汪梦甫，王 强

(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082)

阻尼填充墙高性能砂浆阻尼层性能试验研究*

汪梦甫†，王 强

(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082)

设计了一种用于阻尼填充墙的高阻尼砂浆层阻尼层，并对其进行拟静力试验，研究其力学性能.结果表明：与一般砂浆层相比，高阻尼砂浆阻尼层具有更大的耗能与变形能力.当聚灰比在0.38～0.53的范围内，随着聚合物含量的增加，高阻尼砂浆阻尼层的耗能能力和变形能力都有明显的增加，超出了这个范围，提高聚合物含量的效果不大．采用苯丙乳液和丁苯乳液共混且聚灰比为0.45的高阻尼砂浆作阻尼层能取得最大的耗能与变形能力. 增大高阻尼砂浆阻尼层的厚度可以提高其水平变形能力，可以较好延缓上部砌体单元与阻尼层之间的滑移，提高阻尼层的耗能能力，但是极限承载力会随着厚度的增加而降低，阻尼层的厚度取为9 mm较适宜.

阻尼填充墙；阻尼层；高阻尼砂浆；拟静力试验

框架结构因其平面布置灵活、可利用的空间大而成为我国现阶段运用最广泛的结构体系之一.为了满足室内空间分隔和外部维护等的建筑使用要求，框架结构就需要砌筑填充墙.虽然在抗震设计中填充墙为非承重构件，但其自身的抗震性能及其对主体结构抗震能力的影响却不容忽视.在我国发生的重大地震中，此类结构的填充墙破坏非常严重，造成了灾区人民重大的生命和财产损失.由于填充墙的布置不合理、不连续，及其对框架结构的约束效应和刚度增加，造成框架结构梁柱在地震作用下的破坏十分常见[1].

在考虑了填充墙对整体结构抗震性能的影响，改进框架填充墙的抗震性能，周云等根据填充墙的工作机理及其破坏特点和原因，提出阻尼填充墙的概念.阻尼填充墙( damped infill wall，DIW) 是最近提出的一种新型抗震填充墙体[2].砌体单元之间通过相互错动，使阻尼层产生水平剪切滞回变形，并耗散地震所输入的能量.阻尼填充墙在给予主体结构一定的抗侧刚度的同时，又较普通框架填充墙大幅降低了对主体结构的约束效应，增加了框架结构的变形能力和延性.这种方法耗能性能良好，能保证墙体自身不产生破坏，同时可以减轻或避免主体结构的破坏，提高了框架结构的抗震能力[3-4].

阻尼填充墙中的主要变形和耗能部分就是阻尼层，因此阻尼层材料的选用对于结构的耗能影响十分重要.基于目前对聚合物砂浆的研究，在材料性能方面的研究主要立足于通过采用不同种类的聚合物增强掺料并调整聚合物的掺量等手段,来实现在聚合物砂浆保持柔韧性、粘弹性等优越性能的同时，提高水泥砂浆的阻尼性能[5].与普通水泥砂浆相比，高阻尼砂浆具有耗能能力强，抗冲击韧性性能好，变形能力好的特点.本试验就是通过加入聚合物制成高阻尼砂浆，并将其运用于阻尼填充墙的阻尼层之中.着力解决水泥砂浆用于阻尼层的变形和耗能的问题，并对使用高阻尼水泥砂浆的阻尼层进行低周往复加载试验，进一步探讨阻尼单元的耗能机理[6].

1 试验设计与试验方案

1.1 试验设计

阻尼单元由两块砌体单元中间夹一层阻尼层组成，而阻尼层的构造和材料选用直接影响到阻尼填充墙的性能.本文设计的高阻尼砂浆采用长沙坪塘水泥有限公司生产的32.5的普通硅酸盐水泥为胶凝材料，骨料采用中砂，分别掺加苯丙乳液(A)、丁苯乳液(B)用来配制高阻尼水泥砂浆阻尼层.以普通水泥砂浆作为基准砂浆.试验主要考虑在其他相同条件下选取不同的外加聚合物掺料及不同的掺入量和阻尼层层厚对材料阻尼性能的影响.目前对于高阻尼水泥砂浆的研究已取得了一些成果[7-8]，通过试验分析已经得知随着聚灰比的不断增加，水泥砂浆的阻尼比不断提高，为获得较好的阻尼性能，本文采用较高的聚灰比，可在大幅提高阻尼层性能的同时减小对造价的影响，提高其性价比.

本实验共做了10个试件，各试件在普通水泥中分别添加的苯丙乳液和丁苯乳液含量及砂浆厚度详见表1.试件由阻尼层和混凝土砌块组成，如图1所示.阻尼层的长×宽为1 200 mm×240 mm.

图1 试件形状及相关尺寸

表1 水泥砂浆试件配合比

1.2 加载装置及试验方案

本试验通过在砂浆中加入不同种类和不同含量的聚合物形成高阻尼砂浆，将其作为阻尼层，并对其进行拟静力试验，研究这种新型阻尼层的耗能性能.试验加载装置系统主要包括电液伺服作动器、千斤顶、位移计等装置，如图2所示.位移计分别放在上部砌块单元、下部砌块单元和基础梁的左侧.

通过千斤顶对阻尼单元施加竖向荷载.千斤顶直接作用于分配梁上，再通过分配梁均匀作用于试件上部混凝土砌块上.施加的竖向荷载的大小为阻尼填充墙墙体重量的等效荷载10 kN.水平往复加载采用电液伺服作动器沿上部混凝土砌块中心线施加，通过位移控制加载.初始加载位移为1 mm，每级位移分别增加1 mm，每级位移循环3圈，加载至试件最大荷载的85%时停止加载，试验结束.

图2 加载装置示意图

2 试验现象及破坏特征

当在阻尼层掺入苯丙乳液时，试件B25H9在前3 mm的位移循环中，试件的承载力不断增加，高阻尼砂浆层产生水平剪切变形，随着位移的增大，可以听到阻尼层发出轻微的响声.在4 mm位移循环第一圈正向加载中，上部砌体单元与阻尼层之间的粘结发生破坏，出现水平裂缝并产生相对滑动，试件的承载力开始下降.在此后的位移循环加载中，上部砌块单元沿加载方向往复平动，阻尼层在上部砌块的作用下仍能产生少量水平变形，同时砌块来回碾压砂浆阻尼层，阻尼层表面的砂浆被逐渐碾成粉末.

试件B30H9在加载至4 mm位移循环前，并未发生粘结破坏，阻尼单元的主要变形集中于阻尼层.进入5 mm位移循环后砌体单元与阻尼层之间发生粘结破坏，上部砌体单元开始滑动.试件B35H9的破坏特征类似，阻尼层在进入5 mm位移循环时发生粘结破坏.

当在阻尼层掺入丁苯乳液时，试件D30H9与选用苯丙乳液的试件B30H9破坏特征相似.高阻尼砂浆阻尼层采用两种乳液共混制作而成的试件BD30H9相比较于其他两种采用单一乳液掺量相同的试件B30H9,D30H9,砂浆层变形能力更好，而在试件BD30H9,BD45H9,BD60H9中，随着聚合物含量的增加，出现粘结破坏时的位移逐渐变大，试件最后破坏特征类似.

试件PH9在2 mm位移循环加载过程中，砂浆层发出脆裂的响声，随之上部砌块发生滑动.在此后的加载过程中，砌块来回摩擦砂浆层，发出轻微响声.

当阻尼层的厚度为6 mm时，其变性能力较差，在进行4 mm位移循环加载时，砌体单元与阻尼层之间即发生粘结破坏.随着厚度的增加，阻尼层的水平剪切变形能力不断提高，在厚度为9 mm时，粘结破坏产生于5 mm位移循环加载中，厚度为12 mm时，阻尼层粘结破坏有所推迟，产生于6 mm位移循环加载中.

从破坏过程来看，先是高阻尼砂浆层在外力作用下产生水平剪切变形，然后上部砌体单元与阻尼层之间产生粘结破坏，两部分之间产生相对滑动，同时上部砌体往复平动时带动阻尼层产生少量水平变形，最后阻尼层表面的砂浆被碾压成粉末，试件破坏.如图3所示.

图3 试验现象及最终破坏示意图

3 试验结果及分析

3.1 滞回性能

试验记录了10个试件的水平荷载-位移滞回曲线，如图4所示.其中，横坐标表示试件的水平位移，纵坐标表示阻尼单元所承受的水平荷载.由图可知：

位移/mm

位移/mm

位移/mm

位移/mm

位移/mm

位移/mm

位移/mm

位移/mm

位移/mm

位移/mm

1)试件B25H9,B30H9,B35H9在加载初期，当加载位移不大时，加卸载曲线基本重合，试件仍然处于弹性阶段.随着水平加载位移的逐渐增大，阻尼层的水平剪切变形不断增大，滞回曲线围成的面积增大，滞回曲线逐渐饱满.同时裂缝不断发展，当阻尼层发生粘结破坏后，上部混凝土砌块产生滑动,荷载-位移曲线出现明显的转角，试件的刚度陡然下降.随着位移的增大而进行往复平动，通过砌块单元之间的摩擦继续耗散能量，同时在上部砌体单元的作用下，阻尼层产生少量水平变形.此时试件的刚度已退化至很小，随着砌块单元滑移的距离增大，阻尼层耗散更多的能量.

2)对于改变了聚合物种类的试件D30H9和BD30H9滞回特性与B30H9类似，而采用两种乳液共混的试件BD30H9的滞回曲线较采用单一乳液的试件的滞回曲线要更为饱满，高阻尼砂浆层的变形能力也更好，可见采用两种乳液共混的效果更明显.在BD30H9,BD45H9,BD60H9这3个试件中，随着聚灰比的增加，滞回曲线也更加饱满.试件PH9由于采用普通砂浆，在上部砌体滑动后，仅靠摩擦耗能，滞回曲线的饱满度较前者要差一些.

3)对于试件BD30H6,BD30H9,BD30H12，改变阻尼层的厚度会影响其水平变形的能力，进而影响上部砌体单元与阻尼层的粘结破坏出现的时刻，同时阻尼层的耗能能力也并不相同.阻尼层的厚度越大，水平变形的能力也就越大，粘结破坏出现的时刻有所推迟，可以吸收耗散更多的能量.

3.2 骨架曲线分析

骨架曲线能够很好地反映试件在低周反复荷载作用下的承载能力变化和延性性能.从骨架曲线上我们可以直接得到峰值荷载和极限位移.骨架曲线对于研究结构的抗震性能十分重要.将试件荷载-变形曲线各加载级第一圈循环的峰值点相连行程包络线，就得到了试件的荷载-位移骨架曲线，如图5 所示.图5(a)为不同聚合物及其掺量对应的骨架曲线，图5(b)为改变阻尼层厚度对应的骨架曲线.

图5(a)中可以看出:试件在最初的加载过程中承载力不断增加，试件在上部砌体单元与阻尼层发生粘结破坏时达到极限承载力.试件B25H9的极限承载力最大为33 kN,随着聚合物含量的增加，阻尼层的强度有所下降，试件B30H9和B35H9的极限承载力分别为29.6 kN和27.3 kN.随着阻尼层的粘结破坏，承载力降低较多.上部砌体单元滑动后，承载力随着位移的增大而降低，最终趋于水平.试件D30H9和B30H9承载力相近，骨架曲线走势也类似.而采用两种乳液共混的试件BD30H9的极限承载力与单一乳液的试件承载力相近，但是骨架曲线与坐标轴围成的面积更大，耗能能力更好.试件BD45H9和BD60H9由于聚合物含量较高，虽然耗能能力增加，但是承载力大幅下降，分别为23.6 kN和20 kN.

图5(b)中可看出：随着试件阻尼层厚度的增加，阻尼层变形能力增加，达到极限承载力的目标位移值更大.

位移/mm(a)聚合物及其掺量不同

位移/mm(b)阻尼层厚度不同

3.3 刚度特性

在水平位移不断增大的情况下，刚度一环比一环减小，因此，刚度值随位移增大和循环周数而减小，这就是刚度退化.刚度退化是影响低周反复荷载作用下试件抗震性能的重要因素，因此，对试验过程中试件的刚度退化及其规律的研究是十分必要的.

为了反映每次加载循环时刚度的变化情况，引入割线刚度，需满足

(1)

式中Kgi为第i次循环时的割线刚度；±Fi为第i次循环时正、反加载所对应的峰值荷载;±Δi为第i次循环时正、反加载对应的峰值位移．

采用式(1)计算试件在各级位移循环加载的割线刚度，得出刚度退化曲线，如图6所示.图6(a)为不同聚合物及其掺量对应的刚度退化曲线，图6(b)为改变阻尼层厚度对应的刚度退化曲线.由图6(a)可知：试件PH9的初始刚度最大为22.5kN/mm，B25H9的初始刚度次之为19.5kN/mm，B30H9,D30H9,BD30H9的初始刚度较为接近，在17.3kN/mm左右，B35H9,BD45H9初始刚度依次降低为15.5kN/mm和14.1kN/mm，BD60H9初始刚度最低为11.6kN/mm.这是由乳液的增加导致阻尼层的强度降低所致.随着阻尼层的粘结破坏，试件PH9刚度降低较快，为4kN/mm，因为在上部砌块起滑后只受到了摩擦力.其他试件的刚度降低至7kN/mm左右，此时阻尼层仍然具有一定抵抗变形的能力，且具有一定刚度.此后随着位移的增加，刚度退化较平缓.

由图6(b)可知：试件厚度的改变对于刚度退化的趋势影响较小，三者的曲线走势相近.

位移/mm(a)聚合物及其掺量不同

位移/mm(b)阻尼层厚度不同

3.4 耗能特性

试验中，水平位移循环一周形成滞回环围成面积表征耗散能量多少.试件能量耗散能力可用等效粘滞阻尼系数表示，它是衡量抗震性能的重要指标，其值越大，表示它的耗能效率则越高，其中耗能系数可通过如下公式计算：

(2)

式中ζeq表示低周反复加载过程中第i次循环对应的耗能系数；ΔSABCDEA表示第i次循环形成的滞回环所围面积(如图7所示)；ΔSOBFΔSODG表示第i次循环峰值点与横向位移轴所围三角形的面积(如图7所示).

图7 水平荷载-位移滞回环示意图

通过式(2)计算可得试件等效粘滞阻尼系数，得出与加载位移Δ之间的关系，如图 8 所示.图8(a)为不同聚合物及其掺量对应的曲线，图8(b)为改变阻尼层厚度对应的曲线.

由图8(a)可知：在加载初期试件处于弹性阶段，在初始加载时，所有试件能量的耗散均较少，PH9等效粘滞阻尼系数最低为0.04，BD60H9最大为0.15.在2 mm位移循环中，试件PH9起滑，普通砂浆阻尼层阻尼系数为0.13，BD60H9达到了0.27，其他试件在0.14～0.23之间.随着位移加载的进行，高阻尼砂浆层通过塑性变形及开裂耗散能量不断增加.当高阻尼砂浆阻尼层发生粘结破坏时，阻尼系数大幅提高，各试件的耗能曲线基本相似，耗能能力明显增强，其中试件BD60H9的阻尼系数达到了0.41.在接下来的位移循环中，试件通过上部砌体单元的滑动摩擦耗能，同时阻尼层仍可通过砂浆变形耗散能量，试件BD45H9耗能性能提升最大，阻尼系数达到了0.58.这是由于随着聚合物含量的增加，砂浆层的变性能力和阻尼性能也得到改善，而试件BD60H9的阻尼系数较BD45H9有所降低，为0.54.这表明阻尼系数并不总是随聚合物的增加而不断增加，达到一定临界值后，其最大值会有所降低.其他高阻尼试件的大致在0.38～0.53左右，而试件PH9的阻尼比增加最少，基本在0.30左右.

由图8(b)可知：试件随着厚度的增加，耗能能力也得到了一定的提高，但是提高幅度并不大，等效粘滞阻尼系数变化趋势也较为相近.

位移/mm(a)聚合物及其掺量不同

位移/mm(b)阻尼层厚度不同

4 结 论

本文设计了一种新型的高阻尼砂浆阻尼层，通过改变试件聚合物的种类、掺量以及阻尼层的厚度，对其进行了拟静力试验研究，得到了以下结论：

1)新型高阻尼砂浆阻尼层具有足够的初始刚度和承载力，变形能力也有所提高.砌体单元之间产生滑移后刚度降低较快，但仍可耗散较多能量，可用作阻尼填充墙的阻尼层.

2)在一定范围内，随着聚合物含量的增加，高阻尼砂浆阻尼层的耗能能力和变形能力都有明显的增加，刚度会有所下降，超出了这个范围，提高聚合物的含量效果不大.采用两种聚合物共混的阻尼层较采用单一聚合物的效果更显著.本文研究结果表明：采用苯丙乳液和丁苯乳液共混且聚灰比为0.45的高阻尼砂浆作阻尼层最为合适.

3)改变高阻尼砂浆阻尼层的厚度可以提高其水平变形能力，增加其韧性，可以较好延缓上部砌体单元与阻尼层之间的滑移，提高阻尼层的耗能能力，但是极限承载力会随着厚度的增加而降低.阻尼层的厚度为9 mm较适宜.

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Experimental Study on Mechanical Properties of Damped Infill Wall with High Performance Mortar Damped Layers

WANG Meng-fu†，WANG Qiang

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

A kind of high-damping mortar layer applied to damped infill wall was designed, and the pseudo-static experiments were carried out, also its mechanical properties were studied. The results reveal that: compared with common mortar layer, high-damping mortar layer has greater energy dissipation and horizontal shear deformation capacity in damped infill walls. When the polymer-cement ratio is in the range of 0.38～0.53, with the increase of polymer content in high-damping mortar layer, the energy dissipation and horizontal shear deformation capacity of mortar layer in damped infill walls will be enhanced; the optimal polymer-cement ratio is 0.45. With the increase of the thickness of high-damping mortar layer, horizontal shear deformation capacity of mortar layer in damped infill walls will be improved, the slip between the upper masonry and high-damping mortar layer will be delayed, this enhancing its energy dissipation capacity; however, with the increase of the thickness of high-damping mortar layer, the ultimate bearing capacity of mortar layer in damped infill walls will be reduced, the better value of thickness of high-damping mortar layer is about 9 mm.

damped infill wall; damped layer; high-damping mortar; pseudo-static test

1674-2974(2015)07-0029-07

2014-11-25

国家自然科学基金资助项目(50978091,51278181),National Natural Science Foundation of China(50978091,51278181) ；教育部博士点基金资助项目(20120161110022)

汪梦甫(1965-)，男，湖北通城人，湖南大学教授,博士生导师

†通讯联系人，E-mail:wangmengfu@126. com

P317.1；TU375.4

A