周學(xué)軍 王興博 劉哲 王振 李泉 咸國棟

摘要：為實(shí)現(xiàn)鋼結(jié)構(gòu)裝配式住宅承重圍護(hù)保溫一體化的目標(biāo)，提出一種設(shè)置暗支撐的承重圍護(hù)保溫一體化墻體。墻體內(nèi)部為支撐鋼框架，填充發(fā)泡水泥等保溫隔熱材料，外部設(shè)置雙向鋼筋網(wǎng)并澆注砂漿層作為保護(hù)層。框架內(nèi)填充發(fā)泡水泥對結(jié)構(gòu)的水平承載力和抗側(cè)剛度有較大影響，以暗支撐設(shè)置、墻體高寬比為變化參數(shù)，對6榀單層單跨承重圍護(hù)保溫一體化墻體進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，得到各試件的水平承載力、抗側(cè)剛度和滯回特性。結(jié)果表明：設(shè)置暗支撐能夠明顯提高新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體的水平承載力和抗側(cè)剛度；相比純鋼框架，新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體具有更高的水平承載力和抗側(cè)剛度，其耗能能力和變形能力也更強(qiáng)；高寬比對墻體抗側(cè)性能影響顯著，高寬比越大，墻體的水平承載力、抗側(cè)剛度、耗能能力均越小。給出了新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體的水平承載力計(jì)算公式，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

關(guān)鍵詞：墻體；抗震性能；水平承載力；抗側(cè)剛度；裝配式住宅

中圖分類號：TU398.2；TU317.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號：2096-6717（2022）06-0101-13

Experimental study on seismic behavior of anew type assembled insulation integrated wall

ZHOU Xuejun 1，WANG Xingbo 1，LIU Zhe 1，2，WANG Zhen 1，LI Quan 1，XIAN Guodong 1

（1.College of Civil Engineering，Shandong Jianzhu University，Jinan 250101，P.R.China；2.Shandong Mengshan Steel Structure Engineering Co.，Ltd.，Jining 272000，Shandong，P.R.China）

Abstract：In order to realize the goal of load-bearing and thermal insulation integration of prefabricated steel residential buildings，a new type of load-bearing and thermal insulation integration wall with concealed bracing was proposed.The interior of the wall is steel braced frame，filled with foamed cement and other thermal insulation materials，and the exterior is provided with bidirectional steel mesh and mortar layer.The filling of foamed cement in the frame has great influence on the horizontal bearing capacity and lateral stiffness of the structure.Taking the height-width ratio of the walls and the existence of concealed bracing in the walls as the variable parameters，six one-bay and one-story integrated walls were tested under low-cycle reversed loads，and the horizontal bearing capacity，lateral stiffness and hysteresis characteristics of each specimen were obtained.The results show that the setting of concealed bracing can obviously improve the horizontal bearing capacity and lateral stiffness of the load-bearing and thermal insulation integration wall.Compared with steel braced frame，the new type of load-bearing and thermal insulation integration wall has higher horizontal bearing capacity and lateral stiffness，and its energy dissipation capacity and deformation characteristics are also better.The height-width ratio has asignificant impact on the lateral resistance of load-bearing and thermal insulation integration wall.The larger the height-width ratio is，the smaller the horizontal bearing capacity，and lateral stiffness and energy dissipation capacity of the wall will also be.The calculation formula of the horizontal bearing capacity of the new type of load-bearing and thermal insulation integration wall was provided，and the calculation results are in good agreement with the experiment.

Keywords：wall；seismic behavior；horizontal bearing capacity；lateral stiffness；prefabricated residential buildings

面對日益緊張的能源問題，建筑節(jié)能受到更多重視。使用適當(dāng)?shù)谋夭牧峡梢院侠怼⒂行У乩媚茉?，達(dá)到改善環(huán)境、節(jié)能減排、可持續(xù)發(fā)展的目的。近年來，發(fā)泡水泥作為一種耐久、耐候、耐老化性突出，防火性能優(yōu)異的保溫材料，越來越多地被用作建筑外保溫材料[1-4]。

近年來，學(xué)者們對墻體與鋼框架協(xié)同工作性能進(jìn)行了相關(guān)研究。李國強(qiáng)等[5-6]對外掛和內(nèi)嵌ALC墻板的鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，認(rèn)為內(nèi)嵌墻板對整體剛度和承載力的貢獻(xiàn)比外掛墻板更大，并給出了相關(guān)設(shè)計(jì)建議。曹萬林等[7]、賈穗子等[8]對裝配式輕型鋼管混凝土框架—復(fù)合墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究，對比研究了結(jié)構(gòu)的承載力、剛度、延性、滯回特性和耗能，分析了輕型鋼管混凝土框架與復(fù)合墻共同工作的機(jī)理，提出了計(jì)算結(jié)構(gòu)水平承載力的實(shí)用方法。侯和濤等[9-10]對帶節(jié)能復(fù)合墻板的鋼框架進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，強(qiáng)調(diào)連接件可靠度的重要性，并提出了該結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的相關(guān)取值建議。王靜峰等[11]、王波等[12]對節(jié)能復(fù)合墻板鋼框架結(jié)構(gòu)和填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，提出墻板連接方式和墻板厚度對結(jié)構(gòu)抗震性能影響顯著，認(rèn)為搖擺連接件耗能性能良好，值得推廣。Sun等[13]對半剛接鋼框架內(nèi)填帶豎縫的RC墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分析了結(jié)構(gòu)的承載力、剛度、滯回特性、延性和耗能能力，給出了鋼框架和填充墻的設(shè)計(jì)建議。田穩(wěn)苓等[14-15]對泡沫混凝土輕鋼龍骨復(fù)合墻板進(jìn)行了試驗(yàn)研究，提出了保溫和承重雙控理念，可根據(jù)墻厚和抗剪承載力要求選取不同的泡沫混凝土密度，得到了墻體抗剪承載力的實(shí)用計(jì)算方法。Xu等[16]對高強(qiáng)泡沫混凝土冷彎型鋼復(fù)合墻體進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)高強(qiáng)泡沫混凝土能夠顯著提高墻體承載力。Dall’Asta等[17]對鋼框架—鋼筋混凝土填充墻進(jìn)行了有限元分析與試驗(yàn)研究，提出了一種創(chuàng)新的SRCW系統(tǒng)和相應(yīng)的延性設(shè)計(jì)方法。Brodskya等[18]對砌體填充墻與鋼框架之間接觸的作用進(jìn)行了試驗(yàn)研究，重點(diǎn)研究了填充墻和周圍鋼框架之間的接觸區(qū)和接觸壓力。

然而，目前對鋼框架與墻體協(xié)同工作性能的研究大多集中于鋼框架與填充墻的研究，對于內(nèi)部為支撐鋼框架、填充發(fā)泡水泥、外部設(shè)置雙向鋼筋網(wǎng)并澆注砂漿層的承重圍護(hù)保溫一體化墻體鮮有研究。為實(shí)現(xiàn)鋼結(jié)構(gòu)裝配式住宅墻體承重圍護(hù)保溫一體化的目標(biāo)，提出一種帶暗支撐的承重圍護(hù)保溫一體化墻體（以下簡稱一體化墻體），該墻體適用于夏熱冬冷地區(qū)民用建筑。該結(jié)構(gòu)將豎向承重和抗側(cè)力承載構(gòu)件與圍護(hù)墻合為一體，兼具承重和保溫的雙重能力。這種新型一體化墻體在鋼框架兩側(cè)綁扎鋼筋網(wǎng)，澆注發(fā)泡水泥，外抹水泥砂漿保護(hù)層；為了防裂，在抹灰時(shí)粘貼耐堿玻纖網(wǎng)格布，起到保溫、隔熱、防銹、防火的作用。該結(jié)構(gòu)體系既能承受豎向荷載，也可承擔(dān)水平荷載。為推動該一體化墻體的應(yīng)用，對6榀單層單跨一體化墻體進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究試件的水平承載力、抗側(cè)剛度、滯回特性等。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了6榀單層單跨一體化墻體試件，墻體為鋼框架澆筑發(fā)泡水泥而成，內(nèi)部均設(shè)有雙層雙向鋼筋網(wǎng)，外部為砂漿層作保護(hù)層，部分墻體內(nèi)設(shè)置鋼管暗支撐。試驗(yàn)參數(shù)為：有無墻體、有無鋼管暗支撐、墻體高寬比。試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。由于高寬比大于1的試件按受壓設(shè)計(jì)時(shí)支撐截面過大，因此，將QB-4、QB-5、QB-6按受拉截面設(shè)計(jì)，采用交叉型支撐。試件的內(nèi)部支撐形式如圖1所示。

一體化墻體的制作流程為：1）制作熱軋H型鋼梁、鋼管柱、鋼管支撐；2）制作節(jié)點(diǎn)部件并將其焊接到鋼框架相應(yīng)位置，通過焊接方式連接梁、柱、支撐；3）制作雙面雙向鋼筋網(wǎng)，并與鋼框架點(diǎn)焊連接；4）澆筑發(fā)泡水泥墻體；5）粘貼耐堿玻纖網(wǎng)格布，墻面抹灰。

鋼框架由熱軋H型鋼梁、鋼管柱及鋼管支撐通過節(jié)點(diǎn)板焊接而成，節(jié)點(diǎn)板為厚10 mm的鋼板，并且在梁和柱連接處、梁和支撐連接處焊接加勁肋。H型鋼梁的尺寸為100 mm×100 mm×6 mm×8 mm，鋼柱和支撐為無縫方鋼管，截面尺寸為100 mm×100 mm×4 mm，支撐截面邊長為50 mm，厚度為4 mm；墻體采用密度為500 kg/m3的發(fā)泡水泥澆筑而成，兩側(cè)各鋪設(shè)一層雙向鋼筋網(wǎng)，鋼筋直徑為2.8mm，間距50 mm，且均粘貼耐堿玻纖網(wǎng)格布，外抹15 mm厚水泥砂漿。為降低試件滑移的不利影響，在試件下部設(shè)置剛性地梁。試件柱腳與剛性地梁通過12個(gè)M20高強(qiáng)螺栓連接，剛性地梁與地面通過地錨螺栓連接。試件幾何尺寸及連接構(gòu)造見圖2。

1.2 材料性能

試件所用鋼材牌號均為Q235，發(fā)泡水泥密度為500 kg/m3。依據(jù)《泡沫混凝土》（JG/T 266—2011）規(guī)定，制作6塊規(guī)格為100 mm×100 mm×100 mm的立方體試塊，測得發(fā)泡水泥的抗壓強(qiáng)度為2.0MPa。依據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》（GB/T 2975—2018）、《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》（GB/T 228—2002）的有關(guān)規(guī)定，每種鋼材制作一組試樣，進(jìn)行材性試驗(yàn)。實(shí)測試件所用鋼材的力學(xué)性能見表2。

1.3 加載裝置及方案

試驗(yàn)采用低周反復(fù)加載，水平荷載采用100 t MTS作動器施加，作動器一端固定于反力墻，另一端采用高強(qiáng)螺栓通過加載端頭與試件相連。試驗(yàn)加載裝置與數(shù)據(jù)采集布置如圖3所示。其中，水平位移和水平力均由MTS作動器采集；在墻體側(cè)面與地梁布置位移計(jì)，以消除滑移影響；在鋼支撐中部、梁中部布置應(yīng)變片采集應(yīng)變數(shù)據(jù)；裂縫寬度采用裂縫深度測試儀觀察。

試驗(yàn)加載過程依據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》（JGJ/T 101—2015），并充分考慮試驗(yàn)室現(xiàn)有儀器的相關(guān)性能，采用變幅值位移控制加載的方式，加載速率為0.5 mm/s。在試件達(dá)到屈服位移Δ y前，分別按照0.25Δ y、0.5Δ y、0.75Δ y進(jìn)行加載，每級循環(huán)兩周；加載至屈服位移Δ y后，分別按照Δ y、1.5Δ y、2Δ y、3Δ y、4Δ y、5Δ y……進(jìn)行加載，其中，Δ y、1.5Δ y、2Δ y每級循環(huán)3周，3Δ y、4Δ y、5Δ y……每級循環(huán)兩周，如圖4所示。在每級循環(huán)加載中，首先對試件推向加載，然后卸載，再對試件拉向加載，最后卸載。每次達(dá)到推、拉方向控制位移值后，持荷3 min。當(dāng)試件發(fā)生較大變形失去承載力時(shí)，停止試驗(yàn)。

試驗(yàn)前，按《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB5011—2010）中高層鋼結(jié)構(gòu)小震下層間位移角1/250的規(guī)定，使用SAP2000軟件對各試件內(nèi)鋼框架進(jìn)行靜力彈塑性分析，結(jié)果見圖5。將各鋼框架荷載—位移角曲線的第一個(gè)拐點(diǎn)作為屈服位移的參考點(diǎn)，計(jì)算結(jié)果如下：QB-1～QB-3為3.0 mm；QB-4為3.7 mm；QB-5為7.0 mm；QB-6為7.0 mm?？紤]到需確保在各墻體位移角1/400時(shí)有一個(gè)加載級，以便觀察試驗(yàn)現(xiàn)象，最終確定各試件的Δ y分別為：QB-1～QB-4為4.0 mm；QB-5和QB-6為7.0 mm。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)，QB-1在加載至19.5 mm之前，無明顯現(xiàn)象；加載至19.5 mm時(shí)，兩個(gè)支撐出現(xiàn)屈曲；加載至35 mm時(shí)，支撐下端與連接板的接觸部位被拉斷。QB-1（純支撐鋼框架）破壞模式表現(xiàn)為支撐屈曲破壞，支撐被拉斷，最終破壞特征如圖6（a）所示。

QB-2內(nèi)部無鋼管暗支撐，加載至2 mm時(shí)，墻體開始出現(xiàn)裂縫，裂縫寬度為0.2 mm；而后裂縫逐漸變多變密；加載至16 mm時(shí)，墻體開始出現(xiàn)較長的水平裂縫；加載至26 mm時(shí)，墻體承載力下降至峰值承載力的58.6%，試驗(yàn)結(jié)束。QB-2的破壞模式表現(xiàn)為墻體出現(xiàn)多條水平通長裂縫，屬于剪切破壞，最終破壞特征如圖6（b）所示。

加載至3.25 mm（位移角為1/400）時(shí)，QB-3無明顯現(xiàn)象；加載至6 mm時(shí)，墻體中部開始出現(xiàn)斜裂縫，裂縫寬度為0.2 mm；加載至20 mm時(shí)，墻體角部出現(xiàn)了寬度和深度均比較大的裂縫；加載至32 mm時(shí)，墻體內(nèi)傳出比較大的響聲，支撐被拉斷，試驗(yàn)結(jié)束。QB-4破壞模式與QB-3比較接近，表現(xiàn)為先墻體破壞，后鋼框架破壞的模式。高寬比較小時(shí)，墻體以剪切破壞為主，中心首先出現(xiàn)斜裂縫，進(jìn)而裂縫發(fā)展，數(shù)量、長度均有增加，如圖6（c）所示；隨著控制位移的增大，由于支座處分布應(yīng)力較大，墻體角部首先出現(xiàn)寬度較大的裂縫并發(fā)展，如圖6（d）所示；在角部裂縫出現(xiàn)后，墻體板面裂縫不再發(fā)展，最終墻體角部發(fā)泡水泥壓潰，內(nèi)部鋼框架的鋼管支撐被拉斷。

加載至10.75 mm（位移角為1/400）時(shí)，QB-6無明顯現(xiàn)象；加載至14 mm時(shí)，墻體角部開始出現(xiàn)裂縫，裂縫寬度為0.2 mm；加載至21 mm時(shí)，墻體板面邊緣開始出現(xiàn)水平裂縫；加載至77 mm時(shí)，墻體角部發(fā)泡水泥壓潰，承載力降低到峰值的50%左右，試件破壞嚴(yán)重，試驗(yàn)結(jié)束。QB-5破壞現(xiàn)象與試件QB-6比較接近，表現(xiàn)為先墻體破壞，后鋼框架破壞的破壞模式。墻體高寬比較大時(shí)，以彎曲破壞為主，角部、板面下部邊緣處首先出現(xiàn)水平裂縫，如圖6（e）所示；此后，隨著控制位移的增大，角部裂縫和水平裂縫不斷發(fā)展，最終試件角部發(fā)泡水泥壓潰，如圖6（f）所示。

總體而言，在加載過程中，位移角為1/400時(shí)，除QB-2（內(nèi)部無鋼支撐，僅作為研究對照，工程中應(yīng)用墻板均有鋼支撐）已產(chǎn)生寬度大于0.2 mm的裂縫外，其余試件（內(nèi)部有鋼支撐）無裂縫產(chǎn)生；隨著各試件角部分布應(yīng)力變大，角部發(fā)泡水泥破壞比較嚴(yán)重；在角部開裂后，發(fā)泡水泥墻板逐步退出工作，板面裂縫發(fā)展趨勢放緩，直到角部發(fā)泡水泥壓潰后，發(fā)泡水泥墻板基本退出工作，板面裂縫不再發(fā)展，水平荷載主要由鋼框架承擔(dān)。加載終止后，QB-3、QB-4板面中部在試驗(yàn)過程中產(chǎn)生的斜裂縫閉合，僅試件角部的發(fā)泡水泥壓潰，如圖6（g）所示。QB-5、QB-6底部梁端出現(xiàn)明顯裂縫，如圖6（h）所示，這是由于墻板角部支座處受到較大彎矩造成的。各試件試驗(yàn)后最終損傷照片見圖7。

3 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

3.1 滯回曲線

圖8為各試件實(shí)測水平荷載—位移（F-Δ）滯回曲線?？梢钥闯觯簩τ诩冧摽蚣茉嚰B-1，其滯回曲線與其他一體化墻體有明顯不同，曲線比較飽滿，加載后期出現(xiàn)荷載突變是由于鋼管支撐拉斷，引起鋼框架內(nèi)力重分布造成的；對于QB-2，因其內(nèi)部無鋼管暗支撐，耗能能力較差，承載力較低，從滯回曲線整體形狀來看，有一定的捏攏產(chǎn)生；對于QB-3、QB-4，滯回曲線的斜率先隨位移的增大而增大，之后，在到達(dá)加載制度確定的位移前，曲線出現(xiàn)極值點(diǎn)，隨后斜率隨位移的增大而減??；在多次加載后，試件滯回曲線變得飽滿，曲線介于典型鋼框架試件的“梭形”和典型混凝土剪力墻試件的“Z形”之間，且更接近“Z形”，沒有明顯的捏攏現(xiàn)象，表現(xiàn)出一體化墻體特有的形狀；每一次加載過程中，正負(fù)方向曲線峰值點(diǎn)連線的割線斜率均有減?。槐容^同級同向加載曲線，后一次加載時(shí)，曲線的斜率有明顯的減?。粚τ赒B-5、QB-6，滯回曲線變化特征與QB-3、QB-4基本一致，區(qū)別在于QB-5、QB-6的滯回曲線介于典型鋼框架試件的“梭形”和典型混凝土剪力墻試件的“Z形”之間，但更接近“梭形”，這是由于QB-5、QB-6的高寬比較大，試件產(chǎn)生了更大的彎曲變形，耗能增加，滯回環(huán)因此不斷張開造成的。

試驗(yàn)加載初期，墻體開裂不明顯，得到的滯回環(huán)面積極小，十分狹窄，荷載—位移曲線基本呈線性變化，且?guī)缀鯖]有殘余變形產(chǎn)生，試件仍處于彈性工作狀態(tài)，沒有能量的耗散，發(fā)泡水泥與鋼框架協(xié)同變形，擠壓鋼框架，對鋼框架起到支撐作用，此時(shí)為彈性工作階段。加載中期，隨著加載位移的增大，墻體裂縫不斷增多且發(fā)展，發(fā)泡水泥逐漸退出工作，內(nèi)部鋼支撐開始屈服，整體結(jié)構(gòu)的塑性變形開始增加，荷載—位移曲線不再呈現(xiàn)彈性狀態(tài)時(shí)的線性，滯回環(huán)開始張開并逐漸向x軸傾斜，并且面積不斷增大，耗能增大，試件整體進(jìn)入彈塑性工作階段；此時(shí)滯回曲線較為飽滿，沒有明顯的捏縮變形，表現(xiàn)出良好的耗能能力；在此階段，卸載至零時(shí)存在殘余變形，說明試件的抗側(cè)剛度有所退化。加載后期，隨著加載位移的增大，試件的水平承載力和抗側(cè)剛度不斷降低，滯回環(huán)的割線斜率進(jìn)一步減小，呈狹長的梭形，但仍無明顯的捏縮變形。

3.2 強(qiáng)度退化

為定量反映試件在相同加載位移時(shí)不同加載循環(huán)的強(qiáng)度退化情況，定義強(qiáng)度退化系數(shù)λ i[19]為

式中：F ij為第j級加載時(shí)第i次循環(huán)峰值點(diǎn)的荷載值；F i-1j為第j級加載時(shí)第i-1次循環(huán)峰值點(diǎn)的荷載值。

圖9給出了6個(gè)試件的推向、拉向強(qiáng)度退化曲線。從圖9（a）可以看出，QB-1、QB-3各加載級強(qiáng)度退化不顯著，整個(gè)加載過程強(qiáng)度退化系數(shù)均大于0.90；QB-2強(qiáng)度退化明顯，因其內(nèi)部無鋼支撐，泡沫混凝土墻板開裂對強(qiáng)度退化影響顯著，在位移角達(dá)到0.5%以后，強(qiáng)度退化顯著。從圖9（b）可以看出，QB-4～QB-6強(qiáng)度退化曲線的變化趨勢較為一致，加載初期強(qiáng)度退化不明顯，在位移角為1.0%時(shí)，推向加載的強(qiáng)度退化比較顯著而拉向加載的強(qiáng)度退化不顯著；在位移角大于1.5%時(shí)，推向、拉向的強(qiáng)度退化顯著。

3.3 骨架曲線

圖10為試件的水平荷載—位移角骨架曲線?？梢钥闯?，各個(gè)試件骨架曲線變化趨勢大體一致，骨架曲線在正、負(fù)加載方向具有良好的對稱性。各試件骨架曲線均呈“倒S”形，說明試件受力過程可以分為3個(gè)階段：1）彈性階段：加載初期，發(fā)泡水泥與鋼框架作為整體，共同承擔(dān)水平荷載，荷載—位移曲線表現(xiàn)為線性比例增加。2）彈塑性階段：彈性階段過后，墻體板面逐漸出現(xiàn)斜裂縫，發(fā)泡水泥承擔(dān)的水平荷載逐漸減小，曲線均出現(xiàn)非線性段，斜率減小，水平荷載增幅減緩，說明骨架曲線開始進(jìn)入第2階段。在這個(gè)過程中，鋼框架、鋼筋網(wǎng)與發(fā)泡水泥之間的黏結(jié)力起著維持整體共同工作的作用。隨著發(fā)泡水泥承擔(dān)水平荷載的減小，鋼框架逐漸承擔(dān)更多的水平荷載，鋼管暗支撐首先進(jìn)入塑性；隨著墻體裂縫的增加、鋼框架塑性變形增大，骨架曲線上升緩慢。3）破壞退化階段：加載后期，試件角部的發(fā)泡水泥破壞加劇，退出工作，大部分水平荷載由鋼框架承擔(dān)，鋼框架整體進(jìn)入塑性，曲線先平緩接近平直線，后因破壞加劇導(dǎo)致試件水平荷載降低。

對比QB-1和QB-3的骨架曲線可以看出，QB-3極限荷載是QB-1的1.76倍，說明與純支撐鋼框架相比，一體化墻體水平承載力提高顯著；對比QB-2與QB-3的骨架曲線可以看出，QB-3極限荷載是QB-2的2.18倍，說明鋼管暗支撐顯著提高了一體化墻體的水平承載力；QB-3極限荷載對應(yīng)的位移是QB-2的1.59倍，說明鋼管暗支撐對一體化墻體的塑性發(fā)展有顯著的提高作用；由QB-3～QB-6的骨架曲線可以看出，QB-3極限荷載是QB-4的1.66倍、QB-5的4.03倍、QB-6的3.92倍，說明隨著高寬比的增大，一體化墻體的極限荷載逐漸減小，且在高寬比大于3.8時(shí)趨于穩(wěn)定。

試件屈服點(diǎn)計(jì)算采用通用屈服彎矩法[20]，極限位移u d取加載過程中試件破壞前一次循環(huán)的最大位移，對應(yīng)的破壞荷載為F d。各試件骨架曲線的特征點(diǎn)荷載及對應(yīng)位移見表3。

3.4 剛度退化

試件的剛度采用割線剛度K i[19]表示，其中i為循環(huán)級數(shù)。實(shí)測各試件的初始狀態(tài)、極限荷載點(diǎn)對應(yīng)的抗側(cè)剛度見表4。為便于分析，以試件初始剛度K 1為基準(zhǔn)點(diǎn)，將剛度做無量綱化處理，得到剛度比K i/K 1。實(shí)測試件的剛度比—位移角關(guān)系曲線見圖11。QB-3的初始割線剛度是QB-1的2.10倍、QB-2的1.46倍，表明澆筑發(fā)泡水泥、內(nèi)部設(shè)置鋼管暗支撐均可以顯著提高一體化墻體的抗側(cè)剛度；QB-3的初始割線剛度是QB-4的2.53倍、QB-5的10.08倍、QB-6的14.07倍，表明高寬比對一體化墻體抗側(cè)剛度有顯著影響，且墻體抗側(cè)剛度隨高寬比的增大而減小。QB-3在極限荷載點(diǎn)處仍有較大的割線剛度，表明QB-3到達(dá)極限荷載時(shí)仍有較好的抵抗變形的能力，安全性較好。

由圖11（a）可知，QB-3剛度退化速度介于純支撐鋼框架的QB-1和無鋼管暗支撐的QB-2之間，并且剛度退化速度明顯比QB-2慢，主要是QB-3內(nèi)部鋼管暗支撐顯著提高了發(fā)泡水泥與鋼框架的協(xié)同工作能力。由圖11（b）可知：在位移角小于1/300時(shí)，曲線斜率隨墻體高寬比的增大而減小，表明墻體剛度退化速率隨墻體高寬比的增大而減小，主要是墻體破壞特征由剪切破壞為主逐步向彎曲破壞為主轉(zhuǎn)變的緣故；在墻體高寬比為1時(shí)，實(shí)測QB-3剛度退化曲線僅出現(xiàn)一個(gè)下凸形狀，而在墻體高寬比大于1.8時(shí)，實(shí)測QB-4～QB-6剛度退化曲線先出現(xiàn)下凸形狀，后出現(xiàn)上凸形狀，并且隨著高寬比的增大，曲線下凸到上凸的變化越明顯，表明試件剛度退化速度有“快—慢—快”三段的變化特點(diǎn)，并且墻體高寬比越大，“快—慢—快”三段變化特點(diǎn)越明顯。

這是因?yàn)榘l(fā)泡水泥受壓釋放孔隙體積，剛度退化出現(xiàn)“快”的特點(diǎn)；隨后發(fā)泡水泥逐漸壓實(shí)，剛度退化出現(xiàn)“慢”的特點(diǎn)；最后發(fā)泡水泥逐漸壓潰，剛度退化再次出現(xiàn)“快”的特點(diǎn)。

3.5 變形能力及耗能

試驗(yàn)采用等效黏滯阻尼系數(shù)h e反映試件的耗能能力[19]。實(shí)測所得各試件在極限荷載點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)h e和累積耗能值E t見表5，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)h e隨位移角的變化規(guī)律見圖12。

QB-1極限荷載點(diǎn)的累積耗能值為QB-3的72%，這是因?yàn)榘l(fā)泡水泥與鋼框架共同受力耗能，并且發(fā)泡水泥與鋼材之間存在摩擦耗能，增大了結(jié)構(gòu)總耗能，所以一體化墻體耗能能力顯著大于純支撐鋼框架試件。QB-2極限荷載點(diǎn)的累積耗能值為QB-3的37%，這是因?yàn)橐惑w化墻體內(nèi)部設(shè)置的鋼管暗支撐受力耗能，并且增大了發(fā)泡水泥與鋼材之間的接觸面積，增大了結(jié)構(gòu)總耗能，所以一體化墻體內(nèi)部設(shè)置鋼管暗支撐能夠顯著提高結(jié)構(gòu)耗能能力。QB-4～QB-6的等效黏滯阻尼系數(shù)h e值分別為QB-3的95%、75%、74%，表明試件等效黏滯阻尼系數(shù)隨試件高寬比的增大而減小。QB-4～QB-6極限荷載點(diǎn)的累積耗能值分別是QB-3的62%、33%、32%，表明試件極限荷載點(diǎn)的累積耗能值隨試件高寬比的增大而減小。

由表5和圖12（a）可以看出：在位移角為0.5%～1.5%時(shí)，QB-2等效黏滯阻尼系數(shù)h e與QB-1基本一致，主要是QB-2內(nèi)部無鋼管暗支撐，在發(fā)泡水泥逐步退出工作后承載力主要由鋼框架承擔(dān)所致；在位移角為0～0.5%時(shí)，QB-3等效黏滯阻尼系數(shù)曲線介于QB-1、QB-2之間，有比較好的耗能能力；并且QB-3等效黏滯阻尼系數(shù)曲線在彈塑性位移角限值2%之后有比較明顯的上升段，這是因?yàn)镼B-3在墻板逐步退出工作后，其承載力主要由鋼框架承擔(dān)，表明一體化墻體在彈塑性階段耗能性能良好，符合抗震設(shè)計(jì)“兩道防線”的要求。

由表5和圖12（b）可以看出：墻體高寬比為1.0和1.8時(shí)，QB-3、QB-4等效黏滯阻尼系數(shù)曲線變化趨勢較為接近，表現(xiàn)為先隨位移角的增大而增大，后隨位移角的增大而減小，再隨位移角的增大而增大；墻體高寬比為3.8和4.3時(shí)，QB-5、QB-6等效黏滯阻尼系數(shù)曲線變化趨勢較為接近，表現(xiàn)為隨位移角的增大而增大，表明高寬比顯著影響著一體化墻體的變形形式與破壞模式。

3.6 應(yīng)變分析

由于各試件高寬比不同，為便于分析，以位移角為橫坐標(biāo)，應(yīng)變比為縱坐標(biāo)，對各試件內(nèi)鋼框架的鋼支撐進(jìn)行應(yīng)變分析。另外，由于人字形斜撐的拉壓桿應(yīng)變變化具有對稱性，交叉斜撐的拉壓桿也具有對稱性，故僅展現(xiàn)各試件正向加載時(shí)受拉斜撐的應(yīng)變，便于比較分析。各試件鋼支撐加載過程的應(yīng)變?nèi)鐖D13所示。其中，應(yīng)變比為采集到的應(yīng)變值與材性試驗(yàn)得到的鋼材屈服應(yīng)變的比值。

由圖13可以看出，QB-1斜撐在位移角0.5%附近（對應(yīng)位移為6.5 mm）時(shí)開始進(jìn)入屈服，而后應(yīng)變比持續(xù)增大，最大為3倍屈服應(yīng)變；QB-3斜撐在位移角1.0%（對應(yīng)位移為13 mm）之后開始屈服，且正、負(fù)向加載曲線略有不同，可能是加載先后順序所致；在整個(gè)加載過程中，QB-1和QB-3的豎撐均未屈服。交叉斜撐的測點(diǎn)布置在斜撐中部，QB-4內(nèi)交叉斜撐在位移角1.0%（對應(yīng)位移為18 mm）之后進(jìn)入屈服，最大應(yīng)變?yōu)?.4倍屈服應(yīng)變；QB-5、QB-6內(nèi)交叉斜撐在加載過程中未屈服，可能是因?yàn)樵嚰邔挶冗^大、斜撐長度過長（QB-6斜撐長4414.7 mm），破壞位置轉(zhuǎn)移到底梁底部焊縫處，如圖6（h）所示。

4 水平承載力計(jì)算

4.1 簡化計(jì)算模型

目前，主要采用等效斜壓桿模型[21-30]計(jì)算框架—墻體系的側(cè)向承載力，等效斜壓桿模型是將墻體等效成兩端與框架鉸接的斜壓桿。根據(jù)試驗(yàn)，新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體水平承載力的計(jì)算可采用支撐鋼框架—等效斜壓桿模型，計(jì)算簡圖見圖14。如圖14（a）所示，將發(fā)泡水泥和雙向鋼筋網(wǎng)外抹砂漿的墻體等效為一個(gè)斜壓桿，與支撐鋼框架鉸接；如圖14（b）所示，支撐鋼框架—等效斜壓桿模型的水平承載力P由支撐鋼框架水平承載力F k和斜壓桿承載力R的水平分量相加所得。其中，斜壓桿承載力R可按式（2）計(jì)算。

R=wtf c（2）

式中：w為等效斜壓桿寬度；t為新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體厚度；f c為發(fā)泡水泥立方體抗壓強(qiáng)度。

故支撐鋼框架—等效斜壓桿模型的水平承載力P可按式（3）計(jì)算。

P=F k+R cos θ（3）

式中：θ為框架對角線與水平方向的夾角。

4.2 等效斜壓桿模型水平承載力計(jì)算

等效斜壓桿模型的關(guān)鍵是確定斜壓桿的寬度。目前關(guān)于等效斜壓桿寬度的計(jì)算方法主要有以下幾種，曹萬林等[7]提出采用斜壓桿截面折算高度系數(shù)β計(jì)算等效斜壓桿的寬度（高度），該系數(shù)為等效斜壓桿截面高度與寬度的比值，取值與墻板構(gòu)造有關(guān)，通過試驗(yàn)確定，并提出等效斜壓桿的寬度b=βt inf，其中t inf為墻體厚度；Holmes[21]提出等效斜壓桿寬度為框架對角線長度的1/3；Smith[22]、Stafford等[23]提出等效斜壓桿的寬度是框架柱特征剛度參數(shù)λ的函數(shù)，可按式（4）計(jì)算。

式中：E I、E分別為墻體、框架柱的彈性模量；θ為墻體對角線與水平方向的夾角；t為墻體厚度；h'為墻體高度；I為框架柱截面慣性矩。

Kadir[25]提出采用接觸長度α l、α h計(jì)算等效斜壓桿寬度，如式（5）所示。

式中：α l=π/λ l；α h=π/λ h，其中，λ l、λ h分別為框架梁和框架柱的特征剛度參數(shù)，按式（4）計(jì)算。

Te-Chang等[26]提出等效斜壓桿寬度與跨高比l/h有關(guān)，跨高比在1.0到1.5之間時(shí)，等效斜壓桿寬度計(jì)算公式為

Paulay等[27]認(rèn)為可以采用恒定比例近似計(jì)算等效斜壓桿寬度，且認(rèn)為等效斜壓桿寬度為框架對角線長度的1/4；Klingner等[28]基于特征剛度參數(shù)λ，提出等效斜壓桿寬度可按式（7）計(jì)算。

w=0.180（λh）-0.35 d（7）

高潤東等[29]認(rèn)為等效斜壓桿寬度可按式（7）計(jì)算，但在計(jì)算等效斜壓桿承載力時(shí)，需乘以折減系數(shù)0.9；土耳其相關(guān)規(guī)范[30]采用的計(jì)算方法與式（7）形式相近，但調(diào)整了兩個(gè)參數(shù)。

w=0.175（λh）-0.4 d（8）

分別采用以上方法，針對一體化墻體試驗(yàn)試件作試算，結(jié)果見表6。

由表6可知，使用不同方法計(jì)算各試件的承載力差別很大，難以適用于不同高寬比的一體化墻體承載力計(jì)算。對已有成果進(jìn)行總結(jié)分析，綜合考慮一體化墻體在地震作用下的表現(xiàn)，結(jié)合文獻(xiàn)[7]，提出一種基于等效斜壓桿理論的實(shí)用簡便的水平承載力計(jì)算方法，為一體化墻體水平承載力計(jì)算提供參考。

考慮到不同高寬比下墻板破壞形式不同，權(quán)衡結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的安全性和經(jīng)濟(jì)性，用式（9）計(jì)算一體化墻體等效斜壓桿寬度。

w=μηt（9）

式中：μ為斜壓桿截面折算寬度系數(shù)，該系數(shù)為等效斜壓桿截面寬度與厚度的比值，根據(jù)試驗(yàn)，考慮雙向鋼筋網(wǎng)與砂漿保護(hù)層的貢獻(xiàn)，采用上述一體化墻體構(gòu)造時(shí)，取μ=4.5；η為高寬比影響系數(shù)，依據(jù)試驗(yàn)，高寬比為1.0時(shí)，η=1.0；高寬比為1.8時(shí)，η=0.6；高寬比大于3.8時(shí)，η=0.4。

考慮發(fā)泡水泥、鋼筋網(wǎng)和砂漿層對支撐鋼框架的約束作用提高了一體化墻體的承載能力，為簡化一體化墻體模型的承載力計(jì)算，可近似采用式（10）進(jìn)行計(jì)算。

P=F k+wtf ccos θ（10）

式中：F k為支撐鋼框架水平承載力；w為等效斜壓桿寬度；t為新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體厚度；f c為發(fā)泡水泥立方體抗壓強(qiáng)度；θ為框架對角線與水平方向的夾角。

式（10）適用于計(jì)算內(nèi)含鋼支撐的承重圍護(hù)保溫一體化墻體，計(jì)算時(shí)材料強(qiáng)度取材性試驗(yàn)值，計(jì)算所得新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體試件的水平承載力P與極限荷載試驗(yàn)值的對比見表7?？梢?，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果吻合較好。

5 結(jié)論

1）在合理連接的條件下，新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體的內(nèi)置暗支撐和雙向鋼筋網(wǎng)外抹砂漿保護(hù)層的構(gòu)造形式，能夠保證其在位移角1/400前不開裂。

2）新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體的水平承載力和抗側(cè)剛度分別為純鋼框架的1.76、2.10倍，表明墻體的水平承載力、抗側(cè)剛度相對于純鋼框架均有較大的提高，在設(shè)計(jì)中須加以考慮。

3）高寬比對墻體抗震性能影響顯著，墻體的水平承載力、抗側(cè)剛度、耗能能力均隨高寬比的增大而減小。

4）對比8種計(jì)算方法，考慮高寬比的影響，提出新型承重圍護(hù)保溫一體化墻體水平承載力的實(shí)用計(jì)算方法，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

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（編輯黃廷）