第一作者浮廣明男，博士，1985年10月生

通信作者權宗剛男，博士，教授級高級工程師，1976年7月生

頁巖燒結保溫砌塊框架填充墻平面外振動臺試驗研究

浮廣明1，白國良2，權宗剛1,2，肖慧1，王輝3，余青2

(1.西安墻體材料研究設計院，西安710061； 2.西安建筑科技大學土木工程學院，西安710055；3.新疆凱樂新材料有限公司，烏魯木齊830009)

摘要：利用4片足尺單層單跨頁巖燒結保溫砌塊框架填充墻試件平面外模擬地震試驗，研究在El-Centro波、Taft波、天津?qū)幒硬癉ouble El-Centro波等地震波作用下試件反應特點；通過頻率、加速度、位移、鋼筋應變反應分析填充墻與框架結構間連接構造措施對試件平面外地震反應影響。結果表明，試件墻梁或墻柱剛性連接較柔性連接頻率下降慢，加速度放大系數(shù)及位移小，試件平面外地震反應小；用兩條拉結帶試件可明顯減小其平面外地震反應。通過綜合加權平均法正交分析知，對框架填充墻平面外地震反應影響因素中拉結帶數(shù)量影響最大，其次為墻梁連接方式，最后為墻柱連接方式。兩條拉結帶、墻梁及墻柱均采用剛性連接方案試件平面外地震反應最小。

關鍵詞：頁巖燒結保溫砌塊；框架填充墻；振動臺試驗；平面外地震反應；剛性連接；柔性連接

基金項目：國家科技支撐計劃課題(2011BAJ04B01，2011BAJ04B01-2，2011BAJ08B05-4，2012BAJ19B04-02)；陜西省科技計劃項目(2010KJXX03)

收稿日期：2014-08-15修改稿收到日期：2014-09-30

中圖分類號:TU364; TU317.1

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.20.007

Abstract:Out-of-plane shaking table experiments on a model structure consisting of 4 full scale frame infilled walls with shale fired heat-insulation block were carried out and its response characteristics were investigated under the simulative earthquakes of El-Centro wave, Taft wave, Tianjing wave and Double El-Centro wave. The influences of the construction measures between the filling wall and frame structure on the out-of-plane seismic responses of the model structure, such as the frequency, acceleration, relative displacement and rebar strain response, were analysed. The results show that the frequency of the specimen with a wall-beam or wall-column rigid connection is reduced more slowly than that with a flexible connection, meanwhile the acceleration amplification coefficient and relative displacement become smaller, and using two binding belts can obviously reduce the out-of-plane seismic response of the model structure. By using the synthetic weighted mark method, the most influential factor on the out-of-plane seismic response of the frame infilled walls, is the number of binding belts, the type of wall-beam connection succeeds and then is the wall-column connection.

Out-of-plane shaking table experiments on frame infilled walls with shale fired heat-insulation block

FUGuang-ming1,BAIGuo-liang2,QUANZong-gang1,2,XIAOHui1,WANGHui3,YUQing2(1. Xi’an Research and Design Institute of Wall Roof Materials, Xi’an 710061, China;2. School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China;3. Xinjiang kaile new materials co., LTD, Urumqi 830009, China)

Key words:shale fired heat-insulation block; frame infilled wall; shaking table experiment; out-of-plane seismic response; rigid connection; flexible connection

結構抗震試驗主要分擬靜力試驗、擬動力試驗及模擬地震振動臺試驗三種[1]。模擬地震振動臺試驗將結構模型安裝于振動臺，通過振動臺對結構輸入實際地震波、人工波或正弦波等所受振動可較好再現(xiàn)地震荷載作用的結構動力響應、震害過程，并通過結構模型動力響應研究結構地震反應及破壞機理[2]。

歷次震害結果表明，地震中往往主體框架結構部分尚未發(fā)生破壞或明顯破壞時填充墻部分已出現(xiàn)較大破壞甚至整片墻體平面外甩出，直接造成人員傷亡及財產(chǎn)損失。因填充墻與框架結構間連接不足以抵抗所受平面外地震作用。而現(xiàn)有規(guī)范并未對框架填充墻平面外承載力計算及構造措施明確規(guī)定，導致諸多設計為避開平面內(nèi)荷載下填充墻剛度、約束效應，采取填充墻與框架完全脫離的柔性連接，使在樓面加速度下填充墻像豎向懸臂梁在樓面擺動，對抗彎能力極差的無筋砌體墻體無疑難以承受[3-9]。

為深入研究頁巖燒結保溫砌塊框架填充墻與框架梁、柱連接方式對其平面外地震反應影響，本文設計并制作4片足尺單層單跨頁巖燒結保溫砌塊框架填充墻試件模擬地震振動臺試驗，分析頁巖燒結保溫砌塊框架填充墻平面外反應特征，據(jù)頻率、加速度、位移、鋼筋應變反應分析尋求最優(yōu)連接方式，使填充墻平面外反應小且對主體結構傷害最小。

1試驗概況

1.1模型設計與制作

模型設計主要考慮拉結帶數(shù)量(因素A)、墻柱連接方式(因素B)、墻梁連接方式(因素C)對填充墻平面外抗震性能影響。試驗因素及水平見表1。據(jù)正交試驗并結合經(jīng)驗設計正交表見表2。據(jù)正交表設計4個模型試件見表3。

表1　試驗因素和試驗水平

表2　正交試驗表

表3　試件編號及類型

填充墻尺寸均為2900mm×2600mm×365mm,各試件尺寸及構造是圖1。

試件框架柱截面尺寸為400 mm×400 mm，縱筋為12C20，箍筋為四肢箍A10@100；框架梁截面尺寸300 mm×400 mm，縱筋為3C20+5C22，箍筋為四肢箍A10@100；水平現(xiàn)澆帶截面尺寸300 mm×60 mm，縱筋為2A10，拉結筋為A6@300，實驗室現(xiàn)場制作?？蚣芙Y構制作完成后砌筑填充墻并用粘漿法完成。砌筑時應保證墻體部分凸出框架柱、框架梁、水平拉結帶及梁頂拉結塊邊緣60 mm，因?qū)嶋H工程的混凝土部分需外貼60 mm保溫板，阻斷混凝土部分熱橋。模型試件見圖2。

圖1　試件設計尺寸及構造(單位：mm) Fig.1 The design size and construction measure of specimens

圖2　最終試件 Fig.2 The final specimens

1.2材料性能

采用29排孔頁巖燒結保溫砌塊，強度等級MU10，實測抗壓強度11.4 MPa；專用砌筑砂漿強度等級M15，實測立方體抗壓強度17.3 MPa；砌體抗壓強度3.47 MPa，抗剪強度0.2 MPa[10]?？蚣芰骸⒅捎肅30商品混凝土，實測立方體抗壓強度35.2 MPa；水平拉結帶及拉結塊為人工攪拌混凝土，設計強度等級C20，配比見表4，實測立方體抗壓強度21.3 MPa。每種類型鋼筋均按標準[11]截取三根長500 mm試樣進行單軸拉伸試驗，實測各力學指標見表5。

表4　混凝土配合比

表5　鋼筋力學性能指標

1.3加載方案及測點布置

試驗在西安建筑科技大學結構與抗震重點實驗室模擬地震振動臺進行，振動臺主要技術參數(shù)見文獻[12]。以Ⅲ類場地El-Centro波為主全過程加載，而Taft波及天津?qū)幒硬▋H在加速度峰值為0.05 g及0.10 g時施加，觀察不同地震波對試件平面外反應影響，加載工況見表6。試驗發(fā)現(xiàn)，地震波加至0.90 g時，填充墻未發(fā)生較大破壞；但由于振動臺允許位移超限，無法繼續(xù)加載，調(diào)整加載工況，將兩個El-Centro無縫連接，即Double El-Centro波，繼續(xù)對試件加載，探討雙長波對試件反應影響。

表6　加載工況

注：Double El-Centro波指的是輸入無時間間歇的兩個El-Centro波連接激勵。

振動臺面布設加速度傳感器、位移傳感器各1個監(jiān)測其實際加速度及位移。試件測點見圖3、圖4。

圖3　鋼筋應變片測點布置 Fig.3 Measuring point arrangement of rebars

圖4　加速度計、位移計測點布置 Fig.4 Measuring point arrangement of accelerometer and displacement meter

2試驗現(xiàn)象

據(jù)振動臺面尺寸，同時為節(jié)約試驗成本、合理利用資源，將4個試件分兩組加載，每加一級地震波后及時觀察裂縫。

2.1試件KJ-1及KJ-2

通過白噪聲掃描獲得試件KJ-1、KJ-2自振頻率為9.83 Hz及12.04 Hz；按加載工況對試件輸入不同地震波，臺面輸入加速度峰值0.50 g前試件未見裂縫，此時2試件均處于彈性階段。臺面輸入加速度峰值0.50 g的El-Centro波時KJ-2填充墻與地梁連接處出現(xiàn)細微長裂縫，而KJ-1未見裂縫。臺面輸入0.60 g的El-Centro波時KJ-1填充墻與地梁連接處出現(xiàn)細微裂縫，且框架柱底現(xiàn)兩條微裂縫；此時KJ-2填充墻底部裂縫向左、右延長，但裂縫寬度較小，且左側柱底現(xiàn)大量細微裂縫，右側柱底裂縫較少。臺面輸入0.70 g的El-Centro波時KJ-1原填充墻底部裂縫不斷延長，寬度基本無變化，右側柱底現(xiàn)長90 mm裂縫；KJ-2原填充墻底部裂縫未發(fā)展，新增裂縫主要在框架柱底。臺面輸入0.80 g的El-Centro波時KJ-1原底部裂縫繼續(xù)延長但仍未與柱底裂縫連通，而KJ-2原底部裂縫與柱底裂縫連通。臺面輸入0.90 g的El-Centro波時KJ-1及KJ-2底部裂縫基本貫通，頻率分別下降至8.72 Hz及10.04 Hz。Double El-Centro波工況下原裂縫不斷變寬，柱底裂縫貫通，除底部裂縫外其它灰縫或砌塊未產(chǎn)生裂縫，2試件墻梁、墻柱連接處鋼筋應變較小。試驗加載完成時頻率分別下降至8.10 Hz及9.52 Hz。KJ-1、KJ-2最終裂縫形式見圖5。

圖5　試件KJ-1和KJ-2最終裂縫 Fig.5 Final crack of KJ-1 and KJ-2

2.2試件KJ-3及KJ-4

進行白噪聲掃描獲得KJ-3、KJ-4自振頻率為11.43 Hz及12.15 Hz。臺面輸入0.60 g的El-Centro波前試件未見裂縫，此時兩試件均處于彈性階段。臺面輸入0.60 g的El-Centro波時KJ-3第一條水平拉結帶與上部砌塊間灰縫出現(xiàn)1條細微短裂縫，而KJ-4完好。臺面輸入0.70 g的El-Centro波時KJ-3兩側柱底現(xiàn)少量細微裂縫；KJ-4第一條水平拉結帶與上部砌塊間灰縫處出現(xiàn)1條細微短裂縫，兩側柱底現(xiàn)大量細微裂縫。臺面輸入0.80 g的El-Centro波時KJ-3第一條水平拉結帶與上部砌塊間灰縫新增1條細微短裂縫，KJ-4兩側框架柱底裂縫延伸并變寬。臺面輸入0.90 g的El-Centro波時兩試件填充墻與地梁連接處現(xiàn)細微長裂縫，且柱底裂縫均變寬，試件頻率分別下降至9.66 Hz及10.94 Hz。臺面輸入0.60 g的Double El-Centro波時兩試件底部裂縫開始延長，但寬度仍較小。

臺面輸入0.80 g的Double El-Centro波時兩試件底部裂縫繼續(xù)延長，兩側柱底裂縫進一步發(fā)展，但底部裂縫未貫通。臺面輸入0.90 g的Double El-Centro波時KJ-3正面底部裂縫向右延伸，墻體背面底部兩條裂縫連通，柱底裂縫進一步發(fā)展；KJ-4墻體底部、柱底裂縫繼續(xù)延伸，但未連通。試驗加載完成時最終頻率分別下降至8.91 Hz及10.09 Hz。KJ-3、KJ-4最終裂縫形式見圖6。

圖6　試件KJ-3和KJ-4最終裂縫 Fig.6 Final crack of KJ-3 and KJ-4

3試驗結果及分析

試驗數(shù)據(jù)處理均采用matlab程序，數(shù)據(jù)分析時對所測數(shù)據(jù)進行預處理，包括消除趨勢項、平滑處理、濾波及峰值調(diào)整[13]。

3.1頻率

據(jù)白噪聲掃描結果，以各測點加速度反應對臺面加速度反應作傳遞函數(shù)，所到試件經(jīng)歷不同地震波激勵后頻率[14]見表7。

表7　試件頻率

為對比各試件頻率變化規(guī)律及不同構造措施對試件頻率變化影響，繪制各試件頻率變化及下降率見圖7、圖8。由兩圖8看出，①地震波加至0.20 g時4個試件振動頻率較前期基本無變化，即未見裂縫，試件基本無損傷，變形仍處于彈性階段。②加至0.50 g時KJ-2頻率下降較明顯，其余3個試件頻率基本無變化。此時KJ-2填充墻底部與地梁接觸部位砂漿現(xiàn)細微裂縫，其余3試件基本完好，說明KJ-2已進入彈塑性變形狀態(tài)。③加至0.90 g時4個試件頻率均出現(xiàn)明顯下降，即均出現(xiàn)不同程度裂縫，致結構頻率下降。④在4次Double El-Centro波加載中頻率下降幅度不大，說明雙長地震波對結構破壞無明顯作用。⑤填充墻與框架梁連接方式對試件頻率變化影響較明顯，KJ-1、KJ-4為墻梁剛性連接，KJ-2、KJ-3為墻梁柔性連接，比較KJ-1與KJ-3、KJ-2與KJ-4知，墻梁剛性連接頻率下降速度較柔性連接慢，因墻梁剛性連接較柔性連接拱機制作用強，剛度下降較慢。⑥填充墻與框架柱連接方式對試件頻率變化影響不明顯，比較KJ-1與KJ-4、KJ-2與KJ-3知，墻柱之間無論剛性連接或柔性連接，頻率變化基本一致。

圖7 頻率Fig.7Frequency圖8 頻率下降率Fig.8Frequencydecreaserate

3.2模型加速度反應

3.2.1El-Centro波作用下模型加速度反應

以臺面峰值加速度為基準，求得各測點不同加載工況加速度放大系數(shù)。試件KJ-1的加速度放大系數(shù)見圖9、圖10，其余3試件類似。由兩圖10看出，沿試件框架柱底至柱頂、填充墻底至墻頂，加速度放大系數(shù)不斷增大，且增速愈快。

圖9　框架柱加速度放大系數(shù) Fig.9 Acceleration amplification coefficient of frame column

圖10　填充墻加速度放大系數(shù) Fig.10 Acceleration amplification coefficient of infilled wall

為對比不同試件在同一部位加速度放大系數(shù)差別，以墻中、墻頂加速度放大系數(shù)為例進行說明，見圖11、圖12。對比圖11、圖12看出，①隨臺面輸入El-Cenro波加速度峰值增大，試件加速度放大系數(shù)先增大后減小。因加載前期試件處于彈性階段，無明顯損傷或裂縫出現(xiàn)；有明顯損傷或裂縫后繼續(xù)加載，試件內(nèi)部損傷不斷積累，致剛度下降、自振周期變大，使加速度放大系數(shù)減小。②增大臺面輸入Double El-Cenro波加速度峰值，各測點加速度放大系數(shù)逐漸減小。因施加Double El-Cenro波時試件已現(xiàn)裂縫，增加峰值使裂縫不斷擴展，損傷加劇，導致加速度放大系數(shù)減小。③同一臺面加速度峰值作用下KJ-3與KJ-4較KJ-1與KJ-2加速度放大系數(shù)小，說明具有兩條拉結帶較一條拉結帶試件平面外加速度反應小。④KJ-1加速度放大系數(shù)較KJ-2小，說明墻梁剛性連接較墻柱剛性連接更易減小墻體平面外地震反應。⑤KJ-3加速度放大系數(shù)較KJ-4大，說明墻柱、墻梁均為剛性連接試件平面外地震反應明顯小于四周柔性連接試件。

圖11　墻中加速度放大系數(shù) Fig.11 Acceleration amplification coefficient in the middle of wall

圖12　墻頂加速度放大系數(shù) Fig.12 Acceleration amplification coefficient in the top of wall

3.2.2不同地震波作用對模型加速度反應影響

4個試件在El-Centro波、Taft波及天津?qū)幒硬虞d工況下墻底、墻中、墻頂及梁中加速度放大系數(shù)見表8。

由表8看出，總體上El-Centro波作用下試件加速度反應略大于Taft波、天津?qū)幒硬?，表明El-Centro波對試件平面外地震反應更明顯，因El-Centro波蘊含能量大于后者，故對試件加速度反應較顯著，說明本試驗將El-Centro波作為主線較合理。

3.3模型位移反應

以各試件地梁峰值位移為基準，求得不同加載工況下填充墻各測點峰值相對位移，試件KJ-1相對位移見圖13，其余類似。由圖13看出，無論El-Centro波或Doubule El-Centro波作用，隨臺面加速度峰值增加，4個試件各測點相對位移均明顯增大。在同一臺面加速度峰值作用下，4個試件變形曲線呈剪切形，且同一試件從墻底到墻頂相對位移變大，增速減慢。

表8　不同地震波作用加速度放大系數(shù)對比

圖13　填充墻相對位移 Fig.13 Relative displacement of infilled wall

為對比不同試件在同一部位相對位移的差別，以墻中、墻頂相對位移為例進行說明，見圖14、圖15。由兩圖看出，①在El-Centro波作用下，臺面峰值加速度在0.30 g前4個試件相對位移相差不大；臺面峰值加速度在0.30 g后KJ-1、KJ-2位移增速較KJ-3、KJ-4快，說明兩條拉結帶能有效約束墻體平面外變形，減小試件平面外地震反應。②對比KJ-1、KJ-2知，在El-Centro波作用下臺面加速度峰值在0.60 g后，KJ-1相對位移較KJ-2小，說明墻梁剛性連接較墻柱剛性連接更易減小墻體平面外地震反應。③對比KJ-3、KJ-4知，在El-Centro波作用下二者在0.60 g前位移基本一致；0.60 g后KJ-3位移增速較快，說明四周柔性連接較剛性連接在試件開裂后平面外地震反應下降明顯。

圖14　墻中相對位移 Fig.14 Relative displacement in the middle of wall

圖15　墻頂相對位移 Fig.15 Relative displacement in the top of wall

3.4模型反應正交分析

為能定量分析試驗設計中三因素兩水平對試件平面外地震反應影響，本文在正交試驗分析基礎上利用綜合加權評分法[15]將多指標轉化為單指標，取權重系數(shù)為1，分別對試件加速度、位移反應進行正交分析，獲得影響試件平面外地震反應的主次要因素。

3.4.1加速度反應正交分析

用綜合加權評分法對El-Centro波在不同加載工況下試件加速度放大系數(shù)進行評分，見表9、表10。

表9　墻中加速度放大系數(shù)正交分析表

3.4.2位移反應正交分析

據(jù)El-Centro波在不同加載工況下試件位移反應數(shù)據(jù)，用綜合加權評分法對該工況下位移反應進行評分。因0.80 g后KJ-3相對位移發(fā)生突變，即將發(fā)生破壞，與其它3試件已不處于同一受力狀態(tài)，故舍去0.90 g數(shù)據(jù)，墻中、墻頂相對位移正交分析見表11、表12。

表10　墻頂加速度放大系數(shù)正交分析表

表11　墻中相對位移正交分析表

表12　墻頂相對位移正交分析表

由表9～表12看出，①通過極差R，在影響墻中、墻頂加速度及相對位移反應因素中，A影響最大，C其次，B最小。說明拉結帶數(shù)量對填充墻平面外地震反應影響最大，其次為墻梁連接方式，墻柱連接方式最小。其中墻梁連接優(yōu)于墻柱連接原因在于結構反應一般自底向上呈逐漸變大趨勢，墻梁連接處結構反應最大，在該處采用可靠連接可明顯約束墻體平面外變形，減小地震反應。②為使試件平面外地震反應最小，可使各部分加速度放大系數(shù)及相對位移最小，因此最優(yōu)連接方式為A2C2B2，即采用兩條拉結帶、墻梁及墻柱均為剛性連接方案試件具有最小平面外地震反應。因剛性連接方案可明顯增加墻體平面外剛度，從而減小試件自振周期，使其反應減小。

3.5鋼筋應變

整個加載過程中，或墻柱水平拉結帶或墻梁拉結塊鋼筋應變均未達到峰值，在Taft波、天津?qū)幒硬ㄗ饔孟掠捎诙呒铀俣确逯递^小，對應鋼筋應變均較小，故變化不明顯。而Double El-Centro波加載工況下，鋼筋應變與相同加速度峰值大小對應的El-Centro波作用下應變較接近。因此，本文僅針對El-Centro波各加載工況下鋼筋應變進行分析。

3.5.1墻與柱水平拉結帶拉結筋鋼筋應變

墻與柱拉結主要通過水平拉結帶實現(xiàn)，4個試件在不同加載工況下水平拉結帶鋼筋應變見表13。

表13　拉結帶鋼筋應變

為對比4個試件拉結帶鋼筋應變變化規(guī)律，本文取測點1為對比點，分別繪制試件拉筋應變在不同工況下的變化見圖16。由圖16看出，隨臺面加速度峰值不斷增加，測點1鋼筋應變逐步變大。拉結筋應變從大到小依次為KJ-2、KJ-3、KJ-1、KJ-4，且KJ-2、KJ-3明顯大于KJ-1、KJ-4，KJ-2、KJ-3處于同一級別，KJ-1、KJ-4處于同一級別，說明墻梁的連接方式對墻柱拉結帶鋼筋受力影響最明顯，前者墻梁屬柔性連接，后者屬剛性連接，剛性連接使試件形成拱機制作用，有效約束平面外變形，減小拉結帶受力，從而使拉結筋應變明顯小于柔性連接。

為分析拉結帶鋼筋應變沿豎向的變化，分別繪制KJ-3、KJ-4拉結帶鋼筋應變，見圖17。由圖17看出，沿墻體從下向上拉結帶鋼筋應變呈增加趨勢，尤其當臺面加速度峰值達0.40 g后二者差別更明顯，說明第二條拉結帶鋼筋對墻體平面外地震反應作用更明顯。

圖16 測點1拉結筋應變圖Fig.16Bindingrebarsstrainofmeasuredpoint1圖17 拉結筋應變豎向變化圖Fig.17VerticalvariationofBindingrebarsstrain

3.5.2墻與梁拉結塊拉結筋鋼筋應變

4個試件墻與梁均設置同樣間距的拉結塊，并用同樣的拉結筋與梁進行可靠拉結，根據(jù)試驗結果得到不同加載工況下拉結塊鋼筋應變，見表14。

表14　拉結塊鋼筋應變

由于測點3、4對稱，本文選測點3鋼筋應變對比分析。繪制4個試件測點3鋼筋應變見圖18。由圖18看出，隨臺面加速度峰值不斷增加，各試件拉結塊拉筋鋼筋應變逐步變大。鋼筋應變從大到小依次為KJ-3、KJ-2、KJ-1、KJ-4，且在0.15 g后，鋼筋應變差別逐漸變大，且KJ-1、KJ-4明顯小于KJ-3、KJ-2。說明墻梁剛性連接使拉結塊拉結筋受力較小，墻與梁間砂漿承擔大部分力，使試件形成有效拱機制作用，可有效約束墻體平面外變形，減小墻體平面外地震反應。

圖18　拉結塊鋼筋應變圖 Fig.18 Rebars strain of binding block

4結論

(1)墻梁剛性連接較柔性連接拱機制作用強、頻率下降慢、拉結筋應變小、墻體平面外剛度大；墻柱間剛性或柔性連接，頻率變化基本一致。

(2)隨臺面加速度峰值增大，試件各測點加速度放大系數(shù)均先增大后減小、相對位移及拉結筋應變持續(xù)增加；在同一臺面加速度峰值作用下沿試件底部至頂部，加速度放大系數(shù)、相對位移及拉結帶拉結筋應變增大，且4個試件變形曲線呈剪切形。

(3)對框架填充墻平面外地震反應影響因素中，拉結帶數(shù)量影響最大，其次為墻梁連接方式，最小為墻柱連接方式。兩條拉結帶、墻梁及墻柱均采用剛性連接方案時平面外地震反應最小。

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