彭立港， 孫一李全,， 趙羽習(xí)， 袁 靜

(1. 浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 浙江 杭州 310058； 2. 浙江省建筑設(shè)計(jì)研究院， 浙江 杭州 310006)

鋼框架-混凝土填充墻憑借其輕質(zhì)高強(qiáng)、易于裝配、抗震性能好等優(yōu)勢，成為高烈度區(qū)多高層建筑設(shè)計(jì)中常見的結(jié)構(gòu)體系.在鋼框架-混凝土填充墻的結(jié)構(gòu)體系中，兩者協(xié)同工作、雙道設(shè)防.其中，混凝土填充墻作為主要的抗側(cè)力構(gòu)件，可以提供較大的側(cè)向剛度，同時(shí)還能發(fā)揮圍護(hù)的功能；鋼框架則承擔(dān)重力荷載和大部分傾覆力矩[1].已有很多學(xué)者將混凝土填充墻應(yīng)用到鋼框架結(jié)構(gòu)中，并取得了一些成果.曹正罡等[2]對鋼框架-輕質(zhì)填充墻的抗震性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)ALS墻板提高了結(jié)構(gòu)的初始剛度、峰值荷載、極限層間位移角和耗能能力，延緩了結(jié)構(gòu)的失效；LSF干式墻板對結(jié)構(gòu)的強(qiáng)化作用不明顯.熊清清等[3]對鋼框架-EPS混凝土墻板抗震性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)EPS墻板的側(cè)向變形滿足規(guī)范要求；使用纖維板和適當(dāng)增大墻板高寬比有利于提高結(jié)構(gòu)整體的抗震性能.Sun等[4]發(fā)現(xiàn)鋼框架-帶有隱藏式垂直縫的混凝土填充墻相比于鋼框架-實(shí)心混凝土填充墻，具有更好的延性、變形能力和能量耗散能力.Jiang等[5]發(fā)現(xiàn)，相比于純鋼框架，鋼框架-部分填充預(yù)制鋼筋混凝土墻的初始剛度、承載力、延性和耗能能力更優(yōu).

值得注意的是，近年來，我國正面臨著砂石資源短缺的困境；此外，自然災(zāi)害、老舊房拆遷和棚戶區(qū)改造等產(chǎn)生了巨量的建筑廢棄物，其中就有很大一部分磚混結(jié)構(gòu)的廢棄物，亟待得到合理有效的處置[6-8].因此，對建筑廢棄物進(jìn)行資源化利用以制備再生骨料混凝土(以下簡稱再生混凝土)，是對我國力爭在2030年前實(shí)現(xiàn)“碳達(dá)峰”、在2060年前實(shí)現(xiàn)“碳中和”重大戰(zhàn)略決策的積極響應(yīng)，這也將全面提高資源利用效率、有力推動(dòng)建筑行業(yè)的綠色低碳發(fā)展.然而，由于再生骨料在混凝土內(nèi)部引入了更復(fù)雜的界面過渡區(qū)，再生混凝土材料及構(gòu)件性能通常要弱于普通混凝土[6-11].但也有研究表明，再生混凝土可以達(dá)到與普通混凝土相當(dāng)甚至更好的性能[12-13].

然而，目前關(guān)于將再生混凝土應(yīng)用到鋼框架結(jié)構(gòu)中填充墻的研究仍然較少.郭宏超等[14]發(fā)現(xiàn)，與純鋼框架相比，鋼框架-內(nèi)填再生混凝土墻板的承載力、初始剛度和耗能能力提升明顯；與普通混凝土墻板相比，再生混凝土墻板的開裂荷載和屈服荷載較低，但兩者的承載力相差無幾.同時(shí)，郭宏超等[15]還發(fā)現(xiàn)，增大墻板厚度和提高混凝土強(qiáng)度對鋼框架-再生混凝土墻板結(jié)構(gòu)的初始剛度影響不大，但對其極限承載力和變形能力的提升有利.Sun等[16]發(fā)現(xiàn)外掛式再生混凝土墻板能顯著提高鋼框架-外掛再生混凝土墻板結(jié)構(gòu)體系的承載力、剛度和耗能能力.盡管上述研究對鋼框架-再生混凝土墻板的抗震性能進(jìn)行了一些探索，但鋼框架-再生混凝土空心條板填充墻以及墻體開洞對其抗震性能影響的研究鮮有報(bào)道.

基于此，本研究對2榀單層單跨的鋼框架-再生混凝土空心條板填充墻試件(墻體不開洞和墻體開洞)進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)，得到了試件的滯回曲線和骨架曲線，對比分析了墻體開洞對該結(jié)構(gòu)體系的破壞模式、延性、承載力和剛度等的影響.同時(shí)，針對本試驗(yàn)中空心條板填充墻的安裝工藝與連接方式提出了一些改進(jìn)意見.最后，對比分析了實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果，以期為此類結(jié)構(gòu)體系的抗震設(shè)計(jì)提供參考依據(jù).

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)2榀單層單跨的鋼框架-再生混凝土空心條板填充墻試件，如圖1所示.一組墻體不開洞，記為F1，墻體由3塊長1 500 mm、寬600 mm、厚90 mm的空心條板組成；另一組墻體開洞，記為F2，門洞高1 100 mm、寬600 mm，墻體由3塊空心條板切割后組合而成.梁柱所用鋼材均為Q235的H型鋼，鋼材截面規(guī)格均為LH 200 mm×150 mm×6 mm×8 mm，鋼材的材料性能如表1所示，其中a0為試件厚度，ReL為屈服強(qiáng)度，σu為極限強(qiáng)度，E為彈性模量，δ為伸長率.條板由杭州富麗華建材有限公司使用全再生磚混骨料混凝土制作，條板的抗壓強(qiáng)度為6.8 MPa，抗彎破壞荷載為板自重的3倍.

表1 鋼材的材料性能Table 1 Material properties of steel

通過U型卡扣將再生混凝土空心條板與鋼框架焊接相連.空心條板下部用三角形木楔將其頂緊.條板與鋼框架之間以及條板與條板之間的縫隙用嵌縫砂漿填補(bǔ)，并在砂漿表面貼置玻璃纖維網(wǎng)格布.將條板表面刷白，畫好網(wǎng)格，方便裂縫觀察及定位.

1.2 加載方案

本試驗(yàn)在浙江大學(xué)土木水利工程實(shí)驗(yàn)中心完成.水平荷載由500 kN電液伺服作動(dòng)器施加.作動(dòng)器與結(jié)構(gòu)體系通過拉桿相連，實(shí)現(xiàn)水平方向的低周往復(fù)加載，試驗(yàn)加載裝置如圖2所示.由于本試驗(yàn)主要研究墻體開洞對結(jié)構(gòu)體系抗震性能的影響，豎向荷載由鋼柱承擔(dān)，且墻體為填充墻，故不考慮施加豎向荷載.

正式加載前需先進(jìn)行預(yù)加載，檢查各儀表設(shè)備是否正常工作，然后再開始試驗(yàn).本試驗(yàn)采用美國ATC-24(1992)規(guī)程中的位移加載制度,如圖3所示，其中Δ表示位移，取Δy=12 mm.當(dāng)荷載低于85%的峰值荷載，或條板出現(xiàn)貫穿裂縫、斷裂、側(cè)傾倒塌等情況時(shí)，宣告加載終止，立即結(jié)束試驗(yàn).

1.3 測量方案

為監(jiān)測加載過程中的框架整體變形情況，布置了試件F1和F2的混凝土條板應(yīng)變片、 鋼結(jié)構(gòu)

圖1 鋼框架-再生混凝土空心條板填充墻試件示意圖(mm)

圖2 試驗(yàn)加載裝置

梁柱應(yīng)變片以及位移計(jì)等.具體測點(diǎn)位置如圖4所示，其中字母C表示混凝土(concrete)應(yīng)變片，而字母S表示鋼材(steel)應(yīng)變片，字母后的數(shù)字代表應(yīng)變片的編號，例如C1表示編號為1的混凝土應(yīng)變片.試驗(yàn)加載過程中，注意觀察并記錄嵌縫砂漿開裂、混凝土條板開裂、鋼框架屈曲等試驗(yàn)現(xiàn)象.

圖3 加載制度

圖4 試件測點(diǎn)布置示意圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 墻體不開洞試件F1

當(dāng)位移加載至0.25Δy時(shí)，墻體右側(cè)條板底部與鋼梁之間的嵌縫砂漿出現(xiàn)細(xì)微裂縫；繼續(xù)位移加載，U型卡扣與條板之間、條板與條板相接處等位置的嵌縫砂漿也逐漸出現(xiàn)裂縫，這可能是由于嵌縫砂漿的自身強(qiáng)度較低、嵌縫砂漿與鋼框架的黏結(jié)性能不佳.繼續(xù)位移加載至1.5Δy，條板與鋼框架之間開始出現(xiàn)縫隙；繼續(xù)位移加載，條板邊角混凝土壓碎，條板與條板之間已產(chǎn)生較大的相對位移，柱腳翼緣出現(xiàn)比較明顯的局部屈曲變形，如圖5a所示.當(dāng)位移加載至15Δy時(shí)，中間條板出現(xiàn)對角線方向的貫穿裂縫，但裂縫數(shù)量較少且寬度較窄，條板邊角混凝土壓碎并剝落，混凝土條板與U型卡扣已經(jīng)錯(cuò)開，此時(shí)條板即將脫離U型卡扣約束，有側(cè)傾倒塌的安全風(fēng)險(xiǎn)，如圖5b所示，因此完成此級加載后停止加載.

圖5 試件F1破壞形態(tài)

2.2 墻體開洞試件F2

位移加載至0.25Δy時(shí)，墻體右側(cè)條板底部與鋼梁之間的嵌縫砂漿出現(xiàn)細(xì)微裂縫；繼續(xù)位移加載，U型卡扣與條板之間、水平擱置條板與豎直安裝條板之間等位置的嵌縫砂漿發(fā)生碎裂，且部分抹面砂漿有剝落跡象.當(dāng)位移加載至1.5Δy時(shí)，墻體右側(cè)條板底部混凝土已出現(xiàn)擠壓破碎；繼續(xù)位移加載后，柱翼緣發(fā)生局部翹曲，如圖6a所示，墻體左右條板的4個(gè)板角均出現(xiàn)不同程度的擠壓破壞，且伴有混凝土碎片剝落現(xiàn)象.位移加載至7Δy，水平擱置條板與豎直安裝條板完全脫離，條板與鋼框架也產(chǎn)生較大程度的脫離.當(dāng)位移加載至12Δy時(shí)，水平擱置條板嚴(yán)重破壞，且有脫出U型卡扣約束范圍的風(fēng)險(xiǎn)，并有一定程度的平面外扭轉(zhuǎn)，如圖6b所示，因此完成此級加載后停止加載.

2.3 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

試件F1和F2的破壞模式類似，主要包括嵌縫砂漿碎裂、條板混凝土破碎、柱腳翼緣局部屈曲、混凝土條板脫出U型卡扣等，最終破壞形態(tài)如圖5和圖6所示.換而言之，墻體開洞對該結(jié)構(gòu)體系的破壞模式影響不大.整體來看，再生混凝土空心條板在擬靜力試驗(yàn)中所表現(xiàn)出的試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式，也與先前研究中其他材料的條板[17-18]基本一致.

圖6 試件F2破壞形態(tài)

混凝土條板在加載破壞過程中整體性較好，未發(fā)生裂縫貫穿、斷裂、大塊剝落等嚴(yán)重破壞，主要問題還是U型卡扣對混凝土條板的約束失效，因此后期需要對空心條板填充墻的安裝工藝與連接方式進(jìn)行針對性改進(jìn)優(yōu)化.

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

試件F1和F2的滯回曲線如圖7所示，圖中P為水平荷載，x為水平位移.由圖7可以看出，試件F1的滯回曲線比試件F2更飽滿，這說明前者的整體性更好.但兩者也有一定的相似性，例如在加載初期，試件處于彈性階段，滯回曲線呈直線，卸載后基本無殘余變形.隨著荷載繼續(xù)增大，條板混凝土開裂甚至破碎，滯回曲線斜率逐漸減小，殘余變形不斷累積，此時(shí)試件進(jìn)入塑性階段，剛度持續(xù)退化.

3.2 骨架曲線

試件F1和F2的骨架曲線如圖8所示，圖中P為水平荷載，x為水平位移.提取圖8中骨架曲線的特征點(diǎn)如表2所示，其中Δy與Δu為屈服位移和極限位移，Py與Pu為對應(yīng)的屈服荷載和極限荷載，u代表位移延性系數(shù).位移延性系數(shù)u的定義為極限位移Δu和屈服位移Δy的比值，即u=Δu/Δy.

由圖8可知，試件F2骨架曲線的斜率稍小，這說明墻體開洞會(huì)對抗側(cè)剛度存在輕微的不利影響.結(jié)合表2進(jìn)行分析，墻體開洞對屈服荷載和極限荷載的削弱作用只有8.0%和5.4%，影響比較有限，這可能是由于當(dāng)前的安裝工藝及連接方式不能保證結(jié)構(gòu)體系良好的協(xié)同工作性能.

圖7 滯回曲線

由表2可知，在人為停止加載的情況下，試件F1與F2的延性系數(shù)分別為4.79和3.58，這說明雖然墻體開洞會(huì)對結(jié)構(gòu)體系的延性產(chǎn)生一定的負(fù)面影響，但墻體開洞試件仍能滿足抗震的延性要求.相比于墻體未開洞試件，墻體開洞試件的屈服位移略大、屈服荷載略小.如果能采用更合適的安裝工藝和連接方式，該結(jié)構(gòu)體系可以保持較高的承載力和延性，滿足抗震性能的要求.

圖8 骨架曲線

表2 骨架曲線的特征點(diǎn)

3.3 承載力退化

本試驗(yàn)中，試件的承載力退化系數(shù)的定義為：同級荷載下，最后循環(huán)的峰值荷載與首個(gè)循環(huán)的峰值荷載的比值.試件F1和F2的承載力退化曲線如圖9所示，圖中λi代表承載力退化系數(shù)，x代表水平位移.

從圖9可知，墻體開洞對承載力退化的影響不大.同時(shí)，承載力退化隨水平位移的變化也較小，基本趨于平穩(wěn).這可能是安裝工藝與連接方式的問題，導(dǎo)致鋼框架與條板之間協(xié)同工作能力不佳，條板沒有很好發(fā)揮抵抗側(cè)向荷載的功能.

圖9 承載力退化曲線

3.4 剛度退化

本試驗(yàn)中，用同級荷載下首個(gè)循環(huán)的割線剛度表示試件剛度，記為Ki，可按下式計(jì)算：

式中：+Pi，-Pi分別為第i次正向、負(fù)向位移加載循環(huán)的峰值荷載；+Δi，-Δi分別為第i次正向、負(fù)向位移加載循環(huán)的峰值位移.試件剛度隨水平位移變化曲線如圖10所示.

由圖10可知，加載初期，當(dāng)水平位移小于24 mm時(shí)，嵌縫砂漿就已經(jīng)開裂，試件剛度退化較快.在加載至水平位移24～36 mm時(shí)，試件剛度退化幅度減小，這一階段鋼框架與填充墻協(xié)同工作性能較好，減緩了剛度退化.水平位移大于36 mm后，條板混凝土裂縫持續(xù)開展，甚至出現(xiàn)壓碎、剝落現(xiàn)象，試件剛度退化有所加快，但退化幅度遠(yuǎn)小于加載初期.與此同時(shí)，可以發(fā)現(xiàn)，在相同水平位移下，試件F2剛度始終比試件F1要小，這說明條板開洞會(huì)削弱試件剛度，但這種削弱作用較小.

圖10 剛度退化曲線

3.5 改進(jìn)意見

1) 使用高強(qiáng)抗裂的嵌縫砂漿.在加載過程中，嵌縫砂漿極易碎裂，這會(huì)影響其在實(shí)際工程中的推廣使用.使用高強(qiáng)抗裂的嵌縫砂漿也可以保證鋼框架與填充墻有較好的協(xié)同工作能力.

2) 適當(dāng)增加U型卡扣的數(shù)量，確保即使發(fā)生較大的水平位移，也有足夠的U型卡扣約束混凝土條板，以強(qiáng)化結(jié)構(gòu)體系的整體抗震性能.

3) 門洞上方應(yīng)避免擱置條板.在試驗(yàn)中，水平擱置條板發(fā)生平面外扭轉(zhuǎn)，存在脫離U型卡扣約束而側(cè)傾倒塌的可能，存在較大的安全隱患，可通過后期裝修以木板等材料進(jìn)行填補(bǔ).

4) 用橡膠、乳膠或泡沫膠等緩沖性能較好的材料填充條板與框架、條板與條板之間的縫隙，盡量避免因硬接觸導(dǎo)致條板混凝土本身發(fā)生破壞.

4 有限元模擬

為深入研究鋼框架-再生混凝土空心條板填充墻的受力過程與破壞形態(tài)，采用Abaqus有限元分析軟件復(fù)現(xiàn)其擬靜力試驗(yàn).

4.1 計(jì)算模型及基本假定

按照前文中試件F1和F2的尺寸設(shè)計(jì)，并基于以下4點(diǎn)基本假設(shè)，建立有限元模型.

1) 模型僅采用鋼框架上部模型，框架柱底的邊界條件默認(rèn)為固定端；

2) 鋼框架內(nèi)的焊縫，如加勁肋板與梁柱之間的對接焊縫，在加載時(shí)不會(huì)發(fā)生焊縫失效；

3) 鋼材與再生混凝土的本構(gòu)模型分別符合三折線彈塑性模型與混凝土塑性損傷模型；

4) 梁柱節(jié)點(diǎn)采用螺栓連接，為簡化計(jì)算，假定螺栓在有效區(qū)域內(nèi)不會(huì)發(fā)生相對位移與轉(zhuǎn)動(dòng)，并使用綁定連接.

4.2 材料參數(shù)

鋼材材料模型參數(shù)根據(jù)表1進(jìn)行取值.混凝土材料模型采用Abaqus中的塑性損傷模型，具體參數(shù)取值如表3和表4所示.

表3 混凝土彈性參數(shù)Table 3 Elastic parameters of concrete

表4 混凝土塑性參數(shù)Table 4 Plastic parameters of concrete

4.3 單元選擇及網(wǎng)格劃分

有限元模型的梁柱以及墻體構(gòu)件，都采用八結(jié)點(diǎn)線性六面體單元(C3D8R單元).在試算基礎(chǔ)上，因較為關(guān)注墻體的應(yīng)力應(yīng)變情況，將墻體網(wǎng)格寬度劃分為25 mm，梁柱網(wǎng)格寬度劃分為100 mm.

4.4 邊界條件及加載制度

柱腳與支座底部采用螺栓連接，在試驗(yàn)中不發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)與位移，可將其視為固支.在有限元模型中施加完全固結(jié).墻體在垂直于墻體平面的方向受到U型卡扣的側(cè)向約束，因此對墻體施加U1=0的位移邊界條件.采用位移控制的水平荷載，加載制度與圖3中的加載制度保持一致.在有限元模型中，當(dāng)兩個(gè)加載面上設(shè)置點(diǎn)耦合約束后，通過對耦合點(diǎn)施加帶幅值的位移的方法實(shí)施加載.

4.5 接觸處理

梁柱之間的接觸摩擦系數(shù)為0.15，條板之間的接觸摩擦系數(shù)為0.40，條板與梁柱之間的接觸摩擦系數(shù)為0.35.在法向方向采用壓力過盈，即“硬”接觸的接觸模式，允許兩個(gè)面接觸后分離，在切向方向采用摩擦公式為“罰”函數(shù).

4.6 有限元分析結(jié)果

對比分析試件F1和F2有限元模擬的破壞模式如圖11所示.

由圖11的Mises應(yīng)力云圖可知：試件F1條板對角位置的應(yīng)力較大，中間條板尤甚，首先發(fā)生破壞，這與試驗(yàn)中觀察到的條板邊角混凝土壓碎相符.試件F2水平門洞右側(cè)的條板底角、條板與框架相接位置，以及擱置條板附近的應(yīng)力較大，這與試驗(yàn)中觀察到的墻體右側(cè)條板底部混凝土擠壓破碎、板角混凝土擠壓破壞、水平擱置條板側(cè)向偏移相符.

提取有限元模型框架上梁加載點(diǎn)處的位移和反力荷載，根據(jù)模擬結(jié)果繪制滯回曲線和骨架曲線，并與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果對比，如圖12和圖13所示.

由圖11～圖13可知：有限元模擬結(jié)果在加載后期與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，能夠較好擬合試驗(yàn)的承載能力.加載初期，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在部分差異，這可能是由試驗(yàn)中空心條板之間的接觸難達(dá)到有限元模型中緊密接觸的理想狀態(tài).另一方面，有限元模擬中將墻板材料視為混凝土材料，并利用混凝土塑性損傷模型來模擬墻體；但試驗(yàn)中的再生混凝土和普通混凝土相比力學(xué)性能(如彈性模量、本構(gòu)關(guān)系等)存在差異，在受力擠壓下，條板邊緣就會(huì)出現(xiàn)混凝土剝落的現(xiàn)象，條板與條板、條板與鋼框架之間不能很好地傳遞力，使得模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在一定差異.

圖11 破壞模式對比

圖12 滯回曲線對比

圖13 骨架曲線對比

4.7 關(guān)鍵參數(shù)分析

除墻體開洞外，試件的材料參數(shù)、幾何參數(shù)等因素也會(huì)對試件的抗震性能造成一定的影響，因此對鋼材屈服強(qiáng)度(235，345，420 MPa)、混凝土抗壓強(qiáng)度(5，10，15，20 MPa)、墻板厚度(90，120，150 mm)、有無填充墻等參數(shù)進(jìn)行進(jìn)一步分析，這4個(gè)參數(shù)對水平荷載-水平位移(P-x)曲線的影響依次如圖14a～14d所示.

圖14 不同參數(shù)對P-x曲線的影響

由圖14可知：隨著鋼材屈服強(qiáng)度提高，鋼框架-再生混凝土空心條板填充墻的屈服強(qiáng)度明顯提高，但鋼材屈服強(qiáng)度對試件的彈性剛度影響不大.在混凝土抗壓強(qiáng)度較低(小于10 MPa)時(shí)，提高混凝土強(qiáng)度可明顯提高試件的屈服強(qiáng)度和彈性剛度；但在混凝土抗壓強(qiáng)度較高(大于10 MPa)時(shí)，繼續(xù)提高混凝土強(qiáng)度意義不大.隨著墻板厚度提高，鋼框架的屈服位移變化不大，但屈服強(qiáng)度有上升趨勢，彈性剛度隨之增加.鋼框架內(nèi)嵌填充墻后，試件的屈服荷載明顯增加，屈服位移減??；換而言之，填充墻的存在對提升鋼框架的承載力與剛度有積極影響.

5 結(jié) 論

1) 墻體開洞對試件的破壞模式基本無影響，破壞模式主要包括嵌縫砂漿碎裂、條板混凝土壓碎、柱腳翼緣局部屈曲、條板脫離卡扣約束等情形.

2) 墻體開洞對試件的延性、承載力和剛度等存在一定的削弱效應(yīng)，但墻體開洞試件仍能滿足抗震要求.

3) 條板在加載過程中整體性較好，并未出現(xiàn)裂縫貫穿、斷裂、大塊剝落等情況，這說明其在實(shí)際應(yīng)用中具有一定可行性.

4) 針對試驗(yàn)中嵌縫砂漿易裂、條板混凝土易壓碎、條板易脫離U型卡扣約束等問題，對空心條板的安裝工藝與連接方式提出了一些改進(jìn)意見.

5) 有限元模擬結(jié)果與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，關(guān)鍵參數(shù)分析進(jìn)一步驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)體系的可行性，為其推廣應(yīng)用提供了更多科學(xué)依據(jù).