裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)

曹萬(wàn)林，楊兆源*，董宏英，秦海山

(1.北京工業(yè)大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)部，北京 100124；2.河北卉原建材有限公司，河北 承德 067000)

發(fā)展裝配式綠色節(jié)能建筑，是實(shí)現(xiàn)建筑工業(yè)化、降低碳排放的重要途徑。中國(guó)村鎮(zhèn)建筑抗震能力薄弱、人居環(huán)境差、耗能總量大，裝配式村鎮(zhèn)建筑的研發(fā)與創(chuàng)新較為滯后，與城市裝配式建筑發(fā)展極不協(xié)調(diào)。周緒紅[1]、Zhou[2]等對(duì)中國(guó)住宅產(chǎn)業(yè)發(fā)展的現(xiàn)狀及相關(guān)問(wèn)題進(jìn)行了分析，提出發(fā)展鋼結(jié)構(gòu)與組合結(jié)構(gòu)及與之配套的高性能墻體與連接技術(shù)是實(shí)現(xiàn)住宅產(chǎn)業(yè)化的重要手段。

研發(fā)適用于村鎮(zhèn)低多層住宅建筑的高效受力、抗震節(jié)能的新型裝配式建筑結(jié)構(gòu)是工程界關(guān)注的問(wèn)題。周緒紅等[3]在傳統(tǒng)冷彎薄壁型鋼復(fù)合墻中設(shè)置了薄鋼板抗震構(gòu)造，形成了冷彎薄壁型鋼–鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)，顯著提升了結(jié)構(gòu)抗震性能。葉繼紅等[4]在輕鋼龍骨結(jié)構(gòu)復(fù)合墻邊緣中引入了輕型鋼管混凝土柱等組合構(gòu)件，形成了輕鋼龍骨式復(fù)合剪力墻結(jié)構(gòu)，為輕鋼龍骨結(jié)構(gòu)體系在多層建筑中的應(yīng)用提供了參考。黃強(qiáng)等[5]研發(fā)了裝配式輕鋼輕混凝土結(jié)構(gòu)體系，即在薄壁輕鋼與免拆模板組合形成的輕鋼組合構(gòu)架中澆筑輕混凝土形成輕鋼–輕混凝土組合結(jié)構(gòu)，具有較好的抗震、保溫性能。王偉等[6]對(duì)分層裝配式支撐鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了該結(jié)構(gòu)體系的抗震性能與震后可恢復(fù)性，并提出了結(jié)構(gòu)性能化設(shè)計(jì)方法。

曹萬(wàn)林等[7]提出了輕鋼組合框架（簡(jiǎn)稱“輕鋼框架”）結(jié)構(gòu)體系，輕鋼框架由方鋼管混凝土柱、H型鋼梁、新型梁柱螺栓連接節(jié)點(diǎn)、輕鋼組合樓板及輕鋼屋架構(gòu)成。曹萬(wàn)林等[8]提出輕鋼框架采用輕型方鋼管混凝土柱，鋼管截面邊長(zhǎng)一般不大于150 mm，鋼管厚度一般不大于6 mm，方鋼管混凝土柱與H型鋼梁通過(guò)新型梁柱節(jié)點(diǎn)裝配而成。Bian等[9]研發(fā)了適于輕鋼框架梁柱裝配的雙L形帶斜向加勁肋節(jié)點(diǎn)及π形連接件節(jié)點(diǎn)，新型連接件構(gòu)造增大了節(jié)點(diǎn)域高度，顯著提升了節(jié)點(diǎn)的剛度及承載力。同時(shí)，通過(guò)在輕鋼框架中裝配輕鋼組合剪力墻、聚苯夾芯復(fù)合墻等抗震耗能構(gòu)件，曹萬(wàn)林[10]、Cao[11]等研發(fā)了輕鋼框架–組合墻結(jié)構(gòu)，張宗敏等[12]研發(fā)了輕鋼框架–復(fù)合墻結(jié)構(gòu)等高效抗震結(jié)構(gòu)體系。

為進(jìn)一步提高輕鋼組合結(jié)構(gòu)的保溫節(jié)能性能，杜明興[13]研發(fā)了一種由鋼絲網(wǎng)砂漿面層、內(nèi)外葉復(fù)合珍珠巖板及夾心聚苯板構(gòu)成的鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板，作為一種圍護(hù)保溫一體化外墻板，其具有質(zhì)量輕、保溫好、耐火性能好的優(yōu)勢(shì)，適用于裝配式保溫節(jié)能住宅與被動(dòng)式住房建造；為實(shí)現(xiàn)鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板與輕鋼框架的裝配化施工與連接，提出了鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板單元包裹咬合輕鋼框架構(gòu)造，以及墻板單元間的企口連接構(gòu)造，這種連接方式具有柔性連接特點(diǎn)，對(duì)鋼框架變形具有自適應(yīng)性，并有一定的消能減震作用，克服了鋼框架變形與加氣混凝土類圍護(hù)墻板變形能力不協(xié)調(diào)會(huì)造成墻板開(kāi)裂的弊端。鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板與輕鋼框架組成的裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)具有質(zhì)量輕、抗震節(jié)能、保溫防火、施工便捷等優(yōu)點(diǎn)，適用于裝配式低多層村鎮(zhèn)住宅建筑。

本文為研究裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)抗震性能，進(jìn)行了兩層足尺輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，分析了結(jié)構(gòu)的損傷演化過(guò)程、地震反應(yīng)及動(dòng)力特性，驗(yàn)證了裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)的抗震安全性，以及連接構(gòu)造的合理性，為工程應(yīng)用提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)概況

1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1.1 裝配式輕鋼框架

裝配式輕鋼框架由輕型方鋼管混凝土柱與H型鋼梁裝配而成，輕鋼框架及梁柱連接節(jié)點(diǎn)如圖1所示，振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)如圖2所示。圖2（a）、（b）中：輕鋼框架柱軸線尺寸設(shè)計(jì)為4 200 mm，層高為2 700 mm；管混凝土柱頂部的屋蓋系統(tǒng)采用帶坡面輕型鋼屋架；標(biāo)高+0 mm處布置4根基礎(chǔ)梁，標(biāo)高+2 430 mm、+5 130 mm處布置H型鋼框架主梁及次梁，梁柱節(jié)點(diǎn)采用雙L型帶斜向加勁肋節(jié)點(diǎn)[12]；在框架主次梁上每隔300 mm焊接抗剪且抗拉拔栓釘；預(yù)制樓板厚70 mm，配制φ6@60 mm鋼筋網(wǎng)，樓板與栓釘連接處設(shè)有直徑40 mm的預(yù)留圓孔，樓板裝配完成后在預(yù)留圓孔內(nèi)灌注高強(qiáng)灌漿料，樓板之間拼縫采用鋼筋搭接后澆帶連接[14]。

圖1 輕鋼框架及梁柱節(jié)點(diǎn)Fig. 1 Prefabricated lightweight steel composite frame and beam-column joint

圖2 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Fig. 2 Design details of the shaking table test structure

輕鋼框架結(jié)構(gòu)平面布置及墻板單元平面布置如圖3所示。輕鋼框架結(jié)構(gòu)構(gòu)件設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 輕鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab. 1 Design parameters

圖3中，鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板上開(kāi)有門窗洞口，南側(cè)第1層與第2層墻板設(shè)置門洞（尺寸為1 800 mm×800 mm），其余3個(gè)方向的墻體第1層與第2層設(shè)置窗洞尺寸為1 000 mm×1 400 mm，窗墻比為0.15。

圖3 結(jié)構(gòu)平面布置Fig. 3 Floor plans of the shaking table test structure

1.1.2 鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板

裝配式鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板單元由工廠預(yù)制的內(nèi)外葉膨脹珍珠巖板、夾芯聚苯保溫板、鋼絲網(wǎng)架，以及施工現(xiàn)場(chǎng)噴涂的內(nèi)外葉高性能砂漿面層構(gòu)成，鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板單元構(gòu)造如圖4所示。圖4（a）中：墻板內(nèi)外葉鍍鋅鋼絲網(wǎng)鋼絲直徑2 mm、間距50 mm，并在鋼絲網(wǎng)上間距200 mm焊接斜向鋼絲，斜向鋼絲穿過(guò)膨脹珍珠巖板深入聚苯保溫板100 mm，其一定程度上保證了復(fù)合墻板各構(gòu)造層間的拉結(jié)效果；為了降低冷橋?qū)Π灞匦阅艿挠绊懀毕蜾摻z未完全穿透聚苯保溫板。圖4（b）展示了噴涂高性能砂漿后的墻板剖面。另外，墻板中布置的非金屬連接件也是保證墻板整體性的重要構(gòu)造（圖4（c）），圖4（c）中：非金屬連接件由位于墻板內(nèi)外葉鋼絲網(wǎng)架外側(cè)的穿絲圓形端頭及兩端頭間帶螺紋連接桿構(gòu)成，其采用FRP等高性能材料通過(guò)高溫模壓工藝一體成型；非金屬連接件圓形端頭孔中穿鋼絲后可與鋼絲網(wǎng)架進(jìn)行拉結(jié)，進(jìn)而與噴涂的高性能砂漿面層進(jìn)行可靠錨固，連接桿穿過(guò)了珍珠巖板及夾芯聚苯板，將墻板各構(gòu)造層進(jìn)行有效連接；單元墻板中非金屬連接件布置不少于6個(gè)/m2，單個(gè)連接件抗拉力應(yīng)大于1.5 kN，在墻板開(kāi)洞及與結(jié)構(gòu)梁柱連接部位可適當(dāng)增加非金屬連接件數(shù)量[15]。夾芯聚苯保溫層一般采用EPS保溫板，可根據(jù)建筑保溫需求選擇厚度；膨脹珍珠巖板具有良好的抗火性能?，F(xiàn)場(chǎng)噴涂高性能水泥砂漿后，形成的內(nèi)外葉鋼絲網(wǎng)高性能砂漿層具有一定的水平和豎向承載力，在室外一側(cè)的高性能砂漿表面采用耐堿玻纖網(wǎng)格布并涂抹5 mm防水砂漿，以提高復(fù)合墻的抗裂、防水性能。

圖4 鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板單元構(gòu)造示意圖Fig. 4 Schematic diagram material composition of PSW

本試驗(yàn)房屋為超低能耗房屋，其墻板單元及連接構(gòu)造如圖5所示。房屋采用的復(fù)合墻板的內(nèi)外葉高性能砂漿面層厚度均為25 mm，外葉砂漿面層表面涂抹5 mm防水砂漿，膨脹珍珠巖板厚度為25 mm，EPS保溫板厚度為300 mm，墻板總厚度為405 mm，振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)墻板構(gòu)造如圖5（a）所示。圖5（a）中，復(fù)合墻板采用模塊化單元進(jìn)行設(shè)計(jì)、生產(chǎn)、安裝。振動(dòng)臺(tái)結(jié)構(gòu)墻板單元使用BIM數(shù)字化建模，標(biāo)準(zhǔn)板尺寸為1.10 m×1.90 m，門、窗洞口部位墻板單元按照洞口形狀進(jìn)行切割。

相鄰墻板采用企口構(gòu)造連接，即在墻板連接部位，聚苯板“榫頭”與“凹槽”對(duì)接形成企口，并在墻板內(nèi)外葉拼縫200 mm范圍內(nèi)附加鋼絲網(wǎng)以加強(qiáng)墻板連接區(qū)域的強(qiáng)度，如圖5（b）所示。

圖5 墻板單元及連接構(gòu)造示意圖Fig. 5 Schematic diagram PSW units and connection structures

墻板單元–H型鋼梁“包裹咬合”構(gòu)造如圖5（c）所示。圖5（c）中，墻板在與輕鋼框架梁和樓板的連接位置設(shè)置凹槽，凹槽處墻板內(nèi)葉鋼絲網(wǎng)砂漿層以及珍珠巖板斷開(kāi)，聚苯保溫板部分切槽。裝配過(guò)程中墻板從樓板與鋼梁外側(cè)推入，完全包裹了輕鋼樓板系統(tǒng)，這保證了裝配式墻板在與樓板連接處連續(xù)布置以解決結(jié)構(gòu)防水問(wèn)題；在對(duì)樓板系統(tǒng)的“包裹咬合”節(jié)點(diǎn)處墻體聚苯保溫層仍連續(xù)，這對(duì)結(jié)構(gòu)保溫具有積極作用；墻板凹槽與樓板系統(tǒng)的接觸界面采用柔性無(wú)機(jī)膠漿填縫，允許墻體在地震作用下與結(jié)構(gòu)主體存在一定相對(duì)滑動(dòng)，對(duì)控制墻板損傷具有積極作用。

墻板單元–鋼管混凝土柱“包裹咬合”構(gòu)造見(jiàn)圖5（d）所示。圖5（d）中，在結(jié)構(gòu)角柱處，L形墻板單元與一字形墻板單元拼接，L形墻板單元的聚苯保溫板開(kāi)槽并包裹鋼管混凝土柱，墻板接縫部位及L形墻板單元轉(zhuǎn)角部位200 mm范圍內(nèi)均采用附加鋼絲網(wǎng)增強(qiáng)，墻板轉(zhuǎn)角處的高性能砂漿層中均內(nèi)軋耐堿玻纖網(wǎng)格布以控制裂縫發(fā)展；這種“包裹咬合”構(gòu)造使鋼管混凝土柱被完全包裹在墻體中，避免了結(jié)構(gòu)冷橋；墻體的聚苯板直接與鋼管混凝土柱接觸，由于聚苯板彈性模量低、變形能力好，墻板與輕鋼框架可視為柔性連接；墻板單元間拼縫均采用通長(zhǎng)附加鋼絲網(wǎng)片進(jìn)行雙面補(bǔ)強(qiáng)，墻板具有較好整體性與連續(xù)性。

1.2 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)制作

方鋼管與熱軋H型鋼梁采用Q235B級(jí)鋼，梁柱節(jié)點(diǎn)采用S8.8 M18高強(qiáng)螺栓裝配[16]，鋼屋架采用S8.8 M12高強(qiáng)螺栓固定在柱端，結(jié)構(gòu)試件采用S8.8 M20高強(qiáng)螺栓通過(guò)50 mm厚節(jié)點(diǎn)連接板固定在振動(dòng)臺(tái)上。結(jié)構(gòu)混凝土材料全部采用再生粗骨料混凝土，粗骨料最大粒徑不大于10 mm，混凝土質(zhì)量配合比見(jiàn)表2。

表2 混凝土質(zhì)量配合比Tab. 2 Concrete quality mix proportion kg·m–3

墻體單元與屋蓋板單元的安裝自下而上裝配。首先，在輕鋼框架上安裝預(yù)制墻板單元；然后，安裝屋蓋板單元。安裝完成后在墻體內(nèi)外表面噴涂高性能砂漿與防水砂漿，養(yǎng)護(hù)完成后涂抹內(nèi)、外墻涂料。裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)裝配施工過(guò)程的部分照片見(jiàn)圖6。

圖6 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)裝配施工過(guò)程Fig. 6 Experimental model construction process

1.3 材料力學(xué)性能

混凝土28 d立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)c[17]為29.3 MPa，彈性模量Ec為28.9 GPa。試驗(yàn)所使用鋼材的力學(xué)性能[18]見(jiàn)表3，鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板材料力學(xué)性能見(jiàn)表4。

表3 鋼材力學(xué)性能Tab. 3 Mechanical properties of steel plates and steel bars

表4 鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板材料力學(xué)性質(zhì)Tab. 4 Mechanical properties of PSW

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

沿基礎(chǔ)及各層樓板標(biāo)高布置20個(gè)加速度測(cè)點(diǎn)以及12個(gè)位移測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)均為單向測(cè)點(diǎn)，可采集結(jié)構(gòu)各層X(jué)方向或Y方向的加速度及位移數(shù)據(jù)，圖3（b）中以±0 mm標(biāo)高處的測(cè)點(diǎn)布置方式為例，展示了結(jié)構(gòu)中的位移點(diǎn)及加速度測(cè)點(diǎn)的布置方式；設(shè)置32個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，布置在西南、西北以及東北角柱與H型鋼梁的節(jié)點(diǎn)處。以西南角柱–100 mm標(biāo)高處梁柱節(jié)點(diǎn)為例，其應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖7所示。部分測(cè)點(diǎn)布置方案見(jiàn)表5。

圖7 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig. 7 Arrangement position of strain gauges

表5 測(cè)點(diǎn)布置方案Tab. 5 Distribution of testing points

1.5 加載方案

試驗(yàn)結(jié)構(gòu)為兩層單跨足尺裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板住宅，試驗(yàn)物理量相似比均為1∶1，并對(duì)結(jié)構(gòu)重力荷載進(jìn)行完全模擬，因此輸入地震波峰值加速度與相應(yīng)設(shè)防烈度對(duì)應(yīng)的設(shè)計(jì)基本地震加速度值之比為1∶1，輸入地震波時(shí)間壓縮比為1∶1。

采用配重塊模擬結(jié)構(gòu)活荷載[19]，配重分布如下：第1層樓板（+2.70 m）配重布置為1.0 kN/m2；第2層樓板（+5.40 m）配重布置為0.5 kN/m2。試驗(yàn)采用雙向地震波輸入[20]，輸入地震波方向規(guī)定如下：東西向?yàn)閄向，南北向?yàn)閅向。試驗(yàn)地震波加載信號(hào)輸入頻率為50 Hz，數(shù)據(jù)采集頻率為100 Hz。選取EL–centor波、Taft波以及Ⅱ類場(chǎng)地參數(shù)合成的人工波進(jìn)行激振，地震波的加速度時(shí)程曲線如圖8所示，輸入地震波加速度反應(yīng)譜曲線如圖9所示。

圖8 地震波加速度時(shí)程曲線Fig. 8 Seismic wave acceleration time history curves

圖9 地震波加速度反應(yīng)譜曲線Fig. 9 Response spectra curves of acceleration

圖8、9中：EL–centor波及Taft波雙向輸入，人工波為單向輸入；每種天然地震波先以X向?yàn)橹鞣较?、Y向?yàn)榇畏较?，繼之以Y向?yàn)橹鞣健向?yàn)榇畏较?，人工波則先X向激振、再Y向激振。輸入雙向地震波時(shí)主方向與次方向地震動(dòng)峰值加速度（PGA）之比為1.00∶0.85[21]。振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)加載過(guò)程如下：1）7度基本（PGA=0.07g）至9度罕遇（PGA=0.62g），每一加載級(jí)分別按照EL–centor波、Taft波及人工波的順序，依次分別對(duì)結(jié)構(gòu)X、Y方向進(jìn)行激振，因此每一加載級(jí)包含6種工況，PGA逐級(jí)遞增。2）9度罕遇（PGA=0.70g）至極罕遇（PGA=1.50g），此加載階段每級(jí)只輸入EL–centro波的X、Y兩種工況進(jìn)行激振，以減小結(jié)構(gòu)疲勞損傷對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響。試驗(yàn)開(kāi)始前以及每級(jí)加載后輸入雙向0.05g的白噪聲對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特征進(jìn)行掃描，共進(jìn)行了11個(gè)加載級(jí)和12組白噪聲的激振，加載過(guò)程見(jiàn)表6。

表6 加載過(guò)程Tab. 6 Test cases

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

觀察7度基本～8度罕遇（PGA為0.07g～0.40g）加載過(guò)程發(fā)現(xiàn)：墻板與框架梁柱有摩擦響聲，第1層框架柱腳復(fù)合墻板出現(xiàn)水平裂縫；第1層復(fù)合墻板門、窗洞角部出現(xiàn)斜裂縫?？蚣芑A(chǔ)梁處相鄰復(fù)合墻板單元在拼縫位置出現(xiàn)水平裂縫，這是由于框架基礎(chǔ)梁使其上“包裹咬合”的墻板單元平面外變形所致。

觀察8度罕遇～9度罕遇（PGA為0.51g～0.62g）加載過(guò)程發(fā)現(xiàn)：結(jié)構(gòu)第1層鋼管混凝土柱“包裹咬合”的復(fù)合墻板上的裂縫密集出現(xiàn)，且由柱腳向上發(fā)展至層高中部。聚苯板與珍珠巖板碎屑掉落。第1層?xùn)|南側(cè)角部墻板單元內(nèi)部斜向鋼絲穿透墻體砂漿面層并露出墻體表面，且墻板外葉部分砂漿面層剝落。門、窗洞口角部斜向裂縫持續(xù)延伸。結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)梁處“包裹咬合”的墻板單元拼縫位置已出現(xiàn)明顯的平面外彎折變形。

觀察9度罕遇及以上（PGA為0.70g～1.50g）加載過(guò)程發(fā)現(xiàn)：第1層門框上部墻板單元出現(xiàn)交叉斜裂縫，門窗洞口變形明顯。第1層與鋼管混凝土柱“包裹咬合”的墻板單元鋼絲網(wǎng)部分鋼絲斷裂，外葉砂漿面層與珍珠巖板局部剝落嚴(yán)重。結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)梁處“包裹咬合”的墻板單元內(nèi)部EPS保溫板及珍珠巖板被擠碎掉落。鋼管混凝土柱、H型鋼梁及雙L形帶斜向加勁肋節(jié)點(diǎn)未出現(xiàn)明顯破壞。

結(jié)構(gòu)門窗洞口及基礎(chǔ)梁和角柱處的墻板單元最終破壞形態(tài)如圖10所示。

圖10 破壞現(xiàn)象Fig. 10 Failure model

綜上，結(jié)構(gòu)損傷發(fā)展過(guò)程可分為3個(gè)階段：1）PGA為0.07g～0.40g，復(fù)合墻板裂縫開(kāi)展階段；2）PGA為0.51g～0.70g，復(fù)合墻板處于滑移、變形的損傷階段；3）PGA為0.75g～1.50g，復(fù)合墻板局部破壞階段，即峰值加速度1.50g激振后，只是底部柱腳位置墻板局部剝落，復(fù)合墻板仍可與輕鋼框架共同工作，輕鋼框架損傷較輕，連接節(jié)點(diǎn)沒(méi)有明顯破壞，連接螺栓也沒(méi)有明顯滑移。

2.2 動(dòng)力特性

2.2.1 自振頻率

通過(guò)加載過(guò)程中的12次白噪聲掃描確定結(jié)構(gòu)的自振頻率、剛度與阻尼比等，為避免結(jié)構(gòu)反饋波形與臺(tái)面實(shí)際輸入波形的畸變干擾，采用MATLAB軟件將結(jié)構(gòu)頂層白噪聲信號(hào)對(duì)振動(dòng)臺(tái)面輸入信號(hào)做傳遞函數(shù)[22]。根據(jù)傳遞函數(shù)的模量與相位角確定結(jié)構(gòu)在歷次加載后的自振頻率與剛度的退化趨勢(shì)。不同加載級(jí)下實(shí)測(cè)結(jié)構(gòu)X、Y方向1階自振頻率f1與阻尼比ξ列于表7。

表7 1階自振頻率與阻尼比Tab. 7 First order frequency and damping ratio

由表7可知：1）激振前，輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)與輕鋼框架相比，其X、Y方向的自振頻率均提高了10.8%，表明鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板提高了結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度。2）隨著加載過(guò)程中峰值加速度（PGA）的提高，結(jié)構(gòu)累積損傷加劇，自振頻率降低；當(dāng)1.50g激振后，結(jié)構(gòu)X方向自振頻率相比結(jié)構(gòu)無(wú)震損時(shí)的自振頻率降低了55.3%，Y方向自振頻率相比結(jié)構(gòu)無(wú)震損時(shí)的自振頻率降低了22.3%，X方向相比Y方向自振頻率下降更加明顯，這是因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)X方向墻體設(shè)置有門洞口，Y方向墻體只設(shè)置了窗洞口，X方向墻體剛度相對(duì)低、損傷相對(duì)嚴(yán)重。

2.2.2 剛度退化

結(jié)構(gòu)的剛度與1階自振頻率f1的平方成正比，因此可以根據(jù)結(jié)構(gòu)1階自振頻率的變化趨勢(shì)研究結(jié)構(gòu)剛度退化特征[23]。采用剛度退化系數(shù)表征結(jié)構(gòu)在第i加載級(jí)后的剛度退化情況，可按照式（1）計(jì)算：

式中，k0為結(jié)構(gòu)初始剛度，ki為結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)第i加載級(jí)后的剛度，f0為結(jié)構(gòu)初始1階自振頻率，fi為結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)第i加載級(jí)后的1階自振頻率。結(jié)構(gòu)剛度退化系數(shù)ηi–峰值加速度（PGA）關(guān)系曲線如圖11所示。

圖11 剛度退化Fig. 11 Stiffness degradation

分析圖11可知：1）當(dāng)PGA≤0.30g時(shí)，結(jié)構(gòu)剛度退化速度較快，這個(gè)階段復(fù)合墻板與框架梁柱的相對(duì)滑移對(duì)剛度影響顯著；2）當(dāng)0.30g0.30g后，X方向剛度退化系數(shù)均低于Y方向剛度退化系數(shù)，這是因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)X方向墻板設(shè)置了門洞口，其對(duì)墻體抗側(cè)剛度退化比設(shè)置窗洞口墻板的Y方向快。

2.2.3 阻尼比

結(jié)構(gòu)阻尼比ξi可通過(guò)半功率帶寬法在幅頻圖上進(jìn)行求解[24]，本試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的阻尼比變化趨勢(shì)如圖12所示。

分析圖12可知：1）結(jié)構(gòu)X、Y方向1階振型初始阻尼比分別為7.0%和7.6%，Y方向阻尼比稍高于X方向，結(jié)構(gòu)X、Y方向的最終阻尼比分別為10.5%和9.7%；2）當(dāng)PGA≤0.30g時(shí)，結(jié)構(gòu)1階振型阻尼比變化不明顯，此時(shí)復(fù)合墻板損傷較輕；3）當(dāng)0.30g0.70g后，結(jié)構(gòu)阻尼比出現(xiàn)下降趨勢(shì)，這是因?yàn)閴Π迤茐募觿『?，局部砂漿面層剝落，局部鋼絲網(wǎng)鋼絲拉斷，墻板與框架的摩擦耗能作用有所減弱。

圖12 結(jié)構(gòu)阻尼比變化規(guī)律Fig. 12 Trend of damping ratio

2.2.4 加速度放大系數(shù)

加速度放大系數(shù)αp是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)特征的重要指標(biāo)[25]。結(jié)構(gòu)樓層2.70、5.40 m和屋頂6.60 m高度最大加速度幅值與臺(tái)面（±0.00 m）輸入的最大加速度幅值的比值即為加速度放大系數(shù)。不同方向、不同地震波作用下的結(jié)構(gòu)加速度放大系數(shù)如圖13所示。

圖13 加速度放大系數(shù)Fig. 13 Acceleration amplification factor

分析圖13可知：1）結(jié)構(gòu)在EL–centro波激振下的加速度放大系數(shù)高于相同PGA下的Taft波及人工波的加速度放大系數(shù)。2）加速度放大系數(shù)隨結(jié)構(gòu)高度的增加呈增大趨勢(shì)，且在結(jié)構(gòu)頂部出現(xiàn)了“鞭梢效應(yīng)”；部分工況下，結(jié)構(gòu)第2層樓板（+5.40 m）的加速度放大系數(shù)小于第1層樓板（+2.70 m）的加速度放大系數(shù)，這與輕鋼框架與復(fù)合墻體的“包裹咬合”構(gòu)造在激振過(guò)程中消能減震作用有關(guān)。3）加速度放大系數(shù)隨加速度峰值PGA的增加總體呈降低趨勢(shì)，說(shuō)明隨結(jié)構(gòu)累積損傷發(fā)展其阻尼比增大、耗能增加。

2.2.5 位移響應(yīng)

層間位移角是評(píng)估結(jié)構(gòu)變形能力和位移響應(yīng)的重要指標(biāo)。EL–centor波、Taft波及人工波作用下，結(jié)構(gòu)層間位移角見(jiàn)表8，結(jié)構(gòu)層間位移角與輸入地震加速度峰值（PGA）的關(guān)系曲線如圖14所示。由表8和圖14可知：1）隨峰值加速度（PGA）的提高，結(jié)構(gòu)第1層與第2層層間位移角增大；相同PGA輸入情況下，結(jié)構(gòu)第2層層間位移角小于第1層層間位移角，因此結(jié)構(gòu)在地震作用下以剪切變形為主。2）當(dāng)PGA≤0.62g，結(jié)構(gòu)X方向與Y方向位移角增長(zhǎng)趨勢(shì)相同；當(dāng)PGA>0.62g時(shí)，第1層X(jué)方向較Y方向的位移角增大速度快，說(shuō)明結(jié)構(gòu)X方向損傷較為顯著。3）層間位移角隨著PGA的增大可分為快速增長(zhǎng)階段（PGA為0.07g～0.62g）、緩慢增長(zhǎng)階段（PGA為0.70g～0.90g）、再次快速增長(zhǎng)階段（PGA為1.00g～1.50g），這與墻體損傷過(guò)程基本一致。

圖14 結(jié)構(gòu)層間位移角Fig. 14 Story drift angle of the specimen

表8 結(jié)構(gòu)最大層間位移角Tab. 8 Most story drift angle

結(jié)構(gòu)在7度基本、8度基本地震烈度下，最大層間位移角分別為1/1 202、1/361，小于輕鋼組合框架結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值（1/300），滿足結(jié)構(gòu)在8度設(shè)防情況下“小震不壞，中震可修”的抗震設(shè)防目標(biāo)，基本符合“中震不壞”的性能要求；結(jié)構(gòu)在8度罕遇、9度罕遇地震動(dòng)作用下，其最大層間位移角分別為1/89、1/51，滿足輕鋼組合框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值（1/50），結(jié)構(gòu)滿足了9度“大震不倒”的抗震防目標(biāo)；結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下（PGA=1.50g），其最大層間位移角達(dá)到1/19，輕鋼框架仍未出現(xiàn)明顯損傷。

2.2.6 結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)角

結(jié)構(gòu)在不同加載級(jí)下的最大扭轉(zhuǎn)角見(jiàn)表9。分析表9可知：1）當(dāng)?shù)卣鸩ǚ逯导铀俣龋≒GA）處于0.07g～0.62g時(shí)，以Y方向?yàn)橹饕ふ穹较虻慕Y(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)角大于X為主要激振方向的結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)角，結(jié)構(gòu)最大扭轉(zhuǎn)角多出現(xiàn)在Taft波激振的工況中；當(dāng)PGA處于0.70g～1.50g時(shí)，結(jié)構(gòu)在X為主要激振方向的結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)角大于Y向?yàn)橹饕ふ穹较虻慕Y(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)角。2）當(dāng)PGA超過(guò)0.40g時(shí)結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)響應(yīng)迅速增大，結(jié)構(gòu)X、Y方向最大扭轉(zhuǎn)角差值增大，這主要是因?yàn)閴w裂縫的開(kāi)展及墻體與輕鋼框架的相對(duì)滑移，同時(shí)門洞處裂縫發(fā)展快于窗洞處裂縫發(fā)展，從而造成結(jié)構(gòu)平面剛度分布不均，加大了結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。

表9 結(jié)構(gòu)在各工況下的扭轉(zhuǎn)角Tab. 9 Structural torsional angle

2.2.7 應(yīng)變分析

圖7與表5中測(cè)點(diǎn)的布置可見(jiàn)，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)分布在西南、西北及東北角柱上，以記錄鋼管混凝土柱不同高度及不同主震方向的應(yīng)變變化規(guī)律。經(jīng)統(tǒng)計(jì)，各加載級(jí)中EL–centor波激振時(shí)各應(yīng)變片的應(yīng)變均大于同加載級(jí)下的Taft波與人工波，故應(yīng)變特征分析以EL–centor波激振時(shí)所收集的應(yīng)變?yōu)橹鳌?/p>

西北角柱不同高度應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的最大拉、壓應(yīng)變包絡(luò)線如圖15所示。由圖15可知：鋼管混凝土柱各標(biāo)高處的應(yīng)變大小排序?yàn)椋酣C100 mm（柱腳）>+2 700 mm（第2層樓板梁柱節(jié)點(diǎn)）>+1 350 mm（第1層柱高度中部）>+5 400 mm（頂部梁柱節(jié)點(diǎn)）。鋼管混凝土柱的損傷主要集中于柱腳的梁柱節(jié)點(diǎn)處，此處所承擔(dān)的地震彎矩與剪力最大。鋼管混凝土柱的應(yīng)變隨PGA的增大而增大，柱腳處應(yīng)變的增大速度較快。

圖15 西北角柱不同標(biāo)高位置拉壓應(yīng)變包絡(luò)線Fig. 15 Strain of northwest corner column at different heights

西北角柱X、Y方向鋼管壁拉壓應(yīng)變包絡(luò)線如圖16所示，結(jié)構(gòu)X方向的應(yīng)變?yōu)閷?shí)線，Y方向的應(yīng)變?yōu)樘摼€。由圖16可見(jiàn)：鋼管混凝土柱X、Y方向的應(yīng)變均隨PGA的增大而增大；相同高度處X向應(yīng)變值均大于Y向應(yīng)變值，這說(shuō)明鋼管混凝土柱受到以X向?yàn)橹髡鸱较虻膿p傷更加顯著。

圖16 西北角柱不同方向鋼管壁應(yīng)變Fig. 16 Strain of northwest corner column in different directions

西北角柱、東北角柱及西南角柱柱腳梁柱節(jié)點(diǎn)處鋼管壁應(yīng)變發(fā)展趨勢(shì)如圖17所示。由圖17可見(jiàn)：3個(gè)方位的柱腳應(yīng)變均隨PGA的增大而增大，西北角柱與西南柱腳的應(yīng)變提高速度明顯快于東北角柱；當(dāng)PGA>0.62g時(shí)，西北角柱應(yīng)變的提高趨勢(shì)更加明顯。表明，由于結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，西北角柱處于更為復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)，故其損傷較為嚴(yán)重。

圖17 不同位置柱腳應(yīng)變包絡(luò)線Fig. 17 Comparison of strains of different columns

3 結(jié) 論

1）裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)在地震作用下的損傷過(guò)程主要經(jīng)歷了墻體開(kāi)裂、墻體與框架間滑移、底部角部墻體嚴(yán)重破壞3個(gè)階段。墻板單元與輕鋼框架“包裹咬合”連接構(gòu)造，既可保證二者共同工作，又可適應(yīng)輕鋼框架較大層剪變形，還具備大震下墻板與框架摩擦消能減震效果。

2）鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復(fù)合墻板對(duì)結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的貢獻(xiàn)顯著；墻板開(kāi)洞對(duì)結(jié)構(gòu)剛度退化影響明顯；結(jié)構(gòu)阻尼比隨結(jié)構(gòu)的累積損傷發(fā)展而增大；隨地震動(dòng)加速度峰值（PGA）的提高，結(jié)構(gòu)第2層樓板上表面加速度放大系數(shù)小于第1層基礎(chǔ)梁處的加速度放大系數(shù)，說(shuō)明復(fù)合墻板具備一定減震作用。

3）在7度基本、8度基本地震烈度下，結(jié)構(gòu)最大層間位移角分別為1/1 202、1/361，小于輕鋼組合框架結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值（1/300）；在8度罕遇、9度罕遇地震作用下，最大層間位移角分別為1/89、1/51，小于輕鋼組合框架結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值（1/50）。結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能。