柔性連接填充墻框架結(jié)構(gòu)抗震性能試驗

周曉潔，李忠獻(xiàn)，續(xù)丹丹，姜緒亮

(1. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072；2. 天津城建大學(xué)土木工程學(xué)院，天津 300384)

柔性連接填充墻框架結(jié)構(gòu)抗震性能試驗

周曉潔1,2，李忠獻(xiàn)1，續(xù)丹丹2，姜緒亮2

(1. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072；2. 天津城建大學(xué)土木工程學(xué)院，天津 300384)

通過5榀空心砌塊砌體填充墻框架結(jié)構(gòu)低周反復(fù)荷載試驗，系統(tǒng)研究了填充墻-框架柔性連接和剛性連接、全墻填充和半墻填充框架結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理和抗震性能，進(jìn)行了結(jié)構(gòu)滯回特性、承載力、位移延性、剛度退化、強(qiáng)度衰減、耗能能力及變形性能指標(biāo)分析．結(jié)果表明，柔性連接方案對結(jié)構(gòu)承載力的提高低于剛性連接方案，但其他性能指標(biāo)均優(yōu)于剛性連接方案，說明柔性連接方案減小了墻-框相互作用，有效改善了填充墻框架結(jié)構(gòu)的抗震性能．

空心砌塊砌體填充墻框架結(jié)構(gòu)；低周反復(fù)荷載試驗；剛性連接；柔性連接；抗震性能

砌體填充墻框架結(jié)構(gòu)是我國應(yīng)用最為廣泛的一種結(jié)構(gòu)形式，國內(nèi)對這種結(jié)構(gòu)體系的試驗和研究集中于20世紀(jì) 80年代，主要研究對象是實心黏土磚填充墻框架結(jié)構(gòu)，所取得的大量研究成果在《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GBJ11—89)中得到應(yīng)用[1-2]．目前，作為傳統(tǒng)填充墻材料的黏土磚已經(jīng)被空心混凝土砌塊、粉煤灰砌塊、加氣混凝土砌塊等輕質(zhì)材料取代[3-4]，同時強(qiáng)度較低但保溫性能良好的自保溫空心砌塊也得到大量應(yīng)用，然而目前針對這些新型空心砌塊砌體填充墻框架結(jié)構(gòu)的試驗研究和理論分析較少．

現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB50011—2010)將填充墻視為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件，只考慮填充墻自重，不考慮填充墻的抗震承載力，通過自振周期折減系數(shù)近似考慮其對結(jié)構(gòu)整體剛度的影響．這種方法雖然簡單，但不能真實反映結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，因為地震作用下填充墻與框架之間存在復(fù)雜的相互作用，對結(jié)構(gòu)抗震性能的影響很大．歷次震害表明，框架結(jié)構(gòu)中填充墻破損嚴(yán)重，造成一定經(jīng)濟(jì)損失的同時也影響了建筑使用功能．因此，近年來地震工程界重新審視砌體填充墻框架結(jié)構(gòu)，開展了大量研究[5-11]．有學(xué)者提出，通過改變填充墻與框架的連接方式或設(shè)置耗能縫可以減小框架和填充墻之間的相互作用，改善結(jié)構(gòu)的抗震性能[12-16]．2011年，住建部修訂并發(fā)布實施了《混凝土小型空心砌塊建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T14—2011)[17]，明確提出填充墻與框架柱、梁可采取脫開的連接方法，也可稱為柔性連接方法，以減小填充墻對框架梁柱的頂推作用．因此，開展柔性連接填充墻框架結(jié)構(gòu)抗震性能試驗研究，揭示墻-框連接方式和填充墻填砌方式對結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，并提出合理的設(shè)計建議，具有重要的理論意義和工程價值．

本文擬進(jìn)行墻-框連接方式(剛性連接和柔性連接)以及填充墻填砌方式(全墻填充和半墻填充)對填充墻框架結(jié)構(gòu)抗震性能影響的試驗研究．

1 試驗設(shè)計

1.1 試件設(shè)計與制作

設(shè)計制作了 5榀單層單跨鋼筋混凝土填充墻框架模型，試件高寬比約為1∶1.54．采用粉煤灰自保溫空心砌塊為填充材料，主砌塊尺寸為 390,mm× 240,mm×190,mm，輔砌塊尺寸為 190,mm×240 mm×190,mm，砌塊塊型如圖 1所示．砌塊強(qiáng)度等級為 MU3.5，砌筑砂漿強(qiáng)度等級為 Mb7.5，試件用混凝土強(qiáng)度等級為 C30，芯柱灌孔混凝土強(qiáng)度等級為C20，箍筋采用HPB300級，縱筋采用HRB335級，框架柱設(shè)計軸壓比為0.25．材料實測強(qiáng)度及力學(xué)性能見表 1和表 2，試件設(shè)計情況見表 3，試件外形尺寸及配筋情況見圖 2和圖 3，圖中未注明長度單位均為mm．

圖1 粉煤灰空心砌塊Fig.1 Fly-ash hollow blocks

表1 砌體和混凝土實測強(qiáng)度Tab.1 Measured values of masonry and concrete strengths

表2 鋼筋實測力學(xué)參數(shù)Tab.2 Measured mechanics parameters of steel

表3 試件設(shè)計情況Tab.3 Designing conditions of specimens

墻-框柔性連接方案中，填充墻與主體框架間設(shè)有預(yù)留縫，縫寬δ需滿足多遇地震和罕遇地震下薄弱層部位層間位移角要求，本文取 δ= h /50≈ 30 mm.縫內(nèi)填充 32,mm厚的泡沫聚苯板，縫內(nèi)擠緊，不得松動．

1.2 加載裝置與加載制度

1.2.1 加載裝置

采用低周反復(fù)荷載試驗方案，加載裝置如圖4所示．兩臺液壓千斤頂分別對柱頂施加豎向荷載至預(yù)定軸力，并在試驗過程中保持不變．千斤頂上部安裝低摩阻滑動板，水平加載時千斤頂可隨滑動板水平移動. 采用 500,kN電液飼服作動器對梁端施加水平荷載，并通過作動器端部鋼板及4根拉桿實現(xiàn)水平荷載的往復(fù)施加．

圖2 框架幾何尺寸及配筋Fig.2 Specimen geometrical size and reinforcement

圖3 試件示意Fig.3 General view of specimens

圖4 試驗加載裝置Fig.4 Test loading setup

1.2.2 加載制度

根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ101—96)，同時參考文獻(xiàn)[18]，試驗采用控制位移加載中的變幅等幅混合加載法，以考察試件在各種位移角下的工作性能，加載制度如圖 5所示．正式加載至結(jié)構(gòu)屈服前，各位移幅值循環(huán) 1次，結(jié)構(gòu)屈服后，各位移幅值循環(huán)3次，直至試件的水平承載能力下降到最大承載力的85%以下時，試驗停止．

圖5 加載制度Fig.5 Loading history

1.3 框架梁柱縱筋應(yīng)變測量

為研究墻-框連接方式和填充墻填砌方式對主體框架結(jié)構(gòu)受力的影響，試驗過程中應(yīng)監(jiān)測沿框架柱高度方向不同位置處縱筋的應(yīng)變，為此在框架柱兩端以及沿框架柱高度 1/3、1/2及 2/3處分別布置縱筋應(yīng)變片，同時在框架梁兩端布置縱筋應(yīng)變片，如圖 6所示，其中h為底梁上表面至頂梁中心線間的距離．

圖6 框架梁和柱縱筋應(yīng)變片布置Fig.6 Strain gauge layout in the longitudinal bars of beams and columns

2 試驗現(xiàn)象和試件破壞形態(tài)

各試件最終破壞形態(tài)如圖7所示．試驗現(xiàn)象及試件破壞形態(tài)描述如下．

(1)試件PF：水平位移Δ＝h/700(h為1,380,mm)之前，未出現(xiàn)可觀察到的裂縫；Δ＝h/500時，梁端出現(xiàn)裂縫；Δ＝h/300時，柱端出現(xiàn)裂縫；Δ＝h/200時，框架梁、柱部分縱筋屈服，屈服位置為梁柱端部，以后各加載階段循環(huán) 3次；隨著水平荷載的往復(fù)施加，試件梁端、柱端裂縫不斷出現(xiàn)和延伸，混凝土壓酥，保護(hù)層剝落，鋼筋裸露，形成塑性鉸；加載至 Δ＝h/30時，試件達(dá)到最大承載力，此后試件承載力下降．直至試驗結(jié)束，框架梁、柱箍筋未屈服，因此試件PF中梁、柱的破壞屬于典型彎曲破壞類型．

(2)試件 GWF2：水平位移 Δ＝h/1,000時，梁端出現(xiàn)微小裂縫，墻-框交界處開裂，墻體砂漿層開裂；Δ＝h/700時，墻體砂漿層裂縫貫通成階梯型，砌塊開裂，梁縱筋屈服；Δ＝h/500時，柱端出現(xiàn)裂縫；Δ＝h/300時，墻體進(jìn)一步形成交叉斜裂縫，墻-框交界處砂漿層開裂；Δ＝h/200時，框架柱部分縱筋屈服，屈服位置為柱中部，以后各加載階段循環(huán) 3次；隨著水平荷載的往復(fù)施加，試件梁端、柱端不斷出現(xiàn)裂縫并延伸，混凝土逐漸壓酥，保護(hù)層剝落，鋼筋裸露，形成塑性鉸，墻體受損情況逐漸加重；Δ＝h/50時，柱底部斜裂縫開展明顯，個別箍筋屈服，試件達(dá)到最大承載力，此后試件承載力下降；Δ＝h/25時，大面積混凝土壓碎剝落，填充墻破損嚴(yán)重，試驗停止．試件GWF2中梁的破壞屬于彎曲破壞，而由于剛性連接填充墻對框架柱的附加剪力的影響，柱具有剪切破壞特征，屬于彎曲-剪切型破壞．

(3)試件 RWF2：水平位移 Δ＝h/1,000時，未出現(xiàn)可觀察到的裂縫；Δ＝h/700時，梁、柱端出現(xiàn)裂縫，墻體砂漿層開裂；Δ＝h/300時，梁、柱裂縫繼續(xù)出現(xiàn)和延伸，墻體砂漿層貫通成階梯形；Δ＝h/200時，框架梁、柱縱筋屈服，屈服位置為梁柱端部，以后各加載階段循環(huán) 3次；隨著水平荷載的往復(fù)施加，試件梁端、柱端裂縫不斷出現(xiàn)和延伸，混凝土逐漸壓酥，保護(hù)層剝落，鋼筋裸露，形成塑性鉸，由于墻-框預(yù)留縫及填充物的有利影響，墻體受損情況比試件 GWF2減輕很多；加載至 Δ＝h/30時，試件達(dá)到最大承載力，此后試件承載力下降．直至試驗結(jié)束，框架柱箍筋未屈服，且無明顯斜裂縫，試件 RWF2中梁、柱的破壞屬于典型彎曲破壞類型．

(4)試件 GWF3：水平位移 Δ＝h/1,000時，墻-框交界處開裂；Δ＝h/700時，墻體砂漿層開裂；Δ＝h/500時，梁端出現(xiàn)細(xì)微裂縫；Δ＝h/300時，柱端出現(xiàn)裂縫，梁縱筋屈服；Δ＝h/100時，柱底部斜裂縫開展明顯，箍筋屈服；Δ＝h/70時，柱縱筋屈服，屈服位置為柱中部，以后各加載階段循環(huán) 3次；隨著水平荷載的往復(fù)施加，試件梁端、柱端裂縫不斷出現(xiàn)和延伸，混凝土壓酥，保護(hù)層剝落，鋼筋裸露，形成塑性鉸，墻體受損情況逐漸加重；Δ＝h/30時，試件達(dá)到最大承載力，此后試件承載力下降；Δ＝h/25時，大面積混凝土壓碎剝落，填充墻破損嚴(yán)重，試驗停止．試件GWF3中梁的破壞屬于彎曲破壞，但由于剛性連接填充墻對框架柱的附加剪力的影響，柱的破壞具有明顯剪切破壞特征，屬于剪切-彎曲型破壞．

(5)試件 RWF3：水平位移 Δ＝h/700之前，未出現(xiàn)可觀察到的裂縫；Δ＝h/500時，梁、柱端部出現(xiàn)細(xì)微裂縫；Δ＝h/300時，梁、柱裂縫延伸，墻體出現(xiàn)階梯形裂縫；Δ＝h/200時，梁縱筋屈服；Δ＝h/100時，柱縱筋屈服，屈服位置為柱根部，以后各加載階段循環(huán)3次；隨著水平荷載的往復(fù)施加，試件梁端、柱端裂縫不斷出現(xiàn)和延伸，混凝土壓酥，保護(hù)層剝落，鋼筋裸露，形成塑性鉸，由于墻-框預(yù)留縫的影響，墻體受損情況比試件GWF3減輕很多；加載至Δ＝h/30時，試件達(dá)到最大承載力，此后試件承載力下降．直至試驗結(jié)束，框架柱箍筋未屈服，且無明顯斜裂縫，試件RWF3中梁、柱的破壞屬于典型彎曲破壞類型．

綜上可知，試件滿足“強(qiáng)剪弱彎，強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計原則，梁端開裂及梁縱筋屈服均早于柱；剛性連接方案中，由于框架和填充墻間的頂推作用，填充墻破損嚴(yán)重，梁端開裂及梁縱筋屈服均早于柔性連接方案，框架柱以彎曲破壞為主，但具有剪切破壞特征；柔性連接方案中，預(yù)留縫及填充物減小了框架和填充墻間的頂推作用，填充墻破損程度減輕，梁縱筋屈服稍晚，框架梁、柱的整體工作性能更好，減小和消除了填充墻對框架柱的附加剪力的影響，避免了框架柱的剪切破壞特征．

圖7 試件的最終破壞形態(tài)Fig.7 Ultimate failure modes of specimens

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

滯回曲線綜合體現(xiàn)了結(jié)構(gòu)的抗震性能，是進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震彈塑性動力分析的主要依據(jù)．本次試驗各試件的滯回曲線(P-Δ曲線)如圖8所示．

(1)試件 PF：試件開裂前，滯回環(huán)面積很小，荷載-位移基本呈直線變化，耗能能力很小，試件處于彈性階段；開裂后，滯回環(huán)面積增大，曲線呈梭形，試件耗能能力增大；試件屈服后，由于縱向鋼筋粘結(jié)滑移的影響，滯回環(huán)出現(xiàn)少許“捏縮”現(xiàn)象，曲線呈現(xiàn)弓形，滯回環(huán)面積增大，試件的耗能能力變大，殘余變形增加，試件處于彈塑性階段；達(dá)到最大承載力后，滯回環(huán)出現(xiàn)明顯的“捏縮”現(xiàn)象，曲線呈現(xiàn)倒 S形，試件承載力下降，耗能能力降低．

(2)試件 GWF2和試件 GWF3：試件屈服前，滯回曲線及試件耗能情況同試件PF；試件屈服后，由于縱向鋼筋粘結(jié)滑移及構(gòu)件剪切變形的影響，滯回環(huán)出現(xiàn)少許“捏縮”現(xiàn)象，曲線呈現(xiàn)弓形，滯回環(huán)面積增大，試件的耗能能力增大，殘余變形增加，試件處于彈塑性階段；達(dá)到最大承載力后，滯回環(huán)出現(xiàn)明顯的“捏縮”現(xiàn)象，曲線形狀介于弓形和倒 S形之間，耗能能力較同階段純框架PF有所改善．

圖8 試件的滯回曲線Fig.8 Hysteresis curves of specimens

(3)試件 RWF2和試件 RWF3：試件屈服前，滯回曲線及試件耗能情況同試件PF；試件屈服后，由于墻-框預(yù)留縫及其填充物起到了耗能作用，滯回環(huán)“捏縮”現(xiàn)象不明顯，曲線仍以梭形為主，滯回環(huán)面積較大，試件表現(xiàn)出較好的耗能能力；達(dá)到最大承載力后，滯回環(huán)“捏縮”現(xiàn)象逐漸明顯，曲線形狀介于梭形和弓形之間，耗能能力較同階段的剛性連接試件有所改善．

3.2 骨架曲線

骨架曲線能直觀反映試件在水平反復(fù)荷載作用下的剛度、強(qiáng)度和延性等力學(xué)特征．根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ101—96)，取各加載循環(huán)中第 1個循環(huán)峰值點連成的包絡(luò)線作為骨架曲線，如圖 9所示．

圖9 試件的骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of specimens

骨架曲線的開裂點、屈服點、最大荷載點和破壞荷載點是骨架曲線的主要特征點．其中，開裂點指填充墻首次出現(xiàn)貫通裂縫時所對應(yīng)的荷載和位移；屈服點指柱縱筋部分或大部分達(dá)到屈服時所對應(yīng)的荷載和位移，考慮柱縱筋應(yīng)變發(fā)展情況及骨架曲線形狀，根據(jù)能量等效面積法綜合確定；破壞荷載點取試件最大承載力出現(xiàn)后，隨變形增加承載力下降至最大值85%時的荷載和相應(yīng)變形．骨架曲線特征點實測數(shù)據(jù)見表4．

由圖9和表4可得到如下結(jié)論．

(1) 柔性連接試件的開裂荷載較大，說明預(yù)留縫及填充物減小了填充墻與框架之間的頂推作用，減緩了墻體損傷的出現(xiàn)．

(2) 相比于試件PF，試件GWF2的最大荷載提高約48.0%，試件RWF2提高約16.4%，試件 GWF3提高約12.3%，試件RWF3提高約7.8%．說明填充墻的加入提高了框架結(jié)構(gòu)的承載力，其中全墻填充且剛性連接試件的承載力提高最為顯著．

(3) 相比于試件PF，試件GWF2的等效剛度提高約215.2%，試件RWF2提高約104.4%，試件GWF3提高約 66.8%，試件 RWF3提高約 55.4%．說明填充墻的加入顯著提高了框架結(jié)構(gòu)的剛度，其中全墻填充且剛性連接試件的剛度提高最為顯著．

表4 實測試件各階段荷載、位移和位移延性系數(shù)Tab. 4 Measured values of loads，displacements and ductility coefficients of specimens

(4) 填充墻的加入改善了結(jié)構(gòu)延性，有利于罕遇地震作用時結(jié)構(gòu)耗能和塑性變形要求．其中，柔性連接試件的位移延性大于剛性連接試件，全墻填充試件的位移延性大于半墻填充試件，半墻填充試件的位移延性與純框架接近．

3.3 填充墻對框架剛度及承載力的提高作用

3.3.1 填充墻對框架剛度的提高作用

根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GBJ11—89)及文獻(xiàn)[18]，砌體填充墻框架等效層間側(cè)移剛度可表達(dá)為

式中：Kefw為填充墻框架的等效層間側(cè)移剛度，近似取結(jié)構(gòu)屈服荷載和屈服位移之比；Kef為結(jié)構(gòu)屈服時純框架部分等效層間側(cè)移剛度；Kew為結(jié)構(gòu)屈服時填充墻部分等效層間側(cè)移剛度；Kw為砌體填充墻的初始層間側(cè)移剛度，填充墻端部設(shè)置芯柱時，應(yīng)將芯柱混凝土等效成當(dāng)量空心砌塊砌體，按 T形截面計算截面面積和慣性矩，灌孔率約取 20%；yα為結(jié)構(gòu)屈服時，考慮填充墻與框架邊界條件以及填充墻參與程度的等效剛度折減系數(shù)，y1α≤ ，文獻(xiàn)[18]給出了其計算公式；k 為反映墻-框連接方案及構(gòu)造方式對填充墻參與程度的影響系數(shù)，根據(jù)試驗，剛性連接時 k＝0.16，柔性連接時 k＝0.09；Ew為砌體受壓彈性模量；Iw為填充墻截面慣性矩；Aw為填充墻沿水平長度方向的截面面積；Hw為填充墻的高度；n 為填充墻高寬比．

填充墻的等效層間側(cè)移剛度試驗值和計算值對比見表5．

表5 結(jié)構(gòu)屈服時填充墻部分等效層間側(cè)移剛度Tab.5 Equivalent lateral displacement stiffness of filler wall under yield load

3.3.2 填充墻對框架承載力的提高作用

砌體填充墻框架水平承載力可以表達(dá)為

式中：Pmax為填充墻框架的水平承載力；Pf為填充墻框架中純框架部分提供的水平承載力；Pw為填充墻框架中填充墻部分提供的水平承載力．

根據(jù)試驗結(jié)果進(jìn)行填充墻對框架結(jié)構(gòu)水平承載力的提高作用分析，并提出承載力計算公式．首先確定全墻填充、墻-框剛性連接情況時填充墻提供的水平承載力，此時應(yīng)考慮墻端芯柱對承載力的提高作用；然后分別考慮填充墻填砌方式和墻-框連接方式對水平承載力的影響．根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，半墻填充試件填充墻的水平承載力為相應(yīng)全墻填充試件的，柔性連接試件填充墻的水平承載力為相應(yīng)剛性連接方案的．參考《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50003—2011)，4種情況下填充墻的水平承載力計算公式見式(6)～式(9)．

墻-框剛性連接，全墻填充

墻-框柔性連接，全墻填充

墻-框剛性連接，半墻填充

墻-框柔性連接，半墻填充

式中：f2為砂漿抗壓強(qiáng)度；ζc為芯柱參與工作系數(shù)，此處取ξc＝1.45；ft為灌孔混凝土的軸心抗拉強(qiáng)度；Ac為芯柱截面面積；fy為芯柱鋼筋的屈服強(qiáng)度；As為芯柱鋼筋的截面面積；η為填充墻的填充比率，η=，

w

wHn為框架柱凈高(見圖10)．

填充墻的水平承載力試驗值和計算值對比見表6．

圖10 填充墻填充比率示意Fig.10 Sketch of filling ratio of filler wall

表6 填充墻部分水平承載力Tab.6 Horizontal bearing capacity of filler wall

3.4 剛度退化

各試件的剛度退化曲線見圖11．

由圖 11可知，試件 PF的初始剛度最小，試件GWF2的初始剛度最大，試件RWF2、GWF3、RWF3的初始剛度居中且基本相同，說明填充墻的加入提高了結(jié)構(gòu)剛度，有利于正常使用和多遇地震作用下結(jié)構(gòu)的變形控制．其中，全墻填充且剛性連接方案對結(jié)構(gòu)剛度的提高作用最明顯，柔性連接或半墻填充對結(jié)構(gòu)剛度的提高作用基本相同；隨著反復(fù)荷載的施加，試件剛度下降，初始剛度越大，下降越快，反之，下降減慢；試驗后期，填充墻退出工作，其對剛度的影響越來越小，剛度退化隨之越來越緩慢，最后各試件的剛度基本趨于一致．

圖11 剛度退化曲線Fig.11 Curves of stiffness degradation

3.5 強(qiáng)度衰減

水平往復(fù)荷載作用下，在同一加載階段，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件水平承載力下降，這種現(xiàn)象稱為強(qiáng)度衰減，用荷載降低系數(shù)λi表示為

式中：Pi為某一級位移幅值下第i次循環(huán)峰值點荷載值；Pi-1為某一級位移幅值下第i－1次循環(huán)峰值點荷載值．

λi的大小反映了結(jié)構(gòu)構(gòu)件遭受地震作用受損后，其繼續(xù)抵抗地震作用能力的降低程度．各試件λi計算結(jié)果見表7．

由表7可以看出以下5點．

(1) 位移角達(dá)到1/50之前，總體來看，純框架的荷載降低系數(shù)最大，其次是柔性連接試件；而對于剛性連接試件，由于其初始剛度較大，且受到填充墻和框架相互作用的影響，其荷載降低系數(shù)相對偏小．

(2) 所有試件在達(dá)到框架結(jié)構(gòu)的彈塑性位移角限值，即 1/50時，仍具有較大的荷載降低系數(shù)，說明結(jié)構(gòu)具有一定的繼續(xù)抵抗地震作用的能力．

(3) 對初始剛度較大的剛性連接試件，荷載降低系數(shù)具有以下特點：位移角較小時，剛度較大的填充墻承擔(dān)了較多水平荷載，同時墻-框相互作用顯著，導(dǎo)致墻體裂縫迅速開展，剛度和承載力很快下降，因此試件的強(qiáng)度退化較快；之后，填充墻裂縫的開展和延伸使得水平荷載主要由主體框架承擔(dān)，因此試件的強(qiáng)度衰減也隨之減緩，直至試件達(dá)到最大水平承載力．

(4) 對純框架及柔性連接試件，填充墻開裂、剛度和強(qiáng)度退化，以及墻-框相互作用對結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響不明顯，因此試件達(dá)到最大水平承載力前，具有基本穩(wěn)定的荷載降低系數(shù)，且數(shù)值比剛性連接試件略大．

(5) 所有試件在達(dá)到最大水平承載力(試件GWF2為 1/50，其他為 1/30)時，其荷載降低系數(shù)都明顯減小，說明此時無論填充墻還是主體框架都受損嚴(yán)重，強(qiáng)度退化明顯．

表7 荷載降低系數(shù)λiTab. 7 Load decay index λi

3.6 耗能能力

耗能能力是表述結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)，各試件在不同位移角幅值下的累積耗能如圖12所示．

圖12 累積耗能與位移的關(guān)系Fig.12 Relationship between cumulative energy dissipation and displacement

由圖 12看出，填充墻的加入有助于提高結(jié)構(gòu)的耗能能力，其中，柔性連接試件的累積耗能大于相應(yīng)剛性連接試件，全墻填充試件的累積耗能大于半墻填充試件．試驗結(jié)果表明柔性連接試件中預(yù)留縫及其填充物在結(jié)構(gòu)耗能中發(fā)揮了重要作用．

3.7 變形性能

通過試驗得到各試件變形過程不同階段對應(yīng)的層間位移角，如表8所示．由表8可知：

(1) 對剛性連接試件，墻-框交界處的開裂在加載初期即出現(xiàn)，全墻填充試件 GWF2，墻體初裂與墻框交界處開裂同時出現(xiàn)；

(2) 所有試件中梁均先于柱初裂，同時由于墻-框相互作用，填充墻框架梁柱初裂先于純框架，剛性連接試件梁柱初裂先于柔性連接試件；

(3) 由于墻-框相互作用，剛性連接試件填充墻裂縫貫通先于柔性連接試件，全墻填充試件先于半墻填充試件；

(4) 由于墻-框相互作用，剛性連接試件屈服和達(dá)到最大荷載均早于柔性連接試件；

(5) 剛性連接方案中，填充墻砌塊掉落與極限變形幾乎同時發(fā)生，柔性連接方案中，砌塊掉落現(xiàn)象不明顯．

表8 試件各階段對應(yīng)的層間位移角Tab. 8 Story drifts angle corresponding to various stages of specimens

3.8 鋼筋應(yīng)變分析

圖 13給出各試件正向加載(推)時左柱右側(cè)縱筋的應(yīng)變情況，可以看出：

圖13 左柱縱筋應(yīng)變Fig.13 Strain of the longitudinal bars in the left column

(1) 對于純框架，沿框架柱高度方向的縱筋應(yīng)變近似于線性變化，因試件底梁剛度遠(yuǎn)大于頂梁剛度，所以柱底縱筋應(yīng)變大于柱頂縱筋應(yīng)變；

(2) 對剛性連接試件，由于墻-框之間剛度效應(yīng)和約束效應(yīng)的影響，位于框架柱高度方向中下部的縱筋應(yīng)變有突增，即沿高度方向框架柱內(nèi)力變化不再均勻和連續(xù)，這種內(nèi)力分布的改變將導(dǎo)致框架柱最不利截面的變化，當(dāng)填充墻的抗剪承載力相對于框架較大時，有可能發(fā)生剪切破壞；

(3) 對采用柔性連接方案的試件 RWF2和RWF3，墻-框之間剛度效應(yīng)和約束效應(yīng)減弱，沿柱高度方向縱筋應(yīng)變恢復(fù)均勻、連續(xù)和近似線性，最不利截面仍為柱底截面．

4 結(jié) 論

通過 5榀空心砌塊填充墻框架結(jié)構(gòu)的抗震性能試驗研究，得到以下結(jié)論．

(1) 水平反復(fù)荷載作用下，墻-框柔性連接減小了框架與填充墻之間的相互作用，有助于結(jié)構(gòu)整體工作性能的有效發(fā)揮．

(2) 填充墻的設(shè)置提高了框架結(jié)構(gòu)的水平承載力．柔性連接試件水平承載力的提高程度低于剛性連接試件；半墻填充試件低于全墻填充試件；給出了框架結(jié)構(gòu)中填充墻所提供水平承載力的建議計算公式，計算值與試驗值吻合較好．

(3) 填充墻的設(shè)置提高了框架結(jié)構(gòu)的初始剛度，其中全墻填充且剛性連接方案試件的初始剛度最大，剛度退化也最顯著；柔性連接試件初始剛度的提高程度低于剛性連接試件，但剛度退化減緩，有利于結(jié)構(gòu)抗震性能的改善．

(4) 給出了框架結(jié)構(gòu)中填充墻所提供等效側(cè)移剛度的建議計算公式，計算值與試驗值吻合較好．

(5) 從結(jié)構(gòu)滯回特性、位移延性、剛度退化、強(qiáng)度衰減和耗能能力等幾方面來衡量，柔性連接方案明顯優(yōu)于剛性連接方案，有效改善了填充墻框架結(jié)構(gòu)的抗震性能．

(6) 從結(jié)構(gòu)變形性能指標(biāo)上，柔性連接方案中主體框架和填充墻損傷的出現(xiàn)都晚于剛性連接方案，達(dá)到極限變形時，墻充墻破損程度也遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于剛性連接方案．

(7) 半墻填充試件的耗能能力及位移延性相比于純框架改善并不明顯，而采用剛性連接且填充墻與框架受剪承載力比值較大時，還可能發(fā)生剪切破壞，因此工程中應(yīng)盡量避免使用，或采取有效措施加以改善，如采用墻-框柔性連接方案．

(8) 柔性連接方案有利于工程結(jié)構(gòu)抗震，但由于施工復(fù)雜目前沒有得到推廣應(yīng)用．今后在試驗研究和理論分析的基礎(chǔ)上，更應(yīng)致力于柔性連接施工技術(shù)、配套填充砌塊、預(yù)留縫及填充材料、填充技術(shù)等的研究，以推動墻-框柔性連接的工程應(yīng)用進(jìn)程．

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(責(zé)任編輯：樊素英)

Experiment on Seismic Behavior of Flexible Connection Masonry Infilled Frame Structure

Zhou Xiaojie1,2，Li Zhongxian1，Xu Dandan2，Jiang Xuliang2
(1. Key Laboratory of Coast Civil Structure and Safety of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. School of Civil Engineering，Tianjin Chengjian University，Tianjin 300384，China)

In order to study the failure mechanism and seismic behavior of hollow block masonry infilled framework with flexible and rigid connection between infilled wall and frame，or with all-height and half-height infilled wall，the low-cyclic reversed loading test of 5 RC infilled frames was conducted. Meanwhile，an analysis was made of hysteresis character，bearing capacity，displacement ductility，stiffness degradation，strength retrogression，energy dissipation and deformation index of structure. The results show that flexible connection specimens have lower bearing capacity than rigid connection specimens，but the other performance indexes are better. As a result，flexible connection scheme can reduce interaction between infilled wall and frame，thus improve the seismic performance of infilled frame structure.

hollow block masonry infilled frame structure；low-cyclic reversed loading test；rigid connection；flexible connection；seismic behavior

TU317+.1；TU375.4

A

0493-2137(2015)02-0155-12

10.11784/tdxbz201410041

2014-10-16；

2014-11-17.

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)資助項目(2011CB013603)；天津市科技支撐計劃重點資助項目(12ZCZDSF00500)．

周曉潔（1972— ），女，博士研究生，副教授，zhouxj88888@126.com.

李忠獻(xiàn)，zxli@tju.edu.cn.