鄧世斌， 吳 靖， 羅 璐， 畢 瓊， 雷 雨， 張 瀑， 吳 勇， 王 鵬

(1 中國建筑西南設計研究院有限公司，成都 610041；2 四川省土木建筑學會，成都 610041；3 西華大學建筑與土木工程學院，成都 610041；4 四川仁銘住宅工業(yè)技術有限公司，宜賓 644000)

0 前言

近年來我國裝配式建筑技術迅速發(fā)展，相關理論及試驗[1-2]取得了一系列成果，國家、行業(yè)和地方標準、圖集相繼出臺，初步形成了具有我國特色的裝配式建筑技術體系。但新標準[3-4]實施以來，國內裝配式建筑經歷實際地震震害極少，缺乏實際地震震害經驗研究[5-8]。

2019年6月17日四川省宜賓市長寧縣發(fā)生6.0級地震，為及時了解震區(qū)裝配式建筑的震害情況，保障人民生命財產安全，2019年6月20日，四川省住房和城鄉(xiāng)建設廳組織了裝配式建筑專項震害調查，本文將對調查結果進行論述。

1 地震概況

據中國地震臺網測定，本次地震發(fā)生于2019年6月17日22時55分，地點為四川省宜賓市長寧縣(北緯28.34°，東經104.90°)，震級6.0級，震源深度16km。震源機制解結果顯示為走滑型地震。

宜賓市內的地震觀測臺站中，51YBT觀測臺站(北緯28.71°，東經104.57°)距離震區(qū)本文調查的裝配式建筑最近。根據四川省地震局提供的本次強震數據，51YBT觀測臺站記錄的地面運動加速度見圖1～3。南北向地震動峰值加速度為59.0cm/s2，東西向55.5cm/s2，豎向24.9cm/s2；地震波有效持續(xù)時間28s。地震波反應譜曲線見圖4。由圖可知，在0.1～0.40s周期段，東西、南北向地震影響系數為0.08～0.32，大于《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)[9](簡稱抗規(guī))7度(0.1g)小震地震影響系數0.08，其余周期段地震影響系數均小于0.08。

圖1 東西向地面運動加速度曲線

圖2 南北向地面運動加速度曲線

圖3 豎向地面運動加速度曲線

圖4 51YBT觀測臺站地震波反應譜曲線

2 震區(qū)裝配式建筑概況

本次調查的裝配式建筑位于宜賓市敘州區(qū)，金沙江以北，距離震中約50km，距51YBT觀測臺站1～11km。抗震設防烈度為7度(0.10g)，設計地震分組為第二組，建筑場地類別為Ⅱ類，特征周期為0.40s，多遇地震設計水平地震影響系數最大值為0.08，建筑抗震設防類別均為標準設防類。裝配式建筑項目、震中和51YBT觀測臺站位置見圖5，裝配式項目基本信息見表1。

裝配式項目基本信息 表1

圖5 裝配式建筑、震中和51YBT觀測臺站分布示意圖

3 裝配式建筑震害情況

根據地震烈度分布，本次調查的裝配式建筑所在區(qū)域地震烈度接近6度。調查組對項目一～四樓面、屋面、內墻面、外墻面和樓梯間等區(qū)域進行全面排查，對項目五和項目六的低、中、高區(qū)樓層分別進行了抽查。調查結果如下。

項目一第2層和第3層外墻右上角室內一側發(fā)現細微斜裂縫，見圖6、圖7，該裂縫在地震后產生。該墻體內側建筑做法為：預制墻板、6mm厚水泥砂漿墊層、粘結層、40mm厚保溫砂漿、玻纖網、水泥砂漿層、膩子、防潮底漆一道、乳膠漆。表面裂縫寬度約為0.2～0.6mm，長度均約300mm，僅在內側保溫砂漿內開展，主體結構未見裂縫，該墻板結構構造見圖8；其余部位未發(fā)現因本次地震而產生的裂縫。項目二～四室內面層未發(fā)現開裂脫落，柱腳、梁柱節(jié)點、主次梁節(jié)點、樓板、樓梯表面未發(fā)現裂縫。項目五樓板面、樓板底、墻面、墻角、樓梯間和外墻墻面等部位均未發(fā)現裂縫或飾面脫落情況；在建的項目六已施工樓層的疊合板、樓梯和剪力墻均未發(fā)現結構裂縫，施工未受地震影響。

圖6 項目一外墻面窗角裂縫

圖7 項目一外墻面窗頂裂縫

圖8 外墻板A立面示意圖

根據現場調查情況，該6個裝配式項目在地震作用下主體結構完好，項目三、項目六預制構件之間的連接部位未發(fā)現受損現象，其余項目連接部位因建筑面層覆蓋結構部分不可見，但建筑面層未見受損現象；除項目一有兩片隔墻保溫砂漿輕微開裂外，項目一其余部位和項目二至六隔墻均未發(fā)現因地震作用開裂脫落等破壞現象。

4 項目一、項目二抗震分析

項目一、項目二承重結構構件均預制，裝配率高。為進一步研究其在本次地震作用下的抗震性能，筆者對這兩個項目進行了補充計算分析。

4.1 項目概況

項目一為4層裝配整體式混凝土剪力墻結構，標準層結構平面圖見圖9，項目其余基本信息見表1。預制剪力墻采用灌漿套筒連接，疊合板之間采用整體式接縫，外圍護墻和內隔墻(衛(wèi)生間隔墻采用實心磚)采用PC非承重墻板，每間隔1～2m用1個灌漿套筒連接上下墻板的縱筋。內外預制墻板間豎向接縫構造見圖10。

圖9 項目一標準層結構平面示意圖

圖10 項目一預制墻板連接節(jié)點

項目二為3層裝配整體式混凝土框架結構，標準層結構平面見圖11，項目其余基本信息見表1。上下層預制柱縱筋采用灌漿套筒連接，疊合板之間采用整體式接縫，外圍護墻和內隔墻(衛(wèi)生間廚房少量墻體采用實心磚)采用PC非承重墻板，墻板和疊合梁分別預制，PC墻板與梁、柱和相鄰墻板連接構造見圖12。

圖11 項目二標準層結構平面圖

圖12 項目二墻板和梁柱連接節(jié)點圖

在裝配式建筑中，PC墻板用于圍護墻可提高一體化程度，簡化施工，提高效率和質量。但由于其自身剛度大，和主體結構采用不同的連接方式會對整體剛度和耗能機制產生不同的影響。結構設計時，通常可根據其連接方式選擇完全考慮、部分考慮和不考慮其剛度影響。

4.2 計算模型

為了考慮PC非承重墻板對主體結構的影響，根據墻板與主體結構的連接方式，采用PKPM-SATWE和SAP2000軟件對項目一和項目二進行分析。對項目一、項目二分別建立3個模型，見表2。模型M1，N1——PC非承重墻板僅考慮為線荷載，計算地震作用時對其自振周期進行折減，折減系數分別取0.7和0.6；模型M2，N2——PC非承重墻板按殼單元考慮，不考慮接縫處影響；模型M3，N3——相對模型M2，N2，項目一PC非承重墻板底部“設縫”(上下層殼單元間共用的節(jié)點“斷開連接”)；項目二在其頂部和底部均“設縫”。

模型整體分析 表2

4.3 地震波的選取和輸入

兩棟建筑相鄰平行并排，建筑主軸(X”向)與東西向夾角64°。51YBT觀測臺站和項目一、項目二連線到震中距離相同，場地類別相同。51YBT觀測臺站和震中連線與項目一、項目二和震中連線間夾角為13°,見圖13。

圖13 研究對象與站點(51YBT)方位示意圖

將51YBT觀測臺站記錄的地震波矢量分解，得出的項目一、項目二X”向、Y”向地震動加速度值分別為：

(1)

式中：x，y為觀測臺站記錄的東西向、南北向地震動加速度；x”，y”為項目一、項目二在X”向和Y”向地震動加速度。

按式(1)得到項目一、項目二主軸上地震動(簡稱6-17wave)，其峰值加速度分量分別為：X”向39.0 cm/s2，Y”向69.0 cm/s2，Z向24.9 cm/s2，有效持時為30s，時間間隔為0.005s。

4.4 模態(tài)分析

項目一結構自振周期見表3。根據計算結果可知：1)SATWE和SAP2000模型前3階自振周期相差10%以內。2)模型M1～M3自振周期均小于場地特征周期0.4s。3)模型M1第一周期為Y向平動，模型M2，M3第一周期為X向平動，PC非承重墻板對結構整體剛度影響明顯。4)X向平動周期之比：模型M2/模型M1約為0.5，模型M3/模型M1約為0.5；Y向平動周期之比：模型M2/模型M1約為0.4，M3/M1約為0.4。5)模型M2，M3前3階自振周期相差6%以內，說明在PC非承重墻板底面“設縫”對其自振周期影響較小。

項目一結構自振周期/s 表3

項目二結構自振周期見表4。根據計算結果可知：1)SATWE和SAP2000模型前3階自振周期相差10%以內。2)模型N2，N3自振周期均小于場地特征周期0.4s，模型N1前3階自振周期大于0.4s。3)X向平動周期之比：模型N2/模型N1為0.4，模型N3/模型N1為0.5；Y向平動周期之比：模型N2/模型N1、模型N3/模型N1為0.3。模型N2，N3第二周期為扭轉周期。PC非承重墻板對結構整體剛度影響明顯。4)模型N3與模型N2第一周期之比為1.3，PC非承重墻頂面和底面“設縫”后周期增大0.07s(約30%)。

項目二結構自振周期/s 表4

4.5 彈性分析

在6-17wave作用下對模型M1～M3及模型N1～N3進行彈性時程分析，并與7度(0.1g)小震振型分解反應譜法(CQC法)計算結果對比，各模型基底剪力計算結果見表5。

6-17wave時程分析與CQC法的基底剪力 表5

由表5可知，SATWE和SAP2000計算的基底剪力結果基本相符，CQC法和6-17wave時程分析的基底剪力比值：X向最大值為1.85；Y向最大值為2.07。

項目一結果表明：1)模型M1，M2，M3的6-17wave時程分析與CQC法基底剪力比值均大于1，說明本次地震作用下基底剪力超過了小震作用下按CQC法計算的基底剪力，證明了裝配式混凝土結構是一種安全可靠、質量可控的結構體系[11]; 2)由時程分析結果可知，PC非承重墻板對基底剪力影響明顯; 3)PC非承重墻板底面“設縫”后，基底剪力變化不大。

項目二結果分析表明：1)考慮PC非承重墻板剛度，本次地震作用下Y向基底剪力超過了小震作用下按CQC法計算的基底剪力設計值；2)由時程分析結果可知，PC非承重墻板對基底剪力影響明顯；3)CQC法的Y向基底剪力：模型N2和模型N3小于模型N1，這是因為模型N2，N3的第2階振型為扭轉，第3階振型為Y向平動，但第2，3階振型周期比大于1.7，耦聯系數約為0.03，振型組合后基底剪力仍小于模型N1基底剪力；4)PC非承重墻板頂面和底面“設縫”后，基底剪力變化不大。

對項目一和項目二在6-17wave作用下的傾覆力矩進行分析，得出的結論與基底剪力基本相同，不再贅述。

4.6 構件承載力復核和局部應力復核

由表5得出的CQC法和6-17wave時程分析的基底剪力比值，可得到地震力放大系數，輸入模型M1或N1對結構內力進行放大，采用CQC法復核構件承載力，結果見表6；原設計基本滿足本次地震作用下的承載力要求。

構件承載力結果對比 表6

對模型M3進行6-17wave作用下的時程分析，Y向地震作用下外墻板A(圖8)的應力云圖見圖14。墻板剪應力和水平向、豎向拉應力分別為0.83,0.77,0.92MPa,均小于混凝土標準抗拉強度Ftk=2.01 MPa；在保溫砂漿開裂處，混凝土剪應力和拉應力均小于1MPa。但墻體在門洞角部和門洞頂部均有應力集中現象，該處應力超過了保溫砂漿的抗拉強度。

圖14 外墻板A剪應力和豎向拉應力云圖/(N/mm2)

5 結論

(1)6個裝配式建筑在經歷四川長寧6.0級地震作用后均保持了主體結構完好，預制構件間的連接部位未發(fā)現受損現象。

(2)6個項目的隔墻基本完好。

(3)在四川長寧6.0級地震作用下，采用預制墻板的兩棟高裝配率建筑項目一和項目二的基底剪力均超過了小震作用下基底剪力，兩個項目保持了主體結構完好，項目一達到了抗規(guī)第1.0.1條“小震不壞”的設防目標。

(4)PC非承重墻板與主體結構連接方式對主體結構剛度有較大影響，建議設計時考慮其影響，并加強PC墻板與主體結構連接構造研究。