大量钢筋混凝土框架结构的震害经验表明 ^[1,2],砌体填充墙的破坏是造成人员伤亡和财产损失的主要原因。如果在混凝土框架结构中采用整体性好的混凝土墙来替代砌体填充墙,则有可能避免墙体倒塌破坏; 同时通过合理设计使填充墙体先于主体框架结构发生破坏,耗散地震能量,从而可起到“保险丝”的作用,构筑起这类结构抗震的第一道防线。但是在一般的混凝土框架结构中,填充墙的高宽比小、抗侧刚度大,对主体结构影响大,也极易发生脆性的剪切破坏 ^[3]。

　　 1965年武藤清等 ^[4,5]在东京霞关大厦的设计中引入了钢筋混凝土带竖缝墙来削弱高宽比小的剪力墙的抗侧刚度、以增强其延性和耗能能力的理念,即把整片墙分为若干墙肢,将原来以受剪为主的整片墙变成各个墙肢受弯为主,破坏特征转变成了延性较好的弯剪破坏,提高了剪力墙的塑性变形性能。1991年夏晓东 ^[6]研究了设置竖向半通缝的剪力墙的抗震设计方法,在改善其变形能力的同时,这种开缝槽剪力墙的承载能力也可以达到整体不开缝墙的90%以上; 1999年叶列平等 ^[7]研究了在开通缝墙的开缝部位设置连接键的双功能剪力墙的抗震性能。2007年王新杰等 ^[8]研究了类似形式的基于被动控制思想提出的内藏竖向软钢耗能带低矮剪力墙的抗震性能。因此可以设想,在框架中混凝土填充墙上预设竖缝,也可能达到降低墙体的剪切刚度、增强其塑性变形能力的效果。

　　 按照这一设想,本文设计完成了3个框架混凝土填充墙试件,其中两个带竖缝混凝土填充墙,以及1个用于对比的无填充墙框架试件的抗震性能试验,验证了上述设想的可行性 ^[9,10]。

　　 本试验采用改进的建研式加载试验装置,如图1所示。此试验装置可以进行小剪跨比试件在轴向压/拉力作用下,沿水平方向的低周反复加载试验。

　　 按实际工程教学楼多层框架结构的尺寸,考虑试验装置的限制,设计了4个试件,试件参数见表1。KJ为无填充墙的对比框架试件; BW1-1为采用整片素混凝土填充墙框架试件; BW2为设置6条竖缝的素混凝土填充墙框架试件,缝高为墙高的1/2,缝宽为10mm; LRW1则在BW2基础上,分别配置了0.25%和0.21%的水平和竖向分布钢筋。试件的几何尺寸和竖缝布置、配筋等见图2,本文试件设计轴压比为0.6,相应的试验轴压比为0.35,详见文献[5]。

　　 采用低周反复加载方式进行试验。试验开始时,先给试件施加竖向轴压力(轴压力通过框架柱顶的钢垫板施加到框架柱中),并在整个试验过程中保持不变。对中后开始施加水平荷载,先采用力控制的方式,在试件明显开裂或者力控制加载时位移较大后,改用位移控制加载。每一级荷载或控制位移下循环3次,如图3所示。

　　 试件KJ的设计轴压比为0.6,竖向轴压力为392kN,在试验过程中保持不变。水平力分为10级加载,每级加载循环3次。第1级加载采用力控制,水平力为30kN; 后9级加载采用位移控制,位移角θ分别为±1/400,±1/200,±1/150,±1/100,±1/75,±1/50,±1/37.5,±1/25,±1/12.5。

　　 位移角为±1/400(位移±1.775mm)第1次正向加载时左边柱子出现水平弯曲细微裂缝,右边柱子出现水平弯曲细微裂缝,如图4(a)所示。最大水平推、拉力分别为47kN和-46kN。

　　 位移角为±1/150(位移±4.73mm)第1次正向加载时,图4(b)中右边柱子的角部出现水平裂缝。在随后的循环中最大水平推、拉力分别达到77kN和-74kN。

　　 位移角为±1/50第1次正向加载时,左边柱子出现两条水平裂缝。负向加载过程中,两侧的柱子均出现竖向裂缝。在第3次循环时,左边柱子侧面混凝土保护层开始剥落,右边柱子侧面混凝土保护层也大块剥落,如图4(c)所示。最大的水平推、拉力分别下降至83kN和-82kN。

　　 位移角为±1/25第1次循环时,左边柱子柱顶混凝土开始剥落。第2次循环过程中,左边柱子柱顶混凝土保护层大块剥落,右边柱子柱底、柱顶混凝土保护层大块剥落,并可见箍筋,如图4(d)所示。最大水平推、拉力分别为59kN和-50kN,承载力下降至峰值承载力的67%。

　　 位移角为±1/12.5时,两侧柱子柱底混凝土被压碎,纵筋压屈鼓出,水平承载力下降到峰值的50%以下,停止试验。

　　 试件BW1-1设计轴压比为0.6,竖向轴压力为410kN,试验过程中保持不变。水平力分为7级加载,每级荷载循环3次。前2级加载采用力控制,分别为30,60kN; 后5级加载采用位移控制,位移角θ分别为±1/1 600,±1/800,±1/400,±1/200,±1/100。

　　 水平力为30kN和60kN的加载过程中,试件未开裂。从第3级循环开始由位移控制加载。在位移角为1/1 600正向加载过程中,在墙里出现斜裂缝,负向加载过程中,墙底出现斜裂缝,如图5(a)所示。

　　 位移角为±1/400(位移±1.78mm)第1次正向加载时,在墙底部中间处出现小的斜裂缝,原有的斜裂缝向两端延伸到墙底部。负向加载过程中,出现新的斜裂缝,从墙左下角开始延伸到墙顶部中间,与原有的3条斜裂缝相交,如图5(b)所示。

　　 位移角为±1/200时,所有裂缝继续向两端延伸,贯穿整个墙身,柱边的裂缝延伸到柱子里面并贯穿,如图5(c)所示。最大水平推、拉力分别达到450kN和322kN。

　　 位移角为±1/100时第1次正向加载,构件水平承载力达到峰值480kN,斜裂缝从墙顶部开始斜向下延伸至右边柱子柱底; 第1次循环负向加载时,新的斜裂缝延伸至左边柱子柱底。第2次正向加载至最大位移7.1mm时,柱子纵筋拉断,墙里混凝土压碎,如图5(d)所示。

　　 试件BW2设计轴压比为0.6,轴压力为470kN,在试验过程中保持不变。水平力分为11级加载,每级荷载循环3次。前2级加载采用力控制,分别为50kN和75kN; 后9级加载采用位移控制,位移角θ分别为±1/1 600,±1/800,±1/400,±1/200,±1/100,±1/75,±1/50,±1/25,±1/12.5,每级荷载循环3次。

　　 在第1级加载时,水平力为50kN,第1次循环正向加载时,墙身中部出现竖向裂缝; 第1次循环负向加载时,墙的左上角出现斜裂缝。第3级循环时位移角超过1/1 600,改用位移控制加载。

　　 位移角为±1/1 600第1次循环正向加载时,墙身出现细小的竖向裂缝,如图6(a)所示。位移角为±1/400第1次循环时,墙板内竖缝的顶端出现交叉的短斜裂缝,竖缝底端的竖向裂缝均延伸至墙底部。位移角±1/200时,竖缝顶部斜裂缝向墙顶部延伸,底部出现水平裂缝。出现贯穿整个开缝段的斜裂缝,裂缝处混凝土开始剥落,如图6(b)所示。

　　 位移角为±1/100时,出现贯穿整个竖缝段的斜裂缝,墙两边的斜裂缝变宽并延伸到墙两边的柱子里。墙身内形成交叉斜裂缝,裂缝处的混凝土有严重剥落,如图6(c)所示。

　　 位移角为±1/25时,墙身混凝土被压溃,两根柱的底部混凝土被压碎,左边柱箍筋被拉断,见图6。

　　 试件LRW1设计轴压比为0.6,轴压力为435kN,在试验过程中保持轴力不变。水平力分为10级加载,每级荷载循坏3次。第1,2级加载采用力控制,施加水平力为50,100kN; 后8级加载采用位移控制,位移角θ分别为±1/800,±1/400,±1/200,±1/100,±1/75,±1/50,±1/37.5,±1/25。

　　 位移角为±1/800第3次循环负向加载时,墙体右下角出现水平弯曲裂缝,如图7(a)所示。位移角为±1/400(位移±1.76mm)的循环过程中,第1次循环正向加载时,墙身裂缝底端出现细小的斜裂缝并向墙底部延伸。第1次循环负向加载时,墙身开缝底端出现新细小的斜裂缝并与之前的斜裂缝形成交叉裂缝。位移角为±1/200时,墙体开裂情况与位移角为±1/400时类似,仅仅是裂缝长度与宽度有所发展。墙体裂缝开展情况明显好于同位移角下未配置分布钢筋的试件BW2,如图7(b)所示。

　　 位移角为±1/100第1次循环正向加载时,墙身左上部出现延伸至加载梁的斜裂缝,墙身出现延伸至右柱底的贯通斜裂缝。第1次循环负向加载时,左右柱均出现由墙体延伸的斜裂缝。第3次负向加载时,裂缝处的混凝土明显剥落,如图7(c)所示。

　　 位移角为±1/25时,随着整体侧移加大,两侧柱中的混凝土剥落,钢筋向外鼓出、压屈,柱底箍筋被拉断,如图7(d)所示。

　　 4个试件的滞回曲线见图8。主要试验结果见表2。由图表可知:1)与对比试件KJ发生弯曲破坏相比,没有设置竖缝的采用素混凝土整体填充的试件BW1-1水平承载力大,塑性变性能力差,达到峰值时及破坏时滞回环所包围的面积也更小。最终的破坏模式为脆性的剪切破坏。2)在混凝土填充墙中设置竖缝的试件BW2展现出了显著改善的塑性变形能力和耗能能力。与不设缝的BW1-1试件相比,BW2的承载能力虽然有所下降,但是其滞回曲线更为饱满,耗能性能显著增强,最终破坏模式也转变为延性的弯剪破坏。

　　 (3)与试件BW2相比,在设置竖缝的填充墙中配置少量的分布钢筋的试件LRW1,最大承载力和破坏模式的变化不大,但是,分布钢筋的存在有效地限制了预设竖缝以及墙板中其他受力裂缝的开展,

　　 其塑性变形能力得到显著改善,有效地增大了峰值后的塑性变形能力。从图6(c)与图7(c)位移角为1/100,以及图6(d)和图7(d)位移角为1/25时裂缝开展图的对比,可以清晰地发现这一显著特点。从表2中也可以发现,与试件BW1-1相比,试件LRW1的极限位移角增加了近一倍,已经接近对比试件KJ的塑性变形能力。

　　 如图9所示,S_j,ABC和S_j,CDA分别表示任一滞回环j上半部分和下半部分的面积,即表示试件推、拉过程分别耗散的能量; Δ_j,OBE和Δ_j,ODF分别为任一滞回环j上、下三角形的面积,即为试件推、拉过程的变形能。为了便于不同试件耗能能力的对比,本文采用耗能系数和累积耗能系数两个指标来评价各试件的耗能能力,计算见式(1),(2)。式(3)为等效黏滞阻尼系数。

　　 $E{}_j=S{}_{j,\text{A}\text{B}\text{C}}/\Delta {}_{j,\text{Ο}\text{B}\text{E}}+S{}_{j,\text{C}\text{D}\text{A}}/\Delta {}_{j,\text{Ο}\text{D}\text{F}}(1)$

　　 式中:j表示第j个特征点(峰值点、破坏点等); E_j为该特征点所对应的滞回环的耗能系数。

　　 $E{}_{\text{n}}={\displaystyle \sum _{j=1}^{n}E}{}_j={\displaystyle \sum _{j=1}^n(}S{}_{j,\text{A}\text{B}\text{C}}/\Delta {}_{j,\text{Ο}\text{B}\text{E}}+S{}_{j,\text{C}\text{D}\text{A}}/\Delta {}_{j,\text{Ο}\text{D}\text{F}})(n=1,2,\cdots ,{\rm N})(2)$

　　 式中E_n为第n个特征点时累积滞回耗能系数。

　　 $h{}_{j,\text{e}\text{q}}=\frac{1}{2\text{π}}\frac{S{}_{j,\text{A}\text{B}\text{C}}+S{}_{j,\text{C}\text{D}\text{A}}}{S{}_{j,\text{Ο}\text{B}\text{E}}+S{}_{j,\text{Ο}\text{D}\text{F}}}(3)$

　　 式中h_j,eq为第j个特征点所对应的等效黏滞阻尼系数。

　　 从表3中可以看出:1)与对比试件KJ相比,试件BW1-1达到峰值承载力时,其等效黏滞阻尼系数h_eq增加了3倍; 达到破坏时h_eq与试件KJ相当,破坏模式则由弯曲破坏转变为脆性的剪切破坏; 从稳定的滞回环累积耗能系数E_n上看,试件BW1-1只有试件KJ的60.7%。2)如果在素混凝土填充墙如试件BW2开设竖缝,则在达到承载力峰值时,其等效黏滞阻尼系数h_eq与试件KJ相比增大1倍。达到破坏时,试件BW2所耗散的能量系数E_n是试件KJ的1.27倍,是不设缝的试件BW1-1的2.07倍,说明了在整体填充墙中开设竖缝能够显著提高试件的耗能能力,并将破坏模式由脆性的剪切破坏转化为延性的弯剪破坏。3)在开缝填充墙中配置少量的分布钢筋如试件LRW1,在达到峰值承载力时,其耗能系数E_n和等效黏滞阻尼系数h_eq均小于未配置钢筋的试件BW2,这是由于达到最大承载力时试件LRW1中的钢筋限制了裂缝开展,裂缝宽度小导致耗能较小。但是在破坏时,试件LRW1两个指标E_n,h_eq分别为5.30,0.42,分别为试件BW2的2.45,2.47倍; 达到破坏时,其整体耗能指标为试件BW2的87%,两种开缝墙均超过了弯曲破坏的对比试件KJ,如表3所示。4)与未配置分布钢筋的试件BW2相比,在相同的位移幅值下,试件LRW1中的分布钢筋有效地限制了预设竖缝、弯剪裂缝的开展,显著提高了极限位移角。最大承载力后更为平缓的下降段更有利于防止填充墙发生平面外的倒塌。

　　 (1)在钢筋混凝土框架中如果采用整片素混凝土墙作为填充墙,在地震作用下此类墙体易于发生脆性的剪切破坏。

　　 (2)如果在素混凝土填充墙中预设竖缝,则能够在有效降低墙体抗侧刚度的同时,显著提高其塑性变形能力和耗能性能,并将其破坏模式改变为延性的弯剪破坏形式。

　　 (3)如果在开缝的混凝土填充墙体中配置少量的分布钢筋,对其承载能力的影响不太明显,但是能够有效地限制预设裂缝以及弯、剪裂缝的开展,极限位移角得到显著提高,能更有效地降低填充墙墙体平面外倒塌的可能性。