新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板鋼框架抗震性能

謝國(guó)慶，王密，孔德文

(1.貴州大學(xué) 土木工程學(xué)院，貴州 貴陽(yáng) 550025；2.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410083)

隨著我國(guó)建筑工業(yè)化的推進(jìn)和社會(huì)經(jīng)濟(jì)發(fā)展需求的增長(zhǎng)，鋼結(jié)構(gòu)由于其施工便捷、自重輕的優(yōu)點(diǎn)得到了廣泛應(yīng)用[1-2].在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，填充墻僅被當(dāng)作非結(jié)構(gòu)構(gòu)件，不參與抗震計(jì)算，僅考慮作為梁上線荷載[3-4].實(shí)際上，填充墻與鋼框架間通過(guò)有效方式連接，能夠參與結(jié)構(gòu)抗震[5].Zhang等[6-8]的研究表明，填充墻對(duì)結(jié)構(gòu)的承載能力和側(cè)向剛度有一定程度上的提高.

新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板由貴州省盤江煤電建設(shè)工程有限公司用粉煤灰、水泥、紙纖維等經(jīng)真空擠壓、蒸壓養(yǎng)護(hù)制作而成，具有輕質(zhì)、高強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)[9].將粉煤灰應(yīng)用在建筑材料上的研究有很多[10-14]，大多集中在物理力學(xué)性能的研究上，將粉煤灰摻入到預(yù)制墻板的研究很少，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)在地震荷載作用下的墻體-鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行大量的研究.Li等[15]提出鋼木混合結(jié)構(gòu)的綜合抗震性能評(píng)估系統(tǒng).Wang等[16-17]對(duì)采用ALC墻板的鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行多次抗震性能試驗(yàn).Ishida等[18]對(duì)帶有輕鋼隔墻和蒸壓輕質(zhì)混凝土墻的足尺鋼抗彎框架進(jìn)行循環(huán)荷載試驗(yàn)，評(píng)估結(jié)構(gòu)的抗震性能.Cao等[19-20]分別對(duì)單層單跨足尺鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震性能試驗(yàn).Bai等[21]提出鋼框架墻板構(gòu)件的內(nèi)力分布規(guī)律.以上文獻(xiàn)主要集中在研究不同形式下鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，而對(duì)新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板鋼框架結(jié)構(gòu)的研究則罕見(jiàn)報(bào)道.

為了完成新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板鋼框架結(jié)構(gòu)體系在貴州盤江煤電多種經(jīng)營(yíng)開發(fā)有限公司辦公樓項(xiàng)目中的應(yīng)用與示范，開展1榀空鋼框架和1榀內(nèi)嵌新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板鋼框架結(jié)構(gòu)的擬靜力試驗(yàn)，研究鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能、墻體破壞特征.通過(guò)有限元軟件對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行參數(shù)化分析，為新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板的工程應(yīng)用提供一定的參考依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)2榀足尺鋼框架結(jié)構(gòu)，編號(hào)為KJ-1和KJ-2.KJ-1為空框架試件，KJ-2為內(nèi)嵌新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板鋼框架試件，墻板編號(hào)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(xì)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(jí)鋼，梁柱節(jié)點(diǎn)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(hù)墻體與框架硬接觸破壞.為了便于在框架內(nèi)安裝墻體，安裝時(shí)在墻板底部放置丙烯廢水管，便于墻體安裝.

1.2 材性試驗(yàn)

試驗(yàn)所用的新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板質(zhì)量配合比如下:m(水泥)∶m(粉煤灰)∶m(細(xì)砂)∶m(紙纖維) =23.76∶29.10∶47.10∶0.04.根據(jù)《建筑隔墻用輕質(zhì)條板通用技術(shù)要求(JG/T 169-2016)》[22]，測(cè)得新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板的抗壓強(qiáng)度為40 MPa，泊松比為0.2，彈性模量為11 000 MPa[9].為了測(cè)試鋼材的力學(xué)性能，根據(jù)規(guī)范GB/T 228.1—2010和GB/T 2975—2018[23-24]，對(duì)鋼框架梁、柱、連接板等重要部位取樣并進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，共計(jì)12個(gè)試樣.試樣均從母材中切取，與試驗(yàn)中的試件為同期加工鋼材.采用電子萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，變形由YSJ-100電子應(yīng)變儀測(cè)量，計(jì)算得到屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度、彈性模量和泊松比等重要參數(shù).材性試驗(yàn)裝置和結(jié)果分別如圖2和表1所示.表中，fy為屈服強(qiáng)度，fu為極限強(qiáng)度，Es為彈性模量，γ為泊松比.

表1 鋼材材性的試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Test results of steel material property

圖2 鋼材材性試驗(yàn)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(xué)土木工程學(xué)院結(jié)構(gòu)工程省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室中開展試驗(yàn).由于試驗(yàn)條件所致，僅在立柱頂端施加由美國(guó)MTS液壓伺服加載系統(tǒng)提供的水平低周往復(fù)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(guān)鍵位置布置位移傳感器和應(yīng)變片，數(shù)據(jù)由JM3813多功能靜態(tài)應(yīng)變片裝置采集，測(cè)點(diǎn)布置和加載裝置分別如圖3、4所示.

圖3 試件測(cè)點(diǎn)布置的示意圖Fig.3 Schematic diagrams of measuring points arrangement of specimen

圖4 試驗(yàn)加載裝置Fig.4 Test loading device

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》 （JGJ/T 101—2015）[25]，采用荷載-位移控制的方式加載.加載過(guò)程分為以下3個(gè)階段：1）預(yù)加載，檢測(cè)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(yàn)結(jié)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(jí)差，每級(jí)循環(huán)一次加載，當(dāng)荷載達(dá)到140 kN時(shí)，減少級(jí)差為10 kN，并以該級(jí)差加載至結(jié)構(gòu)屈服.屈服后，采用位移控制加載，并以屈服位移的整數(shù)倍依次增加，每級(jí)循環(huán)3次，直至結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重變形，認(rèn)為試件不宜繼續(xù)加載，停止試驗(yàn).

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(jí)差加載至試件屈服.每級(jí)循環(huán)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(shù)為級(jí)差進(jìn)行加載.每級(jí)循環(huán)3次，直至墻板嚴(yán)重破壞，則停止試驗(yàn).

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

2.1 KJ-1破壞過(guò)程

在力控制階段的初期，未見(jiàn)明顯形變.當(dāng)荷載增加到+100 kN時(shí)，試件發(fā)出輕微細(xì)小的咔嚓聲.當(dāng)加載到+140 kN時(shí)，外隔板和柱腳應(yīng)變接近屈服應(yīng)變，表明梁端和柱底即將進(jìn)入局部屈服.當(dāng)荷載達(dá)到+170 kN時(shí)，外隔板和柱腳已經(jīng)屈服，此時(shí)梁端位移為26 mm，當(dāng)位移回歸至零時(shí)改為位移控制加載.當(dāng)位移增加至+78 mm時(shí)，左側(cè)上節(jié)點(diǎn)外隔板上翼緣屈曲，如圖5（a）所示.繼續(xù)增加位移，當(dāng)位移達(dá)到+92 mm時(shí)，右側(cè)上節(jié)點(diǎn)下翼緣焊縫斷裂，并伴隨著連續(xù)的響聲.當(dāng)位移增加至130 mm時(shí)，結(jié)構(gòu)的承載能力下降，為了保證試驗(yàn)的安全，在位移回歸至零點(diǎn)后，停止加載試驗(yàn).

圖5 KJ-1試驗(yàn)現(xiàn)象[26]Fig.5 Test phenomenon of specimen of KJ-1

2.2 KJ-2破壞過(guò)程

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

圖6 KJ-2試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.6 Test phenomenon of specimen of KJ-2

2.3 試驗(yàn)現(xiàn)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(qiáng)硅酸鹽墻板在整個(gè)加載過(guò)程中的整體性能較好，未發(fā)生裂縫貫穿、墻板斷裂的嚴(yán)重破壞現(xiàn)象，填充的GB柔性填料保護(hù)了鋼框架對(duì)墻體產(chǎn)生的直接破壞.由于試件在制作過(guò)程中，加工廠采用9 mm的外隔板，導(dǎo)致外隔板嚴(yán)重屈曲，造成了梁節(jié)點(diǎn)率先形變.

3 試驗(yàn)結(jié)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(zhǎng)，此時(shí)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(xiàn)該結(jié)構(gòu)良好的滯回性能.隨著位移的持續(xù)增加，殘余變形和滯回環(huán)面積相應(yīng)增加，但剛度有所下降，在相同的位移等級(jí)下，滯回環(huán)面積和結(jié)構(gòu)承載能力都有所下降.滯回曲線出現(xiàn)滑移，原因是上部鋼梁在試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生橫向變形，導(dǎo)致加載過(guò)程中加載板和框架之間出現(xiàn)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(nèi)嵌墻板未能完全參與作用，此時(shí)荷載大部分由框架承受.墻板對(duì)鋼框架的初始剛度影響不大，但對(duì)結(jié)構(gòu)的承載能力影響較大，正向加載時(shí)KJ-2提高了35.5%，負(fù)向加載時(shí)提高了22.5%，說(shuō)明該復(fù)合結(jié)構(gòu)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(xié)同作用.試件KJ-2在推、拉2個(gè)方向的受力性能存在一定的差異，這是由于左上節(jié)點(diǎn)梁翼緣率先屈曲，導(dǎo)致左柱剛度下降，形成“強(qiáng)推弱拉”的現(xiàn)象.KJ-2在到達(dá)極限荷載后能夠保持一定的承載能力，這是因?yàn)椴糠謮Π迨Ш笕杂胁糠謮Π迥軌虺惺軅?cè)向荷載.

圖8 試件骨架曲線的對(duì)比Fig.8 Comparison of skeleton curves of specimens

根據(jù)JGJ/T101—2015，采用延性系數(shù)表示試件的延性特征，得到低周循環(huán)加載下試件部分力學(xué)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(shù)，μθ為位移角延性系數(shù).從表2可知，兩試件的層間位移角均已達(dá)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(huán)加載下試件的力學(xué)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(qiáng)硅酸鹽墻板對(duì)框架的初始剛度有一定的提高.在加載過(guò)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(cè)能力.當(dāng)荷載增大時(shí)，結(jié)構(gòu)的抗側(cè)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(duì)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(shù)，評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)的耗能能力.耗散能量為構(gòu)件在每級(jí)荷載-位移曲線對(duì)應(yīng)的最外層滯回環(huán)包圍的面積SABC+SCDA，耗能系數(shù)E=(SABC+SCDA)/(SOEB+SODF)，如圖10所示.

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

如表3所示為試件在各級(jí)加載下的耗能指標(biāo).表中，W為耗散能量，E為耗能系數(shù).由表3可知，隨著荷載位移的增大，滯回環(huán)包絡(luò)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(qiáng)硅酸鹽墻板可以顯著提高結(jié)構(gòu)的耗能能力.對(duì)比耗能系數(shù)可知，兩框架均達(dá)到1.2，且仍處于上升趨勢(shì)，兩試件在位移控制加載下，都呈增大趨勢(shì).在墻板退出工作前，KJ-2由于有框架和墻板協(xié)同工作，擁有更出色的耗能能力，但是在墻板發(fā)生破壞后主要由鋼框架承受荷載.

表3 耗能指標(biāo)Tab.3 Energy consumption capacity

4 數(shù)值模擬

4.1 模型建立

利用有限元分析軟件ABAQUS對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，提出內(nèi)嵌新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板鋼框架結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬方法.鋼材和GB柔性填料用S4R殼單元建立，新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板用實(shí)體C3D8R單元建立.鋼材本構(gòu)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(qiáng)度、泊松比等參數(shù)根據(jù)試驗(yàn)得到.如圖11所示為KJ-2的網(wǎng)格模型，KJ-1網(wǎng)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(yàn)一致.

圖11 KJ-2網(wǎng)格模型Fig.11 Grid model of KJ-2

4.2 模型驗(yàn)證

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

圖12 試件的滯回曲線對(duì)比Fig.12 Hysteresis curve comparison of specimens

如圖13所示為有限元和試驗(yàn)骨架曲線的對(duì)比.可知，試驗(yàn)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(duì)比Fig.13 Comparison of skeleton curves of specimens

4.3 參數(shù)分析

4.3.1 高跨比的影響 為了考慮不同高跨比對(duì)新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板鋼框架結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，框架高度為2 244 mm，通過(guò)改變跨度調(diào)整高跨比h/l，取值分別為0.50、0.75、1.00和1.25.通過(guò)模擬得到的骨架曲線如圖14所示.經(jīng)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(xù)下降的趨勢(shì).當(dāng)高跨比較大時(shí)，對(duì)結(jié)構(gòu)不利；當(dāng)高跨比較小時(shí)，剛度退化較快，建議高跨比取值為0.50～0.75，此時(shí)結(jié)構(gòu)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(duì)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(guò)對(duì)框架柱頂施加軸心壓力，考慮不同軸壓比對(duì)新型高強(qiáng)硅酸鹽墻板-鋼框架結(jié)構(gòu)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(jīng)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(shì)，試件初始剛度的變化不明顯.當(dāng)軸壓比為0.5時(shí)，結(jié)構(gòu)達(dá)到極限荷載后呈下降趨勢(shì)；當(dāng)軸壓比為0.2～0.4時(shí)，結(jié)構(gòu)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(duì)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(chǔ)上改變墻體厚度，研究墻板厚度對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)抗震性能的影響.墻板厚度取目前實(shí)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(jié)構(gòu)的骨架曲線.可知，隨著墻板厚度的增加，結(jié)構(gòu)的承載能力相應(yīng)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(duì)比Fig.16 Comparison of skeleton curves of specimens with different wall thicknesses

5 結(jié) 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(duì)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(yuǎn)高于KJ-1，承載能力正向加載時(shí)提高了35.5%，負(fù)向加載時(shí)提高了22.5%，耗散能量總值增大了34.2%.

(3) 模擬結(jié)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(dāng)軸壓比為0.2～0.4時(shí)，結(jié)構(gòu)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(duì)結(jié)構(gòu)的初始剛度影響不大，但對(duì)結(jié)構(gòu)的極限承載能力有一定程度的提高.