盧 嘯，查淑敏

(北京交通大學土木建筑工程學院，北京 100044)

砌體填充墻是建筑結構中最主要的非結構構件，在設計中一般不考慮其參與結構受力，僅考慮其自重及其剛度對結構周期的折減。而在實際工程中，填充墻與主體結構存在明顯的相互作用，且由于砌體填充墻初始抗側剛度，材料強度低，在地震作用下會明顯先于結構構件發(fā)生破壞，造成嚴重的經(jīng)濟損失，特別是在中小震下，造成的經(jīng)濟損失甚至超過結構構件[1]。此外，填充墻破壞后修復困難，有研究表明[2]，在框架結構的層間位移角達到1/500 時，空心或實心砌塊填充墻達到不易修復狀態(tài)的超越概率約為50%；且填充墻的修復工序復雜，與其他非結構構件如管道的修復工序相關聯(lián)，使其震后的修復時間也較長[3-4]，不利于結構快速恢復使用功能。因此，如何提高填充墻的延性，控制并延緩砌體填充墻的損傷，對進一步提升建筑結構的抗震韌性至關重要。

目前，國內(nèi)外學者對砌體填充墻框架進行了大量試驗，從靜力到動力試驗、從小比例到大比例模型試驗、從黏土磚到混凝土砌塊填充墻、從無開洞到開洞填充墻、從填充墻與框架的剛性連接到柔性連接，充分地討論了填充墻對結構剛度、承載力和變形能力等方面的影響[5-10]。近年，更有學者提出了一些新型砌體填充墻。如周云等[11]提出一種設置水平縫的阻尼填充墻，通過減小框架與填充墻的相互作用，并利用水平縫的耗能來降低結構的損傷；Tasligedik 等[12]利用型鋼將填充墻分隔成多塊，形成了一種搖擺型填充墻來減輕結構的損傷。林坤等[13]構造出一種利用砌塊之間隼和槽的相互嵌固作用直接裝配成的填充墻，砌塊間不采用砂漿粘接，依靠砌塊的面內(nèi)相對滑動進行摩擦耗能。Aref 等[14]提出用聚合物基(PMC)填充墻系統(tǒng)代替?zhèn)鹘y(tǒng)砌塊填充墻，其中PMC 板間采用粘彈性材料提高其阻尼特性，使整個結構的承載力顯著提高且無明顯的強度退化和剛度退化現(xiàn)象。Pallarés 等[15]提出了一種隔震砌塊，其彈性模量遠小于普通砌塊，通過將隔震砌塊布置在填充墻與框架梁柱接觸的區(qū)域，降低填充墻與框架間的相互作用。

盡管上述新型填充墻都有利于減輕結構的損傷，但他們的研究重點都是填充墻對結構構件抗震性能的影響，而鮮有關注填充墻本身的損傷問題。因此，本文借鑒已有的研究成果，針對普通砌體填充墻初始剛度大、延性差和震后難以修復等問題，提出一種分縫耗能的低損傷砌體填充墻(簡稱低損傷填充墻)，通過合理設置水平縫、豎縫和金屬連接件，提高填充墻的變形能力，減輕填充墻在中小震下的損傷，達到震后可快速修復的目的。對所提出的低損傷填充墻進行了足尺的低周往復抗震性能試驗，研究了其損傷演化和滯回特性。

1 低損傷填充墻的構造形式

以鋼筋混凝土框架結構為例，對低損傷砌體填充墻的構造形式進行說明，其構造示意如圖1所示。在框架結構主體完工后，可開始填充墻的砌筑，在底部框架梁上不涂抹砂漿直接砌筑砌塊；填充墻與框架柱之間仍采用傳統(tǒng)的剛性連接，沿兩側框架柱柱高每隔400 mm～600 mm 配置2 根直徑6 mm 的拉結筋，拉結筋的長度及截斷位置等構造措施應滿足《砌體結構設計規(guī)范》(GB 50003-2011)的要求；通過在墻體中間設置豎向通縫，將填充墻分成左右兩個部分，增大墻體的高寬比，降低水平荷載作用下的墻體的剪切變形；沿豎縫高度均勻布置金屬連接件將左右墻體連成整體，增強整體性的同時提高其面外穩(wěn)定性，且在金屬連接件連接端上下焊接槽鋼以增大與砌塊的接觸面積，防止上下連接砌塊發(fā)生局部破壞；金屬連接件由低屈服點鋼板組成，通過合理設計可使其先于填充墻發(fā)生屈服，耗散部分地震能量，進一步減輕墻體的損傷；填充墻與頂部框架梁之間預留水平縫隙，水平縫隙的寬度宜在20 mm～60 mm；最后，砂漿強度達到規(guī)范要求，且墻體在自重作用下沉降穩(wěn)定后，采用柔性填充材料(如：聚苯乙烯泡沫塑料板條)對縫隙進行填充。相比于普通填充墻，本文提出的低損傷填充墻僅為三邊約束，且金屬連接件的面外剛度較小，因此，為了進一步提高其面外性能，還應在上梁與填充墻間增設卡口鐵件。雖然本文是以框架結構為例進行說明，但低損傷填充墻同樣適用于其他結構形式。此外，由于金屬連接件與砌體的導熱性存在較大差異，容易形成冷橋，可能會增大建筑物的空調和采暖負荷及能耗，故提出的低損傷填充墻不宜直接用于建筑外墻。若要用于建筑外墻，應先用與連接件大小接近的聚苯乙烯泡沫矩形板在金屬連接件位置進行封蓋，然后再對整個墻體做外保溫和防水處理。

圖1 低損傷填充墻的構造示意Fig. 1 Sketch of low-damage infill wall

相比于普通填充墻，本文提出的低損傷填充墻具有以下特點：1)由于豎縫的存在，減小了填充墻的初始抗側剛度，水平荷載作用下墻體分擔的剪力會相應減小，延緩了墻體的破壞；2)豎縫增大了墻體的高寬比(可使高寬比增大至少一倍)，使墻體在水平荷載作用下的彎曲變形比例增大，提高了墻體的變形能力；3)豎縫兩側的墻體會產(chǎn)生明顯的相對錯動，使低屈服點金屬連接件屈服耗能，進而保護墻體，減小墻體的損傷；4)填充墻與框架柱的連接形式仍采用傳統(tǒng)的剛接，且金屬連接件的大小于混凝土空心砌塊的大小基本一致，施工簡便。

2 低損傷填充墻的低周往復試驗

2.1 試驗設計

根據(jù)上述構造措施，設計了一榀足尺單層單跨低損傷填充墻鋼筋混凝土框架和一榀普通填充墻混凝土框架，兩個試件的框架尺寸、配筋及砌塊完全相同。低損傷填充墻框架的尺寸與配筋如圖2。

圖2 試件尺寸及配筋詳圖 /mmFig. 2 Dimension and reinforcement details of specimen

試件總高3.38 m，跨度3.6 m，框架柱截面尺寸為400 mm×400 mm，梁截面尺寸為250 mm×400 mm。框架中縱筋和箍筋均選用HRB400 鋼筋，箍筋直徑8 mm，在梁柱端箍筋加密區(qū)范圍內(nèi)間距100 mm，非加密區(qū)內(nèi)間距200 mm；填充墻材料選用混凝土空心砌塊，主砌塊尺寸為390 mm×190 mm× 190 mm，輔砌塊尺寸為195 mm×190 mm×190 mm；填充墻與框架柱沿柱高每400 mm 設置2 根直徑6 mm 的拉結筋，深入墻內(nèi)1000 mm。

金屬連接件的屈服強度對整個填充墻的損傷有重要影響。若屈服強度過高，則墻體會先于金屬連接件破壞，且金屬連接件與填充墻連接區(qū)域也可能發(fā)生嚴重的局部破壞；若屈服強度過低，則連接件的耗能可能不足，不能有效地減輕墻體的損傷發(fā)展。因此，為了確保金屬連接件能有效減輕墻體損傷，應滿足：1)連接件先于墻體發(fā)生屈服；2)在多遇和設防地震下的耗能應多于墻體耗能?；谏鲜鲈瓌t，在試驗前通過大量數(shù)值模擬，初步確定沿豎縫均勻布置3 個低屈服點金屬連接件，每個連接件選用LY100 低屈服點鋼材，耗能段板厚12 mm，其具體尺寸如圖3 所示。

圖3 金屬連接件尺寸示意圖Fig. 3 Dimension of metal connector

金屬連接件由中間耗能段、端部連接板和槽鋼三部分組成。連接件的平面尺寸與混凝土空心砌塊大小接近，通過膨脹螺栓將端部連接板與兩側砌塊連接在一起。由于混凝土空心砌塊的外壁較薄，為了避免膨脹螺栓受剪時擠壓外壁導致砌塊破壞，應在與連接件相鄰的空心砌塊內(nèi)填充混凝土。此外，端部槽鋼還增加了連接件與上下砌塊的接觸面積，有效避免了端部連接板擠壓上下砌塊導致的砌塊局部破壞。

通過材性試驗，分別獲取了混凝土、砌體、鋼筋和低屈服點鋼材的主要材料參數(shù)。其中與普通填充墻框架同批混凝土的立方體抗壓強度平均值為41.9 MPa，彈性模量平均值為33 023 MPa；與低損傷填充墻框架同批混凝土的立方體抗壓強度平均值為38.2 MPa，彈性模量平均值為32 171 MPa；砌體的抗壓強度平均值為2.57 MPa；8 mm、16 mm和20 mm 直徑鋼筋的屈服強度分別是607 MPa、496 MPa 和457 MPa，極限強度分別是899 MPa、667 MPa 和597 MPa；低屈服點鋼材的屈服強度為125 MPa，極限強度為257 MPa。

試驗加載裝置如圖4 所示。采用兩臺豎向液壓千斤頂對框架柱施加800 kN 的恒定軸壓力，在試驗過程中保持軸力不變，且豎向千斤頂上部均裝有低摩擦阻滑輪，在結構水平加載時可沿上反力架水平移動。水平力由液壓伺服加載系統(tǒng)施加在梁端，通過傳力裝置實現(xiàn)水平往復加載，該傳力裝置主要由設置在梁兩端的鋼塊和四根沿梁長布置的鋼棒組成。正式加載前，對構件進行預加載，預加載時對框架柱施加400 kN 的壓力并保持恒定不變，預加0.5 mm 水平位移循環(huán)往復一周，檢查加載裝置連接、采集儀器是否正常。正式加載全過程采用位移控制，每級位移加載循環(huán)三次，直至試件破壞(填充墻破壞嚴重，大量砌塊剝落)。

圖4 試驗加載裝置示意圖Fig. 4 Sketch of test setup

2.2 試件損傷演化

根據(jù)試驗觀測到的填充墻裂縫發(fā)展，并結合《建(構)筑物地震破壞等級劃分》中對非結構構件損傷狀態(tài)的定義，可確定出低損傷填充墻和普通填充墻的主要損傷演化過程如圖5 所示。

圖5 試件的損傷演化過程Fig. 5 Damage evolution of specimens

1)對于普通填充墻，層間位移角1/1000 時，填充墻與框架柱交界處出現(xiàn)輕微開裂脫開現(xiàn)象；層間位移角1/800 時，填充墻左下角部區(qū)域開裂；層間位移角1/500 時，填充墻出現(xiàn)大量裂縫，裂縫呈階梯狀發(fā)展并貫通，墻體達到了輕微損傷狀態(tài)，且柱腳混凝土出現(xiàn)細微裂縫，卸載后完全閉合；層間位移角1/300 時，階梯狀裂縫延伸發(fā)展，形成明顯的對角裂縫；層間位移角1/200 時，原有裂縫寬度逐漸變寬，最大裂縫寬度達3.5 mm，水平通縫貫通，出現(xiàn)大量新斜裂縫，灰縫表層和砌塊表層逐漸脫落，墻體達到了中等損傷狀態(tài)，且柱腳和梁端縱筋相繼屈服；層間位移角1/150 時，最大裂縫寬度大于5 mm，砌塊灰縫表層剝落嚴重，結構承載力突然下降；層間位移角1/100 時，部分砌塊剝落，出現(xiàn)孔洞，墻體達到了嚴重損傷狀態(tài)；層間位移角1/67 時，左下角砌塊嚴重剝落，拉結筋逐漸露出；層間位移角1/50 時，砌塊嚴重剝落，部分砌塊有面外掉落的趨勢，墻體進入臨近倒塌狀態(tài)，且梁端與柱腳混凝土開裂嚴重，少量混凝土開始剝落；層間位移角1/40 時，砌塊繼續(xù)剝落；層間位移角1/35 時；砌塊剝落嚴重，墻體開始坍塌，停止加載。

2)對于低損傷填充墻，層間位移角1/1000 時，底部金屬連接件開始進入屈服；層間位移角1/800 時，填充墻與框架柱交界處出現(xiàn)輕微開裂脫開現(xiàn)象；層間位移角1/500 時，底部連接件附近的砂漿層內(nèi)出現(xiàn)兩條水平裂縫，墻體進行輕微損傷狀態(tài)，且柱腳混凝土出現(xiàn)細微裂縫，卸載后完全閉合；層間位移角1/300 時，底部連接件附近水平裂縫延伸，且出現(xiàn)一條斜裂縫延伸較長；層間位移角1/200 時，底部連接件帶動左側墻體沿原有水平裂縫產(chǎn)生明顯變形，使水平裂縫變寬，卸載時水平裂縫閉合，中部連接件附近灰縫開裂，出現(xiàn)斜裂縫和水平裂縫，且柱腳和梁端縱筋相繼屈服；層間位移角1/150 時，裂縫不斷延伸，墻體出現(xiàn)一些新的斜裂縫，少量砂漿灰縫表層掉落，墻體進入中等損傷狀態(tài)；層間位移角1/100 時，裂縫繼續(xù)延伸，連接件附近裂縫貫通；層間位移角1/67 時，主要裂縫寬度不斷變寬，左右墻體單元的變形使豎向縫隙逐漸變窄，左墻體單元和框架上梁接觸，少量砂漿開始剝落，墻體進入嚴重損傷狀態(tài)；層間位移角1/50 時，砌塊逐漸剝落，此時結構達到峰值荷載；層間位移角1/40 時，左墻體單元與框架上梁的接觸擠壓引出一條豎向裂縫；層間位移角1/35 時，更多砌塊開始剝落，有兩根拉結筋一端露出；層間位移角1/30 時，砌塊剝落較嚴重，墻體進入臨近倒塌狀態(tài)，且梁端與柱腳混凝土開裂嚴重，少量混凝土開始剝落；層間位移角1/25 時，大量砌塊壓碎剝落，終止試驗。

對比分析顯示，在相同位移下，低損傷填充墻的損傷程度明顯低于普通填充墻。如層間位移角1/200 時，普通填充墻達到了中等損傷狀態(tài)，而低損傷填充墻仍處于輕微損傷狀態(tài)；層間位移角1/100 時，普通填充墻達到了嚴重損傷狀態(tài)，而低損傷填充墻處于中等損傷狀態(tài)；層間位移角1/50 時，普通填充墻已經(jīng)臨近倒塌，而低損傷填充墻剛進入嚴重損傷狀態(tài)。表明本文提出的低損傷填充墻構造措施能有效減輕墻體在中震小的損傷程度，同時也能降低大震下砌塊剝落造成人員傷亡的概率。

此外，對于低損傷填充墻，試驗中觀察到在層間位移角不超過1/50 時，豎縫寬度并沒有發(fā)生明顯變化，在層間位移角達到1/35 時，豎縫因兩側墻體砌塊的滑移變形而逐漸閉合。由于豎縫對墻體的損傷有重要的控制作用，為了保障豎縫在多遇、設防和罕遇地震下均能充分發(fā)揮作用，建議豎縫寬度取為30 mm～50 mm。

2.3 滯回特性對比

普通與低損傷填充墻的滯回曲線及骨架曲線如圖6 所示。兩條滯回曲線均較飽滿，存在明顯的捏籠現(xiàn)象和殘余變形。由于低損傷填充墻中豎縫的存在，使其初始抗側剛度明顯小于普通填充墻，故位移較小時，低損傷填充墻墻體承擔的水平力較小，整個低損傷填充墻框架的水平承載力也明顯低于普通填充墻框架。當加載位移超過1/67(39 mm)后，由于普通填充墻已發(fā)生嚴重破壞，而低損傷填充墻的墻體損傷程度輕，仍能承擔部分水平力，因此，低損傷填充墻框架的承載力開始高于普通填充墻框架。

圖6 普通和低損傷填充墻試驗滯回與骨架曲線Fig. 6 Hysteresis and backbone curves of ordinary and lowdamage infill walls

將承載力下降至峰值承載力85%對應的位移定義為試件的極限位移，那么普通填充墻框架的正負向極限位移分別是44 mm 和-37 mm；而低損傷填充墻框架的正負向極限位移分別是120 mm 和-96 mm。需要指出的是對于低損傷填充墻框架，正向停止加載時承載力仍未低于峰值承載力的85%，故保守地以其終止試驗位移作為正向極限位移?？梢?，低損傷填充墻的變形能力得到了明顯提升，其變形能力至少是普通填充墻框架的2.59 倍。

兩個試件的滯回耗能對比如圖7 所示?？梢?，普通和低損傷填充墻的總滯回耗能較接近，普通填充墻的耗能略大于低損傷填充墻。且低損傷填充墻中金屬連接件也參與了部分耗能，這意味著其墻體本身的耗能更少，損傷程度更低。

圖7 普通和低損傷填充墻滯回耗能Fig. 7 Energy dissipation of ordinary and low-damage infill walls

2.4 連接件應變分析

三個金屬連接件的應變隨加載圈數(shù)的時程如圖8 所示。金屬連接件自層間位移角1/1000 時開始自下向上陸續(xù)屈服，金屬連接件的屈服耗能可進一步減輕墻體的損傷；隨著加載位移的增大，左右墻體兩側相對變形增大，金屬連接件的耗能作用發(fā)揮得越明顯，同樣，連接件也導致了與其相鄰灰縫開裂，水平裂縫逐漸貫通。隨著加載位移的進一步增大，水平裂縫的開合逐漸降低了連接件兩側的相對豎向變形，最終使得連接件兩端的相對變形量非常小，連接件的耗能能力自下而上逐漸降低。層間位移1/67 時，所有連接件的耗能作用顯著減弱。

圖8 金屬連接件應變時程Fig. 8 Strain history of metal connectors

3 低損傷填充墻的數(shù)值模擬

利用通用有限元軟件MSC.Marc 建立了普通和低損傷填充墻框架的三維有限元模型。其中，鋼筋混凝土框架梁柱采用實體單元模擬，縱筋和箍筋采用桿單元模擬，忽略鋼筋與混凝土間的滑移，通過鋼筋和混凝土單元共節(jié)點保證鋼筋與混凝土的變形協(xié)調。對于砌體填充墻，將砌塊和砂漿等效成一種勻質材料[16]，用實體單元進行模擬。對于金屬連接件，采用殼單元進行模擬。此外，還在縫隙兩側的梁與墻，墻與墻之間設置硬接觸，模擬大位移下梁與墻，墻與墻之間可能發(fā)生的接觸擠壓。最終建立的低損傷填充墻的有限元模型如圖9 所示。

圖9 普通與低損傷填充墻墻體耗能對比Fig. 9 Comparison of energy dissipation between ordinary and low-damage infill walls

混凝土本構選用過鎮(zhèn)海模型，鋼筋本構選用汪訓流模型[17]，等效后砌體的本構選用劉桂秋提出的應力-應變關系[18]，該應力-應變本構模型具體表達式：

式中：fm為砌體的抗壓強度；ε0為砌體峰值強度對應的應變。對于等效砌體的彈性模量Em可以根據(jù)式(2)計算得到[19]：

采用與試驗相同的加載制度，模擬得到普通和低損傷填充墻的滯回曲線如圖10 所示。對于普通填充墻，模擬結果在加載初期階段高估了剛度和承載力，但位移大于10 mm 后，模擬與試驗滯回曲線吻合良好；對于低損傷填充墻框架，模擬與試驗滯回曲線負向吻合良好，正向略高估了承載力，相對偏差在15%以內(nèi)，表明建立的有限元模型能較好地預測普通和低損傷填充墻框架的整體地震響應。

圖10 模擬與試驗滯回曲線對比Fig. 10 Comparison of simulated and experimental hysteresis curves

普通填充墻墻體和低損傷填充墻墻體在不同位移幅值下的耗能對比如圖11 所示。在位移小于65 mm(層間位移角1/40)時，低損傷填充墻墻體的滯回耗能在相同位移幅值下均小于普通填充墻，在加載位移為13 mm(層間位移角約1/200)時普通填充墻墻體的滯回耗能為低損傷填充墻墻體的6.14 倍，在加載位移26 mm(層間位移角約1/100)時普通與低損傷填充墻墻體的滯回耗能差別最大。在位移幅值超過65 mm(層間位移角1/40)后，普通填充墻中墻體已臨近倒塌，滯回耗能增加幅度減緩，低損傷填充墻耗能增加幅度增大，其滯回耗能開始超過普通填充墻。滯回耗能一定程度上也反映了構件的損傷程度，可見，低損傷填充墻在地震作用下的損傷明顯減弱，有利于填充墻的損傷控制和震后快速修復。

圖11 普通與低損傷填充墻墻體耗能對比Fig. 11 Comparison of energy dissipation between ordinary and low-damage infill walls

典型金屬連接件的滯回曲線如圖12 所示。連接件的出力在10 kN～20 kN 左右，滯回曲線飽滿，表現(xiàn)出了穩(wěn)定的耗能能力。不同位移角幅值下，金屬連接件、填充墻和外框架的耗能占比如圖13 所示。在層間位移角1/500～1/30 范圍內(nèi)，金屬連接件的耗能占比約26%～63%；隨著位移的增大，其耗能占比先增大后減小。在層間位移角為1/150 時，耗能占比達到最大，約為63%，金屬連接件是最主要的耗能部件；隨著位移角的繼續(xù)增大，外框架損傷逐漸變大，金屬連接件的耗能占比逐步減小，最后穩(wěn)定在26%左右，外框架的耗能比例最高，達到了約67%?？偟恼f來，在多遇和設防地震下，金屬連接件的耗能占比明顯高于外框架和砌塊，有利于減輕墻體的損傷程度。

圖12 金屬連接件的滯回曲線Fig. 12 Hysteretic curves of metal connectors

圖13 金屬連接件、填充墻和框架的耗能占比Fig. 13 Proportion of energy dissipation of metal connectors,infilled walls and frame

4 結論

增強非結構構件的抗震性能是提升建筑結構抗震韌性的有效途徑。本文提出了一種低損傷砌體填充墻，通過足尺單榀單層單跨填充墻框架的低周往復試驗，明確了其工作機理和損傷演化規(guī)律，并建立了其三維有限元模型，對低損傷填充墻的滯回性能進行了模擬，得到以下結論：

(1) 低損傷填充墻初始抗側剛度小，使墻體分擔的水平力小，延緩了墻體的損傷，且變形能力得到了較大提升，是普通填充墻的2.59 倍。

(2) 在相同位移幅值下，低損傷填充墻的損傷程度明顯減輕，層間位移角1/200 時，普通填充墻達到了中等損傷狀態(tài)，低損傷填充墻仍處于輕微損傷狀態(tài)；層間位移角1/100 時，普通填充墻達到了嚴重損傷狀態(tài)，低損傷填充墻處于中等損傷狀態(tài)。

(3) 金屬連接件在層間位移角超過1/1000 時開始屈服耗能，先于墻體發(fā)生破壞，有利于進一步減輕墻體的損傷。

(4) 建立的有限元模型能較好地模擬普通和低損傷填充墻的滯回響應，為進一步開展參數(shù)分析，建立低損傷填充墻的易損性曲線奠定了基礎。