增设翼墙RC框架结构的抗震性能研究

杨伟松， 郭　迅， 许卫晓， 袁　星

(1.青岛理工大学 土木工程学院，青岛　266033;2.防灾科技学院，河北 三河　065201；3. 四川省建筑设计研究院，成都　610000)



增设翼墙RC框架结构的抗震性能研究

杨伟松1， 郭迅2， 许卫晓1， 袁星3

(1.青岛理工大学 土木工程学院，青岛266033;2.防灾科技学院，河北 三河065201；3. 四川省建筑设计研究院，成都610000)

近年来我国发生的几次严重地震的震害表明，钢筋混凝土框架结构(简称RC框架结构)的抗震能力和破坏模式与传统认识和设计预期有较大差异。汶川地震中的极震区北川县城和映秀镇的震害调查显示，倒塌比例较大、造成人员伤亡最严重的结构类型不是多层砌体房屋而是临街底层商用的底框结构和RC框架结构[1]。玉树和芦山地震中出现主体结构破坏的RC框架结构基本都表现为柱铰机制，柱端柱脚剪切破坏等，现行设计规范预期的梁铰破坏机制基本没有出现[2-3]。这使得对于提高RC框架结构抗震能力措施的研究十分必要，《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)中也添加了强制性规定，指出结构体系“应避免因部分结构或构件破坏而导致整个结构丧失抗震能力或对重力荷载的承载能力”[4]。

现有的抗震加固方法中，增设斜向支撑，抗震墙，翼墙等方法均增加了结构的冗余度，促进了上述规范要求的实现[5]。其中在柱边增加翼墙的加固方式因其设计灵活、不改变结构的外观和影响使用功能、造价低、施工方便等优点被广泛应用。加设翼墙改变了原有结构体系，目前针对翼墙加固RC框架结构体系抗震性能的相关研究主要集中在两方面：一是构件层次的拟静力试验和数值分析，重点研究了不同参数下加翼墙柱的破坏模式、承载力和耗能能力[6-7]；二是基于数值模拟的方法进行整体结构的时程分析以考察其加固效果[8-10]，而基于试验方法对翼墙加固RC框架整体结构抗震机理的研究较少。本文首先阐述翼墙加固框架结构的抗震机制，而后以一个按照现行规范正常设计的7层RC框架结构为例，进行了翼墙加固前后结构的静力弹塑性对比分析和一个缩尺比为1:4的翼墙加固RC框架结构振动台试验，详细分析了翼墙加固体系的抗震性能和加固效果。

1翼墙加固框架结构体系的抗震机制

现有框架结构的震害表明，在往复地震作用下，多层RC框架结构易形成柱铰机制损伤，底部往往破坏最为严重形成薄弱层，失去竖向承重能力进而发生连续垮塌，或者因某层刚度相对较弱形成层屈服机制。图1中的几个震害实例显示了多层RC框架结构在抗御极震时存在的问题，“强柱弱梁”破坏模式未能实现，均呈现出层屈服机制破坏现象。

图1　RC框架结构典型损伤模式Fig.1 Typical damage modes of RC frames

在RC框架结构中增设翼墙后，与原结构相比，新的翼墙框架结构体系在抗震性能上主要有三个方面的改善之处：

首先，翼墙作为一种结构构件，构造与剪力墙相似，由于通常加固在框架柱两侧被称为翼墙或翼柱(由截面高宽比决定)，如图2所示。以单向简单示意增设位置，对应中柱和边柱通常有图2(a)、(b)两种截面形式，施工考虑双向实际为十字形和L型。翼墙加固框架结构在水平往复地震作用下，对于图2(a)中框架柱两侧加翼墙截面形式，由于翼墙在距离整个截面中性轴较远处，将先于框架柱破坏损伤；对于图2(b)中框架柱一侧加翼墙截面形式，由于翼墙厚度通常小于柱宽，所以整个截面中性轴位于靠近柱子一侧(红色虚线所示)，翼墙边缘距离中性轴较远，所受拉压应力更大，也将先于框架柱边缘破坏。所以在翼墙加固框架结构中，翼墙将率先破坏消耗地震能量，起到了保护框架柱，增加一道抗震防线的作用，在增加整个结构竖向构件刚度的同时也有利于“强柱弱梁”破坏机制的实现。

图2　加翼墙柱的两种基本截面形式Fig.2 Two common sections of wing wall-column

其次，RC框架结构中竖向承重体系和水平抗侧体系均主要为梁和柱，功能不区分。地震时填充墙很快破坏，柱子作为唯一的抗侧力构件发生弯曲或者剪切破坏，形成柱铰失效后意味着竖向承重体系的同时缺失，造成结构易在竖向重力作用下连续垮塌。增加翼墙后，结构竖向构件的截面高度增加，意味着截面惯性矩成指数倍增加，大大提高了原结构的抗侧能力，同时竖向承重构件的截面面积增加也降低了柱的轴压比，有利于提高结构抗御地震时的延性。

此外，多层RC框架结构在侧向力作用下主要呈现剪切型变形模式，而惯性力自上向下传递，导致低层震害最重易形成薄弱层[11]，形成承重体系缺失最终导致连续倒塌。而剪力墙结构则呈弯曲型变形，翼墙框架结构体系变形模式则介于剪切型和弯曲型之间(图3)，实现了更加均匀合理的变形模式，能够改善框架结构易形成“薄弱层，尤其是底层薄弱层”的破坏模式。

图3　侧向力作用下结构的变形模式Fig.3 Structural deformation under lateral force

2加翼墙框架结构体系静力推覆分析

为研究翼墙对框架结构抗地震倒塌能力的提高水平，采用IDARC分析软件[12-13]建立了一个纯框架结构(简称结构F)和一个加翼墙框架结构(简称结构WF)进行了pushover分析。结构WF在中榀加固了一个方向，且各层平面均相同，其平面图见图4，结构F除未加翼墙外，其他条件与WF相同。结构共七层，总高度25.2 m，层高3.6 m。图4中长轴向梁截面尺寸为450 mm×240 mm;短轴向截面尺寸为400 mm×200 mm，柱截面尺寸为500 mm×400 mm，楼板厚150 mm。模型采用C35混凝土，纵筋采用HRB335。分析程序中，框架梁柱采用等效剪切弯曲弹簧的宏观有限元单元模型来模拟，每根梁、柱即为一个单元，在端部可以通过设置刚域来模拟节点区刚度。翼墙由于高宽比较大类似于框架柱，所以也采用等效剪切弹簧来模拟。恢复力模型采用Park三参数模型进行模拟，包括三折线的骨架曲线，以及刚度退化系数，强度退化系数和捏缩效应系数来综合反应混凝土构件的滞回规则。图5为程序中定义的混凝土和钢筋材料本构关系。其中，在混凝土本构关系中，FC为无约束抗压强度，EC为弹性模量，EPS0为最大强度对应的应变，FT为受拉开裂时的应力，EPSU为受压极限应变，ZF为定义下降段坡度的参数；在钢筋本构关系中，FS为屈服强度，FSU为极限强度，ES为弹性模量，ESH为应变硬化模量，EPSH为硬化起点对应的应变。推覆力的加载采用第一振型侧力模式。

图4　弹塑性分析WF结构平面图Fig.4 Plan of nonlinearanalytical model WF

图5　材料本构关系Fig.5 Constitutive relations

图6　两种结构pushover曲线对比Fig.6 Pushover curves of the frame structure and the wing wall-frame structure

图7　结构模型各层剪力-层间位移角曲线(F1~F7为楼层编号)Fig.7 Pushover curves of each story in both structures(F1~F7 indicate floor number)

设定计算终点为结构最大层间位移角达到1/50，对结构进行推覆分析得到两个结构的pushover曲线如图6所示。图6中曲线终点对应的基底剪力为结构极限承载力，此时F结构最大顶点位移为298.5 mm，对应基底剪力865 kN；WF结构最大顶点位移为363.6 mm，对应基底剪力为1 394 kN。WF的极限承载能力与F相比提高了61%。达到极限承载力时能力曲线所包围的面积WF结构为449 kNm，F结构为215 kNm，加翼墙后推覆至计算终点耗能增加了1.08倍。而所增加翼墙截面面积为纯框架柱面积的37%。综上可知翼墙框架体系中翼墙可以分担部分水平地震剪力从而使得结构极限承载力大大提高；作为首先屈服的耗能构件耗散地震能量提高了结构延性。

图7为两个结构模型进行静力弹塑性分析得到的各层剪力与层间位移角曲线。为将推覆过程中相同时刻各层层间变形情况作对比，将图中各曲线对应的点用蓝色带标记折线相连接。选取的三个代表工况分别为结构最大层间位移角为1/550，1/100,1/50(计算终点)。由图7(a)可知，纯框架结构当推覆力较大屈服后，底部二、三层层间位移突然加大，底部层间剪力进入平台段，导致结构上部层间位移角不能再增加限制了结构的整体变形能力；WF增加翼墙后不仅使结构承担的层间剪力整体得到提高，且能够使各层层间变形均匀，避免底部过早出现薄弱层而限制结构上部耗能和变形，提高了结构的整体变形能力。

图8　Pushover分析塑性铰分布图顺序Fig.8 Distribution of plastic hinge in structure subjected to pushover analyses

推覆分析结果的出铰情况见图8，将两个模型在最大层间位移角达到1/50过程中出现塑性铰的顺序按照编号大小列于图中，为便于查看将模型最先出现的30个塑性铰按顺序由红、黄、蓝色表示(10个一组)，剩余出现的塑性铰由黑色表示。由图8(a)可知，结构F依次在首层柱底、首层梁端、底部一二层其余的柱端和梁端出现塑性铰，底部一二层边榀过早在柱两端出铰使得损伤无法向上部楼层发展造成明显的层屈服机制。结构WF首先在底层中间加翼墙榀柱底出铰，随后主要在中间榀出现梁铰，并且逐步向上发展，随后显示边榀中柱两端也出现柱铰。整个发展过程与振动台试验的结果相似，前两步出铰过程后翼墙的损伤耗能和进一步的屈服将极大地减轻框架柱的损伤，延后或避免柱端塑性铰的发展。与F结构相比，WF结构所加翼墙分担更多的地震剪力，能够减轻其余纯框架柱的破坏，同时不易形成层屈服机制，而是使得损伤能够向上部发展形成整体屈服机制。

3加翼墙框架模型振动台试验破坏及受力分析

3.1试验设计

通过静力弹塑性分析验证了翼墙框架结构体系抗震性能的优越性，进一步对一个增设翼墙框架模型的振动台试验的结果尤其是应变数据进行分析，考察此类结构在极震工况下的动力特性及受力特征。

试验原型结构为一个按照现行规范正常设计的7层RC框架结构，抗震等级为三级，设防烈度7度，设计基本地震加速度0.15g，场地类别Ⅱ类，梁柱混凝土采用C35。模型取出原型结构中的三榀框架按照缩尺比1∶4进行设计并在中间榀增设翼墙。模型制作为3层，采用在三层顶部附加集中配重的方式模拟原型结构顶部四层的影响。试验模型如图9所示，平面布置图见图10，两个方向立面图见图11。模型采用微粒混凝土和镀锌铁丝制成，按承载力相似原则[14-15]进行配筋设计，表1为模型主要构件的配筋情况。表2为模型用钢筋和混凝土材料属性，根据预留钢筋和混凝土试块的材料试验得到，其中混凝土弹性模量均值约为16 000 MPa，屈服压应变约为2 100微应变。由此可得到弹模相似比约为1/2。根据台面承载力，最终确定在一二层加配重1.5 t，顶层加配重6 t。计算得到模型和原型质量后，基于地震模拟试验一致相似率[16]，得到等效质量密度为1.3, 试验属于欠人工质量模型，导出加速度相似比为1.54。

地震波输入均为El-Centro波,试验时沿翼墙方向单向输入，加速度峰值逐步递增方式输入8次，实际输入的加速度峰值大小根据布置的加速度计测得，如表3所示。试验中在相应位置布置了加速度计和位移计，并在模型上粘贴了应变片采集应变数据。

图9 翼墙框架模型Fig.9Testmodel图10 模型平面图Fig.10Planofthetestmodel

图11　模型立面图Fig.11 Elevation of the test model

构件部位截面尺寸/mm纵筋箍筋柱125×1004-D6;4-D44-D1.6@25/50梁125×605-D62-D1.6@25/50翼墙175×606-D4;3-D3.52-D1.6@50

表2　材料属性

表3　振动台试验输入地震动参数

3.2试验宏观破坏

在8次工况输入后模型的总体裂缝分布如图12所示，模型梁端出现大量裂缝，加翼墙榀的框架柱脚发生压碎，框架柱端未发现明显破坏，基本实现了“强柱弱梁”机制。损伤的发展过程为翼墙脚部及其端部与框架梁交接处最先开裂(图13(a)、(b))，框架柱在前三个工况中并未发生破坏；随着翼墙破坏程度的进一步加重，框架柱底开始出现破坏，这说明增设翼墙后能够有效地保护框架柱，实现了多一道抗震防线的作用。最终模型底层中柱处翼墙脚部全截面压碎，钢筋屈曲，中柱脚部出现贯通裂缝(图13(c))；框架梁出现大量裂缝，底层多数柱脚出现裂缝(见图13(d))，但未出现压碎或者钢筋屈曲出露现象。加翼墙榀框架由于刚度大分担了大部分水平地震力，最终该榀边柱破坏较未加翼墙榀框架柱严重。

图12　模型最终破坏裂缝示意图Fig.12 Spread of cracks after the last test

图13　模型宏观破坏图片Fig.13 Damage observed after the tests

3.3试验应变数据分析

试验中布置了若干应变片，选取其中正常工作且数值有效的应变片进行分析，具体分布位置如图14所示。模型制作过程中，在框架柱端和柱底纵筋处布置了竖向钢筋应变片，图14中标号为S1~S8的圆点为有效钢筋应变片的具体位置。在模型加配重之前粘贴了竖向混凝土应变片，分布在图14中标号为C1~C14的条状标识所示位置，该类应变片选在加配重之前粘贴，使得应变片预先有了一定的压缩量以便在测量拉应变值时有更大量程，在试验前使用应变仪进行归零调平。

为考察柱和翼墙的平面应力状态进而分析其所承担的剪力，可采用任意位置贴应变花(3片)的方式获得切应变。考虑到数据采集系统通道有限以及框架柱反弯点处截面中央水平和竖向线应变可基本忽略为零(由于应变片为加配重后粘贴)，所以采取贴一片斜向45°应变片获取采集点切应变的方案。在工况T1~T3中，进行了初步的应变测试，根据得到的柱端和柱脚的竖向应变片数值估算出框架柱反弯点位置。考虑到反弯点处应变值较小可基本忽略非线性影响，根据平面应力状态下任意方向的线应变公式以及矩形截面的剪应力分布规律[17]，可以得到：

(1)

式中:FS是柱截面或翼墙截面受到的水平地震剪力，τmax为截面上最大切应力，A为横截面面积，ε45°为柱平面截面高度处45°应变片测得应变值，G为剪切模量。

所以在T3工况之后，在柱子和翼墙反弯点处(约在构件高度上部1/3处)布置斜向角度为45°的应变片，分布在图14中标号C15~C21的混凝土应变片所示位置。

图14　应变片布置图Fig.14 Arrangement of strain gauges

获得的各工况下的应变数值列于表4与表5中，其中应变数值为两个一组，为一次地震动输入过程中的拉压应变峰值，不同应变片选择的峰值所对应的时间基本为同一时刻。表中拉应变为正值，压应变为负值。表4为各工况下竖向混凝土和钢筋应变片数值，表5中是工况3之后粘贴的斜向混凝土应变片数值。

表4　振动台模型试验竖向应变结果峰值

3.3.1竖向受弯应变结果分析

表4中N.A.代表粘贴的应变片不工作或者数值显著异常。根据前两个工况的C1、C7应变结果可知，柱3-B混凝土两侧应变拉压值相等时模型未受到破坏(T1、T2)，之后边缘有微裂缝，进入非线性阶段，拉应变数值显著大于压应变(T3、T4)。T1工况中C2到C5的压应变数值受到开裂影响小，尚未进入非线性，可用来判断柱3-A的反弯点位置，见表4中标红数值。由C3对应C4、C2对应C5可判断反弯点处于整个柱上部约1 /3处，所以T3工况后将斜向应变片布置在此高度。

试验中S1及S4竖向应变数值显示(表4斜体部分)，T1时刻S1拉压数值均大于S4，说明初始2-A轴截面受拉压中性轴均在柱子靠近S4一侧。T2、T3工况时，S1压应变数值已接近S4拉应变数值，说明S4一侧受拉时的中性轴向柱子侧移动，即T1和T2工况时边柱所加翼墙边缘先受损不再能承受拉应力。在T3工况之后，S4受压应变数值变为拉应变，显示柱子外侧受拉中性轴已经越过S4钢筋位置，由柱子移动到了翼墙上，说明随着翼墙边缘破坏后，外侧柱子也受到较大破坏。最终T7、T8工况的S1和S4应变数值显示，S4受拉时中性轴在接近S1处，受压中性轴在翼墙上，说明翼墙及柱边缘开裂损伤严重。这种损伤模式与宏观破坏相吻合，总的来说加翼墙边柱柱边缘不能避免损坏，翼墙作用主要是增大截面惯性矩，并降低轴压比提高延性，将会降低柱子破坏程度避免形成柱铰，分担更多地震剪力保护其他纯框架柱，提高整个结构体系的抗震能力。

表4中数值显示在各工况往复地震荷载下，C8~C13位置混凝土应变时程表现为始终受压或者受拉时应变值远小于受压。而未加翼墙榀C2、4、6及S6位置应变数值则未出现以上情况。以C8位置应变为例，地震力由C向A方向，该位置应受拉应力，但梁端同时受拉，翼墙加宽使得二者受拉区集中在此区域形成局部应力，使相连接处局部混凝土受到较大的压应力。同时楼板刚度较大，并采用人工质量补足惯性效应，造成与翼墙连接处梁端多形成斜裂缝，出现较大破坏，见图11(a)。由此可以看出加翼墙框架结构的翼墙与梁相连，相当于柱子边缘外移，刚度增大同时，缩短了梁跨，易使梁端遭受破坏，也形成上述所说的局部应力集中，不利于结构震损后修复，在构造上可考虑梁端箍筋加密区增长。

S1、4和S5、7钢筋应变片数值显示在T4工况后，柱子外侧钢筋应变接近或者小于内侧，表明柱脚钢筋受弯作用明显，已经进入弹塑性阶段造成了外侧钢筋部分粘结滑移，但外侧钢筋应变数值并未显著减小，表明极震情况下混凝土未完全压碎形成塑性铰。

表4中显示，T7、T8工况下各个框架柱脚钢筋应变片数值最大均未超过所用纵筋屈服应变值，没有应变片损坏，宏观破坏亦未发现钢筋在混凝土底部出露现象。但而2轴B柱所加翼墙底部钢筋已经屈曲出露、混凝土全部压碎，见图12(c)，说明翼墙可以起到保护框架柱增加一道地震防线的作用。

3.3.2基于试验应变的剪力分配分析

考虑表5两个加速度方向的线应变值，混凝土受压的弹性范围要比受拉的大，所以取混凝土受压时应变来分析剪力。

表5　振动台模型试验斜向(45°)应变结果峰值

表6　由试验应变值得到的剪力分配情况表

基于式(1)以及表5中斜向应变片受压数值，可计算得到各构件分担剪力之比，见表6所示。整个翼墙框架模型中所加翼墙面积为纯框架柱截面面积的37%。由表6可知，翼墙在受到破坏刚度下降后，承担的地震剪力持续下降，在弹性阶段其分担的地震剪力将高于48%。2轴框架截面面积为3轴的2.12倍，而加设翼墙的2轴框架分担的地震剪力为3轴的3~4倍。

2轴框架增设翼墙后截面宽度增大，刚度显著加强，分担的地震剪力显著高于3轴框架(表5第2行)，但2轴翼墙与柱子相比在地震力方向较柱子宽40%，同时在破坏初始，翼墙先破坏耗能，分担更多地震力保护了框架柱，所以使得2轴柱子初始时分担整个2轴框架的剪力比例小，造成初始时2轴柱与3轴柱分担剪力相当。随着翼墙的破坏，分担地震剪力的下降，2轴柱子较3轴分担剪力上升(T5工况)。2轴翼墙和柱子均遭到较大破坏后，刚度和承担的地震剪力仍明显高于3轴(表5中第2行显示)，造成最终2轴框架柱较3轴受损严重刚度下降大，最后三个工况中，2轴柱子承担地震剪力小于3轴框架柱，总体来说2轴框架柱受损较边榀框架柱严重。

3.4模型层间刚度变化

由记录到的各层加速度及位移情况可得到各层层间剪力进而获得层间刚度变化情况。具体数据以及各层层间刚度比见表7，模型的刚度及各层层间刚度变化规律见图15。

图15　结构整体刚度和层间刚度变化曲线Fig.15 Variations of structural and inter-story stiffness

工况层间刚度/(kN·mm-1)层间刚度比一层二层三层二层比一层三层比二层总刚度/(kN·mm-1)T115.8117.5218.191.111.046.52T214.2214.7515.731.041.075.55T310.6111.0011.051.041.004.09T49.1710.3810.701.131.033.59T58.368.969.361.111.043.09T68.058.669.281.041.073.27T74.875.686.371.171.122.01T83.624.224.771.171.131.54

由图15及表7可知模型对着PGA的增大不断破坏刚度下降，在7度大震工况(PGA=0.5 g)后，曲线出现一个较为明显的拐点，表明模型已出现较为严重损伤，这与宏观破坏现象也是较为一致的，此时翼墙脚部压碎区域进一步扩大，底层柱底出现裂缝，多数梁端出现斜裂缝。此后，刚度一致保持一个缓慢的下降幅度，说明结构整体刚度及能力曲线对应部分已经基本进入平台段。表7中的层间刚度比可以看出在整个试验过程中，各层之间刚度下降较为一致，层间刚度比基本在1左右，没有出现一层或者二层相对薄弱的现象，说明翼墙加固将能够抑制纯框架结构出现底层薄弱最终造成垮塌的损伤模式。

试验得到的加速度、位移等情况数据分析的结论与第2部分中静力弹塑性分析结论一致，限于篇幅本文不再详述。

4结论

本文总结了翼墙框架体系现有研究和其抗震原理，并在此基础上通过静力弹塑性分析和振动台试验的结果系统的研究了该结构体系的损伤破坏机制及抗震性能。研究表明：

(1) 翼墙框架结构模型在地震作用下翼墙脚部及翼墙与框架梁交接处最先开裂，随着翼墙破坏程度的进一步加重，框架柱底开始出现破坏，最终梁端出现大量裂缝，框架柱端并发现明显破坏。钢筋应变数值也显示极震情况后翼墙脚部发生屈曲，而框架柱脚部钢筋应变均未达到屈服应变。这验证了增设翼墙后能够使受压破坏区域从框架柱转移到翼墙上，有效地保护了框架柱，实现了多一道抗震防线的作用。

(2) 由静力推覆结果可知，RC框架结构增设翼墙后抗侧极限承载力、延性及耗能获得大幅度提高。分析结果和振动台试验均表明增设翼墙可以改善RC框架结构的变形模式，使得层间位移角更均匀，并可使RC框架结构更易出现梁铰机制损伤，避免柱两端屈服后形成薄弱层，使得损伤能进一步向结构上部楼层传递耗能，形成整体屈服模式。

(3) 模型在相当于原型结构遭受PGA=0.78 g地震动强度后，承重的框架柱作为最后的抗震防线，损伤轻微，翼墙脚部发生屈曲，而框架柱脚部钢筋应变均未达到屈服应变，证实了翼墙-框架结构能够合理实现其设计的抗震效果。

(4) 宏观破坏及应变结果均表明加翼墙框架柱破坏程度高于未加翼墙柱，但由于增大的截面可避免柱铰形成，框架的加翼墙榀应属于预期损伤部位，可以作为第一道抗震防线承担绝大部分抗侧功能又能保证竖向承重体系不缺失；采用翼墙加固易造成与翼墙相连接的梁端区域应力集中，应考虑梁端加密区延长或其他加强梁端的构造措施。

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第一作者 杨伟松 女，博士生，1986年11月生

摘要：增设翼墙方法是提高RC框架结构抗震性能的常用方法。以一个按照现行规范正常设计的7层RC框架结构为例，进行了翼墙加固前后结构的静力弹塑性对比分析和一个缩尺比为1:4的翼墙加固RC框架结构振动台试验。试验及分析结果表明：增设翼墙后显著提高了原结构的抗侧能力，各层层间变形更趋均匀，并有利于“强柱弱梁”屈服机制的实现。宏观破坏模式为翼墙率先发生破坏进行耗能，在极震工况下，翼墙脚部钢筋屈曲而框架柱脚部钢筋尚未达到屈服应变，表明翼墙可有效保护框架柱，实现了多一道抗震防线的作用。

关键词：翼墙加固；pushover分析；应变分析；损伤控制；振动台试验

Seismic behaviors of RC frames retrofitted with wing walls

YANGWei-song1,GUOXun2,XUWei-xiao1,YUANXing3(1. College of Civil Engineering, Qingdao Technological University, Qingdao 266033, China; 2. Institute of Disaster Prevention, Sanhe 065201, China;3. Sichuan Provincial Architectural Design and Research Institute, Chengdu 610000, China)

Abstract:Attaching wing walls is a common measure in the seismic retrofit of RC frames. A 7-story RC frame designed in accordance with the conventional design norm was taken as an example to study the seismic behaviors of this kind of combined systems. A pushover analysis and a 1:4 scale shaking table test were performed. The results show that the lateral resistance of the structure is enhanced, the distribution of story drifts becomes more uniform and the realization of “strong column-weak beam” yield mechanism is facilitated based on the attached wing walls. The damage procedure observed during the tests show that wing walls will damage at first to dissipate the seismic energy. In the extreme shaking condition, the reinforcement at the bottom of wing walls is buckled first of all, while the reinforcement at the bottom of columns has not yet reached the yielding strain state. It is proved that wing walls can protect the frame columns and an extra seismic fortification line is achieved.

Key words:wing-wall strengthening; pushover analysis; strain analysis; damage mechanism control; shaking table test

中图分类号:TU352.1；TU375.4

文献标志码：A DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.24.024

通信作者郭迅 男，研究员，博士生导师，1967年9月生

收稿日期：2014-08-15修改稿收到日期：2014-12-03

基金项目：国家自然基金项目(51478117，51508295，51478231);山东省高等学校科技计划项目(J15LG06)