硅酸鈣復(fù)合墻板輕鋼框架抗震性能試驗研究①

□□ 馮 鳴，王秀麗，范 琛，侯鴻杰，蘇曉斌 (.甘肅建投土木工程建設(shè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，甘肅 蘭州 73007；2.蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050；3.西部土木工程防災(zāi)減災(zāi)教育部工程研究中心，甘肅 蘭州 730050)

引言

在國家大力提倡建筑工業(yè)化和推進(jìn)裝配式建筑的背景下，裝配式建筑因其施工方便、安裝快速且生產(chǎn)成本較低的優(yōu)勢，近年來得到了快速發(fā)展。與裝配式結(jié)構(gòu)相配套的墻體也得到了許多學(xué)者的關(guān)注。帶有墻體工作的框架受力性能和抗震性能有著明顯的差異，探究墻體對框架結(jié)構(gòu)抗震性能的影響對于裝配式住宅的發(fā)展有著重要意義。鄒昀等[1]通過有限元軟件分析了帶填充墻鋼框架的受力性能，研究表明填充墻能夠提高結(jié)構(gòu)的剛度和承載力。趙欣等[2]提出了一種分析整體框架填充墻結(jié)構(gòu)的有限元模型。戴紹斌等[3]對加氣混凝土填充鋼框架的抗震性能進(jìn)行了研究。耿悅等[4]、張愛林等[5]以及王雪芹等[6]對裝配式外掛式墻板的抗震性能以及受力性能進(jìn)行了試驗研究和有限元分析，研究表明外掛墻板能夠改善鋼框架的受力性能。王靜峰等[7]通過8榀框架研究了節(jié)能復(fù)合墻板對鋼框架受力機(jī)理和破壞模式，研究表明該結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能。曹正罡等[8]通過3榀縮尺模型研究了ALC墻板和LSF墻板對鋼框架抗震性能的影響。熊清清等[9]研究了外包鋼框架EPS混凝土塊的破壞機(jī)理和變形能力。牟在根等[10]對鋼框架內(nèi)填豎向和橫向組合式RC剪力墻體系進(jìn)行了有限元分析，表明該結(jié)構(gòu)具有良好的承載力和延性。曹萬林等[11]提出了一種適用于低層裝配式輕型鋼管-輕墻體系，通過5榀框架研究表明框架和墻體具有良好的協(xié)同工作性能。賈穗子等[12]研發(fā)了一種輕鋼邊框-單排配筋薄墻板組合結(jié)構(gòu)體系。對于地震區(qū)村鎮(zhèn)住宅的低層裝配式輕鋼混凝土框架結(jié)構(gòu)和硅酸鈣復(fù)合墻板抗震性能還需要研究。因此，擬通過2榀單層裝配式輕鋼混凝土框架結(jié)構(gòu)低周往復(fù)荷載試驗，研究了硅酸鈣復(fù)合墻板對于低層裝配式輕鋼混凝土框架結(jié)構(gòu)承載力、滯回曲線、延性、剛度和強(qiáng)度退化以及耗能能力的影響，為裝配式結(jié)構(gòu)在低層建筑中應(yīng)用起到促進(jìn)作用。

1 試驗設(shè)計

1.1 試件參數(shù)

設(shè)計了2榀試件，分別為1榀低層裝配式輕鋼混凝土框架試件和1榀帶有硅酸鈣復(fù)合墻板的低層裝配式輕鋼混凝土框架試件，構(gòu)造如圖1所示。

圖1 框架構(gòu)造圖

框架柱為冷彎薄壁C型鋼通過連接件拼接后澆筑混凝土而成，柱長為1 750 mm，冷彎薄壁型鋼尺寸為140 mm×50 mm×20 mm×2.2 mm，澆筑的混凝土采用普通C35混凝土。鋼梁采用H型鋼梁，規(guī)格為HN150 mm×75 mm×5 mm×7 mm，梁長為1 818 mm。梁柱節(jié)點(diǎn)采用套筒式節(jié)點(diǎn)，套筒通過M16的高強(qiáng)螺栓與輕鋼混凝土柱連接。將框架焊接于尺寸為2 400 mm×700 mm×20 mm的底板上，由于冷彎C型鋼壁厚僅為2.2 mm，故每根柱腳設(shè)置6個厚度為6 mm的加勁肋。試件編號和具體尺寸見表1。

表1 試件尺寸

試件的制作順序為：制作輕鋼混凝土柱→安裝輕鋼框架→澆筑混凝土→安裝硅酸鈣復(fù)合墻板。其面板為硅酸鈣板，夾芯為聚苯乙烯泡沫混凝土，如圖2所示。

圖2 試驗試件

1.2 材料性能

混凝土由粒徑為5～10 mm的粗骨料、細(xì)骨料、P·O水泥、粉煤灰、減水劑和水等按照一定比例拌合而成，混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度均值為35.78 MPa，配合比見表2，鋼材的力學(xué)性能見表3。硅酸鈣復(fù)合墻板的性能根據(jù)出廠參數(shù)確定，抗壓強(qiáng)度為3.6 MPa，面密度為54 kg·m-2，泊松比為0.21。

表2 混凝土配合比 kg·m-3

表3 鋼材力學(xué)性能

1.3 加載裝置及加載制度

試驗中采用低周往復(fù)加載方式，加載裝置如圖3所示。加載梁和框架通過栓釘連接，水平位移荷載通過25 t的MTS液壓伺服作動器施加，作動器的量程為±250 mm，作動器末端通過錨栓固定在反力墻上，通過加載板、螺栓與加載梁相連。試驗中，為實(shí)現(xiàn)樓板和梁對框架約束作用以及防止試件發(fā)生平面外失穩(wěn)，在試件兩側(cè)安裝鋼管腳手架用于側(cè)向支撐。

圖3 加載裝置

試件的水平加載采用位移控制，當(dāng)位移角θ≤1/250時，位移增量為1 mm，每級循環(huán)1周；當(dāng)位移角1/250≤θ≤1/100時，位移增量為3 mm，每級循環(huán)2周；當(dāng)層間位移角1/100≤θ≤1/50時，位移增量為5 mm，每級循環(huán)2周；當(dāng)層間位移角θ≥1/50時，位移增量為10 mm，每級循環(huán)2周。當(dāng)加載至試件承載力低于峰值荷載的85%或出現(xiàn)明顯破壞無法繼續(xù)加載時則結(jié)束加載。

1.4 測點(diǎn)布置

試驗中位移測點(diǎn)布置圖如圖4(a)所示，位移計D1、D2、D3分別測量柱腳、柱中以及梁端處的水平位移；位移計D4位于加載梁端，用于測量加載點(diǎn)處的位移；位移計D5和位移計D6測量節(jié)點(diǎn)的相對轉(zhuǎn)角。

應(yīng)變測點(diǎn)布置如圖4(b)所示，S1～S6用于測量位于柱頂、柱中以及柱腳兩側(cè)連接件的應(yīng)變，S7～S12分別測量柱頂、柱中及柱腳的應(yīng)變，S13、S14、S15、S22、S23、S24測量套筒關(guān)鍵部位的應(yīng)變，S16～S21、S25～S31測量鋼梁上下翼緣和腹板中點(diǎn)處的應(yīng)變，S32、S33、S34用于測量硅酸鈣復(fù)合墻板與框架連接件的應(yīng)變。

圖4 測點(diǎn)布置

2 試驗結(jié)果及其分析

2.1 滯回曲線

各試件的荷載-位移滯回曲線如圖5所示。由圖可知：在試驗加載前期，水平位移荷載較小，試件處于彈性工作階段，滯回曲線呈直線形狀，隨著位移荷載的增大，試件進(jìn)入彈塑性工作階段，滯回曲線呈梭形狀態(tài)，曲線斜率逐漸減小，即試件剛度逐漸隨著位移荷載的增加而降低，經(jīng)過多次反復(fù)加載，滯回曲線出現(xiàn)“捏縮現(xiàn)象”，且試件出現(xiàn)明顯的殘余變形。在同一位移荷載等級下，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，滯回環(huán)面積逐漸減小，結(jié)構(gòu)耗能能力降低，承載力有所降低；兩個試件的滯回曲線表現(xiàn)出明顯的不同，較試件CKJ相比，由于硅酸鈣復(fù)合墻板的參與工作，試件EKJ的滯回曲線呈“蝶型”，且剛度較大，極限承載力有了顯著提高。表明硅酸鈣復(fù)合墻板對低層裝配式輕鋼混凝土框架的抗震性能和力學(xué)模式影響較大。試件CKJ的滯回曲線全過程分為彈性階段、彈塑性增長階段和塑性變形階段；試件EKJ的滯回曲線全過程可分為彈性階段、連接構(gòu)造損傷階段、框架與墻板協(xié)同工作階段和墻板破壞階段。

圖5 荷載-位移滯回曲線

2.2 骨架曲線

各試件的骨架曲線如圖6所示。從圖中可以看出，各試件的承載能力以及變形能力有著顯著差異，硅酸鈣復(fù)合墻板的參與對結(jié)構(gòu)的骨架曲線有著顯著影響，相比于試件CKJ，硅酸鈣復(fù)合墻板的安裝極大地提高了低層裝配式輕鋼混凝土框架的承載能力和剛度。由于加載裝置量程限制，試件均未加載至出現(xiàn)下降段曲線。

圖6 骨架曲線

2.3 承載力和變形

參照J(rèn)GJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[16]進(jìn)行計算各試件的荷載和位移特征值，包括屈服荷載Fy、屈服位移Δy、極限荷載Fm、極限位移Δm、破壞荷載Fu、破壞位移Δu。

骨架曲線的特征值如圖7所示。其中極限荷載為骨架曲線中荷載峰值點(diǎn)對應(yīng)的值，極限位移為荷載峰值點(diǎn)對應(yīng)的位移值，破壞荷載為試件出現(xiàn)峰值荷載之后，隨著位移荷載的增大荷載減小至峰值荷載的85%(即Fu=0.85Fm)時對應(yīng)的荷載值，破壞位移為破壞荷載對應(yīng)的位移值。試件的屈服點(diǎn)通過等效能量法來確定，當(dāng)SOAB=SACD時，骨架曲線與C點(diǎn)垂線相交點(diǎn)為屈服點(diǎn)，屈服點(diǎn)所對應(yīng)的荷載和位移值分別為屈服荷載和屈服位移。各試件的骨架曲線中荷載和位移特征值見表4。

圖7 骨架曲線特征值

表4 骨架曲線特征值

分析各試件的骨架曲線位移和荷載特征值可知：

(1)試件CKJ和試件EKJ的屈服位移和極限位移的比值分別為0.66和0.64，說明兩個試件在達(dá)到屈服后仍有較大的承載力儲備。

(2)試件CKJ和試件EKJ正向加載峰值荷載比為1∶1.80，負(fù)向加載峰值荷載比為1∶1.37，試件EKJ的峰值荷載明顯大于試件CKJ的峰值荷載，說明硅酸鈣復(fù)合墻板的參與能夠顯著提高低層裝配式輕鋼混凝土框架的極限承載能力。

(3)試件CKJ和試件EKJ正向加載峰值位移比為1∶1.002，負(fù)向加載峰值位移比為1∶1.001，兩者的峰值位移相差很小，說明硅酸鈣復(fù)合墻板對低層裝配式輕鋼混凝土框架的延性影響較小。

2.4 強(qiáng)度退化

強(qiáng)度退化是試件在低周往復(fù)荷載試驗中，經(jīng)過多次反復(fù)循環(huán)加載后，出現(xiàn)在相同等級的位移荷載下，承載力隨著加載循環(huán)次數(shù)的增加而降低的現(xiàn)象。試件的強(qiáng)度退化現(xiàn)象用強(qiáng)度退化系數(shù)λi來表示，即同級循環(huán)加載中每次循環(huán)的峰值荷載與前一個循環(huán)的荷載峰值的比值，具體見式(1)：

(1)

式中：λi——第i循環(huán)的強(qiáng)度退化系數(shù)；

各試件的荷載強(qiáng)度退化系數(shù)如圖8所示。其中，試件在加載位移為8 mm之前每級循環(huán)1次，故不計算強(qiáng)度退化系數(shù)，加載位移11 mm及以后，每級荷載循環(huán)2次，所以強(qiáng)度退化系數(shù)為第2次循環(huán)荷載峰值與第1次循環(huán)荷載峰值之比。由圖8可知：

圖8 荷載強(qiáng)度退化

(1)試件CKJ的荷載強(qiáng)度退化系數(shù)>0.95，試件EKJ荷載強(qiáng)度退化系數(shù)保持在0.85以上，說明兩個試件結(jié)構(gòu)承載力具有良好的穩(wěn)定性，沒有出現(xiàn)明顯的強(qiáng)度退化，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的位移變形損傷對結(jié)構(gòu)極限承載力影響較小。

(2)試件EKJ的荷載強(qiáng)度退化系數(shù)明顯小于試件CKJ，說明硅酸鈣復(fù)合墻板對試件的承載力有著顯著的影響，隨著位移荷載的增大，硅酸鈣復(fù)合墻板損傷的增大會導(dǎo)致對結(jié)構(gòu)承載力貢獻(xiàn)的降低。

2.5 剛度退化

為描述試件剛度的退化，采用歸一化割線剛度-位移關(guān)系進(jìn)行分析，割線剛度Ki為不同加載循環(huán)下峰值荷載點(diǎn)的割線剛度，即每級循環(huán)加載下第1循環(huán)中正負(fù)峰值荷載絕對值與位移絕對值之比，見式(2)：

(2)

式中：Ki——加載第i級循環(huán)時的試件割線剛度；

+Fi——正向每級加載的最大峰值荷載；

-Fi——負(fù)向每級加載的最大峰值荷載；

+Δi——正向每級加載最大峰值荷載對應(yīng)的位移；

-Δi——負(fù)向每級加載最大峰值荷載對應(yīng)的位移。

繪制試件剛度退化曲線如圖9所示。分析可知：

圖9 試件剛度-位移關(guān)系曲線

(1)各試件的剛度退化速率比較均勻，剛度隨著位移荷載的增大逐漸降低，曲線變化趨勢比較一致，且無明顯的剛度退化突變。

(2)試件EKJ的剛度退化系數(shù)大于試件CKJ的剛度退化系數(shù)，說明硅酸鈣復(fù)合墻板在受力過程中能夠延緩結(jié)構(gòu)的剛度退化。

(3)造成結(jié)構(gòu)剛度退化的主要原因有材料損傷積累、試件中焊縫撕裂、連接件變形、墻板破壞等。

根據(jù)滯回曲線計算出各試件特征點(diǎn)的剛度特征值，見表5。表5中K0為試件的初始剛度，即試件在初始階段的滯回環(huán)割線剛度；Ky為屈服剛度，即試件在屈服荷載時的滯回環(huán)的割線剛度；Ku為峰值剛度，即試件在峰值荷載時的滯回環(huán)割線剛度。

表5 各試件特征點(diǎn)割線剛度 kN·mm-1

由表可知，硅酸鈣復(fù)合墻板對試件的剛度影響較大，在墻板的參與下，試件EKJ的各項特征點(diǎn)的割線剛度均有所提高，初始剛度提高了31%，屈服剛度和峰值剛度分別提高了36.11%和36.46%。

2.6 耗能能力

試件的耗能能力通常用等效粘滯阻尼系數(shù)ξ和能量耗散系數(shù)E來評價，如圖10所示。

圖10 荷載-位移滯回曲線

其中，等效粘滯阻尼系數(shù)ξ計算見式(3)：

(3)

能量耗散系數(shù)E計算見式(4)：

(4)

式中：SABC——曲線ABC圍成的面積；

SCDA——曲線CDA圍成的面積；

SOBE——三角形OBE的面積；

SODF——三角形ODF的面積。

試件等效粘滯阻尼系數(shù)隨加載位移的變化曲線如圖11所示。由圖可知，在屈服點(diǎn)之前，試件EKJ的等效粘滯阻尼系數(shù)大于試件CKJ的等效粘滯阻尼系數(shù)，加載初期，試件CKJ等效粘滯阻尼系數(shù)呈逐漸緩慢的增加趨勢，試件EKJ的等效粘滯阻尼系數(shù)先降后增；在試件達(dá)到屈服階段以后，試件CKJ的等效粘滯阻尼系數(shù)繼續(xù)呈上升趨勢，試件EKJ的等效粘滯阻尼系數(shù)緩慢下降。表明硅酸鈣復(fù)合墻板對結(jié)構(gòu)在受力過程中的等效粘滯阻尼系數(shù)發(fā)展影響較大；結(jié)構(gòu)在第1道抗震防線(硅酸鈣復(fù)合墻板)失效以前，輕質(zhì)墻板能夠提高結(jié)構(gòu)的耗能能力。

圖11 等效粘滯阻尼系數(shù)

同時取試件屈服點(diǎn)耗能Ey，峰值點(diǎn)耗能Eu和試件達(dá)到峰值滯回環(huán)的累積面積為累計總耗能Wtotal，實(shí)測耗能值見表6。分析表6可知，相比于試件CKJ，試件EKJ的屈服點(diǎn)耗能提高了38.42%，峰值耗能提高了35.59%，累計耗能總能量提高了32.27%，說明硅酸鈣復(fù)合墻板對低層裝配式輕鋼混凝土結(jié)構(gòu)的耗能有著顯著的提高。

表6 試件的耗能能力

3 結(jié)論

3.1 硅酸鈣復(fù)合墻板在地震作用下能夠承受部分荷載、吸收部分能量，可以在一定程度上減輕主體結(jié)構(gòu)的破壞，因而硅酸鈣輕質(zhì)復(fù)合墻板能夠提高輕鋼框架結(jié)構(gòu)的整體耗能能力，研究表明帶有輕質(zhì)硅酸鈣板的復(fù)合墻板的輕鋼框架具有較好的抗震性能。

3.2 試驗結(jié)果表明帶有輕質(zhì)硅酸鈣板的復(fù)合墻板輕鋼結(jié)構(gòu)的承載力和抗側(cè)剛度有著顯著的提高，極限承載力提高了44.32%，初始剛度提高了31%，屈服剛度和峰值剛度分別提高了36.11%和36.46%。

3.3 硅酸鈣復(fù)合墻板對低層裝配式輕鋼混凝土結(jié)構(gòu)的耗能有著顯著提高。相比于試件CKJ，試件EKJ的屈服點(diǎn)耗能提高了38.42%，峰值耗能提高了35.59%，累計耗能總能量提高了32.27%；結(jié)構(gòu)在第1道抗震防線(硅酸鈣復(fù)合墻板)失效以前，酸鈣硅復(fù)合墻板能夠提高結(jié)構(gòu)的耗能能力。