基于滑楔連接的新型填充墻設(shè)計與抗震性能數(shù)值模擬

王卓鑫，熊立紅，張世亮

（中國地震局工程力學(xué)研究所，中國地震局地震工程與工程振動重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150080）

引言

作為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件，填充墻在地震中對結(jié)構(gòu)的影響通常不被設(shè)計者考慮，但在廣泛的震害調(diào)查和試驗研究中發(fā)現(xiàn)，填充墻對結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)與局部破壞都有不可忽視的作用。填充墻的存在顯著增加了框架平面內(nèi)抗側(cè)剛度，在一定情形下，可以對結(jié)構(gòu)抗側(cè)能力起到增強作用，但其相互作用同時也在地震中產(chǎn)生許多不利影響：（1）框架層間剛度增加改變了結(jié)構(gòu)周期和地震響應(yīng)，使結(jié)構(gòu)易產(chǎn)生薄弱層與扭轉(zhuǎn)破壞［1-2］；（2）墻框接觸造成的框架柱損傷。如填充墻豎向布置不均勻產(chǎn)生短柱效應(yīng)［3］、墻柱相互擠壓發(fā)生柱端剪切破壞（column shear failure）［4］、填充墻與頂梁頂緊形成強梁弱柱［5］等；（3）因框架與填充墻彈性位移角限值不同，填充墻在小震下容易產(chǎn)生不利開裂，造成經(jīng)濟損失并可能產(chǎn)生平面外破壞［6］。

針對這些問題，填充墻與周圍框架作為相互作用的系統(tǒng)（一般稱為“填充墻框架結(jié)構(gòu)”，或簡稱“框填結(jié)構(gòu)（infilled frame）”）從20世紀(jì)50年代起開始被廣泛研究，往后幾十年中，研究方向主要集中在框填結(jié)構(gòu)平面內(nèi)力學(xué)性能試驗［7-10］、簡化模型提出與改進［11-13］以及填充墻加固［14-15］等領(lǐng)域。近年來，隨著基于性能設(shè)計理念的推廣，研究者開始提出“工程填充墻（engineered infilled）［16］”的概念，即通過對墻框接觸關(guān)系進行設(shè)計，避免兩者因不良相互作用產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)破壞，并在設(shè)計地震下獲得明確的結(jié)構(gòu)承載力與延性指標(biāo)。在這種理念指導(dǎo)下，國內(nèi)外學(xué)者提出眾多填充墻設(shè)計方案，包括阻尼填充墻［17-18］、搖擺填充墻［19-20］、柔性連接填充墻等［21-25］。柔性連接填充墻（以下簡稱“柔性連接”）通過墻框脫開一定距離，在采用可靠連接措施保證填充墻平面外穩(wěn)定的同時，避免墻框發(fā)生不利接觸，從而減輕框架與填充墻損傷并提高結(jié)構(gòu)延性。Markulak等［21］通過將低強度砌塊砌于填充墻邊緣，使其在一定層間位移角下開裂實現(xiàn)墻框脫開，但作者并未論述其平面外穩(wěn)定保證措施；Wu 等［22］將填充墻和搖擺柱結(jié)合，形成“搖擺填充墻”體系，并采用柔性連接填充墻配合結(jié)構(gòu)損傷控制機制，作者設(shè)計3層足尺試件進行了低周往復(fù)試驗，結(jié)果表明這種體系使得結(jié)構(gòu)豎向?qū)娱g位移角更加均衡，減輕了薄弱層效應(yīng)與墻框局部破壞。Peng等［23］對柔性連接及剛性連接填充墻框架進行平面內(nèi)低周往復(fù)試驗，結(jié)果表明柔性連接在大變形下較剛性連接有更好的耗能能力。熊立紅等［24］提出一種采用纖維格柵拉結(jié)的柔性連接填充墻，并對其進行了平面內(nèi)低周往復(fù)試驗，結(jié)果表明這種連接方式顯著降低了墻框相互作用程度。Marinkovic 等［25］針對墻框脫開后平面外承載力不足的問題，提出新型柔性連接體系（innovative decoupled infill system），通過在墻框間裝設(shè)與柱端插銷靠接的U 型橡膠墊，減少墻框面內(nèi)接觸并實現(xiàn)面外穩(wěn)定。

和具有較強鋼筋錨固和拱效應(yīng)的剛性連接相比，由于柔性連接墻框脫開，其平面外抗震性能在理論和試驗層面仍不成熟。此外，填充墻平面內(nèi)損傷對出平面承載力的減弱作用已有較多研究，但目前鮮有改善填充墻耦合性能的設(shè)計方案。針對這些問題，文中提出一種基于滑楔連接的柔性填充墻，建立滑楔連接與剛性連接精細有限元模型并進行了平面內(nèi)低周往復(fù)、單向推覆及平面內(nèi)外耦合模擬試驗，對兩者在初始剛度、延性、耦合性能和墻框損傷等方面進行了對比討論。

1 滑楔連接設(shè)計方案

1.1 構(gòu)造形式與受力機理

滑楔連接填充墻（以下簡稱“滑楔連接”）包含滑楔連接件、填充墻及框架主體，裝配示意圖如圖1 所示。其中滑楔連接件由滑楔節(jié)點（圖1右上）與肋型拉結(jié)件（圖1左下）構(gòu)成。滑楔節(jié)點包括滑槽、滑塊和節(jié)點板；肋型拉結(jié)件由數(shù)對腹板相對的T型鋼及連接板組成。

圖1 滑楔連接示意圖Fig.1 Schematic diagram of sliding connection

滑楔連接件與砌塊組合簡圖如圖2（a）所示，其中T 型鋼一端與滑楔節(jié)點中的節(jié)點板相連，另一端與連接板綁定（均用螺栓連接），通過將T型鋼放置在填充墻灰縫中代替拉結(jié)筋，將填充墻面外地震荷載以剪力的形式傳遞至滑楔節(jié)點，滑楔連接平面外受力原理簡圖如圖2（b）所示。根據(jù)墻跨度不同，兩端T型鋼可以沿墻縱向向中部增加，但不需要在中部相連，因此稱作“肋型拉結(jié)件”。和傳統(tǒng)拉結(jié)筋相比，T 型鋼腹板與翼緣均較薄（文中模擬分別采用2 mm與1 mm），能夠滿足蒸壓加氣混凝土砌塊等新型輕砌塊的薄灰縫施工要求［32］，且不影響墻面抹灰。

圖2 滑楔連接組合形式與受力機理Fig.2 Combination form and mechanism of sliding connection

滑楔節(jié)點構(gòu)造如圖3（a）所示，其中滑槽與框架柱通過膨脹螺絲固連，節(jié)點板位于填充墻端部（不需要與砌塊固連，但螺栓額外突出的位置需打孔），節(jié)點板上的限位塊一側(cè)開槽，將滑塊一端插入作為轉(zhuǎn)軸，另一端插入滑槽作為滑動端。滑楔節(jié)點受力機理如圖3（b）所示。在平面內(nèi)，滑塊底端繞限位塊轉(zhuǎn)動，頂端沿滑槽滑動，形成機動體系；在平面外，滑塊運動被滑槽與節(jié)點板限制，可以等效為兩端剛接的豎桿剪切模型。由于此節(jié)點沿平面正交方向具有相異的剛度，文中稱其為“滑楔節(jié)點”。

圖3 滑楔節(jié)點構(gòu)造與受力機理Fig.3 Structure and mechanism of connection joint

1.2 滑楔節(jié)點抗剪強度數(shù)值分析

為了評估滑楔節(jié)點平面外抗剪承載力，采用ABAQUS/standard 建立有限元模型進行平面外抗剪試驗，滑楔節(jié)點尺寸同圖3（a）。單元采用8 節(jié)點等參減縮積分單元C3D8R，鋼材選用Q345 型鋼，材料參數(shù)采用文獻［26］進行的鋼板拉伸試驗數(shù)據(jù)，材料參數(shù)如表1所示，本構(gòu)采用二折線彈塑性模型。各接觸面采用基于面接觸的無摩擦有限滑動（finite sliding）接觸［27］，將滑槽背部自由度耦合（Coupling in ABAQUS）于參考點（Reference Point in ABAQUS）并將其固定，通過輸出參考點反力獲得節(jié)點剪力，并對節(jié)點板一側(cè)進行平面外位移加載（如圖3（b）右上所示），為了后續(xù)簡化建模，同時建立節(jié)點板限位塊無插槽的滑楔節(jié)點模型作為對比。兩模型節(jié)點板位移—節(jié)點剪力曲線如圖4所示。由圖可得，滑楔節(jié)點具有較大的剛度和承載力，能夠滿足填充墻連接節(jié)點剪力承載要求；此外兩模型具有相近的力-位移曲線，表明插槽不會造成明顯的局部薄弱，可以在后續(xù)建模中予以簡化。

圖4 滑楔節(jié)點平面外位移-剪力曲線Fig.4 Out of plane displacement-shear force curve of connection joint

表1 鋼材參數(shù)Table 1 Steel material parameters

2 有限元模型建立

采用ABAQUS/standard建立滑楔連接與剛性連接有限元模型，并隨后進行平面內(nèi)低周往復(fù)、平面內(nèi)單向推覆與平面內(nèi)外耦合模擬試驗，對比兩者在初始剛度、承載力、延性、墻框局部損傷和耦合性能等方面的區(qū)別。

2.1 模型參數(shù)

框架與填充墻參數(shù)參考文獻［24］設(shè)計的柔性連接框填結(jié)構(gòu)1∶2 縮尺模型，混凝土框架幾何尺寸及配筋如圖5。混凝土設(shè)計強度等級為C30，縱向受力鋼筋與箍筋強度等級分別為HRB400與HPB300，保護層厚度25 mm，鋼筋材料參數(shù)如表1 所示，填充墻采用蒸壓加氣混凝土（ALC）砌塊，強度等級為A3.5，混凝土及砌塊材料參數(shù)如表2所示。填充墻厚度90 mm、高寬比0.63、高厚比17.3。考慮到填充墻砌筑采用高強度砂漿，且在試驗中未出現(xiàn)因灰縫抗剪強度不足的局部開裂，在模擬中對填充墻采用整體式建模［28］，以在獲得足夠模擬精度的前提下提高計算效率。

圖5 框架尺寸及配筋Fig.5 Size and reinforcement information of frame

表2 混凝土及砌塊材料參數(shù)Table 2 Material parameters of concrete and masonry

滑楔連接模型示意圖如圖6所示，其中墻與周圍框架脫開20 mm，沿墻高等間距設(shè)置4組滑楔連接件，并忽略填充墻與底梁的砂漿粘結(jié)，使填充墻可產(chǎn)生平面內(nèi)滑動，這種做法一方面符合墻與底梁間砂漿在平面內(nèi)加載早期受剪開裂的現(xiàn)象［29-30］，另一方面，填充墻與底梁的相對滑動有利于其在地震中釋放底部彎矩，保護墻體不至過早破壞，符合韌性設(shè)計理念。剛性連接模型示意圖如圖7 所示，其中墻與周圍框架頂緊（亦不考慮墻與周圍框架的砂漿粘結(jié)作用），配筋參考《規(guī)范》［31］沿墻高采用2φ6@500，鋼筋強度等級HPB300，此外，由于蒸壓混凝土砌塊砌筑宜采用薄灰縫，這種設(shè)計僅用于文中對比研究。

圖6 滑楔連接數(shù)值模型示意圖Fig.6 Illustration of sliding connection numerical model

圖7 剛性連接數(shù)值模型示意圖Fig.7 Illustration of rigid connection numerical model

2.2 單元選取與相互作用

混凝土與砌體采用八節(jié)點減縮積分單元C3D8R，這種單元能在網(wǎng)格扭曲的情況下保持較好的計算精度，且具有較高的計算速度與收斂性；鋼筋采用三維線性桁架單元T3D2，這種單元可以較好地模擬鋼筋軸向受力；為了提高計算效率，采用多尺度建模方法［33］建立滑楔連接件，其中滑楔節(jié)點采用實體單元C3D8R，肋型拉結(jié)件采用四節(jié)點縮減積分殼單元S4R，這種單元性能穩(wěn)定，具有廣泛的適用范圍。

在相互作用方面，通過ABAQUS中殼體-實心體約束（Shell-to-Solid Coupling in ABAQUS），將殼單元邊界節(jié)點的運動與實體單元邊界表面的運動進行關(guān)聯(lián)；采用ABAQUS 中的embed 方法將鋼筋桿單元與肋型拉結(jié)件殼單元分別嵌入混凝土與墻實體單元，不考慮鋼筋在混凝土中的滑移及肋形拉結(jié)件與墻的相對移動。

單元接觸均采用基于面接觸的無摩擦有限滑動接觸，并采用ABAQUS 中的Hinge 連接器實現(xiàn)連接件中滑塊與節(jié)點板的鉸接（如圖8 所示），Hinge 連接器可以限制除以兩參考點連線為軸轉(zhuǎn)動以外的運動自由度；對于平面內(nèi)模擬模型，不考慮滑楔連接連接件的作用，這種簡化方式符合滑楔連接平面內(nèi)近似脫開的特點；對于平面外模擬模型，對填充墻與框架、滑楔節(jié)點各接觸面設(shè)置接觸，為了增強收斂性，不考慮滑楔節(jié)點中滑槽和填充墻的接觸。此外為了獲得結(jié)構(gòu)平面外反力，通過將框架底部自由度耦合（Coupling in ABAQUS）于參考點（Reference Point in ABAQUS）輸出底部剪力（如圖9所示）。

圖8 Hinge 連接器Fig.8 Hinge connector

圖9 填充墻框架結(jié)構(gòu)輸出底部剪力Fig.9 Output method of bottom shear from infilled frame

2.3 材料本構(gòu)

混凝土與填充墻損傷模型采用采用ABAQUS 提供的塑性損傷模型（CDP 模型），混凝土損傷模型參數(shù)如表3所示，此模型引入了塑性損傷因子對混凝土彈性剛度矩陣進行折減，能夠較好地模擬混凝土在壓縮和拉伸過程中的彈性剛度退化。混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用《規(guī)范》［32］提出的方程，蒸壓加氣混凝土砌塊本構(gòu)關(guān)系采用文獻［34］提出的方程，混凝土與砌體單軸應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖10、圖11 所示。鋼筋及滑楔連接件本構(gòu)同1.2節(jié)。

表3 混凝土損傷模型參數(shù)Table 3 Parameters of CDP model

圖10 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.10 Stress-strain curve of concrete

圖11 砌體應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.11 Stress-strain curve of masonry

2.4 加載方案

在各模擬試驗中，均首先對框架柱施加0.3倍軸壓比的豎向軸壓模擬上層傳遞荷載。

平面內(nèi)低周往復(fù)模擬采用位移控制加載，加載制度如圖12 所示。為了使加載面受力均勻，將梁端面耦合于參考點，并采用ABAQUS 多點約束（MPC constraint in ABAQUS）中的pin約束對參考點進行位移關(guān)聯(lián)，實現(xiàn)單點控制下的低周往復(fù)運動。在平面內(nèi)推覆模擬中，采用同方法在梁端進行單向位移控制加載。

圖12 平面內(nèi)低周往復(fù)模擬加載制度Fig.12 In-plane numerical test protocol

在平面內(nèi)外耦合模擬中，首先使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生面內(nèi)位移，維持位移不變下對墻面施加平面外均布壓強，以研究平面內(nèi)損傷對填充墻面外性能的影響，加載制度示意圖及加載值分別如圖13、表4 所示，其中平面內(nèi)位移與平面外均布壓強的施加均采用線性增大的方式。

圖13 平面內(nèi)外耦合加載制度示意圖Fig.13 IOC numerical test protocol

表4 內(nèi)外耦合模擬加載值Table 4 Loading values of IOC numerical test

2.5 模型驗證

對文獻［24］進行的單框架試件KKJ 與柔性連接試件WI-2 平面內(nèi)低周往復(fù)試驗進行模擬（如圖14 所示）。由于未考慮鋼筋與混凝土的粘結(jié)滑移效應(yīng)，模型模擬滯回曲線捏縮效果弱于試驗；對于WI-2 數(shù)值模型，由于未考慮填充墻與底梁的砂漿粘結(jié)及墻框之間的局部連接，加載前期承載力小于試驗，后期由于墻框接觸，承載力出現(xiàn)上升。由模擬結(jié)果可知，采用的建模方法與參數(shù)選取具有可行性。

圖14 模型驗證Fig.14 Model validation

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 平面內(nèi)模擬

3.1.1 低周往復(fù)與單向推覆模擬

2種連接方式下滯回曲線及推覆曲線分別如圖15、圖16所示。從兩圖可以看出：（1）剛性連接較滑楔連接有更高的初始剛度和極限承載力，滯回環(huán)面積也更加飽滿，這與滿砌填充墻充分參與結(jié)構(gòu)受力的特點相符；（2）和滑楔連接相比，剛性連接強度衰減與剛度退化均較快，表明填充墻與框架退化程度不一致，前者破壞較早；（3）在推覆曲線中，滑楔連接承載力出現(xiàn)兩次上升，表明墻柱脫開一定程度上推遲了填充墻參與結(jié)構(gòu)受力，延長了極限位移，使得結(jié)構(gòu)具有更高延性。

圖15 滯回曲線Fig.15 Hysteresis curve

圖16 推覆曲線Fig.16 Pushover curve

3.1.2 剛性連接墻框局部損傷情況

為了評估剛性連接在推覆過程中的局部破壞情況，采用受拉損傷系數(shù)（DAMAGET in ABAQUS）與受壓損傷系數(shù)（DAMAGEC in ABAQUS）判定混凝土及砌體單元損傷程度，受拉（壓）損傷系數(shù)根據(jù)混凝土塑性損傷模型中輸入的損傷因子判定單元損傷率，能夠近似作為混凝土與砌體發(fā)生塑性破壞的標(biāo)志［35］。為了表征墻框局部破壞，沿損傷主方向提取多個典型單元積分點受拉（壓）損傷系數(shù)進行平均，獲得受拉（壓）損傷系數(shù)平均值DTA（DCA），其中輸出填充墻對角及框架柱角部受壓損傷系數(shù)平均值DCA—層間位移曲線（如圖17所示），用以反映填充墻對角受壓破壞與框架柱角受剪破壞程度；輸出填充墻邊緣局部受拉損傷系數(shù)平均值DTA—層間位移曲線（如圖18所示），用以反映填充墻與鋼筋連接處局部破壞程度。

圖17 填充墻對角及框架柱角部受壓損傷系數(shù)平均值DCA-層間位移曲線Fig.17 DCA of infilled diagonal and of column corner-story drift ratio curve

圖18 填充墻邊緣局部受拉損傷系數(shù)平均值DTA-層間位移曲線Fig.18 DTA of infilled wall edge-story drift ratio curve

從圖17 可得，剛性連接填充墻受力呈現(xiàn)典型的對角受壓形式，填充墻對角受壓損傷率與框架柱角部剪切損傷率均在1.6%（25 mm）后超過50%，表明剛性連接容易引起框架柱端部剪切破壞與填充墻對角開裂破壞；從圖18可得，填充墻邊緣與鋼筋拉結(jié)處在較小面內(nèi)位移下產(chǎn)生較大局部受拉破壞，表明此處產(chǎn)生了應(yīng)力集中，容易使填充墻產(chǎn)生從邊緣向中部發(fā)展的裂縫，使得墻筋脫開，造成面外失穩(wěn)［36］。

3.2 平面內(nèi)外耦合模擬

3.2.1 具有平面內(nèi)位移的面外承載力退化

填充墻平面外荷載—墻中點位移曲線（上升段）如圖19所示，耦合性能模擬結(jié)果如表5所示。

圖19 填充墻平面外力-墻中點位移曲線（上升段）Fig.19 Out-of-plane force-middle displacement of infilled wall curve（ascending part）

表5 耦合性能模擬結(jié)果Table 5 IOC performance simulation results

由圖表可得：（1）各模型在經(jīng)歷耦合加載后均出現(xiàn)不同程度的面外承載力及退化現(xiàn)象；（2）未施加面內(nèi)作用下，剛性連接承載力高于滑楔連接，兩者差距隨著面內(nèi)變形的增加減小；（3）耦合加載下，滑楔連接具有較剛性連接更高的初始剛度。

將經(jīng)歷面內(nèi)損傷的砌體填充墻面外承載力與完好填充墻面外承載力比值定義為面外承載力折減系數(shù)r，并用墻體經(jīng)歷的最大層間位移角RIP表征填充墻面內(nèi)損傷程度［37］。Ricci等［38］提出針對80 mm 厚空心黏土磚墻的折減系數(shù)r與面內(nèi)損傷RIP關(guān)系經(jīng)驗公式：

Qu等［37］提出考慮填充墻厚高比和高寬比的一般性填充墻三維空間“r-RIP-墻體形狀參數(shù)”關(guān)系式：

式中：lw、hw、tw分別為填充墻長、高度與厚度；S為墻對角線長度。

將試件r與相應(yīng)RIP繪于圖20，并與Ricci公式（1）及Qu公式（2）比較，可得剛性連接RIP-r關(guān)系與Qu公式符合良好，表明填充墻厚度也是剛性填充墻RIP-r關(guān)系影響因素之一。此外，和剛性連接相比，滑楔連接在相同RIP下具有更高的面外承載力折減系數(shù)值，表明滑楔連接改善了具有面內(nèi)位移下的框填結(jié)構(gòu)面外承載能力。

圖20 面外承載力折減系數(shù)r與墻體經(jīng)歷的最大層間位移角RIP關(guān)系Fig.20 Relationship between out-of-plane bearing capacity reduction factor r and the maximum story drift angle RIP

3.2.2 抗震性能

為了評估兩種連接方式下填充墻平面外抗震性能，采用文獻［38］提出的基于等效側(cè)力法的填充墻平面外地震作用公式進行驗算，相關(guān)公式為：

式中：F為沿面外試件與填充墻重心處的水平地震作用標(biāo)準(zhǔn)值；G為填充墻重力；αmax為水平地震影響系數(shù)最大值；ζ1為狀態(tài)系數(shù)；ζ2為位置系數(shù)；μ為填充墻類別系數(shù)。

為便于工程應(yīng)用，文獻［38］給出了填充墻面外水平地震作用計算系數(shù)φ參考表。文中選用丙類建筑頂層圍護墻相關(guān)系數(shù)進行驗算，記2 種連接方式下試件等效加速度與重力加速度的比值aoop/g為φoop，φoop與各地震強度下φ的比值列于表6。由表可得，各試件均能滿足多遇9度及罕遇8度的設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)。

表6 φoop/φTable 6 φoop/φ

3.2.3 填充墻整體損傷

為了評估2種連接方式下填充墻整體損傷情況，取罕遇8度地震對應(yīng)等效平面外荷載下試件R2（RIP=0.97）與F2（RIP=1.62）進行討論。由式（5）可得：

其中，罕遇8度下填充墻面外水平地震作用計算系數(shù)φVIII=3.6（表5），填充墻重力G取2.05 kN，可得=7.38 kN，為便于后續(xù)對比，此處取8 kN。

由表5可得，試件R2與F2的面外承載力分別為10.15 kN 與8.44 kN，均大于，本節(jié)即分析2種連接方式下耦合加載平面外加載值達到時填充墻整體損傷情況對比。

將填充墻受拉（壓）損傷云圖中產(chǎn)生損傷的單元面積與墻體總面積的比值定義為墻體破壞率D（w不考慮單元沿填充墻厚度數(shù)值變化），將Dw與損傷單元受拉（壓）損傷系數(shù)平均值DTA（DCA）的乘積定義為填充墻整體受拉（壓）損傷率Hw（THwC），相關(guān)公式為：

采用HTw（HCw）評估模型R2與F2填充墻在耦合加載過程中整體破壞程度，HTw（HCw）隨耦合加載上升關(guān)系如圖21所示。此外需要指出，由于無法反映墻體局部損傷，HTw（HCw）不能單獨用作填充墻破壞程度的標(biāo)志，而適合作為不同填充墻模型整體損傷對比的參考值。

圖21 填充墻整體受拉（壓）損傷率隨耦合加載變化關(guān)系Fig.21 Relationship between and IOC loading

從圖21可以看出：（1）對于R2，填充墻受拉及受壓損傷程度均在平面內(nèi)加載過程中大幅升高，其中受拉損傷在平面內(nèi)加載中達到了98%，表明墻框平面內(nèi)相互作用是填充墻破壞的主要因素之一；（2）F2具有遠小于R2 的受拉損傷率，并且損傷出現(xiàn)在平面外加載過程，此外F2 未出現(xiàn)明顯受壓損傷，表明柔性連接有效避免了墻框接觸及其平面內(nèi)相互作用。

4 結(jié)論

提出一種采用滑楔連接件的新型填充墻，分析了滑楔連接件受力機理，建立相應(yīng)有限元模型進行了平面內(nèi)及內(nèi)外耦合性能模擬，與剛性連接填充墻模型在平面內(nèi)性能、平面內(nèi)外耦合性能及墻框損傷等方面進行了對比。得到以下結(jié)論：

（1）滑楔連接平面內(nèi)初始剛度與承載力小于剛性連接，延性高于剛性連接；由于墻框面內(nèi)相互作用程度高，剛性連接易發(fā)生不利的局部損傷。

（2）未經(jīng)歷平面內(nèi)損傷下，剛性連接具有較高的平面外承載力，在平面內(nèi)外耦合作用下，其面外承載力退化較快；與之相比，滑楔連接的面外承載力隨面內(nèi)位移衰減率更為緩和。

（3）2種連接方式下的設(shè)計模型均能滿足8度罕遇地震下面外承載力要求，在此地震水平下，滑楔連接具有較剛性連接更低的填充墻整體損傷水平，表明柔性連接減輕了由墻框接觸造成的填充墻損傷。