纖維石膏基復(fù)合墻板輕鋼框架抗震性能分析

李曉東，康永康,2，宋子陽，吳長

(1.蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050;2.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055)

歷次震害表明，我國農(nóng)村是遭受人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失最嚴(yán)重的地區(qū)。以西北地區(qū)為例，受環(huán)境、經(jīng)濟(jì)等因素的制約，農(nóng)居建設(shè)沒有正規(guī)的設(shè)計(jì)和施工，且大多以自建為主，部分地區(qū)仍是傳統(tǒng)的土木、磚木結(jié)構(gòu)，抗震性能相對(duì)較差，經(jīng)歷地震后其使用性幾乎全部喪失。調(diào)研發(fā)現(xiàn)，填充墻的破損和倒塌是主要的震害影響因素之一[1-3]。填充墻屬于非承重墻，其作用主要為分隔和圍護(hù)，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中僅被當(dāng)作梁上的線荷載考慮，不參與結(jié)構(gòu)的抗震計(jì)算[4]。實(shí)際上，填充墻和框架結(jié)構(gòu)相互作用，共同參與了整體結(jié)構(gòu)的抗震。填充墻與框架結(jié)構(gòu)連接的合理性，決定了填充墻對(duì)整體結(jié)構(gòu)的抗震貢獻(xiàn)[5]。近年來，對(duì)墻體及墻體-框架結(jié)構(gòu)抗震性能的研究已成為學(xué)者們關(guān)注的熱點(diǎn)[6-10]，但這些研究中涉及到的墻體都是混凝土材料，關(guān)于新型墻材及適用于農(nóng)居方面的研究較為有限[11-15]。輕鋼結(jié)構(gòu)性能可靠，經(jīng)濟(jì)環(huán)保，在國外發(fā)達(dá)國家已被廣泛應(yīng)用于低層住宅[16]，其模塊化的建造特點(diǎn)更適合我國農(nóng)居的建設(shè)。本文通過低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，研究了纖維石膏基復(fù)合墻板與輕鋼框架在不同連接方式下的抗震性能。在前期纖維石膏基復(fù)合墻材的研究基礎(chǔ)上[17]，以西北地區(qū)產(chǎn)量巨大的工業(yè)廢渣作為復(fù)合膠凝材料，以來源廣泛、拉伸性能好的苧麻纖維作為增強(qiáng)材料，制作了纖維石膏基復(fù)合墻板，復(fù)合膠凝材料和植物纖維的結(jié)合使該墻板能夠在地震作用下“裂而不破”，具備良好的韌性和耐損傷能力。

1 試件制作及試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

結(jié)合試驗(yàn)條件，采用1∶4的縮尺比例，設(shè)計(jì)并制作了純鋼框架、纖維石膏基復(fù)合墻板輕鋼框架剛性連接和纖維石膏基復(fù)合墻板輕鋼框架柔性連接試件各1榀。試件參數(shù)見表1。其中，鋼框架柱采用截面為□100 mm×100 mm×4 mm的方鋼管柱，鋼框架梁采用截面為HW100 mm×100 mm×6 mm×8 mm的H型鋼梁，鋼材規(guī)格均為Q235B，試件尺寸見圖1。鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)采用栓焊連接，螺栓規(guī)格為10.9級(jí)M12高強(qiáng)螺栓，如圖2所示。纖維石膏基復(fù)合墻板材料由原狀脫硫石膏、粉煤灰、礦渣、苧麻纖維組成，具體配比參考文獻(xiàn)[17]。

表1 試件參數(shù)Table 1 Properties of specimens

剛性連接復(fù)合墻板與鋼框架時(shí)，在GKJ2正面和背面的上下鋼梁處焊接L型角鋼固定復(fù)合墻板，防止其脫離鋼框架，見圖1(b)，L型角鋼見圖3；柔性連接復(fù)合墻板與鋼框架時(shí)，墻板內(nèi)預(yù)埋Z型連接件，Z型連接件與鋼梁通過2根10.9級(jí)M12高強(qiáng)螺栓相連接，從而固定墻板，墻板與鋼框架之間設(shè)置20 mm厚的聚乙烯泡沫塑料，形成緩沖層，Z型連接件相對(duì)摩擦板及鋼梁產(chǎn)生有限滑移，實(shí)現(xiàn)摩擦耗能，見圖1(c)，Z型連接件具體構(gòu)造見圖4。

圖1 試件幾何尺寸及構(gòu)造Fig.1 Structural detailing and geometric dimension of specimens

圖2 梁柱連接示意Fig.2 Beam-column connections

圖3 L型角鋼示意Fig.3 L-type steel angle

圖4 Z型連接件示意Fig.4 Z-type Connections

1.2 試件實(shí)驗(yàn)過程

根據(jù)相關(guān)試驗(yàn)規(guī)程[18]，進(jìn)行材性試驗(yàn)，結(jié)果見表2。復(fù)合墻板抗壓強(qiáng)度為22.51 MPa，抗折強(qiáng)度為17.14 MPa。

表2 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of steel materials

參考相關(guān)規(guī)范[19-20]，本試驗(yàn)采用層間位移角作為加載控制點(diǎn)。選取了1/1 000，1/500，1/250，1/200，1/100，1/75，1/50，1/40，1/35，1/30，1/25，1/20等重要層間位移角作為位移荷載，位移荷載在1/500(包括)之前時(shí)每級(jí)循環(huán)2次，1/500之后每級(jí)循環(huán)3次。圖5為位移加載程序。

圖5 位移加載程序Fig.5 Loading procedures

加載裝置如圖6。試驗(yàn)在蘭州理工大學(xué)結(jié)構(gòu)大廳自主設(shè)計(jì)的加載架上完成，試件用高強(qiáng)螺栓固定在底部鋼梁上，底部鋼梁處設(shè)有限位裝置以免滑移。試驗(yàn)不考慮豎向荷載，僅分析試件的水平滯回特性，試件的水平荷載由250 kN的液壓作動(dòng)器提供。試件加載端、框架柱及底部鋼梁處的位移變化由位移計(jì)WYJ1～WYJ6測量，位移數(shù)據(jù)通過江蘇東華DH3816測試系統(tǒng)采集，水平荷載由作動(dòng)器端頭的力傳感器記錄。在與加載端平齊的鋼梁兩側(cè)分別布置2根直徑為32 mm的約束鋼筋，利用高強(qiáng)螺栓、鋼夾板和約束鋼筋將作動(dòng)器頭部與鋼梁連接，防止試件發(fā)生平面外失穩(wěn)。試驗(yàn)中記錄復(fù)合墻板的破壞情況。

圖6 加載裝置Fig.6 Loading device for test

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞特征

3榀試件破壞形態(tài)的共同點(diǎn)為鋼框架梁柱連接處焊縫開裂和鋼梁屈曲，此外，試件GKJ2的破壞形態(tài)主要為墻板角部壓碎，試件GKJ3的破壞形態(tài)主要為Z型連接件屈曲。圖7為3榀試件的最終破壞圖。

圖7 試件最終破壞Fig.7 Damage condition of specimens at failure

1)試件GKJ1。

對(duì)于試件GKJ1，其下部鋼梁翼緣焊縫在位移荷載達(dá)到1/50時(shí)出現(xiàn)裂縫，裂縫隨著位移荷載的增大逐步發(fā)展；隨后，上部鋼梁翼緣在位移荷載為1/25時(shí)發(fā)生屈曲和開裂；最后，上下鋼梁翼緣焊縫處的裂縫在位移荷載為1/20時(shí)形成通縫。試件GKJ1主要破壞形態(tài)見圖8。

圖8 GKJ1破壞形態(tài)Fig.8 Failure patterns of GKJ1

2)試件GKJ2。

對(duì)于試件GKJ2，復(fù)合墻板在位移荷載為1/100～1/75時(shí)角部被輕微壓碎，出現(xiàn)45°斜裂紋；隨著位移荷載的逐漸增大，復(fù)合墻板多處出現(xiàn)細(xì)小裂紋，局部出現(xiàn)輕微剝落；鋼框架梁翼緣焊縫在位移荷載為1/75～1/50時(shí)出現(xiàn)裂縫，褶皺現(xiàn)象開始出現(xiàn)在復(fù)合墻板的中部表面；此后，由于受到鋼框架的不斷擠壓，復(fù)合墻板與鋼框架的接觸面產(chǎn)生了變形，兩者之間的對(duì)角間隙隨著位移荷載的增加逐漸變寬，在位移荷載為1/40～1/30時(shí)寬度約為1 cm，此時(shí)鋼梁翼緣出現(xiàn)屈曲，在位移荷載為1/20時(shí)更為明顯。試件GKJ2的主要破壞形態(tài)見圖9。

圖9 GKJ2破壞形態(tài)Fig.9 Failure patterns of GKJ2

3)試件GKJ3。

對(duì)于試件GKJ3，由于復(fù)合墻板與鋼框架之間設(shè)有聚乙烯泡沫塑料作為緩沖層，復(fù)合墻板在位移荷載小于1/50的范圍內(nèi)并未發(fā)生破壞，僅是與聚乙烯泡沫塑料來回?cái)D壓；位移荷載為1/50～1/40時(shí)，Z型連接件開始帶動(dòng)復(fù)合墻板發(fā)生滑移，隨著滑移幅度的增大，Z型連接件逐漸發(fā)生屈曲；位移荷載為1/30～1/20時(shí)，鋼框架上下鋼梁翼緣焊縫處均出現(xiàn)裂縫，并逐步發(fā)展成通縫，復(fù)合墻板未見明顯損傷。試件GKJ3的主要破壞形態(tài)見圖10。

圖10 GKJ3破壞形態(tài)Fig.10 Failure patterns of GKJ3

試驗(yàn)結(jié)束后，3榀試件的梁柱節(jié)點(diǎn)連接處僅發(fā)生焊縫開裂，螺栓沒有發(fā)生剪切破壞，表明鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)連接可靠。GKJ2中復(fù)合墻板雖然出現(xiàn)少許細(xì)小裂紋和褶皺，但整體破壞程度較輕，具有“裂而不破”的良好性能；試驗(yàn)過程中復(fù)合墻板沒有脫離鋼框架，表明剛性連接安全性高。GKJ3中Z型連接件帶動(dòng)復(fù)合墻板產(chǎn)生有限滑移，使復(fù)合墻板具有一定的隨動(dòng)性，適應(yīng)鋼框架的變形，聚乙烯泡沫塑料的設(shè)置也減少了鋼框架對(duì)復(fù)合墻板的作用，避免了復(fù)合墻板發(fā)生破壞；Z型連接件與摩擦板發(fā)生摩擦實(shí)現(xiàn)耗能，最終出現(xiàn)彎曲變形。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

各試件荷載-位移關(guān)系的滯回曲線如圖11。由圖可知：1)3榀試件的滯回曲線隨著位移荷載的增大都向著反S形過渡，出現(xiàn)不同程度的捏攏現(xiàn)象，其中，試件GKJ2最為明顯，這是由于復(fù)合墻板的韌性和耐損傷能力較好，自始至終參與了工作，起到了等效斜撐的作用，在試件GKJ2進(jìn)入塑性階段后，復(fù)合墻板明顯增強(qiáng)了其剛度和承載力，試件GKJ2的限位裝置由于受力的增大產(chǎn)生了滑移，試件GKJ2受滑移的影響較大；2)試件GKJ3在位移荷載為1/50之前時(shí)，滯回環(huán)形狀較為飽滿，耗能能力較好，當(dāng)位移荷載為1/50之后時(shí)，相對(duì)試件GKJ1，試件GKJ3受到滑移的影響較為明顯，究其原因，是因?yàn)閆型連接件相對(duì)鋼梁發(fā)生了滑動(dòng)摩擦，從而帶動(dòng)復(fù)合墻板使其產(chǎn)生隨動(dòng)，隨動(dòng)幅度根據(jù)鋼框架變形的增大而增大，Z型連接件摩擦面螺栓孔和高強(qiáng)螺栓的相互作用使得這種隨動(dòng)是有限隨動(dòng)，試件GKJ3的滯回曲線也表明該連接方式具有良好的工作性能，連接安全可靠。

圖11 各試件滯回曲線Fig.11 Hysteretic loops of specimens

3.2 骨架曲線

試件GKJ1、GKJ2和GKJ3的骨架曲線如圖12所示。由3榀試件的骨架曲線可知：1)在位移荷載為1/50時(shí)，GKJ2的水平承載力是GKJ1的2.69倍，GKJ3的水平承載力是試件GKJ1的1.24倍；2)GKJ2中復(fù)合墻板顯著增強(qiáng)了鋼框架的剛度及水平承載力，二者協(xié)同受力較好，共同抵抗水平荷載，具有“先墻板后框架”的受力特征，滿足抗震雙道設(shè)防的概念；3)試件GKJ3的剛度及承載力不及試件GKJ2的提升效果明顯，是因?yàn)樵嚰礼KJ3中Z型連接件和聚乙烯泡沫塑料構(gòu)成的柔性連接減弱了復(fù)合墻板的對(duì)角斜撐作用。

圖12 各試件骨架曲線Fig.12 Lateral load and displacement envelope curves of specimens

3.3 強(qiáng)度退化

試驗(yàn)加載過程中，隨著同級(jí)位移荷載循環(huán)次數(shù)的增加，試件的承載能力會(huì)逐漸下降，稱為試件的強(qiáng)度退化。本文采用強(qiáng)度退化系數(shù)λi來表示試件的強(qiáng)度退化[19]。圖13為各試件的強(qiáng)度退化曲線，+和-分別代表加載位移的正向和反向。由圖13可知：1)3榀試件的強(qiáng)度退化系數(shù)范圍在正向加載時(shí)分別為0.958～1、0.937～0.989和0.929～0.978；在反向加載時(shí)分別為-0.932～-0.994、-0.929～-0.993和-0.919～-0.998，3榀試件的強(qiáng)度退化曲線都表現(xiàn)出較為平緩的特點(diǎn)，退化程度均不明顯；2)復(fù)合墻板參與了試件GKJ2的整個(gè)受力過程，但試件GKJ2強(qiáng)度退化系數(shù)的變化幅度較小，表明剛性連接的復(fù)合墻板與鋼框架協(xié)同受力，變形和承載能力較好；3)柔性連接中，試件GKJ3在加載后期仍具備較高的承載能力，沒有因?yàn)閺?fù)合墻板的隨動(dòng)引起強(qiáng)度的突降，表明Z型連接件具有較好的穩(wěn)定性。

3.4 剛度退化

試驗(yàn)加載過程中，試件的抗側(cè)剛度隨著位移荷載的增加而下降，稱為試件的剛度退化。本文中試件的剛度退化采用每級(jí)位移荷載對(duì)應(yīng)的的割線剛度Ki來反映[19]。圖14為各試件的剛度退化曲線。

圖13 各試件強(qiáng)度退化曲線Fig.13 Carrying capacity degradation curves of specimens

圖14 各試件剛度退化曲線Fig.14 Stiffness degradation curves of specimens

由圖14可知：1)當(dāng)位移荷載小于1/50時(shí)，試件GKJ2和GKJ3的剛度退化速率相較GKJ1的更快，說明在加載過程中由于鋼框架的擠壓，復(fù)合墻板對(duì)鋼框架抗側(cè)剛度的貢獻(xiàn)持續(xù)衰減；2)試件GKJ2的初始剛度是GKJ1的2.59倍，表明復(fù)合墻板在剛性連接時(shí)，對(duì)鋼框架抗側(cè)剛度的提升效果非常明顯，其剛度貢獻(xiàn)貫穿試驗(yàn)始終；3)試件GKJ3的初始剛度是GKJ1的1.97倍，表明復(fù)合墻板在柔性連接時(shí)，也能夠提升鋼框架的抗側(cè)剛度，但是相對(duì)于剛性連接，柔性連接削弱了復(fù)合墻板對(duì)鋼框架的對(duì)角斜撐作用，從而減小了整體結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度。

3.5 耗能能力

參考相關(guān)規(guī)范，試件的耗能能力通過計(jì)算每級(jí)位移荷載對(duì)應(yīng)的最外層滯回環(huán)包圍的面積來衡量[19]。圖15為各試件累積耗能曲線。

復(fù)合墻板與鋼框架的連接方式對(duì)試件的耗能影響較大。通過分析可知：1)設(shè)有復(fù)合墻板的輕鋼框架試件的耗能能力均優(yōu)于純鋼框架試件；2)剛性連接時(shí)，GKJ2中的復(fù)合墻板通過自身的收縮變形吸收了更多的能量，復(fù)合墻板的高耐損傷性使得試件GKJ2擁有更出色的耗能能力，在整個(gè)加載過程中，試件GKJ2的累積耗能始終是試件GKJ1的2倍左右；3)柔性連接對(duì)試件GKJ3的耗能能力提升效果有限，主要原因是Z型連接件的滑移和聚乙烯泡沫塑料的緩沖，使得復(fù)合墻板產(chǎn)生了隨動(dòng)性，弱化了對(duì)角斜撐作用，從而影響了整體結(jié)構(gòu)的能量吸收。

圖15 各試件累積耗能曲線Fig.15 Accumulative energy dissipation of specimens

4 結(jié)論

1)纖維石膏基復(fù)合墻板能夠有效提升輕鋼結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度和極限承載力，具有高耐損傷性和“裂而不破”的特點(diǎn)，可以作為輕鋼結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力構(gòu)件。

2)剛性連接中，纖維石膏基復(fù)合墻板輕鋼框架結(jié)構(gòu)具有 “先墻板后框架”的特點(diǎn)，滿足抗震雙道設(shè)防的概念。

3)柔性連接措施能夠減小復(fù)合墻板的應(yīng)力集中，使復(fù)合墻板具有一定的隨動(dòng)能力，適應(yīng)鋼框架的變形，避免被破壞。

4)纖維石膏基復(fù)合墻板輕鋼框架結(jié)構(gòu)因其良好的抗震性能適用于低層農(nóng)居，促進(jìn)新型墻材和裝配式輕鋼結(jié)構(gòu)在農(nóng)村地區(qū)的發(fā)展。

本文未對(duì)比其他材質(zhì)的填充墻板輕鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，有必要進(jìn)行對(duì)比研究，為纖維石膏基復(fù)合墻板輕鋼框架結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用提供參考。