裝配式輕型鋼管框架-輕墻共同工作性能

曹萬林，王如偉，劉文超，任樂樂，賈穗子

(城市與工程安全減災教育部重點實驗室(北京工業(yè)大學)，北京100124)

裝配式輕型鋼管框架-輕墻共同工作性能

曹萬林，王如偉，劉文超，任樂樂，賈穗子

(城市與工程安全減災教育部重點實驗室(北京工業(yè)大學)，北京100124)

提出一種適用于低層或多層農房建筑的裝配式輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻結構，框架由輕型鋼管再生混凝土梁、柱及連接節(jié)點螺栓連接而成，輕墻為單排配筋再生混凝土薄墻板，框架與輕墻之間通過構造鋼板進行螺栓連接，形成共同工作的受力體系.框架承擔主要豎向荷載，同時與輕墻共同工作提供水平抗側力.為研究鋼筋間距、墻體厚度對裝配式輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻結構中框架與墻體共同工作性能的影響，進行了4個裝配式輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻試件及1個空框架試件的低周反復荷載試驗，分析了配筋間距、墻體厚度對試件損傷演化過程、滯回特性、承載力、延性、剛度以及耗能性能的影響.結果表明：輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻結構具有良好的共同工作性能，有明確的兩道抗震防線；輕墻破壞形態(tài)為剪切破壞，隨后框架壓彎破壞，裝配式連接構造安全可靠，結構具有良好的延性；縮小配筋間距、增加墻體厚度可提高輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻結構的延性和耗能能力.

農房；裝配式；輕型鋼管再生混凝土框架；再生混凝土；擬靜力試驗

隨著國家經濟的快速發(fā)展、住宅產業(yè)化的推進和建筑節(jié)能減排的倡導，裝配式混凝土結構及再生混凝土應用在中國發(fā)展迅速.

范力[1]通過對裝配式預制混凝土框架結構抗震性能的研究，提出了裝配式節(jié)點的彎矩-轉角恢復力模型;胡文博[2]對預制裝配式鋼筋混凝土一體化剪力墻體進行了抗震性能研究，結果表明相比于無填充墻試件和砌體填充試件，其剛度和水平抗剪承載力有明顯的提高;孫建等[3]通過試驗驗證了全裝配式剪力墻結構體系的水平接縫的可行性;徐姝亞等[4]提出了新型裝配式套筒連接鋼管再生混凝土柱-RC梁節(jié)點;Baran等[5]采用裝配式高強混凝土墻板對混凝土框架結構進行改進，使其強度和剛度得到了顯著提高;Smith等[6]通過使用低碳鋼筋和無粘結后張法張拉高強鋼絞線，提高了裝配式混凝土墻水平接縫抗側力;Park等[7]對采用簡單節(jié)點設計的15層裝配式組合框架結構進行動力分析，確定了結構動力特性.多數學者對裝配式混凝土結構的構件和節(jié)點性能進行了研究，但對裝配式框架與墻板共同工作性能研究尚少.

裝配式混凝土結構中，混凝土作為主要建筑材料用量巨大.一方面，混凝土骨料對天然石材的巨大需求造成了資源枯竭，另一方面，大量舊建筑的拆除廢料中，廢棄混凝土約占34%，造成了環(huán)境污染和資源浪費[8].很多學者[9-11]對再生混凝土結構進行了大量研究，明確了再生混凝土基本性能.再生混凝土的運用，能很好解決廢棄混凝土污染問題、降低天然資源耗費、縮減建筑成本，實現(xiàn)建筑資源可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略.

已有裝配式混凝土結構多運用于工業(yè)建筑、城市多層及高層房屋建筑中，低層及多層農房運用較少，而中國低層及多層農房多位于地震區(qū)，且以自建為主，建造工藝不能滿足抗震基本要求.本文在吸收了以往裝配式鋼框架結構優(yōu)越性能的基礎上，墻體采用單排配筋[12-13]，設計了裝配式輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻結構，提高了建筑材料利用率，適應了建筑結構的產業(yè)化發(fā)展形勢.

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗共設計了4個裝配式輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻試件以及1個空框架作為對比試件，試件編號分別為FSW60-1、FSW60-2、FSW60-3、FSW40、FRA.框架由輕型鋼管再生混凝土梁、柱及連接節(jié)點螺栓連接而成，連接節(jié)點為2個焊有三角形加勁肋的冷彎角鋼在預留框架梁空間上下側對稱布置，三面圍焊在框架柱上，并與框架梁螺栓連接.輕墻為單排配筋再生混凝土薄墻板，墻體內水平豎向分布鋼筋分別與帶螺栓孔的鋼板邊框焊接，形成帶鋼板邊框的配筋網片.鋼管再生混凝土梁柱分別沿長度及高度方向焊接帶螺栓孔的鋼板條，與輕墻鋼板邊框對應螺栓孔螺栓連接.試件主要參數見表1. 4個試件框架部分構造及幾何尺寸相同，以試件FSW60-1為例，試件幾何尺寸及連接構造見圖1.

表1 試件主要參數

圖1 試件幾何尺寸及預裝圖(mm)

試件的鋼結構部分委托北京佳誠利鋒設備制造有限公司加工制作，墻內鋼板邊框和梁柱焊接鋼板條采用Q235級鋼材，方鋼管采用冷彎鋼板焊接而成.再生混凝土的澆筑養(yǎng)護及試驗加載在中國地震局工程力學研究所恢先綜合實驗室完成，混凝土達到規(guī)范[14]要求后進行裝配.鋼管與墻板再生混凝土相同，再生粗骨料粒徑5～10 mm，取代率為100%，細骨料采用天然商品砂.再生混凝土標準立方體抗壓強度實測均值為43.8 MPa，再生混凝土配合比見表2,墻板配筋及框架鋼管材性試驗結果見表3.

表2 再生混凝土配合比

表3 實測鋼筋及鋼管力學性能

1.2 試驗裝置及加載方案

試驗采用擬靜力試驗方法，試件加載裝置示意見圖2(a).試驗首先在分配梁頂面中心處施加豎向荷載600 kN，并在試驗過程中保持恒定，豎向荷載通過分配梁均勻施加到輕型鋼管再生混凝土框架上，然后在試件框架梁水平中心處施加低周反復荷載，加載點距基礎頂面1 480 mm.試驗軸壓比為0.35.由于試件平面外剛度較弱，為防止加載過程中試件發(fā)生整體的面外失穩(wěn)，在與水平加載垂直方向設置側向支撐，用于約束其面外失穩(wěn)，見圖2(b)現(xiàn)場照片.試件模型柱腳與基礎鋼梁通過高強螺栓連接，并采用地錨螺栓將基礎鋼梁固定于地面.

圖2 加載裝置示意

試件水平加載采用位移控制的低周反復加載方式，將水平加載點實測位移值作為控制位移，位移加載幅值如圖3所示.加載至1/500位移角之前，位移增量為1/2 500，加載至1/50位移角之前，位移增量為1/500，加載至1/50位移角之后，位移增量為3/500，每級加載循環(huán)2次，直至鋼框架喪失承載能力，結束試驗.在試驗過程中，加載速率保持一致.規(guī)定千斤頂推出時水平力為正.

圖3 加載制度

1.3 測點布置

荷載、位移以及應變通過IMP數據采集系統(tǒng)采集，人工觀測試件損傷演化過程，并手工繪制墻體裂縫.圖4為位移計布置及應變測點編號，其中位移計1監(jiān)測加載點位移，位移計3、4監(jiān)測基礎滑移，位移計5、6監(jiān)測墻體剪切變形，墻體平面中部放置位移計7，用來測量墻體平面外位移；X1、X2為應變花，1～6為豎向應變片；測點P1～P5測量墻板內水平鋼筋應變，測點S1～S5測量墻板內豎向鋼筋應變.

2 試驗破壞現(xiàn)象

2.1 破壞特征及損傷演化

2.1.1 試件FSW60

當位移達到1.78 mm時，試件FSW60-1、FSW60-2、FSW60-3墻體與框架柱連接處出現(xiàn)錯動.當試件FSW60-1位移達到2.37 mm及試件FSW60-2、FSW60-3位移達到1.78 mm時，墻體角部出現(xiàn)第一條受拉斜裂縫.當位移為8.88 mm時，試件FSW60-2、FSW60-3墻體主對角斜裂縫兩側混凝土開始壓碎、掉渣.當位移為11.84 mm時，試件FSW60-2、FSW60-3墻體主對角斜裂縫兩側混凝土壓潰剝落明顯，試件FSW60-1對角斜裂縫兩側混凝土開始剝落.當位移達到14.80 mm時，試件FSW60-3、FSW60-2、FSW60-1墻體四周及主對角斜裂縫兩側混凝土壓酥、潰落現(xiàn)象依次顯著，承載力下降，墻體作為第一道防線首先發(fā)生破壞.隨著混凝土脫落，邊緣連接構造露出，未發(fā)生明顯破壞，框架未發(fā)生明顯損傷.當位移為17.76 mm時，框架柱與框架下橫梁連接板連接焊縫處漆皮起皺.當位移達到20.72 mm時，試件FSW 60-3框架柱底部外側開始鼓凸.當位移達到23.68 mm時，試件FSW60-1、FSW60-2框架柱底部外側開始鼓凸.當位移達到38.48 mm時，受壓側框架柱底外側、后側、前側均出現(xiàn)鼓包，且柱底受拉側出現(xiàn)殘余應變.當位移達到56.24 mm時，裝配式框架柱柱底鼓包嚴重，此時鋼管柱受壓屈曲，呈燈籠狀，試件FSW60-2、FSW60-3框架柱與框架下橫梁連接板連接焊縫處鋼管撕裂，此位移下認為試件破壞，試驗結束.圖5(a)(b)(c)為試件FSW60-1、FSW60-2、FSW60-3的破壞特征及裂縫分布圖.

圖4 測點布置

圖5 試件破壞特征及裂縫分布

2.1.2 試件FSW40

當位移達到1.18 mm時，墻體角部出現(xiàn)第一條受拉斜裂縫.當位移達到2.37 mm時，墻體與框架柱連接處出現(xiàn)錯動.當位移達到5.92 mm時，正負加載方向新增多條對角斜裂縫.位移達到11.84 mm時，主對角斜裂縫兩側混凝土開始起皮、剝落.當位移達到14.80 mm時，墻體混凝土壓酥、潰落，承載力下降，墻體作為第一道防線首先發(fā)生破壞.隨著混凝土脫落，邊緣連接構造露出，未發(fā)生明顯破壞，框架未發(fā)生明顯損傷.當位移為17.76 mm時，框架柱與框架下橫梁連接板焊縫處漆皮起皺.當位移達到20.72 mm時，框架柱底部外側輕微鼓凸.當位移達到26.64 mm時，框架柱底部外側鼓凸明顯.當位移達到38.48 mm時，框架柱底部外側、后側、前側均出現(xiàn)鼓包，且出現(xiàn)殘余鼓包.當位移達到56.24 mm時，框架柱柱底鼓包嚴重，此時鋼管柱柱腳部位受壓屈曲，呈燈籠狀，框架柱與框架下橫梁連接板連接焊縫處鋼管撕裂，試驗結束.圖5(d)為試件FWS40的最終破壞特征及裂縫分布圖.

分析比較4個試件的損傷演化過程，隨著墻體鋼筋間距的減小，墻體裂縫分布更密且更均勻，裂縫寬度明顯減小；隨著墻體厚度減小，配筋率相對增加，墻體斜裂縫數量明顯增加，但因墻體厚度較小，脆性破壞明顯.墻體破壞之前，框架及連接構造未發(fā)生明顯損傷，連接安全可靠.

3 試驗結果及分析

3.1 滯回性能和骨架曲線

圖6、7分別為各試件的實測滯回曲線和骨架曲線.其中F為水平荷載，Δ為試件加載點處實測位移.

圖6 試件F-Δ滯回曲線

從圖6可看出：加載初期，各試件滯回環(huán)呈梭形，加載時曲線斜率變化較小，同級加載的兩個循環(huán)基本重合，處于彈性工作狀態(tài).隨著加載位移的增大，試件剛度變小，卸載后試件殘余變形逐漸增大，同級加載的第二循環(huán)，承載力衰減、剛度退化明顯，但荷載不斷增長.峰值荷載后，滯回環(huán)逐漸呈反S形，骨架曲線下降明顯，墻體薄，破壞明顯.位移達到30 mm后，試件滯回環(huán)開始呈弓型，輕型鋼管再生混凝土框架開始承擔主要荷載，最終框架受彎破壞.加載中前期，墻體與框架共同工作，試件承載力較高，墻體退出工作之后，由框架承擔荷載，承載力下降，但具有良好的延性，滯回曲線呈蝴蝶形.由圖7骨架曲線可以看出：各試件的初始剛度基本一致，曲線相近，承載能力和變形能力存在差別，墻體厚度的增加、配筋間距的減小可以顯著提高試件最大承載力.

圖7 試件骨架曲線

3.2 承載力

表4為各試件特征點實測值，F(xiàn)cr為開裂荷載，為第一條可見裂縫出現(xiàn)時對應荷載；Fy為屈服荷載，由能量法[15]確定；Fu為峰值荷載；Fd為破壞荷載，取峰值荷載的85%；相應的，Δcr為開裂位移；Δy為屈服位移；Δu為峰值位移；Δd為有效破壞位移，θd為對應的彈塑性位移角，μ=Δd/Δy為位移延性系數.表5為4個墻體試件達到峰值荷載時，相應峰值位移下對應空框架承載力.

1)試件FSW60-1與試件FSW60-3相比，開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載分別提高46.3%、18.0%、19.2%，試件FSW60-2與試件FSW60-3相比，開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載分別提高31.1%、6.6%、7.9%.說明：鋼筋間距的減小顯著提高了試件的開裂荷載、屈服荷載和峰值荷載.鋼筋間距增大對開裂荷載的影響最顯著.

2)試件FSW60-2比試件FSW40-2開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載分別提高89.3%、16.4%、21.4%，說明墻體厚度的增加提高了試件的開裂荷載、屈服荷載和峰值荷載，其中對開裂荷載的影響最為顯著.

3)4個墻體試件達到峰值荷載時，相應峰值位移下對應空框架承載力占墻體試件承載力的6.70%～9.37%，此時框架承載力未達到峰值，仍可繼續(xù)上升，墻體破壞后，框架形成第二道防線.

4)低多層建筑每平方米的質量約為1.5 t，對于100 m2的房屋，總質量約為150 t，在8度抗震設防烈度情況下，取基本地震加速度最大值0.3g[16]，此時產生的橫向荷載為450 kN，試驗中墻體試件屈服荷載平均值為736.35 kN，墻體在彈性工作范圍內，滿足低多層建筑的要求.

表4 各試件的主要試驗階段結果

表5 各墻體試件峰值荷載及其位移下空框架承載力

3.3 延性

由表4可知：

1)各試件平均有效破壞位移為1/97，具有良好的延性.

2)試件FSW60-1的開裂位移大于試件FSW60-2、FSW60-3的開裂位移.試件FSW60-1、FSW60-2、FSW60-3的開裂位移均大于試件FSW40的開裂位移.表明：鋼筋間距的減小及墻體厚度的增加在一定程度上推遲了墻體的開裂.試件FSW60-1、FSW60-2的延性系數比試件FSW60-3的延性系數分別提高了12.8%、14.0%，表明配筋率的增加提高了試件的延性.

3)試件FSW60-2與試件FSW60-3相比，屈服位移、峰值位移、有效破壞位移均增大，表明配筋率的增加，增大了試件的屈服位移、峰值位移、有效破壞位移.但試件FSW60-1的屈服位移、峰值位移、有效破壞位移小于試件FSW60-2的相應值，分析原因為隨著鋼筋間距的減小，墻體被分割為較多單元，減小了墻體的整體性，混凝土損傷較快，說明鋼筋間距減小到一定水平，對試件延性會產生不利影響.

4)試件FSW60-2的屈服位移、有效破壞位移及θd均大于FSW40，說明增加墻體厚度能夠有效提高結構延性.

3.4 平面外位移

墻體平面外變形見表6，墻體達到極限承載力時，平面外變形均值為6.42 mm，撓度為4.58‰，變形較小，雖然為單排配筋，仍具有良好的平面外穩(wěn)定性.

3.5 承載力退化

承載力降低系數η為同一位移幅值下最后一次循環(huán)的峰值點荷載值與第一次循環(huán)的峰值點荷載值之比，用以表征試件的承載力退化[17-18].承載力退化曲線見圖8，各試件承載力退化相似，墻體破壞階段承載力退化明顯，隨后位移增大，曲線波動變小，說明墻體退出工作后，框架仍然具有良好的變形能力，對防倒塌非常有利.

表6 試件平面外位移及撓度

圖8 承載力退化曲線

3.6 剛度退化

由各循環(huán)實測峰值荷載及相應的位移得到各試件割線剛度Ki-位移Δ退化曲線，見圖9.

式中：i為循環(huán)級數，Ki為第i級循環(huán)對應的割線剛度，F(xiàn)i為第i級循環(huán)對應的峰值荷載，+、-代表水平力方向為正向、負向.

圖9可得出：加載初期，試件剛度較大，隨著位移增加，試件剛度快速降低，剛度變化率較大，這是因為墻體開裂，框架-墻連接界面出現(xiàn)錯動.加載至位移區(qū)間2.96～11.84 mm時，剛度位移曲線變化率減小.隨后，剛度衰減率增大，墻體發(fā)生破壞，至位移為20.72 mm時，曲線緩慢下降，此時墻體基本退出工作，框架承受荷載，各試件剛度趨于一致，墻體破壞后，框架仍具有穩(wěn)定的工作性能，能夠有效防止建筑倒塌.

各試件剛度退化呈現(xiàn)出明顯的“快速-減緩-快速-減緩”4個階段，在試件屈服后，達到極限荷載前，剛度退化明顯減緩，此時框架對墻板產生約束作用，減緩墻體損傷，提高了試件的承載力以及延性.

圖9 剛度退化曲線

3.7 耗能能力

用Δd所在加載循環(huán)及之前加載循環(huán)滯回環(huán)的累計面積Ep及Δd對應的等效粘滯阻尼系數he作為耗能代表值.4個試件的累計耗能及等效黏滯阻尼系數見表7，試件累計耗能與水平位移關系見圖10.

由圖10和表7可知：試件FSW60-1、FSW60-2較試件FSW60-3的等效粘滯阻尼系數分別提高了77.8%、44.4%，累積耗能分別提高了30.7%、20.2%，表明配筋率的增大可以顯著提高試件耗能能力.由圖10可以看出，墻體厚度的增大可以增加試件的累積耗能，但位移較小時，墻體厚度及配筋對試件的累積耗能的影響較小.

表7 試件耗能代表值

圖10 累計耗能與位移關系曲線

3.8 應變分析

框架構造相同，應變規(guī)律類似.取試件FSW60-2作出應變測點1、6的應變滯回曲線，及各試件框架柱柱腳測點1滯回曲線對比見圖11.另外，試件FSW60-2及FSW40鋼筋測點P3滯回曲線見圖12.

圖11 裝配式框架柱腳應變滯回曲線

圖12 墻板鋼筋測點P3應變滯回曲線

Fig.12 Load-strain hysteresis loops of reinforcement measuring point P3

由圖11、12可知：

1)各試件柱腳應變滯回特性明顯，與試件F-Δ滯回曲線基本保持一致，框架最終破壞形式為彎曲破壞.

2)試件承載力未達到峰值荷載之前，柱腳應變較小，承載力達到峰值荷載之后，墻體突然破壞，柱腳應變有突變，但仍保持良好的滯回特性，框架工作性能穩(wěn)定.

3)峰值荷載時，各試件柱腳應變均達到屈服應變，試件FSW60-1應變較小，說明墻體損傷較小，對框架支撐作用較強.

4)墻體破壞形式為剪切破壞，主裂縫開展處橫向鋼筋在荷載未達到峰值荷載之前，應變較小，未達到屈服，說明鋼筋與墻體粘結界面未出現(xiàn)滑移，變形基本保持一致，達到極限荷載之后，墻體主裂縫完全開展，混凝土逐漸退出工作，橫向鋼筋因水平剪力作用屈服.

4 結 論

1)裝配式輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻結構彈塑性位移角均值為1/97，具有良好的承載力，延性以及耗能能力，可以應用于實際工程；

2)裝配式輕型鋼管再生混凝土框架-輕墻結構，框架對墻體起到約束作用，減緩墻體的損傷，提高結構承載力以及延性，具有良好的共同工作性能；

3)達到極限承載力之前，剪力主要由墻體承擔，裝配連接構件沒有發(fā)生明顯破壞，連接安全可靠，框架沒有明顯損傷，達到極限承載力之后，墻體逐漸退出工作，連接條板能夠起到加勁肋的作用，提高框架的剛度以及延性，框架仍然具有良好的變形能力，對抗倒塌是有利的；

4)增加墻板厚度能夠有效提高結構承載力、延性、耗能能力；減小鋼筋間距能夠有效提高試件承載力、延性和耗能能力，但是鋼筋間距減小到一定程度，反而會導致結構延性的降低，結構設計時，應采用合適的鋼筋間距.

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(編輯趙麗瑩)

Experimentalstudyofjointworkcharacteristicofassemblylightsteeltubeframewithrecycledconcrete-thinwall

CAO Wanlin, WANG Ruwei, LIU Wenchao, REN Lele, JIA Suizi

(Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering (Beijing University of Technology), Ministry of Education, Beijing 100124, China)

Assembly light steel tube frame with recycled concrete-thin wall was proposed, which was suited for lower or multilayer floors farmhouse. Assembly frame was assembled by recycled concrete filled light steel tube beams and columns, and light wall adopted single row of steel bars and recycled concrete. Frames and walls were connected by bolts. The frame bears the vertical load and resists the horizontal load with walls together. Pseudo-static tests on 4 assembly light steel frame-thin wall and 1 single frame were conducted to study the influence of reinforcement spacing and the wall thickness on the joint work performance of frames and walls. Failure modes, hysteresis property, load-carrying capacity, ductility, stiffness and energy dissipation capacity of specimens with different bar spacing and wall thickness were analyzed. The results indicate that light steel frame-thin wall distinctly has two seismic defensive lines and works together well. The failure modes of walls are the shear failure and the frame are the axial-flexural failure, respectively, which indicate that the assemble components are safe and reliable and the structure has adequate ductility. Reducing spacing of bars or increasing thickness of the wall can improve ductility and dissipation capacity of specimens.

farmhouse; assembly; concrete filled steel tube frame; recycled concrete; Pseudo-static tests

10.11918/j.issn.0367-6234.201612064

TU375

A

0367-6234(2017)12-0060-08

2016-12-13

國家自然科學基金(51508009)

曹萬林(1954—)，男，教授，博士生導師

曹萬林，wlcao@bjut.edu.cn