钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构抗震性能试验研究
Writers
王静峰 赵鹏 汪皖黔 鲁萌萌 曹晗
摘要：轻钢龙骨注浆复合墙板作为建筑工业化的低层承重墙板或高层围护墙板，由于其自重轻、易安装，在工程中有很好的应用前景。然而目前国内外尚缺乏在地震作用下钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构的试验数据和分析结果。开展了2榀钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构试件和1榀轻钢龙骨注浆复合墙板试件的水平低周往复加载试验，研究参数为墙板开洞和框架设置，系统分析了结构的受力机制、破坏模式和耗能机理，得到承载力、刚度、延性系数和耗能能力等指标，揭示此类墙板与钢框架在地震作用下的滞回性能和协同受力特性。研究结果表明，钢框架与轻钢龙骨注浆复合墙板采用内嵌式连接方式具有良好的抗震性能和变形能力，在地震作用下具有很好的整体性能和协同受力性能，满足结构抗震设计要求；墙板开洞会对整体结构的初始刚度和抗侧极限承载力有一定削弱。研究成果将为轻钢龙骨注浆复合墙板在国内多、高层装配式钢结构工程中的应用和推广提供参考依据。
关键词：轻钢龙骨注浆复合墙板；钢框架；低周往复加载试验；抗震性能
Abstract: With the development of industrialization, the light steel-framed grouting(LSFG) composite wall panel has been well applied to act as a load-bearing wallboard in low-rise buildings or non-bearing wall panel in high-rise buildings. Owing to light weight and easy installation, it can be used in many engineering practices. However, the research on this type of wall panel embedded in steel frames is limited. In this paper, two specimens of steel frames embedded with LSFG composite wall panels and one pure LSFG composite wall panel are carried out under low cyclic loading. The configurations of the specimens are varied in steel frame and opening. The failure modes and energy dissipation of the structure are analyzed and assessed. And the collaborative behavior between the wallboard and steel frame under earthquake action is studied. The results show that the steel frame and the LSFG composite wall panel exhibit a good seismic performance, deformation capacity and overall performance. This structure can meet the seismic design requirements. The results indicate that the wall opening can weaken the initial stiffness and ultimate lateral bearing capacity of the overall structure. The research results of this paper can provide a reference for the application of LSFG composite wallboard in high-rise fabricated steel structures.
Keywords: light steel-framed grouting(LSFG)composite wall; steel frame; low cyclic loading test; seismic performance
随着我国建筑工业化的快速推进和发展，钢框架结构体系具有自重轻、强度高、抗震性能优越、安装快捷、节能环保等优点，已广泛应用在多、高层装配式建筑中[1]。普通围护结构由于自重重、强度低，很难在地震作用下与钢框架结构体系协同受力，且破坏受损严重。轻钢龙骨注浆复合墙板是在由冷弯薄壁型钢轻钢龙骨架和两侧水泥纤维板或石膏板组成的空腔内灌注轻质保温材料（如聚苯颗粒泡沫混凝土、玻化微珠泡沫混凝土），从而形成的一种新型的密肋型结构体系[2]。轻钢龙骨架与两侧面板通过自攻螺钉连接。轻钢龙骨注浆复合墙板整体自重轻，具有较好的抗侧承载力和变形能力；通过自攻螺钉或螺栓与钢框架连接形成装配式钢结构建筑，在实际工程中具有良好的应用前景。
目前，国内外针对轻钢龙骨墙板进行了大量的试验和理论研究。如YE等[3]、王静峰等[4，6]、周绪红等[5]、刘斌等[7]分别研究了轻钢龙骨墙板的轴压、抗弯、抗剪、抗震等静力性能以及滞回性能。其他学者[8-10]研究了钢框架填充轻钢龙骨墙板的抗震性能。然而，目前国内外尚缺乏对钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板（light steel-framed grouting，LSFG）结构的试验研究。
本文通过对2榀钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构试件和1榀轻钢龙骨注浆复合墙板试件进行水平低周往复加载试验，以墙板开洞和框架设置为研究参数，系统分析了结构的受力机制、破坏模式和耗能机理，得到承载力、刚度、延性系数和耗能能力等指标，揭示此类墙板与钢框架在地震作用下的滞回性能和协同受力特性，研究成果将为轻钢龙骨注浆复合墙板在我国多、高层装配式钢结构工程中的应用和推广提供参考依据。
1 试验概况
1.1 试件设计
本文设计了3榀试件，试件LSFG-1、LSFG-2为钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构，试件LSFG-3为轻钢龙骨注浆复合墙板。轻钢龙骨注浆复合墙板尺寸为3,600mm×2,400mm×150mm，以镀锌冷弯薄壁C形钢为骨架，内填聚苯颗粒泡沫混凝土，墙板两侧覆盖10mm厚的纤维水泥板。钢框架跨度为3,800mm，层高为2,790mm，钢柱采用□200mm×10mm方钢管，钢梁采用H350mm×200mm×6mm×8mm，强度等级为Q235B，梁柱节点采用栓焊连接，墙板分别与框架、加载梁采用内嵌连接方式，试件尺寸与连接构造如图1所示。为了研究墙板开洞对结构抗震性能的影响，试件LSFG-2内嵌墙板的开洞尺寸为1,800mm×1,800mm，试件信息如表1所示。
图1 试件尺寸和连接构造（单位：mm）
Fig.1 Specimen dimension and connection details （Unit：mm）
1.2 材料性能
依据《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2010）[11]的规定，取不同部位钢板加工制作成标准拉伸试件并进行拉伸试验，钢材材性如表2所示。在墙板内浇筑聚苯颗粒泡沫混凝土时，取同批次聚苯颗粒泡沫混凝土制作立方体标准试件，采用标准试验方法测得28d龄期聚苯颗粒泡沫混凝土立方体抗压强度平均值为2.54MPa，弹性模量平均值为500MPa。
1.3 加载装置
本试验为恒定轴压荷载作用下施加水平低周往复荷载的拟静力试验。为模拟结构竖向荷载，对于试件LSFG-1、LSFG-2，在钢框架柱顶和分配梁采用3个1,000kN油压千斤顶为试件施加恒定竖向荷载，其中在框架梁1/3处分别设置有加载支座，使分配梁上的竖向力以集中荷载形式施加在框架梁上，用以模拟次梁荷载；对于试件LSFG-3，在加载梁采用1个1,000kN油压千斤顶对试件施加恒定竖向荷载，其中在分配梁两端分别设置有加载支座，竖向荷载通过加载梁进行荷载扩散，最终以均布荷载形式传递到墙板上。加载时，在竖向千斤顶与反力架之间设置滑移装置。通过固定在反力墙上行程为±250mm的1,000kN美国液压伺服作动器为试件施加水平低周往复荷载，荷载作用在梁中心线上。试件采用高强螺栓将加载地梁和钢墩锚固连接，并通过地脚锚栓将钢墩固定在地槽上。试验装置如图2所示。
图2 试验装置
Fig.2 Test setup
1.4 加载方案
首先对试件进行预加载，目的在于检查试验设备和数据采集系统是否正常工作，然后进入正式加载阶段。对于试件LSFG-1、LSFG-2，在框架柱顶施加竖向荷载650kN（轴压比为0.4），在分配梁中心施加竖向荷载50.76kN。对于试件LSFG-3，在分配梁中心施加竖向荷载50.76kN。在整个试验过程中，竖向荷载保持恒定。
利用MTS作动器在试件顶端水平方向施加低周往复荷载（位移），加载制度采用美国ATC-24（1992）[12]位移加载制度，以试件顶梁的水平向位移为控制目标进行加载。通过有限元数值模拟得到试件极限荷载理论值Pmax，并取试件屈服荷载0.7Pmax对应的位移为屈服位移Δy，即取Δy=8mm，本次试验加载如图3所示。当试件承载力下降至峰值荷载85%以下，或发生下列情况之一时判定试件失效：1）钢框架节点处出现焊缝撕裂或螺栓断裂，框架产生较大变形；2）框架与墙板之间的连接件产生严重破坏，无法维持可靠连接；3）墙板或框架产生平面外失稳，难以继续承载。定义作动器推出为正向加载，水平力、位移均记为正值；反之，水平力、位移均记为负值。
图3 试验加载
Fig.3 Test loading
1.5 试验量测
试验中通过MTS液压伺服加载系统对试件顶端部加载点的水平荷载P和水平位移Δ进行采集，同时考虑了支座滑移等因素影响，得到试件加载过程中的真实水平位移。根据试验研究目的，在试件关键部位分别布置应变片和应变花。在试件LSFG-1、LSFG-2框架梁中心线处布置水平位移计，在试件LSFG-3墙板上、下端布置水平位移计，在墙板平面外布置垂直于墙面的水平位移计，如图1所示。试验中通过多功能静态应变测试系统JM3812采集试件的应变和位移等数据。对于梁柱节点、轻钢龙骨等关键部位，在整个试验过程中，对其变形和应变分布规律采取全过程监测，应变布置如图4所示，其中试件LSFG-3墙板内轻钢龙骨应变片布置与试件LSFG-1中墙板内布置一致。
图4 应变片布置（单位：mm）
Fig.4 Layout of strain gauges （Unit：mm）
2 试验过程及破坏模式
2.1 试件LSFG-1
当位移加载至2.0Δy，即16mm之前，试件基本处于弹性工作阶段，没有明显破坏现象。当位移加载至3.0Δy，即24mm时，面板自攻螺钉处由于应力集中，出现裂缝，面板在墙板剪切变形下产生轻微鼓起，与填料之间出现缝隙（图5a））。当位移加载至7.0Δy，即56mm时，随着墙板剪切变形增大，面板鼓起明显，与填料分离，面板裂缝贯穿。当位移加载至11.0Δy，即88mm时，顶梁上翼缘屈曲，墙板底部自攻螺钉被拔出，墙板底部填料与轻钢龙骨分离明显（图5b））。当位移加载至16.0Δy，即128mm时，墙板角部填料破碎，轻钢龙骨屈曲明显（图5c））。当位移加载至18.0Δy，即144mm时，墙板中间部位出现一条贯通裂缝，宽度为2mm，墙板底部填料与轻钢龙骨之间出现10mm宽的裂缝，停止加载。
图5 试件LSFG-1破坏模式
Fig.5 Failure modes of specimen LSFG-1
2.2 试件LSFG-2
当位移加载至0.7Δy，即5.6mm时，墙板窗洞口角部面板出现开裂。当位移加载至2.0Δy，即16mm时，窗洞口角部面板裂缝贯通至墙板底部，面板破坏。当位移加载至3.0Δy，即24mm时，正面墙板窗口左下角面板自攻螺钉被剪断，裂缝宽度增加，轻钢龙骨与填料轻微分离。当位移加载至5.0Δy，即40mm时，窗口拐角处龙骨出现屈曲，面板与填料分离（图6a））。当位移加载至10Δy，即80mm时，填料中部出现贯穿裂缝（图6b））。当位移加载至16Δy，即128mm时，钢框架底梁上翼缘与柱连接处焊缝断裂并扩展（图6c））。当位移加载至18Δy，即144mm时，墙板外侧面板脱落严重，内部填料出现明显裂缝，停止加载。
图6 试件LSFG-2破坏模式
Fig.6 Failure modes of specimen LSFG-2
2.3 试件LSFG-3
当位移加载至1.5Δy，即12mm时，墙板自攻螺钉处面板出现裂缝（图7a））。当位移加载至5Δy，即40mm时，中间面板鼓起，与填料分离。当位移加载至7Δy，即56mm时，正面底部面板破碎，墙板底部轻钢龙骨与填料分离（图7b））。当位移加载至9Δy，即72mm时，墙板角部轻钢龙骨屈曲，角部填料出现裂缝，墙板顶部轻钢龙骨与顶梁分离明显，停止加载（图7c））。
图7 试件LSFG-3破坏模式
Fig.7 Failure modes of specimen LSFG-3
3 试验结果与分析
3.1 滞回曲线
滞回曲线作为结构抗震性能评价的重要依据，能够准确地反映结构在往复荷载作用下的承载力、抗侧刚度、延性及耗能能力等指标。在试验中，滞回曲线主要通过MTS液压伺服加载系统记录得到，同时考虑了支座滑移等因素影响，得到试件加载过程中的真实水平位移。如图8所示。
图8 试件滞回曲线
Fig.8 Hysteretic curves of specimens
可以看出：
（1）在位移加载初期，试件的滞回曲线呈线性关系，且斜率较大，表明结构具有较大的初始刚度；曲线整体呈梭形，各试件残余变形较少，可认为试件属于弹性状态。
（2）随着加载位移的增加，曲线的斜率逐渐减小，试件刚度下降，卸载后残余变形加大，试件承载力不断增大至极限承载力，试件进入屈服阶段，滞回曲线呈梭形，饱满稳定。继续加载，滞回曲线出现捏缩现象，试件承载力明显降低。
（3）内部填料的开裂、面板的开裂破坏以及梁柱连接处焊缝断裂是导致试件刚度退化的主要原因。通过比较试件之间的抗侧承载力和滞回面积，可以发现，墙板开洞在一定程度上降低了结构的承载力，钢框架的布置能够显著提高结构的承载力。
3.2 骨架曲线
骨架曲线是每级循环的荷载-位移曲线达到最大峰值点的轨迹，能够直观地反映试件在水平荷载作用下的初始刚度、屈服荷载、峰值荷载以及延性等重要特征（表3）。根据滞回曲线绘制出试件的骨架曲线，如图9所示。
图9 试件水平荷载-水平位移（P-Δ）骨架曲线
Fig.9 P-Δ skeleton curves of specimens
从图9和表3可以看出：
（1）试件骨架曲线在加载正、反方向具有良好的对称性。在低周往复荷载作用下，试件共经历了弹性、屈服和破坏3个阶段，试件LSFG-1、LSFG-2、LSFG-3的初始刚度和抗侧承载力依次降低。
（2）试件LSFG-1的初始刚度大于试件LSFG-2的初始刚度，其抗侧极限承载力是试件LSFG-2的1.25倍，表明墙板开洞对结构初始刚度和抗侧极限承载力均有一定削弱；试件LSFG-1的初始刚度明显高于试件LSFG-3的初始刚度，其抗侧极限承载力是试件LSFG-3的2.67倍，表明钢框架在结构抗震中起主要作用。
（3）试件LSFG-1和LSFG-2在进入破坏阶段后，曲线下降缓慢，试件整体结构仍保持较高的承载力。试件LSFG-3在加载峰值过后，抗侧刚度和承载力下降明显，原因在于墙板结构没有钢框架提供抗侧刚度和承载力，且墙板自身龙骨架承载力冗余度较小。
3.3 强度退化
为了评判试验中结构构件的强度退化规律，根据《建筑抗震试验规程》（JGJ/T 101—2015）[13]的建议，引入同级荷载强度退化系数λ，该系数能够准确地反映结构试件在位移幅值保持不变的情况下，其承载力随着往复加载次数的增加而降低的特性。表达式为：
式中：Pij为第j级加载位移（Δ/Δy=j）时，第i次加载循环的峰值点荷载；P1j为第j级加载位移（Δ/Δy=j）时，第1次加载循环的峰值点荷载。
为了准确了解加载循环次数对结构试件承载力的影响，根据上式计算得出各试件在不同加载级数（Δ/Δy）下的同级荷载强度退化系数λ，如图10所示。其中，“+”表示位移荷载正向加载，“-”表示位移荷载负向加载。
图10 同级荷载强度退化曲线
Fig.10 Degradation curves of the same level load strength
可以发现：随着加载位移的增加，试件LSFG-1和LSFG-2的同级荷载强度退化系数λ接近于1，表明试件承载力变化较小，同级荷载强度退化不明显，当加载位移较大时结构仍具有较高的承载力。试件LSFG-3在加载位移达到7Δy，即56mm时，同级荷载强度发生一定的退化，墙板强度有所下降，主要原因是面板破碎、脱落导致蒙皮效应削弱。
为了反映钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构的总体荷载强度退化特征，本文采用了总体荷载强度退化系数λ′表达式为：
式中：Pj为第j级加载位移（Δ/Δy=j）时，对应的峰值点荷载；Pmax为试件加载全过程中极限荷载值。
图11给了试件LSFG-1与LSFG-2、试件LSFG-1与LSFG-3的总体荷载强度退化系数λ′对比情况。可以看出：（1）在加载位移小于56mm时，试件LSFG-1、LSFG-2的退化系数λ′随位移的增加而增大；峰值点过后，试件LSFG-1和LSFG-2的退化系数λ′随加载位移的增加而降低，但降低幅度很小，说明当试件达到峰值荷载后仍能继续承受较大的变形。（2）在试件LSFG-3正向加载段，当加载位移小于40mm时，试件LSFG-3的退化系数λ′随加载位移的增加而增大；当加载位移大于40mm时，试件的退化系数λ′随加载位移的增加而逐渐减小。在反向加载段，当加载位移达到24mm时曲线达到峰值。曲线达到峰值荷载后，试件总体荷载强度退化系数λ′随加载位移的增加下降较快，表明墙板达到峰值荷载后，承载力迅速下降，不能继续承受更大变形。
图11 总体荷载强度退化曲线
Fig.11 Degradation curves of the global load strength
3.4 刚度退化
本文采用等效刚度来评价试件刚度的退化规律，表达式为：
式中：+Pi、-Pi分别为试件第i级加载时正向、负向峰值点荷载；+Δi、-Δi分别为第i级加载时正向、负向层高处位移。
试件的刚度退化曲线如图12所示。整体趋势为：（1）试件LSFG-1初始刚度比试件LSFG-2提高7.5%~27.5%，比试件LSFG-3提高18.1%~23.1%，表明墙板开洞和框架设置对墙板初始刚度影响较大。（2）对于试件LSFG-1，破坏刚度约为初始刚度的10.8%~17.8%；对于试件LSFG-2，破坏刚度约为初始刚度的13.7%~19.2%；对于试件LSFG-3，破坏刚度约为初始刚度的5.1%~8.8%。（3）在加载初期，由于墙板面板开裂，结构刚度退化显著；在加载后期，刚度退化曲线下降缓慢，曲线基本趋于水平。
图12 刚度退化曲线
Fig.12 Stiffness degradation curves
3.5 延性系数
本文采用位移延性系数μ来研究结构的延性特征，用以评价试件的抗震性能，表达式为：
式中：Δf、Δy分别为试件的破坏位移和屈服位移，分别对应试件破坏点和屈服点的位移。
各试件位移延性系数及各阶段位移角如表3所示。由《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010）[14]可知：我国对多、高层钢结构弹性层间位移角限值[θe]=1/250，弹塑性层间位移角限值[θp]=1/50。由表3可知：（1）试件LSFG-1的位移延性系数μ在6.46~7.51之间，弹性极限位移角θy≈（1.21~1.25）[θe]，弹塑性极限位移角θf ≈（1.56~1.87）[θp]；试件LSFG-2的位移延性系数μ在8.46~10.20之间，弹性极限位移角θy≈（1.21~1.43）[θe]，弹塑性极限位移角θf ≈（2.42~2.46）[θp]；试件LSFG-3的位移延性系数μ在5.26~5.62之间，弹性极限位移角θy≈（1.07~1.43）[θe]，弹塑性极限位移角θf≈（1.21~1.52）[θp]。（2）目前国内外抗震规范尚缺乏对钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构层间位移角限值的具体规定。由试验结果可以得出，钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构表现出较好的延性，能满足我国高烈度地区结构的设防要求。
3.6 耗能能力
本文通过采用等效黏滞阻尼系数ζe和能量耗散系数E，用以研究结构的耗能能力特征。如图13所示，滞回环的等效黏滞阻尼系数ζe表达式为：
图13 P-Δ曲线滞回环
Fig.13 Hysteretic loop of P-Δ curve
能量耗散系数E表达式为：
试件在极限状态时的总耗能、滞回环的等效黏滞阻尼系数ζe和能量耗散系数E，如表4所示。
从图14可以看出：试件LSFG-1在位移加载初期，等效黏滞阻尼系数ζe出现降低，结合试件破坏模式分析得出，主要原因是墙板外侧水泥纤维板出现开裂，使结构的抗侧刚度出现大幅度下降。随着位移的持续加载，等效黏滞阻尼系数ζe快速回升并达到平稳状态，最后趋于平缓下降；在加载后期，试件刚度主要由钢框架提供，墙板贡献较小，图中曲线所反映的耗能性能主要由钢框架提供。试件LSFG-2在加载初期，等效黏滞阻尼系数ζe逐渐下降至平稳阶段，随后曲线变化趋势与LSFG-1相似，且通过曲线可以得出，当加载位移为40mm时，等效黏滞阻尼系数ζe取最小值。对于试件LSFG-3，当墙板外侧面板产生开裂破坏后，试件整体接近破坏状态，因此，等效黏滞阻尼系数ζe随着加载位移的不断增加，整体表现为减小趋势。
图14 等效黏滞阻尼系数
Fig.14 Equivalent viscous damping coefficient
从图15中所有试件每级加载位移对应的耗能W的变化，可以得出：试件LSFG-1与LSFG-2曲线变化趋势相似，且试件LSFG-1的耗能比LSFG-2略大，表明墙板开洞对结构具有一定的影响，降低了结构的总体耗能；试件LSFG-3的耗能仅为试件LSFG-1、LSFG-2耗能的0.24~0.31，试件LSFG-3耗能明显低于试件LSFG-1和LSFG-2。试验结果得出：钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构具有良好的滞回性能，墙板开裂后基本退出工作，主要由钢框架完成结构能量耗散，开洞在一定程度上会影响结构抗侧刚度和承载力。
图15 滞回环耗能
Fig.15 Energy dissipation of hysteretic loop
3.7 主应变分析
本节选取试件LSFG-2关键部位的应变进行分析，试件LSFG-2钢梁翼缘、腹板、钢管柱和墙板轻钢龙骨的应变随位移的变化如图16所示。可以看出：钢管柱柱脚处的应变大于其屈服应变1,335με，钢管柱上部应变未达到其屈服应变；钢梁上翼缘应变大于其屈服应变1，348με，而下翼缘应变未达到其屈服应变，与试验中上翼缘发生屈曲变形相吻合；钢梁腹板应变未达到其屈服应变；轻钢龙骨底部应变已达到其屈服应变1,538με，上部应变小于其屈服应变，与试验中底部龙骨发生屈曲破坏、上部龙骨无明显破坏相一致。图中，εy为屈服应变。
图16 试件LSFG-2关键部位应变
Fig.16 Strain of key parts in specimen LSFG-2
4 结 论
本文通过试验研究和分析，可以得出以下主要结论：
（1）钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构主要破坏模式为：自攻螺钉处面板出现裂缝；面板与填料分离、脱落，内部填料开裂；轻钢龙骨屈曲；梁、柱焊缝断裂。破坏过程大致可分为弹性阶段、屈服阶段和破坏阶段。
（2）墙板开洞会对整体结构的初始刚度和抗侧极限承载力有一定的削弱；若不设置钢框架，单块墙板的滞回曲线有一定捏拢，初始刚度和抗侧极限承载力会明显降低。
（3）钢框架内嵌连接轻钢龙骨注浆复合墙板结构在往复荷载作用下具有良好的延性和耗能能力，能满足结构抗震设计的要求。
（4）钢框架与轻钢龙骨注浆复合墙板采用内嵌式连接方式具有良好的抗震性能和变形能力，在地震作用下具有很好的整体性能和协同受力性能，满足结构抗震设计要求。
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