張宇康,孔璟常,趙偉通,曲淑英

(煙臺(tái)大學(xué)土木工程學(xué)院,山東 煙臺(tái) 264005)

填充墻RC框架結(jié)構(gòu)由于平面布置靈活、施工簡(jiǎn)捷、造價(jià)低廉等優(yōu)勢(shì)[1],在國(guó)內(nèi)外被廣泛應(yīng)用。研究表明,填充墻的存在改變了整體結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度及承載力[2-3],對(duì)框架造成不理想的剪切破壞,填充墻平面外的倒塌更是關(guān)乎著人民的生命和財(cái)產(chǎn)安全。因此確保填充墻的穩(wěn)定性有利于減小地震災(zāi)害中的損失。

國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)填充墻RC框架結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了大量研究。李旭東[4]對(duì)填充墻RC框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn),通過分析結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)、承載力、骨架曲線等性能,得出填充墻與框架之間相互作用機(jī)制。謝賢鑫等[5]為了研究填充墻的地震易損性,對(duì)不同類型砌塊的填充墻RC框架進(jìn)行面內(nèi)往復(fù)加載試驗(yàn),并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果給出了填充墻最大裂縫寬度和層間位移角之間的關(guān)系。廖橋等[6]為研究墻板與頁(yè)巖空心磚砌體填充墻RC框架結(jié)構(gòu)抗震性能差異,對(duì)3榀框架進(jìn)行了水平方向往復(fù)加載試驗(yàn),研究表明輕質(zhì)墻板與框架協(xié)同工作的能力更強(qiáng)。ANGEL等[7]通過對(duì)填充墻RC框架結(jié)構(gòu)平面內(nèi)外耦合性能進(jìn)行試驗(yàn)分析研究,結(jié)果顯示填充墻經(jīng)平面內(nèi)損傷后對(duì)其平面外承載力有較大影響,并給出了填充墻平面外承載力計(jì)算公式。AL-CHAAR等[8]對(duì)開洞填充墻RC框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究分析,分析得到結(jié)構(gòu)的跨數(shù)會(huì)影響結(jié)構(gòu)剛度和承載力。KAKALETSIS等[9]通過試驗(yàn)研究了8個(gè)單層單跨空心砌塊填充墻RC框架結(jié)構(gòu),結(jié)果顯示開洞大小和位置會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的剛度產(chǎn)生影響。對(duì)于填充墻RC框架結(jié)構(gòu)的有限元模擬研究,孔璟常[10]、王曉虎[11]分別對(duì)填充墻單純的平面內(nèi)和平面外進(jìn)行了有限元的模擬,分析了在不同的參數(shù)下填充墻對(duì)RC框架結(jié)構(gòu)的影響以及填充墻自身的抗震性能。孟凡波[12]利用有限元軟件對(duì)阻尼填充墻框架在單向水平荷載作用下進(jìn)行了時(shí)程分析,結(jié)果表明阻尼層的存在有效地阻止填充墻裂縫的形成和擴(kuò)散,并且降低了整體的剛度,減小了相對(duì)的地震反應(yīng)。對(duì)于填充墻RC框架結(jié)構(gòu)平面內(nèi)外組合加載的有限元模擬研究較少。

設(shè)置構(gòu)造柱有助于提高填充墻平面內(nèi)外的抗震性能,為了研究構(gòu)造柱和芯柱對(duì)墻體抗震性能的影響,翟希梅等[13]對(duì)砌體墻片進(jìn)行了大量的試驗(yàn)并進(jìn)行數(shù)據(jù)分析,結(jié)果顯示在兩端設(shè)置構(gòu)造柱的墻片抗震性能優(yōu)于兩端設(shè)置芯柱的墻片,建議采用芯柱與構(gòu)造柱相結(jié)合的方案。閆維明等[14]對(duì)設(shè)置構(gòu)造柱的砌塊墻體試件進(jìn)行了地震反復(fù)荷載試驗(yàn),結(jié)果表明混凝土空心砌塊墻體能有效地被構(gòu)造柱約束,改變墻體的破壞模式和倒塌機(jī)制。周洋等[15]對(duì)3組縮尺墻片進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)結(jié)果表明在兩端設(shè)置構(gòu)造柱可以限制墻體裂縫的發(fā)展,在中間設(shè)置構(gòu)造柱可以明顯提高其承載力和側(cè)向剛度。翟希梅等[16]對(duì)受平面外豎向偏心荷載的砌塊墻體進(jìn)行了數(shù)值模擬分析,總結(jié)了各參數(shù)對(duì)承載力影響規(guī)律。填充墻在地震中的破壞造成大量人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失[1],提高填充墻的抗震性能至關(guān)重要,墻內(nèi)設(shè)置構(gòu)造柱將有利于提高填充墻的地震安全性。

本文基于ABAQUS非線性有限元分析平臺(tái)對(duì)設(shè)置構(gòu)造柱填充墻RC框架進(jìn)行了分離式建模,通過已有試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證有限元模型的適用性。研究了帶構(gòu)造柱填充墻在不同高寬比的條件下,平面內(nèi)損傷對(duì)其平面外受力性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

美國(guó)伊利諾伊大學(xué)ANGEL[7]通過擬靜力試驗(yàn)對(duì)砌體填充墻在強(qiáng)震作用下的抗震性能以及填充墻-框架在地震中的相互作用機(jī)理進(jìn)行了研究,主要研究了砌體填充墻在平面內(nèi)損傷情況下對(duì)平面外抗震性能的影響。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑樽愠吣Ｐ?試件由單層單跨鋼筋混凝土框架和砌體填充墻組成,以不同高厚比、砌塊類型、砂漿類型等參數(shù)設(shè)計(jì)了8組試驗(yàn)。在平行于填充墻方向施加平面內(nèi)荷載,并用氣囊對(duì)填充墻施加單調(diào)增加的平面外荷載。利用試驗(yàn)2a和2b的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)本文有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證,試驗(yàn)2a和2b測(cè)試順序?yàn)橄冗M(jìn)行平面內(nèi)加載,后對(duì)填充墻平面外加載。試驗(yàn)中RC框架結(jié)構(gòu)根據(jù)相關(guān)規(guī)范ACI-318[17]設(shè)計(jì),試驗(yàn)每榀框架的截面尺寸和配筋設(shè)計(jì)均相同,文獻(xiàn)給出了詳細(xì)的RC框架尺寸與配筋信息,如圖1。試驗(yàn)2a和2b中的混凝土、砌塊與鋼筋的材料性能參數(shù)如表1和表2。

表1 混凝土力學(xué)性能

表2 鋼筋力學(xué)性能

圖1 框架尺寸及配筋(mm)

2 有限元模型建立及驗(yàn)證

2.1 分離式有限元模擬方法

基于ABAQUS/Standard模塊對(duì)填充墻RC框架結(jié)構(gòu)各部件進(jìn)行建模組裝,分別對(duì)框架梁、柱、鋼筋以及砌塊等選擇合適的單元類型,相應(yīng)地定義各部件材料屬性,利用接觸對(duì)來模擬砂漿的力學(xué)性能。

2.1.1 RC框架有限元模擬 分別對(duì)鋼筋和混凝土各構(gòu)件進(jìn)行建模,鋼筋和混凝土之間采用單元嵌入處理方法模擬二者之間的黏結(jié)滑移。本文中混凝土的單元類型選用C3D8R,材料屬性選用塑性損傷模型?；炷敛牧媳緲?gòu)采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范GB50010—2010》中材料本構(gòu)關(guān)系,應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖2和圖3。

圖2 混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線

圖3 混凝土受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線

模型中鋼筋采用三維線性桿系單元(T3D2)模擬,受力時(shí)鋼筋作為細(xì)長(zhǎng)型材料可以忽略橫向的剪切作用。鋼筋的本構(gòu)關(guān)系選用理想的彈塑性雙直線模型,其關(guān)系式如式(1):

(1)

式中,Es為鋼筋的彈性模量,εy為鋼筋的屈服應(yīng)變,εy=fy/Es。

2.1.2 砌體填充墻有限元模擬 砌體是由砌塊和砂漿組成的復(fù)合材料,根據(jù)研究顯示[11],建模方法一般分為3種形式(圖4),整體式建模把填充墻整體視為一種均質(zhì)連續(xù)體材料,與實(shí)際填充墻破壞模式相比,這種建模方法模擬的破壞模式效果較差,適用于大型結(jié)構(gòu)多層多跨的模擬。分離式建模將砂漿與砌塊看作一種組合砌塊,即將砌塊四周砂漿的一半與砌體當(dāng)作一個(gè)整體。在有限元模擬中用接觸對(duì)模擬砂漿的力學(xué)性能,該建模方法能夠模擬填充墻失效模式。精細(xì)化建模分別對(duì)砌塊和砂漿層進(jìn)行模擬,考慮二者的相互作用,也可以考慮更多的相關(guān)影響因素,是最為精確的模擬方法,但建模復(fù)雜且模型計(jì)算量大。本文采用分離式建模方法,可以較好地考慮填充墻平面內(nèi)外力學(xué)性能的耦合關(guān)系。填充墻與構(gòu)造柱之間的界面相互作用采用基于面的黏性接觸行為的模擬方式。

圖4 3種建模方法

砌體填充墻材料的本構(gòu)采用文獻(xiàn)[7]中ANGEL提出的本構(gòu)關(guān)系公式,其表達(dá)式如下:

750fmε,

(2)

式中,εcr為砌體的壓潰應(yīng)變,fm為砌體的抗壓強(qiáng)度。劉桂秋[18]基于大量的試驗(yàn)研究提出了砌體的壓潰應(yīng)變與峰值強(qiáng)度下對(duì)應(yīng)的應(yīng)變之間的關(guān)系式為εcr=1.6εmax,本文取εmax=0.003,εmax為峰值強(qiáng)度下對(duì)應(yīng)的壓應(yīng)變。

2.1.3 分析步與網(wǎng)格劃分 按照文獻(xiàn)[7]中試驗(yàn)的加載方式,有限元模型分為4個(gè)分析步進(jìn)行逐步加載。第一個(gè)分析步是對(duì)有限元模型施加自重,并在后續(xù)分析步中維持不變;第二個(gè)分析步是對(duì)RC框架柱端施加豎向荷載,豎向均布荷載大小為241.15 kPa,并在后續(xù)分析步中維持不變;第三個(gè)分析步是對(duì)框架梁端進(jìn)行平面內(nèi)加載,按照位移控制,單調(diào)加載至相應(yīng)的層間位移角,并卸載到平面內(nèi)荷載為零;第四個(gè)分析步是對(duì)砌體填充墻進(jìn)行平面外的均布加載來模擬試驗(yàn)中的氣囊加載,直至填充墻平面外失效。

網(wǎng)格劃分的大小決定著計(jì)算的精度,網(wǎng)格的密度越大,分析的數(shù)值也會(huì)趨于唯一值,但是計(jì)算強(qiáng)度也會(huì)增加。因此,選擇合適的網(wǎng)格密度至關(guān)重要。在本文的模型中(圖5),由于基礎(chǔ)梁不參與上部結(jié)構(gòu)抗震,所以對(duì)其網(wǎng)格劃分比較粗略,選用0.2 m的單元,而混凝土梁和柱為主要抗震構(gòu)件,網(wǎng)格劃分尺寸選用0.1 m的單元,鋼筋和填充墻選用0.05 m的單元。

圖5 模型網(wǎng)格劃分

2.2 有限元模型驗(yàn)證

利用文獻(xiàn)[7]中試驗(yàn)2a和2b的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)本文有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證。根據(jù)文獻(xiàn)中給出的相關(guān)信息對(duì)有限元模型進(jìn)行建模并對(duì)其結(jié)果進(jìn)行分析。有限元模擬的破壞模式與試驗(yàn)的破壞模式對(duì)比如圖6。圖6(a)為試驗(yàn)的破壞模式,可以看出框架的裂縫主要分布在柱子與梁端部,填充墻裂縫主要為X型裂縫。圖6(b)為有限元模擬的破壞模式,填充墻由于受到平面外均布荷載的作用產(chǎn)生階梯型的裂縫,直到中間砌塊被推出而失效。與試驗(yàn)的破壞模式相比,模擬的破壞模式與試驗(yàn)的破壞模式基本吻合。

圖6 試驗(yàn)與數(shù)值模擬破壞模式

將有限元分析和試驗(yàn)結(jié)果的荷載-位移曲線進(jìn)行比較。圖7(a)為填充墻平面內(nèi)荷載位移曲線,可以看出試驗(yàn)的初始剛度略大于模擬的分析結(jié)果,試驗(yàn)中填充板砂漿接縫處出現(xiàn)脆性斷裂,導(dǎo)致填充墻的抗剪剛度急劇降低,所以在曲線中出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折。在有限元分析中,砌體單元間的粘結(jié)應(yīng)力隨著荷載的增大而逐漸減小, 從而得到了光滑的載荷位移曲線。2條曲線在總體趨勢(shì)方面取得了很好的一致。圖7(b)給出了填充墻平面外荷載-位移曲線,結(jié)果顯示初始剛度和極限荷載與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,而分析得到的屈服剛度略大于試驗(yàn)結(jié)果,最終兩者分析的結(jié)果相差不大。

圖7 平面內(nèi)和平面外荷載-位移曲線

3 填充墻平面內(nèi)損傷對(duì)平面外抗震性能影響

3.1 有限元模型的荷載組合

基于試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型,對(duì)不同高寬比的填充墻進(jìn)行建模,每個(gè)模型對(duì)應(yīng)的平面內(nèi)最大荷載如表3。大寫字母“B”代表高寬比為0.67的模型,“S”代表高寬比為0.5的模型,小寫字母“c”代表設(shè)置構(gòu)造柱的模型,阿拉伯?dāng)?shù)字“1”“2”“3”分別對(duì)應(yīng)平面內(nèi)層間位移角“0%”“0.3%”“0.7%”。在填充墻高寬比相同的情況下對(duì)6個(gè)模型進(jìn)行不同程度的平面內(nèi)加載,其中帶有數(shù)字“1”的模型為純平面外加載,作為填充墻平面外數(shù)據(jù)分析的對(duì)照組。平面內(nèi)加載最小的層間位移角為0.3%,對(duì)應(yīng)RC框架結(jié)構(gòu)的層間位移為6 mm,加載最大的層間位移角為0.7%,對(duì)應(yīng)RC框架結(jié)構(gòu)的層間位移為14 mm。在層間位移角為0.3%的情況下,模型B-2c相比B-2的平面內(nèi)最大荷載提高了98.8%,模型S-2c相比S-2的平面內(nèi)荷載增大了2.6%。當(dāng)層間位移角達(dá)到0.7%時(shí),B-3c相比B-3的平面內(nèi)最大荷載提高了152.1%,模型S-3c相比S-3的平面內(nèi)荷載增大了1.3%。通過這2組數(shù)據(jù)可以得到構(gòu)造柱的存在可以提高墻體水平承載力,在一定范圍內(nèi)當(dāng)填充墻高寬比越小時(shí),填充墻內(nèi)設(shè)置構(gòu)造柱對(duì)填充墻平面內(nèi)荷載的影響較小。通過上述平面內(nèi)的荷載損傷組合,進(jìn)行不同高寬比下的填充墻平面外力學(xué)性能研究。

表3 不同模型的平面內(nèi)加載信息

3.2 破壞模式

圖8(a)和圖8(b)顯示了高寬比為0.67的填充墻的失效破壞模式。圖8(a)填充墻的破壞為平面外中心砌塊被推出,在填充墻中心周圍砌塊橫向和豎向均呈拱起狀態(tài),因此當(dāng)填充墻的高度與寬度相接近時(shí),填充墻平面外的破壞模式一般呈雙向拱機(jī)制。圖8(b)可以看出,當(dāng)在墻中設(shè)置構(gòu)造柱時(shí),填充墻被分成了左右兩部分,左右兩部分的墻體破壞模式也相同,由于高寬比較大,破壞主要以豎向拱機(jī)制的破壞模式。當(dāng)高寬比為0.5時(shí),如圖8(c)所示,由于填充墻的跨度較大,相同的層間位移角下,填充墻的損傷較大。產(chǎn)生斜向階梯裂縫,破壞呈橫向的單向拱機(jī)制。圖8(d)填充墻被構(gòu)造柱分成的兩部分由橫向的單一拱機(jī)制破壞變成了雙向拱機(jī)制破壞。

圖8 填充墻破壞模式

綜上分析,高寬比較大的填充墻在進(jìn)行平面外加載時(shí),會(huì)表現(xiàn)出橫向和豎向兩個(gè)方向的受彎性能,墻體中間部分開裂較為嚴(yán)重。高寬比較小的情況下,墻體破壞為單一的橫向拱機(jī)制破壞,并且在填充墻設(shè)置構(gòu)造柱后墻體破壞呈雙向拱機(jī)制。

3.3 剛度和承載力分析

圖9給出了填充墻經(jīng)過平面內(nèi)損傷后平面外的荷載-位移曲線。平面外荷載通過均布荷載的方式進(jìn)行加載,圖中橫坐標(biāo)為填充墻中心的位移。圖9(a)給出了填充墻高寬比為0.67時(shí)的有限元模擬結(jié)果,從圖中可以看出不帶構(gòu)造柱的3個(gè)模型中,模型B-1的平面外初始剛度和承載力最大,層間位移角增加到0.3%時(shí),模型B-2相較于B-1的初始剛度明顯降低,隨著層間位移角的增大,平面內(nèi)損傷也隨之增加,模型B-3相較于B-2的承載力下降幅度較小,但初始剛度相差較大。在不同平面內(nèi)損傷的情況下,3個(gè)帶構(gòu)造柱模型的承載力也隨之降低。圖9(b)中可以得到,高寬比為0.5時(shí)模型的模擬結(jié)果與高寬比為0.67時(shí)有相同的趨勢(shì)。以上分析得出平面內(nèi)損傷對(duì)平面外剛度和承載力的降低有較大的影響。

圖9 不同高寬比的填充墻平面外荷載-位移曲線

表4給出了經(jīng)過平面內(nèi)損傷后填充墻平面外承載力和剛度的變化值。顯然,高寬比對(duì)填充墻RC框架平面外性能有顯著影響,在不設(shè)置構(gòu)造柱的模型中,高寬比為0.67的填充墻與高寬比為0.5的填充墻相比,平面內(nèi)層間位移角為0%、0.3%和0.7%的填充墻平面外承載力分別提高了18.9%、7.5%和9.7%,剛度值也普遍提高。承載力和剛度的提高主要?dú)w因于拱機(jī)制的作用,且填充墻的跨度越大拱機(jī)制的作用越小?？梢钥闯?填充墻高寬比對(duì)填充墻平面外性能的降低有一定的影響,填充墻高寬比越大,平面外承載力和剛度越大。原因是隨著填充墻高寬比的增大,使墻體受到的邊界約束越大,高度方向和寬度方向都能提供足夠的承載力,從而大幅度提高平面外的剛度和承載力。

表4 填充墻平面外剛度和承載力

從表4可以看出在高寬比相同的情況下,模型B-3相比B-1的剛度值降低了87.0%,最大承載力減少了41.5%,模型S-3相比S-1的剛度值降低了44.7%,最大承載力減少了34.9%,由此可見,填充墻平面內(nèi)損傷顯著影響平面外的抗震性能,隨著填充墻平面內(nèi)損傷的增加,平面外的剛度和承載力也在降低。模型B-3c相比B-1c的剛度值降低了14.2%,最大承載力減少了9.7%,帶有構(gòu)造柱的模型B-3c相比B-1c剛度和承載力減少的程度遠(yuǎn)小于墻內(nèi)不設(shè)置構(gòu)造柱的模型B-3與B-1的差值,高寬比為0.5的模型S-3c相比S-1c剛度和最大承載力減少了37.1%和32.6%,同樣小于不設(shè)置構(gòu)造柱兩個(gè)模型的差值44.7%和34.9%,由此可見在填充墻內(nèi)設(shè)置構(gòu)造柱可以有效降低填充墻在平面內(nèi)受到損傷后平面外剛度和承載力的損失。

綜上所述,填充墻平面內(nèi)損傷會(huì)降低平面外剛度和承載力,當(dāng)填充墻的高寬比較大時(shí),填充墻平面外的剛度和承載力也相對(duì)較大。在填充墻內(nèi)設(shè)置構(gòu)造柱可以有效地提高填充墻平面外的剛度和承載力,并且這一措施可以有效地減少填充墻由于平面內(nèi)損傷引起平面外剛度和承載力的損失。

3.4 構(gòu)造柱作用分析

基于以上分析可知,高寬比較小的情況下,設(shè)置構(gòu)造柱的填充墻從單一的橫向拱破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殡p向拱機(jī)制破壞,原因是構(gòu)造柱加強(qiáng)了邊界約束條件,有效地約束了裂縫的開展和擴(kuò)散,顯著提高了填充墻的抗震能力。規(guī)范指出,砌體本身是脆性材料,設(shè)置構(gòu)造柱使砌體發(fā)生裂縫后不致崩塌和散落,地震時(shí)不致喪失對(duì)重力荷載的承載能力[19]。從剛度和承載力角度分析(圖10),帶構(gòu)造柱填充墻模型的剛度和承載力均大于不設(shè)置構(gòu)造柱的填充墻,說明設(shè)置構(gòu)造柱較大地提高了填充墻平面外的剛度和承載力。由圖10中折線的趨勢(shì)可以看出,無構(gòu)造柱的模型受平面內(nèi)損傷影響較大,設(shè)置構(gòu)造柱后折線整體趨勢(shì)較為平緩,說明構(gòu)造柱的存在降低了平面內(nèi)損傷對(duì)填充墻平面外剛度和強(qiáng)度的損失,從而有效地提高了填充墻平面外的抗倒塌能力,減少經(jīng)濟(jì)損失和人員傷亡。構(gòu)造柱和填充墻共同作用,提高了整體的填充墻RC框架結(jié)構(gòu)的抗震性能。

圖10 填充墻模型平面外剛度和承載力柱狀圖

4 結(jié) 論

本文基于有限元分析平臺(tái)對(duì)填充墻RC框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行分離式建模,并利用文獻(xiàn)[7]中試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了填充墻有限元模型的適用性,通過標(biāo)準(zhǔn)的有限元模型研究了帶構(gòu)造柱填充墻在不同高寬比的條件下,平面內(nèi)損傷對(duì)其平面外力學(xué)性能的影響,并得出以下結(jié)論:

(1)填充墻高寬比較小時(shí),設(shè)置構(gòu)造柱對(duì)填充墻平面內(nèi)荷載影響較小,高寬比較大時(shí),由于在高度和寬度2個(gè)方向都能夠提供足夠的約束,使得平面外剛度和承載力也相對(duì)較高,且平面外剛度和承載力隨著平面內(nèi)損傷的增加而降低。

(2)從破壞模式來看,高寬比較小的情況下,設(shè)置構(gòu)造柱會(huì)使填充墻從單一的橫向拱機(jī)制破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槔硐氲碾p向拱機(jī)制破壞。

(3)在不同平面內(nèi)層間位移角的影響下,填充墻內(nèi)設(shè)置構(gòu)造柱可以明顯減少平面內(nèi)損傷引起平面外承載力和剛度的損失,有效地提高了填充墻平面外抗倒塌能力。

本文填充墻RC框架有限元模擬綜合考慮了高寬比、平面內(nèi)損傷以及設(shè)置混凝土構(gòu)造柱對(duì)平面外承載力和剛度的影響,并進(jìn)行了一系列基礎(chǔ)研究分析。除上述參數(shù)研究外,還應(yīng)考慮設(shè)置構(gòu)造柱的位置,構(gòu)造柱的大小和數(shù)量等參數(shù)的影響,進(jìn)一步合理地考慮帶構(gòu)造柱填充墻在地震作用下的受力性能。