无浆填充墙框架拟静力试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 2 期 2012 年 2 月 Vol. 33No. 2Feb． 2012 016 文章编号 1000-6869 2012 02-0119-09 无浆填充墙框架拟静力试验研究 林坤 1，刘红军1，Totoev Yuri2 1． 哈尔滨工业大学 深圳研究生院，广东深圳 518055; 2． 纽卡斯尔大学 基础设施性能与可靠度中心，新南威尔士州纽卡斯尔 2308 摘要 为提高填充墙框架结构整体耗能能力， 同时降低由填充墙引起的 “刚度效应” ， 提出了新型的无浆填充墙框架结构并 进行了材性及拟静力试验。在材性试验中得到了无浆和有浆砌块抗压及通缝抗剪强度和钢筋混凝土的材料特性; 在拟静 力试验中将无浆及有浆填充墙框架与相应的钢筋混凝土纯框架对比得到了不同填充墙形式下框架结构的破坏过程及形 态、 结构滞回曲线， 分析了新型无浆填充墙框架的受力机理。研结果究表明 无浆填充墙在框架弹性工作状态下耗能良好， 并且对框架结构附加刚度很小， 该结构形式抗震性能良好。 关键词 无浆填充墙;钢筋混凝土框架结构;拟静力试验;耗能;刚度效应 中图分类号 TU398. 5TU317. 1文献标志码 A Quasi-static experimental research on dry-stack masonry infill panel frame LIN Kun1，LIU Hongjun1，TOTOEV Yuri2 1． Shenzhen Graduate School，Harbin Institute of Technology，Shenzhen 518055，China; 2． Centre for Infrastructure Perance and Reliability，The University of Newcastle，Callaghan NSW 2308，Australia AbstractIn order to improve the energy dissipation of the masonry in- filled frame structure，while decreasing the stiffening and strengthening effect of the infilling panels，a novel dry- stack masonry in- filled frame was proposed and a series of tests were pered．After uating the material parameters of both the masonry panel and frame experimentally，quasi static tests were carried on the dry stack masonry in- filled frame． By comparing the results with the bare frame and mortar in- filled frame，the damage development，failure modes，hysteretic behavior and the response mechanisms were studied． It is concluded that significant energy dissipation in the dry- stack in- filled frame can be obtained while keeping the frame under the elastic stage;the frame stiffening and strengthening effect of the dry- stack in- fill panel is not significant． Keywords dry- stack in- filled panel; RC frame structure; quasi- static experiment; energy dissipation; stiffening effect 基金项目 教育部新世纪优秀人才支持计划项目 NCET- 08- 0160 ， 国家自然科学基金项目 51178153 。 作者简介 林坤 1984 ， 男， 山东聊城人， 博士研究生。E- mail linkun. hit gmail. com 收稿日期 2011 年 6 月 911 0引言 国内外历次震害及试验表明 ［1-4 ］， 填充墙框架结 构自身耗能能力不足是造成该结构破坏的主要原 因。传统填充墙框架结构的耗能是建立在承重构件 包括填充墙 的材料进入非线性基础上的， 即使结 构在震后未完全丧失承载力， 其墙体也经常出现贯 穿对角裂缝。为提高其耗能能力， 已有研究 ［5- 8 ］通过 在墙体中添加其它材料或者附加阻尼器， 提高结构 的整体抗震性能， 但这类方法成本较高， 通常用于重 大工程结构中。 虽然砌块无浆砌筑结构已有上千年的历史， 但 对该类型结构受力性能的研究直到近年才陆续展 开。已有的研究 ［9- 11 ］主要集中在对无浆砌体结构延 性及耗能的分析， 未考虑框架对框架填充墙结构特 性的影响， 结果表明无浆砌体结构能够表现出良好 的延性， 但因墙体出现摆动而造成整体耗能较低。 本文构造了一种利用形状嵌固的方式抵抗面外荷载 的新型砌块 图 1 ， 并将其作为混凝土框架填充墙。 该填充墙依靠砌块的面内相对滑动进行摩擦耗能， 由于该体系不采用砂浆进行粘结， 砌筑质量更容易 保障; 同时无浆作业降低了建筑过程中对环境的污 染， 提高了砌块的重复使用率， 更符合绿色经济的概 念。由于填充墙内部砌块之间的弱连接特性 仅依 靠摩擦力 ， 对于填充墙在框架中引起的“刚度效应” 问题， 也能够得到较好的解决。因此无浆砌体填充 墙框架结构对提高框架填充墙结构抗震性能具有重 要意义。 本文进行了无浆砌体填充墙框架结构的材性试 验及拟静力面内荷载试验。通过材性试验获得了无 浆砌块的摩擦特性及各试验材料属性， 同时对单跨 框架进行拟静力试验研究， 并将其与纯框架及有浆 填充墙框架对比， 获得了不同填充墙形式对应的力- 位移滞回曲线、 骨架曲线; 分析了填充墙框架结构中 填充墙对于结构整体刚度的影响， 以及无浆填充墙 框架的受力机理。 1材性试验 试验在澳大利亚大学纽卡斯尔大学基础设施性 能与可靠度中心进行。试验砌块全部采用澳大利亚 常用的小型实心混凝土砖 简称“砌块” ， 尺寸为 227 mm 113 mm 80 mm。试验包括砌块抗压试验、 砌块横向断裂试验、 单砌块叠砌的棱柱体 无浆及有 浆 受压试验以及无浆通缝受剪试验， 同时为了确定 砂浆强度， 还进行了有浆砌块弯曲抗拉强度试验。 图 1内嵌式无浆砌体示意图 Fig． 1Schematic diagram of dry stack masonry 1. 1砌块试验 对砌块进行受压及横向断裂试验， 分别量测砌 块抗压及抗拉强度。受加载设备量程限制， 采用半 砖块进行受压试验， 总共进行了10 组试验， 试验得到 的半砖块平均抗压强度为 46. 94 MPa， 考虑到形状折 减系数， 取单块砖的抗压强度为28. 547 MPa。依照澳 大利亚规范 AS/NZS 4456. 152003， 进行了 10 组砌 块 4 点弯曲试验， 试件的失效模式全部为砖块横向 断裂， 平均横向断裂强度为4. 87 MPa。根据澳大利亚 规范 AS 3600- 2009 规定， 利用弯曲抗拉强度推导材 料的的抗拉强度需除以系数 1. 5， 因此得到砌块的抗 拉强度为 3. 25 MPa。 1. 2砌体受压试验 本文采用澳大利亚砌体结构规范 AS 3700- 2001 对无浆及有浆砌体的抗压强度及弹性模量进行试 验。无浆砌体试件由 7 层砌块直接叠砌， 共计 4 个试 件， 为更贴近实际工程条件， 在叠砌时仅采用毛刷对 砌块表面进行清理， 并未进行打磨; 有浆砌体试件由 4 层砌块用砂浆砌筑而成， 共计 8 个试件， 为减小套 箍效应， 在进行试验时采用了钢刷。每组试验的首 个试件用来获得棱柱体抗压强度， 其它试件用作砌 体抗压强度及弹性模量等测试。试件两侧同时布置 位移计用来测量砌体的相对位移; 试验装置如图 2 所示。砌体棱柱体抗压强度及弹性模量如表1 所示。 表 1砌体受压试验结果 Table 1Compression tests results of masonry prisms 试件 编号 有浆砌体试件无浆砌体试件 最大 压力 Pc/kN 抗压 强度 fc/MPa 弹性 模量 E /MPa 最大 压力 Pc/kN 抗压 强度 fc/MPa 弹性 模量 E /MPa 1524. 320. 415 380456. 617. 87 982. 6 2635. 324. 723 065477. 918. 68 851. 3 3662. 925. 822 067473. 518. 46 424. 6 4589. 922. 923 029 5575. 522. 418 796 6420. 416. 413 709 7635. 024. 721 777 均值551. 721. 520 407469. 318. 37 702. 3 021 a无浆砌体 b有浆砌体 图 2砌体受压试验 Fig． 2Compression test for masonry prism 1. 3砌体通缝试验 1. 3. 1无浆通缝剪压试验 由于目前对无浆砌体结构进行的构件试验并不 多， 没有特定的规范可以遵从。本文依据现有的砌 体结构剪压试验规范 ［12 ］， 试件由 3 个砌块组成， 其中 2 个砌块外侧固定， 对中间砌块进行反复位移加载。 试验装置如图 3 所示。 a试件尺寸 b试验装置 图 3无浆砌块受剪试验 Fig． 3Shear test on dry stack bricks 试验加载装置采用 2 个独立的作动器分别提供 正压力和反复位移。分别采用 0. 1 MPa、 0. 3 MPa、 0. 5 MPa正压力进行加载试验， 每组 3 个试件， 共 9 个 试件。在反复荷载试验中， 针对每组正压力情况， 采 用 4 种位移幅值 0. 8 mm、 1. 6 mm、2. 4 mm、 3. 2 mm， 对 应 的 加 载 速 度 分 别 为 1 mm/min、 2 mm/min、 2 mm/min 以及 4 mm/min， 每个幅值为一 加载工况， 总计有 36 个工况。 图 4 为试件剪- 压应力关系曲线， 由图 4 可见， 剪 应力与压应力高度线性相关。与传统砌块剪切试验 不同， 无浆砌块之间没有砂浆粘结， 需对其初始摩擦 力 c0进行分析。考虑到初始状态的安装误差以及砌 块接触面的粗糙程度， 认为初始粘结力不为 0。此时 摩擦系数 μ 0. 66， 相关系数 r20. 99， 等效初始粘 结应力为 －0. 027 MPa， 这是由于约束砌块竖向固定 所施加的初始压力引起的。 图 4砌块摩擦试验剪- 压应力曲线 Fig． 4Relationship between normal and shear stress 1. 3. 2有浆通缝弯拉试验 在有浆填充墙的砌筑过程中， 采用了 3 批次的 砂浆， 全部采用体积配比 1∶ 1∶ 6 水泥∶ 石灰∶ 砂 配 制。按照澳大利亚规范 AS 3700- 2001 对每批次砂浆 选取了10 个通缝进行测试。试验装置及典型破坏形 式如图 5 所示， 试验得到砂浆平均弯曲抗拉强度为 0. 17 MPa。 a试验装置 b典型破坏形式 图 5有浆通缝弯拉试验 Fig． 5Wrench test 121 1. 4混凝土及钢筋材性 钢筋混凝土框架分为底梁、 柱、 顶梁- 楼板 3 个批 次进行浇筑， 按照澳大利亚规范 AS 1012. 9 1999， 以 及 AS 1012. 10 2000 对各批次试件分别进行了混凝 土受压、 劈裂试验， 并得到混凝土的弹性模量如表 2 所示。在钢筋混凝土框架中采用了 3 种钢筋 表 3 ， 其抗 拉 强 度 12fy 400 MPa;10fy 400 MPa; 6 fy210 MPa 以及弹性模量 均值为 1. 97 105MPa 都通过澳大利亚规范 AS 1391- 2007 得到。 表 2混凝土材料属性 Table 2Material property of concrete 构件 密度/ kgm －3 弹性模量/ MPa 圆柱体抗压 强度/MPa 抗拉强度/ MPa 底梁2 37032 00021. 82. 93 柱2 28025 00023. 62. 34 顶梁 楼板2 35033 000 24. 13. 30 表 3钢筋混凝土框架配筋 Table 3Reinforcement of bare frame 构件箍筋纵筋 柱6200410 梁6200410 楼板 翼缘10200 12150 底梁6200810 2结构拟静力试验 2. 1试验方案设计 为对比分析填充墙框架的力学性能， 试验采用 3 种不同填充形式的框架结构， 分别是纯框架、 无浆填 充墙框架以及有浆填充墙框架。试验分 4 步进行 1 对钢筋混凝土纯框架 简称“纯框架” 进行 拟静力试验， 试验结果用来与后续试验进行对比。 2 在纯框架内采用实心混凝土砖进行无浆叠 砌， 然后对填充后的框架 简称“无浆填充墙框架” 进行拟静力试验。 3 试验完成之后， 移除所有填充砌块， 重新对 纯框架进行加载 简称“校核试验” ， 以评估该框架 在试验过程中强度的损失， 为下阶段试验提供准备。 4 在混凝土框架内采用实心混凝土砖进行有 浆砌筑 简称 “有浆填充墙框架” ， 然后进行拟静力 试验， 直至结构发生破坏。 2. 2试验概况 2. 2. 1试件设计 钢筋混凝土框架尺寸及配筋情况如图 6 所示。 无浆砌筑 25 层砌块， 有浆砌筑 22 层。因为首先进行 框架的浇筑， 所以填充墙与框架无法紧密连接， 在填 图 6框架基本尺寸及配筋 Fig． 6Instrumentation for walls 充墙上端与连梁之间有大约 2 mm 的非均匀缝隙。 2. 2. 2加载装置及加载制度 拟静力加载装置如图 7、 图 8 所示。采用液压作 动器分别施加竖向荷载及横向水平位移。其中竖向 荷载以集中力的形式作用在钢梁上， 并且在试验过 程中保持恒定。在竖向作动器与钢梁之间设置滚轴 以确保钢梁水平移动; 为确保竖向压力均匀分布在 钢筋混凝土框架上， 在框架顶部与钢梁之间铺设橡 胶垫; 钢筋混凝土框架锚固在地板上。 图 7试验加载装置 Fig． 7Test setup 为了模拟 3 ～5 层结构的自重影响， 对该结构首 先施加了 0. 3 MPa 的恒定竖向压力 ［13 ］。竖向压力稳 221 图 8试验装置照片 Fig． 8Photo of experimental setup 定后， 对结构进行位移控制的水平方向加载。采用 三角波加载， 幅值如表 4 所示， 每级荷载循环 3 次。 在对纯框架进行加载时， 加载位移最大值为 10 mm; 对无浆填充墙框架， 加载位移最大值为 16 mm; 对有 浆填充墙框架， 水平幅值持续增加， 直至结构发生破 坏。在加载过程中对钢筋应变情况进行了实时监 测， 保证结构受力安全。 表 4水平位移加载幅值 Table 4Amplitude of horizontal load 加载工况123456789101112 幅值/mm0. 511. 52 346810131620 2. 2. 3测试内容 试验主要测试试件的水平荷载 F 、 水平位移 Δ 、 混凝土翼缘和腹板应变、 纵向钢筋应变、 箍筋应变。 应变片 测点 S1 ～ S16 和位移计 测点 P1 ～ P14 的 位置如图 6、 8 所示， 括号内编号代表该应变片 位移 计 在墙体的另一侧。 2. 3试验破坏过程和破坏形态 在纯框架试验中， 加载过程实时监测钢筋拉压 应变的变化以及混凝土表面裂缝的开展， 当层间位 移角 α 达到 0. 45 1/222 时， 在框架左上角出现可 闭合的裂缝， 此时纯框架结构仍处于弹性工作阶段。 无浆填充墙框架试验中， 当层间位移角达到 0. 44 1/227 及 0. 55 1/182 时， 框架左右顶角 分别出现可闭合裂缝。试验加载完成后， 有4 个砌块 发生了断裂， 可能是因为砌块自身缺陷引起， 分布位 置如图 9a 所示。试验结束后移除干砌块， 对纯框架 进行了校核试验。校核试验过程中， 框架梁柱混凝 土表面并未出现新的裂缝。 有浆填充墙框架在试验中呈现典型的剪压破坏 现象， 破坏首先出现在框架与填充墙的接缝部位。 当层间位移角为 0. 06 1/1 167 时， 在框架与填充 墙的左侧接缝处首先出现裂缝， 随着加载继续进行， 该裂缝沿着竖向砂浆开展。层间位移角为 0. 10 1/1 000 时， 填充墙内裂缝首先出现在右侧底角处， 该裂缝位于距离底层 6 个砌块高的位置， 随着加载 的继续进行， 该裂缝向填充墙内沿灰缝呈阶梯状开 展， 并贯穿至填充墙底部; 在进一步的加载过程中， 直到结构发生脆性破坏前填充墙内部没有出现新的 裂缝。框架柱上的裂缝最初出现在层间位移角为 0. 03 1/2 941 时， 随着加载的继续进行， 裂缝数量 和宽度都随之增加。当水平加载幅值为 20 mm， 第 2 次循环加载时， 填充墙框架发生突然脆性破坏， 两条 对角裂缝贯穿整个填充墙， 与此同时右侧框架柱也 发生了剪切破坏， 破坏前最大层间位移角为 0. 70 1/143 ， 如图 9b 和图 10 所示。 a无浆填充墙框架 b有浆填充墙框架 图 9填充墙框架结构裂缝形式及细部照片 Fig． 9Final crack pattern of dry stack panel and details 图 10有浆填充墙框架最终破坏情况 Fig． 10Failure of mortar masonry in- filled frame 3试验结果分析 采用位移计测得框架的实际水平位移来分析结 构的滞回特性以及耗能性能。层间位移角为图 7 测 321 点 P1 水平位移与层高 2 m 的比值。测点 P1 对应 的荷载- 位移滞回曲线如图 11 所示。 a纯框架 b无浆填充墙框架 c纯框架校核试验 d有浆填充墙框架 图 11力- 位移滞回曲线 Fig． 11Hysteretic loop of specimens 3. 1滞回特性 由图11 可见， 对于纯框架结构， 承载力几乎不随 加载周期的改变而变化， 同时曲线具有良好的对称 性。对于纯框架校核试验， 相同位移情况下荷载值 仅为初始试验荷载值的 75， 这反映了纯框架在无 浆填充墙框架试验过程中发生了结构损伤， 但荷载- 位移曲线为线性， 认为此时纯框架结构处于弹性工 作阶段。 对于无浆填充墙框架结构， 滞回曲线则具有明 显的非对称性， 在相同位移幅值下， 负向最大荷载绝 对值小于正向最大荷载值。这与无浆填充墙框架受 力机理有关 详见 3. 4 耗能机理及分析 。 对于有浆填充墙框架结构， 得到的滞回曲线与 文献［ 14］ 类似。加载初期表现为弹性， 继续加载结 构进入塑性工作状态， 滞回曲线表现出捏缩特性。 加载过程中， 裂缝主要集中在填充墙与框架结合处， 墙面并无明显裂缝出现。当层间位移角为 0. 7 1/143 时， 结构达到承载力极限状态， 发生脆性破 坏， 两条对角斜裂缝贯穿整个填充墙， 破坏时， 结构 最大层间位移角为 0. 8 1/125 ， 荷载下降了 30 图 11d 中的虚线所示 。 图12 给出了试验得到的不同填充情况下结构骨 架曲线对比， 可以看出 无浆填充墙框架在初始弹性 阶段之后， 抗侧刚度具有明显的增强， 这与其受力机 理有关 详见 3. 4 耗能及机理分析 。有浆填充墙框 架受力过程大致经历了弹性、 塑性以及破坏 3 个阶 段， 正反向加载骨架曲线对称良好。由于填充墙的 存在， 试件初始刚度远高于纯框架， 但很早进入塑性 层间位移角不大于 0. 05， 1/2 000 。 3. 2应变 图 13 为各加载幅值下柱根部钢筋测点 测点 S14， S16， S7， S5 拉应变极值情况。直至结构达到破 坏荷载之前， 钢筋应变小于屈服应变 2 000 10 －6 。 通过对三种不同填充形式试件对比分析发现 1 随加载的进行， 框架左右柱钢筋拉应变不对 称。一方面是由于加载装置存在误差; 另一方面是 由于填充形式不同。其中， 无浆填充墙框架及纯框 架中非对称现象并不明显， 而有浆填充墙框架左柱 内侧拉应变 S16 约为右侧 S7 的 2 倍。 2 无浆填充墙框架及纯框架内部钢筋拉应变 保持线性增加， 且小于屈服应变的 40， 表明结构在 加载过程中保持弹性。有浆填充墙框架内部钢筋逐 渐表现为塑性， 在最大加载幅值下， 右侧柱根部混凝 土剪切破坏。 3 有浆填充墙框架钢筋拉应变约为纯框架及 无浆填充墙框架的 2 倍， 而无浆填充墙框架与纯框 架内部钢筋拉应变基本相同， 表明无浆填充墙对于 421 a纯框架与无浆填充墙框架 b纯框架与有浆填充墙框架 图 12试件骨架曲线 Fig． 12Envelopment curves of specimens 框架柱端附加弯矩及剪力很小。 3. 3刚度退化 定义试件平均割线刚度为往复荷载作用下正、 反向峰值荷载的绝对值与相应的位移绝对值之和的 比值。同时， 为分析填充墙对框架刚度的影响， 采用 相对刚度进行量化分析， 即每次循环加载时的平均割 线刚度与纯框架初始割线刚度的比值， 其表达式为 K Ki K0 1 式中 Ki为各层间位移角对应的平均割线刚度;K 0 为纯框架最初加载对应的平均割线刚度。 表 5 给出了不同填充墙框架中相对割线刚度 K 绝对值以及相对值与层间位移角之间的关系， 对比 无浆及有浆填充墙框架， 可以发现 1 无浆填充墙对于框架初始割线刚度影响不 大， 仅为纯框架状态时的 2 倍， 而有浆填充墙则达到 30. 03 倍。 2 在规范 ［15 ］规定的框架结构弹性工作阶段 层间位移角不大于 1/550 ， 与纯框架相比， 无浆填 充墙框架相对割线刚度与其几乎相同， 而有浆填充 墙框架相对割线刚度为纯框架的 9 倍。 3. 4耗能及机理分析 结合两种填充墙框架破坏过程， 对比耗能能力 a测点 S14 b测点 S16 c测点 S5 d测点 S7 图 13柱脚纵筋拉应变 Fig． 13Tension strain of longitudinal reinforcement in column 可以发现 对于有浆填充墙框架， 在较明显的新裂缝 出现之前 层间位移角≤0. 06 1/667 ， 结构全部 耗能为 91. 87 kNmm; 而对于无浆填充墙框架， 在较 明显的新裂缝出现之前 层间位移角≤0. 7， 1/143 ， 结构整体耗能为 1 568. 2 kNmm。即不依靠结构破 坏而消耗的能量， 无浆填充墙框架大约是有浆填充 墙框架的 17 倍。 试验中纯框架承受的最大水平荷载为19. 19 kN， 纯框架总的耗能为91. 81 kN mm; 在相同荷载作用 下， 有浆填充墙框架耗能为3. 07 kN mm， 无浆填充墙 框架耗能总量为 147. 32 kNmm。即相同层间剪力 下， 无浆填充墙框架耗能能力是有浆填充墙框架的 50 倍。 两种填充墙框架耗能及刚度的不同是由于其各 自受力机理不同。有浆填充墙框架结构内部砌块之 间依靠砂浆粘合， 在剪压作用下填充墙对整体刚度 的贡献较大; 结构耗能主要建立在内部构成材料 砌 块、 砂浆或混凝土框架 发生塑性变形产生裂缝的基 521 表 5填充形式对于框架刚度及耗能的影响 Table 5Comparison of stiffness and energy dissipation of different in- filled frame 纯框架无浆填充墙有浆填充墙 层间位移角 α / 水平力 F /kN 相对割线 刚度 Kb 总耗能/ kNmm 层间位移角 α / 水平力 F /kN 相对割线 刚度 Kd 总耗能/ kNmm 层间位移角 α / 水平力 F /kN 相对割线 刚度 Kt 总耗能/ kNmm 0. 021. 901. 000. 510. 012. 192. 440. 650. 0015. 1830. 030. 47 0. 043. 800. 931. 250. 034. 391. 685. 260. 0118. 3327. 483. 07 0. 065. 500. 882. 230. 066. 501. 3412. 850. 0236. 3621. 067. 32 0. 097. 160. 853. 310. 088. 211. 1622. 660. 0347. 0017. 6015. 38 0. 139. 400. 756. 470. 1210. 540. 9251. 030. 0661. 6111. 2565. 62 0. 1611. 080. 6715. 150. 1712. 650. 7975. 530. 1070. 638. 62121. 47 0. 2514. 030. 5538. 310. 2519. 380. 71147. 320. 1787. 265. 94313. 61 0. 3617. 130. 4864. 680. 3330. 280. 72255. 970. 2499. 924. 75454. 85 0. 4619. 190. 4291. 810. 4441. 460. 75441. 620. 32113. 904. 09657. 05 0. 5846. 100. 64555. 300. 43129. 983. 401 381. 00 0. 7050. 500. 61758. 870. 55135. 272. 832 594. 00 0. 78145. 991. 446 933. 00 注 斜体表示规范［15 ］规定的框架结构弹性工作阶段结果; 加粗表示相同水平荷载作用结果; 背景色表示钢筋混凝土框架出现明显破坏。 础上 图 9 所示 。因此， 有浆填充墙框架的耗能能 力与砂浆抗拉强度、 砌块抗拉、 抗压强度以及钢筋混 凝土的特性密切相关。无浆填充墙内部砌块可以发 生面内相对滑动， 在反复荷载作用下， 砌块之间相互 摩擦消耗能量， 避免和延缓了内部材料的塑性破坏。 试验结束时， 框架及砌块没有破坏， 该结构的耗能主 要与砌块剪压作用下的摩擦系数有关。 根据框架与填充墙之间的相互作用， 无浆填充 墙框架的加载过程可分为三个阶段OA、AB 和 BC 图 12a ， 其受力及耗能机理如图 14 所示。 第一阶段 OA 恒定摩擦阶段。填充墙顶部与 框架之间初始间隔的存在使得上部竖向压力无法传 递到填充墙。填充墙竖向仅受到自身重力作用， 因 此砌块间的摩擦力非常小且保持恒定。该阶段填充 墙仅提供了很小且几乎恒定的抗侧力。 第二阶段 AB 剪压摩擦阶段。在该阶段， 框 架与无浆填充墙上端开始接触， 框架对填充墙的套 箍作用一方面增加了砌块之间的压力， 从而增加了 相互之间的摩擦力; 另一方面在填充墙内产生对角 线受压区域， 进一步增加了结构的抗侧能力。 第三阶段 BC 塑性阶段。该阶段钢筋混凝土 框架出现大量裂缝并表现塑性， 如图9a 及图14 所示。 4结论 1 通过材性试验得到了砌体通缝、 砌块、 砌体 以及混凝土、 钢筋的材料特性。提出了无浆砌块剪 应力与压应力的线性拟合式; 无浆砌体的抗压强度 远低于单砌块的抗压强度， 而且也低于有浆砌块的 抗压强度。 2 无浆填充墙框架在拟静力试验中表现出良 图 14无浆填充墙受力机理 Fig． 14Response mechanisms of dry- stack in- filled RC frame 621 好的延性且对纯框架造成的“刚度效应” 非常小。无 浆填充墙框架柱端钢筋拉应变及初始割线刚度远小 于有浆填充墙框架对应的结果; 3 无浆填充墙框架的受力可以分为恒定摩擦、 剪压摩擦以及塑性三阶段， 填充墙上部与框架之间 的间隙是造成该受力机理的主要原因。 4 无浆填充墙内部砌块之间的相互摩擦是该 结构形式的主要耗能机理， 结构在弹性阶段消耗大 量能量， 从而延缓了结构的塑性破坏。 参考文献 ［ 1］ Zhao B，Taucer F，Rossetto T． Field investigation on the perance of building structures during the 12 May2008WenchuanearthquakeinChina［ J］ ． Engineering Structures， 2009， 31 8 1707- 1723． ［ 2］ 清华大学、 西南交通大学、 北京交通大学土木工程结 构专家组． 汶川地震建筑震害分析［ J］ ． 建筑结构学 报，2008， 29 4 1- 9． Civil and Structural Groups of Tsinghua University，Xinan Jiaotong University and BeijingJiaotongUniversity．Analysisonbuilding seismic damage in Wenchuan earthquake［J］ ． Journal of Building Structures，2008，29 4 1- 9． in Chinese ［ 3］ 叶列平，陆新征，赵世春， 等． 框架结构抗地震倒塌 能力的研究- 汶川地震极震区几个框架结构震害案 例分析［J］ ． 建筑结构学报，2009，30 6 67- 76． YE Lieping，LU Xinzheng，ZHAO Shichun，et al． Seismic collapse resistance of RC frame structurescase studies onseismicdamagesofseveralRCframe structures under extreme ground motion in Wenchuan Earthquake［ J］ ． Journal of Building Structures，2009， 30 6 67- 76． in Chinese ［ 4］ Negro P，Verzeletti G． Effect of infills on the global behaviour of R/C framesenergy considerations from pseudodynamic tests［J］ ．Earthquake Engineering ＆ Structural Dynamics， 1996， 25 8 753- 773． ［ 5］ 瞿伟廉，盛克苏，李肇胤． 设置耗能横缝的填充墙 对多层框架地震反应的控制［J］ ． 建筑结构学报， 1991， 12 2 42- 50． QU Weilian， SHENG Kesu， LI Zhaoyin． Control of earthquake responses of multistory frame structures by filler wall with horizontal energy dissipation slit［J］ ．Journal of Building Structures， 1991， 12 2 42- 50． in Chinese ［ 6］ 郑七振，杨峰亮，彭斌， 等． 碳纤维布加固混凝土框 架非线性分析［J］ ． 建筑结构学报，2008，29 增刊 1 142- 145． ZHENG Qizhen，YANG Fengliang， PENG Bin，et al． Nonlinear analysis for carbon fiber sheetsreinforcedconcreteframe［ J］ ．Journalof Building Structures，2008，29 Suppl． 1 142- 145． in Chinese ［ 7］ 李宏男，李钢，李中军， 等． 钢筋混凝土框架结构利 用 “双功能” 软钢阻尼器的抗震设计［J］ ． 建筑结构 学报， 2007， 28 4 36-43． LI Hongnan，LI Gang， LI Zhongjun， et al．Earhquake- resistent design of reinforced concrete frame with metallic dampers of dual functions［ J］ ． Journal of Building Structures， 2007， 28 4 36-43． in Chinese ［ 8］ Balsamo A，Colombo A，Manfredi G，et al． Seismic behavior of a full- scale RC frame repaired using CFRP laminates［ J］ ． Engineering Structures，2005，27 5 769- 780． ［ 9］ Lourenco P B，Oliveira D V，Roca P，et al． Dry joint stone masonry walls subjected to in- plane combined loading［J］ ． Journal of Structural Engineering，2005， 131 11 1665- 1673． ［ 10］ Uzoegbo H C，Senthivel R，Ngowi J V．Loading capacity of dry- stack masonry walls［J］ ． The Masonry Society Journal， 2007， 25 1 41- 52． ［ 11］ Yamaguchi K， MatsufujiY， KoyamaT．Anew structural systemfriction- resistant dry- masonry［J］ ． Building Research ＆ Ination，2007，35 6 616- 628． ［ 12］ prEN 1052