纤维石膏基复合墙板轻钢框架抗震性能分析

李晓东，康永康,2，宋子阳，吴长

(1.兰州理工大学 土木工程学院，甘肃 兰州 730050;2.西安建筑科技大学 土木工程学院，陕西 西安 710055)

历次震害表明，我国农村是遭受人员伤亡和财产损失最严重的地区。以西北地区为例，受环境、经济等因素的制约，农居建设没有正规的设计和施工，且大多以自建为主，部分地区仍是传统的土木、砖木结构，抗震性能相对较差，经历地震后其使用性几乎全部丧失。调研发现，填充墙的破损和倒塌是主要的震害影响因素之一[1-3]。填充墙属于非承重墙，其作用主要为分隔和围护，在结构设计中仅被当作梁上的线荷载考虑，不参与结构的抗震计算[4]。实际上，填充墙和框架结构相互作用，共同参与了整体结构的抗震。填充墙与框架结构连接的合理性，决定了填充墙对整体结构的抗震贡献[5]。近年来，对墙体及墙体-框架结构抗震性能的研究已成为学者们关注的热点[6-10]，但这些研究中涉及到的墙体都是混凝土材料，关于新型墙材及适用于农居方面的研究较为有限[11-15]。轻钢结构性能可靠，经济环保，在国外发达国家已被广泛应用于低层住宅[16]，其模块化的建造特点更适合我国农居的建设。本文通过低周往复荷载试验，研究了纤维石膏基复合墙板与轻钢框架在不同连接方式下的抗震性能。在前期纤维石膏基复合墙材的研究基础上[17]，以西北地区产量巨大的工业废渣作为复合胶凝材料，以来源广泛、拉伸性能好的苎麻纤维作为增强材料，制作了纤维石膏基复合墙板，复合胶凝材料和植物纤维的结合使该墙板能够在地震作用下“裂而不破”，具备良好的韧性和耐损伤能力。

1 试件制作及试验方案

1.1 试件设计

结合试验条件，采用1∶4的缩尺比例，设计并制作了纯钢框架、纤维石膏基复合墙板轻钢框架刚性连接和纤维石膏基复合墙板轻钢框架柔性连接试件各1榀。试件参数见表1。其中，钢框架柱采用截面为□100 mm×100 mm×4 mm的方钢管柱，钢框架梁采用截面为HW100 mm×100 mm×6 mm×8 mm的H型钢梁，钢材规格均为Q235B，试件尺寸见图1。钢框架梁柱节点采用栓焊连接，螺栓规格为10.9级M12高强螺栓，如图2所示。纤维石膏基复合墙板材料由原状脱硫石膏、粉煤灰、矿渣、苎麻纤维组成，具体配比参考文献[17]。

表1 试件参数Table 1 Properties of specimens

刚性连接复合墙板与钢框架时，在GKJ2正面和背面的上下钢梁处焊接L型角钢固定复合墙板，防止其脱离钢框架，见图1(b)，L型角钢见图3；柔性连接复合墙板与钢框架时，墙板内预埋Z型连接件，Z型连接件与钢梁通过2根10.9级M12高强螺栓相连接，从而固定墙板，墙板与钢框架之间设置20 mm厚的聚乙烯泡沫塑料，形成缓冲层，Z型连接件相对摩擦板及钢梁产生有限滑移，实现摩擦耗能，见图1(c)，Z型连接件具体构造见图4。

图1 试件几何尺寸及构造Fig.1 Structural detailing and geometric dimension of specimens

图2 梁柱连接示意Fig.2 Beam-column connections

图3 L型角钢示意Fig.3 L-type steel angle

图4 Z型连接件示意Fig.4 Z-type Connections

1.2 试件实验过程

根据相关试验规程[18]，进行材性试验，结果见表2。复合墙板抗压强度为22.51 MPa，抗折强度为17.14 MPa。

表2 钢材材性试验结果Table 2 Test results of steel materials

参考相关规范[19-20]，本试验采用层间位移角作为加载控制点。选取了1/1 000，1/500，1/250，1/200，1/100，1/75，1/50，1/40，1/35，1/30，1/25，1/20等重要层间位移角作为位移荷载，位移荷载在1/500(包括)之前时每级循环2次，1/500之后每级循环3次。图5为位移加载程序。

图5 位移加载程序Fig.5 Loading procedures

加载装置如图6。试验在兰州理工大学结构大厅自主设计的加载架上完成，试件用高强螺栓固定在底部钢梁上，底部钢梁处设有限位装置以免滑移。试验不考虑竖向荷载，仅分析试件的水平滞回特性，试件的水平荷载由250 kN的液压作动器提供。试件加载端、框架柱及底部钢梁处的位移变化由位移计WYJ1～WYJ6测量，位移数据通过江苏东华DH3816测试系统采集，水平荷载由作动器端头的力传感器记录。在与加载端平齐的钢梁两侧分别布置2根直径为32 mm的约束钢筋，利用高强螺栓、钢夹板和约束钢筋将作动器头部与钢梁连接，防止试件发生平面外失稳。试验中记录复合墙板的破坏情况。

图6 加载装置Fig.6 Loading device for test

2 试验现象与破坏特征

3榀试件破坏形态的共同点为钢框架梁柱连接处焊缝开裂和钢梁屈曲，此外，试件GKJ2的破坏形态主要为墙板角部压碎，试件GKJ3的破坏形态主要为Z型连接件屈曲。图7为3榀试件的最终破坏图。

图7 试件最终破坏Fig.7 Damage condition of specimens at failure

1)试件GKJ1。

对于试件GKJ1，其下部钢梁翼缘焊缝在位移荷载达到1/50时出现裂缝，裂缝随着位移荷载的增大逐步发展；随后，上部钢梁翼缘在位移荷载为1/25时发生屈曲和开裂；最后，上下钢梁翼缘焊缝处的裂缝在位移荷载为1/20时形成通缝。试件GKJ1主要破坏形态见图8。

图8 GKJ1破坏形态Fig.8 Failure patterns of GKJ1

2)试件GKJ2。

对于试件GKJ2，复合墙板在位移荷载为1/100～1/75时角部被轻微压碎，出现45°斜裂纹；随着位移荷载的逐渐增大，复合墙板多处出现细小裂纹，局部出现轻微剥落；钢框架梁翼缘焊缝在位移荷载为1/75～1/50时出现裂缝，褶皱现象开始出现在复合墙板的中部表面；此后，由于受到钢框架的不断挤压，复合墙板与钢框架的接触面产生了变形，两者之间的对角间隙随着位移荷载的增加逐渐变宽，在位移荷载为1/40～1/30时宽度约为1 cm，此时钢梁翼缘出现屈曲，在位移荷载为1/20时更为明显。试件GKJ2的主要破坏形态见图9。

图9 GKJ2破坏形态Fig.9 Failure patterns of GKJ2

3)试件GKJ3。

对于试件GKJ3，由于复合墙板与钢框架之间设有聚乙烯泡沫塑料作为缓冲层，复合墙板在位移荷载小于1/50的范围内并未发生破坏，仅是与聚乙烯泡沫塑料来回挤压；位移荷载为1/50～1/40时，Z型连接件开始带动复合墙板发生滑移，随着滑移幅度的增大，Z型连接件逐渐发生屈曲；位移荷载为1/30～1/20时，钢框架上下钢梁翼缘焊缝处均出现裂缝，并逐步发展成通缝，复合墙板未见明显损伤。试件GKJ3的主要破坏形态见图10。

图10 GKJ3破坏形态Fig.10 Failure patterns of GKJ3

试验结束后，3榀试件的梁柱节点连接处仅发生焊缝开裂，螺栓没有发生剪切破坏，表明钢框架梁柱节点连接可靠。GKJ2中复合墙板虽然出现少许细小裂纹和褶皱，但整体破坏程度较轻，具有“裂而不破”的良好性能；试验过程中复合墙板没有脱离钢框架，表明刚性连接安全性高。GKJ3中Z型连接件带动复合墙板产生有限滑移，使复合墙板具有一定的随动性，适应钢框架的变形，聚乙烯泡沫塑料的设置也减少了钢框架对复合墙板的作用，避免了复合墙板发生破坏；Z型连接件与摩擦板发生摩擦实现耗能，最终出现弯曲变形。

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

各试件荷载-位移关系的滞回曲线如图11。由图可知：1)3榀试件的滞回曲线随着位移荷载的增大都向着反S形过渡，出现不同程度的捏拢现象，其中，试件GKJ2最为明显，这是由于复合墙板的韧性和耐损伤能力较好，自始至终参与了工作，起到了等效斜撑的作用，在试件GKJ2进入塑性阶段后，复合墙板明显增强了其刚度和承载力，试件GKJ2的限位装置由于受力的增大产生了滑移，试件GKJ2受滑移的影响较大；2)试件GKJ3在位移荷载为1/50之前时，滞回环形状较为饱满，耗能能力较好，当位移荷载为1/50之后时，相对试件GKJ1，试件GKJ3受到滑移的影响较为明显，究其原因，是因为Z型连接件相对钢梁发生了滑动摩擦，从而带动复合墙板使其产生随动，随动幅度根据钢框架变形的增大而增大，Z型连接件摩擦面螺栓孔和高强螺栓的相互作用使得这种随动是有限随动，试件GKJ3的滞回曲线也表明该连接方式具有良好的工作性能，连接安全可靠。

图11 各试件滞回曲线Fig.11 Hysteretic loops of specimens

3.2 骨架曲线

试件GKJ1、GKJ2和GKJ3的骨架曲线如图12所示。由3榀试件的骨架曲线可知：1)在位移荷载为1/50时，GKJ2的水平承载力是GKJ1的2.69倍，GKJ3的水平承载力是试件GKJ1的1.24倍；2)GKJ2中复合墙板显著增强了钢框架的刚度及水平承载力，二者协同受力较好，共同抵抗水平荷载，具有“先墙板后框架”的受力特征，满足抗震双道设防的概念；3)试件GKJ3的刚度及承载力不及试件GKJ2的提升效果明显，是因为试件GKJ3中Z型连接件和聚乙烯泡沫塑料构成的柔性连接减弱了复合墙板的对角斜撑作用。

图12 各试件骨架曲线Fig.12 Lateral load and displacement envelope curves of specimens

3.3 强度退化

试验加载过程中，随着同级位移荷载循环次数的增加，试件的承载能力会逐渐下降，称为试件的强度退化。本文采用强度退化系数λi来表示试件的强度退化[19]。图13为各试件的强度退化曲线，+和-分别代表加载位移的正向和反向。由图13可知：1)3榀试件的强度退化系数范围在正向加载时分别为0.958～1、0.937～0.989和0.929～0.978；在反向加载时分别为-0.932～-0.994、-0.929～-0.993和-0.919～-0.998，3榀试件的强度退化曲线都表现出较为平缓的特点，退化程度均不明显；2)复合墙板参与了试件GKJ2的整个受力过程，但试件GKJ2强度退化系数的变化幅度较小，表明刚性连接的复合墙板与钢框架协同受力，变形和承载能力较好；3)柔性连接中，试件GKJ3在加载后期仍具备较高的承载能力，没有因为复合墙板的随动引起强度的突降，表明Z型连接件具有较好的稳定性。

3.4 刚度退化

试验加载过程中，试件的抗侧刚度随着位移荷载的增加而下降，称为试件的刚度退化。本文中试件的刚度退化采用每级位移荷载对应的的割线刚度Ki来反映[19]。图14为各试件的刚度退化曲线。

图13 各试件强度退化曲线Fig.13 Carrying capacity degradation curves of specimens

图14 各试件刚度退化曲线Fig.14 Stiffness degradation curves of specimens

由图14可知：1)当位移荷载小于1/50时，试件GKJ2和GKJ3的刚度退化速率相较GKJ1的更快，说明在加载过程中由于钢框架的挤压，复合墙板对钢框架抗侧刚度的贡献持续衰减；2)试件GKJ2的初始刚度是GKJ1的2.59倍，表明复合墙板在刚性连接时，对钢框架抗侧刚度的提升效果非常明显，其刚度贡献贯穿试验始终；3)试件GKJ3的初始刚度是GKJ1的1.97倍，表明复合墙板在柔性连接时，也能够提升钢框架的抗侧刚度，但是相对于刚性连接，柔性连接削弱了复合墙板对钢框架的对角斜撑作用，从而减小了整体结构的抗侧刚度。

3.5 耗能能力

参考相关规范，试件的耗能能力通过计算每级位移荷载对应的最外层滞回环包围的面积来衡量[19]。图15为各试件累积耗能曲线。

复合墙板与钢框架的连接方式对试件的耗能影响较大。通过分析可知：1)设有复合墙板的轻钢框架试件的耗能能力均优于纯钢框架试件；2)刚性连接时，GKJ2中的复合墙板通过自身的收缩变形吸收了更多的能量，复合墙板的高耐损伤性使得试件GKJ2拥有更出色的耗能能力，在整个加载过程中，试件GKJ2的累积耗能始终是试件GKJ1的2倍左右；3)柔性连接对试件GKJ3的耗能能力提升效果有限，主要原因是Z型连接件的滑移和聚乙烯泡沫塑料的缓冲，使得复合墙板产生了随动性，弱化了对角斜撑作用，从而影响了整体结构的能量吸收。

图15 各试件累积耗能曲线Fig.15 Accumulative energy dissipation of specimens

4 结论

1)纤维石膏基复合墙板能够有效提升轻钢结构的抗侧刚度和极限承载力，具有高耐损伤性和“裂而不破”的特点，可以作为轻钢结构的抗侧力构件。

2)刚性连接中，纤维石膏基复合墙板轻钢框架结构具有 “先墙板后框架”的特点，满足抗震双道设防的概念。

3)柔性连接措施能够减小复合墙板的应力集中，使复合墙板具有一定的随动能力，适应钢框架的变形，避免被破坏。

4)纤维石膏基复合墙板轻钢框架结构因其良好的抗震性能适用于低层农居，促进新型墙材和装配式轻钢结构在农村地区的发展。

本文未对比其他材质的填充墙板轻钢框架结构的抗震性能，有必要进行对比研究，为纤维石膏基复合墙板轻钢框架结构的工程应用提供参考。