外墻掛板的混凝土框架結構抗震性能試驗研究*

黃 遠，張 銳，朱正庚，許 銘

(湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082)

外墻掛板的混凝土框架結構抗震性能試驗研究*

黃 遠?，張 銳，朱正庚，許 銘

(湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082)

為研究外墻掛板對結構抗震性能的影響，重點考察外墻掛板對結構水平剛度、承載力及變形能力的影響，進行了3榀足尺混凝土框架結構的低周往復荷載試驗.3榀框架分別為純現澆混凝土框架結構模型、外墻掛板與框架梁連接模型及外墻掛板與框架梁及框架柱均連接的模型，試驗中結構的最大層間位移角達到1/16.試驗結果表明：3個試件都具有穩定的滯回性能及良好的延性；外墻掛板與框架柱脫開后，對結構承載力的影響可以忽略；外墻掛板對結構的初始剛度存在顯著影響，并且外墻掛板與框架梁柱均相連時遠大于外墻掛板僅與框架梁相連時對結構剛度的提高效果；結構的最大層間位移角達到1/16時，外墻掛板與梁連接處仍未出現明顯破壞現象，并且外墻掛板整體保持完好，說明在大震下結構發生大變形時外墻掛板與主體結構的連接能夠滿足要求.

外墻掛板；框架結構；擬靜力試驗；剛度；抗震性能

早在20世紀20年代，預制混凝土外墻板就已經用于建筑物的外部圍護結構.時至今日，預制混凝土外墻板經受了安全性及耐久性的考驗，并且由于其美觀性及經濟性，預制混凝土外墻板已在工程中得到了越來越多的應用[1].外墻掛板的設計、計算、構造以及使用，將會導致的一系列結構問題，因此研制混凝土預制墻板并且對其性能進行研究具有一定的工程意義[2-4].

工業化住宅廣泛采用外掛鋼筋混凝土墻板作為外圍護體系，如李國強等[5-6]采用橫排外掛、豎排外掛和豎排內嵌等在鋼框架內的安裝方式，通過足尺模型振動臺試驗研究了安裝方式對墻板抗震性能的影響．黃靚等[7-8]分別研究了帶節能砌體填充墻的RC框架以及夾芯墻的抗震性能，說明填充墻能夠提高框架的承載能力和抗側剛度，但是相應地降低了框架結構的延性，表現出較強的抗倒塌能力.天津大學李久鵬[9]對工業化住宅外掛墻板的耗能減震性能進行了研究，并對外掛墻板的圍護體系進行了優化設計.

已有研究大都關注外墻掛板與主體結構之間連接件的受力性能，對于外墻掛板對結構抗震性能影響的研究還不充分，需要進一步的研究.本文針對含外墻掛板的混凝土結構抗震性能開展研究，進行了3榀含外墻掛板足尺混凝土框架結構的低周往復荷載試驗，重點考察外墻掛板對結構水平剛度、承載力及變形能力的影響.

1 試驗設計與制作

1.1 試件設計

本次試驗采用的框架試件取自含外墻掛板混凝土框架實際結構，選取外墻掛板與現澆框架的剛度比最大的墻段進行研究，最大程度的體現外墻掛板對主體結構抗震性能的影響.試驗模型為單層單跨模型，試件數量為3個，一個為純現澆框架試件(KJ-1)，另一個為外墻掛板僅與框架梁連接的試件(KJ-2)，第3個為外墻掛板與框架及框架梁均相連試件(KJ-3).

根據試驗室條件對模型尺寸進行了局部調整，試件的總高度為3.2 m，長度為3.5 m.KJ-1,KJ-2及KJ-3的框架及框架梁結構尺寸及配筋均相同，框架為現澆鋼筋混凝土框架，現澆混凝土框架結構尺寸及配筋如圖1所示.KJ-2及KJ-3中外墻掛板厚度均為100 mm，外墻掛板上部的預埋插筋先伸入預制疊合梁的疊合段，然后澆筑疊合段混凝土實現外墻掛板與框架梁的連接；KJ-3中的外墻掛板兩側設置預埋螺絲套筒，在混凝土框架澆筑前通過臨時支撐固定外墻掛板，外墻掛板作為框架澆筑的外模，然后從預埋套筒中擰入螺桿，螺桿的尾端可用于固定框架的內模，然后澆筑框架混凝土，通過螺桿機預埋套筒實現外墻掛板與框架的連接，外墻掛板詳圖如圖2所示.現澆混凝土的強度等級為C35，鋼筋級別為HRB400，材性試驗結果如表1所示.

圖1 主體結構尺寸及配筋圖

圖2 外墻掛板詳圖

1.2 加載制度

試件屈服前按照力控制分成3級加載，每級荷載循環1次，加載速度為1～2 kN/s.試驗現場加載裝置如圖3所示，試驗中以試件的頂點位移率達到1/500時為結構控制屈服位移，對應的頂點位移為5.6 mm，屈服后位移荷載增量取為屈服位移的倍數，每級荷載循環2次.在頂點位移幅值為±89.6 mm位移荷載循環后，進行單調推覆加載，加載階段的歷程如圖4所示.

表1 材料性能

(a)試驗裝置圖

(b)試驗裝置照片

圖4 加載歷程

2 試驗現象及破壞形態

2.1 試件KJ-1

力控制階段每次循環中加載至正向及負向最大荷載時觀察混凝土裂縫的發展情況.第1,2荷載循環的結構水平荷載幅值分別為±50 kN,±75 kN，在2個循環中未觀察到明顯現象.第3荷載循環的結構水平荷載幅值為±100 kN，加載至正向100 kN時，南側邊框架腳位置混凝土產生了橫向(垂直于框架軸線方向，下同)裂縫，最大裂縫寬度為0.15 mm；反向加載至-100 kN時，南側邊框架腳位置混凝土的裂縫閉合，北側邊框架腳位置混凝土出現橫向裂縫，最大裂縫寬度為0.1 mm，此時結構的頂點位移為-5.8 mm，對應的層間位移角為1/480，已經超過1/500這一結構彈性層間位移角限值，所以認為結構進入屈服.

屈服后采用位移控制加載，位移荷載增量取為構件初始屈服時的頂點位移的倍數.第4,5荷載循環的結構頂點位移幅值為±5.6 mm，這一級加載過程中框架子的最大裂縫寬度為0.2 mm.隨后的加載循環裂縫寬度不斷增大，加載至第10循環正向243 kN時，北側框架腳混凝土出現壓潰現象，南側框架頂與梁連接處的混凝土出現脫落，此時頂點位移為67.2 mm，對應的層間位移角為1/42.在隨后的頂點位移幅值±89.6 mm加載循環中，框架腳及梁框架節點區混凝土不斷開裂并且相應區域在反向加載時壓碎.試驗破壞照片如圖5所示.

圖5 KJ-1試驗破壞照片

2.2 試件KJ-2

力控制階段未觀察到明顯現象，對應的最大頂點位移為0.68 mm.隨后采用位移控制加載，第4,5荷載循環的結構頂點位移幅值為±5.6 mm，第4循環正向加載至157 kN時，試件發出一聲悶響，掛板與框架新老混凝土交界面脫開，這時的頂點位移為1.93 mm，對應的層間位移角為1/1 450，悶響后掛板底部相對框架底的水平位移為1.2 mm.第6,7荷載循環的結構頂點位移幅值為±11.2 mm，這一級加載過程中框架腳部位出現橫向裂縫，最大裂縫寬度為0.2 mm.隨后的加載循環裂縫寬度不斷增大，結構的剛度及強度不斷退化，掛板相對于框架的位移也不斷增大.加載至第10循環正向234 kN時，北側框架腳混凝土出現壓潰現象，南側框架頂與梁連接處的混凝土也出現松動脫落現象，此時頂點位移為67.2 mm，對應的層間位移角為1/42.在隨后的頂點位移幅值±89.6 mm加載循環中，框架腳及梁框架節點區混凝土不斷開裂并且相應區域在反向加載時壓碎.試驗結束后觀察掛板與梁連接處無明顯破壞現象，試驗破壞照片如圖6所示.

圖6 KJ-2試驗破壞照片

2．3 試件KJ-3

力控制階段未觀察到明顯現象，對應的最大頂點位移為0.81 mm.隨后采用位移控制加載，第6,7荷載循環的結構頂點位移幅值為±11.2 mm，第6荷載循環反向加載至-475 kN時，試件突然發出2聲巨響，此時掛板底部相對于南側框架底水平移動了3.75 mm，因此2聲巨響應為外墻掛板與南側框架之間的預埋螺桿剪斷所發出的聲響，這一級加載過程中南框架腳部位出現橫向裂縫，最大裂縫寬度為0.2 mm.第8,9荷載循環的結構頂點位移幅值為±22.4 mm，第8荷載循環正向加載至447 kN時，試件突然發出1聲巨響，此時掛板底部相對于北側框架底水平移動了6.9 mm，因此巨響應為外墻掛板與北側框架之間的預埋螺桿剪斷所發出的聲響，這一級加載過程中北框架腳部位出現橫向裂縫，最大裂縫寬度為0.3 mm.隨后的加載循環裂縫寬度不斷增大，結構的剛度及強度不斷退化，掛板相對于框架的位移也不斷增大.加載至第10循環正向261 kN時，北側框架腳混凝土出現壓潰現象，南側框架頂與梁連接處的混凝土也出現松動脫落現象，此時頂點位移為67.2 mm，對應的層間位移角為1/42.在隨后的頂點位移幅值±89.6 mm加載循環中，框架腳及梁框架節點區混凝土不斷開裂并且相應區域在反向加載時壓碎.試驗結束后觀察掛板與梁連接處無明顯破壞現象，試驗破壞照片如圖7所示.

圖7 KJ-3試驗破壞照片

3個試件的最后一個加載工況為水平單調推覆，推覆至頂點位移為180 mm，對應的層間位移角為1/16，此時結構承載力仍未出現明顯降低，為保證安全，停止試驗.

3 試驗結果與分析

3.1 滯回曲線

滯回曲線是構件抗震性能的綜合體現，對于結構分析具有重要意義.試件的荷載-層間位移角滯回曲線如圖8所示.

試件的滯回曲線比較飽滿，具有良好的耗能能力和位移延性.KJ-1正向加載時的最大承載力為246 kN，相應的頂點位移為44.2 mm，負向加載時為-210 kN，對應的頂點位移為-67.2 mm.KJ-2正向加載的最大承載力為245 kN，對應的頂點位移為44.8 mm，負向加載的最大承載力為-240 kN，對應的頂點位移為-44.8 mm.KJ-3正向加載的最大承載力為447 kN，對應的頂點位移為22.4 mm，負向加載的最大承載力為-475 kN，對應的頂點位移為-11.2 mm.

在加載的初始階段，墻體對結構提供了比較大的剛度，隨著荷載的增加以及裂縫的出現，墻體對框架的作用逐漸減弱.KJ-1的滯回曲線的圖形呈比較豐滿的梭形，而KJ-3的滯回曲線的圖形更接近一個反“S”形，反映了一定程度滑移的影響.試驗中構件的最大頂點位移率為1/16，已遠大于結構的倒塌層間位移角，此時3個構件仍具有較高的剩余承載力.

3．2 骨架曲線

試件的水平荷載-頂點位移骨架曲線如圖9所示.

1)3個試件的骨架曲線均呈倒S形，說明試件在低周反復荷載作用下都經歷了彈性、塑性和極限破壞3個受力階段.

Δ/mm(a)試件KJ-1

Δ/mm(b)試件KJ-2

Δ/mm(c)試件KJ-3

Δ/mm

2)KJ-2頂點位移為1.93 mm時掛板即與框架脫開，當KJ-2掛板與框架脫開后，其骨架曲線與KJ-1非常接近，說明當掛板僅與梁插筋連接時，其對主體結構的承載力貢獻很小.

3)KJ-3在頂點位移為11.2 mm時掛板與主體結構框架脫開，對應層間位移角為1/250，已大于結構的彈性層間位移角1/500，因此在結構彈性分析中應按掛板與主體結構共同工作后的結構剛度進行計算.當KJ-3掛板與框架脫開后，其骨架曲線同樣與KJ-1非常接近，因此計算KJ-3的結構水平承載力時，可不考慮掛板與框架的共同工作.

4)試件KJ-2的初始剛度與試件KJ-3基本相同，且均比試件KJ-1大，表明僅與框架梁連接的外墻掛板框架和與框架及梁均相連的外墻掛板框架在較小水平荷載作用下能夠共同工作，外墻掛板提高了框架結構的側移剛度，同時有利于框架結構在正常使用和小震作用下的變形控制.

3.3 結構剛度分析

外掛墻板對框架結構抗側剛度的提高程度有多大，是個比較復雜的問題.很多科研人員做了填充墻框架相關的試驗[10-11]，從試驗數據的離散性可以看出，填充墻框架結構的工作性能比較復雜.為考察外墻對結構剛度的貢獻及外墻剛度的衰減，列出表2，Kf為空框架剛度，Kfw為外墻框架總剛度，Kw為外墻剛度，由Kw=Kfw-Kf求得，并由此得到實測的外墻剛度衰減數據.可見，在加載初期，外墻剛度對結構的總剛度貢獻較大，隨著荷載的進行，試件KJ-2的外墻剛度下降明顯，試件KJ-3外墻剛度則相對較大，最終狀態下兩試件剛度主要由框架提供.

表2 結構剛度部分實測值

3.4 結構承載力和變形性能

結構初始剛度是彈性分析計算的重要參數，由于當外墻掛板僅與框架梁相連時，在結構水平位移很小時，外墻掛板就與框架柱發生脫開.因此本文將初始剛度K0定義為當層間位移角為1/500時結構的割線剛度.結構的承載力及變形性能如表3所示，表中初始剛度K0為結構正向初始剛度和負向初始剛度的平均值.由表3可以得到，當外墻掛板與梁采用插筋連接時，結構初始剛度將提高63%，當外墻掛板與框架梁和框架柱都相連時，結構的初始剛度將提高245%，說明外墻掛板對結構的初始剛度存在顯著影響，并且外墻掛板與框架梁柱均相連后對結構初始剛度的提高效果將遠大于外墻掛板僅與框架梁相連時對結構剛度的提高效果.KJ-1與KJ-2的屈服荷載接近，說明外墻掛板與框架梁相連后對結構屈服荷載影響很小.KJ-3的屈服荷載比KJ-1高了一倍以上，說明外墻掛板與框架梁及框架相連后的承載力將大大提高，3榀框架在最終狀態的承載力都非常接近，說明外墻掛板與框架脫開后，對結構承載力的影響可以忽略.

表3 主要階段試驗結果

4 結 論

進行了3榀足尺含外墻掛板混凝土框架結構的低周往復加載試驗.試件取自含外墻掛板混凝土框架實際結構.3個試件均為單層單跨結構，試件的高度及寬度為3 000 mm及3 500 mm.KJ-1為純現澆混凝土框架結構模型，KJ-2為外墻掛板與框架梁連接模型，KJ-3為外墻掛板與框架及框架梁均連接的模型.通過試驗，得到以下結論：

1)3個試件都具有穩定的滯回性能及良好的延性.在試驗中均經歷了較大的彈塑性變形，并且結構仍具有較高的水平承載力.

2)外墻掛板與框架柱脫開后，對結構承載力的影響可以忽略.當KJ-2掛板與框架脫開后，其骨架曲線與KJ-1非常接近，說明當掛板僅與梁插筋連接時，其對主體結構的承載力貢獻很小.當KJ-3掛板與框架脫開后，其骨架曲線同樣與KJ-1非常接近，因此計算KJ-3的結構水平承載力時，可不考慮掛板與框架的共同工作.

3) 3個試件的結構的最大層間位移角達到1/16，已遠大于GB 50011-2010《建筑抗震設計規范》[12]中規定的結構倒塌位移角1/50，此時外墻掛板與梁連接處仍未出現明顯破壞現象，并且外墻掛板整體保持完好，說明在大震下結構發生大變形時外墻掛板與主體結構的連接能夠滿足要求.

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Experimental Study on Seismic Performance of Concrete Frame Structure with Exterior Cladding Walls

HUANG Yuan?，ZHANG Rui，ZHU Zheng-geng,XU Ming

(College of Civil Engineering, Hunan Univ, Changsha，Hunan 410082, China)

In order to study the influence of exterior cladding walls on the seismic performance of frame structure，especially the impact on siding horizontal stiffness of structures, strength and deformation capacity, three full-scale reinforced concrete frame structures including pure cast, siding with the beam and siding with both the beam and the column were tested under cyclic loading to a maximum inter storey drifter angle of 1/16 rad. The experiment results indicate that three specimens exhibit steady hysteretic behavior and excellent ductility. After the connection with the column was disengaged, the impact on the strength of the structure can be ignored. The cladding walls have a significant impact on the initial stiffness of the structure, and the siding with the frame and beam increases the stiffness more obviously than the effect when the siding is only connected to the beam. The connections between the cladding panels and the beam have no noticeable damage, and the panel remains intact when the inter storey displace angle reaches 1/16, indicating that the connections between the structure and the exterior cladding walls can meet the design requirements of major earthquakes.

exterior cladding wall; frame structure; pseudo-static test; stiffness; seismic performance

1674-2974(2015)07-0036-06

2014-09-11

國家自然科學基金資助項目(51478174,51338004),National Natural Science Foundation of China(51478174,51338004) ；湖南省自然科學基金資助項目(14JJ3054);中央高校科研業務費資助項目(2014HNDX)

黃 遠(1982-)，男，湖南衡陽人，湖南大學副教授，博士

?通訊聯系人，E-mail:huangy@hnu.edu.cn

TU375.4; TU317.1

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