薛建陽，高 亮，戚亮杰

(1．西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2．四川省建筑科學(xué)研究院，四川 成都 610081)

框架-填充墻結(jié)構(gòu)是目前我國應(yīng)用最為廣泛的結(jié)構(gòu)形式之一．在結(jié)構(gòu)計(jì)算中，通常認(rèn)為填充墻為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件，對(duì)結(jié)構(gòu)體系的貢獻(xiàn)相對(duì)較小．實(shí)際工程中僅通過對(duì)純框架部分的基本周期進(jìn)行折減來考慮填充墻對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的影響．但近年來的實(shí)際震害情況及科研成果[1-3]顯示，填充墻在地震中先于主體框架結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重?fù)p壞，對(duì)建筑的主要使用功能已造成較大影響．國內(nèi)如四川汶川、玉樹等地接連發(fā)生的強(qiáng)震，造成了城鎮(zhèn)建筑中大量框架-填充墻結(jié)構(gòu)的破壞甚至倒塌，再次說明考慮填充墻與框架的相互作用是十分必要的．

近年來我國倡導(dǎo)節(jié)能減排，落實(shí)低碳經(jīng)濟(jì)，發(fā)展綠色建筑，這使得結(jié)構(gòu)領(lǐng)域?qū)υ偕炷两Y(jié)構(gòu)的研究越發(fā)重視．目前國內(nèi)外對(duì)再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻結(jié)構(gòu)的研究尚處于起步階段[4]，且大多數(shù)研究只針對(duì)再生混凝土純框架結(jié)構(gòu)[5-7]，而忽略填充墻對(duì)框架主體結(jié)構(gòu)的影響．同時(shí)，為了提高整體結(jié)構(gòu)的抗震性能，在再生混凝土結(jié)構(gòu)中加入型鋼構(gòu)件形成型鋼再生混凝土結(jié)構(gòu)[8]，有效地推動(dòng)了再生混凝土結(jié)構(gòu)在高烈度抗震設(shè)防區(qū)應(yīng)用及發(fā)展．

通過4榀1：2.5比例單層單跨的型鋼再生混凝土框架-再生混凝土空心砌塊填充墻試件的低周反復(fù)加載試驗(yàn)[9]，主要研究填充墻布置形式及墻體寬高比對(duì)該類結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，為其工程設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供參考．

1 試件設(shè)計(jì)及制作

本次試驗(yàn)的各試件梁、柱截面尺寸分別為 240 mm×150 mm和240 mm×180 mm，層高1 440 mm，跨度2 280 mm，試件具體幾何尺寸如圖1所示．試件 BF設(shè)計(jì)為純框架，作為對(duì)比試件；試件 MWF為墻體全高填砌框架；試件HWF為墻體半高填砌框架；試件 LWF為寬高比 2.2的墻體全高填砌框架．具體的設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示．

圖1 試件幾何尺寸Fig.1 Geometries of the specimen

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameter

圖2 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造Fig.2 Details of joints

本次試驗(yàn)采用的再生混凝土由 100%再生骨料配制，混凝土配合比及鋼材力學(xué)性能見文獻(xiàn)[10]．再生混凝土立方體試塊的抗壓強(qiáng)度平均值為 52.02 MPa，砌塊的設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為MU5.0，實(shí)測(cè)其抗壓強(qiáng)度為5.62 MPa，抗拉強(qiáng)度為2.7 MPa，砌筑砂漿立方體抗壓強(qiáng)度平均值為10.11 MPa．全高填充墻拉筋間距為 400 mm，半高填充墻拉筋間距為 200 mm，再生混凝土空心砌塊細(xì)部構(gòu)造示于圖3中．

圖3 空心砌塊幾何尺寸Fig.3 Geometry of hollow block

試驗(yàn)加載方案及測(cè)點(diǎn)布置情況詳見文獻(xiàn)[9]．

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程及形態(tài)

各試件最終破壞形態(tài)如圖4所示．

(1) 空框架試件BF在水平力作用下，框架梁端逐漸形成受彎主裂縫，而柱底出現(xiàn)少許橫向裂縫．最后，梁端混凝土鼓起且大量剝落，拉筋外露，表現(xiàn)出明顯的梁鉸破壞機(jī)制．

(2) 半高墻體試件 HWF由于墻體頂面與框架梁底不接觸，填充墻的存在對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)的變形限制相對(duì)較小，梁端混凝土破壞現(xiàn)象較為嚴(yán)重．而全高墻體試件MWF表現(xiàn)出較好的填充墻與框架協(xié)同工作特性，在水平力作用下，墻體沿對(duì)角線方向開裂明顯，灰縫出現(xiàn)錯(cuò)動(dòng)滑移現(xiàn)象；隨著加載的進(jìn)行，墻體局部砌塊壓碎脫落并退出工作，框架結(jié)構(gòu)損傷較?。f明在水平力作用下填充墻充當(dāng)抗震設(shè)防第一道防線，起到了保護(hù)梁柱框架的作用．

圖4 試件破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of specimens

(3) 不同寬高比填充墻對(duì)于整體結(jié)構(gòu)抗震性能有一定的影響．對(duì)于試件LWF，墻體角部砌塊間的灰縫裂縫最先貫通，形成階梯形開裂狀；隨著加載的繼續(xù)，砌塊上及梁端區(qū)域斜裂縫增多，框架與墻體逐漸脫開，墻體兩端砌塊脫落嚴(yán)重，拉筋壓曲，墻體透光．

2.2 承載力及變形

表2所示為試件在各特征點(diǎn)處的荷載、層間位移角以及位移延性系數(shù)等特征參數(shù)[9]．其中，Pc、Py、Pm、Pu分別為結(jié)構(gòu)的開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載，Δc、Δy、Δm、Δu為與各特征點(diǎn)荷載相對(duì)應(yīng)的位移值，θc、θy、θm、θu為與其相對(duì)應(yīng)的層間位移角，μ為位移延性系數(shù)，取μ=Δu/Δy．圖5給出了不同填充墻布置形式對(duì)該結(jié)構(gòu)承載力及位移延性系數(shù)的影響．分析表2和圖5可以看出：

(1) 填充墻構(gòu)件提高了框架-填充墻結(jié)構(gòu)的水平承載力，提高程度與填充墻布置形式及寬高比相關(guān)．全高填充墻框架MWF的峰值荷載是空框架BF的1.67倍，填充墻半高填砌框架HWF的峰值荷載是空框架BF的1.16倍，填充墻寬高比為2.2的試件LWF，其峰值荷載是空框架BF的1.76倍．且在各加載階段，帶填充墻試件的承載力均高于空框架．試件的荷載-位移骨架曲線示于圖6中．

(2) 當(dāng)加載至開裂荷載時(shí)，試件BF的正、負(fù)向?qū)娱g位移角均值為1/659，試件MWF為1/2804，試件HWF為1/1185，試件LWF為1/3618，可見試件開裂時(shí)的層間位移角隨墻體開洞率的增大(試件HWF和 BF)而增大，隨墻體寬高比的增大(試件LWF)而減??；屈服荷載時(shí)，空框架試件BF對(duì)應(yīng)的正、負(fù)向?qū)娱g位移角均值為 1/140，全高填充墻試件MWF為1/588，試件HWF為1/125，試件LWF為1/319，其中填充墻半高填砌框架HWF的屈服層間位移角略大于空框架 BF，表明隨加載的繼續(xù)，半高填砌的墻體對(duì)框架的約束作用減弱較快，但其在一定程度上仍然能夠分擔(dān)一部分水平地震作用．峰值荷載時(shí)試件BF對(duì)應(yīng)的正、負(fù)向?qū)娱g位移角均值為1/54，試件MWF為1/232，試件HWF為1/40，試件LWF為1/117．加載至破壞荷載時(shí)，試件BF對(duì)應(yīng)的正、負(fù)向?qū)娱g位移角均值為1/21，試件MWF為1/90，試件HWF為1/22，試件LWF為1/83，其中空框架與半高填充墻框架的破壞層間位移角均大于抗震規(guī)范中框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角1/50的限值，全高填充墻框架的破壞層間位移角均大于規(guī)范中框架-剪力墻結(jié)構(gòu)1/100的限值，表明該種結(jié)構(gòu)具有較強(qiáng)的變形及抗倒塌能力．

(3) 空框架 BF在水平荷載下形成梁鉸破壞機(jī)制，其承載力下降較為平緩，正、負(fù)向位移延性系數(shù)均值為 6.75，延性較好；全高填充墻框架結(jié)構(gòu)MWF由于填充墻較早破壞，屈服位移較小，由于填充墻的存在，極限承載力較高，延性系數(shù)均值為6.6；半高填充墻框架HWF的初始剛度略大于空框架BF結(jié)構(gòu)，正、負(fù)向位移延性系數(shù)均值為5.6；填充墻寬高比為2.2的試件LWF在加載后期由于墻體破壞嚴(yán)重，逐漸退出工作，承載力發(fā)生陡降現(xiàn)象，位移延性系數(shù)相對(duì)較小，為3.85．

表2 試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Test results of characteristic points

圖5 不同填充墻布置及墻體寬高比對(duì)試件承載力及位移延性的影響Fig.5 The influence of different infilled walls and height-width ratio on loading capacity and displacement ductility

圖6 試件骨架曲線Fig.6 Skeleton curves of specimens

2.3 耗能能力

表3所示為實(shí)測(cè)的各試件在不同特征點(diǎn)處的等效黏滯阻尼系數(shù)，圖 7給出了各試件與空框架 BF耗能的比值關(guān)系曲線．加載前期，全高填充墻框架結(jié)構(gòu)的等效粘滯阻尼系數(shù)較大，試件MWF和試件LWF在屈服點(diǎn)處的等效黏滯阻尼系數(shù)分別為空框架BF的1.94倍和2.02倍；隨著加載的持續(xù)，結(jié)構(gòu)變形逐漸增大，墻體破壞愈加嚴(yán)重并退出工作，之后水平荷載主要由框架承擔(dān)，框架成為滯回耗能的主體，在峰值點(diǎn)附近，各個(gè)試件的等效粘滯阻尼系數(shù)差別不大．此時(shí)空框架和半高填充墻框架的梁端塑性鉸的塑性發(fā)展更為充分，耗能能力明顯高于全高布置的填充墻框架結(jié)構(gòu)．在破壞點(diǎn)時(shí)填充墻全高填砌試件MWF和LWF的等效黏滯阻尼系數(shù)分別為空框架BF的0.40倍和0.41倍．在試件屈服之后，全高填充墻框架的等效黏滯阻尼系數(shù)比空框架和半高填充墻框架小，且隨著加載的繼續(xù)，等效黏滯阻尼系數(shù)的增長(zhǎng)更為緩慢．說明寬高比處于1.7～2.2之間的框架結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)耗能受寬高比的影響不大．

圖7 耗能比曲線Fig.7 Curves of energy dissipation ratio

表3 等效黏滯阻尼系數(shù)Tab.3 Equivalent viscous damping coefficients

2.4 剛度退化

圖8所示為各試件的剛度退化曲線．

圖8 剛度退化曲線Fig.8 Curves of stiffness degradation

可以看出，所有試件在加載初期剛度退化速率較快，隨后剛度退化逐漸變緩，表現(xiàn)出由快到慢的趨勢(shì)．同時(shí)，全高填充墻結(jié)構(gòu)的初始剛度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于空框架和半高填充墻結(jié)構(gòu)的初始剛度，試件BF和HWF的正、負(fù)向初始剛度均值分別為41.6 kN·mm-1和101.2 kN·mm-1，而全高填充墻試件MWF為523.4 kN·mm-1，LWF 為 1 455.8 kN·mm-1，表明當(dāng)其他參數(shù)不變時(shí)，填充墻全高布置的試件 MWF，其初始剛度是空框架BF的12.6倍；填充墻寬高比為2.2的試件LWF，其初始剛度是空框架BF的35倍，說明填充墻布置及墻體寬高比對(duì)結(jié)構(gòu)剛度的影響很大．填充墻框架試件的剛度退化速率均高于空框架，且墻體寬高比越大，其剛度退化速率越快，全高填充墻框架的剛度退化速率大于半高填充墻框架．另外，各試件在加載后期的割線剛度相近，表明加載后期墻體部分已基本退出工作，主要由型鋼再生混凝土框架承擔(dān)水平荷載．

3 結(jié)論

(1) 填充墻的存在提高了框架結(jié)構(gòu)的承載力及抗側(cè)剛度，墻體全高填砌的框架 MWF，其峰值荷載和初始剛度分別是空框架 BF的 1.67倍和 12.6倍，墻體半高填砌的框架 HWF，其峰值荷載和初始剛度分別是空框架BF的1.16倍和2.4倍，墻體寬高比為2.2的框架LWF，其峰值荷載和初始剛度分別是空框架BF的1.76倍和35倍．

(2) 隨著荷載的增大，再生混凝土空心砌體填充墻逐漸開裂，型鋼再生混凝土框架的塑性變形不斷發(fā)展，剛度退化顯著．

(3) 再生砌塊填充墻框架的位移延性與填充墻布置及墻體寬高比有關(guān)，與空框架BF相比，墻體全高填砌的框架MWF和半高填砌的框架HWF，其位移延性略有降低，墻體寬高比為2.2的框架LWF，其位移延性降低明顯．

(4) 空框架BF與墻體半高填砌的框架HWF，結(jié)構(gòu)破壞時(shí)的層間位移角均接近1/20，明顯大于墻體全高填砌框架MWF的1/90和LWF的1/83．

(5) 填充墻布置形式對(duì)結(jié)構(gòu)的耗能性能有一定影響．與空框架相比，墻體全高填砌框架的耗能在加載的后期降低；而墻體寬高比對(duì)結(jié)構(gòu)耗能的影響不大．

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