带水平滑移层的空心砖填充框架抗震性能试验

苏启旺 ，李 义 ，卜庆涛 ，程权林 ，HANI Meree

（西南交通大学土木工程学院, 四川 成都610031）

钢筋混凝土框架结构是一种广泛应用的结构形式，空心砖作为框架填充墙材料被广泛应用，然而因其孔洞率大、强度较低等原因，在地震作用下易于破坏[1-4]，填充墙的破坏影响了多遇或设防地震作用下结构的可修复性能.既有关于减少地震作用下填充墙体破坏程度的构造改进措施主要有设置洞口、增设钢板墙、增设耗能或阻尼装置和与主体框架脱离等[5-12].

因填充墙组成材料各异，针对大孔洞率的空心砖的填充墙的研究还较少.为减小地震作用下框架空心砖填充墙的破坏，同时使其具备良好的经济和施工性能且趋近理想的填充材料，本文分析框架填充墙破坏模式，引入一种带滑移层的填充墙，填充墙与主体框架采取刚性连接、设计制作了1榀传统刚性连接的页岩空心砖填充框架、1榀带滑移层刚性连接的页岩空心砖填充框架，因空心砖孔洞率较大，强度较低，为减少缩尺效应影响，制作采用足尺比例，进行了低周往复荷载试验，对比研究了结构残余变形、填充墙破坏程度、耗能能力等.

1 试验设计

填充墙破坏有角部局部压碎破坏、对角中部区域压碎破坏、对角开裂和滑移开裂[13].前两类破坏通常发生于强框架弱填充物的结构中，填充墙破坏较严重，如空心砖填充墙；后两类破坏则反之.

基于滑移开裂的破坏模式，仅在空心砖填充墙水平砖缝中水平铺设薄层柔性材料，墙体其他构造均与常见的构造保持相同，如填充墙与主体结构连接为传统刚接连接等.目的是让填充墙在水平地震作用下形成沿薄层材料层的滑移开裂，被薄层材料分隔的上下层砌体能发生相对错动，弱化斜撑作用，降低填充墙体的破坏程度，同时施工简便、经济.试验薄层柔性材料为3 mm厚改性沥青防水卷材，为减少尺寸效应影响，试验采用1∶1足尺比例.

1.1 试验模型

试验设计了两组试件，一组为传统刚性连接的页岩空心砖填充框架试件，一组为铺设了两层3 mm厚的改性沥青防水卷材作为薄层滑移层的页岩空心砖填充墙框架试件，分别命名为FIW-1和FIW-2，如图1所示.

图1 试件概况Fig.1 Overview of specimens

两组试件的受力框架的混凝土等级为C30, 砂浆强度为M5.0，空心砖抗压强度为MU3.5.柱为边长400 mm的方形截面；上部框架梁为宽200 mm、高450 mm 的矩形截面；板的宽度（含梁宽）为 1 000 mm，厚度为100 mm；基础梁的尺寸为500 mm宽，高为600 mm.结构梁、柱、基础配置 HRB335 直径 16 mm纵筋及 HPB300 直径 8 mm 的箍筋[14].试验轴压比均为0.25.试验中采用的墙体填充材料为240 mm ×200 mm × 110 mm 的轻质页岩空心砖，砌筑墙体时所采用的砂浆为混合砂浆，两组试件均在同一批次施工浇筑.填充墙体与框架柱之间采用HPB300的拉结筋，按照竖向每隔500 mm的间距进行布置.试件相关参数如表1和表2所示.

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

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

1.2 加载信息

两组试件基础锚固于地面，水平力通过水平液压千斤顶施加于顶部框架梁端处.轴向压力通过竖向千斤顶施加于框架柱上，在水平加载过程中，竖向千斤顶保持恒定压力，竖向千斤顶与支部钢梁间设有可滚动滑轮，保证试件受到水平侧向力时可沿水平方向滑动.

试验采用拟静力加载.试验力加载至试件出现裂缝后采用位移加载，按层间位移角（R）进行控制，位移级数共12级，每级位移循环3次，位移加载从R= 0.25%开始，每级增加0.25%直至层间位移角达到2.00%，超过2.00%以后，以0.50%为增量增加.当试件加载至层间位移角4.00%或不能够承受竖向荷载或其他不安全现象出现时，加载停止.

2 试验结果

2.1 试验现象描述

试验加载初期，试件FIW-1在试验加载第一级时就出现了肉眼可见的裂缝，首条裂缝出现在框架柱上部框架梁交接角处的填充墙砂浆灰缝处，随着加载的不断增加，裂缝数量增加明显，试件FIW-1出现的裂缝沿灰缝产生并以对角裂缝形式向外展开，延伸至墙顶或底部，相交于墙体中部，呈X状.试件FIW-2在力加载三级后才产生首条裂缝，首条裂缝出现在水平薄层柔性材料滑移层处，开裂位移角为0.25%，试件FIW-2上的裂缝主要沿水平滑移层处开展和延伸，最后裂缝形成水平贯通缝，将整个墙体水平分割成3个部分，每部分墙体局部近柱端出现部分水平裂缝，主要是由于填充墙受到柱水平侧力所致.两者比较，试件FIW-2墙体整体裂缝较少，两试件在R=0.25%时裂缝开展如图2所示.

图2 裂缝开展Fig.2 Crack development of specimens

两者在加载后期墙体剥落压碎方面也存在差异.随着加载的层间位移角不断增大，填充墙开始出现墙面剥落和压碎的现象，当层间位移角为0.25%时，试件FIW-1填充墙出现首块空心砖表面剥落和压碎的现象；而当层间位移角达到0.75%时试件FIW-2才出现首块空心砖表面剥落；两组试件的剥落形态以及剥落部位也不尽相同，试件FIW-1的剥落部位主要位于墙体中部，并表现出不断向角部延伸的趋势，破坏呈X状，剥落面积较大；试件FIW-2剥落的部位主要位于被滑移层水平分割的三块墙体的端角部，剥落面积较小，当R=2.00%时，两试件填充墙的剥落压碎如图3所示.

图3 剥落压碎Fig.3 Spalling and crushing of specimens

试件FIW-2中被水平分割的三块墙体在加载时明显地相互错动，当R= 2.00%时，位于上部两块墙体相互错动的距离达50 mm，如图4所示.当外界荷载卸载时，墙体相互错动的距离又逐渐减小，墙体随框架变形自我恢复，墙体整体破坏很小.

图4 墙块相互错动Fig.4 Mutual dislocation of walls

2.2 滞回曲线

试件FIW-1、FIW-2的滞回曲线如图5所示.

图5 滞回曲线Fig.5 Hysteresis curves

由图5可知：试件FIW-1加载至层间位移角约为0.50%时承载力达到最大值，随后随着层间位移角的增大，结构的承载力急剧下降，然后趋于平稳，下降段位于层间位移角0.50%～1.00%的区段间，这主要是由于内部填充墙破坏所导致；试件FIW-2滞回曲线直至层间位移角3.00%以后承载力才有下降的趋势.总体来讲，试件FIW-2在不断加载的过程中表现出了较为良好的抗震性能，具有较好的延性.

对比两组试件的滞回曲线，试件FIW-2相较于FIW-1的最大承载力有所降低，主要原因为试件FIW-2中水平滑移层的存在削弱了原本整片墙体的斜支撑作用，同时也是由于水平滑移层的存在使得试件FIW-2的分块墙体在试验中能相对滑动，从而起到耗散地震能量的作用，最终造成试件FIW-2滞回曲线比试件FIW-1饱满.

2.3 骨架曲线

两组试件骨架曲线如图6所示.

图6 骨架曲线Fig.6 Skeleton curves of specimens

由图6可知：在加载初期阶段，试件FIW-1的整体抗侧承载力明显大于试件FIW-2；随着加载的不断增大，试件FIW-1抗侧承载力出现急速降低，渐渐与FIW-2相接近，造成以上现象的原因是试件FIW-1内部的填充墙体在层间位移角0.50%～1.00%阶段间急剧破坏，斜撑作用因墙体的破坏不断弱化，而试件FIW-2因水平滑移层的存在导致了整体结构斜撑效应较小且恒定.

2.4 残余变形

结构残余变形如图7所示，其中，a=残余变形/层高×100%.

图7 残余变形Fig.7 Residual deformation of specimens

由图7中可知：各级加载阶段试件FIW-2残余变形在绝大多数加载阶段中均小于试件FIW-1；当层间位移角达到4.00%时，试件FIW-1、FIW-2，最大残余变形与层高的比值分别为2.77%、2.01%，试件FIW-2相比试件FIW-1下降了27%，表明试件FIW-2具有更优良的可恢复性能，能够在一定强度地震作用后变形快速恢复.

2.5 耗能能力

两组试件的等效黏滞阻尼系数ζec[15]如图8 所示.由图8可知：当层间位移角小于0.75%时，试件FIW-1的等效黏滞阻尼系数随着层间位移角的增大呈现减小的趋势；当位移角大于0.75%时则随着层间位移角的增大而缓慢增加；当层间位移角小于1.50%时，试件FIW-2的等效黏滞阻尼系数与层间位移角成反比，大于1.50%时成正比；当层间位移角小于2.00%时，试件FIW-2的等效黏滞阻尼系数大于试件FIW-1；当层间位移角大于2.00%后两者大致趋于一致；试件FIW-2的耗能能力大于试件FIW-1，主要原因为试件FIW-2中存在水平滑移层所导致.

图8 等效粘滞阻尼系数曲线Fig.8 Equivalent viscous damping coefficient curves

2.6 刚度退化

试件的刚度退化曲线[15]以割线刚度k表示，如图9所示.

图9 刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curves

由图9可知：在加载早期试件FIW-1的刚度高于试件FIW-2，当层间位移角超过1.00%后，两者几乎重叠，主要是因为加载前期试件FIW-1内部填充墙提供了刚度，随着荷载的不断增加，填充墙体不断遭到破坏，所提供的刚度逐渐降低所致.

2.7 强度退化系数

试件承载力强度退化系数λ为同一级加载时，第i次循环峰值点的荷载值Fi与第i-1次循环峰值点的荷载值Fi-1的比值[15].表3为各试件承载力达到最大时加载阶段的强度退化系数值，反映此加载阶段承载力降低的性能。

由表3可知：各试件在载段经3次循环加载后，试件FIW-1承载力降低较大，试件FIW-2承载力降低小，因为试件FIW-1承载力达到最大的加载时间点较试件FIW-2早，加载初期FIW-1试件的填充墙发生集中破坏，主体梁柱基本无损伤；当FIW-2试件承载力达到最大时，此时层间位移角较大，FIW-2试件的主体梁柱有一定程度的损伤.

表3 承载力达到最大加载阶段的强度退化系数Tab.3 Strength degradation coefficient of the loading stage when bearing capacity reaches the maximum

3 试验结果分析

为了衡量填充墙的破坏程度，采用表面剥落、压碎或塌落砌块的竖向表面积百分率定义填充墙破坏率，即

式中：Acp为任一侧填充墙体中表面剥落、压碎或塌落砌块的竖向表面积的和，当砌块两侧均出现破坏时仅计一侧的面积；A为填充墙一侧的竖向表面积.

利用式（1）计算两试件在不同加载阶段的填充墙破坏率，如图10所示.

由图10可知：当层间位移角为0.25%时，试件FIW-1就出现了空心砖表面剥落的现象，随着加载的不断增加，填充墙破坏率不断增加，当层间位移达到1.50%时，填充墙的破坏率约为20%，即填充墙约1/5的区域被压碎，填充墙中部区域基本遭受破坏，仅剩余四角部分近框架梁柱的填充墙（如图5），此后，随着加载的不断增加，填充墙破坏的区域继续扩大，该阶段主要是由于顶部的填充墙因中部墙体破坏失去了有效约束，不断塌落所致.当层间位移角达到或超过3.00%时，破坏或塌落的填充墙达到40%以上，并基本保持恒定，此时仅剩余框架柱两侧及框架梁底部的填充墙，斜撑效应完全消失，破坏率不再增加，剩余的填充墙又被周边拉结不再塌落，故破坏率曲线呈水平线.

图10 试件承载力降低曲线Fig.10 Curves of specimen bearing capacity reduction

当层间位移角为0.75%时，试件FIW-2才出现少量的空心砖表层剥落，约占0.12%，剥落出现在被滑移层分割的墙体四角，因被框架柱局部挤压所致，此后随着荷载的不断增加，填充墙破坏基本恒定，主要是由于墙体能发生相对滑动，可自适应框架变形，破坏率不再增加，直至层间位移角达到1.50%；当层间位移角达到1.75%时，填充墙破坏率有少许增加，约占0.25%，此后随着加载的不断增大，填充墙破坏率缓慢增加，当层间位移角达到3.50%时，填充墙破坏率仅约3%，与试件FIW-1相比，破坏率降低达93%以上.

对比两组试件填充墙破坏率，试件FIW-2内部填充墙破坏率远小于传统刚性连接的填充墙试件FIW-1，完全可满足无需修理或仅小修后可继续使用的要求.

4 结 论

通过对按传统刚性连接的填充墙和带有水平滑移层的新型填充墙进行拟静力试验研究，观察记录了两组试件的破坏过程和进行试验数据分析，得到以下结论：

1）水平滑移层的设置改变了墙体的破坏模式，墙体破坏由对角破坏向滑移破坏发生转变，破坏范围由集中破坏转向点状破坏，结构的耗能能力更优.

2）轻质空心砖填充墙体中铺设水平滑移层是一种非常有效的减轻填充墙地震破坏的措施，地震作用下填充墙体的破坏程度明显减小，填充墙的破坏率约为3%以下，与传统刚性连接填充墙相比，墙体的破坏率降低最少93%.

3）带水平滑移层的填充墙体可作为可恢复框架结构填充墙体，能提高结构的变形可恢复能力，残余变形小，最大残余变形下降了约27%，可使主体结构具有更优良的可恢复性能.