高烈度区多高层建筑设计不仅要考虑结构极限承载力的要求，同时也要兼顾延性，保证结构具有良好变形能力。半刚性连接能有效避免焊接节点的脆性破坏，节点转动能力好，构造简单，将半刚性钢框架与剪力墙组合在一起，结构体系具有抗侧刚度高，能量耗散能力好，抵抗循环荷载下变形能力强等优点，近年来围绕该领域的研究比较集中。文献[1―3]对半刚性钢框架内填普通混凝土墙组合结构进行了不同类型的拟静力试验，研究表明该类结构主要依靠内填墙板裂缝间的骨料咬合、摩擦，栓钉屈服，框架柱形成塑性铰来耗散能量，具有多重水平力传递途径，安全储备高。文献[4]对半刚性钢框架-钢板剪力墙结构体系进行了系统研究，发现该结构体系充分利用了半刚性钢框架节点变形和转动能力好的优势，依靠钢板屈服后的变形吸收能量，滞回性能稳定，具有简化施工、高效利用材料等特点。根据墙板与钢框架同步进行工业化生产、装配式安装的理念，文献[5]对轻质ALC墙板和LSF墙板装配式钢框架结构进行了拟静力试验，结果表明 ALC墙板可延缓钢框架的失效，并对结构初始刚度、峰值荷载及耗能能力有一定提高，而LSF墙板对钢框架整体性能的影响不明显。文献[6]对钢框架-型钢混凝土剪力墙装配式结构进行了试验及有限元研究，结果表明该组合结构具有双重抗侧力特点，钢框架与型钢混凝土剪力墙之间连接可靠，结构延性较好。文献[7]对钢框架内填预制剪力墙结构的细部构造进行了改进，考察了耳板连接的可靠性和墙板裂缝的开展规律与结构变形能力。
值得注意的是，“十三五”期间，国家大力倡导节能减排、绿色建筑的研发，给再生混凝土的推广应用带来了新机遇，由再生粗骨料制作的结构用于主要承重构件已成趋势。文献[8―9]对再生混凝土的基本力学性能进行了系统研究，发现再生混凝土与天然骨料混凝土的破坏过程和形态相似，通过合理设计可以满足结构材料的基本要求，为再生混凝土作为结构主要受力构件提供了依据。文献[10]根据再生混合构件概念，对外包薄钢板再生混合墙等构件进行了系统研究。文献[11]分析了各种形式再生混凝土剪力墙的抗震性能及耗能机理，给出了再生混凝土剪力墙的适用范围和受力特点。可见，由再生混凝土制作的墙板可作为结构主要抗侧力构件，承担水平荷载。
预制装配式建筑体系具有施工速度快、质量稳定可靠、节能环保等优点，是公认的可持续发展技术。在此背景下，课题组将钢框架与再生混凝土墙组合，通过在预制墙板中设置连接件实现墙板与钢框架的快速安装，形成绿色环保、安全高效的钢框架-装配式再生混凝土墙结构体系。墙板在起到围护功能的同时，作为结构的抗侧力构件承担水平荷载，结构体系传力明确，工业化生产程度高，为再生混凝土在钢结构住宅中的推广应用提供了新思路。本文通过结构模型试验，研究预制再生混凝土墙与钢框架的协同工作机理和破坏形态，分析结构的主要抗震性能指标，为其在实际工程中的应用和推广提供理论依据。
1 试验概况
1.1 试件设计
设计了3榀单层单跨1∶3缩尺模型试件，编号为SPE-1、SPE-2、SPE-3，其中，为分析内填预制墙板对结构整体性能的影响，试件SPE-1、SPE-2为钢框架内填预制再生混凝土墙结构，试件SPE-3作为对比试件为纯框架；为分析梁柱节点连接刚度对结构的影响，试件SPE-1梁柱采用半刚性节点，试件SPE-2采用刚性节点，试件详情如表1所示。
表1 试件基本参数
Table 1 Parameters of specimens
钢框架跨度为1050 mm，层高1200 mm。钢柱采用HW150×150×7×10热轧型钢，且强轴垂直于钢框架平面，钢梁采用 HN150×100×5×8热轧型钢，强度等级为Q235B。试件SPE-1梁柱节点采用平齐端板连接(图1(b))，试件SPE-2采用栓焊混合连接(图 1(c))，上下翼缘采用单边坡口焊，焊缝质量等级为二级。为实现快速装配化，钢框架与预制墙板之间通过16根M16高强螺栓把连接件与T型件连接在一起，连接件及T型件预留18 mm螺栓孔，间距100 mm，连接件并设有加劲肋，T型件预埋在再生混凝土墙板中，与墙板钢筋可靠连接。试件详图如图1所示。
图1 试件详图
Fig.1 Dimensions of specimens
内填预制墙板尺寸为 925 mm×860 mm×90 mm，采用再生粗骨料取代率100%的再生混凝土制作，再生粗骨料直径10 mm～30 mm，设计强度等级为C30。墙板内设置双层双向钢筋网片，水平和竖向分布钢筋直径6 mm，间距120 mm；墙板四周设置了暗柱、暗梁，内设4根直径8 mm的纵向受力钢筋，箍筋直径 6 mm，间隔 50 mm，所有钢筋等级均为HPB300。预制墙板配筋如图2所示。
图2 预制墙板配筋图
Fig.2 Reinforcement details of prefabricated wall
1.2 试件制作
钢框架制作主要在加工厂进行，加工完成后运输到实验室再与预制墙板整体装配。墙板制作时，先绑扎钢筋笼，将T型件预埋至暗梁内，并与钢筋笼焊接成整体(图 3(a))。再生混凝土按照《普通混凝土配合比设计规程》(JGJ55-2011)试配，实际配合比为 1∶0.31∶1.12∶2.37(水泥∶水∶砂∶石)，实测再生混凝土强度为31.8 MPa。当墙板达到强度要求后，再进行吊装，将T型件与连接件通过高强螺栓连接，试件主要制作过程如图3所示。
图3 试件制作
Fig.3 Specimen construction
1.3 材料性能
根据《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》(GB2975-1998)、《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T228-2002)的规定，对不同部位钢板及不同直径钢筋进行拉伸试验，材性试验见表 2。再生混凝土浇筑前，根据试验要求进行试配，确定再生混凝土的级配，在浇筑时预留混凝土立方体试块，标准养护后测得28 d立方体抗压强度平均值为31.8 MPa。
表2 钢材力学性能
Table 2 Mechanical properties of steel
1.4 试验装置
试验在西安理工大学结构试验室完成。水平荷载通过 100 t液压伺服作动器施加，作动器与试件通过4根直径36 mm的锚杆连接；竖向荷载由液压千斤顶施加，并经由分配梁平均传至两钢柱柱头。试件底部与地梁通过M30高强螺栓连接，在地梁两端设置压梁，同时设置限位装置，防止地梁产生水平滑移，并在试件平面外设置了侧向支撑，加载装置如图4所示。
图4 试验装置
Fig.4 Test set-up
1.5 加载制度
试验开始前先进行预加载，检查仪表及应变片是否正常工作，然后再正式加载。采用荷载和位移联合控制加载，试件屈服前采用荷载控制，以20 kN为增量，每级循环1次，试件屈服后采用位移控制，以预估屈服位移δy的0.5倍为增量，每级循环3次，直到试件承载力下降至峰值荷载 85%以下停止加载，结束试验。
1.6 测量方案
为测量试件的整体变形，在地梁端部和钢梁中心分别布置了位移计 D1、D2；为测量墙板的剪切变形，沿墙板对角线方向设置位移计 D3、D4。在框架梁、柱、梁柱节点等关键部位设置了应变片和应变花，详细测点布置如图5所示。试验过程中及时观察墙板混凝土开裂、梁柱屈曲和试件破坏现象。
图5 测点布置图
Fig.5 Measuring points arrangement
2 试验现象及传力机理
本文主要分析钢框架内填预制再生混凝土墙结构的性能，纯框架SPE-3仅作为试验结果对比试件。为方便现象描述，定义作动器由西向东为正向加载，由东向西为负向加载。
2.1 试验现象
2.1.1 试件SPE-1
水平荷载60 kN以前，钢框架和预制墙板基本没有现象，结构处于弹性阶段。加载至80 kN时，墙板沿对角方向出现斜向下的细微裂纹。继续加载至 120 kN时，细小裂纹逐渐增多，并不断扩展，钢框架局部屈服，采用位移控制加载。
位移加载至 2.5δy时，沿墙板对角线方向形成交叉分布的裂缝，主裂缝基本贯通(图 6(a))。加载至 3.5δy时，墙板右下角混凝土局部被压碎脱落，钢筋裸露；预埋件底部出现多条横向裂缝，缝宽约2 mm～3 mm，自东向西扩展(图 6(b))。加载至 4δy时，西侧梁端下翼缘向上明显鼓曲；上部连接件与T型件发生相对滑移，最大滑移约10 mm，并伴有摩擦声(图6(c))。加载至6δy时，墙板混凝土大面积脱落，裸露钢筋；节点端板翘曲(图 6(d))，柱脚屈服，形成塑性铰(图6(e))；墙板底部形成横向通缝(图6(f))，结构丧失承载力，试验结束。
图6 试件SPE-1局部破坏现象
Fig.6 Local failure phenomenon of specimen SPE-1
2.1.2 试件SPE-2
水平荷载 120 kN以前，结构没有明显现象，基本处于弹性阶段。荷载加至 140 kN时，墙板西侧角部出现初裂纹。加载至 220 kN时，墙板中部新增多条细小斜裂缝，并不断扩展延伸，钢框架局部屈服，进入位移加载阶段。
位移加载至 1.5δy时，沿墙板对角方向增加多条宽约1 mm的短裂缝，墙板西侧角部混凝土局部起皮，开始脱落，横向水平裂缝逐渐增多(图7(a))。加载至 2.5δy时，墙板底部形成横向贯通裂缝(图7(b))；上部T型件处的螺栓发生相对滑移，滑移量约 10 mm(图 7(c))，并伴随“咔咔”摩擦声。加载至 4.5δy时，墙板有弯曲变形，角部混凝土脱落严重，钢筋裸露。钢梁上翼缘脆性断裂，(图 7(d))；钢框架柱脚屈曲，形成塑性铰。试件承载力迅速下降，结构丧失承载能力，试验结束。
图7 试件SPE-2局部破坏现象
Fig.7 Local failure phenomenon of specimen SPE-2
2.2 破坏形态
根据试验现象分析，可将试件受力分为 4个阶段：
1) 弹性阶段：加载初期试件处于弹性阶段，钢框架与预制墙板协同工作，结构抗侧刚度大，无明显试验现象，荷载-位移曲线呈线性。
2) 开裂阶段：墙板出现初裂缝定义为混凝土开裂阶段。水平荷载通过连接件传递给预制墙板，沿墙板对角线方向形成初裂缝，由于水平剪力作用，在预埋T型件底部形成横向裂缝，墙板开裂后，结构刚度开始降低。
3) 屈服阶段：从钢框架局部屈服到试件达到峰值荷载，定义为屈服阶段。该阶段钢梁翼缘向上鼓曲，柱脚漆皮大面积脱落，连接件处螺栓发生相对滑移；预制墙板裂缝不断延伸贯通，形成宽约3 mm～5 mm主裂缝，角部混凝土被压碎，开始脱落，主要依靠开裂面粗骨料的咬合、摩擦耗散能量。
4) 破坏阶段：该阶段墙板混凝土大量脱落，钢筋裸露，墙板底部形成水平通缝；半刚性节点处端板翘曲，刚性节点钢梁上翼缘脆断，柱脚屈曲，结构承载力与刚度急剧下降。
由图8可知：钢框架梁柱采用半刚性连接时，节点的转动能力较强，会连带T型连接件产生较大位移，在往复荷载作用下，连接件与墙板之间的位移不断增大，导致墙板在预埋件底部形成水平通缝，混凝土开裂严重。而梁柱采用刚性连接时，墙板混凝土开裂程度较小。
图8 试件破坏形态
Fig.8 Failure modes of specimens
2.3 传力机理
钢框架内填预制再生混凝土墙结构的传力机理示意如图9所示，图中A、B、C、D为墙板对角线编号。由图可知，在正向柱顶水平荷载作用下，结构主要承受水平剪力和倾覆弯矩，内力传递路径为：① 钢框架：由左柱直接传递至基础；从荷载施加点经左梁柱节点、钢梁、右梁柱节点，由右柱传递至基础；② 内填预制墙板：沿墙板AC对角线传递压力，沿BD对角线传递拉力；在预制墙板与钢框架的连接处，墙板承受水平向剪切力。
图9 水平荷载传力机理
Fig.9 Transfer mechanism of lateral force
加载初期，钢框架通过连接件传递荷载至内填预制墙板，墙板主要承担水平剪力，两者协同工作，结构刚度较大。随着荷载增加，水平位移逐渐增大，沿墙板对角线传递的拉压应力及与钢框架连接界面传递的剪切力持续增加，当主应力达到混凝土的抗拉强度时，首先沿墙板AC对角线产生裂纹，在往复荷载作用下，墙板沿BD对角线亦开裂，同时在与钢框架的连接界面处，也会产生裂缝。加载后期，墙板被分割为多条斜向板带，混凝土大面积脱落，水平裂缝沿墙面贯通后，墙板基本丧失承载力，此时水平荷载主要由钢框架承担，结构承载力和刚度急剧下降。
2.4 水平剪力分配
通过试验实测应变对钢框架和内填预制墙板承担的水平剪力进行计算，钢框架和预制墙板承担的水平剪力比例关系如图10所示。
由图10可知：1) 内填预制墙板在加载初期承担约80%的水平剪力，钢框架承担的部分约占20%；随着加载位移角的增加，由于预制墙板混凝土开裂、扩展直至形成贯通裂缝，墙板承载的水平剪力所占比例不断降低，相应钢框架承担的水平剪力提高。2) 半刚性框架比刚性框架承担更多的水平剪力，梁柱采用刚性连接节点时，内填预制墙板承担更多的水平剪力。
图10 水平荷载分配比例
Fig.10 Percentage of lateral force distribution
3 试验结果分析
3.1 滞回曲线
滞回曲线反映了结构在往复荷载下的承载力、刚度、延性及耗能能力等指标，是结构抗震性能评价的重要依据。试件滞回曲线如图 11所示，由图可知：
1) 加载初期，结构刚度较大，荷载位移曲线几乎为直线，卸载后无残余变形。
2) 随着预制墙板裂缝的逐渐发展、贯通，结构刚度开始下降，滞回环逐渐打开，在零点处存在明显“捏缩”现象。
3) 由于墙板角部混凝土压碎脱落、钢框架局部屈曲、连接件滑移等原因，结构耗能能力增大，环体包围面积较大，滞回曲线呈梭形，卸载后有残余变形。
4) 峰值荷载以后，墙板底部形成水平向贯通裂缝，梁端及柱底屈曲变形明显，滞回曲线趋于饱满，由于连接件水平滑移量较大，滞回环沿水平轴明显倾斜，同级荷载下试件承载力明显下降。
5) 试件SPE-1与SPE-2滞回曲线比较接近，表明梁柱节点刚度对结构的滞回性能影响较小。
图11 滞回曲线
Fig.11 Hysteretic curves
3.2 骨架曲线
骨架曲线可直观反映试件在水平荷载作用下的开裂、屈服、峰值荷载以及延性等主要特征。试件骨架曲线如图12所示，其中Pcr、Py、Pmax和Pu分别为试件的开裂、屈服、峰值和破坏荷载，取Pu=0.85Pmax，各特征点汇总见表3。
图12 骨架曲线
Fig.12 Skeleton curves
表3 骨架曲线各特征点
Table 3 Characteristic points on skeleton curves
由图12、表3可知：
1) 试件骨架曲线整体呈S形，循环荷载作用下经历了弹性、开裂、屈服和破坏四个阶段。
2) 试件SPE-1、SPE-2骨架曲线在峰值荷载前基本一致，试件SPE-1的峰值荷载比试件SPE-2仅降低 4%，表明梁柱节点刚度对结构承载力影响很小。
3) 试件 SPE-2的刚度和承载力明显高于试件SPE-3，极限承载力是试件SPE-3的1.44倍，表明内填预制墙板能够有效提高结构的刚度和承载力。
4) 试件SPE-1、SPE-2在达到峰值荷载以后，承载力下降平缓，没有突降，表明结构具有较好的安全储备。在破坏阶段，墙板性能退化严重，基本丧失承载力，主要依靠钢框架的柔性变形吸收能量，满足结构双道设防要求。
3.3 刚度退化
为反映在循环往复荷载作用下试件刚度的退化规律，取同级荷载下第1个循环的割线刚度进行计算，计算公式如下：
式中：P+、P-为试件同级荷载下第一循环顶点的正、负向水平荷载；Δ+、Δ-为试件同一循环的正、负向顶点位移。
试件的刚度退化曲线见图13，各阶段的刚度退化值(单位：kN·mm-1)及对比值见表4，比值Rki=K2/Ki，其中θ为试件水平位移角。
图13 刚度退化曲线
Fig.13 Stiffness degradation curves
表4 刚度退化对比
Table 4 Comparison of stiffness degradation
由图13、表4可知：
1) 试件SPE-1、SPE-2的刚度退化规律基本一致，表明梁柱节点形式对整体结构刚度影响较小。
2) 当水平位移角θ<0.005 rad时，试件SPE-1、SPE-2的刚度退化较快；位移角θ>0.01 rad以后，刚度退化速度稍缓。
3) 钢框架设置预制墙板后，试件SPE-1、SPE-2初始刚度较大，为纯框架的3倍，随着墙板混凝土裂缝发展和贯通，结构刚度迅速下降，而试件SPE-3刚度退化曲线较为平缓。
3.4 延性分析
延性是结构抗震性能评判的重要指标，位移延性系数为试件破坏位移与屈服位移的比值。各试件位移延性系数及各阶段位移角见表 3，由表中数据可知：
1) 试件SPE-1、SPE-2的位移延性系数均大于2.8，表明钢框架内填预制墙板结构的延性较好。
2) 设置预制墙板后，结构的承载力和刚度虽明显增大，但整体变形受到内填预制墙板约束，水平破坏位移较小，导致钢框架内填预制墙板结构的位移延性系数比纯框架略有降低。
3) 建议钢框架内填预制再生混凝土墙结构的屈服、峰值层间位移角分别取 1/120～1/140、1/50～1/70。
3.5 承载力退化
试件承载力退化采用承载力退化系数 η来描述，为同级加载下最后一次循环的峰值点荷载与第一次循环的峰值点荷载值之比。试件承载力退化曲线如图14所示。
图14 承载力退化曲线
Fig.14 Strength degradation curves
由图14可知：
1) 试件SPE-1、SPE-2的承载力退化系数基本在0.9以上，表明钢框架内填预制再生混凝土墙结构承载力退化小，有较高安全储备。
2) 试件SPE-1、SPE-2的承载力退化系数接近，退化规律基本相同，说明相同位移角下，结构的承载力退化和损伤程度基本相同，梁柱节点刚度对结构承载力退化影响较小。
3.6 耗能性能
通过计算滞回环所包围的面积来衡量各试件的耗能能力，环体包围面积越大，耗能能力越强。试件耗能曲线如图15所示。
图15 能量耗散
Fig.15 Energy dissipation
由图15可知：
1) 加载初期，由于试件SPE-1开裂荷载较低，墙板出现裂缝较早，试件SPE-1的耗能能力略高于试件SPE-2，随着位移逐渐增大，耗能值趋于相同。
2) 设置预制墙板后，结构主要依靠墙板裂缝处粗骨料摩擦、咬合及钢框架与预制墙板连接处连接件的摩擦、滑移等耗散能量，相比纯框架，相同位移角下的耗能能力提高约2倍～3倍。
4 结论
本文通过对钢框架内填预制再生混凝土墙结构的拟静力试验，可得到以下结论：
(1) 预制再生混凝土墙板能够有效地提高结构的抗侧刚度和承载力，与纯框架相比，极限承载力提高1.44倍，初始刚度提高了3倍；栓焊混接节点的承载力和初始刚度比平齐端板节点提高不足10%。
(2) 建议钢框架内填预制再生混凝土墙结构的屈服、峰值层间位移角限值分别取 1/120～1/140、1/50～1/70。
(3) 试验过程中，框架与预制墙板间的连接件未发生破坏，剪力传递性能良好，但两试件均在预埋件与墙板连接处形成水平贯通裂缝，剪切破坏严重，设计中预埋件的连接构造应引起足够重视。
(4) 由再生粗骨料制作的预制墙板在提高结构抗侧刚度和承载力的同时，具有良好的变形能力，满足抗震设防区结构性能设计要求。墙板与钢框架在现场可实现快速安装，具有安全高效、震后方便修复与更换的优点。
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