裝配式輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻抗震性能試驗研究

邊瑾靚,曹萬林,武爭艷

(1. 天津城建大學 天津市土木建筑結構防護與加固重點實驗室,天津 300384; 2.北京工業大學 城市建設學部,北京100124;3. 中建六局建設發展有限公司,天津 300450)

0 引言

尾砂微晶發泡板是將尾砂配料后,在特定熱工藝條件下晶化、發泡以及燒結成型的無機發泡板體,具有高強、輕質、耐火、保溫和裝飾等特點[1],見圖1(a)。國內外學者針對該類材料的制備進行了相關研究[2-4],FRANCIS等[5]研究了制備溫度、反應時間和發泡劑用量等因素對微晶泡沫玻璃密度、吸水率等性能的影響。研究表明:微晶泡沫玻璃最大吸水率為71.34%,最小密度為0.61 g/cm3;ZHANG等[6]將粉煤灰和頁巖灰渣作為原料制備微晶玻璃。研究了兩種材料不同配比和燒結溫度等因素對微晶玻璃的晶相組成、顯微結構、力學性能等特性的影響;DING等[7]采用不同摻量發泡劑分別在750℃、850℃和950℃條件下使用凝膠法制備微晶泡沫玻璃。研究表明:發泡劑影響了材料的孔隙率、微觀結構以及力學強度;涂欣[8]對泡沫玻璃和微晶泡沫玻璃的材料性能進行了研究,試驗發現廢玻璃與硼泥最佳配比為8∶2,MnO2最佳摻量為6%;馮宗玉等[9]利用油頁巖渣,通過燒結法制備微晶泡沫玻璃,給出了材料制備所需的化學成分和溫度。

圖1 輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻結構Fig. 1 Cold-formed steel-tailings microcrystal foamed plate composite wall structure

綜上所述,國內外學者對微晶發泡板材料的制備進行了較為廣泛的研究,而針對該材料的應用研究較少。將尾砂微晶發泡板作為建筑外墻材料時,可實現綠色、保溫和裝飾一體化墻體,具有廣闊的應用前景。尾砂微晶發泡板自身具有脆性的特征,課題組將鋼筋、輕鋼龍骨與微晶發泡板進行組合,用以提高板材的受力性能,提出了輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻(簡稱“輕鋼-發泡板組合墻”)。輕鋼-發泡板組合墻主要受力構件為輕鋼龍骨,與上下圈梁進行連接后,可實現快速裝配施工,形成輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻結構體系。輕鋼-發泡板組合墻具有圍護、保溫、裝飾和隔音等功能,組合墻和樣板房如圖1(b)和圖1(c)所示。為研究輕鋼-發泡板組合墻的抗震性能,對組合墻體進行了低周反復荷載試驗并進行有限元模擬建模,為其工程應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

為研究不同微晶發泡板強度、不同截面構造和不同微晶發泡板構造對組合墻抗震性能的影響,共設計了4個足尺組合墻試件。試件設計參數包括:1)不同微晶發泡板強度。分別設計了發泡板強度為A5和A10兩種不同材料強度的EW5和EW10試件。2)不同截面構造。將粉煤灰砌塊作為填充物嵌入兩個輕鋼龍骨之間,形成EW5-F試件。采用砂漿將粉煤灰砌塊與微晶發泡板進行黏結,形成輕鋼龍骨、微晶發泡板和粉煤灰砌塊共同工作的組合墻體,目的旨在增加組合墻保溫性能的同時提高組合墻的抗震性能。3)不同微晶發泡板構造。設計拼板試件EW5-F-P,拼板是指尾砂微晶發泡板由多塊小尺寸發泡板拼接而成。試件EW5-F-P采用3塊250 mm ×1 200 mm×700 mm和一塊250 mm ×1 200 mm×600 mm尾砂微晶發泡板組成,如圖2(a)所示。拼板相對于整板更加適用于工業化生產,能根據不同需求拼接成所需尺寸的板材。

圖2 構件尺寸及截面圖Fig. 2 Dimension and section of specimen

4個試件尺寸均設計為250 mm ×1 200 mm×2 700 mm,龍骨厚度均為2.5 mm,鋼筋直徑均為 5 mm。試件詳細設計參數見表1,試件編號規則示例如下:EW(擬靜力試驗組合墻)5(微晶發泡板出廠設計強度)-F(填充粉煤灰砌塊)-P(拼板)。

表1 試件設計參數Table 1 Details of specimens

試件詳細尺寸如圖2所示。圖2(a):LG代表輕鋼龍骨,HJ代表橫向鋼筋,ZJ代表縱向鋼筋。圖2(b)為組合墻截面圖,微晶發泡板厚度為100 mm,龍骨截面高度為200 mm,龍骨嵌入微晶發泡板50 mm,外露截面高度為150 mm。輕鋼-發泡板組合墻制作過程為[10]:1)將微晶發泡板進行開槽,包括龍骨槽(50 mm),橫向鋼筋槽(30 mm),縱向鋼筋槽(35 mm)。2)將縱向鋼筋與輕鋼龍骨嵌入微晶發泡板,再將橫向鋼筋嵌入微晶發泡板,并穿過輕鋼龍骨上預留的圓孔。3)將板上凹槽使用砂漿進行灌漿,形成鋼筋、輕鋼龍骨與尾砂微晶發泡板共同工作的連接構造。實測微晶發泡板和粉煤灰砌塊力學性能見表2[11],鋼材力學性能見表3。

表2 尾砂微晶發泡板及粉煤灰砌塊的力學性能Table 2 Mechanical properties of TMFG slab and fly ash block

表3 實測鋼材的力學性能Table 3 Mechanical properties of steel

1.2 加載裝置和測試方案

輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻結構中,墻體通過輕鋼龍骨與上下圈梁進行裝配安裝,微晶發泡板與上下圈梁預留有4 mm裝配縫,豎向荷載通過輕鋼龍骨進行傳遞。為模擬組合墻實際受力狀態,試驗將豎向荷載通過加載梁施加于輕鋼龍骨上。加載梁為鋼板焊接而成的箱體,在龍骨位置掏洞并焊接略大于龍骨截面尺寸的小箱體。通過對龍骨長度進行設計,加載梁可避免與微晶發泡板接觸,將試驗荷載作用于輕鋼龍骨上。豎向千斤頂安裝在反力架上,并對輕鋼-發泡板組合墻龍骨施加120 kN豎向荷載并保持恒定。在反力墻上安裝水平推拉千斤頂并作用在加載梁中心處,用于水平往復荷載的施加。豎向千斤頂和水平推拉千斤頂均設置力傳感器,用以記錄試驗荷載。組合墻下部龍骨跟基礎梁進行螺栓連接,并通過緊固裝置將基礎梁固定,使基礎梁在試驗中不出現滑移和傾覆。設置水平側向限位裝置,以防止試件出現平面外失穩,加載裝置如圖3所示。

圖3 加載裝置Fig. 3 Test device

參考《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T101—2015)[12],采用荷載-變形加載制度,如圖4所示。試件加載屈服前,采用荷載控制并分級加載。試件屈服后采用變形控制,變形值取試件屈服最大位移值,并以該位移值的倍數為級差進行控制加載。尾砂微晶發泡材料強度較低,為觀察組合墻大變形時破壞形態,每級荷載往復加載一次,防止尾砂微晶發泡板組合墻過早出現疲勞破壞。

圖4 加載制度 圖5 加載裝置及位移計布置圖Fig. 4 Loading protocol Fig. 5 Arrangement of displacement meters

1.3 測點布置

1)位移計布置

共布置5個位移計用于記錄試件位移變化(D1～D5)。在加載梁中部布置位移計D1,用于記錄試件水平加載位移變化;基礎梁垂直方向布置D2和D3位移計,用于記錄基礎梁的豎向位移變化;基礎梁水平方向布置位移計D4,用于記錄基礎梁在加載過程中的滑動;在尾砂微晶發泡板中部布置位移計D5,用于記錄試件平面外變形,試件位移計布置如圖5所示。

2)應變片布置

應變片主要布置于輕鋼龍骨和縱向鋼筋上,龍骨上共布置12個應變片,如圖6(a)所示。組合墻縱向鋼筋共布置11個應變片(Z1～Z11),橫向鋼筋上布置3個應變片(H1～H3),鋼筋應變布置如圖6(b)所示。后文中輕鋼龍骨選取柱腳應變片G1、G2和G3進行分析;縱向鋼筋應變片選取Z1、Z2和Z3進行分析;橫向鋼筋應變片選取H1和H2進行分析。

圖6 試件應變測點Fig. 6 Arrangement of strain gauges

2 試驗現象及破壞形態

試件EW5加載初期無明顯現象。當水平荷載加載到25 kN時,微晶發泡板出現輕微響聲。隨著荷載的增加,微晶發泡板響聲逐漸明顯。當加載到35 kN時,微晶發泡板底部在龍骨嵌入處出現裂縫,如圖7(a)所示。隨著水平荷載的增加,龍骨嵌入處裂縫逐漸開展,如圖7(b)所示。當達到峰值荷載時,微晶發泡板出現豎向通縫,微晶發泡板與龍骨出現剝離,如圖7(c)和圖7(d)所示。

圖7 EW5試件破壞現象Fig. 7 Failure characteristics of the EW5

試件EW10加載初期無明顯損傷現象。當水平荷載為30 kN時,微晶發泡板出現輕微的響聲。當水平荷載為40 kN時,微晶發泡板底部龍骨嵌入處出現裂縫,如圖8(a)所示。隨著水平荷載的增加,微晶發泡板破壞聲響逐漸增大,嵌入處裂縫逐漸開展,如圖8(b)所示。當水平荷載到達峰值荷載時,微晶發泡板兩側龍骨嵌入處墻體開裂貫通,輕鋼龍骨與微晶發泡板出現剝離,試件承載力下降,如圖8(c)和圖8(d)所示。試件EW10破壞過程與EW5相似,但是由于微晶發泡板強度的提高,開裂荷載高于EW5。

圖8 EW10試件破壞現象Fig. 8 Failure characteristics of the EW10

試件EW5-F加載初期無明顯的損傷現象。當水平荷載為25 kN時,微晶發泡板出現輕微的響聲。隨著水平荷載的增加,微晶發泡板損傷聲響逐漸增大。當水平荷載為50 kN時,微晶發泡板上部龍骨嵌入處出現裂縫,如圖9(a)所示。當水平荷載為80 kN時,微晶發泡板逐漸由上向下出現剪切斜裂縫,如圖9(b)所示。隨著荷載的增加,斜裂縫逐漸開展。當達到峰值荷載時,試件出現剪切裂縫破壞,試件承載力下降,如圖9(c)和圖9(d)所示。

圖9 EW5-F試件破壞現象Fig. 9 Failure characteristics of the EW5-F

試件EW5-F-P加載初期無明顯損傷現象。當水平荷載為15 kN時,微晶發泡板出現輕微的響聲。當水平荷載為25 kN時,微晶發泡板上部龍骨嵌入處出現裂縫,如圖10(a)所示。隨著荷載增加,裂縫向下發展。當水平荷載為45 kN時,裂縫由豎向裂縫向斜裂縫發展,如圖10(b)所示。隨著水平荷載的增加,豎向裂縫繼續向下發展,剪切斜裂縫也逐漸增多。當達到峰值荷載時,微晶發泡板在龍骨嵌入處出現貫通豎向裂縫,試件承載力下降,如圖10(c)和圖10(d)所示。

圖10 EW5-F-P試件破壞現象Fig. 10 Failure characteristics of the EW5-F-P

3 試驗結果及分析

3.1 荷載-位移曲線

實測4個輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻試件的“荷載F-水平位移Δ”滯回曲線和骨架曲線如圖11所示。圖中:F為水平荷載,Δ為水平位移,θ為位移角,加載點距離基礎高度為2 810 mm。

圖11 滯回曲線和骨架曲線Fig. 11 Hysteretic and skeleton curve of specimens

由圖11可知:當尾砂微晶發泡板強度提高時,對輕鋼龍骨的約束作用增強,有益于組合墻承載力以及滯回性能。EW10滯回曲線較EW5滯回曲線飽滿。

當尾砂微晶發泡板附加粉煤灰砌塊后,粉煤灰砌塊、尾砂微晶發泡板和輕鋼龍骨協同工作性能較好,粉煤灰砌塊增加了對輕鋼龍骨的約束,顯著提升了組合墻的試件承載力,滯回曲線較為飽滿。EW5-F試件破壞現象由尾砂微晶發泡板豎向開裂破壞轉變為剪切斜裂縫破壞。

當尾砂微晶發泡板采用拼板時,試件EW5-F-P的尾砂微晶發泡板整體性較差,受力后各拼板在輕鋼龍骨嵌入處逐漸受力破壞,破壞處粉煤灰與尾砂微晶發泡板協同工作性能減弱,試件滯回曲線捏攏現象較其他試件明顯。試件出現豎向裂縫,并最終破壞由豎向裂縫控制,承載力遠低于整板試件(EW5-F),可見尾砂微晶發泡板整體性對于組合墻抗震性能影響較大。

3.2 承載力

將試驗承載力特征值進行分析,包括試件屈服荷載Fy;屈服位移角θy;極限荷載Fu;極限位移角θu;破壞荷載Fd;破壞位移角θd,見表4。試件屈服荷載Fy采用能量等值法進行計算[13],計算方法如圖12所示。當面積SOAB=SACD時,C點垂線與骨架曲線相交點為屈服荷載。表4中:μ為試件延性系數,計算公式如式(1)所示。

表4 試驗特征荷載Table 4 Measured characteristic values of test

圖12 名義屈服位移計算示意

(1)

式中:+Δd為正向破壞荷載所對應的破壞位移, -Δd為負向破壞荷載所對應的破壞位移,+Δy為正向屈服荷載所對應的屈服位移,-Δy為負向屈服荷載所對應的屈服位移。

由表4可知:尾砂微晶發泡板強度的提升,提高了組合墻承載力,極限荷載提高約為24.22%。當組合墻附加粉煤灰砌塊后,組合墻承載力提高較為顯著,EW5-F的極限荷載較EW5試件提高約為165.14%,但試件延性系數小于EW5。尾砂微晶發泡板采用拼板時,由于微晶發泡板整體性減弱,對輕鋼龍骨約束能力減弱,組合墻承載力降低,EW5-F-P的極限承載力較EW5試件下降29.02%。

3.3 剛度退化

采用平均割線剛度對試件剛度退化進行分析,如圖13所示。平均割線剛度計算公式如式(2)所示。

圖13 剛度退化

(2)

EW5、EW10、EW5-F以及EW5-F-P初始剛度分別為11.69 kN/mm、21.80 kN/mm、31.92 kN/mm及3.22 kN/mm。尾砂微晶發泡板強度的增大可以提高試件的初始剛度,減緩其剛度退化。當組合墻輕鋼龍骨間填充粉煤灰砌塊后,試件初始剛度得到明顯提升,剛度退化得到較大改善,其初始剛度分別為EW5、EW10和EW5-F-P的2.73、1.46以及9.91倍。拼縫影響尾砂微晶發泡板整體性,減弱了尾砂微晶發泡對輕鋼龍骨的約束能力,降低了組合墻的初始剛度。

3.4 耗能

采用等效黏滯阻尼系數he和累計耗能值Ep對試驗試件耗能能力進行分析。等效黏滯阻尼系數he計算公式如式(3)和圖14所示,對試件極限荷載點時的等效黏滯阻尼系數he進行對比分析。累計耗能值Ep是由每一循環滯回環的包絡面積進行疊加計算,對試件最終累計耗能進行計算并繪制Ep隨位移角的變化曲線,見圖15。各試件等效黏滯阻尼系數he和累計耗能值Ep的對比分析見表5。表5中he相對值和Et相對值分別是其他試件與EW5試件的比值。

表5 耗能分析Table 5 Energy dissipation analysis

圖14 等效黏滯阻尼系數計算方法

圖15 Ep - θ曲線

(3)

由表5和圖15可知:EW5、EW10、EW5-F以及EW5-F-P最終累計耗能分別為12.79 kN·m、44.09 kN·m、58.37 kN·m和9.42 kN·m,等效黏滯阻尼系數分別為0.245、0.284、0.185和0.160。尾砂微晶發泡板強度的提高,增加了板體對輕鋼龍骨的約束作用,提高了組合墻的抗震耗能能力,EW10試件累計耗能約為EW5試件的3.45倍,等效黏滯阻尼系數為EW5的1.16倍。當組合墻附加粉煤灰砌塊后,尾砂微晶發泡板、輕鋼龍骨和粉煤灰砌塊協同工作較好,顯著提高了組合墻的耗能能力,EW5-F耗能能力約為EW5試件的4.56倍。但附加粉煤灰砌塊后,組合墻破壞形態轉變,峰值荷載時EW5-F的等效黏滯阻尼系數約為EW5試件的0.76倍。EW5-F-P試件雖然附加了粉煤灰砌塊,但尾砂微晶發泡板采用拼板組成,整體性能差,對輕鋼龍骨約束效果差,耗能能力低于整板試件,累計耗能值約為EW5的0.74倍,等效黏滯阻尼系數約為0.65倍。

3.5 應變分析

采用應變加載歷程曲線,對組合墻中輕鋼龍骨以及鋼筋受力狀態進行分析,輕鋼龍骨主要對柱腳應變G1、G2和G3進行分析。縱向鋼筋對Z1、Z2和Z3進行分析,橫向鋼筋對H1和H2進行分析,應變片分布位置如圖6所示,試件輕鋼龍骨以及鋼筋應變分析如圖16(a)-圖16(h)所示,圖中縱軸為試件應變值,橫軸為試件加載級,紅色虛線分別為鋼筋與輕鋼龍骨屈服應變值。

圖16 應變分析Fig. 16 Strain analysis of specimens

由圖16可知:輕鋼龍骨作為主要受力構件,EW5、EW10、EW5-F以及EW5-F-P的柱腳應變G1、G2和G3均達到了屈服應變。EW5-F-P試件為拼板試件,由于微晶發泡板整體性不好,拼板逐一出現破壞并退出工作,組合墻試件應力進行重分配,因此EW5-F-P輕鋼龍骨應變相較于其他試件,存在應力突變現象。

EW5和EW10試件輕鋼龍骨嵌入處微晶發泡板出現破壞后,微晶發泡板外側縱筋Z1由于應力重分配,應變存在突變并均較快達到了屈服應變。EW5試件輕鋼龍骨間未形成剪切斜裂縫,因此中部縱向鋼筋受力較小,Z2和Z3并未達到屈服應變。EW10試件提高了尾砂微晶發泡板的強度,板材參與受力程度高于EW5試件,Z2在加載后期接近屈服應變,Z3未達到屈服應變。EW5和EW10試件破壞均為豎向裂縫貫通破壞,橫向鋼筋參與受力較小,因此H1和H2均未達到屈服應變。

EW5-F試件輕鋼龍骨間填充了粉煤灰砌塊,增強了對輕鋼龍骨的約束,其主要破壞形式為剪切斜裂縫破壞,輕鋼龍骨之間鋼筋參與受力較為充分,Z2、Z3、H1和H2加載后期均達到了屈服狀態。由于剪切破壞為脆性破壞,微晶發泡板較快退出工作,橫向鋼筋H1和H2應變在加載后期存在突變現象。EW5-F-P試件破壞時主要以豎向裂縫破壞為主,外側底部縱筋Z1加載后期達到屈服狀態。由于試件填充了粉煤灰砌塊,加載過程中出現剪切斜裂縫,輕鋼龍骨間鋼筋參與受力,Z2、H1和H2達到屈服應變。

4 數值模擬

運用abaqus有限元軟件對輕鋼-發泡板組合墻進行數值模擬,為組合墻建模、彈塑性分析和工程應用提供參考。有限元模型采用推覆分析,由于拼板試件EW5-F-P不利于組合墻抗震,有限元分析中不包括EW5-F-P試件。

4.1 單元選取和網格劃分

有限元模型中尾砂微晶發泡板以及粉煤灰砌塊選用C3D8R實體單元建模;輕鋼龍骨采用S4R殼單元建立,并參照實際模型進行開孔;鋼筋選用T3D2三維桁架單元進行建立。輕鋼-發泡板組合墻各部件網格劃分如圖17所示。

圖17 部件網格劃分Fig. 17 Mesh generation

4.2 材料本構模型

(1)尾砂微晶發泡板材料本構關系

基于尾砂微晶發泡板受壓應力-應變關系以及三折線模型[11],對有限元模型中尾砂微晶發泡板受壓材料屬性進行設置,尾砂微晶發泡板材料受壓本構模型如圖18(a)所示。

圖18 材料本構關系Fig. 18 Material constitutive model

尾砂微晶發泡板材料受拉強度較低,破壞呈脆性性質,軸心抗拉強度較難通過試驗得到。尾砂微晶發泡板材料受拉破壞特性與混凝土和砌塊等脆性材料破壞特性相近,本文參考鄭妮娜[14]提出的修正模型,并根據尾砂微晶發泡板材料劈裂抗拉強度對模型進行修改,模型公式如式(4)所示,材料本構模型如圖18(b)所示。

(4)

式中:σ為受拉應力值,ε為受拉應變值,fts為尾砂微晶泡沫玻璃劈裂抗拉強度,εts為fts對應的應變。

2)粉煤灰砌塊材料本構關系

粉煤灰砌塊材料受壓本構模型采用楊衛忠[15]砌體受壓本構模型,材料本構模型如圖18(c)所示。該模型應力-應變關系表達式如式(5)所示。

(5)

式中:η取1.633,σ為應力值,ε為應變值,fm為砌體軸心受壓強度,εm為fm對應的應變。

粉煤灰砌塊材料受拉本構模型采用鄭妮娜提出的修正模型,該本構模型表達公式如式(6)所示,材料本構模型如圖18(b)所示。

(6)

3)鋼材材料本構關系

鋼材本構模型采用二折線的彈性強化模型,如圖18(d)所示,彈性強化模型中E′s=0.01Es[16]。

4.3 邊界條件、加載方式和相互作用

在初始分析步中,將基礎施加完全固定的邊界條件,如圖19所示。第一個分析步用于施加豎向荷載,將豎向荷載 120 kN 施加于加載梁豎向控制點RP-1;第二個分析步用于施加水平荷載,加載梁水平控制點RP-2采用位移控制。

圖19 有限元模型Fig. 19 Finite element model

輕鋼龍骨與尾砂微晶發泡板之間通過內置進行相互作用。鋼筋內置于尾砂微晶發泡板中并與輕鋼龍骨進行綁定約束。粉煤灰砌塊與尾砂微晶發泡板進行綁定約束。加載梁、基礎和尾砂微晶發泡板之間存在裝配縫,尾砂微晶發泡板上、下面與加載梁和基礎的相互作用采用接觸進行模擬,接觸定義為表面接觸,法向行為采用硬接觸,切向行為的摩擦公式采用罰函數,摩擦系數設置為0.2。

4.4 有限元模擬結果

將有限元模擬所得水平荷載(F)-位移(Δ)曲線與試驗曲線進行比較,如圖20所示。模擬結果與試驗結果的比較見表6,表中:Np為試驗峰值荷載,NF為模擬峰值荷載。

表6 數值模擬結果與試驗結果對比Table 6 Comparisons between numerical simulation results and experimental results

圖20 荷載-位移曲線比較 Fig. 20 Comparison of load-displacement curves

由圖20和表6可以看出:有限元軟件模擬結果與試件結果吻合較好,模擬峰值荷載誤差介于2.22%～7.76%,平均誤差為4.99%,驗證了建模的合理性,文中建模方式可用于輕鋼-發泡板組合墻推覆分析。

5 結論

輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻是集裝配、綠色、保溫和裝飾一體化高性能外墻,結構體系受力明確,施工便捷,具有較為廣闊的市場前景。對不同參數輕鋼-發泡板組合墻進行了低周反復荷載試驗,研究其抗震性能,主要結論如下:

1)輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻中輕鋼龍骨、鋼筋和尾砂微晶發泡板具有良好的共同工作性能,輕鋼龍骨與尾砂微晶發泡板相互作用,破壞發生在輕鋼龍骨嵌入微晶發泡板的豎向縫槽位置。尾砂微晶發泡板強度的提升,增強了對輕鋼龍骨的約束作用,提高了組合墻承載力、剛度以及耗能能力。EW10的極限荷載、初始剛度以及累計耗能分別是EW5試件的1.24倍、1.86倍以及3.45倍。

2)在龍骨間填充粉煤灰砌塊后,粉煤灰砌塊增強了對龍骨的約束作用,破壞形態由豎向貫通裂縫破壞轉變為剪切斜裂縫破壞。組合墻填充粉煤灰砌塊后,粉煤灰砌塊、輕鋼龍骨和尾砂微晶發泡板協同工作,增強了對輕鋼龍骨的約束作用,顯著提高了試件承載力、剛度以及耗能能力。EW5-F的極限荷載、初始剛度以及累計耗能分別是EW5試件的2.65倍、2.73倍以及4.56倍。

3)當尾砂微晶發泡板采用拼板時,微晶發泡板整體性較差,對輕鋼龍骨約束能力減弱,組合墻承載力、剛度以及耗能能力均較其他試件減弱。EW5-F-P的極限荷載、初始剛度以及累計耗能分別是EW5試件的0.71倍、0.26倍以及0.74倍。拼板構造形式不利于組合墻的抗震性能,當組合墻作為受力構件參與抗震設計時,不宜采用拼板的構造形式。

4)有限元數模擬荷載-位移曲線與試驗曲線吻合較好,平均誤差為4.99%,文中有限元建模方式可用于輕鋼-尾砂微晶發泡板組合墻推覆分析。