钢筋沙漠砂混凝土短柱轴压性能试验研究

Experimental Study on the Axial Compression Properties of Reinforced Desert Sand Concrete Short Column

摘要

为研究沙漠砂对钢筋混凝土短柱轴压性能的影响，对18根钢筋沙漠砂混凝土短柱进行轴压试验。以沙漠砂替代率、纵筋配筋率、体积配箍率为主要参数，对钢筋沙漠砂混凝土短柱的破坏模式、荷载‒位移、荷载‒混凝土应变、荷载‒纵筋应变、延性性能等主要指标进行分析。结果表明：钢筋沙漠砂混凝土短柱主要形成竖向的贯通裂缝而破坏，其失效过程、破坏状态与钢筋普通混凝土短柱相似；当沙漠砂替代率由0增至20%、40%、60%、80%时，其峰值荷载分别增加-9.04%、4.62%、2.00%、-5.52%，延性系数分别增加-16.20%、5.40%、1.80%、-9.46%，其他各项性能均与沙漠砂混凝土的变化趋势相似，且当沙漠砂替代率为40%和60%时，试件表现出较好的受力性能；当纵筋配筋率由0.89%增加至3.57%时，其峰值荷载分别增加约8.53%和15.80%，延性系数分别增加约27.44%和39.98%；当体积配箍率由1.22%增加至1.52%时，其峰值荷载增加约11.44%，延性系数增加约21.58%；随着纵筋配筋率、体积配箍率的增加，钢筋沙漠砂混凝土短柱的其他各项性能均得到改善。最后，建立钢筋沙漠砂混凝土短柱轴压承载力计算公式，计算结果与试验结果吻合良好。研究结果可为钢筋沙漠砂混凝土短柱的工程应用提供理论依据。

Abstract

Objective Due to the rapid development of infrastructure construction, the consumption of concrete has increased significantly. However, natural aggregate remains in shortage in many regions because of environmental constraints. Therefore, the use of locally available desert sand in concrete production in structural engineering receives increasing attention in northwest China's Xinjiang Province. The Xinjiang region is characterized by limited fine natural aggregate resources, and nearly a quarter of the area is covered with desert sand. Therefore, using desert sand as a fine aggregate resource addresses the imbalance between the supply and demand of river sand, and it reduces the cost of concrete production and transport. The column is one of the essential components of a structure, so numerous studies appear in previous literature. However, relatively limited research examines the axial compression behavior of reinforced desert sand concrete short columns. Therefore, the primary objective of this study is to investigate the influence of desert sand on the axial compression behavior of reinforced concrete short columns. The failure mode, load axial displacement curve, load concrete strain curve, load longitudinal steel strain curve, load stirrup strain curve, and ductility behavior of reinforced desert sand concrete short columns are analyzed. Methods Taking the desert sand replacement ratio, longitudinal steel ratio, and stirrup ratio as the main parameters, the study designed eighteen reinforced concrete short columns made with desert sand in accordance with "Code for design of concrete structures" (GB 50010—2010). All columns were constructed with dimensions of 550 mm in length, 150 mm in width, and 150 mm in height. The test was conducted on an electro-hydraulic servo pressure testing machine with an axial loading capacity of 5 000 kN, and the loading velocity was set to 0.01 mm/min. Four displacement sensors with a measuring range of 100 mm were arranged along the central axis of the four surfaces of each specimen to record the axial displacement. Strain gauges were attached to the longitudinal steel bar, stirrup, and concrete surface to measure their respective strains. Results and Discussion The test results showed that 1) the reinforced desert sand concrete short columns failed by forming vertical through cracks, and the failure process and pattern of reinforced desert sand concrete short columns were similar to those of reinforced ordinary concrete short columns. 2) When the desert sand replacement ratio increased from 0 to 80%, the peak load changed by -9.04%, 4.62%, 2.00%, and -5.52%, and the ductility coefficient changed by -16.20%, 5.40%, 1.80%, and -9.46%, respectively; the concrete's longitudinal and transverse strains of the specimens increased at first, then decreased, and then increased again; the longitudinal steel strain and stirrup strain of specimens with a desert sand replacement ratio of 20% and 80% were larger, while the longitudinal steel strain and stirrup strain of specimens with a desert sand replacement ratio of 40% and 60% were smaller. The main reason for this behavior was that the concrete contained more pores than ordinary concrete when the desert sand replacement ratio was low (20%), while the internal pores were filled by desert sand when the replacement ratio ranged from 40% to 60%. The axial compression properties decreased again because the strength of desert sand particles was lower than that of river sand when the replacement ratio reached 80%. 3) When the longitudinal steel ratio increased from 0.89% to 3.57%, the peak load increased by about 8.53% and 15.80%, and the ductility coefficient increased by about 27.44% and 39.98%, respectively; the concrete's longitudinal and transverse strains decreased gradually; the longitudinal steel strain and stirrup strain of the specimens also decreased gradually; the results were consistent with those of ordinary reinforced concrete columns. 4) When the stirrup ratio increased from 1.22% to 1.52%, the peak load increased by about 11.44% and the ductility coefficient increased by about 21.58%; the concrete's longitudinal and transverse strains decreased gradually; the longitudinal steel strain and stirrup strain of the specimens decreased gradually; the results were also consistent with those of ordinary reinforced concrete columns. 5) The predicted axial compression strength using "Code for the Design of Concrete Structures" of China Code GB 50010—2010 and "Structural Concrete Building Code" of US Code ACI318 was higher than the experimental values by 21% and 38%, respectively; after introducing the influence of desert sand on the strength of concrete and the matching effect coefficient of desert sand concrete and steel bar, the study established a formula for the axial compression strength of reinforced desert sand concrete short columns. The calculated results agreed well with the experimental results. Conclusions 1) The reinforced desert sand concrete short columns with desert sand replacement ratios of 20% and 80% demonstrated poor performance, while those with replacement ratios of 40% and 60% exhibited good performance. Therefore, it was appropriate to use desert sand concrete specimens with replacement ratios of 40% to 60%, and a 60% replacement ratio was recommended to make full use of desert sand resources. 2) When the longitudinal steel ratio increased from 0.89% to 3.57% and the stirrup ratio increased from 1.22% to 1.52%, the axial compression properties of the reinforced desert sand concrete short column improved gradually, and the behavioral characteristics were comparable to those of the ordinary reinforced concrete short column. 3) The formula for calculating the axial bearing capacity of reinforced desert sand concrete short columns was proposed by incorporating the influence of desert sand on concrete strength and the matching effect coefficient of desert sand concrete and steel bars. It can provide a theoretical basis for the engineering application of the reinforced desert sand concrete short column.

Graphical abstract

关键词

沙漠砂混凝土 / 短柱 / 轴压性能 / 延性性能 / 承载力

Key words

desert sand concrete / short column / axial compressive property / ductility property / carrying capacity

本刊网刊

沙漠砂混凝土作为一种新建筑材料，有助于充分利用中国广袤的沙漠资源，能缓解河砂等非再生资源的开采，且碳排放量更低^[1]，具有广阔的发展场景。

目前，针对沙漠砂混凝土的研究已经取得一定成果。李志强等^[2]揭示了沙漠砂替代率对混凝土基本力学性能的影响规律，并提出了适用于沙漠砂混凝土的应力‒应变本构方程和损伤本构方程。Li等^[3]对13根沙漠砂钢筋混凝土柱进行低周往复加载试验，揭示了剪跨比和沙漠砂替代率等参数对其抗震性能的影响规律，并提出了适用于该类柱的弯曲及剪切强度计算方法。李志强等^[4]对9个沙漠砂混凝土框架节点进行拟静力试验，揭示了沙漠砂替代率、轴压比和体积配箍率对节点抗震性能的影响规律，并建立了三折线恢复力模型。Sadat等^[5]通过回归分析建立了沙漠砂混凝土力学性能的统一预测模型，并提出了适用于该材料的应力‒应变本构关系，经有限元验证有效，为结构设计提供了重要参考。Sadat等^[6]对18根矩形沙漠砂混凝土钢管短柱进行轴压试验，揭示了沙漠砂替代率等参数对其力学性能的影响规律，并提出了可靠的承载力设计方法。秦拥军等^[7]对11根试验梁进行受弯试验，揭示了钢纤维掺量、沙漠砂替代率和纵筋配筋率对梁受弯性能的影响规律，并验证了开裂荷载与极限弯矩理论计算值的准确性。秦拥军等^[8]对8根无腹筋沙漠砂混凝土深梁进行受剪试验，揭示了剪跨比、纵筋配筋率和沙漠砂掺量对其抗剪性能的影响规律，并对国内外规范计算方法进行修正，提出了抗剪承载力计算式。董伟等^[9]通过盐冻试验与核磁共振、灰熵分析，揭示了孔结构特征参数对风积沙混凝土抗压强度的影响规律，并建立了考虑孔结构和风积沙贡献率的抗压强度复合模型。Dong等^[10]通过冻融循环试验，利用超声波和共振频率测定损伤变量，结合SEM和AFM分析微观机理，揭示了风积沙的适宜替代率（20%～30%），并基于Wei-bull理论建立了可预测冻融损伤的本构模型。Wang等^[11]对10根风积沙混凝土柱进行拟静力试验，并结合灰色关联分析，揭示了轴压比、剪跨比及风积沙替代率对其损伤演化的影响规律，建立了基于变形和能量的双参数地震损伤模型。王尧鸿等^[12]对6根橡胶集料风积沙混凝土柱进行低周往复加载试验，揭示了橡胶掺量和轴压比对其抗震性能的影响规律，发现橡胶掺量为10%时试件综合抗震性能最优。刘海峰等^[13]通过冻融循环试验，揭示了沙漠砂替代率对混凝土冻融后轴心受压力学性能的影响规律，并采用本构模型拟合得到应力-应变全曲线方程。Liu等^[14]对沙漠砂替代率为50%的混凝土进行冻融循环试验，揭示了冻融作用下其力学性能的演化规律，发现其抗冻性优于普通混凝土，并建立了相应的本构模型。以上研究成果为深入研究沙漠砂混凝土构件的相关性能提供了理论依据。

经文献检索发现，有关钢筋沙漠砂短柱轴压性能的研究尚未报道。但针对钢筋混凝土短柱轴心受压性能的研究已经取得丰富成果，并可为相关研究提供借鉴。王静峰等^[15]通过轴压试验与有限元分析，揭示了环向脱空率等参数对椭圆钢管混凝土短柱轴压性能的影响规律，阐明了脱空对其承载力、刚度及接触应力的影响机制。郑宇宙等^[16]对7根大尺寸高强钢管约束自应力混凝土短柱进行轴压试验，揭示了自应力混凝土强度、截面类型和空心率对其轴压性能的影响规律与增强机理。王卫华等^[17]对7根复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱进行轴压试验，揭示了再生块体取代率、含钢率等参数对其轴压性能的影响规律，并提出了承载力计算方法。唐红元等^[18]通过对不同径厚比的圆不锈钢管混凝土短柱进行轴压试验，揭示了约束效应系数对其破坏模式、承载力和延性的影响规律，并提出了精度优于既有模型的轴压承载力计算方法。邓宗才等^[19]对9根高强钢筋约束UHPC柱进行轴压试验，揭示了高强箍筋的约束机理，并基于Ottosen破坏准则建立了适用于该类柱的轴压本构模型。

本文以沙漠砂替代率、纵筋配筋率、体积配箍率为主要参数，设计18根钢筋沙漠砂混凝土短柱并对其进行轴压试验研究，以揭示其破坏机理及轴压力学性能，为钢筋沙漠砂混凝土短柱的工程应用提供参考。

1 试 验

1.1 试件设计及制作

采用天业牌P·O42.5水泥、Ⅰ级粉煤灰、粒径为5～20 mm水洗石子、玛纳斯河水洗河砂、古尔班通古特沙漠砂、聚羧酸高性能减水剂、自来水等材料。沙漠砂混凝土的配合比、力学性能及施工性能等指标可参考文献[2‒6]。

根据《混凝土结构设计规范》^[20]，设计6组18根钢筋沙漠砂混凝土短柱试件，其尺寸均为150 mm×150 mm×550 mm，保护层厚度为20 mm。试件详图如图1所示，试件设计参数如表1所示。表1中：沙漠砂替代率r的范围为0～80%；纵筋配筋率分别为0.89%（4C8）、2.04%（4C12）和3.57%（4C16），采用HRB400级钢筋；体积配箍率分别为1.52%（C8@120）和1.22%（C8@150），采用HRB400级钢筋。各钢筋材性性能如表2所示。试件编号命名方式：如“R0‒8‒120”表示钢筋沙漠砂混凝土短柱的沙漠砂替代率为0、纵筋直径为8 mm、核心区箍筋间距为120 mm。

1.2 试验加载及量测

试验采用500 T微机控制电液伺服压力试验机进行加载，加载装置示意图如图2所示。

加载前，估算试件的峰值荷载，取预估峰值荷载的15%进行预加载^[21]，并调整试件几何对中，保证短柱试件轴心受压。加载方式采用位移控制单调加载，加载速率为0.01 mm/min，当荷载降至约峰值荷载的80%时，停止加载。

试件沿4个面中轴线及对应端板分别布置4个量程为100 mm的位移传感器，在纵向钢筋、箍筋及混凝土纵向、横向分别粘贴了电阻应变片，并将其与静态数据采集仪TDS‒530进行连接。

试验过程中主要观察内容：试件表面裂缝开展情况，加载端的竖向位移，混凝土纵、横向的变形，纵筋和箍筋的应变等。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

各试件的破坏过程和形态比较相似，典型破坏过程如图3所示。图3中，N_u为峰值荷载。加载初期，试件外观无明显变化（图3（a））；加荷至峰值荷载的65%左右，产生大量竖向裂缝并不断向短柱中部延伸，直至形成贯通裂缝（图3（b））；加载至峰值荷载时，贯通裂缝的数量、宽度都显著增加，并伴随混凝土保护层脱落（图3（c））；继续加载直至构件破坏，竖向形成多条贯穿主裂缝，横向向外鼓出，并伴随大量混凝土剥落（图3（d））。

图4为所有试件破坏形态。造成该破坏形态的主要原因是沙漠砂属特细砂，微观状态呈圆形，内摩擦角较小^[22]，降低了粗细骨料间的机械咬合力，且当沙漠砂掺量较少时无法充分填充内部孔隙^[2]，因此，内部较早出现裂缝，混凝土的承载力降低且破坏形态更严重。

由图4（p）～（r）可知，随着纵筋配筋率的增加，各试件的破坏形态较相似，表明纵筋基本不影响试件破坏形态。

由图4（d）、（i）、（m）、（n）、（o）和（p）可以看出，体积配箍率较小的试件其破坏更为严重，主要原因是箍筋间距增加，削弱了对核心区的约束作用，核心区混凝土强度降低。

总的来说，钢筋沙漠砂混凝土短柱与钢筋普通混凝土短柱的破坏形态较相似。各试件峰值状态时的荷载、位移如表2所示。

2.2 荷载‒轴向位移

图5～7分别为不同沙漠砂替代率、纵筋配筋率和体积箍筋率时各试件的实测荷载N‒轴向位移Δ曲线，可以看出，各组试件的N‒Δ曲线变化规律基本相同：达到峰值荷载前，曲线总体呈线性变化；达到峰值荷载后，承载力曲线在下降段随位移增加明显下降，随后逐渐平缓。

由图5～7可知，各试验参数对N‒Δ曲线的影响如下：

1）随着沙漠砂替代率的增加，试件的峰值荷载呈先减小后增加再减小的趋势，其变化趋势与表1的沙漠砂混凝土立方体抗压强度变化趋势一致。与钢筋普通混凝土短柱相比（沙漠砂替代率为0），当沙漠砂替代率增加至20%时，其承载力降低了约9.04%；当沙漠砂替代率增加至40%时，其承载力增加了约4.62%；当沙漠砂替代率增加至60%时，其承载力增加了约2.00%；当沙漠砂替代率增加至80%时，其承载力降低了约5.52%。

达到峰值荷载前，各组试件的N‒Δ曲线基本呈线性变化；达到峰值荷载后，R20和R80系列试件较钢筋普通混凝土试件的下降段曲线陡峭，而R40和R60系列试件较钢筋普通混凝土试件的下降段曲线平缓。其主要原因：当沙漠砂替代率较低时（20%），内部空隙较多，使试件强度降低；当沙漠砂替代率达40%～60%时，内部孔隙被沙漠砂充分填充，试件的强度得到改善；当沙漠砂替代率达80%时，替代的河砂量较大，且沙漠砂颗粒的强度较低，造成试件强度降低^[2]。

2）随着纵筋配筋率的增加，纵筋直径为12和16 mm的试件较纵筋直径为8 mm的试件，峰值荷载分别增加约8.53%和15.80%，且试件N‒Δ下降段曲线逐渐趋于平缓，表现出较好的延性。试验结果表明，增加构件的纵筋配筋率，不仅可以提高构件的极限承载力，而且可以改善构件的延性。因此，在工程实践中可通过适当增大纵筋配筋率的方式，提升钢筋沙漠砂混凝土短柱的轴压性能。

3）随着体积配箍率的增加，试件的峰值荷载增加约11.44%，试件N‒Δ下降段曲线逐渐趋于平缓，该现象与钢筋普通混凝土轴压短柱的受力特性基本一致^[23]。

2.3 荷载-混凝土应变

图8～10分别为不同沙漠砂替代率、纵筋配筋率、体积配箍率试件的荷载‒混凝土应变曲线。图8～10中，ε_cx 、ε_cy 分别为混凝土的纵向压应变、横向拉应变。由图8～10可知：加荷初期，混凝土的应变与荷载大致呈线性关系；当增至约0.7倍峰值荷载时，曲线斜率发生变化，应变迅速增长而荷载增长较慢。各参数具体影响如下：

1）当荷载相同时，随着沙漠砂替代率的增大，试件的纵、横向应变呈先增加后减小再增加的趋势。其主要原因为：当荷载值相同、沙漠砂替代率为20%和80%时，构件所承受的荷载值更接近其峰值荷载，混凝土应变较大；当沙漠砂替代率为40%和60%时，构件所承受的荷载值比其峰值荷载小很多，混凝土应变较小。

2）当荷载相同时，随着纵筋配筋率/体积配箍率的增加，纵、横向应变均呈递减趋势。其主要原因为，当荷载值相同、纵筋配筋率较小时，构件所承受的荷载值更接近其峰值荷载，混凝土应变较大。试验表明，增加纵筋配筋率/体积配箍率可以提高试件的承载力，约束混凝土的变形。

2.4 荷载‒纵筋应变

不同沙漠砂替代率、纵筋配筋率、体积配箍率试件的荷载‒纵筋应变曲线分别如图11～13所示。图11～13中，ε_s为纵筋应变。由图11～13可知，各组试件的荷载‒纵筋应变曲线较相似：加载初期，荷载与纵筋应变呈线性关系；当轴向荷载增加至峰值荷载的80%时，曲线斜率减小，纵筋的应变增长速度加快而荷载增长减缓。

不同因素对荷载‒纵筋应变曲线影响如下：

1）当荷载相同、沙漠砂替代率为20%和80%时，试件的纵筋应变较大；当沙漠砂替代率为40%和60%时，试件的纵筋应变较小。主要原因是轴压试件的荷载由混凝土和纵筋共同承担。沙漠砂替代率为40%和60%的试件较沙漠砂替代率为20%和80%的试件，混凝土强度更高（表1）；沙漠砂替代率为40%和60%的试件较沙漠砂替代率为20%和80%的试件纵筋应变小。其变化规律与试件的荷载‒混凝土应变曲线一致。

2）当荷载相同时，随着纵筋配筋率/体积配箍率增加，纵筋应变逐渐减小。其主要原因及变化规律与试件的荷载‒混凝土应变曲线一致。

2.5 荷载‒箍筋应变

图14～16分别为不同沙漠砂替代率、纵筋配筋率、体积配箍率试件的荷载‒箍筋应变曲线。图14～16中，ε{}_{\mathrm{s}}^{\text{'}}为箍筋应变。由图14～16可知，各组试件的荷载‒箍筋应变曲线较相似：加载初期，荷载增加较快而箍筋应变增加缓慢；加载至约70%峰值荷载时，荷载增加变缓而应变增加迅速；峰值荷载后，荷载缓慢下降，应变持续增加。

不同因素对荷载‒箍筋应变曲线影响如下：

1）当荷载相同、沙漠砂替代率为40%和60%时，试件的箍筋应变较小；当沙漠砂替代率为20%和80%时，试件的箍筋应变较大。其主要原因及变化规律与试件的荷载‒纵筋应变曲线一致。

2）当荷载相同时，随着纵筋配筋率和体积配箍率的增加，箍筋应变逐渐减小。其主要原因及其变化规律与试件的荷载‒纵筋应变曲线一致。

2.6 轴压短柱试件的延性

为准确评价钢筋沙漠砂混凝土短柱的变形、耗能能力，采用Pessiki等^[24]提出的位移延性μ₈₅及韧性系数T_I的计算方法^[25]，其示意图如图17所示。图17中：P为荷载值；P_max为构件的峰值荷载；Δ₈₅为试件荷载‒轴向位移曲线下降段对应峰值荷载处85%的位移；\phi为位移；\phi_Au为Δ₈₅对应的位移；Δ_y为A点的位移；T_I为A_u与A_R的比，其中，A_u、A_R分别为图17（b）中的阴影面积和矩形面积。延性系数及韧性系数计算结果如表3所示。

由表3可知：

1）试件的沙漠砂替代率由0增加至80%时，其延性系数和韧性系数呈现先减小、后增加、再减小的趋势。

与沙漠砂替代率为0的试件相比，沙漠砂替代率增加至20%时，试件的延性系数降低约16.20%，韧性系数降低约6.50%；当沙漠砂替代率增加至40%时，试件的延性系数增加约5.40%，韧性系数增加约2.60%；当沙漠砂替代率增加至60%时，试件的延性系数增加约1.80%，韧性系数增加约4.10%；当沙漠砂替代率增加至80%时，试件的延性系数降低约9.46%，韧性系数降低约1.41%。其主要原因是：沙漠砂替代率为20%和80%的混凝土下降段应力‒应变曲线较陡峭，峰值荷载后混凝土的承载力急剧下降^[2]，延性和耗能能力较差；而沙漠砂替代率为40%和60%的混凝土下降段应力‒应变曲线较平缓，峰值荷载后混凝土的承载力下降缓慢^[2]，延性和耗能能力较好。

2）当纵筋配筋率由0.89%增加至2.01%和3.57%时，试件的延性系数分别增加约27.44%和39.98%，韧性系数分别增加约14.00%和14.68%，该现象与钢筋普通混凝土轴压短柱的受力特性相似^[23]。

3）当体积配箍率由1.22%增长至1.52%时，试件的延性系数增加约21.58%，韧性系数增加5.70%，该现象与钢筋普通混凝土轴压短柱的受力特性相似^[23]。

3 轴压承载力计算

选取中、美两国规范分别对轴压短柱进行计算。

中国规范《混凝土结构设计规范》（GB50010—2010）^[20]的计算式为：

N_{\mathrm{G}\mathrm{B}}\le \mathrm{0.9}\lambda (f_{\mathrm{c}}A+f_{\mathrm{y}}^{\text{'}}{A}_{\mathrm{s}}^{\text{'}})（1）

式中，N_{\mathrm{G}\mathrm{B}}为中国规范对应的试件轴压承载力，\lambda为试件的稳定系数，f_{\mathrm{c}}和f_{\mathrm{y}}^{\text{'}}分别为混凝土轴心抗压强度和纵筋抗压强度设计值，A和A_{\mathrm{s}}^{\text{'}}分别为混凝土截面面积和纵筋截面面积。

美国规范《结构混凝土建筑规范》（ACI318‒19）^[26]的计算式为：

N_{\mathrm{A}\mathrm{C}\mathrm{I}}\le \mathrm{0.8}{\phi }^{\mathrm{\text{'}}}(\mathrm{0.85}{f}_{\mathrm{c}}^{\text{'}}(A-A_{\mathrm{s}}^{\text{'}})+f_{\mathrm{y}}^{\text{'}}{A}_{\mathrm{s}}^{\text{'}}（2）

式中：N_{\mathrm{A}\mathrm{C}\mathrm{I}}为美国规范对应的试件轴压承载力；{\phi }^{\mathrm{\text{'}}}为标准强度向设计强度转化时承载力的降低系数；f_{\mathrm{c}}^{\text{'}}为混凝土圆柱体抗压强度设计值，f_{\mathrm{c}}^{\text{'}}=\mathrm{0.8}{f}_{\mathrm{c}\mathrm{u}}，其中，f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}为立方体抗压强度。

将本文试件承载力试验计算结果N_u与上述两种规范计算结果N_GB、N_ACI进行对比，如表4所示。

由表4可知：N_{\mathrm{u}}/N_{\mathrm{G}\mathrm{B}}的平均值为1.214，标准差为0.147，变异系数为0.095；N_{\mathrm{u}}/N_{\mathrm{A}\mathrm{C}\mathrm{I}}的平均值为1.382，标准差为0.070，变异系数为0.051。结果表明，现有规范计算结果与本文试验结果偏差较大，规范的计算方法较保守、不经济。

因此，本文基于GB50010—2010的承载力计算公式^[20]，通过引入沙漠砂对混凝土强度的影响系数\xi、沙漠砂混凝土与钢筋的匹配效应系数K（K={\epsilon }_{\mathrm{s}}/混凝土应变{\epsilon }_{\mathrm{c}}）来考虑沙漠砂对钢筋混凝土短柱承载力的影响，如式（3）所示：

N_{\mathrm{F}}\le \mathrm{0.9}\phi (\xi f_{\mathrm{c}}A+K{f}_{\mathrm{y}}^{\text{'}}{A}_{\mathrm{s}}^{\text{'}})（3）

式中，N_{\mathrm{F}}为修正后的轴压承载力。

利用origin软件进行数据拟合，\xi与r、K与{\epsilon }_{\mathrm{s}}/{\epsilon }_{\mathrm{c}}的拟合曲线分别如图18和19所示。图18和19中，R²为平方残差系数，R²值越大，表示模型能更好地解释数据间的关联性，可分别得到\xi与K的表达式为：

\xi =\mathrm{1.036}+\mathrm{23.213}r-\mathrm{92.922}{r}^{\mathrm{2}}+\mathrm{89.073}{r}^{\mathrm{3}}（4）

K=\frac{-\mathrm{0.033}}{\mathrm{1}-\mathrm{0.906}\left(\frac{{\epsilon }_{\mathrm{s}}}{{\epsilon }_{\mathrm{c}}}\right)}（5）

按式（3）对钢筋沙漠砂混凝土短柱试件进行承载力计算，计算与试验结果对比如表5所示。

由表5可知，N_{\mathrm{u}}/N_{\mathrm{F}}的平均值为1.087，标准偏差为0.124，变异系数0.112，表明计算结果与试验结果吻合较好，说明修正后的计算公式可为钢筋沙漠砂混凝土短柱的轴压承载力计算提供理论依据。

4 结 论

对18根钢筋沙漠砂混凝土短柱进行轴压试验研究，得到以下结论：

1）随着沙漠砂替代率的增加（0～80%），虽然各试件与钢筋普通混凝土短柱的破坏状态较相似，但沙漠砂替代率为20%和80%的短柱其各项性能指标较差，而沙漠砂替代率为40%和60%的短柱其各项性能指标较好。因此，建议采用沙漠砂替代率为40%～60%的沙漠砂混凝土试件。

2）当纵筋配筋率介于0.89%～3.57%、体积配箍率介于1.22%～1.52%时，钢筋沙漠砂混凝土短柱的各项性能指标均随着纵筋配筋率和体积配箍率的增加而得到改善，其特性与钢筋普通混凝土短柱相似。

3）通过引入沙漠砂强度影响系数\xi和沙漠砂混凝土与钢筋的匹配效应系数K，建立了钢筋沙漠砂混凝土短柱轴压承载力计算公式，其计算结果与试验结果吻合良好，可为钢筋沙漠砂混凝土短柱的工程应用提供理论参考。

参考文献

[1] Wang Xueyan, Liu Minghui, Liu Xuan,et al.Study on mechanical properties and carbon emissions of desert sand and machine-made sand concrete[J].China Civil Engineering Journal,2022,55(2):23‒30.

[2] 王雪艳,刘明辉,刘萱,等.沙漠砂+机制砂混凝土力学性能及碳排放研究[J].土木工程学报,2022,55(2):23‒30.

[3] Li Zhiqiang, Wang Guoqing, Yang Sen,et al.Experimental study on mechanical properties and stress‒strain constitutive relations of desert sand concrete[J].Chinese Journal of Applied Mechanics,2019,36(5):1131‒1137. doi:10.11776/cjam.36.05.B063

[4] 李志强,王国庆,杨森,等.沙漠砂混凝土力学性能及应力‒应变本构关系试验研究[J].应用力学学报,2019,36(5):1131‒1137. doi:10.11776/cjam.36.05.B063

[5] Li Zhiqiang, Gan Dan.Cyclic behavior and strength evaluation of RC columns with dune sand [J]. Journal of Building Engineering, 2022,47,103801. doi:10.1016/j.jobe.2021.103801

[6] Li Zhiqiang, Zhang Huadong, Gan Dan.Experimental research on the seismic behaviour of desert sand concrete frame joints [J].Journal of Vibration Engineering,2023,36(3):544‒549.

[7] 李志强,张华东,甘丹.沙漠砂混凝土框架节点抗震性能试验研究[J].振动工程学报,2023,36(3):544‒549.

[8] Sadat S I, Ding F X, Lyu F, et al.Unified prediction models for mechanical properties and stress-strain relationship of dune sand concrete[J].Computers and Concrete,2023,(6):595‒606. doi:10.3390/app14166939

[9] Sadat S I, Ding F X, Lyu F,et al.Axial compression behavior and reliable design approach of rectangular dune sand concrete-filled steel tube stub columns[J].Developments in the Built Environment,2024,18:100437. doi:10.1016/j.dibe.2024.100437

[10] Qin Yongjun, Zhang Liangliang, Qu Changwei,et al.Flexural mechanical properties of steel fiber desert sand concrete beams[J].Acta Materiae Compositae Sinica,2022,39(11):5599‒5610. doi:10.13801/j.cnki.fhclxb.20211206.002

[11] 秦拥军,张亮亮,渠长伟,等.钢纤维沙漠砂混凝土梁受弯力学性能试验[J].复合材料学报,2022,39(11):5599‒5610. doi:10.13801/j.cnki.fhclxb.20211206.002

[12] Qin Yongjun, Li Xiangyang, Cui Zhuang,et al.Research on shear performances of concrete deep beams mixed with desert sand without web reinforcement[J].Industrial Construction,2021,51(9):98‒105. doi:10.13204/j.gyjzG20081505

[13] 秦拥军,李向阳,崔壮,等.无腹筋沙漠砂混凝土深梁抗剪性能研究[J].工业建筑,2021,51(9):98‒105. doi:10.13204/j.gyjzG20081505

[14] Dong Wei, Fu Qianwang, Shen Xiangdong,et al.Grey entropy analysis on effect of pore structure on compressive strength of aeolian sand concrete after salt-freezing[J].Materials Reports,2023,37(2):65‒70. doi:10.11896/cldb.21050176

[15] 董伟,付前旺,申向东,等.盐冻作用后风积沙混凝土孔结构对抗压强度影响的灰熵分析[J].材料导报,2023,37(2):65‒70. doi:10.11896/cldb.21050176

[16] Dong Wei, Shen Xiangdong, Xue Huijun,et al.Research on the freeze-thaw cyclic test and damage model of Aeolian sand lightweight aggregate concrete[J].Construction and Building Materials,2016,123:792‒799. doi:10.1016/j.conbuildmat.2016.07.052

[17] Wang Yaohong, Chu Qi, Han Qing,et al.Experimental study on the seismic damage behavior of aeolian sand concrete columns[J].Journal of Asian Architecture and Building Engineering,2020,19(2):138‒150. doi:10.1080/13467581.2020.1719845

[18] Wang Yaohong, Chao Lei, Yang Xiaoming,et al.Experimental study on seismic behavior of crumb rubber aeolian sand concrete columns[J].World Earthquake Engineering,2022,38(4):113‒119.

[19] 王尧鸿,晁磊,杨晓明,等.橡胶集料风积沙混凝土柱抗震性能试验研究[J].世界地震工程,2022,38(4):113‒119.

[20] Liu Haifeng, Ma Yingchang, Zhang Runqi,et al.Influence of desert sand on axial compression behavior of concrete under freezing and thawing environment[J].Journal of Harbin Institute of Technology,2021,53(3):101‒109. doi:10.11918/201910059

[21] 刘海峰,马映昌,张润奇,等.冻融环境下沙漠砂对混凝土轴心受压力学性能的影响[J].哈尔滨工业大学学报,2021,53(3):101‒109. doi:10.11918/201910059

[22] Liu Haifeng, Ma Yingchang, Ma Jurong,et al.Frost resistance of desert sand concrete[J].Advances in Civil Engineering,2021,2021:6620058. doi:10.1155/2021/6620058

[23] Wang Jingfeng, Liu Wei, Shen Qihan,et al.Investigation of axially-loaded concrete-filled elliptical steel tubular short columns considering the effect of circumferential gap[J].Journal of Building Structures,2023,44(2):50‒63.

[24] 王静峰,刘伟,沈奇罕,等.考虑环向脱空影响的椭圆钢管混凝土短柱轴压性能研究[J].建筑结构学报,2023,44(2):50‒63.

[25] Zheng Yuzhou, Chen Li, Zhu Xiaolong,et al.Test on axial compression performance of high-strength steel tube confined self-stress concrete short column[J].Advanced Engineering Sciences,2022,54(4):56‒63. doi:10.15961/j.jsuese.202100499

[26] 郑宇宙,陈力,祝小龙,等.高强钢管约束自应力混凝土短柱轴压性能试验[J].工程科学与技术,2022,54(4):56‒63. doi:10.15961/j.jsuese.202100499

[27] Wang Weihua, Chen Zijian, Cai Minwei,et al.Experimental investigation on composite-sectioned stainless CFST stub columns filled with high strength demolished concrete lumps under axial compression[J].Advanced Engineering Sciences,2022,54(3):180‒191. doi:10.15961/j.jsuese.202100151

[28] 王卫华,陈子健,蔡敏伟,等.复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱轴压试验研究[J].工程科学与技术,2022,54(3):180‒191. doi:10.15961/j.jsuese.202100151

[29] Tang Hongyuan, Fan Luyao, Zhao Xin,et al.Bearing capacity model of circular concrete-filled stainless steel stub columns under uniaxial compression[J].Advanced Engineering Sciences,2020,52(3):10‒20. doi:10.15961/j.jsuese.201901101

[30] 唐红元,范璐瑶,赵鑫,等.圆不锈钢管混凝土短柱轴压承载力模型研究[J].工程科学与技术,2020,52(3):10‒20. doi:10.15961/j.jsuese.201901101

[31] Deng Zongcai, Yao Junsuo.The axial compression stress-strain model for ultra-high performance concrete columns confined by high-strength stirrups[J].Engineering Mechanics,2020,37(5):120‒128. doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0344

[32] 邓宗才,姚军锁.高强钢筋约束超高性能混凝土柱轴心受压本构模型研究[J].工程力学,2020,37(5):120‒128. doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0344

[33] 中华人民共和国建设部. 混凝土结构设计规范:GB 50010—2010 [S].北京:中国建筑工业出版社,2004.

[34] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土结构试验方法标准:GB/T 50152—2012 [S].北京:中国建筑工业出版社,2012.

[35] Wang Haitao, Peng Liang, Wang Zhaoyun.An introduction to the engineering geological characteristics of the sand in guerbantonggute desert,Xinjiang[J].Xinjiang Geology,2007,25(2):225‒228. doi:10.3969/j.issn.1000-8845.2007.02.023

[36] 汪海涛,彭亮,王兆云.新疆古尔班通古特沙漠砂的工程地质特性浅析[J].新疆地质,2007,25(2):225‒228. doi:10.3969/j.issn.1000-8845.2007.02.023

[37] Gu Yangming, Wang Jingfeng, Shen Qihan,et al.Experimental study on axial compressive performance of HRB635 grade hot-rolled ribbed high-strength reinforced concrete short column[J].Journal of Hefei University of Technology(Natural Science),2021,44(10):1370‒1378. doi:10.3969/j.issn.1003-5060.2021.10.013

[38] 顾杨明,王静峰,沈奇罕,等.HRB635级热轧带肋高强钢筋混凝土短柱轴压性能试验[J].合肥工业大学学报(自然科学版),2021,44(10):1370‒1378. doi:10.3969/j.issn.1003-5060.2021.10.013

[39] Pessiki S, Pieroni A.Axial load behavior of large scale spirally reinforced high strength concrete columns[J].ACI Structural Journal,1997,94(3):304‒14. doi:10.14359/482

[40] Domínguez‒Cartes V, Ramos‒Cabeza D, de la Torre M L,et al.Complete generalization of the equations for the stress-strain curves of concrete under uniaxial compression[J].Materials,2023,16(9):3387. doi:10.3390/ma16093387

[41] American Concrete Institute. Building code requirements for structural concrete and commentary:ACI 318R‒19 [S].Farmington Hills:American Concrete Institute,2019.

基金资助

国家自然科学基金项目(52268034)

国家自然科学基金项目(51668053)

兵团科技计划项目(2024AA007)

兵团重点研发项目(2024AB079)