周中一，徐智凌，田立柱，王 濤，李 勇，馮艾東

(1.地震工程與工程振動(dòng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所)，哈爾濱 150080；2.唐山冀東發(fā)展燕東建設(shè)有限公司，河北 唐山 064000)

鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)具有承載力高、抗震性能好、施工簡(jiǎn)便等優(yōu)點(diǎn)，適于在裝配式建筑中應(yīng)用，相關(guān)設(shè)計(jì)方法和理論已日臻完善。填充墻作為圍護(hù)結(jié)構(gòu)，通常被視為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件。在工程設(shè)計(jì)中填充墻對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響很少被考慮。相關(guān)研究和震害表明，地震作用下填充墻與框架共同工作，填充墻為框架提供了較大的側(cè)向剛度，在地震中承擔(dān)了部分剪力，耗散了地震能量，對(duì)抗震是有利的。另一方面，填充墻自身的重量和承擔(dān)的剪力增加了整體結(jié)構(gòu)吸收的能量，在填充墻發(fā)生破壞后，它所吸收的地震能量對(duì)結(jié)構(gòu)是不利的[1]。填充墻的存在不僅改變了結(jié)構(gòu)體系的剛度、強(qiáng)度及其分布, 還會(huì)對(duì)主體結(jié)構(gòu)構(gòu)件的局部約束產(chǎn)生不利影響[2]，帶洞口填充墻對(duì)框架柱的局部約束易造成“短柱效應(yīng)”，整體填充墻與框架的“相互剛化效應(yīng)”會(huì)減小結(jié)構(gòu)的基本周期，放大結(jié)構(gòu)所承受的地震力，加劇整體結(jié)構(gòu)的破壞程度[3-4]。填充墻框架結(jié)構(gòu)的側(cè)向總承載能力大于框架和填充墻體單獨(dú)的抗側(cè)力之和[5]。隨著裝配式建筑和墻改政策的推進(jìn)，傳統(tǒng)實(shí)心黏土磚類(lèi)填充墻正在被輕質(zhì)砌塊填充墻或裝配式輕質(zhì)填充墻所取代[6-7]，鋼(鋼管混凝土)框架在工程中所占的比例也在逐漸增加。王波等[8]進(jìn)行了內(nèi)嵌或外掛蒸壓輕質(zhì)加氣混凝土(ALC)板鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)；曹正罡等[9]進(jìn)行了3榀1/2縮尺的2層1跨裝配式鋼框架的低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究；李國(guó)強(qiáng)等[10]進(jìn)行了6榀鋼框架ALC填充墻板模型的靜力及擬靜力試驗(yàn)；郝贠洪等[11]進(jìn)行了發(fā)泡混凝土墻體壓剪復(fù)合作用下的力學(xué)性能試驗(yàn)研究；聞洋等[12]的研究表明，對(duì)于有、無(wú)填充墻的矩形鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)體系，前者的承載能力和延性明顯優(yōu)于后者，而帶填充墻的框架結(jié)構(gòu)變形能力稍弱，破壞過(guò)程總體比較緩和，但滿(mǎn)足延性框架的要求。隨著建筑工業(yè)化程度的提高，可提高建造效率、節(jié)省人力成本的整體裝配式填充墻的應(yīng)用逐漸增多，但目前對(duì)框架-整體裝配式填充墻的研究尚少；文獻(xiàn)[13-15]主要研究了不同連接構(gòu)造的填充墻對(duì)框架-填充墻承載力、剛度、填充墻損傷開(kāi)裂過(guò)程及其平面外抗震性能的影響。目前關(guān)于框架-填充墻的研究以縮尺模型試驗(yàn)居多，與實(shí)際結(jié)構(gòu)的受力性能和抗震機(jī)理也有一定的差異。

本文進(jìn)行了1個(gè)單榀兩跨兩層足尺鋼管混凝土框架-柔性連接整體裝配式填充墻模型的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，分析了整體裝配式填充墻的損傷演化過(guò)程、鋼管混凝土柱框架-填充墻間的柔性連接構(gòu)造及其相互作用，研究了鋼管混凝土框架-柔性連接填充墻的共同受力性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)以唐山在建18層高層住宅結(jié)構(gòu)為工程背景，研究鋼管混凝土框架-整體裝配式填充間的相互作用和抗震性能。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑樽愠邌伍瘍煽鐑蓪涌蚣?填充墻，框架柱為矩形鋼管混凝土柱,鋼管截面尺寸為200 mm×450 mm×12 mm，鋼管內(nèi)灌注C40混凝土；框架梁為H型鋼梁,規(guī)格為400 mm×150 mm×8 mm×12 mm；填充墻為鋼骨架輕型復(fù)合板材，見(jiàn)圖1(a)，墻厚180 mm，墻體表面為抗裂纖維網(wǎng)水泥基聚合物面層，芯層為鋼絲網(wǎng)輕骨料混凝土，共4片整體裝配式填充墻，其中2片不帶洞口(DB1，DB2)，1片帶門(mén)洞(DB3)，1片帶窗洞(DB4)；型鋼梁通過(guò)栓釘與樓板連接，樓板寬度1 200 mm，厚120 mm，樓板配筋為雙層雙向Φ8@200，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽庖?jiàn)圖1?？蚣芰汉涂蚣苤捎寐菟ê秃附踊旌线B接，填充墻與框架柱間預(yù)留10 mm縫隙，與框架梁間采用柔性連接件連接。試件幾何尺寸、柔性連接件和墻體內(nèi)部構(gòu)造見(jiàn)圖1。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽?mm)Fig.1 Schematic diagram of specimens (mm)

1.2 試驗(yàn)加載

試驗(yàn)在中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所恢先地震工程與工程振動(dòng)臺(tái)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。試驗(yàn)時(shí)，首先用豎向千斤頂在鋼管混凝柱頂部施加豎向荷載，3個(gè)柱頂豎向荷載比例為1∶2.83∶1.83，分別為2 400、1 890和1 520 kN, 通過(guò)水平千斤頂在二層型鋼梁中心點(diǎn)處施加低周反復(fù)荷載，采用荷載-位移混合控制方法，試件屈服前采用荷載控制，初始荷載50 kN，以后每級(jí)荷載增量50 kN，試件屈服后采用位移控制，每級(jí)增量為1倍的屈服位移，每級(jí)荷載循環(huán)兩次，加載裝置見(jiàn)圖2，圖中水平加載梁翼緣與鋼管混凝土柱間用鋼鉸連接，另一側(cè)翼緣上焊接輥輪與反力架立柱接觸，并能自由滑動(dòng)，加載梁同時(shí)可防止試驗(yàn)?zāi)Ｐ推矫嫱馐Х€(wěn)。

圖2 加載裝置Fig.2 Test setup

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

框架梁端部、框架柱端部布置應(yīng)變片，測(cè)量相應(yīng)位置應(yīng)變變化情況，評(píng)價(jià)損傷演化過(guò)程；在每層框架梁中心點(diǎn)處布置位移計(jì)，測(cè)量框架變形情況；沿墻體對(duì)角線(xiàn)布置位移計(jì)，測(cè)量墻體變形情況；在框架梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)域布置斜向位移計(jì)，測(cè)量節(jié)點(diǎn)區(qū)變形情況；見(jiàn)圖3(a)。在每根鋼管凝土柱，距離梁底及梁頂1 000 mm處沿周邊布設(shè)應(yīng)變片，測(cè)量柱相應(yīng)截面及位置的應(yīng)變值；在型鋼梁上距柱邊1 000 mm處，在型鋼梁的翼緣和腹板布設(shè)應(yīng)變片，測(cè)量型鋼翼緣和腹板的應(yīng)變；見(jiàn)圖3(b)。

圖3 測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Arrangement of measurement system

2 試驗(yàn)分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

荷載控制階段，水平荷載達(dá)到300 kN以前，鋼管混凝土框架整體處于彈性階段，框架變形較小，裝配式填充墻板與框架間的柔性連接和框架填充墻間預(yù)留縫隙，容許兩者之間有一定的相對(duì)位移，在此容許位移范圍內(nèi)，框架傳遞給填充墻的荷載較小，避免了填充墻過(guò)早開(kāi)裂，填充墻裂縫發(fā)展緩慢。

加載至300 kN時(shí)，二層無(wú)洞口填充墻(DB3)左上角因框架梁柱擠壓，產(chǎn)生初試裂縫(見(jiàn)圖4(a))。此時(shí)二層框架梁中心點(diǎn)處水平位移約10 mm，荷載位移滯回曲線(xiàn)出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，將此時(shí)的位移看作明顯屈服點(diǎn)位移；后續(xù)試驗(yàn)進(jìn)行位移控制加載，每級(jí)荷載以10 mm為增量。當(dāng)加載點(diǎn)水平位移達(dá)到20 mm，二層頂部位移角1/319時(shí)， 填充墻板(DB3)與框架梁連接螺栓周?chē)霈F(xiàn)斜向下的裂縫，見(jiàn)圖4(b)。帶窗洞口填充墻板(DB4)右上角部出現(xiàn)斜向裂縫，見(jiàn)圖4(c)。

圖4 填充墻裂縫Fig.4 Infilled wall crack pattern

當(dāng)加載點(diǎn)水平位移達(dá)到70 mm，位移角約1/91時(shí)，無(wú)洞口填充墻板(DB1,DB3)抗裂纖維網(wǎng)水泥基聚合物面層布滿(mǎn)細(xì)而密的裂縫，裂縫發(fā)展方向大致沿著填充墻與上下框架梁連接件的連線(xiàn)方向，這是由于水平荷載通過(guò)框架梁傳遞給填充墻連接件，沿連接件連線(xiàn)形成拉力帶，墻體裂縫垂直拉力帶分布；帶洞口填充墻板(DB2,DB4)的裂縫主要分布在填充墻與框架梁柱接觸處，和門(mén)窗洞口角部，這主要是由鋼管混凝土框架擠壓填充墻和洞口角部應(yīng)力集中造成的。填充墻板裂縫分布見(jiàn)圖5。

圖5 填充墻裂縫 (1/91)Fig.5 Infilled wall crack pattern (1/91)

此后，隨著水平荷載增大，框架與填充墻間相對(duì)位移增大，連接螺栓被柔性連接件卡住(見(jiàn)圖6(a))，框架傳遞給填充墻的荷載增大，填充墻裂縫寬度增大，局部與框架接觸處填充墻角部混凝土開(kāi)裂，見(jiàn)圖6(b)。

圖6 填充墻損傷Fig.6 Damage state of infilled wall

水平加載點(diǎn)位移達(dá)152 mm，位移角1/41時(shí)，首層門(mén)洞口上部框架梁腹板和下翼緣與框架柱連接處焊縫撕裂(見(jiàn)圖7(a)、圖7(b))，鋼管混凝土柱根部周?chē)鷺前寤炷翂毫?見(jiàn)圖7(c))試驗(yàn)終止，填充墻板損傷整體較輕，墻體角部混凝土有少部分壓碎，鋼管混凝土底部未見(jiàn)明顯屈曲。

圖7 框架梁損傷Fig.7 Damage state of steel frame beam

綜上所述：1)整體裝配式填充墻與鋼管混凝土柱框架間采用柔性連接，延緩并減小了框架傳遞給填充墻的荷載，避免了裝配式填充墻過(guò)早開(kāi)裂，鋼管混凝土柱框架變形達(dá)到規(guī)范[16-17]限定的彈塑性位移角限值1/50時(shí)，整體裝配式填充墻的損傷輕微，可修復(fù)性較強(qiáng)；2)鋼管混凝土柱框架的抗側(cè)剛度大，抵抗變形能力強(qiáng)，框架整體變形達(dá)1/41時(shí)，鋼管混凝土柱損傷輕微；3)鋼管混凝土柱框架的損傷主要集中于型鋼梁下翼緣和腹板與鋼管混凝土柱連接處，其余部位損傷較輕，仍具有穩(wěn)定的后期承載能力。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1 滯回曲線(xiàn)

1)整體變形。實(shí)測(cè)二層框架梁中心點(diǎn)處荷載-位移滯回曲線(xiàn)和骨架曲線(xiàn)，見(jiàn)圖8，其中骨架曲線(xiàn)取荷載-變形滯回曲線(xiàn)中每一級(jí)荷載第一次循環(huán)的峰值點(diǎn)所連成的包絡(luò)曲線(xiàn)，圖中F為二層加載點(diǎn)處水平荷載，U為二層框架梁中心點(diǎn)處位移。

由圖8可見(jiàn)：1)鋼管混凝土框架滯回曲線(xiàn)平滑、飽滿(mǎn)，捏攏不明顯，表明其具有較強(qiáng)的耗能能力；2)骨架曲線(xiàn)正向峰值荷載為1 553.12 kN，位移為82.43 mm，位移角約為1/77；負(fù)向峰值荷載為1 389.13 kN，對(duì)應(yīng)峰值位移為119.62 mm，位移角約為1/53；位移角達(dá)1/41時(shí)，正向承載力為1 484.32 kN，負(fù)向承載力為1 340.62 kN，正負(fù)兩向荷載分別僅下降了4.44%和3.48%。表明鋼管混凝土框架整體裝配式填充墻結(jié)構(gòu)在達(dá)到規(guī)范要求的彈塑性位移角限值時(shí)，仍具有較高的承載力和變形能力，整體的抗震性能良好。

圖8 滯回曲線(xiàn)Fig.8 Hysteretic curve

2)節(jié)點(diǎn)變形。在首層頂部鋼管混凝土柱節(jié)點(diǎn)區(qū)域布置了對(duì)角位移計(jì)，以測(cè)量節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切變形，實(shí)測(cè)節(jié)點(diǎn)區(qū)荷載-剪切變形曲線(xiàn)見(jiàn)圖9。

圖9 節(jié)點(diǎn)滯回曲線(xiàn)Fig.9 Hysteretic curves of column-beam joint

由圖9可見(jiàn)：鋼管混凝土框架左右邊節(jié)點(diǎn)變形發(fā)展穩(wěn)定，對(duì)角線(xiàn)方向變形分別為0.4 mm和0.5 mm，中節(jié)點(diǎn)對(duì)角線(xiàn)方向變形最大值為0.6 mm。表明填充混凝土后，混凝土為節(jié)點(diǎn)鋼管壁變形提供了側(cè)向約束，增強(qiáng)了鋼管混凝土框架柱節(jié)點(diǎn)區(qū)的變形剛度，減小了節(jié)點(diǎn)對(duì)角線(xiàn)方向變形。

3)墻體變形。實(shí)測(cè)二層帶窗洞口墻體DB4和二層無(wú)洞口墻體DB3對(duì)角線(xiàn)方向變形隨加載時(shí)間的發(fā)展曲線(xiàn)見(jiàn)圖10。

圖10 墻體變形Fig.10 Deformation of infilled wall

由圖10可見(jiàn)：1)加載初期墻板對(duì)角線(xiàn)方向，變形增長(zhǎng)緩慢且發(fā)展穩(wěn)定，殘余變形較小，正負(fù)向變形基本對(duì)稱(chēng)；隨著加載點(diǎn)水平位移增大，墻體對(duì)角線(xiàn)方向變形快速增長(zhǎng)，殘余變形增大，表明墻體剛度退化嚴(yán)重，損傷加重；2)整體裝配式填充墻剛度大，變形能力強(qiáng)，整體結(jié)構(gòu)頂部變形達(dá)到1/41位移角時(shí)，墻體對(duì)角線(xiàn)方向變形最大值約20 mm，墻體損傷較輕；表明整體裝配式填充墻變形能力強(qiáng)，達(dá)到規(guī)范規(guī)定的彈塑性變形限值時(shí)，墻體損傷輕微，仍具有較好的可修復(fù)性。

2.2.2 剛度退化

實(shí)測(cè)整體結(jié)構(gòu)剛度退化曲線(xiàn)見(jiàn)圖11(a)，每級(jí)荷載循環(huán)兩次的骨架曲線(xiàn)見(jiàn)圖11(b)。

由圖11可見(jiàn)：鋼管混凝土框架-柔性連接整體裝配式填充墻初試剛度大，剛度退化緩慢，加載點(diǎn)位移角達(dá)到1/41位移角時(shí)，整體結(jié)構(gòu)仍具有較大的剛度和變形能力，骨架曲線(xiàn)基本處于水平段，表明該結(jié)構(gòu)承載力高、延性好，且具有良好的抗震性能。

圖11 剛度退化與骨架曲線(xiàn)Fig.11 Stiffness degration and skeleton curves of specimen

2.2.3 耗能

試件等效黏滯阻系數(shù)ζeq與加載級(jí)數(shù)的關(guān)系曲線(xiàn)見(jiàn)圖12。

由圖12可見(jiàn)：等效黏滯阻尼系數(shù)隨加載位移增大呈先降后升趨勢(shì)，由加載初期的22.45%，下降至5.24%，這是由于墻體與柔性連接件間的滑移摩擦耗能作用逐漸減小；之后增加到16.5%左右后保持穩(wěn)定，直至加載點(diǎn)位移角達(dá)到1/41。這是由于墻體框架相對(duì)變形超過(guò)了預(yù)留空隙，框架與填充墻接觸，兩者共同工作，提高了結(jié)構(gòu)的整體耗能能力，并能使結(jié)構(gòu)后期保持穩(wěn)定的耗能能力，表明鋼管混凝土框架-柔性連接整體裝配式填充墻具有良好的抗震能力和較強(qiáng)的耗能能力。

圖12 等效黏滯阻尼器系數(shù)Fig.12 Equivalent viscous damping coefficients of specimen

2.2.4 位移與延性

實(shí)測(cè)試件屈服位移Δy、屈服荷載Fy，極限位移Δp、極限荷載Fp，彈塑性最大位移Δ1/41及其對(duì)應(yīng)荷載F1/41及延性系數(shù)見(jiàn)表1。

由表1可見(jiàn)：鋼管混凝土框架-整體裝配式填充墻的負(fù)向延性系數(shù)為2.10，正向延性系數(shù)為2.66，表明該結(jié)構(gòu)延性好，變形能力強(qiáng)。

表1 試件特征點(diǎn)位移Tab.1 Experimental results of characteristic point displacement

3 結(jié) 論

1)框架-填充墻間采用柔性連接，可減小框架傳遞給填充墻的荷載，避免填充墻過(guò)早開(kāi)裂，克服填充墻對(duì)框架的不利影響，充分發(fā)揮鋼管混凝土框架延性好的優(yōu)勢(shì)，提高整體結(jié)構(gòu)的延性，削弱填充墻對(duì)框架的不利影響。

2)試驗(yàn)所得試件的滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn)、平滑，捏攏不明顯，前后兩次加載的骨架曲線(xiàn)基本重合，整體結(jié)構(gòu)的剛度和強(qiáng)度退化不明顯，整體損傷較輕。

3)鋼管混凝土框架-整體裝配式填充墻具有穩(wěn)定的承載力和較強(qiáng)的變形能力，位移角達(dá)1/41時(shí)，與峰值荷載相比，結(jié)構(gòu)整體的正負(fù)向承載力分別僅下降了4.44%和3.48%。

4)鋼管混凝土框架-整體裝配式填充墻承載力高，延性好，剛度退化慢，耗能能力強(qiáng)，后期承載力穩(wěn)定，可滿(mǎn)足地震區(qū)相關(guān)規(guī)范的抗震設(shè)防要求。