龔永智，王本利，甘通文，周?泉，蔣麗忠

外剪力墻-內框架混凝土結構的振動臺試驗研究

龔永智1，王本利1，甘通文2，周?泉3，蔣麗忠1

(1. 中南大學土木工程學院，長沙 410075；2. 廣州市花都區(qū)赤坭鎮(zhèn)人民政府，廣州 510800；3. 中國建筑第五工程局有限公司，長沙 410004)

為了研究外剪力墻-內框架混凝土結構這一新型結構體系的抗震性能，基于原型設計了1/7比例的16層模型，選取了LANDERS波、SFERN波和一組人工波進行了振動臺試驗．分析了結構的破壞現(xiàn)象、動力特性、加速度反應、位移響應及應變反應，根據(jù)層間位移角并結合試驗現(xiàn)象綜合評估了其抗震性能．結果顯示：在7度頻遇地震和7度基本地震作用下結構表面未觀察到裂縫，基本頻率下降不超過2%；在7度罕遇地震作用下，模型剛度線性退化，僅第2層頂部轉角墻連梁端部出現(xiàn)豎向微裂縫，層間位移小于規(guī)范規(guī)定的彈塑性限值，結構受到輕微破壞；在8度罕遇地震作用下，裂縫進一步發(fā)展，最大層間位移角達到1/72，結構破壞程度加劇；在8度半罕遇地震作用下，3層連梁端部徹底開裂、剪力墻底部水平貫穿，結構受損嚴重但未倒塌．結構下部方向的抗側剛度不足，若適當加強底部，則結構的整體抗震性能可進一步提高．綜合來看，外剪力墻-內框架結構體系能夠滿足我國現(xiàn)行抗震規(guī)范“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設防要求．剪力墻剛度遠大于內部框架柱，所以地震作用主要由外部剪力墻承擔，內部框架柱在試驗結束后仍保持完好，說明該結構體系能夠在滿足我國現(xiàn)行抗震規(guī)范基本要求的基礎上實現(xiàn)內部空間的靈活劃分．

混凝土結構；剪力墻-框架結構；動力特性；抗震性能

混凝土在結構工程中被廣泛使用[1]，國內外學者對傳統(tǒng)鋼筋混凝土框架-剪力墻結構體系的抗震性能開展了大量理論研究，并提出了諸多抗震設計理論和計算方法[2-6]．Jamnani等[7]從能量的角度提出了新的抗震設計方法．熊仲明等[8]通過擬動力試驗表明，在水平地震作用下，框架-剪力墻結構各構件的屈服順序依次為剪力墻根部、框架各層梁端、框架各柱端根部，整體結構的承載力和變形能力取決于剪力墻的延性和耗能能力，且當彈塑性變形較大時，結構的性能主要取決于剪力墻根部截面的性能．盧巧玲等[9]基于能量準則建立了數(shù)學模型并提出優(yōu)化算法，為框架剪力墻結構中剪力墻位置的設計提供了有效的方法和依據(jù)．而非傳統(tǒng)布置的框架-剪力墻結構的抗震性能還有待進一步研究．

振動臺試驗作為研究結構抗震的重要手段之一，能夠直觀、真實地再現(xiàn)結構受地震作用的影響，因此國內外學者對框架-剪力墻結構開展了大量振動臺試驗研究，給現(xiàn)行規(guī)范提供了修改思路[10]，提出設計建議[11-12]．盧嘉麗[13]設計了高強配筋框架-剪力墻結構模型進行了有限元模擬，進行了抗震性能分析．Kim等[14]設計了一個2×3跨6層高的足尺框架-剪力墻結構模型進行了振動臺試驗，證實了結構的強度退化對于結構的地震反應有很大影響；三維地震作用下的結構最大位移比二維地震或者一維地震更大．除此之外，學者們還提出了框架-剪力墻體系的改進方案，并通過振動臺試驗驗證了新方案的合理性[15-17]．

內部剪力墻的布設與外部框架柱的突出棱角會對建筑結構的使用功能造成一定影響，也難以滿足大空間使用需求．本文研究了一種新型建筑結構體系，該結構外部為剪力墻，內部為框架結構(簡稱外剪內框結構)，這種結構與傳統(tǒng)的剪力墻內置結構相比能夠實現(xiàn)內部大開間，便于后期使用空間的靈活布置．然而目前關于這種結構體系的文獻較少，為了研究其抗震性能，本文制作了1/7比例的16層模型，選取了LANDERS波、SFERN波和一組人工波進行了振動臺試驗．分析了結構的破壞現(xiàn)象、動力特性、加速度反應、位移響應及應變反應，根據(jù)層間位移角并結合試驗現(xiàn)象綜合評估了其抗震性能．

1?試驗概況

1.1?工程背景

本工程原型結構平面采用簡單規(guī)則的矩形，長13.15m，寬8.3m；豎向布置規(guī)則、均勻，各樓層形式保持一致，共16層，高48m．整體結構由外部剪力墻、內部十字型框架及樓板組成．其中，左右兩側外部剪力墻為一字型，前后為U型，墻體厚200mm；框架柱尺寸為300mm×400mm，樓板厚130mm．建筑結構安全等級為二級，設計使用年限為50年，建筑抗震設防類別為丙類，抗震設防烈度為7度，設計基本地震加速度為0.1，設計地震分組為第1組，建筑場地類別為Ⅱ類．其結構布置如圖1所示．

圖1?原型結構布置

1.2?模型簡介

綜合考慮振動臺臺面尺寸及承載能力、吊車的起吊能力、模型縮尺后高度、現(xiàn)場施工準備布置的便利等方面，本文選取的振動臺模型試驗設計相似常數(shù)如表1所示．

表1?試驗模型相似常數(shù)

Tab.1?Similarity scaling factors of the test model

根據(jù)等效承載力原則，模型墻、梁、板混凝土選用M10砂漿(抗壓強度10.8MPa，彈性模量1.18×104MPa)，柱混凝土選用M18砂漿(抗壓強度18.5MPa，彈性模量0.98×104MPa)，鋼筋選用12#～22#鍍鋅鐵絲，單個構件的鋼筋采用焊接方式，梁柱節(jié)點處的錨固方式為搭接后用鐵絲綁扎．模型結構配筋情況如圖2所示，其剪力墻的配筋情況如表2所示．

圖2?模型結構配筋情況

表2?剪力墻配筋情況

Tab.2?Reinforcement of shear wall

試驗模型底座的尺寸為2.8m×2.3m×0.3m．模型每層自重0.272t，根據(jù)相似關系進行完全配重，1～15層附加質量均為0.223t，16層附加質量0.117t．模型的施工過程以及模型全貌如圖3所示．

圖3?模型結構施工過程和模型全貌

1.3?測點布置

試驗中共布置18個位移傳感器、32個加速度傳感器和64個混凝土應變片．其中，位移傳感器分別在底板、1、3、5、7、10、13層各設2個測點(測點和測點)，屋頂設4個測點()．加速度傳感器布置樓層與位移傳感器相同，布置位置為測點．應變測點布置在1、3、5、10層(S1～S17)，分布于剪力墻底部、連梁端部節(jié)點、框架梁柱端部節(jié)點處．測點布置情況如圖4所示．

圖4?測點布置

1.4?加載方案

根據(jù)7度抗震設防及Ⅱ類場地要求，試驗選取了LANDERS波、SFERN波和一組人工波(RGB波)．各地震動反應譜及加速度時程分別如圖5和圖6所示．

振動臺臺面輸入的加速度峰值(PGA)經相似關系處理后，按從小到大的輸入順序依次為0.054(7度頻遇)、0.15(7度基本)、0.337(7度罕遇)、0.612(8度罕遇)、0.781(8度半罕遇)．LANDERS波、SFERN波為雙向地震動輸入；雙向輸入時，主要方向加速度峰值與次要方向加速度峰值之比為1.00∶0.85．試驗加載工況如表3所示．

圖5?加速度反應譜

圖6?地震波加速度時程曲線

表3?振動臺加載工況

Tab.3?Loading cases of shaking table

注：①在試驗開始前和每級烈度加載完畢后輸入PGA為0.05的雙向白噪聲掃頻；②工況第1個字母F/B/R表示頻遇/基本/罕遇烈度；數(shù)字7/8/8＋表示7度/8度/8度半地震；第2個字母L/S/R表示LANDERS波/SFERN波/RGB波；末尾的///表示為主的雙向/為主的雙向/單向/單向地震動輸入．

2?結果與討論

2.1?試驗現(xiàn)象

試驗主要現(xiàn)象如圖7所示．

在7度頻遇和7度基本地震動輸入下，模型整體完好，表面沒有可見的裂縫，結構基本處于彈性工作階段．

在7度罕遇地震動輸入下，模型在第3層剪力墻底部開始出現(xiàn)水平微裂縫，如圖7(a)所示；在第2層頂部L型轉角墻連梁端部出現(xiàn)豎向微裂縫，如圖7(b)所示，模型僅出現(xiàn)輕微破壞．

在8度罕遇地震動輸入下，第3層剪力墻裂縫延伸發(fā)展為通長裂縫，如圖7(c)所示，上部多層L型轉角墻連梁端部出現(xiàn)細微的裂縫，模型破壞程度進一步加?。?/p>

在8度半罕遇地震動輸入下，第3層轉角墻及連梁端部徹底開裂，轉角墻間的外部剪力墻沿水平方向徹底貫穿，并向周圍延伸出多條斜向裂縫，如圖7(d)所示；且因混凝土剝落嚴重，導致鐵絲外露并被部分拉斷，如圖7(e)所示；上部轉角墻連梁端部產生了更多的細微裂縫．

此外，第2層外部剪力墻中的U型剪力墻出現(xiàn)一條水平裂縫，如圖7(f)所示．這時模型破壞較嚴重，但仍具有一定抗震能力，內部框架梁柱保持完好.

2.2?動力特性

通過白噪聲掃頻得到的模型結構自振頻率和阻尼比如圖8所示．對應和方向的自振頻率分別為3.485Hz和4.197Hz，表明方向的剛度小于方向．7度頻遇和7度基本地震動輸入后，結構自振頻率基本無變化，阻尼比稍有增加．7度罕遇地震動輸入后模型結構整體剛度明顯下降．8度罕遇和8度半罕遇地震動輸入后，結構自振頻率進一步下降，阻尼比繼續(xù)上升．試驗結束時，模型結構、向1階自振頻率相較地震作用前分別下降29.96%、26.07%，整體剛度退化嚴重．

2.3?加速度反應

將各樓層測點加速度反應峰值除以底座測點加速度反應峰值，得到的模型結構各層加速度放大系數(shù)如圖9所示．由圖可知：①向加速度反應小于向；加速度放大系數(shù)曲線沿層高呈S型變化，大致在第7層和第13層處發(fā)生明顯轉折，這說明模型結構破壞部位主要在下部；②臺面輸入PGA增加時，模型結構加速度放大系數(shù)有所下降．在7度頻遇和7度基本地震作用前后，頂層加速度放大系數(shù)基本維持不變，此時結構基本處于彈性狀態(tài)；在7度罕遇地震作用后，向頂層加速度放大系數(shù)明顯下降，模型受到輕微損傷，結構處于彈塑性階段；③在8度罕遇和8度半罕遇地震作用后，頂層加速度放大系數(shù)進一步減小，結構進入塑性階段，模型破壞嚴重．

圖8?結構模型動力特性

圖9?不同水準地震作用下模型結構加速度放大系數(shù)

2.4?位移反應

試驗中各工況地震作用下模型結構相對底座最大位移反應曲線如圖10所示．由圖可知：①地震作用前期，模型向位移反應大于向位移反應．但向位移增長速度快于向，且最終向位移大于向；造成這種現(xiàn)象的原因可能是模型底部存在施工缺陷，并且向、向的地震波頻譜存在差異，導致前期向位移過大；②同水準地震作用下，模型位移反應在結構下部增長較快．從7度罕遇地震作用開始，第1層向位移較上部結構發(fā)生明顯突變．

2.5?應變反應

試驗中應變片布置在剪力墻底部、連梁端部節(jié)點、框架梁柱端部節(jié)點處，試驗中不同水準地震作用下模型結構最大應變幅值分布如圖11所示(圖中數(shù)據(jù)缺失處表示應變片在試驗過程中損壞)．直到7度罕遇地震作用前，應變隨地震輸入加速度呈線性變化，剪力墻最大應變幅值為155με．在7度罕遇地震作用下，第3層L型剪力墻根部應變片發(fā)生破壞．隨著地震動繼續(xù)增大，除第5層外的其余L型剪力墻處應變片全部被破壞．試驗結束時U型剪力墻處應變也較大，最大拉、壓應變分別達到1046με、592με，但應變片沒有發(fā)生破壞．內部框架梁柱應變始終較小，只有第3層框架梁端應變在8度半罕遇地震作用下出現(xiàn)較大突變，其最大拉、壓應變分別為572με、372με，這是因為此時第3層外部剪力墻徹底貫穿，內部框架受地震影響變大．各水準地震作用下，外部剪力墻應變遠大于內部框架的應變；因為由于剪力墻的總剛度遠大于內部框架柱，因此水平地震作用主要由剪力墻承擔，而框架柱受地震影響較小，較大的應變出現(xiàn)在剪力墻底部等關鍵部位．

圖11?不同水準地震作用下模型結構應變幅值分布

3?抗震性能評估

根據(jù)我國《建筑抗震設計規(guī)范》(GB5011—2010)規(guī)定的層間位移與層高比值的最大值，結合模型振動臺試驗的現(xiàn)象和結果，對原型結構的抗震性能進行評估．在各工況地震作用下結構層間位移角如圖12所示．

在7度頻遇地震作用下模型層間位移角小于彈性規(guī)范值(1/800)，整體處于彈性工作狀態(tài)，結構無需修理即可正常使用，滿足“小震不壞”的要求．在7度基本地震作用下，雖然層間位移角在底層有突變且超過彈性限值，但模型整體尚完好，剛度退化不明顯，滿足“中震可修”的要求．

在7度罕遇地震作用下，結構模型底部位移進一步增大，最大層間位移角為1/115，小于彈塑性層間位移角限值(1/100)，且剛度明顯下降，模型處于彈塑性階段，滿足“大震不倒”的要求．在8度罕遇地震作用下，第1層向最大層間位移角達到1/72，超過了規(guī)范規(guī)定的彈塑性層間位移角限值，說明底部3層為結構薄弱層，結構進入塑性階段．在8度半罕遇地震作用下，底層層間位移角繼續(xù)增大，結構破壞嚴重但沒有發(fā)生整體倒塌，仍有一定抗震能力．

可見，外剪力墻-內框架混凝土原型結構能夠滿足7度抗震設防要求，若適當加強底層，其整體抗震性能還有提升的潛力．

圖12?不同水準地震作用下模型結構最大層間位移角反應

4?結?論

外剪內框結構與傳統(tǒng)框剪結構相比空間布置靈活，容易滿足建筑使用要求．為研究其抗震性能，進行了幾何相似比為1/7的整體結構振動臺試驗研究，分析了不同水準地震作用下試驗模型的破壞現(xiàn)象、動力特性、加速度、位移響應以及應變反應，并對其抗震性能做出了綜合評定．得出了以下主要結論.

(1) 在7度頻遇和7度基本地震作用下，結構保持完好，剛度變化不明顯；在7度罕遇地震作用下，結構最大層間位移角為1/115，小于我國建筑抗震設計規(guī)范限制的1/100．在8度罕遇甚至8度半罕遇地震作用下結構破壞嚴重但沒有發(fā)生整體倒塌破壞；說明鋼筋混凝土外剪內框結構振動臺試驗設計基本合理，結構本身能夠滿足我國現(xiàn)行抗震設計規(guī)范中“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設防標準．

(2) 地震作用中后期結構模型底部3層破壞比較嚴重，且向層間位移角遠大于向，結構中上部層間位移則較?。f明下部3層是結構薄弱層，應適當加強底部尤其是加強向剛度．構件以受拉損傷為主，其薄弱部位為左右兩側外部剪力墻各層根部以及U型墻．在結構設計時應予以重視，可采取適當抗震構造措施改善其抗震性能．

(3) 試驗結束時剪力墻破壞嚴重，而框架柱仍然保持完好，應變也較小，說明地震作用主要由外部剪力墻承擔．可見外剪內框結構可以實現(xiàn)內部空間的靈活劃分．

(4) 在同水準的3種地震波作用下，結構加速度反應和結構位移反應存在明顯差異，說明不同地震波對鋼筋凝土外剪內框結構模型結構產生的影響不同，非常有必要選用多種地震波研究結構的抗震性能．

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Shaking Table Test of the External Shear Wall and Internal Frame RC Structure

Gong Yongzhi1，Wang Benli1，Gan Tongwen2，Zhou Quan3，Jiang Lizhong1

(1. School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，China；2. Chini Town People’s Government of Huadu District of Guangzhou Municipality，Guangzhou 510800，China；3. CSCEC Fifth Engineering Bureau Co.，Ltd.，Changsha 410004，China)

To assess the seismic performance of an external shear wall and internal frame RC structure，a 1/7scale 16-story model was designed. The LANDERS and SFERN waves and an artificial wave were selected，and a shaking table test was conducted. The failure phenomenon，dynamic characteristics，acceleration，displacement，and strain of the structure were analyzed. The seismic performance was evaluated. Results show that，under the action of a 7-degree frequent earthquake or a 7-degree basic earthquake，no cracks were observed，and the basic frequency de-creased by less than 2%. Under the action of a 7-degree rare earthquake，the stiffness of the model degraded linearly，the connecting beam of the second-story corner wall cracked，the interlayer displacement was less than the elastic-plastic limit in the code，and the structure was marginally damaged. Under the action of an 8-degree rare earthquake，cracks developed，the interlayer displacement angle reached 1/72，and the structural damage intensi-fied. Under the action of an 8.5-degree rare earthquake，the three-story connecting beam split，the bottom of the shear wall penetrated horizontally，and the structure was seriously damaged but did not collapse. The stiffness in thedirection of the lower part of the structure was insufficient；if the bottom was strengthened，the seismic perform-ance of the structure can be improved. The external shear wall and internal frame RC structure system can meet the seismic requirements of China’s current seismic code “no damage in a small earthquake，repairable in a medium earthquake，and no collapse in a large earthquake”. Since the stiffness of the shear wall was more than that of the internal frame column，the seismic action was mainly borne by the external shear wall，and the internal column remained intact after the test，which indicates that the structural system can realize the flexible division of internal space based on the requirements of China’s current seismic code.

RC structure；shear wall and frame structure；dynamic characteristics；seismic performance

10.11784/tdxbz202112033

TU375；TU375.4

A

0493-2137(2023)03-0301-10

2021-12-20；

2022-03-01.

龔永智（1978—??），男，博士，教授.

龔永智，gyzcsu@csu.edu.cn.

國家自然科學基金資助項目(51978662)；湖南省自然科學基金資助項目(2020JJ4705).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.51978662)，the Natural Science Foundation of Hunan Province，China(No.2020JJ4705).

(責任編輯：金順愛)