曹萬林，楊兆源*，董宏英，秦海山

(1.北京工業(yè)大學 城市建設學部，北京 100124；2.河北卉原建材有限公司，河北 承德 067000)

發(fā)展裝配式綠色節(jié)能建筑，是實現(xiàn)建筑工業(yè)化、降低碳排放的重要途徑。中國村鎮(zhèn)建筑抗震能力薄弱、人居環(huán)境差、耗能總量大，裝配式村鎮(zhèn)建筑的研發(fā)與創(chuàng)新較為滯后，與城市裝配式建筑發(fā)展極不協(xié)調。周緒紅[1]、Zhou[2]等對中國住宅產業(yè)發(fā)展的現(xiàn)狀及相關問題進行了分析，提出發(fā)展鋼結構與組合結構及與之配套的高性能墻體與連接技術是實現(xiàn)住宅產業(yè)化的重要手段。

研發(fā)適用于村鎮(zhèn)低多層住宅建筑的高效受力、抗震節(jié)能的新型裝配式建筑結構是工程界關注的問題。周緒紅等[3]在傳統(tǒng)冷彎薄壁型鋼復合墻中設置了薄鋼板抗震構造，形成了冷彎薄壁型鋼–鋼板剪力墻結構，顯著提升了結構抗震性能。葉繼紅等[4]在輕鋼龍骨結構復合墻邊緣中引入了輕型鋼管混凝土柱等組合構件，形成了輕鋼龍骨式復合剪力墻結構，為輕鋼龍骨結構體系在多層建筑中的應用提供了參考。黃強等[5]研發(fā)了裝配式輕鋼輕混凝土結構體系，即在薄壁輕鋼與免拆模板組合形成的輕鋼組合構架中澆筑輕混凝土形成輕鋼–輕混凝土組合結構，具有較好的抗震、保溫性能。王偉等[6]對分層裝配式支撐鋼框架結構進行了研究，通過試驗驗證了該結構體系的抗震性能與震后可恢復性，并提出了結構性能化設計方法。

曹萬林等[7]提出了輕鋼組合框架（簡稱“輕鋼框架”）結構體系，輕鋼框架由方鋼管混凝土柱、H型鋼梁、新型梁柱螺栓連接節(jié)點、輕鋼組合樓板及輕鋼屋架構成。曹萬林等[8]提出輕鋼框架采用輕型方鋼管混凝土柱，鋼管截面邊長一般不大于150 mm，鋼管厚度一般不大于6 mm，方鋼管混凝土柱與H型鋼梁通過新型梁柱節(jié)點裝配而成。Bian等[9]研發(fā)了適于輕鋼框架梁柱裝配的雙L形帶斜向加勁肋節(jié)點及π形連接件節(jié)點，新型連接件構造增大了節(jié)點域高度，顯著提升了節(jié)點的剛度及承載力。同時，通過在輕鋼框架中裝配輕鋼組合剪力墻、聚苯夾芯復合墻等抗震耗能構件，曹萬林[10]、Cao[11]等研發(fā)了輕鋼框架–組合墻結構，張宗敏等[12]研發(fā)了輕鋼框架–復合墻結構等高效抗震結構體系。

為進一步提高輕鋼組合結構的保溫節(jié)能性能，杜明興[13]研發(fā)了一種由鋼絲網(wǎng)砂漿面層、內外葉復合珍珠巖板及夾心聚苯板構成的鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板，作為一種圍護保溫一體化外墻板，其具有質量輕、保溫好、耐火性能好的優(yōu)勢，適用于裝配式保溫節(jié)能住宅與被動式住房建造；為實現(xiàn)鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板與輕鋼框架的裝配化施工與連接，提出了鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板單元包裹咬合輕鋼框架構造，以及墻板單元間的企口連接構造，這種連接方式具有柔性連接特點，對鋼框架變形具有自適應性，并有一定的消能減震作用，克服了鋼框架變形與加氣混凝土類圍護墻板變形能力不協(xié)調會造成墻板開裂的弊端。鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板與輕鋼框架組成的裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板結構具有質量輕、抗震節(jié)能、保溫防火、施工便捷等優(yōu)點，適用于裝配式低多層村鎮(zhèn)住宅建筑。

本文為研究裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板結構抗震性能，進行了兩層足尺輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板結構的振動臺試驗，分析了結構的損傷演化過程、地震反應及動力特性，驗證了裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板結構的抗震安全性，以及連接構造的合理性，為工程應用提供技術支持。

1 試驗概況

1.1 結構設計

1.1.1 裝配式輕鋼框架

裝配式輕鋼框架由輕型方鋼管混凝土柱與H型鋼梁裝配而成，輕鋼框架及梁柱連接節(jié)點如圖1所示，振動臺試驗結構設計如圖2所示。圖2（a）、（b）中：輕鋼框架柱軸線尺寸設計為4 200 mm，層高為2 700 mm；管混凝土柱頂部的屋蓋系統(tǒng)采用帶坡面輕型鋼屋架；標高+0 mm處布置4根基礎梁，標高+2 430 mm、+5 130 mm處布置H型鋼框架主梁及次梁，梁柱節(jié)點采用雙L型帶斜向加勁肋節(jié)點[12]；在框架主次梁上每隔300 mm焊接抗剪且抗拉拔栓釘；預制樓板厚70 mm，配制φ6@60 mm鋼筋網(wǎng)，樓板與栓釘連接處設有直徑40 mm的預留圓孔，樓板裝配完成后在預留圓孔內灌注高強灌漿料，樓板之間拼縫采用鋼筋搭接后澆帶連接[14]。

圖1 輕鋼框架及梁柱節(jié)點Fig. 1 Prefabricated lightweight steel composite frame and beam-column joint

圖2 振動臺試驗結構設計Fig. 2 Design details of the shaking table test structure

輕鋼框架結構平面布置及墻板單元平面布置如圖3所示。輕鋼框架結構構件設計參數(shù)見表1。

表1 輕鋼結構構件設計參數(shù)Tab. 1 Design parameters

圖3中，鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板上開有門窗洞口，南側第1層與第2層墻板設置門洞（尺寸為1 800 mm×800 mm），其余3個方向的墻體第1層與第2層設置窗洞尺寸為1 000 mm×1 400 mm，窗墻比為0.15。

圖3 結構平面布置Fig. 3 Floor plans of the shaking table test structure

1.1.2 鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板

裝配式鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板單元由工廠預制的內外葉膨脹珍珠巖板、夾芯聚苯保溫板、鋼絲網(wǎng)架，以及施工現(xiàn)場噴涂的內外葉高性能砂漿面層構成，鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板單元構造如圖4所示。圖4（a）中：墻板內外葉鍍鋅鋼絲網(wǎng)鋼絲直徑2 mm、間距50 mm，并在鋼絲網(wǎng)上間距200 mm焊接斜向鋼絲，斜向鋼絲穿過膨脹珍珠巖板深入聚苯保溫板100 mm，其一定程度上保證了復合墻板各構造層間的拉結效果；為了降低冷橋對墻板保溫性能的影響，斜向鋼絲未完全穿透聚苯保溫板。圖4（b）展示了噴涂高性能砂漿后的墻板剖面。另外，墻板中布置的非金屬連接件也是保證墻板整體性的重要構造（圖4（c）），圖4（c）中：非金屬連接件由位于墻板內外葉鋼絲網(wǎng)架外側的穿絲圓形端頭及兩端頭間帶螺紋連接桿構成，其采用FRP等高性能材料通過高溫模壓工藝一體成型；非金屬連接件圓形端頭孔中穿鋼絲后可與鋼絲網(wǎng)架進行拉結，進而與噴涂的高性能砂漿面層進行可靠錨固，連接桿穿過了珍珠巖板及夾芯聚苯板，將墻板各構造層進行有效連接；單元墻板中非金屬連接件布置不少于6個/m2，單個連接件抗拉力應大于1.5 kN，在墻板開洞及與結構梁柱連接部位可適當增加非金屬連接件數(shù)量[15]。夾芯聚苯保溫層一般采用EPS保溫板，可根據(jù)建筑保溫需求選擇厚度；膨脹珍珠巖板具有良好的抗火性能。現(xiàn)場噴涂高性能水泥砂漿后，形成的內外葉鋼絲網(wǎng)高性能砂漿層具有一定的水平和豎向承載力，在室外一側的高性能砂漿表面采用耐堿玻纖網(wǎng)格布并涂抹5 mm防水砂漿，以提高復合墻的抗裂、防水性能。

圖4 鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板單元構造示意圖Fig. 4 Schematic diagram material composition of PSW

本試驗房屋為超低能耗房屋，其墻板單元及連接構造如圖5所示。房屋采用的復合墻板的內外葉高性能砂漿面層厚度均為25 mm，外葉砂漿面層表面涂抹5 mm防水砂漿，膨脹珍珠巖板厚度為25 mm，EPS保溫板厚度為300 mm，墻板總厚度為405 mm，振動臺試驗結構墻板構造如圖5（a）所示。圖5（a）中，復合墻板采用模塊化單元進行設計、生產、安裝。振動臺結構墻板單元使用BIM數(shù)字化建模，標準板尺寸為1.10 m×1.90 m，門、窗洞口部位墻板單元按照洞口形狀進行切割。

相鄰墻板采用企口構造連接，即在墻板連接部位，聚苯板“榫頭”與“凹槽”對接形成企口，并在墻板內外葉拼縫200 mm范圍內附加鋼絲網(wǎng)以加強墻板連接區(qū)域的強度，如圖5（b）所示。

圖5 墻板單元及連接構造示意圖Fig. 5 Schematic diagram PSW units and connection structures

墻板單元–H型鋼梁“包裹咬合”構造如圖5（c）所示。圖5（c）中，墻板在與輕鋼框架梁和樓板的連接位置設置凹槽，凹槽處墻板內葉鋼絲網(wǎng)砂漿層以及珍珠巖板斷開，聚苯保溫板部分切槽。裝配過程中墻板從樓板與鋼梁外側推入，完全包裹了輕鋼樓板系統(tǒng)，這保證了裝配式墻板在與樓板連接處連續(xù)布置以解決結構防水問題；在對樓板系統(tǒng)的“包裹咬合”節(jié)點處墻體聚苯保溫層仍連續(xù)，這對結構保溫具有積極作用；墻板凹槽與樓板系統(tǒng)的接觸界面采用柔性無機膠漿填縫，允許墻體在地震作用下與結構主體存在一定相對滑動，對控制墻板損傷具有積極作用。

墻板單元–鋼管混凝土柱“包裹咬合”構造見圖5（d）所示。圖5（d）中，在結構角柱處，L形墻板單元與一字形墻板單元拼接，L形墻板單元的聚苯保溫板開槽并包裹鋼管混凝土柱，墻板接縫部位及L形墻板單元轉角部位200 mm范圍內均采用附加鋼絲網(wǎng)增強，墻板轉角處的高性能砂漿層中均內軋耐堿玻纖網(wǎng)格布以控制裂縫發(fā)展；這種“包裹咬合”構造使鋼管混凝土柱被完全包裹在墻體中，避免了結構冷橋；墻體的聚苯板直接與鋼管混凝土柱接觸，由于聚苯板彈性模量低、變形能力好，墻板與輕鋼框架可視為柔性連接；墻板單元間拼縫均采用通長附加鋼絲網(wǎng)片進行雙面補強，墻板具有較好整體性與連續(xù)性。

1.2 試驗結構制作

方鋼管與熱軋H型鋼梁采用Q235B級鋼，梁柱節(jié)點采用S8.8 M18高強螺栓裝配[16]，鋼屋架采用S8.8 M12高強螺栓固定在柱端，結構試件采用S8.8 M20高強螺栓通過50 mm厚節(jié)點連接板固定在振動臺上。結構混凝土材料全部采用再生粗骨料混凝土，粗骨料最大粒徑不大于10 mm，混凝土質量配合比見表2。

表2 混凝土質量配合比Tab. 2 Concrete quality mix proportion kg·m–3

墻體單元與屋蓋板單元的安裝自下而上裝配。首先，在輕鋼框架上安裝預制墻板單元；然后，安裝屋蓋板單元。安裝完成后在墻體內外表面噴涂高性能砂漿與防水砂漿，養(yǎng)護完成后涂抹內、外墻涂料。裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板結構裝配施工過程的部分照片見圖6。

圖6 試驗結構裝配施工過程Fig. 6 Experimental model construction process

1.3 材料力學性能

混凝土28 d立方體抗壓強度fc[17]為29.3 MPa，彈性模量Ec為28.9 GPa。試驗所使用鋼材的力學性能[18]見表3，鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板材料力學性能見表4。

表3 鋼材力學性能Tab. 3 Mechanical properties of steel plates and steel bars

表4 鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板材料力學性質Tab. 4 Mechanical properties of PSW

1.4 測點布置

沿基礎及各層樓板標高布置20個加速度測點以及12個位移測點，測點均為單向測點，可采集結構各層X方向或Y方向的加速度及位移數(shù)據(jù)，圖3（b）中以±0 mm標高處的測點布置方式為例，展示了結構中的位移點及加速度測點的布置方式；設置32個應變測點，布置在西南、西北以及東北角柱與H型鋼梁的節(jié)點處。以西南角柱–100 mm標高處梁柱節(jié)點為例，其應變測點布置如圖7所示。部分測點布置方案見表5。

圖7 應變測點布置Fig. 7 Arrangement position of strain gauges

表5 測點布置方案Tab. 5 Distribution of testing points

1.5 加載方案

試驗結構為兩層單跨足尺裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板住宅，試驗物理量相似比均為1∶1，并對結構重力荷載進行完全模擬，因此輸入地震波峰值加速度與相應設防烈度對應的設計基本地震加速度值之比為1∶1，輸入地震波時間壓縮比為1∶1。

采用配重塊模擬結構活荷載[19]，配重分布如下：第1層樓板（+2.70 m）配重布置為1.0 kN/m2；第2層樓板（+5.40 m）配重布置為0.5 kN/m2。試驗采用雙向地震波輸入[20]，輸入地震波方向規(guī)定如下：東西向為X向，南北向為Y向。試驗地震波加載信號輸入頻率為50 Hz，數(shù)據(jù)采集頻率為100 Hz。選取EL–centor波、Taft波以及Ⅱ類場地參數(shù)合成的人工波進行激振，地震波的加速度時程曲線如圖8所示，輸入地震波加速度反應譜曲線如圖9所示。

圖8 地震波加速度時程曲線Fig. 8 Seismic wave acceleration time history curves

圖9 地震波加速度反應譜曲線Fig. 9 Response spectra curves of acceleration

圖8、9中：EL–centor波及Taft波雙向輸入，人工波為單向輸入；每種天然地震波先以X向為主方向、Y向為次方向，繼之以Y向為主方、X向為次方向，人工波則先X向激振、再Y向激振。輸入雙向地震波時主方向與次方向地震動峰值加速度（PGA）之比為1.00∶0.85[21]。振動臺試驗加載過程如下：1）7度基本（PGA=0.07g）至9度罕遇（PGA=0.62g），每一加載級分別按照EL–centor波、Taft波及人工波的順序，依次分別對結構X、Y方向進行激振，因此每一加載級包含6種工況，PGA逐級遞增。2）9度罕遇（PGA=0.70g）至極罕遇（PGA=1.50g），此加載階段每級只輸入EL–centro波的X、Y兩種工況進行激振，以減小結構疲勞損傷對試驗結果的影響。試驗開始前以及每級加載后輸入雙向0.05g的白噪聲對結構動力特征進行掃描，共進行了11個加載級和12組白噪聲的激振，加載過程見表6。

表6 加載過程Tab. 6 Test cases

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

觀察7度基本～8度罕遇（PGA為0.07g～0.40g）加載過程發(fā)現(xiàn)：墻板與框架梁柱有摩擦響聲，第1層框架柱腳復合墻板出現(xiàn)水平裂縫；第1層復合墻板門、窗洞角部出現(xiàn)斜裂縫?？蚣芑A梁處相鄰復合墻板單元在拼縫位置出現(xiàn)水平裂縫，這是由于框架基礎梁使其上“包裹咬合”的墻板單元平面外變形所致。

觀察8度罕遇～9度罕遇（PGA為0.51g～0.62g）加載過程發(fā)現(xiàn)：結構第1層鋼管混凝土柱“包裹咬合”的復合墻板上的裂縫密集出現(xiàn)，且由柱腳向上發(fā)展至層高中部。聚苯板與珍珠巖板碎屑掉落。第1層東南側角部墻板單元內部斜向鋼絲穿透墻體砂漿面層并露出墻體表面，且墻板外葉部分砂漿面層剝落。門、窗洞口角部斜向裂縫持續(xù)延伸。結構基礎梁處“包裹咬合”的墻板單元拼縫位置已出現(xiàn)明顯的平面外彎折變形。

觀察9度罕遇及以上（PGA為0.70g～1.50g）加載過程發(fā)現(xiàn)：第1層門框上部墻板單元出現(xiàn)交叉斜裂縫，門窗洞口變形明顯。第1層與鋼管混凝土柱“包裹咬合”的墻板單元鋼絲網(wǎng)部分鋼絲斷裂，外葉砂漿面層與珍珠巖板局部剝落嚴重。結構基礎梁處“包裹咬合”的墻板單元內部EPS保溫板及珍珠巖板被擠碎掉落。鋼管混凝土柱、H型鋼梁及雙L形帶斜向加勁肋節(jié)點未出現(xiàn)明顯破壞。

結構門窗洞口及基礎梁和角柱處的墻板單元最終破壞形態(tài)如圖10所示。

圖10 破壞現(xiàn)象Fig. 10 Failure model

綜上，結構損傷發(fā)展過程可分為3個階段：1）PGA為0.07g～0.40g，復合墻板裂縫開展階段；2）PGA為0.51g～0.70g，復合墻板處于滑移、變形的損傷階段；3）PGA為0.75g～1.50g，復合墻板局部破壞階段，即峰值加速度1.50g激振后，只是底部柱腳位置墻板局部剝落，復合墻板仍可與輕鋼框架共同工作，輕鋼框架損傷較輕，連接節(jié)點沒有明顯破壞，連接螺栓也沒有明顯滑移。

2.2 動力特性

2.2.1 自振頻率

通過加載過程中的12次白噪聲掃描確定結構的自振頻率、剛度與阻尼比等，為避免結構反饋波形與臺面實際輸入波形的畸變干擾，采用MATLAB軟件將結構頂層白噪聲信號對振動臺面輸入信號做傳遞函數(shù)[22]。根據(jù)傳遞函數(shù)的模量與相位角確定結構在歷次加載后的自振頻率與剛度的退化趨勢。不同加載級下實測結構X、Y方向1階自振頻率f1與阻尼比ξ列于表7。

表7 1階自振頻率與阻尼比Tab. 7 First order frequency and damping ratio

由表7可知：1）激振前，輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板結構與輕鋼框架相比，其X、Y方向的自振頻率均提高了10.8%，表明鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板提高了結構的抗側剛度。2）隨著加載過程中峰值加速度（PGA）的提高，結構累積損傷加劇，自振頻率降低；當1.50g激振后，結構X方向自振頻率相比結構無震損時的自振頻率降低了55.3%，Y方向自振頻率相比結構無震損時的自振頻率降低了22.3%，X方向相比Y方向自振頻率下降更加明顯，這是因為結構X方向墻體設置有門洞口，Y方向墻體只設置了窗洞口，X方向墻體剛度相對低、損傷相對嚴重。

2.2.2 剛度退化

結構的剛度與1階自振頻率f1的平方成正比，因此可以根據(jù)結構1階自振頻率的變化趨勢研究結構剛度退化特征[23]。采用剛度退化系數(shù)表征結構在第i加載級后的剛度退化情況，可按照式（1）計算：

式中，k0為結構初始剛度，ki為結構經過第i加載級后的剛度，f0為結構初始1階自振頻率，fi為結構經過第i加載級后的1階自振頻率。結構剛度退化系數(shù)ηi–峰值加速度（PGA）關系曲線如圖11所示。

圖11 剛度退化Fig. 11 Stiffness degradation

分析圖11可知：1）當PGA≤0.30g時，結構剛度退化速度較快，這個階段復合墻板與框架梁柱的相對滑移對剛度影響顯著；2）當0.30g0.30g后，X方向剛度退化系數(shù)均低于Y方向剛度退化系數(shù)，這是因為結構X方向墻板設置了門洞口，其對墻體抗側剛度退化比設置窗洞口墻板的Y方向快。

2.2.3 阻尼比

結構阻尼比ξi可通過半功率帶寬法在幅頻圖上進行求解[24]，本試驗結構的阻尼比變化趨勢如圖12所示。

分析圖12可知：1）結構X、Y方向1階振型初始阻尼比分別為7.0%和7.6%，Y方向阻尼比稍高于X方向，結構X、Y方向的最終阻尼比分別為10.5%和9.7%；2）當PGA≤0.30g時，結構1階振型阻尼比變化不明顯，此時復合墻板損傷較輕；3）當0.30g0.70g后，結構阻尼比出現(xiàn)下降趨勢，這是因為墻板破壞加劇后，局部砂漿面層剝落，局部鋼絲網(wǎng)鋼絲拉斷，墻板與框架的摩擦耗能作用有所減弱。

圖12 結構阻尼比變化規(guī)律Fig. 12 Trend of damping ratio

2.2.4 加速度放大系數(shù)

加速度放大系數(shù)αp是評價結構動力響應特征的重要指標[25]。結構樓層2.70、5.40 m和屋頂6.60 m高度最大加速度幅值與臺面（±0.00 m）輸入的最大加速度幅值的比值即為加速度放大系數(shù)。不同方向、不同地震波作用下的結構加速度放大系數(shù)如圖13所示。

圖13 加速度放大系數(shù)Fig. 13 Acceleration amplification factor

分析圖13可知：1）結構在EL–centro波激振下的加速度放大系數(shù)高于相同PGA下的Taft波及人工波的加速度放大系數(shù)。2）加速度放大系數(shù)隨結構高度的增加呈增大趨勢，且在結構頂部出現(xiàn)了“鞭梢效應”；部分工況下，結構第2層樓板（+5.40 m）的加速度放大系數(shù)小于第1層樓板（+2.70 m）的加速度放大系數(shù)，這與輕鋼框架與復合墻體的“包裹咬合”構造在激振過程中消能減震作用有關。3）加速度放大系數(shù)隨加速度峰值PGA的增加總體呈降低趨勢，說明隨結構累積損傷發(fā)展其阻尼比增大、耗能增加。

2.2.5 位移響應

層間位移角是評估結構變形能力和位移響應的重要指標。EL–centor波、Taft波及人工波作用下，結構層間位移角見表8，結構層間位移角與輸入地震加速度峰值（PGA）的關系曲線如圖14所示。由表8和圖14可知：1）隨峰值加速度（PGA）的提高，結構第1層與第2層層間位移角增大；相同PGA輸入情況下，結構第2層層間位移角小于第1層層間位移角，因此結構在地震作用下以剪切變形為主。2）當PGA≤0.62g，結構X方向與Y方向位移角增長趨勢相同；當PGA>0.62g時，第1層X方向較Y方向的位移角增大速度快，說明結構X方向損傷較為顯著。3）層間位移角隨著PGA的增大可分為快速增長階段（PGA為0.07g～0.62g）、緩慢增長階段（PGA為0.70g～0.90g）、再次快速增長階段（PGA為1.00g～1.50g），這與墻體損傷過程基本一致。

圖14 結構層間位移角Fig. 14 Story drift angle of the specimen

表8 結構最大層間位移角Tab. 8 Most story drift angle

結構在7度基本、8度基本地震烈度下，最大層間位移角分別為1/1 202、1/361，小于輕鋼組合框架結構彈性層間位移角限值（1/300），滿足結構在8度設防情況下“小震不壞，中震可修”的抗震設防目標，基本符合“中震不壞”的性能要求；結構在8度罕遇、9度罕遇地震動作用下，其最大層間位移角分別為1/89、1/51，滿足輕鋼組合框架結構彈塑性層間位移角限值（1/50），結構滿足了9度“大震不倒”的抗震防目標；結構在極罕遇地震作用下（PGA=1.50g），其最大層間位移角達到1/19，輕鋼框架仍未出現(xiàn)明顯損傷。

2.2.6 結構扭轉角

結構在不同加載級下的最大扭轉角見表9。分析表9可知：1）當?shù)卣鸩ǚ逯导铀俣龋≒GA）處于0.07g～0.62g時，以Y方向為主要激振方向的結構扭轉角大于X為主要激振方向的結構扭轉角，結構最大扭轉角多出現(xiàn)在Taft波激振的工況中；當PGA處于0.70g～1.50g時，結構在X為主要激振方向的結構扭轉角大于Y向為主要激振方向的結構扭轉角。2）當PGA超過0.40g時結構扭轉響應迅速增大，結構X、Y方向最大扭轉角差值增大，這主要是因為墻體裂縫的開展及墻體與輕鋼框架的相對滑移，同時門洞處裂縫發(fā)展快于窗洞處裂縫發(fā)展，從而造成結構平面剛度分布不均，加大了結構扭轉效應。

表9 結構在各工況下的扭轉角Tab. 9 Structural torsional angle

2.2.7 應變分析

圖7與表5中測點的布置可見，應變測點分布在西南、西北及東北角柱上，以記錄鋼管混凝土柱不同高度及不同主震方向的應變變化規(guī)律。經統(tǒng)計，各加載級中EL–centor波激振時各應變片的應變均大于同加載級下的Taft波與人工波，故應變特征分析以EL–centor波激振時所收集的應變?yōu)橹鳌?/p>

西北角柱不同高度應變測點的最大拉、壓應變包絡線如圖15所示。由圖15可知：鋼管混凝土柱各標高處的應變大小排序為：–100 mm（柱腳）>+2 700 mm（第2層樓板梁柱節(jié)點）>+1 350 mm（第1層柱高度中部）>+5 400 mm（頂部梁柱節(jié)點）。鋼管混凝土柱的損傷主要集中于柱腳的梁柱節(jié)點處，此處所承擔的地震彎矩與剪力最大。鋼管混凝土柱的應變隨PGA的增大而增大，柱腳處應變的增大速度較快。

圖15 西北角柱不同標高位置拉壓應變包絡線Fig. 15 Strain of northwest corner column at different heights

西北角柱X、Y方向鋼管壁拉壓應變包絡線如圖16所示，結構X方向的應變?yōu)閷嵕€，Y方向的應變?yōu)樘摼€。由圖16可見：鋼管混凝土柱X、Y方向的應變均隨PGA的增大而增大；相同高度處X向應變值均大于Y向應變值，這說明鋼管混凝土柱受到以X向為主震方向的損傷更加顯著。

圖16 西北角柱不同方向鋼管壁應變Fig. 16 Strain of northwest corner column in different directions

西北角柱、東北角柱及西南角柱柱腳梁柱節(jié)點處鋼管壁應變發(fā)展趨勢如圖17所示。由圖17可見：3個方位的柱腳應變均隨PGA的增大而增大，西北角柱與西南柱腳的應變提高速度明顯快于東北角柱；當PGA>0.62g時，西北角柱應變的提高趨勢更加明顯。表明，由于結構的扭轉效應，西北角柱處于更為復雜的應力狀態(tài)，故其損傷較為嚴重。

圖17 不同位置柱腳應變包絡線Fig. 17 Comparison of strains of different columns

3 結 論

1）裝配式輕鋼框架–鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板結構在地震作用下的損傷過程主要經歷了墻體開裂、墻體與框架間滑移、底部角部墻體嚴重破壞3個階段。墻板單元與輕鋼框架“包裹咬合”連接構造，既可保證二者共同工作，又可適應輕鋼框架較大層剪變形，還具備大震下墻板與框架摩擦消能減震效果。

2）鋼絲網(wǎng)架珍珠巖復合墻板對結構抗側剛度的貢獻顯著；墻板開洞對結構剛度退化影響明顯；結構阻尼比隨結構的累積損傷發(fā)展而增大；隨地震動加速度峰值（PGA）的提高，結構第2層樓板上表面加速度放大系數(shù)小于第1層基礎梁處的加速度放大系數(shù)，說明復合墻板具備一定減震作用。

3）在7度基本、8度基本地震烈度下，結構最大層間位移角分別為1/1 202、1/361，小于輕鋼組合框架結構彈性層間位移角限值（1/300）；在8度罕遇、9度罕遇地震作用下，最大層間位移角分別為1/89、1/51，小于輕鋼組合框架結構彈性層間位移角限值（1/50）。結構具有良好的抗震性能。