李曉東，康永康,2，宋子陽，吳長

(1.蘭州理工大學 土木工程學院，甘肅 蘭州 730050;2.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055)

歷次震害表明，我國農村是遭受人員傷亡和財產損失最嚴重的地區(qū)。以西北地區(qū)為例，受環(huán)境、經濟等因素的制約，農居建設沒有正規(guī)的設計和施工，且大多以自建為主，部分地區(qū)仍是傳統(tǒng)的土木、磚木結構，抗震性能相對較差，經歷地震后其使用性幾乎全部喪失。調研發(fā)現，填充墻的破損和倒塌是主要的震害影響因素之一[1-3]。填充墻屬于非承重墻，其作用主要為分隔和圍護，在結構設計中僅被當作梁上的線荷載考慮，不參與結構的抗震計算[4]。實際上，填充墻和框架結構相互作用，共同參與了整體結構的抗震。填充墻與框架結構連接的合理性，決定了填充墻對整體結構的抗震貢獻[5]。近年來，對墻體及墻體-框架結構抗震性能的研究已成為學者們關注的熱點[6-10]，但這些研究中涉及到的墻體都是混凝土材料，關于新型墻材及適用于農居方面的研究較為有限[11-15]。輕鋼結構性能可靠，經濟環(huán)保，在國外發(fā)達國家已被廣泛應用于低層住宅[16]，其模塊化的建造特點更適合我國農居的建設。本文通過低周往復荷載試驗，研究了纖維石膏基復合墻板與輕鋼框架在不同連接方式下的抗震性能。在前期纖維石膏基復合墻材的研究基礎上[17]，以西北地區(qū)產量巨大的工業(yè)廢渣作為復合膠凝材料，以來源廣泛、拉伸性能好的苧麻纖維作為增強材料，制作了纖維石膏基復合墻板，復合膠凝材料和植物纖維的結合使該墻板能夠在地震作用下“裂而不破”，具備良好的韌性和耐損傷能力。

1 試件制作及試驗方案

1.1 試件設計

結合試驗條件，采用1∶4的縮尺比例，設計并制作了純鋼框架、纖維石膏基復合墻板輕鋼框架剛性連接和纖維石膏基復合墻板輕鋼框架柔性連接試件各1榀。試件參數見表1。其中，鋼框架柱采用截面為□100 mm×100 mm×4 mm的方鋼管柱，鋼框架梁采用截面為HW100 mm×100 mm×6 mm×8 mm的H型鋼梁，鋼材規(guī)格均為Q235B，試件尺寸見圖1。鋼框架梁柱節(jié)點采用栓焊連接，螺栓規(guī)格為10.9級M12高強螺栓，如圖2所示。纖維石膏基復合墻板材料由原狀脫硫石膏、粉煤灰、礦渣、苧麻纖維組成，具體配比參考文獻[17]。

表1 試件參數Table 1 Properties of specimens

剛性連接復合墻板與鋼框架時，在GKJ2正面和背面的上下鋼梁處焊接L型角鋼固定復合墻板，防止其脫離鋼框架，見圖1(b)，L型角鋼見圖3；柔性連接復合墻板與鋼框架時，墻板內預埋Z型連接件，Z型連接件與鋼梁通過2根10.9級M12高強螺栓相連接，從而固定墻板，墻板與鋼框架之間設置20 mm厚的聚乙烯泡沫塑料，形成緩沖層，Z型連接件相對摩擦板及鋼梁產生有限滑移，實現摩擦耗能，見圖1(c)，Z型連接件具體構造見圖4。

圖1 試件幾何尺寸及構造Fig.1 Structural detailing and geometric dimension of specimens

圖2 梁柱連接示意Fig.2 Beam-column connections

圖3 L型角鋼示意Fig.3 L-type steel angle

圖4 Z型連接件示意Fig.4 Z-type Connections

1.2 試件實驗過程

根據相關試驗規(guī)程[18]，進行材性試驗，結果見表2。復合墻板抗壓強度為22.51 MPa，抗折強度為17.14 MPa。

表2 鋼材材性試驗結果Table 2 Test results of steel materials

參考相關規(guī)范[19-20]，本試驗采用層間位移角作為加載控制點。選取了1/1 000，1/500，1/250，1/200，1/100，1/75，1/50，1/40，1/35，1/30，1/25，1/20等重要層間位移角作為位移荷載，位移荷載在1/500(包括)之前時每級循環(huán)2次，1/500之后每級循環(huán)3次。圖5為位移加載程序。

圖5 位移加載程序Fig.5 Loading procedures

加載裝置如圖6。試驗在蘭州理工大學結構大廳自主設計的加載架上完成，試件用高強螺栓固定在底部鋼梁上，底部鋼梁處設有限位裝置以免滑移。試驗不考慮豎向荷載，僅分析試件的水平滯回特性，試件的水平荷載由250 kN的液壓作動器提供。試件加載端、框架柱及底部鋼梁處的位移變化由位移計WYJ1～WYJ6測量，位移數據通過江蘇東華DH3816測試系統(tǒng)采集，水平荷載由作動器端頭的力傳感器記錄。在與加載端平齊的鋼梁兩側分別布置2根直徑為32 mm的約束鋼筋，利用高強螺栓、鋼夾板和約束鋼筋將作動器頭部與鋼梁連接，防止試件發(fā)生平面外失穩(wěn)。試驗中記錄復合墻板的破壞情況。

圖6 加載裝置Fig.6 Loading device for test

2 試驗現象與破壞特征

3榀試件破壞形態(tài)的共同點為鋼框架梁柱連接處焊縫開裂和鋼梁屈曲，此外，試件GKJ2的破壞形態(tài)主要為墻板角部壓碎，試件GKJ3的破壞形態(tài)主要為Z型連接件屈曲。圖7為3榀試件的最終破壞圖。

圖7 試件最終破壞Fig.7 Damage condition of specimens at failure

1)試件GKJ1。

對于試件GKJ1，其下部鋼梁翼緣焊縫在位移荷載達到1/50時出現裂縫，裂縫隨著位移荷載的增大逐步發(fā)展；隨后，上部鋼梁翼緣在位移荷載為1/25時發(fā)生屈曲和開裂；最后，上下鋼梁翼緣焊縫處的裂縫在位移荷載為1/20時形成通縫。試件GKJ1主要破壞形態(tài)見圖8。

圖8 GKJ1破壞形態(tài)Fig.8 Failure patterns of GKJ1

2)試件GKJ2。

對于試件GKJ2，復合墻板在位移荷載為1/100～1/75時角部被輕微壓碎，出現45°斜裂紋；隨著位移荷載的逐漸增大，復合墻板多處出現細小裂紋，局部出現輕微剝落；鋼框架梁翼緣焊縫在位移荷載為1/75～1/50時出現裂縫，褶皺現象開始出現在復合墻板的中部表面；此后，由于受到鋼框架的不斷擠壓，復合墻板與鋼框架的接觸面產生了變形，兩者之間的對角間隙隨著位移荷載的增加逐漸變寬，在位移荷載為1/40～1/30時寬度約為1 cm，此時鋼梁翼緣出現屈曲，在位移荷載為1/20時更為明顯。試件GKJ2的主要破壞形態(tài)見圖9。

圖9 GKJ2破壞形態(tài)Fig.9 Failure patterns of GKJ2

3)試件GKJ3。

對于試件GKJ3，由于復合墻板與鋼框架之間設有聚乙烯泡沫塑料作為緩沖層，復合墻板在位移荷載小于1/50的范圍內并未發(fā)生破壞，僅是與聚乙烯泡沫塑料來回擠壓；位移荷載為1/50～1/40時，Z型連接件開始帶動復合墻板發(fā)生滑移，隨著滑移幅度的增大，Z型連接件逐漸發(fā)生屈曲；位移荷載為1/30～1/20時，鋼框架上下鋼梁翼緣焊縫處均出現裂縫，并逐步發(fā)展成通縫，復合墻板未見明顯損傷。試件GKJ3的主要破壞形態(tài)見圖10。

圖10 GKJ3破壞形態(tài)Fig.10 Failure patterns of GKJ3

試驗結束后，3榀試件的梁柱節(jié)點連接處僅發(fā)生焊縫開裂，螺栓沒有發(fā)生剪切破壞，表明鋼框架梁柱節(jié)點連接可靠。GKJ2中復合墻板雖然出現少許細小裂紋和褶皺，但整體破壞程度較輕，具有“裂而不破”的良好性能；試驗過程中復合墻板沒有脫離鋼框架，表明剛性連接安全性高。GKJ3中Z型連接件帶動復合墻板產生有限滑移，使復合墻板具有一定的隨動性，適應鋼框架的變形，聚乙烯泡沫塑料的設置也減少了鋼框架對復合墻板的作用，避免了復合墻板發(fā)生破壞；Z型連接件與摩擦板發(fā)生摩擦實現耗能，最終出現彎曲變形。

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

各試件荷載-位移關系的滯回曲線如圖11。由圖可知：1)3榀試件的滯回曲線隨著位移荷載的增大都向著反S形過渡，出現不同程度的捏攏現象，其中，試件GKJ2最為明顯，這是由于復合墻板的韌性和耐損傷能力較好，自始至終參與了工作，起到了等效斜撐的作用，在試件GKJ2進入塑性階段后，復合墻板明顯增強了其剛度和承載力，試件GKJ2的限位裝置由于受力的增大產生了滑移，試件GKJ2受滑移的影響較大；2)試件GKJ3在位移荷載為1/50之前時，滯回環(huán)形狀較為飽滿，耗能能力較好，當位移荷載為1/50之后時，相對試件GKJ1，試件GKJ3受到滑移的影響較為明顯，究其原因，是因為Z型連接件相對鋼梁發(fā)生了滑動摩擦，從而帶動復合墻板使其產生隨動，隨動幅度根據鋼框架變形的增大而增大，Z型連接件摩擦面螺栓孔和高強螺栓的相互作用使得這種隨動是有限隨動，試件GKJ3的滯回曲線也表明該連接方式具有良好的工作性能，連接安全可靠。

圖11 各試件滯回曲線Fig.11 Hysteretic loops of specimens

3.2 骨架曲線

試件GKJ1、GKJ2和GKJ3的骨架曲線如圖12所示。由3榀試件的骨架曲線可知：1)在位移荷載為1/50時，GKJ2的水平承載力是GKJ1的2.69倍，GKJ3的水平承載力是試件GKJ1的1.24倍；2)GKJ2中復合墻板顯著增強了鋼框架的剛度及水平承載力，二者協(xié)同受力較好，共同抵抗水平荷載，具有“先墻板后框架”的受力特征，滿足抗震雙道設防的概念；3)試件GKJ3的剛度及承載力不及試件GKJ2的提升效果明顯，是因為試件GKJ3中Z型連接件和聚乙烯泡沫塑料構成的柔性連接減弱了復合墻板的對角斜撐作用。

圖12 各試件骨架曲線Fig.12 Lateral load and displacement envelope curves of specimens

3.3 強度退化

試驗加載過程中，隨著同級位移荷載循環(huán)次數的增加，試件的承載能力會逐漸下降，稱為試件的強度退化。本文采用強度退化系數λi來表示試件的強度退化[19]。圖13為各試件的強度退化曲線，+和-分別代表加載位移的正向和反向。由圖13可知：1)3榀試件的強度退化系數范圍在正向加載時分別為0.958～1、0.937～0.989和0.929～0.978；在反向加載時分別為-0.932～-0.994、-0.929～-0.993和-0.919～-0.998，3榀試件的強度退化曲線都表現出較為平緩的特點，退化程度均不明顯；2)復合墻板參與了試件GKJ2的整個受力過程，但試件GKJ2強度退化系數的變化幅度較小，表明剛性連接的復合墻板與鋼框架協(xié)同受力，變形和承載能力較好；3)柔性連接中，試件GKJ3在加載后期仍具備較高的承載能力，沒有因為復合墻板的隨動引起強度的突降，表明Z型連接件具有較好的穩(wěn)定性。

3.4 剛度退化

試驗加載過程中，試件的抗側剛度隨著位移荷載的增加而下降，稱為試件的剛度退化。本文中試件的剛度退化采用每級位移荷載對應的的割線剛度Ki來反映[19]。圖14為各試件的剛度退化曲線。

圖13 各試件強度退化曲線Fig.13 Carrying capacity degradation curves of specimens

圖14 各試件剛度退化曲線Fig.14 Stiffness degradation curves of specimens

由圖14可知：1)當位移荷載小于1/50時，試件GKJ2和GKJ3的剛度退化速率相較GKJ1的更快，說明在加載過程中由于鋼框架的擠壓，復合墻板對鋼框架抗側剛度的貢獻持續(xù)衰減；2)試件GKJ2的初始剛度是GKJ1的2.59倍，表明復合墻板在剛性連接時，對鋼框架抗側剛度的提升效果非常明顯，其剛度貢獻貫穿試驗始終；3)試件GKJ3的初始剛度是GKJ1的1.97倍，表明復合墻板在柔性連接時，也能夠提升鋼框架的抗側剛度，但是相對于剛性連接，柔性連接削弱了復合墻板對鋼框架的對角斜撐作用，從而減小了整體結構的抗側剛度。

3.5 耗能能力

參考相關規(guī)范，試件的耗能能力通過計算每級位移荷載對應的最外層滯回環(huán)包圍的面積來衡量[19]。圖15為各試件累積耗能曲線。

復合墻板與鋼框架的連接方式對試件的耗能影響較大。通過分析可知：1)設有復合墻板的輕鋼框架試件的耗能能力均優(yōu)于純鋼框架試件；2)剛性連接時，GKJ2中的復合墻板通過自身的收縮變形吸收了更多的能量，復合墻板的高耐損傷性使得試件GKJ2擁有更出色的耗能能力，在整個加載過程中，試件GKJ2的累積耗能始終是試件GKJ1的2倍左右；3)柔性連接對試件GKJ3的耗能能力提升效果有限，主要原因是Z型連接件的滑移和聚乙烯泡沫塑料的緩沖，使得復合墻板產生了隨動性，弱化了對角斜撐作用，從而影響了整體結構的能量吸收。

圖15 各試件累積耗能曲線Fig.15 Accumulative energy dissipation of specimens

4 結論

1)纖維石膏基復合墻板能夠有效提升輕鋼結構的抗側剛度和極限承載力，具有高耐損傷性和“裂而不破”的特點，可以作為輕鋼結構的抗側力構件。

2)剛性連接中，纖維石膏基復合墻板輕鋼框架結構具有 “先墻板后框架”的特點，滿足抗震雙道設防的概念。

3)柔性連接措施能夠減小復合墻板的應力集中，使復合墻板具有一定的隨動能力，適應鋼框架的變形，避免被破壞。

4)纖維石膏基復合墻板輕鋼框架結構因其良好的抗震性能適用于低層農居，促進新型墻材和裝配式輕鋼結構在農村地區(qū)的發(fā)展。

本文未對比其他材質的填充墻板輕鋼框架結構的抗震性能，有必要進行對比研究，為纖維石膏基復合墻板輕鋼框架結構的工程應用提供參考。