楊 翼， 張東升， 陳 潘， 高 飛

(華中科技大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院， 湖北 武漢 430074)

蒸壓輕質(zhì)加氣混凝土(Autoclaved Lightweight Concrete，ALC)板是以水泥、石灰、砂、鋁粉等原材料經(jīng)過蒸壓養(yǎng)護(hù)制造成的一種輕質(zhì)混凝土板[1]，具有重量輕、隔熱隔音效果好、耐火性和耐久性好等優(yōu)點(diǎn)[2,3]。近年來，國內(nèi)外對(duì)于ALC條板的受力性能以及其與鋼框架的協(xié)同工作性能開展了一系列的試驗(yàn)研究。如田海等[4]通過對(duì)板材作為圍護(hù)結(jié)構(gòu)的連接可靠性和考慮板材自身平面內(nèi)剛度貢獻(xiàn)的試驗(yàn)研究，給出了各種連接工法下板材抗剪性能的機(jī)理性解釋。Nagae等[5]對(duì)兩層兩跨兩榀的ALC外墻板與框架連接進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，建議最大層間位移角控制在0.04以內(nèi)。李國強(qiáng)等[6,7]對(duì)帶ALC墻板鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)和足尺框架模型的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究了ALC墻板對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)性能的影響。Fang等[8]進(jìn)行了帶ALC板的鋼框架結(jié)構(gòu)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究ALC板和連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能。金勇等[9]對(duì)現(xiàn)有4種ALC墻板與框架連接的節(jié)點(diǎn)形式進(jìn)行試驗(yàn)，研究了不同節(jié)點(diǎn)的破壞特征。王波等[10]對(duì)帶ALC墻板的鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，分析其抗震性能指標(biāo)。曹正罡等[11]分析了ALC填充墻板和輕鋼龍骨紙面石膏板填充墻對(duì)裝配式鋼框架抗震性能的影響， 并采用有限元分析軟件對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行模擬。邱增美等[12]提出一種蒸壓輕質(zhì)加氣混凝土外墻板與鋼梁之間的新型連接形式，對(duì)8個(gè)試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，研究該連接的受力性能。

綜合以上國內(nèi)外學(xué)者的文獻(xiàn)，其研究主要集中于在剛接框架條件下，填充ALC墻板對(duì)結(jié)構(gòu)整體性能的影響以及在剛接框架條件下對(duì)不同連接形式的ALC墻板受力性能的研究。目前對(duì)于內(nèi)嵌ALC墻板的鉸接鋼框架的受力性能、協(xié)同抗震和連接措施的研究較少見，尚缺乏系統(tǒng)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。本文分別對(duì)采用U形卡法連接的內(nèi)嵌ALC墻板鉸接鋼框架、管卡法連接的內(nèi)嵌ALC墻板鉸接鋼框架、以及兩榀管卡法連接的內(nèi)嵌開門洞ALC墻板鉸接鋼框架進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，以觀察ALC墻板的裂縫發(fā)展過程和破壞特征，重點(diǎn)分析滯回曲線、骨架曲線、強(qiáng)度退化、剛度退化和耗能能力等滯回性能指標(biāo)，為建立帶填充墻組合框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

內(nèi)嵌ALC墻板與鋼框架采用管卡法連接及U形卡法連接，管卡法連接將管卡一端嵌入墻板另一端與鋼梁焊接，U形卡法連接是在墻板接縫處的上、下兩端將U形卡焊接在鋼框架梁上來固定墻板位置，連接方式如圖1所示，通過試驗(yàn)現(xiàn)象分析兩種連接方式的可靠性以及對(duì)結(jié)構(gòu)整體性能的影響。由于實(shí)際工程中不可避免地會(huì)在墻面開設(shè)門洞，故通過對(duì)比兩種不同連接方式的墻板試驗(yàn)選取性能較優(yōu)的連接方式對(duì)墻板進(jìn)行開門洞試驗(yàn)，探究開設(shè)門洞對(duì)整體結(jié)構(gòu)滯回性能的影響，門洞選擇居中或靠邊布置。為了減小鋼框架自身剛度對(duì)墻板受力的影響，更直接地獲得墻板本身的工作性能，柱頂及柱腳均設(shè)計(jì)為插銷式鉸接節(jié)點(diǎn)，梁柱可繞插銷自由轉(zhuǎn)動(dòng)，同時(shí)為防止試件發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)，在上梁跨中上翼緣的兩側(cè)設(shè)置了鋼板限制其側(cè)向位移。

圖1 ALC墻板與鋼框架連接方式

1.2 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共有四組試件，首先完成不同連接方式的兩組試件，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，擬定較優(yōu)的連接方式，并應(yīng)用于涉及門洞布置位置的兩組試件。具體的試件模型情況見表1。

表1 內(nèi)嵌ALC墻板參數(shù)設(shè)置

試驗(yàn)試件的框架部分為單跨單層平面鉸接鋼框架結(jié)構(gòu)，按照常用住宅建筑層高、柱網(wǎng)跨度、梁柱斷面尺寸[13]，考慮足尺比例進(jìn)行設(shè)計(jì)，層高為2870 mm，跨度為4030 mm。圖2為試驗(yàn)的整體加載裝置圖，試件的梁、柱截面均為HN350×150×7×11，墻板由六塊尺寸為2500 mm高、600 mm寬、100 mm厚的ALC條板拼接而成。梁柱之間通過鉸接構(gòu)成框架，墻板通過安裝連接件內(nèi)嵌于鉸接鋼框架，墻板與鋼框架的間隙由砂漿嵌縫。

圖2 加載裝置示意

鋼框架所采用的鋼材牌號(hào)為Q235B，屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為fy=235 MPa，鋼材的彈性模量為2.06×105MPa，泊松比取假設(shè)值0.3；ALC條板質(zhì)量符合GB 15762-2008《蒸壓加氣混凝土板》標(biāo)準(zhǔn)[1]，本試驗(yàn)用到的ALC條板的平均抗壓強(qiáng)度為3.9 MPa，干體積密度為505 kg/m3，彈性模量1635 MPa，泊松比取假設(shè)值0.2。

1.3 加載及量測(cè)

1.3.1 加載方案

本次試驗(yàn)用到的加載裝置為液壓伺服作動(dòng)器。試驗(yàn)過程中采用位移控制加載，正式加載前先對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行預(yù)加載，以便檢測(cè)測(cè)試系統(tǒng)和加載系統(tǒng)。預(yù)加載位移取1 mm，正向加載至1 mm后回零，加載過程中觀察數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)中各通道讀數(shù)是否正常。預(yù)加載結(jié)果理想的前提下，開始正式加載，起始以2 mm為一級(jí)荷載，加載至6 mm，每級(jí)荷載循環(huán)2圈；然后分別以1/360，1/280，1/250，1/180，1/150，1/120，1/100，1/90，1/80，1/70，1/60層間位移角為控制位移進(jìn)行加載，1/90之前每一級(jí)荷載循環(huán)3圈，1/90之后(含1/90)每一級(jí)荷載循環(huán)2圈，加載制度見圖3。

圖3 加載制度

1.3.2 量測(cè)方案

試驗(yàn)過程中，對(duì)如下內(nèi)容進(jìn)行測(cè)量：

(1)試件加載端的水平荷載：液壓伺服系統(tǒng)的控制端可實(shí)現(xiàn)加載端水平荷載的自動(dòng)采集，采集頻率為1000 Hz。

(2)框架層間相對(duì)變形：在上下梁端分別布置一個(gè)激光位移計(jì)，其差值即為框架的層間相對(duì)變形。

(3)墻體平面外側(cè)移情況：墻體工作時(shí)不應(yīng)有過大幅度的平面外側(cè)移，因而墻板平面外側(cè)移量也是試件工作狀態(tài)評(píng)估的一個(gè)指標(biāo)。在墻面中央位置布置兩個(gè)位移計(jì)來監(jiān)測(cè)墻體側(cè)移情況。

(4)記錄墻板裂縫開展?fàn)顩r。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試件隨著水平荷載的增加，首先出現(xiàn)的現(xiàn)象是鋼梁柱與墻板接觸部位的砂漿開裂，接著出現(xiàn)墻板裂縫的開展、變寬和延伸，最終墻板破壞，連接件失去工作性能退出工作。

(1) 試件N1

試件N1采用管卡法連接，在位移角達(dá)到1/480時(shí)墻板柱邊砂漿出現(xiàn)裂縫；位移角達(dá)到1/250時(shí)板材角部出現(xiàn)裂縫；位移角達(dá)到1/120時(shí)板材多處已出現(xiàn)不同程度破壞，墻板呈現(xiàn)塑性狀態(tài)；位移角達(dá)到1/90時(shí)，管卡處板材及框架角部板材出現(xiàn)大部破壞，管卡失去承載性能，此時(shí)整體剛度大幅度下降。最終墻板角部、管卡處板材及墻板與兩柱砂漿粘結(jié)處破壞明顯，條板與條板之間的粘結(jié)較穩(wěn)固。

(2) 試件N2

試件N2為U形卡法連接，當(dāng)位移角達(dá)到1/700時(shí)，墻板與上梁的嵌縫砂漿出現(xiàn)裂縫；當(dāng)位移角達(dá)到1/360時(shí)，板材上部與鋼梁砂漿粘結(jié)部位出現(xiàn)通縫，柱邊砂漿產(chǎn)生裂縫；當(dāng)位移角達(dá)到1/240時(shí)，柱邊裂縫寬度逐漸增加，裂縫延伸至柱底形成通縫，板材與鋼柱失去粘結(jié)力。當(dāng)位移角達(dá)到1/180時(shí)，上部U形卡處板材開始出現(xiàn)滑移，滑移印記明顯，單向滑移長(zhǎng)度達(dá)8 mm；當(dāng)位移角達(dá)到1/100時(shí)，柱邊砂漿裂縫明顯增大形成宏觀通縫，板材滑移，大部分U形卡失去工作性能。最終墻板與兩梁柱砂漿粘結(jié)處破壞明顯，條板之間的粘結(jié)較穩(wěn)固，墻板破壞不明顯。

(3) 試件N3

通過對(duì)試件N1，N2試驗(yàn)現(xiàn)象分析，管卡法連接更為牢固，結(jié)構(gòu)整體性好，能更好地傳遞荷載，同時(shí)能夠通過連接件處板材裂縫開展有效的耗散能量；而試件N2，墻板與連接件的滑移明顯，耗能能力較差，連接件更早失去工作性能，故試件N3，N4采用工作性能較優(yōu)的管卡連接方式做墻板開洞口試驗(yàn)。試件N3居中開設(shè)2000 mm×900 mm的門洞，試驗(yàn)過程中的現(xiàn)象描述如下：當(dāng)位移角達(dá)到1/700時(shí)，ALC整體墻板與上梁的砂漿粘結(jié)出現(xiàn)微裂縫；當(dāng)位移角達(dá)到1/360時(shí)開門洞處板材左上角出現(xiàn)斜向上45°微裂縫；當(dāng)位移角達(dá)到1/280時(shí)，開門洞處板材右上角拼接處出現(xiàn)開裂，門洞下方板材角部出現(xiàn)斜45°微裂縫，表皮脫落；當(dāng)位移角達(dá)到1/140時(shí)，管卡連接部位出現(xiàn)不同程度的裂縫，洞口角部裂縫延伸，裂縫處板材小部位擠碎并脫落；當(dāng)位移角達(dá)到1/100時(shí)，門洞處板材裂縫明顯增大，柱邊通縫明顯，此時(shí)墻板整體基本形成機(jī)動(dòng)體系，大部分管卡失去工作性能。當(dāng)位移角達(dá)到1/90時(shí)，過梁板出現(xiàn)貫穿斜裂縫，大塊板材脫落。最終洞口角部及整體墻板四角裂縫開展及破壞明顯，過梁墻板開裂破壞。

(4) 試件N4

試件N4亦采用管卡法連接，門洞靠邊布置，門洞大小與試件N3相同，試驗(yàn)過程中的現(xiàn)象描述如下：當(dāng)位移角達(dá)到1/480時(shí)，開門洞處板材左上角出現(xiàn)斜向上45°微裂縫；當(dāng)位移角達(dá)到1/360時(shí)，開門洞處板材右上角對(duì)稱部位出現(xiàn)斜向上微裂縫，此時(shí)洞口左上角裂縫延伸；其后，門洞處裂縫相繼對(duì)稱開展且伴隨小塊板材的剝落，管卡連接部位也出現(xiàn)不同程度裂縫；當(dāng)位移角達(dá)到1/140時(shí)，門洞處裂縫延伸至上梁，裂縫寬度擴(kuò)張，管卡連接部位板材擠碎、小塊脫落；當(dāng)位移角達(dá)到1/100時(shí)，門洞處板材裂縫明顯增大，柱邊通縫明顯，大部分管卡連接處板材破壞嚴(yán)重，管卡暴露失去工作性能。試件N4的最終破壞模式與試件N3相似，即門洞四周板材出現(xiàn)裂縫，管卡連接部位破壞。

通過對(duì)各試件試驗(yàn)現(xiàn)象分析可知，不同連接方式對(duì)墻板破壞形態(tài)的影響規(guī)律不同。管卡法連接更為牢固，試件結(jié)構(gòu)整體性好，其破壞形態(tài)首先表現(xiàn)在墻板與鋼梁柱接觸部位的砂漿開裂，接著管卡連接處墻板破壞，隨著位移荷載的增大，管卡連接部位墻板破壞嚴(yán)重導(dǎo)致管卡失去工作性能。當(dāng)墻體開設(shè)門洞時(shí)，墻板破壞則集中于門洞四周及管卡連接處。對(duì)于U形卡法連接的試件，小位移加載時(shí)，其破壞形態(tài)與管卡法連接的試件相似，表現(xiàn)在墻板與鋼梁柱接觸部位的砂漿開裂，隨著位移荷載的增大，墻板與U形卡發(fā)生較大滑移，最終導(dǎo)致連接件失去工作性能。各試件試驗(yàn)的破壞模式如圖4 所示。

圖4 破壞模式

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

在試驗(yàn)中測(cè)試系統(tǒng)記錄了框架頂部水平荷載-位移(P-Δ)關(guān)系的相關(guān)數(shù)據(jù)。選取每級(jí)荷載第一圈加載的數(shù)據(jù)繪制P-Δ滯回曲線，如圖5所示。

分析圖5各試件滯回曲線可知：

圖5 滯回曲線

(1)加載初期，各試件的滯回曲線包圍的面積較小，整體呈現(xiàn)為梭形，連接件與墻板連接牢固，試件處于彈性工作階段；繼續(xù)加載，隨著裂縫開展或連接件部分失效，試件進(jìn)入彈塑性工作階段，滯回環(huán)形成捏攏現(xiàn)象，而且捏攏程度逐漸增大，呈現(xiàn)Z形，表明在連接件與墻板之間出現(xiàn)了剪切滑移。滯回曲線斜率隨反復(fù)荷載加卸周次的增多而逐漸減小，說明殘余變形在相應(yīng)的累積增加，顯示出結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及剛度的退化。

(2)試件N1滯回曲線的形狀在彈性階段呈線性，屈服階段呈較飽滿的反S形，強(qiáng)化階段則變?yōu)閆形。屈服階段末，墻板上出現(xiàn)肉眼可見的宏觀裂縫，當(dāng)位移角達(dá)到1/90時(shí)，管卡處板材破壞嚴(yán)重，管卡已不能有效錨固墻板，試件達(dá)到承載力極限。試件N2滯回曲線的形狀直接由線性轉(zhuǎn)變?yōu)閆形，滯回曲線的水平段抗側(cè)力值小，位移角達(dá)到1/100時(shí)，墻板滑移，試件達(dá)到承載力極限。試件N1的滯回曲線較試件N2的飽滿，說明管卡法連接試件N1的耗能能力更好。

(3)試件N3滯回曲線的形狀由線性直接轉(zhuǎn)變?yōu)閆形，這是由于帶有門洞的墻板裂縫一旦開展即為較嚴(yán)重裂縫，剪切滑移明顯。位移角達(dá)到1/100時(shí)，試件達(dá)到承載力極限。與N1試件相比試件N3較早達(dá)到極限位移，滯回曲線捏攏程度更大，說明開設(shè)門洞對(duì)試件整體性能具有削弱作用，滯回性能較差。

(4)試件N4滯回曲線的形狀為Z形，門洞處板材裂縫明顯，由于試件N4是一組門洞靠邊布置的非對(duì)稱試件，其正向抗側(cè)承載力大于負(fù)向抗側(cè)承載力。就滯回曲線的飽滿度而言，試件N4優(yōu)于試件N3，即試件N4耗能性能優(yōu)于試件N3，結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象，試件N4的破壞特征與試件N1類似，其滯回性能不及試件N1但優(yōu)于門洞居中布置的試件N3。

3.2 骨架曲線

在試件的滯回曲線圖上，將同方向各次加載的峰值點(diǎn)依次相連得到骨架曲線，如圖6所示，骨架曲線可以用來定性地比較和衡量試件的滯回性能。通過對(duì)比各試件的骨架曲線可知：加載初期各試件骨架曲線變化趨勢(shì)類似，基本呈線性增長(zhǎng)，墻板與連接件狀態(tài)良好，共同協(xié)調(diào)工作。繼續(xù)加載，隨著裂縫開展以及連接件部分失效，骨架曲線斜率下降，試件的承載力提升減緩，剛度開始退化，進(jìn)入帶裂縫工作階段。隨著位移荷載的不斷增大，板材的破壞以及連接件失效狀況加劇，導(dǎo)致試件承載力下降。對(duì)比試件N1，N2，試件N1承受的極限荷載值為試件N2的1.13倍，說明管卡法連接試件的極限承載能力較U形卡法連接試件的好。對(duì)比試件N3，N4，由于試件N4是一組門洞靠邊布置的非對(duì)稱試件，故其骨架曲線并不對(duì)稱，相比正向加載，負(fù)向加載時(shí)更早出現(xiàn)荷載下降段，而試件N4的正向極限荷載值為試件N3的1.28倍，說明門洞靠邊布置的試件極限承載能力較門洞居中布置試件的好。

圖6 骨架曲線

通過觀測(cè)骨架曲線可以發(fā)現(xiàn)，每次加載過程中，曲線的斜率隨荷載的增大而減小，且減小的程度逐漸加快。加載和卸載過程中骨架曲線不完全對(duì)稱，在后期這種現(xiàn)象更加明顯，一方面由于墻板連接件非完全對(duì)稱安裝，另一方面由于正向加載過程中連接件處墻板已經(jīng)破壞，負(fù)向加載過程中墻板與連接件無法共同協(xié)調(diào)工作。

3.3 強(qiáng)度退化

強(qiáng)度退化是指在位移幅值不變的條件下，試件承載力隨著荷載反復(fù)加載次數(shù)的增加而降低的特性。選用同級(jí)荷載強(qiáng)度退化系數(shù)λi描述試件強(qiáng)度退化情況，如式(1)和表2所示。

表2 強(qiáng)度退化系數(shù)

(1)

在加載過程中，試件N1強(qiáng)度退化系數(shù)總大于試件N2，即試件N2強(qiáng)度退化程度大于試件N1。U形卡法連接的試件抗側(cè)力一部分來自于U形卡法連接件與墻面之間的靜摩擦力，在進(jìn)行一圈加載之后，U形卡法連接件在墻面上滑移，降低兩者接觸面處的靜摩擦系數(shù)，其承載力出現(xiàn)小幅下降，而采用管卡法連接時(shí)不會(huì)出現(xiàn)這種情況，因而管卡法連接的強(qiáng)度退化性能較優(yōu)。試件N3，N4強(qiáng)度退化系數(shù)分布區(qū)間相似且數(shù)值相當(dāng)，可以認(rèn)為門洞布置位置對(duì)強(qiáng)度退化影響不大。

3.4 剛度退化

試件在反復(fù)荷載作用下由于裂縫發(fā)展、材料塑性發(fā)展等原因?qū)е聞偠入S荷載增大而減小的現(xiàn)象稱為剛度退化。選用割線剛度Ki刻畫剛度退化程度，如式(2)所示。

(2)

式中：+Fi，-Fi分別為第i次正反向峰值點(diǎn)的荷載值；+Xi，-Xi分別為第i次正反向峰值點(diǎn)的位移值。

圖7為試件N1～N4的剛度退化情況。對(duì)比試件N1，N2，試件N2的初始剪切剛度為試件N1的76.5%，表明使用管卡作為連接件時(shí)，限制了板材角部的轉(zhuǎn)角與位移，其初始剛度優(yōu)于U形卡法連接的試件，因而在彈性階段，采用管卡法連接的試件更容易保持框架與墻板的整體性，對(duì)墻板的錨固也更有效。在初始工作階段，試件N1的框架與墻板間的砂漿灰縫完好性優(yōu)于試件N2。隨著加載位移的增大，試件N1，N2結(jié)構(gòu)剛度退化顯著，在層間位移角達(dá)到1/150之前，試件N1剪切剛度退化速度大于試件N2，主要是由于連接件處墻板開裂造成的；當(dāng)位移角達(dá)到1/150之后，試件N1剛度退化趨于穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)處于塑性階段，而試件N2板材開始出現(xiàn)明顯滑移，其剛度退化速度大于試件N1。

圖7 剛度退化曲線

對(duì)比試件N3，N4，N3初始剪切剛度為試件N4的87.7%，層間位移角達(dá)到1/100之前，試件N3剛度退化速度較快，試件N4剪切剛度均明顯大于試件N3，表明門洞靠邊布置時(shí)，完整墻體的面積較門洞居中布置時(shí)大，更易充分利用墻板的剪切剛度。試件N4剪切剛度退化速度整體而言較為穩(wěn)定，后期試件N3，N4的剪切剛度退化程度相似。

全加載過程中試件N3，N4的初始剪切剛度值均明顯小于試件N1，N2，表明門洞對(duì)墻體初始剪切剛度的大幅削弱作用。對(duì)比試件N1，N3的數(shù)值可知，門洞使墻體初始剪切剛度削弱39.3%。

3.5 耗能能力

結(jié)構(gòu)承受循環(huán)荷載時(shí)，存在一個(gè)能量消耗的過程，這些能量通過材料的內(nèi)摩擦阻力或局部損傷(如開裂、塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)等)而轉(zhuǎn)化為熱量散失到空間中。本文選用量化指標(biāo)等效粘滯阻尼系數(shù)ξe評(píng)價(jià)構(gòu)件耗能能力，如圖8和式(3)所示。

圖8 等效粘滯阻尼系數(shù)計(jì)算

(3)

式中：SABC+SCDA為滯回曲線包圍的面積；SΔOBE表示ΔOBE的面積，SΔODF表示ΔODF的面積。計(jì)算結(jié)果如圖9所示。

圖9 等效粘滯阻尼系數(shù)ξe

由圖9可知，等效粘滯阻尼系數(shù)刻畫了滯回環(huán)的飽滿程度。對(duì)比試件N1，N2的等效粘滯阻尼系數(shù)值可得，試件N1等效粘滯阻尼系數(shù)分布區(qū)間為0.148～0.248，試件N2則為0.064～0.13；試件N1的等效粘滯阻尼系數(shù)值均大于試件N2，即管卡法連接的試件耗能性優(yōu)于U形卡法。試件N2主要通過U形卡件在墻板表面滑移耗散能量，而試件N1則通過墻板裂縫開展、管卡連接件處變形及滑移來耗散能量。試件N3等效粘滯阻尼系數(shù)分布區(qū)間為0.041～0.167，試件N4則為0.065～0.216，兩者變化趨勢(shì)均為遞減，數(shù)值均小于試件N1，說明門洞的開設(shè)大幅削弱了墻體耗能性能。試件N4等效粘滯阻尼系數(shù)大于試件N3，說明門洞靠邊布置的試件墻體完整性較好，耗能能力較優(yōu)。

開設(shè)門洞的試件N3，N4在加載初期位移角達(dá)到1/360之前，等效粘滯阻尼系數(shù)較U形卡法連接的試件N2大，這是由于門洞周邊填充的聚氨酯發(fā)泡劑粘結(jié)性能較好，對(duì)板材有一定的加固作用，耗能性能在加載初期較好；而當(dāng)位移角達(dá)到1/360后，開設(shè)門洞的削弱作用彰顯，試件N3，N4的等效粘滯阻尼系數(shù)小于試件N2，耗能性能較差，說明門洞的開設(shè)對(duì)試件耗能性能的影響大于U形卡法連接對(duì)試件耗能性能的影響。

4 結(jié) 論

本文對(duì)1榀U形卡法連接的內(nèi)嵌ALC墻板鉸接鋼框架和3榀管卡法連接的內(nèi)嵌ALC墻板鉸接鋼框架進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，通過對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象及試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析，主要得出以下結(jié)論：

(1)墻板的破壞主要集中在與鋼框架接觸的連接件處以及門洞角部；內(nèi)嵌未開門洞ALC墻板的鉸接鋼框架結(jié)構(gòu)的破壞形式主要是鋼梁柱與墻板接觸部位填縫砂漿的開裂貫通，連接件周圍條板開裂破壞，連接件松動(dòng)失去工作性能。內(nèi)嵌開門洞ALC墻板的鉸接鋼框架結(jié)構(gòu)的破壞形式主要是門洞角部條板對(duì)稱開裂破壞，過梁板松動(dòng)，連接件周圍條板開裂破壞連接件外露退出工作。

(2)采用U形卡法、管卡法連接的內(nèi)嵌ALC墻板鋼框架在反復(fù)荷載作用下可以很好協(xié)同工作，管卡法連接構(gòu)造下墻板整體強(qiáng)度、剛度以及耗能能力均優(yōu)于U形卡法連接，但管卡法連接狀態(tài)下墻板裂縫數(shù)量較多，裂縫寬度較大，開裂后修復(fù)較難。

(3)墻板開門洞后，滯回曲線“捏縮”效應(yīng)明顯，試件變形較大，裂縫集中在門洞周邊開展；開設(shè)門洞對(duì)整體試件的承載力、剛度、耗能能力等滯回性能均有削弱，可在開設(shè)門洞處采取適當(dāng)?shù)募庸檀胧?/p>

(4)試驗(yàn)表明，門洞靠邊布置的內(nèi)嵌ALC墻板的鉸接鋼框架滯回性能優(yōu)于門洞居中布置，在必要開設(shè)洞口的狀況下只要合理地布置洞口位置依然具有良好的安全保障。