2017, Vol. 49
随着国家经济的快速发展、住宅产业化的推进和建筑节能减排的倡导，装配式混凝土结构及再生混凝土应用在中国发展迅速.
范力[1]通过对装配式预制混凝土框架结构抗震性能的研究，提出了装配式节点的弯矩-转角恢复力模型; 胡文博[2]对预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体进行了抗震性能研究，结果表明相比于无填充墙试件和砌体填充试件，其刚度和水平抗剪承载力有明显的提高; 孙建等[3]通过试验验证了全装配式剪力墙结构体系的水平接缝的可行性; 徐姝亚等[4]提出了新型装配式套筒连接钢管再生混凝土柱-RC梁节点; Baran等[5]采用装配式高强混凝土墙板对混凝土框架结构进行改进，使其强度和刚度得到了显著提高; Smith等[6]通过使用低碳钢筋和无粘结后张法张拉高强钢绞线，提高了装配式混凝土墙水平接缝抗侧力; Park等[7]对采用简单节点设计的15层装配式组合框架结构进行动力分析，确定了结构动力特性.多数学者对装配式混凝土结构的构件和节点性能进行了研究，但对装配式框架与墙板共同工作性能研究尚少.
装配式混凝土结构中，混凝土作为主要建筑材料用量巨大.一方面，混凝土骨料对天然石材的巨大需求造成了资源枯竭，另一方面，大量旧建筑的拆除废料中，废弃混凝土约占34%，造成了环境污染和资源浪费[8].很多学者[9-11]对再生混凝土结构进行了大量研究，明确了再生混凝土基本性能.再生混凝土的运用，能很好解决废弃混凝土污染问题、降低天然资源耗费、缩减建筑成本，实现建筑资源可持续发展战略.
已有装配式混凝土结构多运用于工业建筑、城市多层及高层房屋建筑中，低层及多层农房运用较少，而中国低层及多层农房多位于地震区，且以自建为主，建造工艺不能满足抗震基本要求.本文在吸收了以往装配式钢框架结构优越性能的基础上，墙体采用单排配筋[12-13]，设计了装配式轻型钢管再生混凝土框架-轻墙结构，提高了建筑材料利用率，适应了建筑结构的产业化发展形势.
1 试验概况 1.1 试件设计试验共设计了4个装配式轻型钢管再生混凝土框架-轻墙试件以及1个空框架作为对比试件，试件编号分别为FSW60-1、FSW60-2、FSW60-3、FSW40、FRA.框架由轻型钢管再生混凝土梁、柱及连接节点螺栓连接而成，连接节点为2个焊有三角形加劲肋的冷弯角钢在预留框架梁空间上下侧对称布置，三面围焊在框架柱上，并与框架梁螺栓连接.轻墙为单排配筋再生混凝土薄墙板，墙体内水平竖向分布钢筋分别与带螺栓孔的钢板边框焊接，形成带钢板边框的配筋网片.钢管再生混凝土梁柱分别沿长度及高度方向焊接带螺栓孔的钢板条，与轻墙钢板边框对应螺栓孔螺栓连接.试件主要参数见表 1. 4个试件框架部分构造及几何尺寸相同，以试件FSW60-1为例，试件几何尺寸及连接构造见图 1.
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表 1 试件主要参数 Table 1 Main parameters of specimens |
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图 1 试件几何尺寸及预装图(mm) Figure 1 Dimension and pre-assembling of specimens (mm) |
试件的钢结构部分委托北京佳诚利锋设备制造有限公司加工制作，墙内钢板边框和梁柱焊接钢板条采用Q235级钢材，方钢管采用冷弯钢板焊接而成.再生混凝土的浇筑养护及试验加载在中国地震局工程力学研究所恢先综合实验室完成，混凝土达到规范[14]要求后进行装配.钢管与墙板再生混凝土相同，再生粗骨料粒径5~10 mm，取代率为100%，细骨料采用天然商品砂.再生混凝土标准立方体抗压强度实测均值为43.8 MPa，再生混凝土配合比见表 2, 墙板配筋及框架钢管材性试验结果见表 3.
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表 2 再生混凝土配合比 Table 2 Recycled concrete mix designs of per cubic meter |
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表 3 实测钢筋及钢管力学性能 Table 3 Mechanical properties of steel bar and steel tube |
试验采用拟静力试验方法，试件加载装置示意见图 2(a).试验首先在分配梁顶面中心处施加竖向荷载600 kN，并在试验过程中保持恒定，竖向荷载通过分配梁均匀施加到轻型钢管再生混凝土框架上，然后在试件框架梁水平中心处施加低周反复荷载，加载点距基础顶面1 480 mm.试验轴压比为0.35.由于试件平面外刚度较弱，为防止加载过程中试件发生整体的面外失稳，在与水平加载垂直方向设置侧向支撑，用于约束其面外失稳，见图 2(b)现场照片.试件模型柱脚与基础钢梁通过高强螺栓连接，并采用地锚螺栓将基础钢梁固定于地面.
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图 2 加载装置示意 Figure 2 Loading device |
试件水平加载采用位移控制的低周反复加载方式，将水平加载点实测位移值作为控制位移，位移加载幅值如图 3所示.加载至1/500位移角之前，位移增量为1/2 500，加载至1/50位移角之前，位移增量为1/500，加载至1/50位移角之后，位移增量为3/500，每级加载循环2次，直至钢框架丧失承载能力，结束试验.在试验过程中，加载速率保持一致.规定千斤顶推出时水平力为正.
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图 3 加载制度 Figure 3 Loading protocol |
荷载、位移以及应变通过IMP数据采集系统采集，人工观测试件损伤演化过程，并手工绘制墙体裂缝.图 4为位移计布置及应变测点编号，其中位移计1监测加载点位移，位移计3、4监测基础滑移，位移计5、6监测墙体剪切变形，墙体平面中部放置位移计7，用来测量墙体平面外位移；X1、X2为应变花，1~6为竖向应变片；测点P1~P5测量墙板内水平钢筋应变，测点S1~S5测量墙板内竖向钢筋应变.
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图 4 测点布置 Figure 4 Strain gauge arrangement |
当位移达到1.78 mm时，试件FSW60-1、FSW60-2、FSW60-3墙体与框架柱连接处出现错动.当试件FSW60-1位移达到2.37 mm及试件FSW60-2、FSW60-3位移达到1.78 mm时，墙体角部出现第一条受拉斜裂缝.当位移为8.88 mm时，试件FSW60-2、FSW60-3墙体主对角斜裂缝两侧混凝土开始压碎、掉渣.当位移为11.84 mm时，试件FSW60-2、FSW60-3墙体主对角斜裂缝两侧混凝土压溃剥落明显，试件FSW60-1对角斜裂缝两侧混凝土开始剥落.当位移达到14.80 mm时，试件FSW60-3、FSW60-2、FSW60-1墙体四周及主对角斜裂缝两侧混凝土压酥、溃落现象依次显著，承载力下降，墙体作为第一道防线首先发生破坏.随着混凝土脱落，边缘连接构造露出，未发生明显破坏，框架未发生明显损伤.当位移为17.76 mm时，框架柱与框架下横梁连接板连接焊缝处漆皮起皱.当位移达到20.72 mm时，试件FSW 60-3框架柱底部外侧开始鼓凸.当位移达到23.68 mm时，试件FSW60-1、FSW60-2框架柱底部外侧开始鼓凸.当位移达到38.48 mm时，受压侧框架柱底外侧、后侧、前侧均出现鼓包，且柱底受拉侧出现残余应变.当位移达到56.24 mm时，装配式框架柱柱底鼓包严重，此时钢管柱受压屈曲，呈灯笼状，试件FSW60-2、FSW60-3框架柱与框架下横梁连接板连接焊缝处钢管撕裂，此位移下认为试件破坏，试验结束.图 5(a)(b)(c)为试件FSW60-1、FSW60-2、FSW60-3的破坏特征及裂缝分布图.
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图 5 试件破坏特征及裂缝分布 Figure 5 Failure models and crack distribution of specimens |
当位移达到1.18 mm时，墙体角部出现第一条受拉斜裂缝.当位移达到2.37 mm时，墙体与框架柱连接处出现错动.当位移达到5.92 mm时，正负加载方向新增多条对角斜裂缝.位移达到11.84 mm时，主对角斜裂缝两侧混凝土开始起皮、剥落.当位移达到14.80 mm时，墙体混凝土压酥、溃落，承载力下降，墙体作为第一道防线首先发生破坏.随着混凝土脱落，边缘连接构造露出，未发生明显破坏，框架未发生明显损伤.当位移为17.76 mm时，框架柱与框架下横梁连接板焊缝处漆皮起皱.当位移达到20.72 mm时，框架柱底部外侧轻微鼓凸.当位移达到26.64 mm时，框架柱底部外侧鼓凸明显.当位移达到38.48 mm时，框架柱底部外侧、后侧、前侧均出现鼓包，且出现残余鼓包.当位移达到56.24 mm时，框架柱柱底鼓包严重，此时钢管柱柱脚部位受压屈曲，呈灯笼状，框架柱与框架下横梁连接板连接焊缝处钢管撕裂，试验结束.图 5(d)为试件FWS40的最终破坏特征及裂缝分布图.
分析比较4个试件的损伤演化过程，随着墙体钢筋间距的减小，墙体裂缝分布更密且更均匀，裂缝宽度明显减小；随着墙体厚度减小，配筋率相对增加，墙体斜裂缝数量明显增加，但因墙体厚度较小，脆性破坏明显.墙体破坏之前，框架及连接构造未发生明显损伤，连接安全可靠.
3 试验结果及分析 3.1 滞回性能和骨架曲线图 6、7分别为各试件的实测滞回曲线和骨架曲线.其中F为水平荷载，Δ为试件加载点处实测位移.
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图 6 试件F-Δ滞回曲线 Figure 6 Hysteretic curves of specimens |
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图 7 试件骨架曲线 Figure 7 Skeleton curves of specimens |
从图 6可看出：加载初期，各试件滞回环呈梭形，加载时曲线斜率变化较小，同级加载的两个循环基本重合，处于弹性工作状态.随着加载位移的增大，试件刚度变小，卸载后试件残余变形逐渐增大，同级加载的第二循环，承载力衰减、刚度退化明显，但荷载不断增长.峰值荷载后，滞回环逐渐呈反S形，骨架曲线下降明显，墙体薄，破坏明显.位移达到30 mm后，试件滞回环开始呈弓型，轻型钢管再生混凝土框架开始承担主要荷载，最终框架受弯破坏.加载中前期，墙体与框架共同工作，试件承载力较高，墙体退出工作之后，由框架承担荷载，承载力下降，但具有良好的延性，滞回曲线呈蝴蝶形.由图 7骨架曲线可以看出：各试件的初始刚度基本一致，曲线相近，承载能力和变形能力存在差别，墙体厚度的增加、配筋间距的减小可以显著提高试件最大承载力.
3.2 承载力表 4为各试件特征点实测值，Fcr为开裂荷载，为第一条可见裂缝出现时对应荷载；Fy为屈服荷载，由能量法[15]确定；Fu为峰值荷载；Fd为破坏荷载，取峰值荷载的85%；相应的，Δcr为开裂位移；Δy为屈服位移；Δu为峰值位移；Δd为有效破坏位移，θd为对应的弹塑性位移角，μ=Δd/Δy为位移延性系数.表 5为4个墙体试件达到峰值荷载时，相应峰值位移下对应空框架承载力.
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表 4 各试件的主要试验阶段结果 Table 4 Measured characteristic results of specimens at main phases |
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表 5 各墙体试件峰值荷载及其位移下空框架承载力 Table 5 Bearing capacity of frame and frame with wall |
1) 试件FSW60-1与试件FSW60-3相比，开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载分别提高46.3%、18.0%、19.2%，试件FSW60-2与试件FSW60-3相比，开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载分别提高31.1%、6.6%、7.9%.说明：钢筋间距的减小显著提高了试件的开裂荷载、屈服荷载和峰值荷载.钢筋间距增大对开裂荷载的影响最显著.
2) 试件FSW60-2比试件FSW40-2开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载分别提高89.3%、16.4%、21.4%，说明墙体厚度的增加提高了试件的开裂荷载、屈服荷载和峰值荷载，其中对开裂荷载的影响最为显著.
3) 4个墙体试件达到峰值荷载时，相应峰值位移下对应空框架承载力占墙体试件承载力的6.70%~9.37%，此时框架承载力未达到峰值，仍可继续上升，墙体破坏后，框架形成第二道防线.
4) 低多层建筑每平方米的质量约为1.5 t，对于100 m2的房屋，总质量约为150 t，在8度抗震设防烈度情况下，取基本地震加速度最大值0.3g[16]，此时产生的横向荷载为450 kN，试验中墙体试件屈服荷载平均值为736.35 kN，墙体在弹性工作范围内，满足低多层建筑的要求.
3.3 延性由表 4可知：
1) 各试件平均有效破坏位移为1/97，具有良好的延性.
2) 试件FSW60-1的开裂位移大于试件FSW60-2、FSW60-3的开裂位移.试件FSW60-1、FSW60-2、FSW60-3的开裂位移均大于试件FSW40的开裂位移.表明：钢筋间距的减小及墙体厚度的增加在一定程度上推迟了墙体的开裂.试件FSW60-1、FSW60-2的延性系数比试件FSW60-3的延性系数分别提高了12.8%、14.0%，表明配筋率的增加提高了试件的延性.
3) 试件FSW60-2与试件FSW60-3相比，屈服位移、峰值位移、有效破坏位移均增大，表明配筋率的增加，增大了试件的屈服位移、峰值位移、有效破坏位移.但试件FSW60-1的屈服位移、峰值位移、有效破坏位移小于试件FSW60-2的相应值，分析原因为随着钢筋间距的减小，墙体被分割为较多单元，减小了墙体的整体性，混凝土损伤较快，说明钢筋间距减小到一定水平，对试件延性会产生不利影响.
4) 试件FSW60-2的屈服位移、有效破坏位移及θd均大于FSW40，说明增加墙体厚度能够有效提高结构延性.
3.4 平面外位移墙体平面外变形见表 6，墙体达到极限承载力时，平面外变形均值为6.42 mm，挠度为4.58‰，变形较小，虽然为单排配筋，仍具有良好的平面外稳定性.
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表 6 试件平面外位移及挠度 Table 6 Displacement and deflection out-of-plane of specimens |
承载力降低系数η为同一位移幅值下最后一次循环的峰值点荷载值与第一次循环的峰值点荷载值之比，用以表征试件的承载力退化[17-18].承载力退化曲线见图 8，各试件承载力退化相似，墙体破坏阶段承载力退化明显，随后位移增大，曲线波动变小，说明墙体退出工作后，框架仍然具有良好的变形能力，对防倒塌非常有利.
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图 8 承载力退化曲线 Figure 8 Loading capacity degradation of specimens |
由各循环实测峰值荷载及相应的位移得到各试件割线刚度Ki-位移Δ退化曲线，见图 9.
| $ {K_i} = \frac{{\left| {\mathit{F}_i^ + } \right| + \left| {\mathit{F}_i^ - } \right|}}{{\left| {\mathit{\Delta }_i^ + } \right| + \left| {\mathit{\Delta }_i^ - } \right|}}. $ |
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图 9 刚度退化曲线 Figure 9 Stiffness degradation curves |
式中：i为循环级数，Ki为第i级循环对应的割线刚度，Fi为第i级循环对应的峰值荷载，+、-代表水平力方向为正向、负向.
图 9可得出：加载初期，试件刚度较大，随着位移增加，试件刚度快速降低，刚度变化率较大，这是因为墙体开裂，框架-墙连接界面出现错动.加载至位移区间2.96~11.84 mm时，刚度位移曲线变化率减小.随后，刚度衰减率增大，墙体发生破坏，至位移为20.72 mm时，曲线缓慢下降，此时墙体基本退出工作，框架承受荷载，各试件刚度趋于一致，墙体破坏后，框架仍具有稳定的工作性能，能够有效防止建筑倒塌.
各试件刚度退化呈现出明显的“快速-减缓-快速-减缓”4个阶段，在试件屈服后，达到极限荷载前，刚度退化明显减缓，此时框架对墙板产生约束作用，减缓墙体损伤，提高了试件的承载力以及延性.
3.7 耗能能力用Δd所在加载循环及之前加载循环滞回环的累计面积Ep及Δd对应的等效粘滞阻尼系数he作为耗能代表值.4个试件的累计耗能及等效黏滞阻尼系数见表 7，试件累计耗能与水平位移关系见图 10.
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表 7 试件耗能代表值 Table 7 Experimental results of energy dissipation |
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图 10 累计耗能与位移关系曲线 Figure 10 Energy dissipation curves of specimens |
由图 10和表 7可知：试件FSW60-1、FSW60-2较试件FSW60-3的等效粘滞阻尼系数分别提高了77.8%、44.4%，累积耗能分别提高了30.7%、20.2%，表明配筋率的增大可以显著提高试件耗能能力.由图 10可以看出，墙体厚度的增大可以增加试件的累积耗能，但位移较小时，墙体厚度及配筋对试件的累积耗能的影响较小.
3.8 应变分析框架构造相同，应变规律类似.取试件FSW60-2作出应变测点1、6的应变滞回曲线，及各试件框架柱柱脚测点1滞回曲线对比见图 11.另外，试件FSW60-2及FSW40钢筋测点P3滞回曲线见图 12.
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图 11 装配式框架柱脚应变滞回曲线 Figure 11 Load-strain hysteresis loops of steel tube column foot |
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图 12 墙板钢筋测点P3应变滞回曲线 Figure 12 Load-strain hysteresis loops of reinforcement measuring point P3 |
1) 各试件柱脚应变滞回特性明显，与试件F-Δ滞回曲线基本保持一致，框架最终破坏形式为弯曲破坏.
2) 试件承载力未达到峰值荷载之前，柱脚应变较小，承载力达到峰值荷载之后，墙体突然破坏，柱脚应变有突变，但仍保持良好的滞回特性，框架工作性能稳定.
3) 峰值荷载时，各试件柱脚应变均达到屈服应变，试件FSW60-1应变较小，说明墙体损伤较小，对框架支撑作用较强.
4) 墙体破坏形式为剪切破坏，主裂缝开展处横向钢筋在荷载未达到峰值荷载之前，应变较小，未达到屈服，说明钢筋与墙体粘结界面未出现滑移，变形基本保持一致，达到极限荷载之后，墙体主裂缝完全开展，混凝土逐渐退出工作，横向钢筋因水平剪力作用屈服.
4 结论1) 装配式轻型钢管再生混凝土框架-轻墙结构弹塑性位移角均值为1/97，具有良好的承载力，延性以及耗能能力，可以应用于实际工程；
2) 装配式轻型钢管再生混凝土框架-轻墙结构，框架对墙体起到约束作用，减缓墙体的损伤，提高结构承载力以及延性，具有良好的共同工作性能；
3) 达到极限承载力之前，剪力主要由墙体承担，装配连接构件没有发生明显破坏，连接安全可靠，框架没有明显损伤，达到极限承载力之后，墙体逐渐退出工作，连接条板能够起到加劲肋的作用，提高框架的刚度以及延性，框架仍然具有良好的变形能力，对抗倒塌是有利的；
4) 增加墙板厚度能够有效提高结构承载力、延性、耗能能力；减小钢筋间距能够有效提高试件承载力、延性和耗能能力，但是钢筋间距减小到一定程度，反而会导致结构延性的降低，结构设计时，应采用合适的钢筋间距.
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