杨 翼， 张东升， 陈 潘， 高 飞

(华中科技大学 土木与水利工程学院， 湖北 武汉 430074)

蒸压轻质加气混凝土(Autoclaved Lightweight Concrete，ALC)板是以水泥、石灰、砂、铝粉等原材料经过蒸压养护制造成的一种轻质混凝土板[1]，具有重量轻、隔热隔音效果好、耐火性和耐久性好等优点[2,3]。近年来，国内外对于ALC条板的受力性能以及其与钢框架的协同工作性能开展了一系列的试验研究。如田海等[4]通过对板材作为围护结构的连接可靠性和考虑板材自身平面内刚度贡献的试验研究，给出了各种连接工法下板材抗剪性能的机理性解释。Nagae等[5]对两层两跨两榀的ALC外墙板与框架连接进行振动台试验，建议最大层间位移角控制在0.04以内。李国强等[6,7]对带ALC墙板钢框架结构进行了低周反复加载试验和足尺框架模型的振动台试验，研究了ALC墙板对钢框架结构性能的影响。Fang等[8]进行了带ALC板的钢框架结构的振动台试验，研究ALC板和连接节点的抗震性能。金勇等[9]对现有4种ALC墙板与框架连接的节点形式进行试验，研究了不同节点的破坏特征。王波等[10]对带ALC墙板的钢管混凝土框架结构进行了低周反复荷载试验研究，分析其抗震性能指标。曹正罡等[11]分析了ALC填充墙板和轻钢龙骨纸面石膏板填充墙对装配式钢框架抗震性能的影响， 并采用有限元分析软件对试验进行模拟。邱增美等[12]提出一种蒸压轻质加气混凝土外墙板与钢梁之间的新型连接形式，对8个试件进行低周往复荷载试验，研究该连接的受力性能。

综合以上国内外学者的文献，其研究主要集中于在刚接框架条件下，填充ALC墙板对结构整体性能的影响以及在刚接框架条件下对不同连接形式的ALC墙板受力性能的研究。目前对于内嵌ALC墙板的铰接钢框架的受力性能、协同抗震和连接措施的研究较少见，尚缺乏系统的试验数据。本文分别对采用U形卡法连接的内嵌ALC墙板铰接钢框架、管卡法连接的内嵌ALC墙板铰接钢框架、以及两榀管卡法连接的内嵌开门洞ALC墙板铰接钢框架进行低周反复加载试验，以观察ALC墙板的裂缝发展过程和破坏特征，重点分析滞回曲线、骨架曲线、强度退化、刚度退化和耗能能力等滞回性能指标，为建立带填充墙组合框架结构抗震设计提供数据参考。

1 试验概况

1.1 试验目的

内嵌ALC墙板与钢框架采用管卡法连接及U形卡法连接，管卡法连接将管卡一端嵌入墙板另一端与钢梁焊接，U形卡法连接是在墙板接缝处的上、下两端将U形卡焊接在钢框架梁上来固定墙板位置，连接方式如图1所示，通过试验现象分析两种连接方式的可靠性以及对结构整体性能的影响。由于实际工程中不可避免地会在墙面开设门洞，故通过对比两种不同连接方式的墙板试验选取性能较优的连接方式对墙板进行开门洞试验，探究开设门洞对整体结构滞回性能的影响，门洞选择居中或靠边布置。为了减小钢框架自身刚度对墙板受力的影响，更直接地获得墙板本身的工作性能，柱顶及柱脚均设计为插销式铰接节点，梁柱可绕插销自由转动，同时为防止试件发生侧向失稳，在上梁跨中上翼缘的两侧设置了钢板限制其侧向位移。

图1 ALC墙板与钢框架连接方式

1.2 试件设计

本试验共有四组试件，首先完成不同连接方式的两组试件，根据试验结果，拟定较优的连接方式，并应用于涉及门洞布置位置的两组试件。具体的试件模型情况见表1。

表1 内嵌ALC墙板参数设置

试验试件的框架部分为单跨单层平面铰接钢框架结构，按照常用住宅建筑层高、柱网跨度、梁柱断面尺寸[13]，考虑足尺比例进行设计，层高为2870 mm，跨度为4030 mm。图2为试验的整体加载装置图，试件的梁、柱截面均为HN350×150×7×11，墙板由六块尺寸为2500 mm高、600 mm宽、100 mm厚的ALC条板拼接而成。梁柱之间通过铰接构成框架，墙板通过安装连接件内嵌于铰接钢框架，墙板与钢框架的间隙由砂浆嵌缝。

图2 加载装置示意

钢框架所采用的钢材牌号为Q235B，屈服强度标准值为fy=235 MPa，钢材的弹性模量为2.06×105MPa，泊松比取假设值0.3；ALC条板质量符合GB 15762-2008《蒸压加气混凝土板》标准[1]，本试验用到的ALC条板的平均抗压强度为3.9 MPa，干体积密度为505 kg/m3，弹性模量1635 MPa，泊松比取假设值0.2。

1.3 加载及量测

1.3.1 加载方案

本次试验用到的加载装置为液压伺服作动器。试验过程中采用位移控制加载，正式加载前先对结构进行预加载，以便检测测试系统和加载系统。预加载位移取1 mm，正向加载至1 mm后回零，加载过程中观察数据采集系统中各通道读数是否正常。预加载结果理想的前提下，开始正式加载，起始以2 mm为一级荷载，加载至6 mm，每级荷载循环2圈；然后分别以1/360，1/280，1/250，1/180，1/150，1/120，1/100，1/90，1/80，1/70，1/60层间位移角为控制位移进行加载，1/90之前每一级荷载循环3圈，1/90之后(含1/90)每一级荷载循环2圈，加载制度见图3。

图3 加载制度

1.3.2 量测方案

试验过程中，对如下内容进行测量：

(1)试件加载端的水平荷载：液压伺服系统的控制端可实现加载端水平荷载的自动采集，采集频率为1000 Hz。

(2)框架层间相对变形：在上下梁端分别布置一个激光位移计，其差值即为框架的层间相对变形。

(3)墙体平面外侧移情况：墙体工作时不应有过大幅度的平面外侧移，因而墙板平面外侧移量也是试件工作状态评估的一个指标。在墙面中央位置布置两个位移计来监测墙体侧移情况。

(4)记录墙板裂缝开展状况。

2 试验现象及破坏形态

试件随着水平荷载的增加，首先出现的现象是钢梁柱与墙板接触部位的砂浆开裂，接着出现墙板裂缝的开展、变宽和延伸，最终墙板破坏，连接件失去工作性能退出工作。

(1) 试件N1

试件N1采用管卡法连接，在位移角达到1/480时墙板柱边砂浆出现裂缝；位移角达到1/250时板材角部出现裂缝；位移角达到1/120时板材多处已出现不同程度破坏，墙板呈现塑性状态；位移角达到1/90时，管卡处板材及框架角部板材出现大部破坏，管卡失去承载性能，此时整体刚度大幅度下降。最终墙板角部、管卡处板材及墙板与两柱砂浆粘结处破坏明显，条板与条板之间的粘结较稳固。

(2) 试件N2

试件N2为U形卡法连接，当位移角达到1/700时，墙板与上梁的嵌缝砂浆出现裂缝；当位移角达到1/360时，板材上部与钢梁砂浆粘结部位出现通缝，柱边砂浆产生裂缝；当位移角达到1/240时，柱边裂缝宽度逐渐增加，裂缝延伸至柱底形成通缝，板材与钢柱失去粘结力。当位移角达到1/180时，上部U形卡处板材开始出现滑移，滑移印记明显，单向滑移长度达8 mm；当位移角达到1/100时，柱边砂浆裂缝明显增大形成宏观通缝，板材滑移，大部分U形卡失去工作性能。最终墙板与两梁柱砂浆粘结处破坏明显，条板之间的粘结较稳固，墙板破坏不明显。

(3) 试件N3

通过对试件N1，N2试验现象分析，管卡法连接更为牢固，结构整体性好，能更好地传递荷载，同时能够通过连接件处板材裂缝开展有效的耗散能量；而试件N2，墙板与连接件的滑移明显，耗能能力较差，连接件更早失去工作性能，故试件N3，N4采用工作性能较优的管卡连接方式做墙板开洞口试验。试件N3居中开设2000 mm×900 mm的门洞，试验过程中的现象描述如下：当位移角达到1/700时，ALC整体墙板与上梁的砂浆粘结出现微裂缝；当位移角达到1/360时开门洞处板材左上角出现斜向上45°微裂缝；当位移角达到1/280时，开门洞处板材右上角拼接处出现开裂，门洞下方板材角部出现斜45°微裂缝，表皮脱落；当位移角达到1/140时，管卡连接部位出现不同程度的裂缝，洞口角部裂缝延伸，裂缝处板材小部位挤碎并脱落；当位移角达到1/100时，门洞处板材裂缝明显增大，柱边通缝明显，此时墙板整体基本形成机动体系，大部分管卡失去工作性能。当位移角达到1/90时，过梁板出现贯穿斜裂缝，大块板材脱落。最终洞口角部及整体墙板四角裂缝开展及破坏明显，过梁墙板开裂破坏。

(4) 试件N4

试件N4亦采用管卡法连接，门洞靠边布置，门洞大小与试件N3相同，试验过程中的现象描述如下：当位移角达到1/480时，开门洞处板材左上角出现斜向上45°微裂缝；当位移角达到1/360时，开门洞处板材右上角对称部位出现斜向上微裂缝，此时洞口左上角裂缝延伸；其后，门洞处裂缝相继对称开展且伴随小块板材的剥落，管卡连接部位也出现不同程度裂缝；当位移角达到1/140时，门洞处裂缝延伸至上梁，裂缝宽度扩张，管卡连接部位板材挤碎、小块脱落；当位移角达到1/100时，门洞处板材裂缝明显增大，柱边通缝明显，大部分管卡连接处板材破坏严重，管卡暴露失去工作性能。试件N4的最终破坏模式与试件N3相似，即门洞四周板材出现裂缝，管卡连接部位破坏。

通过对各试件试验现象分析可知，不同连接方式对墙板破坏形态的影响规律不同。管卡法连接更为牢固，试件结构整体性好，其破坏形态首先表现在墙板与钢梁柱接触部位的砂浆开裂，接着管卡连接处墙板破坏，随着位移荷载的增大，管卡连接部位墙板破坏严重导致管卡失去工作性能。当墙体开设门洞时，墙板破坏则集中于门洞四周及管卡连接处。对于U形卡法连接的试件，小位移加载时，其破坏形态与管卡法连接的试件相似，表现在墙板与钢梁柱接触部位的砂浆开裂，随着位移荷载的增大，墙板与U形卡发生较大滑移，最终导致连接件失去工作性能。各试件试验的破坏模式如图4 所示。

图4 破坏模式

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

在试验中测试系统记录了框架顶部水平荷载-位移(P-Δ)关系的相关数据。选取每级荷载第一圈加载的数据绘制P-Δ滞回曲线，如图5所示。

分析图5各试件滞回曲线可知：

图5 滞回曲线

(1)加载初期，各试件的滞回曲线包围的面积较小，整体呈现为梭形，连接件与墙板连接牢固，试件处于弹性工作阶段；继续加载，随着裂缝开展或连接件部分失效，试件进入弹塑性工作阶段，滞回环形成捏拢现象，而且捏拢程度逐渐增大，呈现Z形，表明在连接件与墙板之间出现了剪切滑移。滞回曲线斜率随反复荷载加卸周次的增多而逐渐减小，说明残余变形在相应的累积增加，显示出结构强度及刚度的退化。

(2)试件N1滞回曲线的形状在弹性阶段呈线性，屈服阶段呈较饱满的反S形，强化阶段则变为Z形。屈服阶段末，墙板上出现肉眼可见的宏观裂缝，当位移角达到1/90时，管卡处板材破坏严重，管卡已不能有效锚固墙板，试件达到承载力极限。试件N2滞回曲线的形状直接由线性转变为Z形，滞回曲线的水平段抗侧力值小，位移角达到1/100时，墙板滑移，试件达到承载力极限。试件N1的滞回曲线较试件N2的饱满，说明管卡法连接试件N1的耗能能力更好。

(3)试件N3滞回曲线的形状由线性直接转变为Z形，这是由于带有门洞的墙板裂缝一旦开展即为较严重裂缝，剪切滑移明显。位移角达到1/100时，试件达到承载力极限。与N1试件相比试件N3较早达到极限位移，滞回曲线捏拢程度更大，说明开设门洞对试件整体性能具有削弱作用，滞回性能较差。

(4)试件N4滞回曲线的形状为Z形，门洞处板材裂缝明显，由于试件N4是一组门洞靠边布置的非对称试件，其正向抗侧承载力大于负向抗侧承载力。就滞回曲线的饱满度而言，试件N4优于试件N3，即试件N4耗能性能优于试件N3，结合试验现象，试件N4的破坏特征与试件N1类似，其滞回性能不及试件N1但优于门洞居中布置的试件N3。

3.2 骨架曲线

在试件的滞回曲线图上，将同方向各次加载的峰值点依次相连得到骨架曲线，如图6所示，骨架曲线可以用来定性地比较和衡量试件的滞回性能。通过对比各试件的骨架曲线可知：加载初期各试件骨架曲线变化趋势类似，基本呈线性增长，墙板与连接件状态良好，共同协调工作。继续加载，随着裂缝开展以及连接件部分失效，骨架曲线斜率下降，试件的承载力提升减缓，刚度开始退化，进入带裂缝工作阶段。随着位移荷载的不断增大，板材的破坏以及连接件失效状况加剧，导致试件承载力下降。对比试件N1，N2，试件N1承受的极限荷载值为试件N2的1.13倍，说明管卡法连接试件的极限承载能力较U形卡法连接试件的好。对比试件N3，N4，由于试件N4是一组门洞靠边布置的非对称试件，故其骨架曲线并不对称，相比正向加载，负向加载时更早出现荷载下降段，而试件N4的正向极限荷载值为试件N3的1.28倍，说明门洞靠边布置的试件极限承载能力较门洞居中布置试件的好。

图6 骨架曲线

通过观测骨架曲线可以发现，每次加载过程中，曲线的斜率随荷载的增大而减小，且减小的程度逐渐加快。加载和卸载过程中骨架曲线不完全对称，在后期这种现象更加明显，一方面由于墙板连接件非完全对称安装，另一方面由于正向加载过程中连接件处墙板已经破坏，负向加载过程中墙板与连接件无法共同协调工作。

3.3 强度退化

强度退化是指在位移幅值不变的条件下，试件承载力随着荷载反复加载次数的增加而降低的特性。选用同级荷载强度退化系数λi描述试件强度退化情况，如式(1)和表2所示。

表2 强度退化系数

(1)

在加载过程中，试件N1强度退化系数总大于试件N2，即试件N2强度退化程度大于试件N1。U形卡法连接的试件抗侧力一部分来自于U形卡法连接件与墙面之间的静摩擦力，在进行一圈加载之后，U形卡法连接件在墙面上滑移，降低两者接触面处的静摩擦系数，其承载力出现小幅下降，而采用管卡法连接时不会出现这种情况，因而管卡法连接的强度退化性能较优。试件N3，N4强度退化系数分布区间相似且数值相当，可以认为门洞布置位置对强度退化影响不大。

3.4 刚度退化

试件在反复荷载作用下由于裂缝发展、材料塑性发展等原因导致刚度随荷载增大而减小的现象称为刚度退化。选用割线刚度Ki刻画刚度退化程度，如式(2)所示。

(2)

式中：+Fi，-Fi分别为第i次正反向峰值点的荷载值；+Xi，-Xi分别为第i次正反向峰值点的位移值。

图7为试件N1～N4的刚度退化情况。对比试件N1，N2，试件N2的初始剪切刚度为试件N1的76.5%，表明使用管卡作为连接件时，限制了板材角部的转角与位移，其初始刚度优于U形卡法连接的试件，因而在弹性阶段，采用管卡法连接的试件更容易保持框架与墙板的整体性，对墙板的锚固也更有效。在初始工作阶段，试件N1的框架与墙板间的砂浆灰缝完好性优于试件N2。随着加载位移的增大，试件N1，N2结构刚度退化显著，在层间位移角达到1/150之前，试件N1剪切刚度退化速度大于试件N2，主要是由于连接件处墙板开裂造成的；当位移角达到1/150之后，试件N1刚度退化趋于稳定，结构处于塑性阶段，而试件N2板材开始出现明显滑移，其刚度退化速度大于试件N1。

图7 刚度退化曲线

对比试件N3，N4，N3初始剪切刚度为试件N4的87.7%，层间位移角达到1/100之前，试件N3刚度退化速度较快，试件N4剪切刚度均明显大于试件N3，表明门洞靠边布置时，完整墙体的面积较门洞居中布置时大，更易充分利用墙板的剪切刚度。试件N4剪切刚度退化速度整体而言较为稳定，后期试件N3，N4的剪切刚度退化程度相似。

全加载过程中试件N3，N4的初始剪切刚度值均明显小于试件N1，N2，表明门洞对墙体初始剪切刚度的大幅削弱作用。对比试件N1，N3的数值可知，门洞使墙体初始剪切刚度削弱39.3%。

3.5 耗能能力

结构承受循环荷载时，存在一个能量消耗的过程，这些能量通过材料的内摩擦阻力或局部损伤(如开裂、塑性铰转动等)而转化为热量散失到空间中。本文选用量化指标等效粘滞阻尼系数ξe评价构件耗能能力，如图8和式(3)所示。

图8 等效粘滞阻尼系数计算

(3)

式中：SABC+SCDA为滞回曲线包围的面积；SΔOBE表示ΔOBE的面积，SΔODF表示ΔODF的面积。计算结果如图9所示。

图9 等效粘滞阻尼系数ξe

由图9可知，等效粘滞阻尼系数刻画了滞回环的饱满程度。对比试件N1，N2的等效粘滞阻尼系数值可得，试件N1等效粘滞阻尼系数分布区间为0.148～0.248，试件N2则为0.064～0.13；试件N1的等效粘滞阻尼系数值均大于试件N2，即管卡法连接的试件耗能性优于U形卡法。试件N2主要通过U形卡件在墙板表面滑移耗散能量，而试件N1则通过墙板裂缝开展、管卡连接件处变形及滑移来耗散能量。试件N3等效粘滞阻尼系数分布区间为0.041～0.167，试件N4则为0.065～0.216，两者变化趋势均为递减，数值均小于试件N1，说明门洞的开设大幅削弱了墙体耗能性能。试件N4等效粘滞阻尼系数大于试件N3，说明门洞靠边布置的试件墙体完整性较好，耗能能力较优。

开设门洞的试件N3，N4在加载初期位移角达到1/360之前，等效粘滞阻尼系数较U形卡法连接的试件N2大，这是由于门洞周边填充的聚氨酯发泡剂粘结性能较好，对板材有一定的加固作用，耗能性能在加载初期较好；而当位移角达到1/360后，开设门洞的削弱作用彰显，试件N3，N4的等效粘滞阻尼系数小于试件N2，耗能性能较差，说明门洞的开设对试件耗能性能的影响大于U形卡法连接对试件耗能性能的影响。

4 结 论

本文对1榀U形卡法连接的内嵌ALC墙板铰接钢框架和3榀管卡法连接的内嵌ALC墙板铰接钢框架进行低周反复荷载试验，通过对试验现象及试验数据的分析，主要得出以下结论：

(1)墙板的破坏主要集中在与钢框架接触的连接件处以及门洞角部；内嵌未开门洞ALC墙板的铰接钢框架结构的破坏形式主要是钢梁柱与墙板接触部位填缝砂浆的开裂贯通，连接件周围条板开裂破坏，连接件松动失去工作性能。内嵌开门洞ALC墙板的铰接钢框架结构的破坏形式主要是门洞角部条板对称开裂破坏，过梁板松动，连接件周围条板开裂破坏连接件外露退出工作。

(2)采用U形卡法、管卡法连接的内嵌ALC墙板钢框架在反复荷载作用下可以很好协同工作，管卡法连接构造下墙板整体强度、刚度以及耗能能力均优于U形卡法连接，但管卡法连接状态下墙板裂缝数量较多，裂缝宽度较大，开裂后修复较难。

(3)墙板开门洞后，滞回曲线“捏缩”效应明显，试件变形较大，裂缝集中在门洞周边开展；开设门洞对整体试件的承载力、刚度、耗能能力等滞回性能均有削弱，可在开设门洞处采取适当的加固措施。

(4)试验表明，门洞靠边布置的内嵌ALC墙板的铰接钢框架滞回性能优于门洞居中布置，在必要开设洞口的状况下只要合理地布置洞口位置依然具有良好的安全保障。