帶水平滑移層的空心磚填充框架抗震性能試驗

蘇啟旺 ，李 義 ，卜慶濤 ，程權林 ，HANI Meree

（西南交通大學土木工程學院, 四川 成都610031）

鋼筋混凝土框架結構是一種廣泛應用的結構形式，空心磚作為框架填充墻材料被廣泛應用，然而因其孔洞率大、強度較低等原因，在地震作用下易于破壞[1-4]，填充墻的破壞影響了多遇或設防地震作用下結構的可修復性能.既有關于減少地震作用下填充墻體破壞程度的構造改進措施主要有設置洞口、增設鋼板墻、增設耗能或阻尼裝置和與主體框架脫離等[5-12].

因填充墻組成材料各異，針對大孔洞率的空心磚的填充墻的研究還較少.為減小地震作用下框架空心磚填充墻的破壞，同時使其具備良好的經濟和施工性能且趨近理想的填充材料，本文分析框架填充墻破壞模式，引入一種帶滑移層的填充墻，填充墻與主體框架采取剛性連接、設計制作了1榀傳統剛性連接的頁巖空心磚填充框架、1榀帶滑移層剛性連接的頁巖空心磚填充框架，因空心磚孔洞率較大，強度較低，為減少縮尺效應影響，制作采用足尺比例，進行了低周往復荷載試驗，對比研究了結構殘余變形、填充墻破壞程度、耗能能力等.

1 試驗設計

填充墻破壞有角部局部壓碎破壞、對角中部區域壓碎破壞、對角開裂和滑移開裂[13].前兩類破壞通常發生于強框架弱填充物的結構中，填充墻破壞較嚴重，如空心磚填充墻；后兩類破壞則反之.

基于滑移開裂的破壞模式，僅在空心磚填充墻水平磚縫中水平鋪設薄層柔性材料，墻體其他構造均與常見的構造保持相同，如填充墻與主體結構連接為傳統剛接連接等.目的是讓填充墻在水平地震作用下形成沿薄層材料層的滑移開裂，被薄層材料分隔的上下層砌體能發生相對錯動，弱化斜撐作用，降低填充墻體的破壞程度，同時施工簡便、經濟.試驗薄層柔性材料為3 mm厚改性瀝青防水卷材，為減少尺寸效應影響，試驗采用1∶1足尺比例.

1.1 試驗模型

試驗設計了兩組試件，一組為傳統剛性連接的頁巖空心磚填充框架試件，一組為鋪設了兩層3 mm厚的改性瀝青防水卷材作為薄層滑移層的頁巖空心磚填充墻框架試件，分別命名為FIW-1和FIW-2，如圖1所示.

圖1 試件概況Fig.1 Overview of specimens

兩組試件的受力框架的混凝土等級為C30, 砂漿強度為M5.0，空心磚抗壓強度為MU3.5.柱為邊長400 mm的方形截面；上部框架梁為寬200 mm、高450 mm 的矩形截面；板的寬度（含梁寬）為 1 000 mm，厚度為100 mm；基礎梁的尺寸為500 mm寬，高為600 mm.結構梁、柱、基礎配置 HRB335 直徑 16 mm縱筋及 HPB300 直徑 8 mm 的箍筋[14].試驗軸壓比均為0.25.試驗中采用的墻體填充材料為240 mm ×200 mm × 110 mm 的輕質頁巖空心磚，砌筑墻體時所采用的砂漿為混合砂漿，兩組試件均在同一批次施工澆筑.填充墻體與框架柱之間采用HPB300的拉結筋，按照豎向每隔500 mm的間距進行布置.試件相關參數如表1和表2所示.

表1 配筋信息Tab.1 Reinforcement information of specimens

表2 試件材料信息Tab.2 Material properties of specimens

1.2 加載信息

兩組試件基礎錨固于地面，水平力通過水平液壓千斤頂施加于頂部框架梁端處.軸向壓力通過豎向千斤頂施加于框架柱上，在水平加載過程中，豎向千斤頂保持恒定壓力，豎向千斤頂與支部鋼梁間設有可滾動滑輪，保證試件受到水平側向力時可沿水平方向滑動.

試驗采用擬靜力加載.試驗力加載至試件出現裂縫后采用位移加載，按層間位移角（R）進行控制，位移級數共12級，每級位移循環3次，位移加載從R= 0.25%開始，每級增加0.25%直至層間位移角達到2.00%，超過2.00%以后，以0.50%為增量增加.當試件加載至層間位移角4.00%或不能夠承受豎向荷載或其他不安全現象出現時，加載停止.

2 試驗結果

2.1 試驗現象描述

試驗加載初期，試件FIW-1在試驗加載第一級時就出現了肉眼可見的裂縫，首條裂縫出現在框架柱上部框架梁交接角處的填充墻砂漿灰縫處，隨著加載的不斷增加，裂縫數量增加明顯，試件FIW-1出現的裂縫沿灰縫產生并以對角裂縫形式向外展開，延伸至墻頂或底部，相交于墻體中部，呈X狀.試件FIW-2在力加載三級后才產生首條裂縫，首條裂縫出現在水平薄層柔性材料滑移層處，開裂位移角為0.25%，試件FIW-2上的裂縫主要沿水平滑移層處開展和延伸，最后裂縫形成水平貫通縫，將整個墻體水平分割成3個部分，每部分墻體局部近柱端出現部分水平裂縫，主要是由于填充墻受到柱水平側力所致.兩者比較，試件FIW-2墻體整體裂縫較少，兩試件在R=0.25%時裂縫開展如圖2所示.

圖2 裂縫開展Fig.2 Crack development of specimens

兩者在加載后期墻體剝落壓碎方面也存在差異.隨著加載的層間位移角不斷增大，填充墻開始出現墻面剝落和壓碎的現象，當層間位移角為0.25%時，試件FIW-1填充墻出現首塊空心磚表面剝落和壓碎的現象；而當層間位移角達到0.75%時試件FIW-2才出現首塊空心磚表面剝落；兩組試件的剝落形態以及剝落部位也不盡相同，試件FIW-1的剝落部位主要位于墻體中部，并表現出不斷向角部延伸的趨勢，破壞呈X狀，剝落面積較大；試件FIW-2剝落的部位主要位于被滑移層水平分割的三塊墻體的端角部，剝落面積較小，當R=2.00%時，兩試件填充墻的剝落壓碎如圖3所示.

圖3 剝落壓碎Fig.3 Spalling and crushing of specimens

試件FIW-2中被水平分割的三塊墻體在加載時明顯地相互錯動，當R= 2.00%時，位于上部兩塊墻體相互錯動的距離達50 mm，如圖4所示.當外界荷載卸載時，墻體相互錯動的距離又逐漸減小，墻體隨框架變形自我恢復，墻體整體破壞很小.

圖4 墻塊相互錯動Fig.4 Mutual dislocation of walls

2.2 滯回曲線

試件FIW-1、FIW-2的滯回曲線如圖5所示.

圖5 滯回曲線Fig.5 Hysteresis curves

由圖5可知：試件FIW-1加載至層間位移角約為0.50%時承載力達到最大值，隨后隨著層間位移角的增大，結構的承載力急劇下降，然后趨于平穩，下降段位于層間位移角0.50%～1.00%的區段間，這主要是由于內部填充墻破壞所導致；試件FIW-2滯回曲線直至層間位移角3.00%以后承載力才有下降的趨勢.總體來講，試件FIW-2在不斷加載的過程中表現出了較為良好的抗震性能，具有較好的延性.

對比兩組試件的滯回曲線，試件FIW-2相較于FIW-1的最大承載力有所降低，主要原因為試件FIW-2中水平滑移層的存在削弱了原本整片墻體的斜支撐作用，同時也是由于水平滑移層的存在使得試件FIW-2的分塊墻體在試驗中能相對滑動，從而起到耗散地震能量的作用，最終造成試件FIW-2滯回曲線比試件FIW-1飽滿.

2.3 骨架曲線

兩組試件骨架曲線如圖6所示.

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

由圖6可知：在加載初期階段，試件FIW-1的整體抗側承載力明顯大于試件FIW-2；隨著加載的不斷增大，試件FIW-1抗側承載力出現急速降低，漸漸與FIW-2相接近，造成以上現象的原因是試件FIW-1內部的填充墻體在層間位移角0.50%～1.00%階段間急劇破壞，斜撐作用因墻體的破壞不斷弱化，而試件FIW-2因水平滑移層的存在導致了整體結構斜撐效應較小且恒定.

2.4 殘余變形

結構殘余變形如圖7所示，其中，a=殘余變形/層高×100%.

圖7 殘余變形Fig.7 Residual deformation of specimens

由圖7中可知：各級加載階段試件FIW-2殘余變形在絕大多數加載階段中均小于試件FIW-1；當層間位移角達到4.00%時，試件FIW-1、FIW-2，最大殘余變形與層高的比值分別為2.77%、2.01%，試件FIW-2相比試件FIW-1下降了27%，表明試件FIW-2具有更優良的可恢復性能，能夠在一定強度地震作用后變形快速恢復.

2.5 耗能能力

兩組試件的等效黏滯阻尼系數ζec[15]如圖8 所示.由圖8可知：當層間位移角小于0.75%時，試件FIW-1的等效黏滯阻尼系數隨著層間位移角的增大呈現減小的趨勢；當位移角大于0.75%時則隨著層間位移角的增大而緩慢增加；當層間位移角小于1.50%時，試件FIW-2的等效黏滯阻尼系數與層間位移角成反比，大于1.50%時成正比；當層間位移角小于2.00%時，試件FIW-2的等效黏滯阻尼系數大于試件FIW-1；當層間位移角大于2.00%后兩者大致趨于一致；試件FIW-2的耗能能力大于試件FIW-1，主要原因為試件FIW-2中存在水平滑移層所導致.

圖8 等效粘滯阻尼系數曲線Fig.8 Equivalent viscous damping coefficient curves

2.6 剛度退化

試件的剛度退化曲線[15]以割線剛度k表示，如圖9所示.

圖9 剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curves

由圖9可知：在加載早期試件FIW-1的剛度高于試件FIW-2，當層間位移角超過1.00%后，兩者幾乎重疊，主要是因為加載前期試件FIW-1內部填充墻提供了剛度，隨著荷載的不斷增加，填充墻體不斷遭到破壞，所提供的剛度逐漸降低所致.

2.7 強度退化系數

試件承載力強度退化系數λ為同一級加載時，第i次循環峰值點的荷載值Fi與第i-1次循環峰值點的荷載值Fi-1的比值[15].表3為各試件承載力達到最大時加載階段的強度退化系數值，反映此加載階段承載力降低的性能。

由表3可知：各試件在載段經3次循環加載后，試件FIW-1承載力降低較大，試件FIW-2承載力降低小，因為試件FIW-1承載力達到最大的加載時間點較試件FIW-2早，加載初期FIW-1試件的填充墻發生集中破壞，主體梁柱基本無損傷；當FIW-2試件承載力達到最大時，此時層間位移角較大，FIW-2試件的主體梁柱有一定程度的損傷.

表3 承載力達到最大加載階段的強度退化系數Tab.3 Strength degradation coefficient of the loading stage when bearing capacity reaches the maximum

3 試驗結果分析

為了衡量填充墻的破壞程度，采用表面剝落、壓碎或塌落砌塊的豎向表面積百分率定義填充墻破壞率，即

式中：Acp為任一側填充墻體中表面剝落、壓碎或塌落砌塊的豎向表面積的和，當砌塊兩側均出現破壞時僅計一側的面積；A為填充墻一側的豎向表面積.

利用式（1）計算兩試件在不同加載階段的填充墻破壞率，如圖10所示.

由圖10可知：當層間位移角為0.25%時，試件FIW-1就出現了空心磚表面剝落的現象，隨著加載的不斷增加，填充墻破壞率不斷增加，當層間位移達到1.50%時，填充墻的破壞率約為20%，即填充墻約1/5的區域被壓碎，填充墻中部區域基本遭受破壞，僅剩余四角部分近框架梁柱的填充墻（如圖5），此后，隨著加載的不斷增加，填充墻破壞的區域繼續擴大，該階段主要是由于頂部的填充墻因中部墻體破壞失去了有效約束，不斷塌落所致.當層間位移角達到或超過3.00%時，破壞或塌落的填充墻達到40%以上，并基本保持恒定，此時僅剩余框架柱兩側及框架梁底部的填充墻，斜撐效應完全消失，破壞率不再增加，剩余的填充墻又被周邊拉結不再塌落，故破壞率曲線呈水平線.

圖10 試件承載力降低曲線Fig.10 Curves of specimen bearing capacity reduction

當層間位移角為0.75%時，試件FIW-2才出現少量的空心磚表層剝落，約占0.12%，剝落出現在被滑移層分割的墻體四角，因被框架柱局部擠壓所致，此后隨著荷載的不斷增加，填充墻破壞基本恒定，主要是由于墻體能發生相對滑動，可自適應框架變形，破壞率不再增加，直至層間位移角達到1.50%；當層間位移角達到1.75%時，填充墻破壞率有少許增加，約占0.25%，此后隨著加載的不斷增大，填充墻破壞率緩慢增加，當層間位移角達到3.50%時，填充墻破壞率僅約3%，與試件FIW-1相比，破壞率降低達93%以上.

對比兩組試件填充墻破壞率，試件FIW-2內部填充墻破壞率遠小于傳統剛性連接的填充墻試件FIW-1，完全可滿足無需修理或僅小修后可繼續使用的要求.

4 結 論

通過對按傳統剛性連接的填充墻和帶有水平滑移層的新型填充墻進行擬靜力試驗研究，觀察記錄了兩組試件的破壞過程和進行試驗數據分析，得到以下結論：

1）水平滑移層的設置改變了墻體的破壞模式，墻體破壞由對角破壞向滑移破壞發生轉變，破壞范圍由集中破壞轉向點狀破壞，結構的耗能能力更優.

2）輕質空心磚填充墻體中鋪設水平滑移層是一種非常有效的減輕填充墻地震破壞的措施，地震作用下填充墻體的破壞程度明顯減小，填充墻的破壞率約為3%以下，與傳統剛性連接填充墻相比，墻體的破壞率降低最少93%.

3）帶水平滑移層的填充墻體可作為可恢復框架結構填充墻體，能提高結構的變形可恢復能力，殘余變形小，最大殘余變形下降了約27%，可使主體結構具有更優良的可恢復性能.