k4的延性系数小于k3, k5的延性系数小于k4, 说明随着柱箍筋间距的减小, 陶粒混凝土框架的延性逐渐增加。2) 极限破坏时的相对变形值:k1为1/36, k2为1/24, 说明随着轴压比增加陶粒混凝土框架的变形能力减小;k2为1/24, k3为1/25, 说明随着柱纵筋配筋率增加陶粒混凝土框架的变形能力增大;k3, k4, k5极限破坏时的相对变形值分别为1/25, 1/25和/1/27, 说明随着箍筋间距的减小, 陶粒混凝土框架的变形能力增大。

　　 框架k1, k2, k3, k4, k5的刚度退化曲线如图6所示。从图6中可以看出:加载初期所有框架的刚度退化都较快, 随着位移的增加, 塑性变形不断发展, 刚度衰减速度逐渐变慢, 整个框架刚度衰减比较均匀, 没有出现明显的刚度突变。框架k2, k3, k4, k5的刚度退化规律基本相同, 刚度退化速度基本一致, k1刚度退化速度相对k2有所减慢, 说明轴压比增加后, 陶粒混凝土框架的刚度相对有所增加, 不同柱纵筋配筋率和不同柱箍筋间距对陶粒混凝土框架刚度退化影响不大。

　　 耗能能力是评价构件抗震性能的重要指标之一, 试件在低周反复荷载作用下, 每次循环形成的滞回环所包围的面积即为该次循环的耗能值。各试件在1/200~1/35位移角幅值三次循环下的耗能值如表6所示, 可见:1) 同级位移下的三次循环中, 由于框架在反复荷载作用下损伤积累, 后两次循环的耗能均小于第一次循环。2) 与k5相比, k3的耗能能力提高了3.5%, k4的耗能能力提高了3.2%, 可见提高柱配箍率能提高陶粒混凝土框架的耗能能力;与k3相比, k2的耗能能力提高了11.8%, 可见增加柱纵筋配筋率也可提高陶粒混凝土框架的耗能能力;与k2相比, k1的耗能能力提高了3.2%, 可见增加轴压比在一定程度上也可提高陶粒混凝土框架的耗能。

　　 通过对不同轴压比、柱纵筋配筋率、柱配箍率的陶粒混凝土框架的抗震性能的试验研究和对试验结果的初步分析, 可以得出如下的结论:

　　 (1) 在本文试验轴压比范围内, 加大轴压比可提高陶粒混凝土框架承载力、耗能能力以及框架的刚度, 但是框架延性随之降低。

　　 (2) 在本文柱纵筋配筋率变化范围内, 提高柱纵筋配筋率可使陶粒混凝土框架的承载力、耗能能力、框架刚度和延性得到不同程度的提高。

　　 (3) 在本文柱配箍率变化范围内, 提高柱配箍率可使陶粒混凝土框架的承载力、耗能能力、框架刚度和延性有不同程度的增加, 但是增加幅度不明显。