帶節能砌體填充墻的RC框架抗震試驗研究

黃 靚, 易宏偉,王 輝，蔣文龍

(湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082)

填充墻作為框架結構中的非結構構件，設計中并未充分考慮其對框架結構的影響，然而，其對框架結構抗震性能的影響卻不容忽略[1-4]．國內外研究者在這方面做了重要的工作[3,5-7]，其中土耳其的Marjani等人使用低周反復荷載對6個兩層單跨帶填充墻的框架進行了試驗和有限元模擬研究．研究表明：填充墻能夠極大地提高框架的強度和剛度．黃群賢等人對4榀單層單跨填充墻RC平面框架試件進行抗震性能試驗，試驗表明：不同砌塊填充墻對框架結構具有明顯的剛度效應.研究者主要針對平面框架進行研究，對帶填充墻的三維立體框架(以下簡稱立體框架)研究較少，而立體框架充分反應了平面框架之間的受力協調能力，其受力機制能夠更好地代表整體結構的特性，因此對立體框架的進一步研究很有必要.墻體節能在建筑節能中占有重要的地位，因此節能砌塊被選為本文的墻體材料.本文對帶節能砌體填充墻(以下簡稱填充墻)的框架結構與空框架進行對比試驗研究，從而得到節能砌體填充墻對框架結構的滯回特性、承載力、抗側剛度以及強度的影響規律，并從受力機制方面揭示了節能砌塊填充墻與框架的共同工作原理.

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試件設計參考《抗震設計規范》(GB50011-2010)[8]的要求，共設計了2個單跨立體框架，其中一個為不帶填充墻的空框架，另一個為帶填充墻的RC框架，編號分別為CF-1和CF-2.試件CF-2研究帶填充墻框架結構的抗震性能，試件CF-1用作對比.

試件根據相似理論按照1∶4比例縮尺設計而成.兩試件的框架部分幾何尺寸及配筋完全相同，柱截面尺寸為150 mm×150 mm，梁為70 mm×100 mm，基礎采用0.4 m厚的底板，板平面尺寸為2.0 m×2.0 m，砌體與框架柱之間每隔600 mm配置了2A6的拉筋，框架幾何尺寸及截面配筋如圖1所示.

梁柱縱筋、箍筋均采用HRB335，考慮試件為縮尺模型，鋼筋強度按略低于《混凝土結構設計規范》(GB50010-2010)[9]的要求進行設計，混凝土強度為C30，材料實測力學性能見表1，砌塊采用多排孔節能砌塊，砌塊標準塊型幾何尺寸為190 mm×190 mm×115 mm，強度等級采用MU5，單塊砌塊的抗壓強度為6.5 MPa，砂漿立方體抗壓強度為4.6 MPa，考慮模型縮尺的影響，砌塊厚度切割成標準塊厚度的1/4，模擬1/4砌體墻厚，多排孔節能砌塊砌體如圖2所示.

圖1 試件幾何尺寸及配筋(單位：mm)Fig.1 Specimen geometry and steel detailing (mm)

表1 材料基本參數Tab.1 Parameters of specimens

圖2 節能混凝土砌塊砌體Fig.2 Energy conservation concrete block masonry

1.2 試驗方案

1.2.1 測點布置與數據采集

試件的位移測點設在底板、1層和2層層頂，底板和1層各布置了兩個量程為50 mm的位移計，2層布置了兩個量程為100 mm的位移計，每層的側向位移取兩個位移的平均值，在各層的關鍵部位設置了鋼筋電阻應變片，柱的應變片布置在各層的柱底與柱頂，梁的應變片布置在梁的兩端.

試驗過程中的量測儀器主要為DH3818靜態應變采集儀，可讀取應變片的應變值及位移傳感器的量測數值，加載作動器的水平位移、水平荷載由電伺服加載系統(MTS)測得，并利用采集的荷載和頂點位移數值繪制試件的滯回曲線.試驗中，人工觀察裂縫出現時對應的力和位移，及時標注在試件上的相應位置.

1.2.2 加載裝置

加載裝置見圖3，圖3兩試件均采用同樣的加載裝置.試件底板水平方向用千斤頂和鋼梁固定，豎直方向由鋼壓梁和地腳螺栓固定.豎向荷載由液壓千斤頂加載，通過工字鋼和混凝土頂梁把荷載平均分配到各框架柱的頂部；水平荷載由量程為1 000 kN的電液伺服作動器加載，通過鋼梁傳遞到試件上，在試件與鋼梁之間用矩形鋼墊塊確保加載中心點位于第二層柱頂，拉力由圓鋼拉桿傳遞.

圖3 加載裝置Fig.3 Test setup

1.2.3 加載方案

本試驗模擬15層混凝土框架結構的底部兩層地震反應．加載方案參照《建筑抗震試驗方法規程》(JGJl01-96)[10]，首先施加豎向力，用以模擬上部13層的重力及樓屋面荷載．計算得到的柱軸壓比約為0.25，控制液壓油泵，使得軸壓比為0.25，等豎向壓力穩定后再進行水平預加載．試驗的水平加載程序分為預加載和正式加載兩個階段，正式加載采用分級循環對稱加(卸)載．在試件開裂前采用荷載控制加載，每級荷載循環一次，試件出現裂縫后，每級位移增量為一倍開裂位移，每級位移循環兩次，直至試件破壞或者降至最大荷載的85%，終止試驗.

2 試驗過程

本試驗主要研究的是帶節能砌體填充墻框架結構的抗震性能，根據試驗現象，試件破壞過程按照裂縫開展的特點可分為三個階段：開裂階段、裂縫開展階段和破壞階段.

試件CF-1：當水平推力加到57 kN時，一層框架柱的柱底部出現一條微小的橫向裂縫，此時的位移值為6 mm．之后改變加載制度，用位移進行控制，每一級位移的增量為6 mm．隨著位移的進一步增大，在底層梁的端部開始出現了細小的裂縫．當位移加到18 mm時，二層柱頂出現裂縫，柱腳的裂縫進一步發展貫通．位移加到20 mm之后，荷載增長速度明顯減慢，裂縫進一步發展，梁兩端出現了大量的裂縫．當位移加到55 mm時，水平荷載明顯下降．此時，框架柱腳的混凝土有局部脫落的現象，繼續加載，當最終荷載降為最大荷載的85%時，即認定框架已經達到了極限狀態，此時柱腳已經完全被壓碎剝落，出現明顯的破壞跡象，試件CF-1停止加載.最終破壞如圖4所示.

試件CF-2：當水平推力加到118 kN時，一層框架梁端部及填充墻出現一條微小的斜裂縫，此時的位移值為6 mm．之后改變加載制度，用位移進行控制，每一級位移的增量為6 mm．隨著位移的進一步增大，當位移加到10 mm時，二層柱頂以及梁中部出現裂縫，填充墻的裂縫進一步發展．位移加到20 mm之后，水平荷載明顯下降，此時，填充墻出現大量的階梯型裂縫，同時一層柱中下部及二層柱頂也出現大量的裂縫．繼續加載，當最終荷載降為最大荷載的85%時，即認定框架已經達到了極限狀態，此時填充墻出現較寬的階梯型裂縫，并有部分砌塊出現壓碎現象，試件CF-2停止加載.最終破壞如圖5所示.

圖4 圖4 試件CF-1破壞圖Fig.4 Failure of specimen CF-1

圖5 試件CF-2破壞圖Fig.5 Failure of specimen CF-2

3 試驗結果分析

3.1 滯回特性

試件在低周反復荷載下的滯回曲線綜合反映了試件的抗震性能[11-12]，包括結構的承載力、耗能能力、變形特征和剛度特性等.兩個模型的頂點水平荷載-位移曲線如圖6所示，從圖6可以看出：

位移/mm(a)試件CF-1

位移/mm(b)試件CF-2圖6 試件滯回曲線Fig.6 Hysteresis curves of the specimens

兩試件開裂之前，滯回曲線基本呈一條直線，圍成的面積很小，剛度變化很小，幾乎沒有殘余變形，結構還處于彈性階段．隨著荷載的增加，滯回環略顯飽滿的弓形，表現出較好的耗能性能．

兩試件在梁端出現塑性鉸之后，滯回環出現了捏攏現象，荷載繼續反復作用，混凝土受拉裂縫不斷地開展和延伸，鋼筋拉應變和混凝土壓應變不斷地積累增大，總變形持續地增加，而承載力變化不大．

試件CF-2較試件CF-1，承載力明顯增加，而變形相應減小，這說明填充墻能夠提高框架的承載能力和側向剛度，而相應的減少框架的側向變形．

在同一位移條件下，CF-2比CF-1的滯回曲線飽滿，說明填充墻提高了框架的耗能能力.

3.2 骨架曲線

利用試件的荷載-位移骨架曲線圖，可以確定構件的屈服荷載、最大承載力、強度退化和延性等主要特征．試件的屈服荷載Py和屈服位移Δy由等效面積法[13]進行確定，峰值荷載Pm和峰值位移Δm即取骨架曲線的最高點，而極限荷載Pu和相應的側移Δu則取試件在最大荷載出現后隨側移的增加而荷載降至最大荷載的85%時的相應荷載和相應側移.延性系數作為衡量結構抗震性能的一個重要指標，是指破壞時的極限位移Δu和屈服位移Δy的比值，其中延性系數取正向和負向的平均值.試驗試件骨架曲線圖及主要試驗結果見圖7與表2，從中可以看出：

CF-2試件和CF-1試件相比，結構整體的屈服荷載、峰值荷載和極限荷載都有較大的提高，前者的最大承載力為后者2倍左右.此結果說明帶填充墻的混凝土框架結構在循環荷載下，填充墻分擔了幾乎一半的水平荷載．

試件CF-2與CF-1相比，結構的屈服位移、峰值位移和極限位移都下降了40%左右．這說明填充墻對框架的約束效應明顯降低了框架的變形能力，從而使得框架結構的各項位移指標減小．

CF-2的延性系數為CF-1試件的60%，說明填充墻和框架的相互作用，將很大程度上降低框架的延性.

位移/mm圖7 試件骨架曲線Fig.7 Skeleton curves of specimens

表2 骨架曲線特征點結果Tab.2 Characteristic values of skeleton curves

3.3 剛度退化

在位移幅值不變的條件下，結構構件的剛度隨反復加載的次數增加而降低的特性即為剛度退化．結構剛度的退化即為結構性能的退化.在試驗過程中，裂縫的增多、位移的增大以及循環次數的增加都會導致結構剛度的退化，試驗的剛度參照 《建筑抗震試驗方法規程》[10]的割線剛度法進行計算，剛度退化試驗結果見圖8和表3.

位移/mm圖8 剛度退化曲線Fig.8 Stiffness degradation curves

表3 剛度退化曲線特征點結果Tab.3 Characteristic values of stiffness degradation curves (kN/mm)

從表3可知框架CF-1的初始剛度為10.9 kN/mm，開裂剛度為初始剛度的85.6%，屈服剛度退化為32.2%，峰值剛度退化為15.4%，極限剛度最后退化為13.2%．框架CF-2的初始剛度為24.7 kN/mm，開裂剛度為初始剛度的89.9%，屈服剛度退化為51.8%，峰值剛度退化為33.3%，極限剛度最后退化為18.3%，其中框架CF-2的初始剛度為框架CF-1的2.3倍.

從以上分析中可以看出，填充墻可以大幅度增加框架結構的初始剛度.雖然帶填充墻的試件CF-2的剛度退化比CF-1快，但是其破壞剛度依然較大，還是能保證框架結構的后期承載能力并具備較強的抗倒塌能力.

3.4 強度退化

試件加載到同一加載位移時，試件的承載力會隨著循環加載次數的增加而逐漸降低.根據JGJ101-96《建筑抗震試驗方法規程》[10]的建議，本文采用試件的強度退化系數來描述結構強度退化的變化規律．強度退化系數是指試件加載過程中，同級加載各次循環的峰值荷載與該級加載第一次循環所得的峰值荷載的比值.本文利用試驗加載所得到的荷載-位移曲線，根據公式(1)，計算確定了試件的強度退化系數，具體計算結果如圖9所示.

式中：λi——i幅值時試件的強度退化系數；Pi2——i幅值時第二次循環的峰值點荷載；Pi1——i幅值時第一次循環的峰值點荷載.

從圖9可以看出，兩試件在同級荷載作用下，其強度退化系數始終保持在0.9以上，說明兩試件的承載力退化程度小，可以推斷，試件在破壞后仍保有較高的繼續承載能力.比較兩試件可以看出，帶填充墻的框架CF-2強度退化現象較CF-1嚴重.因為砌體的脆性特質以及填充墻的大量開裂，逐步退出工作，從而導致框架CF-2的強度退化明顯.

位移/mm(a)試件CF-1

位移/mm(b)試件CF-2圖9 強度退化曲線Fig.9 Strength degradation curves

4 受力機制分析

從受力方面分析，CF-1在承受水平推力時，由于水平力全部是由柱腳傳給基礎，框架柱的柱腳將產生較大的剪力和彎矩，而框架梁主要是受壓以及梁柱節點的變形而產生較小的彎矩，因此，框架柱要先于框架梁屈服，同時也先破壞．CF-2在水平力的作用下，由于填充墻的支撐作用分擔了部分水平力，從而提高了框架的承載能力，同時由于填充墻對框架的約束效應使得框架的變形能力變差.CF-2與CF-1比較，從柱上的裂縫分布情況看，柱中下部裂縫明顯增多，且柱腳并沒有出現明顯的破壞跡象．這主要是因為填充墻改變了框架柱的內力分布，使得框架的破壞從剪切型向彎曲型過渡，同時柱腳得到了保護，使得柱腳并未出現明顯的破壞跡象.砌體抗剪強度大于砂漿抗剪強度且砌體本身具有明顯的脆性，因此試驗中填充墻上出現了沿砂漿灰縫較寬的階梯型裂縫，并有部分砌塊出現壓碎的現象.

5 結 論

通過對兩個框架結構的抗震試驗研究，得出下列結論：

在RC框架結構中，節能砌體填充墻能夠提高框架的承載能力，但是相應降低了框架結構的延性，其中試驗中帶砌體填充墻的框架承載力為空框架的1.87倍，延性系數只有空框架的60%.

在同一位移條件下，帶節能砌體填充墻的框架滯回曲線飽滿，說明填充墻提高了框架的整體耗能能力，同時填充墻比框架先退出工作，為框架多提供了一道抗震防線，從而提高了框架的抗震能力.

節能砌體填充墻對框架的約束效應使得框架結構的側移減小，從而保證框架的側移能夠更好地滿足規范要求，其中試驗中結構的屈服位移、峰值位移和極限位移都下降了40%左右.

節能砌體填充墻可以大幅度增加框架結構的初始剛度，試驗中其初始剛度為空框架的2.3倍.雖然帶填充墻的框架剛度退化較快，但是其極限剛度依然較大，仍具備較強的抗倒塌能力.

由于砌體的脆性特質以及填充墻的大量開裂，使得帶節能砌體填充墻的框架強度退化較空框架嚴重，然而其強度退化系數始終保持在0.9以上，說明其強度退化程度較小，因此可以推斷，試件在破壞后仍保持了較高的繼續承載能力.

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