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为研究开洞填充墙钢筋混凝土(RC)框架结构的抗震性能,设计了 1/2 缩尺的满砌框架填充墙、开洞填充墙和纯框架试件各 1 榀,对其进行低周往复拟静力加载试验。对比分析了试件的破坏现象、滞回性能、骨架曲线和耗能能力。通过有限元软件 ANSYS/LS-DYNA 建立精细化有限元模型,在验证有限元模型的基础上以填充墙开洞位置、框架柱横截面大小、砌体强度和层高作为拓展参数对 RC 框架填充墙进行深入研究。结果表明:相比于满砌框架填充墙,开洞填充墙可以提高结构初始刚度和极限承载能力;填充墙开洞后会改变试件的破坏模式,削弱结构极限承载能力,增加结构的变形能力。门洞位于墙体偏心位置时结构具有更高的抗倾覆能力;边柱截面增加显著提高结构的抗震性能;层高的增加加重了框架柱的损伤,降低了结构抗震性能。关键词:钢筋混凝土框架;开洞位置;抗震性能;框架填充墙 中图分类号:TU375.4 文献标志码:A文章编号:1002-848X(2023)16-0063-10引用本文 钱凯,吴頔,曾威,等.框架填充墙平面内抗震性能试验及数值模拟J.建筑结构,2023,53(16):63-72,97.QIAN Kai,WU Di,ZENG Wei,et al.Experimental and numerical investigation on in-plane seismic performance of infilled frameJ.Building Structure,2023,53(16):63-72,97.Experimental and numerical investigation on in-plane seismic performance of infilled frame QIAN Kai 1,2,WU Di1,ZENG Wei1,ZHANG Min2,LI Zhi2(1 College of Civil Engineering and Architecture,Guangxi University,Nanning 530004,China;2 School of Civil and Architectural Engineering,Guilin University of Technology,Guilin 541004,China)Abstract:In order to study the seismic performance of reinforced concrete(RC)frame structures with cavity filling walls,three 1/2 scaled frames,including one bare frame,two infilled frames with or without openings were designed and tested under low-cycle reciprocating quasi-static loading.Test results include failure mode,hysteretic behavior,skeleton curve and energy dissipation capacity were analysed.Finite element model was established by finite element software ANSYS/LS-DYNA.High fidelity numerical mode was built to conduct extended studies on the effects of opening location,frame column section,masonry strength and story height.The results show that,compared with a full frame infilled wall,the infilled frame with openings can improve the initial stiffness and ultimate bearing capacity of the structure.After the filling wall is opened,the failure mode of the specimen will be changed,the ultimate bearing capacity of the structure will be weakened,and the deformation capacity of the structure will increase.The structure has higher anti-overturning ability when the door is located in the eccentric position of the wall.The increase of column section significantly improves the seismic performance of the structure.The increase of story height aggravates the damage of frame columns and reduces the seismic performance of the structure.Keywords:reinforced concrete frame;opening location;seismic performance;infilled frame 0概述 RC 框架填充墙结构由于空间布置灵活,使用方便,应用十分广泛。在工程中对 RC 框架填充墙进行结构设计时,一般是把填充墙所承受的荷载直接施加到相应结构上,但填充墙对框架结构所产生的影响并没有被充分考虑。在历次震害调查中发现1,地震作用下,砌体填充墙与框架之间的相互作用使得 RC 框架填充墙结构与纯框架结构破坏模式和抗震性能有明显的差异2-3,忽略填充墙对结构地震响应的影响将直接危害整体结构的安全。针对上述问题,国内外研究人员开展了诸多研究。对填充墙布置方式4、墙框连接方式5和墙体类型6等对 RC 框架填充墙结构的抗震性能的影响进行了一系列研究。然而其中大多数研究是以满砌填充墙作为研究对象,对于开洞口填充墙的抗震性能研究仍较少。实际生活中,填充墙多开有窗洞建 筑 结 构2023 年或门洞。洞口的存在会显著改变结构的传力路径,对结构抗震性能产生影响。但目前并未完全掌握填充 墙 开 洞 对 结 构 抗 震 性 能 影 响 的 规 律。Kakaletsis 等7的试验研究显示,偏心开门洞试件在承载力和初始刚度方面优于中心开门洞试件,而Mallick 等8结合开洞填充墙试验和有限元分析结果表明,将门洞设置于填充墙中间具有较好的抗震性能,Dawe 等9的研究同样得出类似的结论。孔璟常10经过有限元分析认为框架填充墙抗震性能对开门洞位置不敏感。通过试验的方式对 RC 框架填充墙的抗震性能进行研究需要花费大量的资源,因此依托试验数据建立可靠的有限元模型,据此对影响结构力学性能的参数进行分析是极为重要的研究方法。然而由于框架填充墙结构力学行为复杂,材料多样,特别是开洞使得填充墙的传力路径更为复杂。有部分研究11-12通过将填充墙均质化来模拟框架填充墙抗震性能,但这种方法对砌体滑移、砂浆界面破坏和裂纹延展规律的模拟并不理想。虽然近年来不少研究人员9,13-14将砌体和砂浆层分开,建立分离式模型分析满砌填充墙的力学性能,得到了较好的效果,但是对于开洞填充墙结构的研究仍然不足。基于前人的研究,本文设计了 3 榀 1/2 缩尺的框架填充墙试件,研究其在低周往复荷载作用下的抗震性能及破坏模式。并且依托试验数据,使用有限元软件 LS-DYNA 建立高精度有限元模型开展参数分析,以便深入探究填充墙对 RC 框架抗震性能的影响。1试验概况1.1 试件设计 试件按照美国规范 ACI 318-14 15设计,并且满足混凝土结构设计规范(GB 500102010)16的要求。试件类型分别为纯 RC 框架、满砌填充墙 RC框架(RCW)和开洞填充墙 RC 框架(RCWD),每种类型试件各 1 个。混凝土设计强度等级为 C25,砖填充墙尺寸为 2 000mm1 285mm115mm,砌体采用多孔烧结页岩砖,尺寸为 240mm115mm90mm,砌体设计强度为 MU10。各试件配筋相同,试件配筋如图 1 所示,RCWD 试件填充墙开门洞尺寸及位置如图 2 所示。1.2 材料性能 制作试件的同时制作尺寸为 150mm150mm150mm 的立方体混凝土试块、70.7mm70.7mm70.7mm 的立方体砂浆试块和砌体抗压及抗剪试件。砌体材性测试方式如图 3 所示。试块与试件同图 1 试件配筋图 2 开门洞位置与尺寸条件 养 护,测 得 立 方 体 混 凝 土 试 块 抗 压 强 度38.5MPa,立方体砂浆试块抗压强度 6.0MPa。多孔烧结页岩砖砌体抗压强度5.0MPa,沿通缝截面抗剪强度 0.5MPa。钢筋力学性能如表 1 所示。图 3 砌体材性测试表 1 钢筋力学性能类型钢筋型号d/mmfy/MPafu/MPa E/GPa/%箍筋HPB3006318.2529.4198.015.1梁纵筋HRB33512348.2488.5203.016.3柱纵筋HRB33516359.0543.0206.016.6 注:d 为直径;fy为屈服强度;fu为极限强度;E 为弹性模量;为伸长率。46第 53 卷 第 16 期钱 凯,等.框架填充墙平面内抗震性能试验及数值模拟1.3 试验加载装置和加载步骤 试验装置见图 4,采用液压伺服作动器对试件进行水平往复加载。在远离作动器一侧设置了水平加载钢板通过四个水平加载杆与作动器相连,以实现对试件安全合理的水平加载。轴向力由液压千斤顶通过四根高强度钢拉杆所组成的装置施加在框架柱上。试件通过基础梁固定,而基础梁通过直径为 50mm 的螺栓与实验室地面连接。同时为了防止试件在试验过程中可能发生的平面外破坏,专门设计了侧向支撑装置为试件提供平面外的约束。对试件施加水平往复荷载之前,先在框架柱顶端施加预计轴向压力的 40%60%,重复加载 23次后加至满载,轴压比为 0.2,所施加的轴向压力为300kN。本文水平往复加载采用位移控制的加载程序,在试验过程中通过手动调整框架柱顶端的液压千斤顶,以确保试验期间框架柱的轴向压力恒定。加载全过程采用位移控制,当位移角为 0.10%、0.14%、0.20%和 0.33%时,加载循环 1 次;当位移角 为 0.50%、0.67%、1.00%、1.33%、2.00%、2.86%、4.00%和 5.00%时,加载循环 3 次。当试件的水平承载力降低至 15.0%时,停止加载。图 4 试验装置1.4 测点布置 施加的水平荷载由嵌入作动器的力学传感器测量。纵向钢筋应变片主要布置在梁柱端部,为了解框架塑性铰的形成,监测钢筋的受力状态。箍筋上布置的应变片用来测量梁端的剪切破坏和框架柱的侧向膨胀,位于节点位置的应变片主要用于监测梁柱节点的剪切破坏情况。试件的水平位移由位移传感器(LVDT)测量,其中测点 D1D7 主要测量在不同高度位置处的水平位移,测点 D8、D9 测量基底滑移,测点 D10、D11测量填充墙的剪切变形。应变片和位移传感器布置方案见图 5。图 5 测点布置方案2试验现象及其分析2.1 RC 试件试验现象 RC 试件的裂缝发展如图 6(a)(d)所示,在加载的初始阶段,RC 试件裂缝出现在柱底部。位移角为 0.33%时,梁端出现弯曲裂缝。随着加载继续,位移角为 0.67%时,梁柱节点出现水平裂缝。位移角为 2.00%时,梁、柱端混凝土开始压碎。位移角为 2.86%时,可以观察到明显的混凝土剥落。位移角达到 5.00%时试验结束。RC 试件的破坏模式如图 6(e)所示,梁端混凝土剥落严重,右梁端混凝土整体脱落,纵筋严重屈曲。柱端也观察到一定程度的混凝土压碎。图 6 RC 试件裂缝发展示意图及破坏照片2.2 RCW 试件试验现象 RCW 试件的裂缝发展如图 7(a)(d)所示,位移角为 0.20%时,柱边出现弯曲裂缝。位移角为56建 筑 结 构2023 年0.33%时,梁端开始出现裂缝,墙体产生沿对角线发展的阶梯状裂缝。位移角增加至 0.67%时,墙体右上角砌体开始出现压碎,填充墙墙体和框架之间可以观察到明显的缝隙。位移角达到 1.33%时,墙体阶梯状裂缝进一步延展,梁柱节点产生大量斜裂缝,填充墙体与框架之间的缝隙变宽。位移角增至2.86%时,墙面裂缝贯穿墙体,并伴随砌体的剥落,梁端混凝土被压碎,柱顶混凝土发生严重剪切变形。RCW 试件破坏模式见图 7(e),试件剪切破坏集中在右柱顶部,填充墙发生了严重的压碎和剥落现象,梁端也观察到了压碎现象,但由于框架和填充墙的相互作用,破坏的严重程度低于 RC 试件。图 7 RCW 试件裂缝发展示意图及破坏照片2.3 RCWD 试件试验现象 RCWD 试件的裂缝发展如图 8(a)(d)所示,加载初期,位移角为 0.33%时,阶梯状裂缝以对角延伸的方式出现在门洞左面的填充墙体。位移角增加至 0.50%时,门洞左面墙体出现弯曲裂缝,墙面裂缝进一步延展。位移角为 1.00%时,墙体右上角开始压碎。位移角达到 1.33%时,梁端开始出现水平裂缝,墙体压碎变得更为严重,并产生部分倒塌。当位移角增加至 2.00%时,边柱弯曲裂缝进一步增加,墙体倒塌更为严重。试件最终破坏模式如图 8(e)所示,位移角达到 4.00%时,试验结束,试件框架梁、柱端产生明显的压碎,相比 RCW 试件,RCWD 试件的框架损伤更小,侧向变形更大。左侧墙体产生斜向的阶梯状裂缝并且伴随着部分墙体的倒塌,可见开洞可能会影响填充墙体的稳定性。图 8 RCWD 试件裂缝发展示意图2.4 滞回曲线 图 9 给出了各试件的滞回曲线,纵坐标为试件水平荷载,横坐标轴为框架梁的侧向位移与位移角,位移角是框架梁侧向位移与层高的比值。由图9 可知,纯框架试件和带填充墙框架试件的滞回曲线有明显区别,填充墙的存在使得结构的抗震性能产生了明显的变化。RC 试件滞回环呈“梭形”,并且滞回曲线较为扁平,初始刚度较小,残余变形也更小。随着位移角的增大,RC 试件产生抗弯裂缝,塑性铰不断形成发展,RC 试件侧向承载力提升变平缓,产生了明显的屈服。位移角达到 2.00%时,RC 试件达承载力峰值,而后承载力缓慢降低。RCWD 试件与 RCW 试件的滞回曲线发展趋势较为接近。在加载初期,带填充墙试件作为一个整体处于线弹性状态,滞回环介于“梭形”和“弓形”之间。随着侧向位移的增大,滞回环产生明显捏缩现象,呈“反 S 形”。之后由于填充墙表面剧烈破坏,砌体剥落,墙体刚度退化严重。框架受到填充墙的约束力逐渐减小,带填充墙试件滞回环面积显著增大,结构耗能增加,捏缩现象有所缓和。在加载末期,填充墙刚度退化,填充墙对框架逐渐丧失斜撑效应,主体框架的工作状态向纯框架靠拢,滞回环由“反 S 形”向“弓形”过渡。相比 RCW 试件,66第 53 卷 第 16 期钱 凯,等.框架填充墙平面内抗震性能试验及数值模拟RCWD 试件滞回环捏缩现象要更小,达到峰值荷载后,强度退化也更为平缓。2.5 骨架曲线 各试件骨架曲线见图 10,各试件抗震性能特征值如表2 所示。本文取侧向荷载达到10%侧向承载力时对应的割线刚度为初始刚度。延性系数为极限位移与屈服位移之比,其中,极限位移取试件水平荷载降至峰值荷载的 85%时所对应的位移,屈服位移根据试件骨架曲线采用能量等效面积法确定。图 9 试件滞回曲线图 10 试件骨架曲线图 11 刚度退化曲线图 12 累积耗能曲线表 2 试件抗震性能特征值试件编号Vmax/kN正方向 负方向K0/(kN/mm)Sy/mmVy/kNDRC175.4-166.325.69.5140.25.8RCW417.2-396.2172.57.2341.23.9RCWD251.1-275.067.59.4204.06.0 注:Vmax为极限承载力;K0为初始刚度;Sy为屈服位移;Vy为屈服荷载;D 为延性系数。由图 10 和表 2 可知:填充墙的存在显著提高了结构的承载力和初始刚度。RC、RCW、RCWD 试件的平 均 峰 值 荷 载 分 别 为 170.5kN、406.5kN 和263.1kN,满砌填充墙的存在使 RC 试件峰值荷载提高了 138.4%。在加载初期,结构作为一个整体受力,满砌填充墙的存在使得纯 RC 框架初始刚度提高了 573.8%,填充墙对结构初始刚度的影响大于对结构承载力的影响。开洞填充墙试件 RCWD 的极限承载力和初始刚度较满砌填充墙试件 RCW 分别降低了约 39.8%和 60.9%。RC、RCW、RCWD 试件的延性系数分别为 5.8、3.9 和6.0。满砌填充墙试件 RCW 的延性系数仅为纯框架试件 RC 的 67.2%。由图 10 可知,与开洞填充墙和纯框架试件承载力缓慢退化不同,满砌填充墙试件承载力在抵达峰值之后急剧降低,试件表现出了明显的脆性。带填充墙试件的屈服位移均小于纯框架试件,强度退化也更为明显,这是因为墙体和框架的相互作用使得框架的损伤积累更为严重。填充墙开洞可以增加结构变形能力,这是因为开洞增加了墙体的变形空间,降低了对框架的约束。2.6 刚度退化 骨架曲线上正负两个方向的荷载绝对值之和与位移绝对值之和的比值为割线刚度,各试件的刚度退化曲线如图 11 所示。由图可以看出,由于填充墙对框架的约束,整个试验过程中 RCW 试件和RCWD 试件的刚度均大于 RC 试件。当位移角大于2.00%时,RW、RCWD 试件的刚度逐渐与 RC 试件刚度相同,表明填充墙破坏后逐步退出工作,抗侧刚度主要由框架提供。2.7 耗能能力 结构在低周往复荷载作用下,每一个荷载循环产生一个滞回环,滞回环围成的面积代表结构在这个循环中的耗能值,耗能值的大小反映了结构的耗能能力。三个试件的累积耗能曲线如图 12 所示,表3 为位移角在 2.86%和 5.00%时各试件的累积耗能值。从图 12 可以看出,试件 RC 的耗能值大于带填76建 筑 结 构2023 年充墙试件的耗能值,这是因为带填充墙试件抗侧承载力到达极限状态时的位移更小,所经历的循环次数更少。如表 3 所示,在位移角为 2.86%时,RCW试件总耗能最高,RCWD 试件次之,而 RC 试件耗能最低。与试件 RC 相比,试件 RCW 耗能提高了55.6%;而试件 RCWD 耗能与试件 RCW 相比降低了 14.3%。这说明在带填充墙试件破坏之前,其耗能能力远大于纯框架试件。表 3 试件耗能性能特征值试件编号E2.86/(kNm)Eu/(kNm)RC1.83.3RCW2.82.8RCWD2.43.0 注:E2.86为位移角在 2.86%时试件的累积耗能值;Eu为结构总体耗能。3有限元分析 为了进一步研究试验中还未考虑的变量对框架填 充 墙 抗 震 性 能 的 影 响,采 用 有 限 元 软 件LS-DYNA 建立试件的精细化有限元模型,并用相应的试验结果进行验证。有限元分析采用可靠有效且应用广泛的静力推覆分析法11-16,破坏模式与低周往复加载相似17。为了避免传统隐式解算器的收敛困难,采用显式解算器进行计算。3.1 建模过程 钢筋混凝土框架使用耦合法建模,采用关键字CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 定义耦合,使其协同工作。混凝土、砌体材料和加载端钢板均采用 Solid164 实体单元进行模拟,钢筋采用Beam161 梁单元进行模拟。混凝土材料采用连续帽盖MAT_CSCM_CONCRETE 模型,该本构模型可以较好地预测拟静态加载下混凝土材料的实际反应和 损 伤 模 式18-20。砌 体 材 料 采 用 KCC 模 型MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3,该模型适用于准静态、冲击和爆炸荷载。定义砌体本构中的压缩损伤参数 b1 为 5.0,拉伸损伤参数 b2 和体积应变损伤参数 b3 分别为 1.1 和 1.2。钢筋采用材料模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC。钢支撑与钢板采用线弹性材料模型MAT_ELASTIC。本文选择简化微观模型来模拟砌体填充墙。简化微观模型简化了砂浆层建模,将砂浆在厚度方向上划分成两部分,介于相邻两个砌块组合在一起模拟,组合砌块之间定义CONTACT_AUTOMATIC_ONE_WAY_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK关键字来模拟接触面。该关键字可以通过定义接触面的抗剪与抗拉强度来判定接触面是否失效,可以反映砌体墙的滑移以及裂缝开展。为了尽量取得精确的计算结果,网格划分应该尽可能小,但这样会导致计算时间的增加。权衡计算资源和模型可靠度,网格尺寸选用 25mm。RCWD 试件有限元模型如图 13 所示。为了模拟真实的试验情况,在两侧框架柱顶钢板施加恒荷载,并且在试件底部施加全约束,在两侧延伸梁钢板处施加位移控制,并且限制梁钢板在填充墙平面外的自由度。图 13 RCWD 试件有限元模型3.2 模型验证 图 14 对比了 RC、RCW、RCWD 三个试件骨架曲线与数值模型模拟的荷载-位移曲线。表 4 为曲线数据特征值的对比与误差统计。表 4 曲线特征值对比抗震性能试件编号RCRCWDRCW极限承载力试验极限承载力/kN166.3275.0 396.2 模拟极限承载力/kN176.4264.4367.3极限承载力误差6.3%-3.9%-7.4%初始刚度试验初始刚度/(kN/mm)25.667.5172.5模拟初始刚度/(kN/mm)26.673.1178.4初始刚度误差3.9%8.2%3.4%由图 14 及表 4 可知,由于试验骨架曲线由水平往复荷载试验得到,而模拟骨架曲线由单调水平加载得到,所以有限元模拟没有考虑往复加载下材料累积损伤带来的影响,导致试验值与模拟值有一定偏差。有限元模型施加荷载的方向为从左到右,所以取试验中由同方向加载的骨架曲线作为对比。试验骨架曲线与模拟荷载-位移曲线的特征值都比86第 53 卷 第 16 期钱 凯,等.框架填充墙平面内抗震性能试验及数值模拟图 14 RC、RCW、RCWD 试件的荷载-位移曲线对比较接近,二者误差最大为 7.4%。与此同时,有限元模型初始刚度普遍高于试验初始刚度,最大初始刚度误差为 8.2%。图 15 RCWD 试件破坏模式对比图 15 为 RCWD 试件数值模型和试验的破坏模式对比。由图可得,数值模型中填充墙有效塑性应变集中在左墙加载角点至门洞左下角对角线上。与试验破坏模式一致,能很好地反映等效撑杆传递机制。同时,数值模型还能较好地模拟 RC 框架开裂位置。因此,本文建立的数值模型可较好地预测试验试件受力特征,可以采用该模型研究试验中还未研究的可能对结构抗震性能有影响的相关变量。3.3 开洞位置的影响 为研究开门洞位置对试件抗震性能的影响,以RCWD 试件的数值模型作为参照,设计了 3 个门洞尺寸相同但布置位置不同的数值模型,模型参数如表 5 所示。图 16 为各个数值模型的破坏模式。表 5 开洞模型参数模型编号开洞尺寸/(mmmm)门洞中心与左边柱水平距离/mmRCWD-L900500500RCWD-M900500 1 000RCWD-R900500 1 250RCWD900500 1 500如图 16 所示,门洞左右墙体单元的变形和失效集中在墙体左上角至右下角的对角线上。在门洞左面墙中,斜撑始于左上角梁柱交点,受到强约束;而斜撑终端位于墙体右下角,门洞的存在使得斜撑终端不能得到良好的约束,在破坏模式中表现为明显的砌体滑移和受剪破坏。如图 16(a)所示,门洞右上方墙体产生了水平方向滑移,呈现出明显的受剪破坏,裂缝由右上角的应力集中区域横向延伸至墙体中部后转向右下角。左面窄墙的破坏主要体现在左下角的受压破坏。在图 16(b)中,左右墙体宽度相同,均表现出了明显的斜撑效应。左墙右下角破坏逐渐变为为受剪和受压破坏,砌体产生向右滑移。此种现象在图 16(c)中更为明显,墙体越宽,结构抵抗侧移的能力越强,而斜撑端部不良约束造成的破坏也越明显。可见斜撑端部的约束对斜撑的支撑效果有显著的影响。门洞尺寸相同但布置位置不同的 RCWD 试件数值模型的荷载-位移曲线对比见图 17。表 6 为不同模型的承载力相关参数对比。由图 17 和表 6 可知,模型 RCWD-M 的极限承载力最低,模型 CWD-R次之。以模型 RCWD 作为基准,模型 RCWD-L 的初始刚度和极限承载力分别降低了 12.2%和 6.0%,模型 RCWD-M 的初始刚度和极限承载力分别降低96建 筑 结 构2023 年图 16 破坏模式了 7.4%和 15.5%;模型 RCWD-M 虽然极限承载力最低,但是初始刚度大于模型 RCWD-L。图 17 不同开洞位置模型的荷载-位移曲线图 18 刚度比-位移曲线图 19 不同砌体强度模型的荷载-位移曲线图 18 是以模型 RCWD-M 的刚度为基准的刚度比-位移曲线。结合图 16 可知,在加载初期,相比模型 RCWD-L,模型 RCWD-M 刚度更大,这是因为模型 RCWD-M 左墙承担了大部分水平力,左墙的宽度越宽,初始刚度越高。随着加载继续,水平力通过门洞上部墙体传递至右墙,右墙开始承担更多侧向荷载,由 于 模 型 RCWD-M 右 墙 宽 度 小 于 模 型RCWD-L,使得模型 RCWD-M 墙体提供的抗侧能力更小,因此刚度衰减更快,导致峰值荷载最低。而模型 RCWD 在加载初期就存在更宽的墙体参与承担水平力,因此获得了最大的初始刚度。表 6 开洞位置对承载力相关参数的影响模型名称K0/(kN/mm2)Vy/kNSy/mmVmax/kNSp/mmRCWD-L64.2211.58.0248.625.1RCWD-M67.7194.36.2223.421.3RCWD-R68.9195.86.1241.223.2RCWD73.1223.97.7264.427.1 注:K0为初始刚度;Vmax为极限承载力;Sp为峰值位移。因此,在开洞填充墙模型中,门洞处于偏心位置具有更高的抗倾覆荷载。3.4 砌体强度的影响 为了研究砌体强度对结构抗震性能的影响,分别设计了砌体强度为10、15MPa 和20MPa 的三个数值模型,除了砌体强度外其余所有参数均与数值模型 RCWD 一致。图 19 为不同砌体强度模型对应的荷载-位移曲线,表 7 为不同模型的承载力相关参数的对比。结合表 7 及图 19 可以发现,砌体强度对结构抗震性能有较 大 影 响。随 着 砌 体 强 度 由 5MPa 提 升 至20MPa,模型极限承载力提高了 15.8%,模型初始刚度提高了 18.8%。初始刚度对砌体抗压强度的提升更 为 敏 感。随 着 砌 体 强 度 由 5MPa 提 升 至10MPa,模型极限承载力提升了 24.9MPa;砌体强度由 15MPa 提升至 20MPa,模型极限承载力仅提升了7.3MPa;可见,随着砌体抗压强度的提高,砌体抗压强度对结构抗震性能的影响逐渐降低。这是由于墙体破坏模式逐渐向剪切滑移破坏变化,破坏主要表现为组合砌体之间界面的失效,组合砌体沿通缝的抗剪强度可以认为主要与砂浆强度有关。3.5 边柱截面的影响 如图 20 所示,为了研究边柱截面面积对结构抗震性能的影响,设计了具有相同配筋率的模型 CA1和模型 CA2。为了进一步分析边柱截面变化产生的07第 53 卷 第 16 期钱 凯,等.框架填充墙平面内抗震性能试验及数值模拟 表 7 砌体强度对承载力的影响fm/MPa K0/(kN/mm)Vy/kNSy/mmVmax/kNSp/mm571.1223.07.2258.323.11074.6245.07.6283.222.61577.8251.16.9291.720.92084.5256.06.2299.019.3 注:fm为砌体抗压强度。框架与开洞墙体相互作用的变化,将模型 CA1 中的填充墙去除,把框架独立出来命名为模型 BCA1,其荷载-位移曲线特征值见表 8。图 21 为不同边柱截面模型对应的荷载-位移曲线。由图 21 和表 8 可知,边柱截面面积的增大显著提高了结构的抗震性能。具体表现为随着边柱横截面 尺 寸 从 200mm 200mm 提 高 到 300mm 300mm,极限承载力提高了 121.7%,初始刚度提高了 71.3%。对于有、无填充墙的情况,通过对比相同边柱截面的模型 RCWD 和 RC、CA1 和 BCA1 的极限承载力可以发现,随着边柱截面面积的增加,填充墙的提供的抗侧能力虽然得到了提高但提高幅度却减小:在填充墙参数完全相同的情况下,模型 CA1 的极限承载力较模型 BCA1 提高了 69.0kN,提高了 85.5%,而模型 RCWD 的极限承载力较模型RC 提高了 76.9kN,却仅提高了 42.4%。图 20 边柱配筋详图图 21 不同边柱截面模型的荷载-位移曲线表 8 边柱截面面积对承载力的影响模型名称边长/mmK0/(kN/mm)Vy/kNSy/mmVmax/kNSp/mmCA120051.8130.55.1149.719.3RCWD25071.1223.07.2258.323.1CA230088.6289.25.3332.015.4BCA120014.073.36.780.717.4RC25026.6164.09.5181.417.9 图 22 为模型 CA1、CA2 的破坏模式示意图,由图可以看出,随着边柱柱横截面面积增加,柱上部变形减小,提高了对墙体的约束能力,一方面使得填充墙体承担了更多变形,产生了更多的裂缝;另一方面也更充分利用墙体抵抗侧移的能力。不仅如此,边柱截面面积的加强也增加了框架梁的变形,在顶梁两端产生了塑性铰,基础梁也产生了裂缝(图 22(b)。图 22 模型 CA1、CA2 破坏模式3.6 层高的影响 为了研究层高对结构抗震性能的影响,设计了层高分别为 1 571mm 和 1 700mm 的两个数值模型,其余参数皆与模型 RCWD(模型 RCWD 的层高为1 285mm)一致。图 23 为不同层高模型对应的荷载-位移曲线,表 9 为模型抗震性能对比。图 23 不同层高模型的荷载-位移曲线随着层高的增加,结构的承载力和刚度也随之降低,屈服位移逐渐减小,峰值位移也更小。层高17建 筑 结 构2023 年 表 9 层高对承载力的影响H/mmK0/(kN/mm)Vy/kNSy/mmVmax/kNSp/mm1 28571.1223.07.2258.323.11 57165.4187.26.0223.019.31 70031.7110.45.7123.013.5 注:H 为层高。由 1 285mm 提高至 1 571mm,极限承载力降低了13.7%,初始刚度退 化 了 8.0%,而 随 着 层 高 由1 285mm 进一步增加至 1 700mm,极限承载力降低52.4%,初始刚度退化了 55.4%。由表 9 和图 23 可知,层高更大的模型,模型到达屈服更早,承载力到达峰值后的强度退化也更为平缓。在框架填充墙结构塑性变形的过程中,墙体裂缝贯穿墙体后,水平承载力增量主要由框架结构承担,而后框架柱产生塑性铰,承载力到达屈服值。层高的增加导致框架柱底端受到的弯矩更大,框架柱底部塑性铰出现更早,使模型提前到达屈服状态。这也使得模型的荷载-位移曲线更为平缓。不同层高模型的破坏模式见图 24,由图可得,虽然两个模型墙体裂缝分布稍有区别,但大体分布规律相似。随着层高由 1 571mm 增至 1 700mm,框架柱抗弯裂缝高度显著增加,柱端的塑性铰更加明显,而梁端的裂缝减少,这说明框架柱承担了更多的变形。结构破坏模式由角部压碎失效转化为框架弯曲失效模式。门洞右面窄墙中部产生水平方向裂缝,没有产生明显的斜撑效应。图 24 不同层高模型的破坏模式4结论 (1)填充墙的存在改变了框架结构破坏机制,满砌填充墙 RC 试件极限承载力、初始刚度和耗能相对RC 框架分别提高了 138.2%、573.8%和 55.6%。(2)满砌填充墙 RC 试件开洞后,结构的极限承载力相对满砌填充墙 RC 框架降低了 39.8%、初始刚度降低了 60.9%、耗能降低了 14.3%,同时增加了面外破坏的风险。(3)填充墙门洞开洞位置对结构抗震性能影响明显。门洞位于偏心位置相对于中心开洞承载力提高了 15.5%;门洞越远离加载侧,结构初始刚度越高。(4)结构边柱截面和砌体强度的增加会使结构的刚度和极限承载力增加;层高的增加会降低结构的刚度和极限承载力。参考文献 1 安晓文,李丹.鲁甸 6.5 级地震建筑典型震害现象分析J.建筑结构,2020,50(7):28-36.2 QIAN K,LI B.Effects of masonry 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