外墙挂板的混凝土框架结构抗震性能试验研究*

黄 远，张 锐，朱正庚，许 铭

(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082)

外墙挂板的混凝土框架结构抗震性能试验研究*

黄 远†，张 锐，朱正庚，许 铭

(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082)

为研究外墙挂板对结构抗震性能的影响，重点考察外墙挂板对结构水平刚度、承载力及变形能力的影响，进行了3榀足尺混凝土框架结构的低周往复荷载试验.3榀框架分别为纯现浇混凝土框架结构模型、外墙挂板与框架梁连接模型及外墙挂板与框架梁及框架柱均连接的模型，试验中结构的最大层间位移角达到1/16.试验结果表明：3个试件都具有稳定的滞回性能及良好的延性；外墙挂板与框架柱脱开后，对结构承载力的影响可以忽略；外墙挂板对结构的初始刚度存在显著影响，并且外墙挂板与框架梁柱均相连时远大于外墙挂板仅与框架梁相连时对结构刚度的提高效果；结构的最大层间位移角达到1/16时，外墙挂板与梁连接处仍未出现明显破坏现象，并且外墙挂板整体保持完好，说明在大震下结构发生大变形时外墙挂板与主体结构的连接能够满足要求.

外墙挂板；框架结构；拟静力试验；刚度；抗震性能

早在20世纪20年代，预制混凝土外墙板就已经用于建筑物的外部围护结构.时至今日，预制混凝土外墙板经受了安全性及耐久性的考验，并且由于其美观性及经济性，预制混凝土外墙板已在工程中得到了越来越多的应用[1].外墙挂板的设计、计算、构造以及使用，将会导致的一系列结构问题，因此研制混凝土预制墙板并且对其性能进行研究具有一定的工程意义[2-4].

工业化住宅广泛采用外挂钢筋混凝土墙板作为外围护体系，如李国强等[5-6]采用横排外挂、竖排外挂和竖排内嵌等在钢框架内的安装方式，通过足尺模型振动台试验研究了安装方式对墙板抗震性能的影响．黄靓等[7-8]分别研究了带节能砌体填充墙的RC框架以及夹芯墙的抗震性能，说明填充墙能够提高框架的承载能力和抗侧刚度，但是相应地降低了框架结构的延性，表现出较强的抗倒塌能力.天津大学李久鹏[9]对工业化住宅外挂墙板的耗能减震性能进行了研究，并对外挂墙板的围护体系进行了优化设计.

已有研究大都关注外墙挂板与主体结构之间连接件的受力性能，对于外墙挂板对结构抗震性能影响的研究还不充分，需要进一步的研究.本文针对含外墙挂板的混凝土结构抗震性能开展研究，进行了3榀含外墙挂板足尺混凝土框架结构的低周往复荷载试验，重点考察外墙挂板对结构水平刚度、承载力及变形能力的影响.

1 试验设计与制作

1.1 试件设计

本次试验采用的框架试件取自含外墙挂板混凝土框架实际结构，选取外墙挂板与现浇框架的刚度比最大的墙段进行研究，最大程度的体现外墙挂板对主体结构抗震性能的影响.试验模型为单层单跨模型，试件数量为3个，一个为纯现浇框架试件(KJ-1)，另一个为外墙挂板仅与框架梁连接的试件(KJ-2)，第3个为外墙挂板与框架及框架梁均相连试件(KJ-3).

根据试验室条件对模型尺寸进行了局部调整，试件的总高度为3.2 m，长度为3.5 m.KJ-1,KJ-2及KJ-3的框架及框架梁结构尺寸及配筋均相同，框架为现浇钢筋混凝土框架，现浇混凝土框架结构尺寸及配筋如图1所示.KJ-2及KJ-3中外墙挂板厚度均为100 mm，外墙挂板上部的预埋插筋先伸入预制叠合梁的叠合段，然后浇筑叠合段混凝土实现外墙挂板与框架梁的连接；KJ-3中的外墙挂板两侧设置预埋螺丝套筒，在混凝土框架浇筑前通过临时支撑固定外墙挂板，外墙挂板作为框架浇筑的外模，然后从预埋套筒中拧入螺杆，螺杆的尾端可用于固定框架的内模，然后浇筑框架混凝土，通过螺杆机预埋套筒实现外墙挂板与框架的连接，外墙挂板详图如图2所示.现浇混凝土的强度等级为C35，钢筋级别为HRB400，材性试验结果如表1所示.

图1 主体结构尺寸及配筋图

图2 外墙挂板详图

1.2 加载制度

试件屈服前按照力控制分成3级加载，每级荷载循环1次，加载速度为1～2 kN/s.试验现场加载装置如图3所示，试验中以试件的顶点位移率达到1/500时为结构控制屈服位移，对应的顶点位移为5.6 mm，屈服后位移荷载增量取为屈服位移的倍数，每级荷载循环2次.在顶点位移幅值为±89.6 mm位移荷载循环后，进行单调推覆加载，加载阶段的历程如图4所示.

表1 材料性能

(a)试验装置图

(b)试验装置照片

图4 加载历程

2 试验现象及破坏形态

2.1 试件KJ-1

力控制阶段每次循环中加载至正向及负向最大荷载时观察混凝土裂缝的发展情况.第1,2荷载循环的结构水平荷载幅值分别为±50 kN,±75 kN，在2个循环中未观察到明显现象.第3荷载循环的结构水平荷载幅值为±100 kN，加载至正向100 kN时，南侧边框架脚位置混凝土产生了横向(垂直于框架轴线方向，下同)裂缝，最大裂缝宽度为0.15 mm；反向加载至-100 kN时，南侧边框架脚位置混凝土的裂缝闭合，北侧边框架脚位置混凝土出现横向裂缝，最大裂缝宽度为0.1 mm，此时结构的顶点位移为-5.8 mm，对应的层间位移角为1/480，已经超过1/500这一结构弹性层间位移角限值，所以认为结构进入屈服.

屈服后采用位移控制加载，位移荷载增量取为构件初始屈服时的顶点位移的倍数.第4,5荷载循环的结构顶点位移幅值为±5.6 mm，这一级加载过程中框架子的最大裂缝宽度为0.2 mm.随后的加载循环裂缝宽度不断增大，加载至第10循环正向243 kN时，北侧框架脚混凝土出现压溃现象，南侧框架顶与梁连接处的混凝土出现脱落，此时顶点位移为67.2 mm，对应的层间位移角为1/42.在随后的顶点位移幅值±89.6 mm加载循环中，框架脚及梁框架节点区混凝土不断开裂并且相应区域在反向加载时压碎.试验破坏照片如图5所示.

图5 KJ-1试验破坏照片

2.2 试件KJ-2

力控制阶段未观察到明显现象，对应的最大顶点位移为0.68 mm.随后采用位移控制加载，第4,5荷载循环的结构顶点位移幅值为±5.6 mm，第4循环正向加载至157 kN时，试件发出一声闷响，挂板与框架新老混凝土交界面脱开，这时的顶点位移为1.93 mm，对应的层间位移角为1/1 450，闷响后挂板底部相对框架底的水平位移为1.2 mm.第6,7荷载循环的结构顶点位移幅值为±11.2 mm，这一级加载过程中框架脚部位出现横向裂缝，最大裂缝宽度为0.2 mm.随后的加载循环裂缝宽度不断增大，结构的刚度及强度不断退化，挂板相对于框架的位移也不断增大.加载至第10循环正向234 kN时，北侧框架脚混凝土出现压溃现象，南侧框架顶与梁连接处的混凝土也出现松动脱落现象，此时顶点位移为67.2 mm，对应的层间位移角为1/42.在随后的顶点位移幅值±89.6 mm加载循环中，框架脚及梁框架节点区混凝土不断开裂并且相应区域在反向加载时压碎.试验结束后观察挂板与梁连接处无明显破坏现象，试验破坏照片如图6所示.

图6 KJ-2试验破坏照片

2．3 试件KJ-3

力控制阶段未观察到明显现象，对应的最大顶点位移为0.81 mm.随后采用位移控制加载，第6,7荷载循环的结构顶点位移幅值为±11.2 mm，第6荷载循环反向加载至-475 kN时，试件突然发出2声巨响，此时挂板底部相对于南侧框架底水平移动了3.75 mm，因此2声巨响应为外墙挂板与南侧框架之间的预埋螺杆剪断所发出的声响，这一级加载过程中南框架脚部位出现横向裂缝，最大裂缝宽度为0.2 mm.第8,9荷载循环的结构顶点位移幅值为±22.4 mm，第8荷载循环正向加载至447 kN时，试件突然发出1声巨响，此时挂板底部相对于北侧框架底水平移动了6.9 mm，因此巨响应为外墙挂板与北侧框架之间的预埋螺杆剪断所发出的声响，这一级加载过程中北框架脚部位出现横向裂缝，最大裂缝宽度为0.3 mm.随后的加载循环裂缝宽度不断增大，结构的刚度及强度不断退化，挂板相对于框架的位移也不断增大.加载至第10循环正向261 kN时，北侧框架脚混凝土出现压溃现象，南侧框架顶与梁连接处的混凝土也出现松动脱落现象，此时顶点位移为67.2 mm，对应的层间位移角为1/42.在随后的顶点位移幅值±89.6 mm加载循环中，框架脚及梁框架节点区混凝土不断开裂并且相应区域在反向加载时压碎.试验结束后观察挂板与梁连接处无明显破坏现象，试验破坏照片如图7所示.

图7 KJ-3试验破坏照片

3个试件的最后一个加载工况为水平单调推覆，推覆至顶点位移为180 mm，对应的层间位移角为1/16，此时结构承载力仍未出现明显降低，为保证安全，停止试验.

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线

滞回曲线是构件抗震性能的综合体现，对于结构分析具有重要意义.试件的荷载-层间位移角滞回曲线如图8所示.

试件的滞回曲线比较饱满，具有良好的耗能能力和位移延性.KJ-1正向加载时的最大承载力为246 kN，相应的顶点位移为44.2 mm，负向加载时为-210 kN，对应的顶点位移为-67.2 mm.KJ-2正向加载的最大承载力为245 kN，对应的顶点位移为44.8 mm，负向加载的最大承载力为-240 kN，对应的顶点位移为-44.8 mm.KJ-3正向加载的最大承载力为447 kN，对应的顶点位移为22.4 mm，负向加载的最大承载力为-475 kN，对应的顶点位移为-11.2 mm.

在加载的初始阶段，墙体对结构提供了比较大的刚度，随着荷载的增加以及裂缝的出现，墙体对框架的作用逐渐减弱.KJ-1的滞回曲线的图形呈比较丰满的梭形，而KJ-3的滞回曲线的图形更接近一个反“S”形，反映了一定程度滑移的影响.试验中构件的最大顶点位移率为1/16，已远大于结构的倒塌层间位移角，此时3个构件仍具有较高的剩余承载力.

3．2 骨架曲线

试件的水平荷载-顶点位移骨架曲线如图9所示.

1)3个试件的骨架曲线均呈倒S形，说明试件在低周反复荷载作用下都经历了弹性、塑性和极限破坏3个受力阶段.

Δ/mm(a)试件KJ-1

Δ/mm(b)试件KJ-2

Δ/mm(c)试件KJ-3

Δ/mm

2)KJ-2顶点位移为1.93 mm时挂板即与框架脱开，当KJ-2挂板与框架脱开后，其骨架曲线与KJ-1非常接近，说明当挂板仅与梁插筋连接时，其对主体结构的承载力贡献很小.

3)KJ-3在顶点位移为11.2 mm时挂板与主体结构框架脱开，对应层间位移角为1/250，已大于结构的弹性层间位移角1/500，因此在结构弹性分析中应按挂板与主体结构共同工作后的结构刚度进行计算.当KJ-3挂板与框架脱开后，其骨架曲线同样与KJ-1非常接近，因此计算KJ-3的结构水平承载力时，可不考虑挂板与框架的共同工作.

4)试件KJ-2的初始刚度与试件KJ-3基本相同，且均比试件KJ-1大，表明仅与框架梁连接的外墙挂板框架和与框架及梁均相连的外墙挂板框架在较小水平荷载作用下能够共同工作，外墙挂板提高了框架结构的侧移刚度，同时有利于框架结构在正常使用和小震作用下的变形控制.

3.3 结构刚度分析

外挂墙板对框架结构抗侧刚度的提高程度有多大，是个比较复杂的问题.很多科研人员做了填充墙框架相关的试验[10-11]，从试验数据的离散性可以看出，填充墙框架结构的工作性能比较复杂.为考察外墙对结构刚度的贡献及外墙刚度的衰减，列出表2，Kf为空框架刚度，Kfw为外墙框架总刚度，Kw为外墙刚度，由Kw=Kfw-Kf求得，并由此得到实测的外墙刚度衰减数据.可见，在加载初期，外墙刚度对结构的总刚度贡献较大，随着荷载的进行，试件KJ-2的外墙刚度下降明显，试件KJ-3外墙刚度则相对较大，最终状态下两试件刚度主要由框架提供.

表2 结构刚度部分实测值

3.4 结构承载力和变形性能

结构初始刚度是弹性分析计算的重要参数，由于当外墙挂板仅与框架梁相连时，在结构水平位移很小时，外墙挂板就与框架柱发生脱开.因此本文将初始刚度K0定义为当层间位移角为1/500时结构的割线刚度.结构的承载力及变形性能如表3所示，表中初始刚度K0为结构正向初始刚度和负向初始刚度的平均值.由表3可以得到，当外墙挂板与梁采用插筋连接时，结构初始刚度将提高63%，当外墙挂板与框架梁和框架柱都相连时，结构的初始刚度将提高245%，说明外墙挂板对结构的初始刚度存在显著影响，并且外墙挂板与框架梁柱均相连后对结构初始刚度的提高效果将远大于外墙挂板仅与框架梁相连时对结构刚度的提高效果.KJ-1与KJ-2的屈服荷载接近，说明外墙挂板与框架梁相连后对结构屈服荷载影响很小.KJ-3的屈服荷载比KJ-1高了一倍以上，说明外墙挂板与框架梁及框架相连后的承载力将大大提高，3榀框架在最终状态的承载力都非常接近，说明外墙挂板与框架脱开后，对结构承载力的影响可以忽略.

表3 主要阶段试验结果

4 结 论

进行了3榀足尺含外墙挂板混凝土框架结构的低周往复加载试验.试件取自含外墙挂板混凝土框架实际结构.3个试件均为单层单跨结构，试件的高度及宽度为3 000 mm及3 500 mm.KJ-1为纯现浇混凝土框架结构模型，KJ-2为外墙挂板与框架梁连接模型，KJ-3为外墙挂板与框架及框架梁均连接的模型.通过试验，得到以下结论：

1)3个试件都具有稳定的滞回性能及良好的延性.在试验中均经历了较大的弹塑性变形，并且结构仍具有较高的水平承载力.

2)外墙挂板与框架柱脱开后，对结构承载力的影响可以忽略.当KJ-2挂板与框架脱开后，其骨架曲线与KJ-1非常接近，说明当挂板仅与梁插筋连接时，其对主体结构的承载力贡献很小.当KJ-3挂板与框架脱开后，其骨架曲线同样与KJ-1非常接近，因此计算KJ-3的结构水平承载力时，可不考虑挂板与框架的共同工作.

3) 3个试件的结构的最大层间位移角达到1/16，已远大于GB 50011-2010《建筑抗震设计规范》[12]中规定的结构倒塌位移角1/50，此时外墙挂板与梁连接处仍未出现明显破坏现象，并且外墙挂板整体保持完好，说明在大震下结构发生大变形时外墙挂板与主体结构的连接能够满足要求.

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GB 50010-2010 Code for seismic design of buildings[S]. Beijing: China Architecture Building Press, 2010:47.(In Chinese)

Experimental Study on Seismic Performance of Concrete Frame Structure with Exterior Cladding Walls

HUANG Yuan†，ZHANG Rui，ZHU Zheng-geng,XU Ming

(College of Civil Engineering, Hunan Univ, Changsha，Hunan 410082, China)

In order to study the influence of exterior cladding walls on the seismic performance of frame structure，especially the impact on siding horizontal stiffness of structures, strength and deformation capacity, three full-scale reinforced concrete frame structures including pure cast, siding with the beam and siding with both the beam and the column were tested under cyclic loading to a maximum inter storey drifter angle of 1/16 rad. The experiment results indicate that three specimens exhibit steady hysteretic behavior and excellent ductility. After the connection with the column was disengaged, the impact on the strength of the structure can be ignored. The cladding walls have a significant impact on the initial stiffness of the structure, and the siding with the frame and beam increases the stiffness more obviously than the effect when the siding is only connected to the beam. The connections between the cladding panels and the beam have no noticeable damage, and the panel remains intact when the inter storey displace angle reaches 1/16, indicating that the connections between the structure and the exterior cladding walls can meet the design requirements of major earthquakes.

exterior cladding wall; frame structure; pseudo-static test; stiffness; seismic performance

1674-2974(2015)07-0036-06

2014-09-11

国家自然科学基金资助项目(51478174,51338004),National Natural Science Foundation of China(51478174,51338004) ；湖南省自然科学基金资助项目(14JJ3054);中央高校科研业务费资助项目(2014HNDX)

黄 远(1982-)，男，湖南衡阳人，湖南大学副教授，博士

†通讯联系人，E-mail:huangy@hnu.edu.cn

TU375.4; TU317.1

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