高宽比对密肋复合墙抗震性能的影响

郭 猛， 袁 泉， 钱 坤

(1.中国建筑科学研究院， 北京 100013； 2.北京交通大学 土木建筑工程学院， 北京 100044)

高宽比是影响剪力墙破坏形态和抗震性能的重要因素之一，对于剪力墙抗震性能受高宽比的影响，国内外很多科研单位进行了试验研究和理论分析。一般研究认为，对于承受水平荷载作用的普通混凝土剪力墙，高宽比大于2.0的剪力墙以受弯为主，发生弯曲破坏，高宽比小于1.0的剪力墙以受剪为主，发生剪切破坏，在1.0至2.0之间的剪力墙则多以弯剪混合受力为主[1,2]；文献[3，4]在11片高宽比为1.0～1.5的混凝土墙体模型试验的基础上，研究较小高宽比混凝土墙的破坏机理及抗震性能，并提出墙体底部塑性铰区长度的计算方法；文献[5]研究了高宽比对掺加聚丙烯纤维和钢纤维高性能混凝土墙抗震性能的影响，并与普通混凝土墙进行了对比分析；除了混凝土墙外，文献[6]通过模型试验研究了高宽比对于石墙砌体剪力墙抗剪承载力的影响；文献[7]研究了高宽比1.5～2.2的配筋砌体剪力墙的承载力、延性等抗震性能。上述研究成果为相关规范和工程设计提供了依据。

密肋复合墙是密肋结构体系的主要承重与抗侧力构件[8～12]，其是以钢筋混凝土和轻质填充砌块组合在一起形成的一种网格式抗震墙[13]，构造形式如图1所示。密肋复合墙中，截面较小的钢筋混凝土梁柱分布于轻质砌块墙体中，RC梁柱和填充砌块变形协调，共同受力，可以充分发挥填充砌块的抗压能力；然而，多种材料及层层嵌套方式决定了该类墙体的受力性能及其影响因素较传统混凝土墙、砌体墙等匀质材性实体墙更为复杂，所受的影响因素更多。

图1 密肋复合墙

对于密肋复合墙而言，由于工程中墙体框格的截面尺寸及布置形式较为固定，高宽比实际上是一个综合反应框格(肋梁、肋柱)布置形式的参数。研究高宽比对密肋复合墙抗震性能的影响，即涵盖了不同框格布置、不同肋梁肋柱数量对密肋复合墙抗震性能的影响。本文根据课题组前期所做的数批次密肋复合墙试验结果，首次专注于探讨高宽比对密肋复合墙破坏形态及承载力、刚度、延性等抗震性能的影响规律，并与混凝土剪力墙进行对比分析，以期为不同高宽比密肋复合墙体的抗震设计提供参考。

1 变高宽比密肋复合墙试验

1.1 试件设计

对于密肋复合墙体抗震性能方面的研究，课题组先后进行了六十余片不同比例、不同层数墙体模型低周反复加载试验及拟动力试验。本文选取2组共7片密肋复合墙试件，对高宽比影响密肋复合墙抗震性能的规律进行研究，试件设计见表1。以试件Mgw3为例，其截面及配筋如图2所示。

表1 密肋复合墙体试件设计

图2 Mgw3截面尺寸及配筋

表1中，Mgw1～Mgw4为第一组，均为RC框格复合墙，试件高度相同但长度不同，用于比较相同高度下高宽比由0.52增加至2.33时墙体抗震性能的变化情况；Mgw5～Mgw7为第二组，均为SRC边框柱密肋复合墙，用于比较高宽比由1.03增加至2.91时墙体抗震性能的变化情况。

1.2 加载方式

试验加载均为低周反复加载。竖向压应力设计值为0.78 N/mm2，根据试件大小换算为相应竖向荷载后，通过千斤顶加在分配梁上，经二次分配后加在边框柱与肋柱上，竖向荷载稳定后开始水平加载。水平荷载通过反力墙，借助液压作动器对墙体顶部施加。试件屈服前采用荷载控制，屈服后采用位移控制，位移增量按预计屈服荷载对应位移的倍数递增，每级循环3次，直至试件破坏。

本文仅就对后述研究工作有关的试验情况进行描述与分析，对于上述试件试验的详细报道分别参见文献[9]～[12]。

2 高宽比对密肋复合墙抗震性能的影响分析

2.1 试件主要破坏过程及特点

试件Mgw1～Mgw7破坏时对应的裂缝状况及现场照片如图3所示，主要破坏过程概括为：水平荷载达到极限荷载的40%之前，密肋复合墙表现为弹性，肋梁肋柱中没有出现裂缝，砌块中出现少数微裂缝；荷载达到极限荷载的60%～70%时，肋梁肋柱端部出现了斜裂缝，受拉区外框柱脚部出现水平裂缝且逐步延伸；当水平荷载达到极限荷载的80%～90%时，砌块破坏情况加重，开始出现剥落；极限荷载阶段及位移控制循环阶段，

图3 密肋复合墙破坏

墙体出现一定的剪切滑移变形，砌块剥落现象严重，肋梁端部出现多处塑性铰区；最终边框柱底部混凝土压碎，填充砌块失去承载力，肋梁钢筋屈服或者拉断，试件破坏，试验加载结束。

分析图3及密肋复合墙的破坏过程可知，本文所选的7片不同高宽比试件(高宽比为0.52～2.91)在达到抗剪承载能力极限与破坏状态时，所有框格内的砌块出现弥散裂缝，中间肋柱裂缝相对较少或没有裂缝，肋梁端部均有竖向裂缝贯通，破坏形态可归结为整体剪切型破坏，即密肋墙板为剪切破坏。不同高宽比密肋复合墙体破坏时均没有真正意义上的主斜裂缝，与一般混凝土墙、砌体墙等斜截面破坏时出现明显主斜裂缝的特征差异较大。

对于混凝土剪力墙，高宽比对其开裂方式及破坏形态起着十分重要的作用，文献[1]通过试验研究表明，高宽比为1.0的剪力墙基本以剪切开裂为主，高宽比为2.0的剪力墙弯曲性能明显，高宽比为1.0至2.0之间的剪力墙则介于上述二者之间，表现出弯剪混合的开裂形态。对于密肋复合墙而言，高宽比小于等于1.0的4片试件(Mgw1、Mgw2、Mgw3、Mgw5)，发生的是剪切破坏；而高宽比大于等于2.0的3片试件(Mgw4、Mgw6、Mgw7)，仍然发生剪切为主的破坏形式。试验中发现，Mgw7(高宽比为2.91)承受的荷载达到极限荷载45%左右时，墙体边框柱柱脚开始出现水平受拉裂缝，表明密肋复合墙呈现一定的弯曲破坏特点，但最终破坏仍以剪切破坏形式为主。文献[14]进行了12层1/3比例密肋复合墙结构振动台试验，密肋复合墙的高宽比为7.14，弯矩起主要控制作用，极限阶段边框柱纵筋屈服，结构最终发生弯曲破坏。比较密肋复合墙和混凝土墙可见，高宽比对密肋复合墙破坏形态的影响规律与普通混凝土墙有着显著的不同，对前者开裂方式及破坏形态的影响程度远小于后者。

对于密肋复合墙体发生弯曲破坏还是剪切破坏，其机理在于：墙体薄弱截面受剪承载力和受弯承载力的相对大小决定密肋复合墙的破坏形式，也即，对于给定的高宽比η，无论η≤1.0、1.0<η≤2.0还是η≥3.0，密肋复合墙的破坏形式由弯曲破坏所考虑各抗弯组成部分的实际承载力与剪切破坏所考虑各抗剪组成部分的实际承载力之间相对大小的关系决定，如果前者小于后者，则密肋复合墙必然发生弯曲破坏，反之则发生剪切破坏。以Mgw4和Mgw7为例，尽管两片墙体的高宽比大于2，但由于墙体的外侧为混凝土肋柱，截面中部为强度较小的加气混凝土砌块，墙体的抗剪承载力相对抗弯承载力较弱，导致墙体最终发生的是剪切破坏，而同样高宽比的混凝土墙，则一般发生弯曲破坏。因此，对于密肋复合墙，高宽比和墙体截面构造两方面因素均对其破坏形态起着十分重要的作用。

2.2 承载力分析

密肋复合墙承力体系的三部分构件“填充砌块、框格、外框架”能够在受力的弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段依次发挥主导作用，墙体在整个受力过程中表现出三阶段受力模型的特点，即开裂阶段的等效弹性板模型、屈服和极限阶段的刚架-斜压杆模型以及破坏阶段的空框格框架模型。其中，“刚架-斜压杆模型”决定了墙体的极限承载能力，而“空框格框架”模型则决定了墙体的延性性能。密肋复合墙Mgw1 ～Mgw7各阶段荷载及对应位移实测值见表2。

表2 试件荷载、位移实测值

注：表中荷载单位为kN，位移单位为mm。

根据Mgw5～Mgw7的承载力实测值可知，密肋复合墙的开裂荷载、屈服荷载和极限荷载均随墙体高宽比的增加而降低，反映在抗剪机理上，高宽比较低的矮墙，除了在水平方向由剪切钢筋传递承担剪力外，作用在墙顶部的很大一部分剪力通过斜向等效整体受压杆系直接将荷载向支座传递，墙体高宽比越低，墙中的“拱作用”越明显，与一般混凝土墙承载力受高宽比影响的规律相同。

根据表2给出的数据，以Mgw1的高宽比0.52为基准，各个试件高宽比的比例为ηMgw1∶ηMgw2∶ηMgw3∶ηMgw4=1.00∶1.29∶1.92∶4.48；以Mgw1的开裂荷载、屈服荷载和极限荷载为基准，分别计算得出Mgw2～ Mgw4与Mgw1在三个阶段的比值之后，以相对高宽比为横坐标，相对承载力比为纵坐标，做出两者关系曲线如图4所示。分析图4所反映的规律可知，随着相对高宽比的增加，试件在各个阶段的相对承载力均呈非线性下降趋势，且变化规律基本一致。实际密肋复合墙房屋结构设计时，最常见的情况是层高相同而墙体长度不同，存在不容易判断墙体破坏形态的情况；随着更多不同高宽比密肋复合墙试验数据的积累，可以拟合得到更有代表性的承载力-高宽比关系式，即可估算不同长度密肋复合墙的承载力，从而与现有密肋复合墙承载力公式的计算结果相互校核。就本文所选的试件而言，其承载力-高宽比关系拟合结果见式(1)。

图4 承载力-高宽比关系曲线

(1)

2.3 刚度退化规律分析

试件在不同阶段的等效刚度取往复荷载作用下正、反向荷载的绝对值之和除以相应正、反向位移绝对值之和，表3列出了试件Mgw5～Mgw7的等效刚度计算值，由表中数据可以看出，随着试件高宽比增加，密肋复合墙在各受力阶段的等效刚度均降低，与混凝土墙表现一致。

表3 试件Mgw5～Mgw7刚度计算结果

定义刚度退化系数为各阶段等效刚度与开裂阶段等效刚度之比，做出两组密肋复合墙的刚度退化系数随层间位移角的变化曲线如图5所示，不同高宽比密肋复合墙的总体刚度退化趋势是退化初期刚度衰减很快，随着位移的增大而减缓，最后趋于平缓，剩余刚度约为初始刚度的10%～15%。

图5 密肋复合墙刚度退化曲线

图5(a)为相同高度下不同高宽比试件的刚度退化曲线。相对于试件Mgw1～Mgw3，试件Mgw4在层间位移角至1/200之前的刚度退化速度最快，参见图3(f)、(g)所示Mgw4的构造形式，其原因在于试件Mgw4中肋梁肋柱与填充砌块的相互约束作用较差，尤其是对于两侧肋柱而言，填充砌块仅在内侧对其产生支撑和约束作用，试件开裂和裂缝扩展程度较为严重，由此导致Mgw4的初期刚度退化速度较快。层间位移角超过1/100之后，4片试件的刚度退化程度趋于一致。

根据图5(b)，在密肋复合墙长度相同的条件下，随着高宽比的增加，墙体的弯曲变形性质逐渐增加，刚度退化速度逐渐变慢，与混凝土墙刚度退化速度随高宽比变化的规律一致。

2.4 延性分析

采用层间位移转角θ与延性系数μ对密肋复合墙试件的延性进行评估，定义层间位移转角θ为顶部加载端水平位移值与试件高度之比，定义μ为特定阶段位移与屈服位移之比，即μi=Δi/Δu，计算结果见表4。

表4 密肋复合墙层间转角及延性系数

分析表4数据可知：

(1)破坏阶段除了Mgw5之外，其余6片不同高宽比密肋复合墙的层间位移角均大于或等于1/50，满足我国抗震规范对混凝土结构弹塑性层间转角限值[θ]的要求。对于Mgw5，其滞回曲线在极限荷载之后的下降变化趋势比较缓和，继续进行位移控制加载得到稳定的滞回环在理论上是可能的，应该能够控制其破坏位移角超过1/50。7片试件的位移延性系数平均达到5.8，满足混凝土抗震结构对位移延性系数为3.0～4.0的要求[15]。

(2)随着高宽比的增加，密肋复合墙的延性呈提高趋势，但提高幅度不大，这一点与混凝土墙延性受高宽比的影响规律有着明显的区别。产生上述区别的机理在于：由于密肋复合墙的构造呈网格式，破坏阶段墙体内部的填充砌块损坏严重，逐渐脱落而退出工作，由肋梁和肋柱组成的空框格框架承担竖向与水平荷载，墙体实际上转变为RC框架，因此，在破坏阶段，密肋复合墙的变形能力由混凝土框架(框格)决定，此时，虽然各个密肋墙体的高宽比不同，但具体到肋梁肋柱的长细比及其变形能力相差不大，因而墙体的延性性能相差不大。

由上述分析我们认为，由加气混凝土砌块、RC肋梁和肋柱构成的密肋复合墙已经具备了一般钢筋混凝土构件的变形能力，其构造特点决定了墙体延性性能对高宽比的变化并不十分敏感，传统意义上延性差、容易发生脆性破坏的低矮密肋复合墙完全可以设计成延性的抗震墙构件。

3 结 论

本文在试验研究基础上，对不同高宽比下密肋复合墙破坏特点和抗震性能进行了分析，并与混凝土剪力墙进行了对比，密肋复合墙抗震性能受高宽比的影响规律与混凝土剪力墙不完全一致。主要结论如下：

(1)密肋复合墙的高宽比η<2.0时，其破坏为典型的剪切型破坏，高宽比2.0≤η<3.0时，表现出一些弯曲破坏特点但仍然表现为剪切为主的破坏形式，而对于混凝土墙，η≥2.0时墙体一般即发生弯曲形式破坏；

(2)高宽比对密肋复合墙承载力和刚度的影响规律与普通混凝土墙基本一致，呈现随着高宽比的增加，其承载力和刚度逐渐减小的变化规律；

(3)密肋复合墙延性性能对高宽比的变化并不十分敏感，传统意义上延性差、容易发生脆性破坏的低矮密肋复合墙完全可以设计成延性的抗震墙构件。本文对于密肋复合墙破坏形态及抗震性能受高宽比影响规律的分析，亦可供其它类型网格式抗震墙参考。

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