周晓洁，李忠献，续丹丹，姜绪亮

(1. 天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072；2. 天津城建大学土木工程学院，天津 300384)

柔性连接填充墙框架结构抗震性能试验

周晓洁1,2，李忠献1，续丹丹2，姜绪亮2

(1. 天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072；2. 天津城建大学土木工程学院，天津 300384)

通过5榀空心砌块砌体填充墙框架结构低周反复荷载试验，系统研究了填充墙-框架柔性连接和刚性连接、全墙填充和半墙填充框架结构的破坏机理和抗震性能，进行了结构滞回特性、承载力、位移延性、刚度退化、强度衰减、耗能能力及变形性能指标分析．结果表明，柔性连接方案对结构承载力的提高低于刚性连接方案，但其他性能指标均优于刚性连接方案，说明柔性连接方案减小了墙-框相互作用，有效改善了填充墙框架结构的抗震性能．

空心砌块砌体填充墙框架结构；低周反复荷载试验；刚性连接；柔性连接；抗震性能

砌体填充墙框架结构是我国应用最为广泛的一种结构形式，国内对这种结构体系的试验和研究集中于20世纪 80年代，主要研究对象是实心黏土砖填充墙框架结构，所取得的大量研究成果在《建筑抗震设计规范》(GBJ11—89)中得到应用[1-2]．目前，作为传统填充墙材料的黏土砖已经被空心混凝土砌块、粉煤灰砌块、加气混凝土砌块等轻质材料取代[3-4]，同时强度较低但保温性能良好的自保温空心砌块也得到大量应用，然而目前针对这些新型空心砌块砌体填充墙框架结构的试验研究和理论分析较少．

现行《建筑抗震设计规范》(GB50011—2010)将填充墙视为非结构构件，只考虑填充墙自重，不考虑填充墙的抗震承载力，通过自振周期折减系数近似考虑其对结构整体刚度的影响．这种方法虽然简单，但不能真实反映结构的受力状态，因为地震作用下填充墙与框架之间存在复杂的相互作用，对结构抗震性能的影响很大．历次震害表明，框架结构中填充墙破损严重，造成一定经济损失的同时也影响了建筑使用功能．因此，近年来地震工程界重新审视砌体填充墙框架结构，开展了大量研究[5-11]．有学者提出，通过改变填充墙与框架的连接方式或设置耗能缝可以减小框架和填充墙之间的相互作用，改善结构的抗震性能[12-16]．2011年，住建部修订并发布实施了《混凝土小型空心砌块建筑技术规程》(JGJ/T14—2011)[17]，明确提出填充墙与框架柱、梁可采取脱开的连接方法，也可称为柔性连接方法，以减小填充墙对框架梁柱的顶推作用．因此，开展柔性连接填充墙框架结构抗震性能试验研究，揭示墙-框连接方式和填充墙填砌方式对结构抗震性能的影响，并提出合理的设计建议，具有重要的理论意义和工程价值．

本文拟进行墙-框连接方式(刚性连接和柔性连接)以及填充墙填砌方式(全墙填充和半墙填充)对填充墙框架结构抗震性能影响的试验研究．

1 试验设计

1.1 试件设计与制作

设计制作了 5榀单层单跨钢筋混凝土填充墙框架模型，试件高宽比约为1∶1.54．采用粉煤灰自保温空心砌块为填充材料，主砌块尺寸为 390,mm× 240,mm×190,mm，辅砌块尺寸为 190,mm×240 mm×190,mm，砌块块型如图 1所示．砌块强度等级为 MU3.5，砌筑砂浆强度等级为 Mb7.5，试件用混凝土强度等级为 C30，芯柱灌孔混凝土强度等级为C20，箍筋采用HPB300级，纵筋采用HRB335级，框架柱设计轴压比为0.25．材料实测强度及力学性能见表 1和表 2，试件设计情况见表 3，试件外形尺寸及配筋情况见图 2和图 3，图中未注明长度单位均为mm．

图1 粉煤灰空心砌块Fig.1 Fly-ash hollow blocks

表1 砌体和混凝土实测强度Tab.1 Measured values of masonry and concrete strengths

表2 钢筋实测力学参数Tab.2 Measured mechanics parameters of steel

表3 试件设计情况Tab.3 Designing conditions of specimens

墙-框柔性连接方案中，填充墙与主体框架间设有预留缝，缝宽δ需满足多遇地震和罕遇地震下薄弱层部位层间位移角要求，本文取 δ= h /50≈ 30 mm.缝内填充 32,mm厚的泡沫聚苯板，缝内挤紧，不得松动．

1.2 加载装置与加载制度

1.2.1 加载装置

采用低周反复荷载试验方案，加载装置如图4所示．两台液压千斤顶分别对柱顶施加竖向荷载至预定轴力，并在试验过程中保持不变．千斤顶上部安装低摩阻滑动板，水平加载时千斤顶可随滑动板水平移动. 采用 500,kN电液饲服作动器对梁端施加水平荷载，并通过作动器端部钢板及4根拉杆实现水平荷载的往复施加．

图2 框架几何尺寸及配筋Fig.2 Specimen geometrical size and reinforcement

图3 试件示意Fig.3 General view of specimens

图4 试验加载装置Fig.4 Test loading setup

1.2.2 加载制度

根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ101—96)，同时参考文献[18]，试验采用控制位移加载中的变幅等幅混合加载法，以考察试件在各种位移角下的工作性能，加载制度如图 5所示．正式加载至结构屈服前，各位移幅值循环 1次，结构屈服后，各位移幅值循环3次，直至试件的水平承载能力下降到最大承载力的85%以下时，试验停止．

图5 加载制度Fig.5 Loading history

1.3 框架梁柱纵筋应变测量

为研究墙-框连接方式和填充墙填砌方式对主体框架结构受力的影响，试验过程中应监测沿框架柱高度方向不同位置处纵筋的应变，为此在框架柱两端以及沿框架柱高度 1/3、1/2及 2/3处分别布置纵筋应变片，同时在框架梁两端布置纵筋应变片，如图 6所示，其中h为底梁上表面至顶梁中心线间的距离．

图6 框架梁和柱纵筋应变片布置Fig.6 Strain gauge layout in the longitudinal bars of beams and columns

2 试验现象和试件破坏形态

各试件最终破坏形态如图7所示．试验现象及试件破坏形态描述如下．

(1)试件PF：水平位移Δ＝h/700(h为1,380,mm)之前，未出现可观察到的裂缝；Δ＝h/500时，梁端出现裂缝；Δ＝h/300时，柱端出现裂缝；Δ＝h/200时，框架梁、柱部分纵筋屈服，屈服位置为梁柱端部，以后各加载阶段循环 3次；随着水平荷载的往复施加，试件梁端、柱端裂缝不断出现和延伸，混凝土压酥，保护层剥落，钢筋裸露，形成塑性铰；加载至 Δ＝h/30时，试件达到最大承载力，此后试件承载力下降．直至试验结束，框架梁、柱箍筋未屈服，因此试件PF中梁、柱的破坏属于典型弯曲破坏类型．

(2)试件 GWF2：水平位移 Δ＝h/1,000时，梁端出现微小裂缝，墙-框交界处开裂，墙体砂浆层开裂；Δ＝h/700时，墙体砂浆层裂缝贯通成阶梯型，砌块开裂，梁纵筋屈服；Δ＝h/500时，柱端出现裂缝；Δ＝h/300时，墙体进一步形成交叉斜裂缝，墙-框交界处砂浆层开裂；Δ＝h/200时，框架柱部分纵筋屈服，屈服位置为柱中部，以后各加载阶段循环 3次；随着水平荷载的往复施加，试件梁端、柱端不断出现裂缝并延伸，混凝土逐渐压酥，保护层剥落，钢筋裸露，形成塑性铰，墙体受损情况逐渐加重；Δ＝h/50时，柱底部斜裂缝开展明显，个别箍筋屈服，试件达到最大承载力，此后试件承载力下降；Δ＝h/25时，大面积混凝土压碎剥落，填充墙破损严重，试验停止．试件GWF2中梁的破坏属于弯曲破坏，而由于刚性连接填充墙对框架柱的附加剪力的影响，柱具有剪切破坏特征，属于弯曲-剪切型破坏．

(3)试件 RWF2：水平位移 Δ＝h/1,000时，未出现可观察到的裂缝；Δ＝h/700时，梁、柱端出现裂缝，墙体砂浆层开裂；Δ＝h/300时，梁、柱裂缝继续出现和延伸，墙体砂浆层贯通成阶梯形；Δ＝h/200时，框架梁、柱纵筋屈服，屈服位置为梁柱端部，以后各加载阶段循环 3次；随着水平荷载的往复施加，试件梁端、柱端裂缝不断出现和延伸，混凝土逐渐压酥，保护层剥落，钢筋裸露，形成塑性铰，由于墙-框预留缝及填充物的有利影响，墙体受损情况比试件 GWF2减轻很多；加载至 Δ＝h/30时，试件达到最大承载力，此后试件承载力下降．直至试验结束，框架柱箍筋未屈服，且无明显斜裂缝，试件 RWF2中梁、柱的破坏属于典型弯曲破坏类型．

(4)试件 GWF3：水平位移 Δ＝h/1,000时，墙-框交界处开裂；Δ＝h/700时，墙体砂浆层开裂；Δ＝h/500时，梁端出现细微裂缝；Δ＝h/300时，柱端出现裂缝，梁纵筋屈服；Δ＝h/100时，柱底部斜裂缝开展明显，箍筋屈服；Δ＝h/70时，柱纵筋屈服，屈服位置为柱中部，以后各加载阶段循环 3次；随着水平荷载的往复施加，试件梁端、柱端裂缝不断出现和延伸，混凝土压酥，保护层剥落，钢筋裸露，形成塑性铰，墙体受损情况逐渐加重；Δ＝h/30时，试件达到最大承载力，此后试件承载力下降；Δ＝h/25时，大面积混凝土压碎剥落，填充墙破损严重，试验停止．试件GWF3中梁的破坏属于弯曲破坏，但由于刚性连接填充墙对框架柱的附加剪力的影响，柱的破坏具有明显剪切破坏特征，属于剪切-弯曲型破坏．

(5)试件 RWF3：水平位移 Δ＝h/700之前，未出现可观察到的裂缝；Δ＝h/500时，梁、柱端部出现细微裂缝；Δ＝h/300时，梁、柱裂缝延伸，墙体出现阶梯形裂缝；Δ＝h/200时，梁纵筋屈服；Δ＝h/100时，柱纵筋屈服，屈服位置为柱根部，以后各加载阶段循环3次；随着水平荷载的往复施加，试件梁端、柱端裂缝不断出现和延伸，混凝土压酥，保护层剥落，钢筋裸露，形成塑性铰，由于墙-框预留缝的影响，墙体受损情况比试件GWF3减轻很多；加载至Δ＝h/30时，试件达到最大承载力，此后试件承载力下降．直至试验结束，框架柱箍筋未屈服，且无明显斜裂缝，试件RWF3中梁、柱的破坏属于典型弯曲破坏类型．

综上可知，试件满足“强剪弱弯，强柱弱梁”的设计原则，梁端开裂及梁纵筋屈服均早于柱；刚性连接方案中，由于框架和填充墙间的顶推作用，填充墙破损严重，梁端开裂及梁纵筋屈服均早于柔性连接方案，框架柱以弯曲破坏为主，但具有剪切破坏特征；柔性连接方案中，预留缝及填充物减小了框架和填充墙间的顶推作用，填充墙破损程度减轻，梁纵筋屈服稍晚，框架梁、柱的整体工作性能更好，减小和消除了填充墙对框架柱的附加剪力的影响，避免了框架柱的剪切破坏特征．

图7 试件的最终破坏形态Fig.7 Ultimate failure modes of specimens

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

滞回曲线综合体现了结构的抗震性能，是进行结构抗震弹塑性动力分析的主要依据．本次试验各试件的滞回曲线(P-Δ曲线)如图8所示．

(1)试件 PF：试件开裂前，滞回环面积很小，荷载-位移基本呈直线变化，耗能能力很小，试件处于弹性阶段；开裂后，滞回环面积增大，曲线呈梭形，试件耗能能力增大；试件屈服后，由于纵向钢筋粘结滑移的影响，滞回环出现少许“捏缩”现象，曲线呈现弓形，滞回环面积增大，试件的耗能能力变大，残余变形增加，试件处于弹塑性阶段；达到最大承载力后，滞回环出现明显的“捏缩”现象，曲线呈现倒 S形，试件承载力下降，耗能能力降低．

(2)试件 GWF2和试件 GWF3：试件屈服前，滞回曲线及试件耗能情况同试件PF；试件屈服后，由于纵向钢筋粘结滑移及构件剪切变形的影响，滞回环出现少许“捏缩”现象，曲线呈现弓形，滞回环面积增大，试件的耗能能力增大，残余变形增加，试件处于弹塑性阶段；达到最大承载力后，滞回环出现明显的“捏缩”现象，曲线形状介于弓形和倒 S形之间，耗能能力较同阶段纯框架PF有所改善．

图8 试件的滞回曲线Fig.8 Hysteresis curves of specimens

(3)试件 RWF2和试件 RWF3：试件屈服前，滞回曲线及试件耗能情况同试件PF；试件屈服后，由于墙-框预留缝及其填充物起到了耗能作用，滞回环“捏缩”现象不明显，曲线仍以梭形为主，滞回环面积较大，试件表现出较好的耗能能力；达到最大承载力后，滞回环“捏缩”现象逐渐明显，曲线形状介于梭形和弓形之间，耗能能力较同阶段的刚性连接试件有所改善．

3.2 骨架曲线

骨架曲线能直观反映试件在水平反复荷载作用下的刚度、强度和延性等力学特征．根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ101—96)，取各加载循环中第 1个循环峰值点连成的包络线作为骨架曲线，如图 9所示．

图9 试件的骨架曲线Fig.9 Skeleton curves of specimens

骨架曲线的开裂点、屈服点、最大荷载点和破坏荷载点是骨架曲线的主要特征点．其中，开裂点指填充墙首次出现贯通裂缝时所对应的荷载和位移；屈服点指柱纵筋部分或大部分达到屈服时所对应的荷载和位移，考虑柱纵筋应变发展情况及骨架曲线形状，根据能量等效面积法综合确定；破坏荷载点取试件最大承载力出现后，随变形增加承载力下降至最大值85%时的荷载和相应变形．骨架曲线特征点实测数据见表4．

由图9和表4可得到如下结论．

(1) 柔性连接试件的开裂荷载较大，说明预留缝及填充物减小了填充墙与框架之间的顶推作用，减缓了墙体损伤的出现．

(2) 相比于试件PF，试件GWF2的最大荷载提高约48.0%，试件RWF2提高约16.4%，试件 GWF3提高约12.3%，试件RWF3提高约7.8%．说明填充墙的加入提高了框架结构的承载力，其中全墙填充且刚性连接试件的承载力提高最为显著．

(3) 相比于试件PF，试件GWF2的等效刚度提高约215.2%，试件RWF2提高约104.4%，试件GWF3提高约 66.8%，试件 RWF3提高约 55.4%．说明填充墙的加入显著提高了框架结构的刚度，其中全墙填充且刚性连接试件的刚度提高最为显著．

表4 实测试件各阶段荷载、位移和位移延性系数Tab. 4 Measured values of loads，displacements and ductility coefficients of specimens

(4) 填充墙的加入改善了结构延性，有利于罕遇地震作用时结构耗能和塑性变形要求．其中，柔性连接试件的位移延性大于刚性连接试件，全墙填充试件的位移延性大于半墙填充试件，半墙填充试件的位移延性与纯框架接近．

3.3 填充墙对框架刚度及承载力的提高作用

3.3.1 填充墙对框架刚度的提高作用

根据《建筑抗震设计规范》(GBJ11—89)及文献[18]，砌体填充墙框架等效层间侧移刚度可表达为

式中：Kefw为填充墙框架的等效层间侧移刚度，近似取结构屈服荷载和屈服位移之比；Kef为结构屈服时纯框架部分等效层间侧移刚度；Kew为结构屈服时填充墙部分等效层间侧移刚度；Kw为砌体填充墙的初始层间侧移刚度，填充墙端部设置芯柱时，应将芯柱混凝土等效成当量空心砌块砌体，按 T形截面计算截面面积和惯性矩，灌孔率约取 20%；yα为结构屈服时，考虑填充墙与框架边界条件以及填充墙参与程度的等效刚度折减系数，y1α≤ ，文献[18]给出了其计算公式；k 为反映墙-框连接方案及构造方式对填充墙参与程度的影响系数，根据试验，刚性连接时 k＝0.16，柔性连接时 k＝0.09；Ew为砌体受压弹性模量；Iw为填充墙截面惯性矩；Aw为填充墙沿水平长度方向的截面面积；Hw为填充墙的高度；n 为填充墙高宽比．

填充墙的等效层间侧移刚度试验值和计算值对比见表5．

表5 结构屈服时填充墙部分等效层间侧移刚度Tab.5 Equivalent lateral displacement stiffness of filler wall under yield load

3.3.2 填充墙对框架承载力的提高作用

砌体填充墙框架水平承载力可以表达为

式中：Pmax为填充墙框架的水平承载力；Pf为填充墙框架中纯框架部分提供的水平承载力；Pw为填充墙框架中填充墙部分提供的水平承载力．

根据试验结果进行填充墙对框架结构水平承载力的提高作用分析，并提出承载力计算公式．首先确定全墙填充、墙-框刚性连接情况时填充墙提供的水平承载力，此时应考虑墙端芯柱对承载力的提高作用；然后分别考虑填充墙填砌方式和墙-框连接方式对水平承载力的影响．根据试验数据，半墙填充试件填充墙的水平承载力为相应全墙填充试件的，柔性连接试件填充墙的水平承载力为相应刚性连接方案的．参考《砌体结构设计规范》(GB50003—2011)，4种情况下填充墙的水平承载力计算公式见式(6)～式(9)．

墙-框刚性连接，全墙填充

墙-框柔性连接，全墙填充

墙-框刚性连接，半墙填充

墙-框柔性连接，半墙填充

式中：f2为砂浆抗压强度；ζc为芯柱参与工作系数，此处取ξc＝1.45；ft为灌孔混凝土的轴心抗拉强度；Ac为芯柱截面面积；fy为芯柱钢筋的屈服强度；As为芯柱钢筋的截面面积；η为填充墙的填充比率，η=，

w

wHn为框架柱净高(见图10)．

填充墙的水平承载力试验值和计算值对比见表6．

图10 填充墙填充比率示意Fig.10 Sketch of filling ratio of filler wall

表6 填充墙部分水平承载力Tab.6 Horizontal bearing capacity of filler wall

3.4 刚度退化

各试件的刚度退化曲线见图11．

由图 11可知，试件 PF的初始刚度最小，试件GWF2的初始刚度最大，试件RWF2、GWF3、RWF3的初始刚度居中且基本相同，说明填充墙的加入提高了结构刚度，有利于正常使用和多遇地震作用下结构的变形控制．其中，全墙填充且刚性连接方案对结构刚度的提高作用最明显，柔性连接或半墙填充对结构刚度的提高作用基本相同；随着反复荷载的施加，试件刚度下降，初始刚度越大，下降越快，反之，下降减慢；试验后期，填充墙退出工作，其对刚度的影响越来越小，刚度退化随之越来越缓慢，最后各试件的刚度基本趋于一致．

图11 刚度退化曲线Fig.11 Curves of stiffness degradation

3.5 强度衰减

水平往复荷载作用下，在同一加载阶段，随着循环次数的增加，试件水平承载力下降，这种现象称为强度衰减，用荷载降低系数λi表示为

式中：Pi为某一级位移幅值下第i次循环峰值点荷载值；Pi-1为某一级位移幅值下第i－1次循环峰值点荷载值．

λi的大小反映了结构构件遭受地震作用受损后，其继续抵抗地震作用能力的降低程度．各试件λi计算结果见表7．

由表7可以看出以下5点．

(1) 位移角达到1/50之前，总体来看，纯框架的荷载降低系数最大，其次是柔性连接试件；而对于刚性连接试件，由于其初始刚度较大，且受到填充墙和框架相互作用的影响，其荷载降低系数相对偏小．

(2) 所有试件在达到框架结构的弹塑性位移角限值，即 1/50时，仍具有较大的荷载降低系数，说明结构具有一定的继续抵抗地震作用的能力．

(3) 对初始刚度较大的刚性连接试件，荷载降低系数具有以下特点：位移角较小时，刚度较大的填充墙承担了较多水平荷载，同时墙-框相互作用显著，导致墙体裂缝迅速开展，刚度和承载力很快下降，因此试件的强度退化较快；之后，填充墙裂缝的开展和延伸使得水平荷载主要由主体框架承担，因此试件的强度衰减也随之减缓，直至试件达到最大水平承载力．

(4) 对纯框架及柔性连接试件，填充墙开裂、刚度和强度退化，以及墙-框相互作用对结构强度的影响不明显，因此试件达到最大水平承载力前，具有基本稳定的荷载降低系数，且数值比刚性连接试件略大．

(5) 所有试件在达到最大水平承载力(试件GWF2为 1/50，其他为 1/30)时，其荷载降低系数都明显减小，说明此时无论填充墙还是主体框架都受损严重，强度退化明显．

表7 荷载降低系数λiTab. 7 Load decay index λi

3.6 耗能能力

耗能能力是表述结构抗震性能的重要指标，各试件在不同位移角幅值下的累积耗能如图12所示．

图12 累积耗能与位移的关系Fig.12 Relationship between cumulative energy dissipation and displacement

由图 12看出，填充墙的加入有助于提高结构的耗能能力，其中，柔性连接试件的累积耗能大于相应刚性连接试件，全墙填充试件的累积耗能大于半墙填充试件．试验结果表明柔性连接试件中预留缝及其填充物在结构耗能中发挥了重要作用．

3.7 变形性能

通过试验得到各试件变形过程不同阶段对应的层间位移角，如表8所示．由表8可知：

(1) 对刚性连接试件，墙-框交界处的开裂在加载初期即出现，全墙填充试件 GWF2，墙体初裂与墙框交界处开裂同时出现；

(2) 所有试件中梁均先于柱初裂，同时由于墙-框相互作用，填充墙框架梁柱初裂先于纯框架，刚性连接试件梁柱初裂先于柔性连接试件；

(3) 由于墙-框相互作用，刚性连接试件填充墙裂缝贯通先于柔性连接试件，全墙填充试件先于半墙填充试件；

(4) 由于墙-框相互作用，刚性连接试件屈服和达到最大荷载均早于柔性连接试件；

(5) 刚性连接方案中，填充墙砌块掉落与极限变形几乎同时发生，柔性连接方案中，砌块掉落现象不明显．

表8 试件各阶段对应的层间位移角Tab. 8 Story drifts angle corresponding to various stages of specimens

3.8 钢筋应变分析

图 13给出各试件正向加载(推)时左柱右侧纵筋的应变情况，可以看出：

图13 左柱纵筋应变Fig.13 Strain of the longitudinal bars in the left column

(1) 对于纯框架，沿框架柱高度方向的纵筋应变近似于线性变化，因试件底梁刚度远大于顶梁刚度，所以柱底纵筋应变大于柱顶纵筋应变；

(2) 对刚性连接试件，由于墙-框之间刚度效应和约束效应的影响，位于框架柱高度方向中下部的纵筋应变有突增，即沿高度方向框架柱内力变化不再均匀和连续，这种内力分布的改变将导致框架柱最不利截面的变化，当填充墙的抗剪承载力相对于框架较大时，有可能发生剪切破坏；

(3) 对采用柔性连接方案的试件 RWF2和RWF3，墙-框之间刚度效应和约束效应减弱，沿柱高度方向纵筋应变恢复均匀、连续和近似线性，最不利截面仍为柱底截面．

4 结 论

通过 5榀空心砌块填充墙框架结构的抗震性能试验研究，得到以下结论．

(1) 水平反复荷载作用下，墙-框柔性连接减小了框架与填充墙之间的相互作用，有助于结构整体工作性能的有效发挥．

(2) 填充墙的设置提高了框架结构的水平承载力．柔性连接试件水平承载力的提高程度低于刚性连接试件；半墙填充试件低于全墙填充试件；给出了框架结构中填充墙所提供水平承载力的建议计算公式，计算值与试验值吻合较好．

(3) 填充墙的设置提高了框架结构的初始刚度，其中全墙填充且刚性连接方案试件的初始刚度最大，刚度退化也最显著；柔性连接试件初始刚度的提高程度低于刚性连接试件，但刚度退化减缓，有利于结构抗震性能的改善．

(4) 给出了框架结构中填充墙所提供等效侧移刚度的建议计算公式，计算值与试验值吻合较好．

(5) 从结构滞回特性、位移延性、刚度退化、强度衰减和耗能能力等几方面来衡量，柔性连接方案明显优于刚性连接方案，有效改善了填充墙框架结构的抗震性能．

(6) 从结构变形性能指标上，柔性连接方案中主体框架和填充墙损伤的出现都晚于刚性连接方案，达到极限变形时，墙充墙破损程度也远远低于刚性连接方案．

(7) 半墙填充试件的耗能能力及位移延性相比于纯框架改善并不明显，而采用刚性连接且填充墙与框架受剪承载力比值较大时，还可能发生剪切破坏，因此工程中应尽量避免使用，或采取有效措施加以改善，如采用墙-框柔性连接方案．

(8) 柔性连接方案有利于工程结构抗震，但由于施工复杂目前没有得到推广应用．今后在试验研究和理论分析的基础上，更应致力于柔性连接施工技术、配套填充砌块、预留缝及填充材料、填充技术等的研究，以推动墙-框柔性连接的工程应用进程．

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(责任编辑：樊素英)

Experiment on Seismic Behavior of Flexible Connection Masonry Infilled Frame Structure

Zhou Xiaojie1,2，Li Zhongxian1，Xu Dandan2，Jiang Xuliang2
(1. Key Laboratory of Coast Civil Structure and Safety of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. School of Civil Engineering，Tianjin Chengjian University，Tianjin 300384，China)

In order to study the failure mechanism and seismic behavior of hollow block masonry infilled framework with flexible and rigid connection between infilled wall and frame，or with all-height and half-height infilled wall，the low-cyclic reversed loading test of 5 RC infilled frames was conducted. Meanwhile，an analysis was made of hysteresis character，bearing capacity，displacement ductility，stiffness degradation，strength retrogression，energy dissipation and deformation index of structure. The results show that flexible connection specimens have lower bearing capacity than rigid connection specimens，but the other performance indexes are better. As a result，flexible connection scheme can reduce interaction between infilled wall and frame，thus improve the seismic performance of infilled frame structure.

hollow block masonry infilled frame structure；low-cyclic reversed loading test；rigid connection；flexible connection；seismic behavior

TU317+.1；TU375.4

A

0493-2137(2015)02-0155-12

10.11784/tdxbz201410041

2014-10-16；

2014-11-17.

国家重点基础研究发展计划(973计划)资助项目(2011CB013603)；天津市科技支撑计划重点资助项目(12ZCZDSF00500)．

周晓洁（1972— ），女，博士研究生，副教授，zhouxj88888@126.com.

李忠献，zxli@tju.edu.cn.