, 袁静2 1. 浙江大学 建筑工程学院，浙江 杭州 310058;
2. 浙江省建筑设计研究院，浙江 杭州 310006
收稿日期：2021-07-08
基金项目：浙江省重点研发计划国际合作项目(2020C04013)。
作者简介：彭立港(1997-)，男，湖南长沙人，浙江大学博士研究生;
赵羽习(1973-)，女，浙江杭州人，浙江大学教授，博士生导师。
摘要：为研究钢框架-再生混凝土空心条板填充墙的抗震性能，对2榀单层单跨的钢框架-再生混凝土空心条板填充墙试件进行了低周往复加载试验，研究了墙体开洞对试件的破坏模式、延性、承载力和刚度等的影响，并结合有限元模拟进行了可行性验证.结果表明：墙体开洞对试件的破坏模式影响不显著，对延性、承载力和刚度有轻微的负面影响，但试件仍可以满足抗震要求.同时，针对空心条板填充墙的安装工艺与连接方式提出了改进意见.有限元模拟结果与实际试验结果吻合较好，验证了该结构体系的可行性，为其抗震设计提供了参考依据.
关键词：钢框架再生混凝土空心条板填充墙墙体开洞抗震性能有限元模拟
Seismic Behavior of Steel Frame Infilled with Recycled Aggregate Concrete Hollow Slat Wall
PENG Li-gang1, SUN Yi-li-quan1,2, ZHAO Yu-xi1
, YUAN Jing2 1. College of Civil Engineering and Architecture, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China;
2. Zhejiang Province Institute of Architectural Design and Research, Hangzhou 310006, China
Corresponding author: ZHAO Yu-xi, E-mail: yxzhao@zju.edu.cn.
Abstract: The low cyclic loading tests on two steel frames infilled with recycled aggregate concrete hollow slat walls were conducted to investigate the seismic behavior of each specimen. Combined with the feasibility verification of finite element simulation, the effects of wall opening on the failure mode, ductility, bearing strength and stiffness of specimens were studied. The results show that the wall opening has no significant effect on the failure mode of specimen; however, the wall opening has a slightly negative effect on the ductility, bearing strength and stiffness of specimen, which can still meet the seismic requirements. Meanwhile, some improvement suggestions were put forward for the installation process and connection method of hollow slat wall. The results of finite element simulation were in good agreement with the actual test results, which verifies the feasibility of the structural system and provides a reference for its seismic design.
Key words: steel framerecycled aggregate concretehollow slat wallwall openingseismic behaviorfinite element simulation
钢框架-混凝土填充墙凭借其轻质高强、易于装配、抗震性能好等优势，成为高烈度区多高层建筑设计中常见的结构体系.在钢框架-混凝土填充墙的结构体系中，两者协同工作、双道设防.其中，混凝土填充墙作为主要的抗侧力构件，可以提供较大的侧向刚度，同时还能发挥围护的功能；钢框架则承担重力荷载和大部分倾覆力矩[1].已有很多****将混凝土填充墙应用到钢框架结构中，并取得了一些成果.曹正罡等[2]对钢框架-轻质填充墙的抗震性能进行了研究，发现ALS墙板提高了结构的初始刚度、峰值荷载、极限层间位移角和耗能能力，延缓了结构的失效；LSF干式墙板对结构的强化作用不明显.熊清清等[3]对钢框架-EPS混凝土墙板抗震性能进行了研究，发现EPS墙板的侧向变形满足规范要求；使用纤维板和适当增大墙板高宽比有利于提高结构整体的抗震性能.Sun等[4]发现钢框架-带有隐藏式垂直缝的混凝土填充墙相比于钢框架-实心混凝土填充墙，具有更好的延性、变形能力和能量耗散能力.Jiang等[5]发现，相比于纯钢框架，钢框架-部分填充预制钢筋混凝土墙的初始刚度、承载力、延性和耗能能力更优.
值得注意的是，近年来，我国正面临着砂石资源短缺的困境；此外，自然灾害、老旧房拆迁和棚户区改造等产生了巨量的建筑废弃物，其中就有很大一部分砖混结构的废弃物，亟待得到合理有效的处置[6-8].因此，对建筑废弃物进行资源化利用以制备再生骨料混凝土(以下简称再生混凝土)，是对我国力争在2030年前实现“碳达峰”、在2060年前实现“碳中和”重大战略决策的积极响应，这也将全面提高资源利用效率、有力推动建筑行业的绿色低碳发展.然而，由于再生骨料在混凝土内部引入了更复杂的界面过渡区，再生混凝土材料及构件性能通常要弱于普通混凝土[6-11].但也有研究表明，再生混凝土可以达到与普通混凝土相当甚至更好的性能[12-13].
然而，目前关于将再生混凝土应用到钢框架结构中填充墙的研究仍然较少.郭宏超等[14]发现，与纯钢框架相比，钢框架-内填再生混凝土墙板的承载力、初始刚度和耗能能力提升明显；与普通混凝土墙板相比，再生混凝土墙板的开裂荷载和屈服荷载较低，但两者的承载力相差无几.同时，郭宏超等[15]还发现，增大墙板厚度和提高混凝土强度对钢框架-再生混凝土墙板结构的初始刚度影响不大，但对其极限承载力和变形能力的提升有利.Sun等[16]发现外挂式再生混凝土墙板能显著提高钢框架-外挂再生混凝土墙板结构体系的承载力、刚度和耗能能力.尽管上述研究对钢框架-再生混凝土墙板的抗震性能进行了一些探索，但钢框架-再生混凝土空心条板填充墙以及墙体开洞对其抗震性能影响的研究鲜有报道.
基于此，本研究对2榀单层单跨的钢框架-再生混凝土空心条板填充墙试件(墙体不开洞和墙体开洞)进行了低周往复加载试验，得到了试件的滞回曲线和骨架曲线，对比分析了墙体开洞对该结构体系的破坏模式、延性、承载力和刚度等的影响.同时，针对本试验中空心条板填充墙的安装工艺与连接方式提出了一些改进意见.最后，对比分析了实际试验结果与有限元模拟结果，以期为此类结构体系的抗震设计提供参考依据.
1 试验方案1.1 试件设计本试验共设计2榀单层单跨的钢框架-再生混凝土空心条板填充墙试件，如图 1所示.一组墙体不开洞，记为F1，墙体由3块长1 500 mm、宽600 mm、厚90 mm的空心条板组成；另一组墙体开洞，记为F2，门洞高1 100 mm、宽600 mm，墙体由3块空心条板切割后组合而成.梁柱所用钢材均为Q235的H型钢，钢材截面规格均为LH 200 mm×150 mm×6 mm×8 mm，钢材的材料性能如表 1所示，其中a0为试件厚度，ReL为屈服强度，σu为极限强度，E为弹性模量，δ为伸长率.条板由杭州富丽华建材有限公司使用全再生砖混骨料混凝土制作，条板的抗压强度为6.8 MPa，抗弯破坏荷载为板自重的3倍.
图 1(Fig. 1)
 | 图 1 钢框架-再生混凝土空心条板填充墙试件示意图(mm)Fig.1 Schematic diagrams of steel frames infilled with recycled aggregate concrete hollow slat wall (a)—F1; (b)—F2. |
表 1(Table 1)
 表 1 钢材的材料性能Table 1 Material properties of steel
| 表 1 钢材的材料性能 Table 1 Material properties of steel |
通过U型卡扣将再生混凝土空心条板与钢框架焊接相连.空心条板下部用三角形木楔将其顶紧.条板与钢框架之间以及条板与条板之间的缝隙用嵌缝砂浆填补，并在砂浆表面贴置玻璃纤维网格布.将条板表面刷白，画好网格，方便裂缝观察及定位.
1.2 加载方案本试验在浙江大学土木水利工程实验中心完成.水平荷载由500 kN电液伺服作动器施加.作动器与结构体系通过拉杆相连，实现水平方向的低周往复加载，试验加载装置如图 2所示.由于本试验主要研究墙体开洞对结构体系抗震性能的影响，竖向荷载由钢柱承担，且墙体为填充墙，故不考虑施加竖向荷载.
图 2(Fig. 2)
 | 图 2 试验加载装置Fig.2 Loading test setup |
为监测加载过程中的框架整体变形情况，布置了试件F1和F2的混凝土条板应变片、钢结构正式加载前需先进行预加载，检查各仪表设备是否正常工作，然后再开始试验.本试验采用美国ATC-24(1992)规程中的位移加载制度, 如图 3所示，其中Δ表示位移，取Δy=12 mm.当荷载低于85%的峰值荷载，或条板出现贯穿裂缝、断裂、侧倾倒塌等情况时，宣告加载终止，立即结束试验.
图 3(Fig. 3)
 | 图 3 加载制度Fig.3 Loading system |
1.3 测量方案梁柱应变片以及位移计等.具体测点位置如图 4所示，其中字母C表示混凝土(concrete)应变片，而字母S表示钢材(steel)应变片，字母后的数字代表应变片的编号，例如C1表示编号为1的混凝土应变片.试验加载过程中，注意观察并记录嵌缝砂浆开裂、混凝土条板开裂、钢框架屈曲等试验现象.
图 4(Fig. 4)
 | 图 4 试件测点布置示意图Fig.4 Schematic diagrams of measuring points arrangement of specimens (a)—F1; (b)—F2. |
2 试验现象2.1 墙体不开洞试件F1当位移加载至0.25Δy时，墙体右侧条板底部与钢梁之间的嵌缝砂浆出现细微裂缝；继续位移加载，U型卡扣与条板之间、条板与条板相接处等位置的嵌缝砂浆也逐渐出现裂缝，这可能是由于嵌缝砂浆的自身强度较低、嵌缝砂浆与钢框架的黏结性能不佳.继续位移加载至1.5Δy，条板与钢框架之间开始出现缝隙；继续位移加载，条板边角混凝土压碎，条板与条板之间已产生较大的相对位移，柱脚翼缘出现比较明显的局部屈曲变形，如图 5a所示.当位移加载至15Δy时，中间条板出现对角线方向的贯穿裂缝，但裂缝数量较少且宽度较窄，条板边角混凝土压碎并剥落，混凝土条板与U型卡扣已经错开，此时条板即将脱离U型卡扣约束，有侧倾倒塌的安全风险，如图 5b所示，因此完成此级加载后停止加载.
图 5(Fig. 5)
 | 图 5 试件F1破坏形态Fig.5 Failure pattern of specimen F1 (a)—柱脚翼缘的局部屈曲变形；(b)—最终破坏形态. |
2.2 墙体开洞试件F2位移加载至0.25Δy时，墙体右侧条板底部与钢梁之间的嵌缝砂浆出现细微裂缝；继续位移加载，U型卡扣与条板之间、水平搁置条板与竖直安装条板之间等位置的嵌缝砂浆发生碎裂，且部分抹面砂浆有剥落迹象.当位移加载至1.5Δy时，墙体右侧条板底部混凝土已出现挤压破碎；继续位移加载后，柱翼缘发生局部翘曲，如图 6a所示，墙体左右条板的4个板角均出现不同程度的挤压破坏，且伴有混凝土碎片剥落现象.位移加载至7Δy，水平搁置条板与竖直安装条板完全脱离，条板与钢框架也产生较大程度的脱离.当位移加载至12Δy时，水平搁置条板严重破坏，且有脱出U型卡扣约束范围的风险，并有一定程度的平面外扭转，如图 6b所示，因此完成此级加载后停止加载.
图 6(Fig. 6)
 | 图 6 试件F2破坏形态Fig.6 Failure pattern of specimen F2 (a)—柱脚翼缘的局部翘曲；(b)—最终破坏形态. |
2.3 试验现象分析试件F1和F2的破坏模式类似，主要包括嵌缝砂浆碎裂、条板混凝土破碎、柱脚翼缘局部屈曲、混凝土条板脱出U型卡扣等，最终破坏形态如图 5和图 6所示.换而言之，墙体开洞对该结构体系的破坏模式影响不大.整体来看，再生混凝土空心条板在拟静力试验中所表现出的试验现象与破坏模式，也与先前研究中其他材料的条板[17-18]基本一致.
混凝土条板在加载破坏过程中整体性较好，未发生裂缝贯穿、断裂、大块剥落等严重破坏，主要问题还是U型卡扣对混凝土条板的约束失效，因此后期需要对空心条板填充墙的安装工艺与连接方式进行针对性改进优化.
3 试验结果分析3.1 滞回曲线试件F1和F2的滞回曲线如图 7所示，图中P为水平荷载，x为水平位移. 由图 7可以看出，试件F1的滞回曲线比试件F2更饱满，这说明前者的整体性更好.但两者也有一定的相似性，例如在加载初期，试件处于弹性阶段，滞回曲线呈直线，卸载后基本无残余变形.随着荷载继续增大，条板混凝土开裂甚至破碎，滞回曲线斜率逐渐减小，残余变形不断累积，此时试件进入塑性阶段，刚度持续退化.
图 7(Fig. 7)
 | 图 7 滞回曲线Fig.7 Hysteretic curves (a)—F1; (b)—F2. |
3.2 骨架曲线试件F1和F2的骨架曲线如图 8所示，图中P为水平荷载，x为水平位移.提取图 8中骨架曲线的特征点如表 2所示，其中Δy与Δu为屈服位移和极限位移，Py与Pu为对应的屈服荷载和极限荷载，u代表位移延性系数.位移延性系数u的定义为极限位移Δu和屈服位移Δy的比值，即u=Δu/Δy.
图 8(Fig. 8)
 | 图 8 骨架曲线Fig.8 Skeleton curves |
表 2(Table 2)
表 2 骨架曲线的特征点Table 2 Characteristic points of skeleton curves
| 表 2 骨架曲线的特征点 Table 2 Characteristic points of skeleton curves |
由图 8可知，试件F2骨架曲线的斜率稍小，这说明墙体开洞会对抗侧刚度存在轻微的不利影响.结合表 2进行分析，墙体开洞对屈服荷载和极限荷载的削弱作用只有8.0%和5.4%，影响比较有限，这可能是由于当前的安装工艺及连接方式不能保证结构体系良好的协同工作性能.
由表 2可知，在人为停止加载的情况下，试件F1与F2的延性系数分别为4.79和3.58，这说明虽然墙体开洞会对结构体系的延性产生一定的负面影响，但墙体开洞试件仍能满足抗震的延性要求.相比于墙体未开洞试件，墙体开洞试件的屈服位移略大、屈服荷载略小.如果能采用更合适的安装工艺和连接方式，该结构体系可以保持较高的承载力和延性，满足抗震性能的要求.
3.3 承载力退化本试验中，试件的承载力退化系数的定义为：同级荷载下，最后循环的峰值荷载与首个循环的峰值荷载的比值.试件F1和F2的承载力退化曲线如图 9所示，图中λi代表承载力退化系数，x代表水平位移.
图 9(Fig. 9)
 | 图 9 承载力退化曲线Fig.9 Bearing strength degradation curves |
从图 9可知，墙体开洞对承载力退化的影响不大.同时，承载力退化随水平位移的变化也较小，基本趋于平稳.这可能是安装工艺与连接方式的问题，导致钢框架与条板之间协同工作能力不佳，条板没有很好发挥抵抗侧向荷载的功能.
3.4 刚度退化本试验中，用同级荷载下首个循环的割线刚度表示试件刚度，记为Ki，可按下式计算：
 |
由图 10可知，加载初期，当水平位移小于24 mm时，嵌缝砂浆就已经开裂，试件刚度退化较快.在加载至水平位移24~36 mm时，试件刚度退化幅度减小，这一阶段钢框架与填充墙协同工作性能较好，减缓了刚度退化.水平位移大于36 mm后，条板混凝土裂缝持续开展，甚至出现压碎、剥落现象，试件刚度退化有所加快，但退化幅度远小于加载初期.与此同时，可以发现，在相同水平位移下，试件F2刚度始终比试件F1要小，这说明条板开洞会削弱试件刚度，但这种削弱作用较小.
图 10(Fig. 10)
 | 图 10 刚度退化曲线Fig.10 Stiffness degradation curves |
3.5 改进意见1) 使用高强抗裂的嵌缝砂浆.在加载过程中，嵌缝砂浆极易碎裂，这会影响其在实际工程中的推广使用.使用高强抗裂的嵌缝砂浆也可以保证钢框架与填充墙有较好的协同工作能力.
2) 适当增加U型卡扣的数量，确保即使发生较大的水平位移，也有足够的U型卡扣约束混凝土条板，以强化结构体系的整体抗震性能.
3) 门洞上方应避免搁置条板.在试验中，水平搁置条板发生平面外扭转，存在脱离U型卡扣约束而侧倾倒塌的可能，存在较大的安全隐患，可通过后期装修以木板等材料进行填补.
4) 用橡胶、乳胶或泡沫胶等缓冲性能较好的材料填充条板与框架、条板与条板之间的缝隙，尽量避免因硬接触导致条板混凝土本身发生破坏.
4 有限元模拟为深入研究钢框架-再生混凝土空心条板填充墙的受力过程与破坏形态，采用Abaqus有限元分析软件复现其拟静力试验.
4.1 计算模型及基本假定按照前文中试件F1和F2的尺寸设计，并基于以下4点基本假设，建立有限元模型.
1) 模型仅采用钢框架上部模型，框架柱底的边界条件默认为固定端；
2) 钢框架内的焊缝，如加劲肋板与梁柱之间的对接焊缝，在加载时不会发生焊缝失效；
3) 钢材与再生混凝土的本构模型分别符合三折线弹塑性模型与混凝土塑性损伤模型；
4) 梁柱节点采用螺栓连接，为简化计算，假定螺栓在有效区域内不会发生相对位移与转动，并使用绑定连接.
4.2 材料参数钢材材料模型参数根据表 1进行取值.混凝土材料模型采用Abaqus中的塑性损伤模型，具体参数取值如表 3和表 4所示.
表 3(Table 3)
表 3 混凝土弹性参数Table 3 Elastic parameters of concrete
| 表 3 混凝土弹性参数 Table 3 Elastic parameters of concrete |
表 4(Table 4)
表 4 混凝土塑性参数Table 4 Plastic parameters of concrete
| 表 4 混凝土塑性参数 Table 4 Plastic parameters of concrete |
4.3 单元选择及网格划分有限元模型的梁柱以及墙体构件，都采用八结点线性六面体单元(C3D8R单元).在试算基础上，因较为关注墙体的应力应变情况，将墙体网格宽度划分为25 mm，梁柱网格宽度划分为100 mm.
4.4 边界条件及加载制度柱脚与支座底部采用螺栓连接，在试验中不发生转动与位移，可将其视为固支.在有限元模型中施加完全固结.墙体在垂直于墙体平面的方向受到U型卡扣的侧向约束，因此对墙体施加U1=0的位移边界条件.采用位移控制的水平荷载，加载制度与图 3中的加载制度保持一致.在有限元模型中，当两个加载面上设置点耦合约束后，通过对耦合点施加带幅值的位移的方法实施加载.
4.5 接触处理梁柱之间的接触摩擦系数为0.15，条板之间的接触摩擦系数为0.40，条板与梁柱之间的接触摩擦系数为0.35.在法向方向采用压力过盈，即“硬”接触的接触模式，允许两个面接触后分离，在切向方向采用摩擦公式为“罚”函数.
4.6 有限元分析结果对比分析试件F1和F2有限元模拟的破坏模式如图 11所示.
图 11(Fig. 11)
 | 图 11 破坏模式对比Fig.11 Comparison of failure modes (a)—F1; (b)—F2. |
由图 11的Mises应力云图可知：试件F1条板对角位置的应力较大，中间条板尤甚，首先发生破坏，这与试验中观察到的条板边角混凝土压碎相符.试件F2水平门洞右侧的条板底角、条板与框架相接位置，以及搁置条板附近的应力较大，这与试验中观察到的墙体右侧条板底部混凝土挤压破碎、板角混凝土挤压破坏、水平搁置条板侧向偏移相符.
提取有限元模型框架上梁加载点处的位移和反力荷载，根据模拟结果绘制滞回曲线和骨架曲线，并与实际试验结果对比，如图 12和图 13所示.
图 12(Fig. 12)
 | 图 12 滞回曲线对比Fig.12 Comparison of hysteretic curves (a)—F1; (b)—F2. |
图 13(Fig. 13)
 | 图 13 骨架曲线对比Fig.13 Comparison of skeleton curves (a)—F1; (b)—F2. |
由图 11~图 13可知：有限元模拟结果在加载后期与实际试验结果吻合较好，能够较好拟合试验的承载能力.加载初期，模拟结果与试验结果存在部分差异，这可能是由试验中空心条板之间的接触难达到有限元模型中紧密接触的理想状态.另一方面，有限元模拟中将墙板材料视为混凝土材料，并利用混凝土塑性损伤模型来模拟墙体；但试验中的再生混凝土和普通混凝土相比力学性能(如弹性模量、本构关系等)存在差异，在受力挤压下，条板边缘就会出现混凝土剥落的现象，条板与条板、条板与钢框架之间不能很好地传递力，使得模拟结果与试验结果存在一定差异.
4.7 关键参数分析除墙体开洞外，试件的材料参数、几何参数等因素也会对试件的抗震性能造成一定的影响，因此对钢材屈服强度(235，345，420 MPa)、混凝土抗压强度(5，10，15，20 MPa)、墙板厚度(90，120，150 mm)、有无填充墙等参数进行进一步分析，这4个参数对水平荷载-水平位移(P-x)曲线的影响依次如图 14a~14d所示.
图 14(Fig. 14)
 | 图 14 不同参数对P-x曲线的影响Fig.14 Effects of various parameters on P-x curves (a)—钢材屈服强度；(b)—混凝土抗压强度；(c)—墙板厚度；(d)—有无填充墙. |
由图 14可知：随着钢材屈服强度提高，钢框架-再生混凝土空心条板填充墙的屈服强度明显提高，但钢材屈服强度对试件的弹性刚度影响不大.在混凝土抗压强度较低(小于10 MPa)时，提高混凝土强度可明显提高试件的屈服强度和弹性刚度；但在混凝土抗压强度较高(大于10 MPa)时，继续提高混凝土强度意义不大.随着墙板厚度提高，钢框架的屈服位移变化不大，但屈服强度有上升趋势，弹性刚度随之增加.钢框架内嵌填充墙后，试件的屈服荷载明显增加，屈服位移减小；换而言之，填充墙的存在对提升钢框架的承载力与刚度有积极影响.
5 结论1) 墙体开洞对试件的破坏模式基本无影响，破坏模式主要包括嵌缝砂浆碎裂、条板混凝土压碎、柱脚翼缘局部屈曲、条板脱离卡扣约束等情形.
2) 墙体开洞对试件的延性、承载力和刚度等存在一定的削弱效应，但墙体开洞试件仍能满足抗震要求.
3) 条板在加载过程中整体性较好，并未出现裂缝贯穿、断裂、大块剥落等情况，这说明其在实际应用中具有一定可行性.
4) 针对试验中嵌缝砂浆易裂、条板混凝土易压碎、条板易脱离U型卡扣约束等问题，对空心条板的安装工艺与连接方式提出了一些改进意见.
5) 有限元模拟结果与实际试验结果吻合较好，关键参数分析进一步验证了结构体系的可行性，为其推广应用提供了更多科学依据.
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