EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC PERFORMANCE OF FABRICATED STEEL FRAME-INFILLED LIGHTWEIGHT STEEL COMPOSITE WALL PANEL STRUCTURE
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摘要: 为适应多高层装配式住宅结构的发展需求，提出了一种新型装配式钢框架-内填轻钢复合墙板结构体系。对4个足尺钢框架-轻钢复合墙板试件进行了低周往复加载试验研究，分析了填料强度、龙骨规格、墙板开洞等因素对试件破坏模式、滞回性能、抗剪承载力、抗侧刚度、延性及耗能性能的影响，并对钢框架与轻钢复合墙板协同受力机制进行了分析。结果表明：钢框架与内填墙板协同工作性能良好；结构中墙板为剪切型破坏，最终以填料角部受压破坏、骨架与填料间黏结滑移失效、墙面板破坏及螺钉连接失效为主要破坏特征，钢框架未发生明显破坏，并对内填墙板具有良好约束作用；填料强度提高及立柱截面增大可提高结构的抗剪承载力、刚度及耗能性能，但延性降低；开设洞口使得墙板的抗剪承载力、初始刚度以及耗能性能均降低，但延性增大。加载初期，内填墙板承担约85%的水平荷载，加载后期，墙板逐渐退出工作，钢框架承担主要水平荷载和倾覆弯矩。Abstract: To adapt to the development of multi-storey and high-rise fabricated residential structure, a new fabricated steel frame filled with lightweight steel composite wall panel structure system was proposed. Four full-scale steel frame-infilled lightweight steel composite wall panel specimens were tested under low cyclic loading. The effects of filler strengths, stud sections, wall opening on the failure modes, hysteretic behavior, shear bearing capacity, lateral stiffness, ductility and energy dissipation performance of the specimens were analyzed, and the collaboration mechanism of steel frame and lightweight steel composite wall panel was studied. The results show that the steel frame works well with the infilled wall panel. The wall panel experiences shear failure, and the main failure characteristics are compression failure of the filler corners, bond-slip cracks between the skeleton and fillers, damage of the panel and screw connection failure. The steel frame has no obvious damage, which exhibits a good constraint effect on the infilled wall panel. The increase of the filler strength and stud section can improve the shear bearing capacity, stiffness and energy dissipation performance of the specimen, but the ductility is reduced. The opening reduces the shear bearing capacity, initial stiffness and energy dissipation performance of the wall panel, while the ductility increases. In the early loading stage, the wall panels bear 85% of the horizontal load. In the late loading stage, the wall panels gradually withdraw from work, and the steel frames bear the main horizontal load and overturning moment.
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传统轻钢结构体系因其独特的性能优势和良好的经济效益受到广泛关注[1-6]，但由于该结构中的墙体存在“空腔效应”以及建筑体系技术开发不够完善等因素，无法满足多高层房屋的抗震要求，导致其更大范围地应用受到一定的限制[7]。
为提高轻钢墙体结构的抗侧性能，研究者们早期采用了覆面板[4-8]或设置支撑[1]等方式。近些年，随着新型墙体材料的推广应用，研究者们对填充轻钢组合墙体开展了相关研究。如WANG等[9]进行了喷涂轻聚合物冷弯组合墙体轴压性能试验研究，提出了墙体轴压承载力计算公式。刘斌等[10]通过试验研究确定了喷涂轻质砂浆-冷弯薄壁型钢组合墙体抗剪承载力设计值。吴函恒等[11-12]对填充石膏基轻质材料的冷弯型钢组合墙体进行试验研究，提出抗剪承载力的计算公式。田稳苓等[13]采用轻钢轻混凝土模型和strut-and-tie模型得到新型轻钢复合墙体抗剪承载力计算公式。XU等[14]对填充泡沫混凝的冷弯组合墙体进行试验研究，结果表明填充墙体抗震性能优越。此外，新型混合结构及新技术的应用进一步丰富了轻钢结构的研究。MORTAZAVI等[15-16]提出一种由热轧型钢框架和轻钢骨架组成的混合结构体系，通过试验研究和数值模拟表明该结构传力路线可靠，抗震性能良好。王静峰等[17]通过拟静力试验揭示了钢框架内嵌轻钢龙骨注浆复合墙板结构的抗震性能和协同受力特性。吴函恒[18]对冷弯薄壁型钢组合墙-钢框架结构体系的协同工作性能进行了数值分析，提出了两阶段设计方法。马杰等[19]提出装配式刚边框-冷弯薄壁型钢组合墙体，通过数值模拟提出了承载力设计方法。闫维明等[20-21]将锁铆连接技术应用于冷弯薄壁型钢结构体系中，有效提高了传统冷弯型钢组合墙体的受力性能。
目前，对于装配式钢框架与轻钢复合墙体的协同工作性能研究报道较少。为促进装配式轻钢结构体系在多层建筑结构的发展和应用，结合传统砌体结构中圈梁、构造柱的概念，本课题组提出了一种新型钢框架-轻钢复合墙体装配式结构体系[22]，该体系主要由钢框架、轻钢复合墙体[23]及轻钢组合楼盖[24]组成。其中，钢框架借用砌体结构中圈梁、构造柱的概念，有效约束墙体变形，内填的轻钢复合墙板视作传统砖墙，进而形成“圈梁-构造柱”与轻钢复合墙板组成的新型复合结构体系。钢框架与轻钢复合墙板作为结构中主要抗侧力构件，对其性能进行研究具有重要的工程意义。为此，本文对4个足尺钢框架-内填轻钢复合墙板试件进行低周往复加载试验，并基于试验结果对钢框架与内填墙板的协同受力机制进行简化分析，目的是为该结构的后续研究和工程应用提供参考，对钢框架与内填墙板详细地受力分析将另文介绍。
1 试验概况
1.1 试件设计
试验共设计了4个足尺钢框架-内填轻钢复合墙板结构试件，以分析填料强度、立柱规格及墙板开洞对试件破坏过程、滞回特性、承载力、延性、刚度和耗能性能的影响。试件编号及具体参数见表1。
表 1 试件参数及陶粒混凝土力学性能Table 1. Specimens parameters and mechanical properties of ceramsite concrete试件编号 钢框架尺寸(宽×高)/mm 墙板尺寸(宽×高)/mm 墙板厚/mm 洞口尺寸/mm 轻质陶粒混凝土材料 设计强度等级 抗压强度/MPa 弹性模量/MPa FLSCW-1 3300×3000 3100×2756 150 − LC10 12.46 7547 FLSCW-2 150 − LC15 19.46 9553 FLSCW-3 170 − LC10 12.46 7547 FLSCW-4 150 900×1200 LC10 12.46 7547 钢框架跨度为3300 mm，层高为3000 mm，框架梁截面为HM244×175×7×11，框架柱截面为HW200×200×8×12，梁柱节点采用平齐式端板连接，通过4个10.9级M22摩擦型高强螺栓连接。轻钢复合墙板宽为3100 mm、高为2756 mm，主要由轻钢骨架、水泥纤维板以及轻质陶粒混凝土组成。墙体立柱为单根C形冷弯薄壁型钢，截面规格为C140×50×20×1.5(C160×60×20×1.5)，中间间距为450 mm、两端间距为425 mm。上、下导轨为U形冷弯薄壁型钢，规格为U144×40×1.5(C164×50 ×1.5)。在内填墙高度的三分点处设置尺寸为−3100×50×1.5的钢带，立柱、上下导轨以及钢带通过ST4.8级圆头自攻螺钉连接以形成轻钢骨架。内填墙无钢带一侧覆10 mm厚水泥纤维板(兼做陶粒混凝土的模板)，通过ST4.2级平头自攻螺钉与轻钢骨架连接，螺钉间距为250 mm。为便于加载，在框架柱脚设置刚性牛腿与柱翼缘通过6个10.9级M22摩擦型高强螺栓进行连接。钢框架与轻钢骨架所采用的钢材强度等级均为Q235B。试件几何尺寸及连接构造见图1。
各构件均在工厂预制，并完成轻钢骨架、钢框架拼装和陶粒混凝土浇筑、养护等工作。具体流程为：墙体骨架连接→面板铺装→钢框架的拼装→轻钢复合墙板就位→浇筑陶粒混凝土并养护。需要说明的是，通过沿钢框架梁柱翼缘焊接间距为800 mm的限位块(−30 mm×20 mm×10 mm)来固定轻钢复合墙板在钢框架中的位置，见图1(c)，该限位块还可为轻钢复合墙板提供侧向支撑作用。
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)[25]的规定对钢材进行拉伸试验，试验结果见表2。墙板填充材料为设计强度等级LC10和LC15的陶粒混凝土，由普通硅酸盐水泥、粉煤灰、水、陶粒、陶砂、减水剂按一定比例配合而成，配合比见表3。试件浇筑时预留150 mm×150 mm×150 mm标准立方体试块和150 mm×150 mm×300 mm的棱柱体试块，与试件同条件养护，参照《普通混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB 50081−2019)[26]测得陶粒混凝土立方体抗压强度和弹性模量，结果见表1。
表 2 钢材力学性能Table 2. Mechanical properties of steel钢材
类型厚度
t/mm屈服强度
fy/MPa抗拉强度
fu/MPa弹性模量
E/MPa伸长率
δ/(%)柱翼缘 12 290.3 440.10 2.14×105 31.3 柱腹板 8 330.7 452.02 2.13×105 25.7 梁翼缘 11 269.3 412.20 2.15×105 30.7 梁腹板 7 290.2 428.31 2.16×105 32.1 立柱/导轨 1.5 299.3 388.49 1.97×105 29.5 表 3 陶粒混凝土配合比Table 3. Proportioning of ceramsite concrete设计强
度等级1 m3陶粒混凝土各组分材料用量/kg 水泥 粉煤灰 水 陶砂 陶粒 减水剂 LC10 347 123 156 429 420 2.8 LC15 421 141 190 412 377 3.4 1.3 试验装置与加载制度
试验加载装置如图2所示。试验时，首先由竖向千斤顶在分配梁顶面中心位置施加竖向荷载200 kN并保持恒定[22]。随后分级施加水平荷载，水平荷载通过连接在反力墙上的电液伺服作动器提供，作动器通过4根直径36 mm的高强螺杆与试件顶梁连接，并保证作动器中心与顶梁轴线重合。试件底部两端设置2个刚性压梁，通过地锚螺栓将试件固定于试验室地槽内，以抵抗加载过程中产生的倾覆力矩。同时，在底部两侧设置水平千斤顶防止加载过程中试件出现水平位移。为防止试件发生平面外失稳，在试件两侧设置带滚轴的侧向支撑。
试验全程采用位移控制加载模式[27]。试件屈服前，以每级3 mm的位移增量控制加载，每级循环1周；试件屈服后，以8 mm为位移增量，每级循环3周。当试件出现明显破坏或荷载下降至峰值荷载的85%时，加载终止。试验时，规定作动器推向为正、拉向为负。
1.4 测点布置及量测
试件位移计及应变测点布置如图3所示。D1用于测试水平加载点位移，D2用于测试试件相对于地梁的水平位移值；D3、D4用于测试试件垂直方向相对于地梁的位移值。此外，为考察钢框架与内填墙板间的内力分配关系，在钢框架梁柱端部及柱中心处布置应变片，以便计算结构内力。
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图 3 位移计及应变测点布置Figure 3. Arrangement of displacement meter and strain measuring points2 试验现象及破坏形态
2.1 试验现象
2.1.1 不开洞试件
试件FLSCW-1、FLSCW-2、FLSCW-3的受力和变形过程基本相似，以试件FLSCW-2为例描述试验现象。加载初期，试件各部分均无明显变化现象；当水平位移Δ=12 mm时，板面内螺钉周围出现裂缝；继续加载，螺钉孔扩大，螺钉倾斜、内陷；Δ=18 mm时，水泥纤维板上陆续出现交叉斜裂缝，主要分布在与骨架立柱螺钉连接处；Δ=26 mm时，承载力达到峰值，此时墙板角部出现斜裂缝，陶粒混凝土与立柱间出现黏结滑移裂缝(图4(a))，水泥纤维板开裂，致使螺钉连接失效，钢框架无明显损伤；Δ=34 mm时，墙板角部斜裂缝延伸并呈阶梯状分布于各填充块(图4(b))，钢框架梁柱端部应变增大明显；Δ=42 mm时，钢框架与内填墙板沿对角发生明显挤压与分离(图4(c))，角部陶粒混凝土被压溃、掉渣；Δ=50 mm时，由于失去陶粒混凝土支撑作用，导轨发生屈曲变形(图4(d))，内填墙板损伤加剧，应变监测数据表明钢框架的应变值较大；Δ=66 mm时，墙板斜裂缝宽度最大开展至15 mm并贯通墙宽，形成“八字形”主斜裂缝，水泥纤维板破环严重(图4(e)和图4(f))，陶粒混凝土与骨架间黏结滑移失效，内填墙板逐渐退出工作，钢框架无明显破坏(图4(g))，结构仍具有一定的安全储备。此外，用于固定框架与墙板的限位块完好(图4(h))，说明钢框架与墙板协同工作-性能良好，当荷载降至峰荷载的85%以下，试验结束。
2.1.2 开洞试件
加载初期，试件FLSCW-4未见明显变化；当水平位移Δ=9 mm时，洞口边立柱微弯曲，板面内螺钉周围出现裂缝；Δ=15 mm时，洞口上角部出现竖向裂缝，螺钉周围裂缝扩张，继而螺钉倾斜、内陷；Δ=18 mm时，洞口角部螺钉拔出，水泥纤维板上出现沿立柱方向的交叉斜裂缝；Δ=26 mm时，洞口下角部出现竖向裂缝(图5(a))，内填墙板角部出现45°斜裂缝，钢框架梁柱端部应变增大明显；Δ=34 mm时，洞口角部出现45°斜裂缝，并与已有斜裂缝呈相接趋势，边立柱与陶粒混凝土出现黏结滑移现象，拼缝处水泥纤维板出现错动，使得钉孔扩大，损伤累积；Δ=42 mm时，水泥纤维板开裂并掉落，致使螺钉连接失效，钢框架与内填墙板角部挤压与分离现象明显；Δ=50 mm时，洞口角部斜裂缝宽度最大开展至12 mm，陶粒混凝土压溃、掉渣(图5(b)、图5(c))，钢框架未见明显破坏(图5(d))；Δ=66 mm时，承载力达到峰值，此时骨架与填料间黏结滑移失效，水泥纤维板和陶粒混凝土破坏严重(图5(e)、图5(f))，应变监测数据表明，钢框架的应变值较大，继续加载，当荷载降至峰值荷载的85%以下，试验结束。
2.2 破坏形态
内填墙板破坏模式为剪切型破坏，钢框架未发生明显破坏。整个加载过程中，钢框架发挥“套箍作用”，对内填墙板具有良好约束作用；而内填墙板对外部钢框架起到支撑作用，避免了节点发生明显破坏。对于试件FLSCW-4，开洞提高了结构的变形性能，但试件的整体性以及各部分间的协同工作性能被削弱。加载过程中，试件洞口角部易产生应力集中，从而加剧了洞口四周的破坏，但也因此缓减了由应力集中而造成的墙面板破坏。
3 试验结果及其分析
3.1 滞回曲线
各试件的荷载-位移(P-Δ)滞回曲线见图6。
1) 加载初期，试件处于弹性阶段，滞回曲线呈梭形，卸载后残余变形很小。
2) 随着加载位移的增大，内填墙板出现斜裂缝，滞回环面积增大，滞回曲线逐渐向反S形发展。
3) 试件屈服后，墙板裂缝发展较快，滞回环面积趋于饱满且中部出现“捏缩”现象，滞回曲线斜率随加载位移的增大而减小，反映了试件各部分损伤累积，刚度退化。
4) 峰值荷载后，由于墙板剪切裂缝不断张合、水泥纤维板开裂以及陶粒混凝土与骨架间的黏结滑移，滞回环“捏缩”现象愈加明显。此外，由于试件FLSCW-1骨架与填料间滑移现象更加明显，导致滞回曲线由S形向Z形转变，滞回环的饱满程度较其他试件小。
3.2 骨架曲线
图7为各试件荷载-位移骨架曲线，实测试件主要阶段试验结果见表4。其中：Pcr为开裂荷载，取墙板出现首条可见裂缝对应的荷载，Δcr为开裂位移；Py、Δy分别为试件的屈服荷载和屈服位移，由“通用屈服弯矩法”[28]确定；Pmax、Δmax分别为试件的峰值荷载和峰值位移；Pu为试件的极限荷载，取骨架曲线下降段中峰值荷载的85%，Δu为极限位移，θu为弹塑性位移角。试件的延性指标采用位移延性系数衡量。位移延性系数μ表示为试件的破坏位移Δu与屈服位移Δy的比值，即μ = Δu/Δy。
加载初期，钢框架与内填墙板共同工作，各试件骨架曲线呈线性上升，但由于初始刚度存在差异，骨架曲线斜率略有不同。试件开裂后，随着内填墙板的损伤累积，骨架曲线斜率逐渐减小，荷载增速变缓，直至达到峰值荷载。对于无洞口试件，峰值荷载后，试件承载力和刚度急剧下降，之后，骨架曲线呈波状。根据试验现象可知，达到峰值荷载前，墙板承担主要的水平荷载，并较早出现损伤。峰值荷载后，墙面板和填料的开裂明显，承载力退化明显。随着水平位移不断增大，钢框架对开裂后的墙板发挥约束作用，与此同时，两者间挤压作用加强，墙板开裂处产生摩阻力，使得墙板仍承担一定的水平荷载，且其承担水平荷载的比重随内填墙板的破坏不断降低，钢框架抵抗水平荷载的比例不断增大。加载后期，内填墙板破坏严重而逐渐退出工作，钢框架承担绝大部分水平荷载。对于开洞试件，由于结构整体性被削弱，洞口处易产生应力集中，使得洞口四周破坏严重。此外，墙板开洞一定程度上降低了结构的刚度，从而缓减了墙板因应力集中所造成的骤然破坏，承载力和刚度退化较为平缓，骨架曲线未出现明显波动。
表 4 主要阶段试验结果Table 4. Test results at main stages试件编号 初始刚度
K0/(kN/mm)开裂点 屈服点 峰值点 极限点 弹塑性位移角
θu/(%)位移延性系数
μPcr/mm Δcr/mm Py/mm Δy/mm Pmax/kN Δmax/mm Pu/kN Δu/mm FLSCW-1 30.12 249.40 9.36 310.06 14.55 384.26 32.14 326.62 41.46 1/67 2.853 FLSCW-2 30.28 285.85 12.20 394.53 19.47 423.94 23.10 360.35 28.91 1/95 1.485 FLSCW-3 29.26 261.21 12.17 327.91 16.67 400.80 26.05 340.68 30.42 1/91 1.871 FLSCW-4 27.14 145.55 9.23 292.97 25.37 373.41 66.41 317.40 74.36 1/37 2.946 与试件FLSCW-1相比，试件FLSCW-2的开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载分别提高14.6%、27.2%、10.3%，试件FLSCW-3的开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载分别提高4.7%、5.8%、4.3%，说明填料强度的提高及立柱截面的增大均能在一定程度上提高试件的开裂荷载、屈服荷载和峰值荷载，其中填料强度提高的影响更为明显。试件FLSCW-4的开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载较FLSCW-1分别减小41.6%、5.5%、2.8%，说明墙板开洞对开裂荷载影响较大，但对屈服荷载和峰值荷载的影响不明显。
3.3 延性
由表4可知：
1) 试件FLSCW-2、FLSCW-3的开裂位移大于试件FLSCW-1的开裂位移，说明填料强度提高及立柱截面增大均能在一定程度上延缓试件的开裂。试件FLSCW-4的开裂位移小于无洞口试件的开裂位移，说明墙板开洞使得试件对位移变化更为敏感，加快了试件损伤的出现。
2) 试件FLSCW-2、FLSCW-3的破坏位移较试件FLSCW-1小，其位移延性系数较试件FLSCW-1分别降低了47.9%、34.4%，表明填料强度提高及立柱截面增大能在一定程度上限制结构的变形能力，且填料强度的改变对其影响更为显著。试件FLSCW-4的屈服位移、峰值位移、弹塑性位移角均明显大于无洞口试件，说明墙板开洞可有效提高结构的延性性能。
3.4 刚度退化
根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T 101−2015)[27]的规定，采用同级变形下的割线刚度评价各试件的刚度退化规律。试件初始刚度为K0，见表4，各试件刚度退化曲线见图8。对比分析可知：
1) 对于无洞口试件，曲线整体变化规律基本一致，退化速率均匀、连续。各试件初始刚度值相差不大，表明填料强度的提高和立柱截面的增大对试件初始刚度的影响不显著。对于试件FLSCW-4，其初始刚度明显低于无洞口试件，由于裂缝较早出现在洞口周围且发展较快，其刚度前期退化显著，试件开裂后刚度出现突变点。
2) 试件屈服后，试件FLSCW-1刚度退化较试件FLSCW-2和FLSCW-3明显，说明填料强度提高以及立柱截面增大对提高结构刚度有一定的贡献。达到峰值荷载时，各试件刚度较初始刚度分别退化了70.2%、50.5%、48.9%和78.8%。进入破坏阶段后，墙板损伤严重，钢框架破坏不明显，各试件刚度最终退化至同一水平并趋于稳定。
3.5 耗能性能
根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T 101−2015)[27]，采用等效黏滞阻尼系数he来评价试件的耗能性能。表5给出了各试件屈服点、峰值点及破坏点的等效黏滞阻尼系数。
表 5 等效黏滞阻尼系数Table 5. Equivalent viscous damping ratio试件编号 屈服点 峰值点 极限点 FLSCW-1 0.072 0.132 0.127 FLSCW-2 0.116 0.137 0.130 FLSCW-3 0.118 0.142 0.123 FLSCW-4 0.052 0.121 0.067 1) 加载前期，主要通过裂缝的产生实现耗能，故试件的耗能能力有限。当荷载达到峰值时，由于墙面板的大范围开裂、填料剪切斜裂缝反复张合、导轨变形以及外框架与内填墙之间的挤压作用，耗能能力提高，耗能系数增大。达到极限荷载时，试件耗能能力降低，这是由于墙面板与填料开裂严重、螺钉连接失效及黏结滑移失效等，滞回曲线捏缩现象明显，耗能系数减小。外部钢框架无明显损伤，说明其参与耗能程度有限。
2) 试件FLSCW-2、FLSCW-3在屈服点、峰值点以及极限点的耗能系数相当，表明填料强度的提高和立柱截面的增大对试件的耗能性能具有相同影响。试件FLSCW-4在屈服点、峰值点以及极限点的耗能系数较试件FLSCW-1降低了28%、8%、47%，表明墙板开洞降低了结构的耗能性能。
4 框-墙协同受力机制简化分析
4.1 协同受力简化分析
钢框架与轻钢复合墙板协同受力，两者的内力分配关系对揭示该新型复合墙板结构的传力机理具有重要作用[29]。水平荷载作用下，钢框架与内填墙板之间存在挤压与分离趋势，并通过挤压作用传递荷载，在此作用下，墙板整体以斜向受压带的形式发挥抗侧性能(如图9所示)。
作为初步简化分析，可认为钢框架承担的剪力Vf主要由框架柱提供，内填墙板承担的剪力由V1、V2两部分组成，其中，V1为墙板与框架梁挤压区剪应力τ0的合力，V2为墙板与框架柱挤压区压应力σc的合力。结构水平剪力关系如式(1)~ 式(5)所示。
P=Vf+Vw (1) Vf=Vf1+Vf2 (2) Vw=V1+V2 (3) V1=∫τ0tdx (4) V2=∫σctdy (5) 式中：P为对结构施加的水平荷载；Vf1、Vf2分别为左、右框架柱承担的水平剪力；t为墙板厚；x、y分别为墙板与梁、柱挤压区域长度。
基于上述结构内力关系分析，得到钢框架弯矩分布规律，如图10所示。结构倾覆弯矩平衡方程见式(6)~式(8)。
M=PH=Mf+Mw (6) Mf=NcL+Mf1+Mf2 (7) Mw=Vwhw+∬ (8) 式中：M为总倾覆弯矩；Mf、Mw分别为钢框架与墙板承担的弯矩；H为层高；Nc为框架柱承担的轴力；L为框架柱间距；Mf1、Mf2分别为框架柱截面弯矩；τ1为墙板与框架柱挤压区剪应力；σb为墙板与框架梁挤压区压应力。
4.2 水平剪力
通过对钢框架关键截面实测应变分析，得到不同加载阶段钢框架与内填墙板各自分担水平剪力的变化规律，如图11所示。为了更合理地反映钢框架水平剪力的分担规律，采用各试件正、反向加载测得的应变数据平均值来描述。由图11可知：
1) 在加载初期，内填墙板承担80%~85%的水平剪力，钢框架承担的水平剪力为15%~20%。
2) 随着水平位移的增加，内填墙板损伤累积，其刚度迅速退化，导致内填墙板剪力分担比例降低，钢框架分担剪力的比例提高。
3) 加载后期，内填墙板破坏严重，特别是填料压碎和墙面板大范围开裂后，内填墙板刚度衰减显著，其分担的水平剪力大幅降低，转而由钢框架承担大部分的水平剪力。
4.3 倾覆弯矩
图12给出了结构中钢框架分担倾覆弯矩的变化规律。由图12可知：
1) 加载初期，钢框架倾覆弯矩分担比例约为65%~70%，而内填墙板分担约30%~35%的倾覆弯矩，可见钢框架承担倾覆弯矩的比例较大。
2) 随着水平位移的增大，钢框架分担倾覆弯矩的比例不断增大。加载后期，由于内填墙板发生严重破坏而逐渐退出工作，倾覆弯矩主要由钢框架承担(80%~90%)。
5 结论
本文提出了一种新型钢框架-轻钢复合墙板装配式结构体系。对4个足尺-钢框架-内填轻钢复合墙板结构试件的抗震性能进行了试验研究，得到如下结论：
(1) 钢框架与内填墙板具有良好的协同工作性能。当内填墙板遭受严重破坏时，钢框架对其具有良好的约束作用，避免加载后期内填墙板发生严重倒塌，且整个过程中钢框架未见明显损伤，结构仍具有一定的安全储备。
(2) 内填墙板整体以剪切变形为主，最终破坏主要表现为陶粒混凝土角部受压破坏、陶粒混凝土与骨架间黏结滑移失效、墙面板开裂及螺钉连接失效。
(3) 提高填料强度或增大立柱截面，结构的抗剪承载力、刚度和耗能性能均提高，但延性降低。开洞削弱了结构的刚度，使得试件的抗剪承载力、初始刚度以及耗能能力劣于无洞口试件，但延性明显优于无洞口试件。
(4) 经框—墙协同受力简化分析，加载初期，内填墙板承担约80%~85%的水平荷载，钢框架分担65%~70%的倾覆弯矩；随着水平位移的增加，内填墙板的水平荷载和倾覆弯矩分担比例不断降低，加载后期，内填墙板破坏严重，钢框架承担绝大部分的水平剪力和倾覆弯矩。
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图 3 位移计及应变测点布置
Figure 3. Arrangement of displacement meter and strain measuring points
表 1 试件参数及陶粒混凝土力学性能
Table 1 Specimens parameters and mechanical properties of ceramsite concrete
试件编号 钢框架尺寸(宽×高)/mm 墙板尺寸(宽×高)/mm 墙板厚/mm 洞口尺寸/mm 轻质陶粒混凝土材料 设计强度等级 抗压强度/MPa 弹性模量/MPa FLSCW-1 3300×3000 3100×2756 150 − LC10 12.46 7547 FLSCW-2 150 − LC15 19.46 9553 FLSCW-3 170 − LC10 12.46 7547 FLSCW-4 150 900×1200 LC10 12.46 7547 
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表 2 钢材力学性能
Table 2 Mechanical properties of steel
钢材
类型厚度
t/mm屈服强度
fy/MPa抗拉强度
fu/MPa弹性模量
E/MPa伸长率
δ/(%)柱翼缘 12 290.3 440.10 2.14×105 31.3 柱腹板 8 330.7 452.02 2.13×105 25.7 梁翼缘 11 269.3 412.20 2.15×105 30.7 梁腹板 7 290.2 428.31 2.16×105 32.1 立柱/导轨 1.5 299.3 388.49 1.97×105 29.5
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表 3 陶粒混凝土配合比
Table 3 Proportioning of ceramsite concrete
设计强
度等级1 m3陶粒混凝土各组分材料用量/kg 水泥 粉煤灰 水 陶砂 陶粒 减水剂 LC10 347 123 156 429 420 2.8 LC15 421 141 190 412 377 3.4
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表 4 主要阶段试验结果
Table 4 Test results at main stages
试件编号 初始刚度
K0/(kN/mm)开裂点 屈服点 峰值点 极限点 弹塑性位移角
θu/(%)位移延性系数
μPcr/mm Δcr/mm Py/mm Δy/mm Pmax/kN Δmax/mm Pu/kN Δu/mm FLSCW-1 30.12 249.40 9.36 310.06 14.55 384.26 32.14 326.62 41.46 1/67 2.853 FLSCW-2 30.28 285.85 12.20 394.53 19.47 423.94 23.10 360.35 28.91 1/95 1.485 FLSCW-3 29.26 261.21 12.17 327.91 16.67 400.80 26.05 340.68 30.42 1/91 1.871 FLSCW-4 27.14 145.55 9.23 292.97 25.37 373.41 66.41 317.40 74.36 1/37 2.946
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表 5 等效黏滞阻尼系数
Table 5 Equivalent viscous damping ratio
试件编号 屈服点 峰值点 极限点 FLSCW-1 0.072 0.132 0.127 FLSCW-2 0.116 0.137 0.130 FLSCW-3 0.118 0.142 0.123 FLSCW-4 0.052 0.121 0.067
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