新型高強硅酸鹽墻板鋼框架抗震性能

謝國慶，王密，孔德文

(1.貴州大學 土木工程學院，貴州 貴陽 550025；2.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410083)

隨著我國建筑工業化的推進和社會經濟發展需求的增長，鋼結構由于其施工便捷、自重輕的優點得到了廣泛應用[1-2].在結構設計中，填充墻僅被當作非結構構件，不參與抗震計算，僅考慮作為梁上線荷載[3-4].實際上，填充墻與鋼框架間通過有效方式連接，能夠參與結構抗震[5].Zhang等[6-8]的研究表明，填充墻對結構的承載能力和側向剛度有一定程度上的提高.

新型高強硅酸鹽墻板由貴州省盤江煤電建設工程有限公司用粉煤灰、水泥、紙纖維等經真空擠壓、蒸壓養護制作而成，具有輕質、高強的優點[9].將粉煤灰應用在建筑材料上的研究有很多[10-14]，大多集中在物理力學性能的研究上，將粉煤灰摻入到預制墻板的研究很少，國內外學者對在地震荷載作用下的墻體-鋼框架結構進行大量的研究.Li等[15]提出鋼木混合結構的綜合抗震性能評估系統.Wang等[16-17]對采用ALC墻板的鋼框架結構進行多次抗震性能試驗.Ishida等[18]對帶有輕鋼隔墻和蒸壓輕質混凝土墻的足尺鋼抗彎框架進行循環荷載試驗，評估結構的抗震性能.Cao等[19-20]分別對單層單跨足尺鋼框架結構進行抗震性能試驗.Bai等[21]提出鋼框架墻板構件的內力分布規律.以上文獻主要集中在研究不同形式下鋼框架結構的抗震性能，而對新型高強硅酸鹽墻板鋼框架結構的研究則罕見報道.

為了完成新型高強硅酸鹽墻板鋼框架結構體系在貴州盤江煤電多種經營開發有限公司辦公樓項目中的應用與示范，開展1榀空鋼框架和1榀內嵌新型高強硅酸鹽墻板鋼框架結構的擬靜力試驗，研究鋼框架結構的抗震性能、墻體破壞特征.通過有限元軟件對結構進行參數化分析，為新型高強硅酸鹽墻板的工程應用提供一定的參考依據.

1 試驗概況

1.1 試件設計

設計2榀足尺鋼框架結構，編號為KJ-1和KJ-2.KJ-1為空框架試件，KJ-2為內嵌新型高強硅酸鹽墻板鋼框架試件，墻板編號從左到右為板1～5.框架跨度為3 000 mm，層高為2 244 mm，兩框架的跨度和層高均相同，如圖1（a）所示.墻板尺寸為2 000 mm×600 mm×64 mm，與主體框架間用U型卡件柔性連接，墻板的詳細尺寸如圖1（b）所示.框架柱采用方形鋼管，橫截面尺寸為200 mm×200 mm×10 mm，梁采用H型鋼，橫截面尺寸為HM244 mm×175 mm×7 mm×11 mm.試件所用的鋼材均為Q235級鋼，梁柱節點用外隔板連接、栓焊固定.試件的制作流程如圖1（c）所示.板縫用砂漿抹平，墻板與框架間縫隙用GB-SR柔性填料填充，用于保護墻體與框架硬接觸破壞.為了便于在框架內安裝墻體，安裝時在墻板底部放置丙烯廢水管，便于墻體安裝.

1.2 材性試驗

試驗所用的新型高強硅酸鹽墻板質量配合比如下:m(水泥)∶m(粉煤灰)∶m(細砂)∶m(紙纖維) =23.76∶29.10∶47.10∶0.04.根據《建筑隔墻用輕質條板通用技術要求(JG/T 169-2016)》[22]，測得新型高強硅酸鹽墻板的抗壓強度為40 MPa，泊松比為0.2，彈性模量為11 000 MPa[9].為了測試鋼材的力學性能，根據規范GB/T 228.1—2010和GB/T 2975—2018[23-24]，對鋼框架梁、柱、連接板等重要部位取樣并進行拉伸試驗，共計12個試樣.試樣均從母材中切取，與試驗中的試件為同期加工鋼材.采用電子萬能拉伸試驗機進行拉伸試驗，變形由YSJ-100電子應變儀測量，計算得到屈服強度、極限強度、彈性模量和泊松比等重要參數.材性試驗裝置和結果分別如圖2和表1所示.表中，fy為屈服強度，fu為極限強度，Es為彈性模量，γ為泊松比.

表1 鋼材材性的試驗結果Tab.1 Test results of steel material property

圖2 鋼材材性試驗裝置Fig.2 Steel material property test device

1.3 加載裝置及加載制度

在貴州大學土木工程學院結構工程省級重點實驗室中開展試驗.由于試驗條件所致，僅在立柱頂端施加由美國MTS液壓伺服加載系統提供的水平低周往復荷載，該儀器最大行程為±250 mm.在鋼梁兩端放置連接板，用4根鋼棒連接.在關鍵位置布置位移傳感器和應變片，數據由JM3813多功能靜態應變片裝置采集，測點布置和加載裝置分別如圖3、4所示.

圖3 試件測點布置的示意圖Fig.3 Schematic diagrams of measuring points arrangement of specimen

圖4 試驗加載裝置Fig.4 Test loading device

根據《建筑抗震試驗方法規程》 （JGJ/T 101—2015）[25]，采用荷載-位移控制的方式加載.加載過程分為以下3個階段：1）預加載，檢測儀器是否正常工作；2）荷載控制，加載至試件屈服；3）位移控制，加載至試驗結束.具體的加載方式如下.

KJ-1.在荷載控制階段，初始荷載為20 kN，以20 kN為級差，每級循環一次加載，當荷載達到140 kN時，減少級差為10 kN，并以該級差加載至結構屈服.屈服后，采用位移控制加載，并以屈服位移的整數倍依次增加，每級循環3次，直至結構發生嚴重變形，認為試件不宜繼續加載，停止試驗.

KJ-2.在荷載控制階段，初始荷載為5 kN，加載至20 kN，以20 kN為級差加載至試件屈服.每級循環一次，直至試件屈服，改為位移控制加載，并以屈服位移的倍數為級差進行加載.每級循環3次，直至墻板嚴重破壞，則停止試驗.

2 試驗現象及破壞形態

2.1 KJ-1破壞過程

在力控制階段的初期，未見明顯形變.當荷載增加到+100 kN時，試件發出輕微細小的咔嚓聲.當加載到+140 kN時，外隔板和柱腳應變接近屈服應變，表明梁端和柱底即將進入局部屈服.當荷載達到+170 kN時，外隔板和柱腳已經屈服，此時梁端位移為26 mm，當位移回歸至零時改為位移控制加載.當位移增加至+78 mm時，左側上節點外隔板上翼緣屈曲，如圖5（a）所示.繼續增加位移，當位移達到+92 mm時，右側上節點下翼緣焊縫斷裂，并伴隨著連續的響聲.當位移增加至130 mm時，結構的承載能力下降，為了保證試驗的安全，在位移回歸至零點后，停止加載試驗.

圖5 KJ-1試驗現象[26]Fig.5 Test phenomenon of specimen of KJ-1

2.2 KJ-2破壞過程

當荷載增加至-15 kN時，板4和板5間的嵌縫砂漿出現豎向細微裂紋，寬度為1.52 mm，如圖6(a)所示.當荷載增加到80 kN時，右邊上部GB柔性填料被擠出.當荷載達到180 kN時，面板產生首條裂紋，當繼續增加至200 kN時，結構屈服，此時位移為29 mm.改為位移控制加載，當位移增加至-58 mm時，墻體整體翹起，左側上節點外隔板屈曲，板2面板的局部表皮脫落，如圖6(b)、(c)所示.當加載至87 mm時，右柱上部鋼梁外隔板屈曲，板4出現豎向斜裂縫并隨著荷載的增加而持續增大，且底部混凝土墊層被壓潰，如圖6(d)～(g)所示.當位移加載至116 m時，板4面板塊狀剝落，在第2位移循環的-116 mm時，墻板嚴重破壞，該結構的承載能力下降，為了保證安全，停止加載.

圖6 KJ-2試驗現象Fig.6 Test phenomenon of specimen of KJ-2

2.3 試驗現象的分析

試件的破壞模式主要包括外隔板屈曲、焊縫斷裂、墻板間嵌縫砂漿碎裂、墻板破碎等.整體上看，新型高強硅酸鹽墻板在整個加載過程中的整體性能較好，未發生裂縫貫穿、墻板斷裂的嚴重破壞現象，填充的GB柔性填料保護了鋼框架對墻體產生的直接破壞.由于試件在制作過程中，加工廠采用9 mm的外隔板，導致外隔板嚴重屈曲，造成了梁節點率先形變.

3 試驗結果及分析

3.1 滯回性能

試件的滯回曲線如圖7所示.圖中，P為荷載，Δ為位移.在加載前期，荷載和位移呈線性增長，此時試件處于彈性階段，兩試件的滯回曲線均呈梭型，且較飽滿，體現該結構良好的滯回性能.隨著位移的持續增加，殘余變形和滯回環面積相應增加，但剛度有所下降，在相同的位移等級下，滯回環面積和結構承載能力都有所下降.滯回曲線出現滑移，原因是上部鋼梁在試驗過程中發生橫向變形，導致加載過程中加載板和框架之間出現間隙.

圖7 試件的滯回曲線Fig.7 Hysteresis curve of specimens

3.2 骨架曲線和延性

兩試件的骨架曲線如圖8所示.可知，KJ-2的剛度略大于KJ-1，這是由于在小位移作用下，KJ-2內嵌墻板未能完全參與作用，此時荷載大部分由框架承受.墻板對鋼框架的初始剛度影響不大，但對結構的承載能力影響較大，正向加載時KJ-2提高了35.5%，負向加載時提高了22.5%，說明該復合結構在加載初期墻板不參與作用，在加載后期墻板和框架具有很好的協同作用.試件KJ-2在推、拉2個方向的受力性能存在一定的差異，這是由于左上節點梁翼緣率先屈曲，導致左柱剛度下降，形成“強推弱拉”的現象.KJ-2在到達極限荷載后能夠保持一定的承載能力，這是因為部分墻板失效后仍有部分墻板能夠承受側向荷載.

圖8 試件骨架曲線的對比Fig.8 Comparison of skeleton curves of specimens

根據JGJ/T101—2015，采用延性系數表示試件的延性特征，得到低周循環加載下試件部分力學性能，如表2所示.表中，Δy為屈服位移，Δu為極限位移，θy為屈服位移角，θu為極限位移角，μ為位移延性系數，μθ為位移角延性系數.從表2可知，兩試件的層間位移角均已達到GB 50011—2010中1/50的位移角限值要求，表明兩試件均具有良好的變形和承載能力.

表2 低周循環加載下試件的力學性能Tab.2 Mechanical properties of specimens under low cycle loading

3.3 剛度退化

兩試件的剛度退化曲線如圖9所示.圖中，K為剛度.從圖9可知，KJ-2的初始剛度比KJ-1大2.2 kN/mm，該安裝形式下新型高強硅酸鹽墻板對框架的初始剛度有一定的提高.在加載過程中KJ-2的整體剛度比KJ-1大，這是由于墻板參與共同作用，增大了抗側能力.當荷載增大時，結構的抗側剛度逐漸下降，是由框架屈曲、墻板開裂所致的.

圖9 試件剛度退化曲線的對比Fig.9 Comparison of specimen stiffness degradation curve

3.4 耗能能力

采用耗散能量和耗能系數，評價結構的耗能能力.耗散能量為構件在每級荷載-位移曲線對應的最外層滯回環包圍的面積SABC+SCDA，耗能系數E=(SABC+SCDA)/(SOEB+SODF)，如圖10所示.

圖10 荷載-位移曲線滯回環Fig.10 Hysteresis loop of load-displacement curve

如表3所示為試件在各級加載下的耗能指標.表中，W為耗散能量，E為耗能系數.由表3可知，隨著荷載位移的增大，滯回環包絡面積不斷增加，KJ-2的耗散能量較KJ-1提高了34.19%，表明填充新型高強硅酸鹽墻板可以顯著提高結構的耗能能力.對比耗能系數可知，兩框架均達到1.2，且仍處于上升趨勢，兩試件在位移控制加載下，都呈增大趨勢.在墻板退出工作前，KJ-2由于有框架和墻板協同工作，擁有更出色的耗能能力，但是在墻板發生破壞后主要由鋼框架承受荷載.

表3 耗能指標Tab.3 Energy consumption capacity

4 數值模擬

4.1 模型建立

利用有限元分析軟件ABAQUS對試驗結果進行分析，提出內嵌新型高強硅酸鹽墻板鋼框架結構的數值模擬方法.鋼材和GB柔性填料用S4R殼單元建立，新型高強硅酸鹽墻板用實體C3D8R單元建立.鋼材本構用三折線模型，GB填料用彈性模型，墻板用混凝土損傷模型[27]，損傷模型中的彈性模量、抗壓強度、泊松比等參數根據試驗得到.如圖11所示為KJ-2的網格模型，KJ-1網格模型把KJ-2中的墻體去掉即可，模擬中施加的荷載和試驗一致.

圖11 KJ-2網格模型Fig.11 Grid model of KJ-2

4.2 模型驗證

如圖12所示為兩試件有限元和試驗滯回曲線的對比.有限元模擬是理想化狀態，忽略試件的初始缺陷，如焊縫質量、材料缺陷、安裝誤差等的影響，導致模擬荷載大于試驗的實際情況.從圖12可知，模擬曲線在每個位移等級下的荷載提升較快，在加載后期出現荷載下降的情況，主要是由于加載板耦合于一點，上部鋼梁變形使得端部產生空隙，剛度減小.

圖12 試件的滯回曲線對比Fig.12 Hysteresis curve comparison of specimens

如圖13所示為有限元和試驗骨架曲線的對比.可知，試驗在加載初期，曲線基本吻合.試件與有限元模擬極限荷載的誤差小于20%，證明了有限元模擬的合理性和有效性.

圖13 試件的骨架曲線對比Fig.13 Comparison of skeleton curves of specimens

4.3 參數分析

4.3.1 高跨比的影響 為了考慮不同高跨比對新型高強硅酸鹽墻板鋼框架結構抗震性能的影響，框架高度為2 244 mm，通過改變跨度調整高跨比h/l，取值分別為0.50、0.75、1.00和1.25.通過模擬得到的骨架曲線如圖14所示.經分析可知，初始剛度最大的試件高跨比為0.75，試件的極限承載能力隨著高跨比的增加先增加后減少，并隨高跨比的增加有持續下降的趨勢.當高跨比較大時，對結構不利；當高跨比較小時，剛度退化較快，建議高跨比取值為0.50～0.75，此時結構的整體受力性能較好.

圖14 不同高跨比下試件的骨架曲線對比Fig.14 Comparison of skeleton curve of specimens under different height span ratios

4.3.2 軸壓比的影響 通過對框架柱頂施加軸心壓力，考慮不同軸壓比對新型高強硅酸鹽墻板-鋼框架結構抗震性能的影響.軸壓比μ分別取0.2、0.3、0.4和0.5，模擬得到的骨架曲線如圖15所示.經分析可知，隨著軸壓比的增大，試件的極限荷載下降較明顯，且屈服荷載有一定的下降趨勢，試件初始剛度的變化不明顯.當軸壓比為0.5時，結構達到極限荷載后呈下降趨勢；當軸壓比為0.2～0.4時，結構具有良好的耗能能力，建議軸壓比的取值不大于0.4.

圖15 不同軸壓比下試件的骨架曲線對比Fig.15 Comparison of skeleton curves of specimens under different axial compression ratios

4.3.3 墻板厚度的影響 在KJ-2的基礎上改變墻體厚度，研究墻板厚度對鋼框架結構抗震性能的影響.墻板厚度取目前實際工程中常用的隔墻厚度δ，分別取60、90和120 mm，如圖16所示為不同厚度下結構的骨架曲線.可知，隨著墻板厚度的增加，結構的承載能力相應增大，彈性剛度變化不大，極限承載能力較60 mm厚墻板分別提高了8.1%和18.5%.

圖16 不同墻體厚度下試件的骨架曲線對比Fig.16 Comparison of skeleton curves of specimens with different wall thicknesses

5 結 論

(1) 破壞模式主要為嵌縫砂漿開裂、墻體面板開裂剝落、梁翼緣屈曲等情況.

(2) 墻板對鋼框架的初始剛度影響較小，但KJ-2的承載能力、耗能能力都遠高于KJ-1，承載能力正向加載時提高了35.5%，負向加載時提高了22.5%，耗散能量總值增大了34.2%.

(3) 模擬結果表明：試件的承載能力隨著高跨比的增加先增后減，建議高跨比取值為0.50～0.75.當軸壓比為0.2～0.4時，結構具有良好的耗能能力，建議軸壓比取值不大于0.4.改變墻板厚度對結構的初始剛度影響不大，但對結構的極限承載能力有一定程度的提高.