周曉潔，程昌惲，杜金鵬，陳 康，陳培奇

（1.天津市土木建筑結(jié)構(gòu)防護(hù)與加固重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300384；2.天津城建大學(xué)土木工程學(xué)院，天津 300384）

引言

歷次震害表明：填充墻對(duì)主體框架結(jié)構(gòu)抗震性能影響顯著；大量試驗(yàn)研究和數(shù)值分析也表明［1－4］：填充墻與主體框架之間的連接方式是影響主體結(jié)構(gòu)抗震性能的主要因素之一。目前，填充墻和主體框架間大多采用剛性連接，即填充墻與頂梁間立磚斜砌擠緊，砂漿填實(shí)；填充墻與框架柱間埋設(shè)水平拉結(jié)筋，且相接處的灰縫飽滿(mǎn)密實(shí)。剛性連接方案施工方便，墻-框連接緊密，保證了填充墻框架結(jié)構(gòu)的整體性，但地震作用下墻-框相互作用明顯，不利于結(jié)構(gòu)抗震性能的發(fā)揮［4］?！痘炷列⌒涂招钠鰤K建筑技術(shù)規(guī)程》（JGJ/T14-2011）［5］提出：墻-框之間可采用脫開(kāi)的連接方式，即柔性連接。已有研究表明：墻-框柔性連接可減弱填充墻與主體框架間的相互作用，進(jìn)而改善結(jié)構(gòu)抗震性能［6－10］。此外，砌體填充墻的構(gòu)造措施對(duì)框架結(jié)構(gòu)抗震性能也有明顯影響，蔣歡軍等［11］進(jìn)行了7榀足尺單層單跨加氣混凝土砌塊填充墻框架結(jié)構(gòu)試驗(yàn)，結(jié)果表明填充墻中使用構(gòu)造柱、水平系梁以及墻體中部設(shè)置豎縫的構(gòu)造措施有利于框架結(jié)構(gòu)抗震性能；唐興榮等［12］建立了4榀不同構(gòu)造措施的加氣混凝土砌塊填充墻框架結(jié)構(gòu)，試驗(yàn)結(jié)果表明：填充墻使用構(gòu)造柱和水平系梁的構(gòu)造措施雖然對(duì)結(jié)構(gòu)的初始剛度和承載力影響不大，但對(duì)結(jié)構(gòu)延性和耗能能力等有顯著提高。

前述工作均圍繞結(jié)構(gòu)平面內(nèi)抗震性能開(kāi)展，然而若墻-框連接不可靠，平面外地震作用下填充墻易出現(xiàn)整體垮塌或整片甩出，即發(fā)生平面外破壞［13－14］，所以對(duì)填充墻框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行平面外抗震性能的研究同樣具有重要的工程意義。20 世紀(jì)以來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者從理論研究、試驗(yàn)分析和數(shù)值模擬等方面開(kāi)展了框架結(jié)構(gòu)填充墻平面外抗震性能研究，并從墻-框連接方式、墻體構(gòu)造或墻體加固等方面研究了改善填充墻平面外受力性能的措施［15－20］。如程云［19］通過(guò)填充墻框架結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，認(rèn)為在柔性連接方式下采用拉結(jié)筋構(gòu)造方式的填充墻平面外抗震性能最好；周云等［20］通過(guò)3片經(jīng)歷平面內(nèi)損傷的阻尼填充墻平面外受力性能試驗(yàn)，認(rèn)為拱承載機(jī)制以及拉結(jié)筋在填充墻平面外抗震性能中起到關(guān)鍵作用。但總體上看：關(guān)于填充墻框架結(jié)構(gòu)平面外抗震性能研究并不深入。

綜上所述，本文提出帶X 形斜撐的砌體填充墻新型構(gòu)造方案，擬通過(guò)墻體構(gòu)造措施及墻-框連接類(lèi)型的優(yōu)化，進(jìn)一步改善填充墻框架結(jié)構(gòu)平面內(nèi)及平面外的整體抗震效果。首先進(jìn)行1 榀空框架和3 榀填充墻框架結(jié)構(gòu)低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，研究墻-框連接方式和帶X 形斜撐的填充墻構(gòu)造措施對(duì)框架結(jié)構(gòu)平面內(nèi)抗震性能的影響；然后進(jìn)行歷經(jīng)平面內(nèi)損傷的框架結(jié)構(gòu)平面外單調(diào)靜力荷載試驗(yàn)，分析不同墻-框連接方式和墻體構(gòu)造下填充墻平面外受力性能和破壞特征。

1 平面內(nèi)水平低周往復(fù)荷載試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

共設(shè)計(jì)制作了4榀砌體填充墻框架結(jié)構(gòu)，填充墻材料為蒸壓加氣混凝土砌塊，試件基本情況見(jiàn)表1。砌塊強(qiáng)度等級(jí)為A3.5，砌塊尺寸為300 mm×150 mm×120 mm（長(zhǎng)×寬×高），砌筑砂漿強(qiáng)度等級(jí)為Mb5?？蚣芰褐捎肅30 級(jí)商品混凝土，縱筋采用HRB335 級(jí)，箍筋采用HPB300 級(jí)，框架柱設(shè)計(jì)軸壓比為0.25。X 形對(duì)角斜撐采用C20 級(jí)混凝土現(xiàn)澆而成，斜撐截面尺寸約為150 mm（同墻厚）×50 mm，配置28 通長(zhǎng)鋼筋，并與預(yù)先植入主框架內(nèi)的拉接筋有效連接。墻-框柔性連接方案中，填充墻與主體框架間設(shè)置預(yù)留縫，縫寬δ需滿(mǎn)足罕遇地震下最大層間位移角要求，本文取30 mm，縫內(nèi)填充泡沫聚苯板?？湛蚣芡庑纬叽缂芭浣钋闆r如圖1所示，其他試件見(jiàn)圖2-3。試件所用材料的實(shí)測(cè)力學(xué)性能見(jiàn)表2-表3。

表2 砌塊、砂漿和混凝土的實(shí)測(cè)強(qiáng)度Table 2 Measured strength of block，motor and concrete

表3 鋼筋實(shí)測(cè)力學(xué)參數(shù)Table 3 Measured mechanics parameters of steel MPA

圖1 框架幾何尺寸及配筋Fig.1 Specimen geometrical size and reinforcement

圖2 試件GF和RF1Fig.2 Specimens GF and RF1

表1 試件基本情況Table 1 Introduction of specimens

如圖3（b）所示，X 形對(duì)角斜撐采用分段施工方法，即首先砌筑下側(cè)墻體，砌筑過(guò)程中通過(guò)切割相應(yīng)位置的砌塊留出斜撐通道，然后鋪設(shè)斜撐縱筋并與主框架伸出的拉結(jié)筋可靠連接，支模并澆筑斜撐混凝土；接著砌筑左側(cè)和右側(cè)墻體，砌筑過(guò)程中通過(guò)切割相應(yīng)位置的砌塊繼續(xù)留出斜撐通道并澆筑斜撐混凝土；最后是上側(cè)墻體的砌筑。

圖3 試件RF2Fig.3 Specimen RF2

1.2 試驗(yàn)裝置及加載制度

試驗(yàn)加載裝置如圖4 所示，加載制度如圖5 所示，各柱的豎向軸力為400 kN。層間位移角δ=Δ/h，Δ表示框架梁截面形心處的水平位移，h為框架凈高（h=1 280 mm）。結(jié)構(gòu)屈服前，各位移幅值循環(huán)一次，結(jié)構(gòu)屈服后循環(huán)三次，水平荷載降至峰值荷載的85%以下時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。

圖4 試驗(yàn)加載裝置Fig.4 Test setup

圖5 加載制度Fig.5 Loading rules

1.3 觀測(cè)內(nèi)容

為研究墻-框不同連接方式對(duì)主體框架結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)的影響，試驗(yàn)過(guò)程中同時(shí)監(jiān)測(cè)沿框架柱高度不同位置處縱筋的應(yīng)變以及框架梁兩端縱筋的應(yīng)變，應(yīng)變片布置情況見(jiàn)圖6。位移計(jì)布置示意如圖7 所示，用以測(cè)量框架梁相對(duì)于底梁的水平位移，梁截面中心線(xiàn)位置為測(cè)量點(diǎn)。

圖6 縱筋應(yīng)變片布置Fig.6 Strain-gauge arrangement of longitudinal reinforcement

圖7 位移計(jì)布置位置圖Fig.7 Displacement sensor layou

1.4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

1.4.1 試件破壞形態(tài)

各試件最終破壞形態(tài)如圖8 所示。對(duì)于試件PF，框架梁柱均屬于典型彎曲破壞；墻-框剛性連接時(shí)，因?yàn)閴?框相互作用，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)中框架柱截面產(chǎn)生附加剪力，使試件GF 中柱的破壞具有剪切破壞特征，屬于彎曲-剪切形破壞，而梁的破壞屬于典型的彎曲破壞；柔性連接方案中（試件RF1和試件RF2），由于墻-框間的預(yù)留縫和填充物的有利影響，墻-框相互作用減小，最終發(fā)生與純框架類(lèi)似的典型彎曲型破壞，且填充墻的破壞程度減輕，因此墻-框柔性連接方案更利于結(jié)構(gòu)的抗震。

圖8 各試件最終破壞形態(tài)Fig.8 Failure mode of specimens

1.4.2 滯回曲線(xiàn)

各試件滯回曲線(xiàn)如圖9 所示。開(kāi)裂前，四個(gè)試件的滯回曲線(xiàn)均基本呈直線(xiàn)變化，耗能水平較低；試件開(kāi)裂后，滯回環(huán)面積增大，曲線(xiàn)形狀為梭形；屈服后，試件PF和GF滯回曲線(xiàn)呈弓形，試件RF1仍以梭形為主，試件RF2 由于墻-框間預(yù)留縫及填充物，以及對(duì)角斜撐對(duì)能量耗散的有利影響，試件在達(dá)到最大承載力前，滯回曲線(xiàn)一直呈現(xiàn)明顯的梭形；試件達(dá)到最大承載力后，四個(gè)試件的滯回環(huán)“捏縮”現(xiàn)象逐漸明顯，但總體來(lái)講，填充墻框架的“捏縮”程度比純框架減輕，柔性連接試件的“捏縮”比剛性連接試件減輕。

圖9 各試件滯回曲線(xiàn)Fig.9 Hysteresis curves of specimens

1.4.3 骨架曲線(xiàn)

各試件骨架曲線(xiàn)如圖10 所示，骨架曲線(xiàn)特征點(diǎn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見(jiàn)表4。開(kāi)裂點(diǎn)指填充墻首次出現(xiàn)貫通裂縫所對(duì)應(yīng)的荷載和變形；屈服點(diǎn)指柱縱筋部分達(dá)到屈服所對(duì)應(yīng)的荷載和位移；峰值點(diǎn)指骨架曲線(xiàn)中最大荷載值及對(duì)應(yīng)位移；破壞點(diǎn)指承載力下降至最大值85%時(shí)的荷載和相應(yīng)變形。

圖10 骨架曲線(xiàn)Fig.10 Skeleton curves of specimens

表4 墻體試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Test result of specimens

由圖10和表4可以看出：

（1）填充墻的加入使試件水平承載力提高，墻-框剛性連接時(shí)提高程度最大。相比于PF，剛性連接試件GF的承載力提高了40.7%，柔性連接試件RF1和RF2分別提高了11.0%和12.3%。

（2）對(duì)于柔性連接試件，由于墻-框間的預(yù)留縫及填充物緩解了填充墻與框架相互頂推效應(yīng)，使其開(kāi)裂位移增大；RF1的開(kāi)裂荷載比試件GF降低，而RF2的開(kāi)裂荷載比試件GF提高15.6%，說(shuō)明了X形斜撐構(gòu)造措施對(duì)框架結(jié)構(gòu)水平承載力的有利作用。

（3）由于墻-框相互作用導(dǎo)致框架柱截面產(chǎn)生附加內(nèi)力，所以填充墻框架的屈服位移低于空框架PF；而柔性連接試件RF1和RF2屈服位移則大于剛性連接試件GF，說(shuō)明柔性連接減緩了結(jié)構(gòu)損傷。

（4）填充墻、墻-框預(yù)留縫及填充物，以及X形混凝土斜撐均有利于結(jié)構(gòu)耗能及結(jié)構(gòu)延性，因此空框架PF的位移延性系數(shù)最低，其次是剛性連接試件GF，柔性連接試件RF1和RF2的位移延性系數(shù)提高。

1.4.4 剛度退化曲線(xiàn)

各試件剛度退化曲線(xiàn)見(jiàn)圖11，可以看出：試件GF初始剛度最大，其次依次為試件RF2、試件RF1 和試件PF，說(shuō)明墻-框剛性連接，以及填充墻特別是帶X 形斜撐構(gòu)造措施的填充墻能夠增強(qiáng)試件的初始剛度。在持續(xù)增加往復(fù)荷載的過(guò)程中，試件剛度逐漸減小，最后趨于一致。

圖11 剛度退化曲線(xiàn)Fig.11 Curves of stiffness degradation

1.4.5 鋼筋應(yīng)變分析

圖12 表示的是試驗(yàn)中所有試件分別正向加載（推）過(guò)程中，左柱右側(cè)縱筋的應(yīng)變情況。

圖12 左柱縱筋應(yīng)變變化趨勢(shì)圖Fig.12 Strain in the longitudinal bars of left column

可以看出：

（1）試件GF 和RF1沿框架柱高度方向的縱筋應(yīng)變近似于線(xiàn)性變化，且兩個(gè)試件柱縱筋應(yīng)變的發(fā)展規(guī)律類(lèi)似，說(shuō)明墻-框間的連接方式對(duì)框架主體受力的影響不大。

（2）由于填充墻內(nèi)布置對(duì)角斜撐，墻-框間剛度效應(yīng)和約束效應(yīng)增大，試件RF2縱筋應(yīng)變分布規(guī)律不同于試件GF 和RF1，且縱筋應(yīng)變值較大，試件水平承載力提高。

1.4.6 耗能能力

各試件在不同位移角幅值下的累積耗能見(jiàn)圖13，由圖13可知：

圖13 各試件累積耗能-位移曲線(xiàn)Fig.13 Relation between cumulative energy consumption and displacement of each specimen

（1）各試件的累積耗能隨位移增大而增大；空框架的耗能能力最低，填充墻框架的耗能能力提高。

（2）四個(gè)試件對(duì)比，剛性連接試件GF 在相同受力階段時(shí)的累積耗能最大，但當(dāng)位移幅值達(dá)到51.2mm（位移角為1/25）時(shí)，試件GF 試驗(yàn)終止，而試件RF1 和RF2 仍具有耗能能力，因此柔性連接試件的耗能總量超過(guò)剛性連接試件。

（3）柔性連接試件中，試件RF2 的耗能總量明顯高于試件RF1，說(shuō)明X 形對(duì)角斜撐在結(jié)構(gòu)耗能中發(fā)揮了重要作用。

2 歷經(jīng)平面內(nèi)損傷的填充墻框架結(jié)構(gòu)平面外單調(diào)加載試驗(yàn)

平面內(nèi)擬靜力試驗(yàn)后，重新粉刷墻體以掩蓋表面裂縫，隨后進(jìn)行歷經(jīng)平面內(nèi)損傷的平面外單調(diào)加載試驗(yàn)。

2.1 試驗(yàn)裝置及加載制度

采用平面外“四點(diǎn)加載”的試驗(yàn)加載方案［20］，圖14 為該試驗(yàn)的加載裝置示意圖。加載分為兩個(gè)階段，首先以荷載控制加載，墻體出現(xiàn)首條裂縫時(shí)再以位移控制加載，每級(jí)控制位移為0.5 mm，直至試件荷載下降到峰值荷載的85%以下時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。

圖14 試驗(yàn)加載裝置Fig.14 Test setup

2.2 觀測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)過(guò)程中，每一級(jí)加載均需觀察和記錄填充墻裂縫出現(xiàn)的位置和發(fā)展過(guò)程；試件平面外的位移，由沿填充墻高度方向布置的位移計(jì)測(cè)量獲取，圖15中的各點(diǎn)即為位移計(jì)布置測(cè)點(diǎn)。

圖15 位移測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.15 Displacement point schematic

2.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.3.1 試件破壞形態(tài)

試件最終破壞形態(tài)及墻體裂縫分布示意見(jiàn)圖16。

由圖16可以看出：（1）各試件在平面外荷載作用下，墻體裂縫開(kāi)展大致具有相同的特點(diǎn)，即裂縫均集中于墻體中部，并分別向四角斜向延伸。（2）與剛性連接試件相比，柔性連接試件中主體框架對(duì)填充墻的約束效應(yīng)減小，其填充墻平面外破損情況更明顯。試件GF的最大裂縫寬度為5 mm，試件RF1和RF2的最大裂縫寬度分別為9 mm 和10 mm。（3）達(dá)到峰值承載力前，試件RF2 的墻體階梯形裂縫逐漸形成和發(fā)展，并最終在多處貫穿斜撐，體現(xiàn)了斜撐對(duì)墻體平面外承載力的有效貢獻(xiàn)。

圖16 各試件最終破壞形態(tài)和裂縫分布示意圖Fig.16 Ultimate failure mode and crack distribution of specimens

2.3.2 平面外荷載-位移曲線(xiàn)

各試件試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表5，平面外荷載-位移曲線(xiàn)見(jiàn)圖17。

圖17 試件在平面外荷載作用下的荷載-位移曲線(xiàn)Fig.17 Load-displacement curves of specimens under out-of-plane loading

表5 試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Test result of specimens

由圖17和表4可知：

（1）試件GF 的平面外峰值荷載最大，試件RF2 次之，試件RF1 最小，說(shuō)明墻-框剛性連接有利于形成拱承載力機(jī)制［15］，提高填充墻平面外水平承載力；由于預(yù)留縫及填充物的影響，試件RF1 拱承載機(jī)制不明顯，其平面外承載力主要由墻-框拉結(jié)筋提供；試件RF2的平面外承載力主要由斜撐提供，其值比試件RF1提高159.4%，由于前期試驗(yàn)中斜撐與主體框架的連接部位已有損傷，因此斜撐對(duì)墻體平面外承載力的貢獻(xiàn)應(yīng)未充分體現(xiàn)。

（2）柔性連接試件的峰值荷載位移和破壞荷載位移均明顯大于剛性連接方案。相比試件GF，試件RF1的峰值荷載位移提高了282.6%，試件RF2 提高了352.2%；試件RF1 的破壞荷載位移提高了302.9%，試件RF2 提高了330.2%，說(shuō)明柔性連接減弱了框架對(duì)填充墻的剛度效應(yīng)和約束效應(yīng)，提高了填充墻平面外變形能力。另外，相比于試件RF1，試件RF2的峰值荷載位移提高了18.2%，破壞荷載位移提高了6.8%，說(shuō)明填充墻的X形對(duì)角斜撐構(gòu)造措施有利于填充墻平面外變形能力。

（3）柔性連接試件的延性明顯優(yōu)于剛性連接試件。相比試件GF，試件RF1 的位移延性提高了302.2%，試件RF2提高了329.7%。另外，相比于試件RF1，試件RF2 的位移延性提高了6.9%，說(shuō)明填充墻的X形對(duì)角斜撐構(gòu)造措施有利于試件平而外位移延性的改善。

2.3.3 平面外剛度退化曲線(xiàn)

各試件剛度退化曲線(xiàn)見(jiàn)圖18，可以看出：試件GF初始剛度最大，其次依次為試件RF2 和試件RF1，說(shuō)明墻-框剛性連接，以及帶X 形斜撐構(gòu)造措施的填充墻對(duì)平面外初始剛度的有利作用。隨平面外位移的施加，各試件剛度下降，其中試件GF 的剛度下降最快，且處于持續(xù)下降中，而柔性連接試件的剛度在加載初期呈快速退化趨勢(shì)，此后退化速度逐漸降低，有助于結(jié)構(gòu)的抗震性能。

圖18 試件平面外剛度退化曲線(xiàn)Fig.18 External stiffness degradation curve of the test piece plane

3 結(jié)論

本文進(jìn)行了填充墻框架結(jié)構(gòu)平面內(nèi)水平低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，以及歷經(jīng)平面內(nèi)損傷的平面外單調(diào)靜力荷載試驗(yàn)，進(jìn)行了不同墻-框連接方案及不同墻體構(gòu)造措施的填充墻框架結(jié)構(gòu)抗震性能分析，主要結(jié)論如下：

（1）相比于空框架，無(wú)論墻-框剛性連接還是柔性連接，填充墻的加入均能提高框架結(jié)構(gòu)的平面內(nèi)水平承載力和初始剛度，且剛性連接方案的提高效果更明顯；但剛性連接方案在其他抗震性能指標(biāo)如剛度退化、位移延性和耗能能力等方面均低于柔性連接試件。

（2）平面外荷載作用下，墻-框剛性連接框架結(jié)構(gòu)填充墻的水平承載力和初始剛度均高于柔性連接結(jié)構(gòu)，但達(dá)到峰值荷載后，其承載力的退化也很迅速，同時(shí)填充墻平面外剛度一直處于快速退化中，不利于抗震。而柔性連接框架結(jié)構(gòu)填充墻的平面外變形能力更強(qiáng)，位移延性更大。

（3）填充墻中設(shè)置的X 形斜撐起到墻體骨架的作用，顯著提升了柔性連接框架結(jié)構(gòu)墻充墻的平面外水平承載力和位移延性，增強(qiáng)了平面外抗倒塌能力。因此經(jīng)綜合分析，填充墻帶X 型對(duì)角斜撐且墻-框柔性連接的填充墻框架更有利于結(jié)構(gòu)抗震。