內嵌ALC墻板的鉸接鋼框架滯回性能試驗

楊 翼， 張東升， 陳 潘， 高 飛

(華中科技大學 土木與水利工程學院， 湖北 武漢 430074)

蒸壓輕質加氣混凝土(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)護制造成的一種輕質混凝土板[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[2,3]。近年來，國內外對于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研究。如田海等[4]通過對板材作為圍護結構的連接可靠性和考慮板材自身平面內剛度貢獻的試驗研究，給出了各種連接工法下板材抗剪性能的機理性解釋。Nagae等[5]對兩層兩跨兩榀的ALC外墻板與框架連接進行振動臺試驗，建議最大層間位移角控制在0.04以內。李國強等[6,7]對帶ALC墻板鋼框架結構進行了低周反復加載試驗和足尺框架模型的振動臺試驗，研究了ALC墻板對鋼框架結構性能的影響。Fang等[8]進行了帶ALC板的鋼框架結構的振動臺試驗，研究ALC板和連接節(jié)點的抗震性能。金勇等[9]對現(xiàn)有4種ALC墻板與框架連接的節(jié)點形式進行試驗，研究了不同節(jié)點的破壞特征。王波等[10]對帶ALC墻板的鋼管混凝土框架結構進行了低周反復荷載試驗研究，分析其抗震性能指標。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裝配式鋼框架抗震性能的影響， 并采用有限元分析軟件對試驗進行模擬。邱增美等[12]提出一種蒸壓輕質加氣混凝土外墻板與鋼梁之間的新型連接形式，對8個試件進行低周往復荷載試驗，研究該連接的受力性能。

綜合以上國內外學者的文獻，其研究主要集中于在剛接框架條件下，填充ALC墻板對結構整體性能的影響以及在剛接框架條件下對不同連接形式的ALC墻板受力性能的研究。目前對于內嵌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)的試驗數(shù)據(jù)。本文分別對采用U形卡法連接的內嵌ALC墻板鉸接鋼框架、管卡法連接的內嵌ALC墻板鉸接鋼框架、以及兩榀管卡法連接的內嵌開門洞ALC墻板鉸接鋼框架進行低周反復加載試驗，以觀察ALC墻板的裂縫發(fā)展過程和破壞特征，重點分析滯回曲線、骨架曲線、強度退化、剛度退化和耗能能力等滯回性能指標，為建立帶填充墻組合框架結構抗震設計提供數(shù)據(jù)參考。

1 試驗概況

1.1 試驗目的

內嵌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，通過試驗現(xiàn)象分析兩種連接方式的可靠性以及對結構整體性能的影響。由于實際工程中不可避免地會在墻面開設門洞，故通過對比兩種不同連接方式的墻板試驗選取性能較優(yōu)的連接方式對墻板進行開門洞試驗，探究開設門洞對整體結構滯回性能的影響，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，柱頂及柱腳均設計為插銷式鉸接節(jié)點，梁柱可繞插銷自由轉動，同時為防止試件發(fā)生側向失穩(wěn)，在上梁跨中上翼緣的兩側設置了鋼板限制其側向位移。

圖1 ALC墻板與鋼框架連接方式

1.2 試件設計

本試驗共有四組試件，首先完成不同連接方式的兩組試件，根據(jù)試驗結果，擬定較優(yōu)的連接方式，并應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 內嵌ALC墻板參數(shù)設置

試驗試件的框架部分為單跨單層平面鉸接鋼框架結構，按照常用住宅建筑層高、柱網(wǎng)跨度、梁柱斷面尺寸[13]，考慮足尺比例進行設計，層高為2870 mm，跨度為4030 mm。圖2為試驗的整體加載裝置圖，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成框架，墻板通過安裝連接件內嵌于鉸接鋼框架，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為Q235B，屈服強度標準值為fy=235 MPa，鋼材的彈性模量為2.06×105MPa，泊松比取假設值0.3；ALC條板質量符合GB 15762-2008《蒸壓加氣混凝土板》標準[1]，本試驗用到的ALC條板的平均抗壓強度為3.9 MPa，干體積密度為505 kg/m3，彈性模量1635 MPa，泊松比取假設值0.2。

1.3 加載及量測

1.3.1 加載方案

本次試驗用到的加載裝置為液壓伺服作動器。試驗過程中采用位移控制加載，正式加載前先對結構進行預加載，以便檢測測試系統(tǒng)和加載系統(tǒng)。預加載位移取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。預加載結果理想的前提下，開始正式加載，起始以2 mm為一級荷載，加載至6 mm，每級荷載循環(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行加載，1/90之前每一級荷載循環(huán)3圈，1/90之后(含1/90)每一級荷載循環(huán)2圈，加載制度見圖3。

圖3 加載制度

1.3.2 量測方案

試驗過程中，對如下內容進行測量：

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

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

(3)墻體平面外側移情況：墻體工作時不應有過大幅度的平面外側移，因而墻板平面外側移量也是試件工作狀態(tài)評估的一個指標。在墻面中央位置布置兩個位移計來監(jiān)測墻體側移情況。

(4)記錄墻板裂縫開展狀況。

2 試驗現(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，在位移角達到1/480時墻板柱邊砂漿出現(xiàn)裂縫；位移角達到1/250時板材角部出現(xiàn)裂縫；位移角達到1/120時板材多處已出現(xiàn)不同程度破壞，墻板呈現(xiàn)塑性狀態(tài)；位移角達到1/90時，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處破壞明顯，條板與條板之間的粘結較穩(wěn)固。

(2) 試件N2

試件N2為U形卡法連接，當位移角達到1/700時，墻板與上梁的嵌縫砂漿出現(xiàn)裂縫；當位移角達到1/360時，板材上部與鋼梁砂漿粘結部位出現(xiàn)通縫，柱邊砂漿產(chǎn)生裂縫；當位移角達到1/240時，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力。當位移角達到1/180時，上部U形卡處板材開始出現(xiàn)滑移，滑移印記明顯，單向滑移長度達8 mm；當位移角達到1/100時，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處破壞明顯，條板之間的粘結較穩(wěn)固，墻板破壞不明顯。

(3) 試件N3

通過對試件N1，N2試驗現(xiàn)象分析，管卡法連接更為牢固，結構整體性好，能更好地傳遞荷載，同時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。試件N3居中開設2000 mm×900 mm的門洞，試驗過程中的現(xiàn)象描述如下：當位移角達到1/700時，ALC整體墻板與上梁的砂漿粘結出現(xiàn)微裂縫；當位移角達到1/360時開門洞處板材左上角出現(xiàn)斜向上45°微裂縫；當位移角達到1/280時，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；當位移角達到1/140時，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；當位移角達到1/100時，門洞處板材裂縫明顯增大，柱邊通縫明顯，此時墻板整體基本形成機動體系，大部分管卡失去工作性能。當位移角達到1/90時，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，試驗過程中的現(xiàn)象描述如下：當位移角達到1/480時，開門洞處板材左上角出現(xiàn)斜向上45°微裂縫；當位移角達到1/360時，開門洞處板材右上角對稱部位出現(xiàn)斜向上微裂縫，此時洞口左上角裂縫延伸；其后，門洞處裂縫相繼對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；當位移角達到1/140時，門洞處裂縫延伸至上梁，裂縫寬度擴張，管卡連接部位板材擠碎、小塊脫落；當位移角達到1/100時，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。

通過對各試件試驗現(xiàn)象分析可知，不同連接方式對墻板破壞形態(tài)的影響規(guī)律不同。管卡法連接更為牢固，試件結構整體性好，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重導致管卡失去工作性能。當墻體開設門洞時，墻板破壞則集中于門洞四周及管卡連接處。對于U形卡法連接的試件，小位移加載時，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，最終導致連接件失去工作性能。各試件試驗的破壞模式如圖4 所示。

圖4 破壞模式

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

在試驗中測試系統(tǒng)記錄了框架頂部水平荷載-位移(P-Δ)關系的相關數(shù)據(jù)。選取每級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荷載加卸周次的增多而逐漸減小，說明殘余變形在相應的累積增加，顯示出結構強度及剛度的退化。

(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，當位移角達到1/90時，管卡處板材破壞嚴重，管卡已不能有效錨固墻板，試件達到承載力極限。試件N2滯回曲線的形狀直接由線性轉變?yōu)閆形，滯回曲線的水平段抗側力值小，位移角達到1/100時，墻板滑移，試件達到承載力極限。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重裂縫，剪切滑移明顯。位移角達到1/100時，試件達到承載力極限。與N1試件相比試件N3較早達到極限位移，滯回曲線捏攏程度更大，說明開設門洞對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稱試件，其正向抗側承載力大于負向抗側承載力。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，結合試驗現(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類似，基本呈線性增長，墻板與連接件狀態(tài)良好，共同協(xié)調工作。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，導致試件承載力下降。對比試件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。對比試件N3，N4，由于試件N4是一組門洞靠邊布置的非對稱試件，故其骨架曲線并不對稱，相比正向加載，負向加載時更早出現(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，負向加載過程中墻板與連接件無法共同協(xié)調工作。

3.3 強度退化

強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加載次數(shù)的增加而降低的特性。選用同級荷載強度退化系數(shù)λi描述試件強度退化情況，如式(1)和表2所示。

表2 強度退化系數(shù)

(1)

在加載過程中，試件N1強度退化系數(shù)總大于試件N2，即試件N2強度退化程度大于試件N1。U形卡法連接的試件抗側力一部分來自于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不會出現(xiàn)這種情況，因而管卡法連接的強度退化性能較優(yōu)。試件N3，N4強度退化系數(shù)分布區(qū)間相似且數(shù)值相當，可以認為門洞布置位置對強度退化影響不大。

3.4 剛度退化

試件在反復荷載作用下由于裂縫發(fā)展、材料塑性發(fā)展等原因導致剛度隨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次正反向峰值點的荷載值；+Xi，-Xi分別為第i次正反向峰值點的位移值。

圖7為試件N1～N4的剛度退化情況。對比試件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，限制了板材角部的轉角與位移，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結構剛度退化顯著，在層間位移角達到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；當位移角達到1/150之后，試件N1剛度退化趨于穩(wěn)定，結構處于塑性階段，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，完整墻體的面積較門洞居中布置時大，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，表明門洞對墻體初始剪切剛度的大幅削弱作用。對比試件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

結構承受循環(huán)荷載時，存在一個能量消耗的過程，這些能量通過材料的內摩擦阻力或局部損傷(如開裂、塑性鉸轉動等)而轉化為熱量散失到空間中。本文選用量化指標等效粘滯阻尼系數(shù)ξe評價構件耗能能力，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。計算結果如圖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均為遞減，數(shù)值均小于試件N1，說明門洞的開設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)。

開設門洞的試件N3，N4在加載初期位移角達到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)泡劑粘結性能較好，對板材有一定的加固作用，耗能性能在加載初期較好；而當位移角達到1/360后，開設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，說明門洞的開設對試件耗能性能的影響大于U形卡法連接對試件耗能性能的影響。

4 結 論

本文對1榀U形卡法連接的內嵌ALC墻板鉸接鋼框架和3榀管卡法連接的內嵌ALC墻板鉸接鋼框架進行低周反復荷載試驗，通過對試驗現(xiàn)象及試驗數(shù)據(jù)的分析，主要得出以下結論：

(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；內嵌未開門洞ALC墻板的鉸接鋼框架結構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，連接件松動失去工作性能。內嵌開門洞ALC墻板的鉸接鋼框架結構的破壞形式主要是門洞角部條板對稱開裂破壞，過梁板松動，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、管卡法連接的內嵌ALC墻板鋼框架在反復荷載作用下可以很好協(xié)同工作，管卡法連接構造下墻板整體強度、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，開裂后修復較難。

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

(4)試驗表明，門洞靠邊布置的內嵌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。