趙永強 鄭志遠 張鵬遠 張裕錦 徐 琪 徐一鳴

(1.廣西師范大學(xué)基建處,廣西桂林 541001; 2.湖北商貿(mào)學(xué)院城市建筑學(xué)院, 武漢 430079; 3.武漢市漢陽市政建設(shè)集團有限公司, 武漢 430050; 4.武漢建工集團股份有限公司, 武漢 430090; 5.中建三局科創(chuàng)產(chǎn)業(yè)發(fā)展有限公司, 武漢 430100)

填充墻作為混凝土結(jié)構(gòu)中的非結(jié)構(gòu)構(gòu)件,通常采用蒸壓加氣混凝土砌塊、空心磚、發(fā)泡混凝土等輕質(zhì)材料砌筑,其承載力及剛度遠小于剪力墻。對于裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的外圍護墻體,可采用預(yù)制混凝土(PC)填充墻,通過現(xiàn)場澆筑方法連接。PC填充墻雖然設(shè)計為非承重墻體,但非承重墻體由砌體墻變?yōu)殇摻罨炷翂?與結(jié)構(gòu)構(gòu)件之間有著復(fù)雜的相互作用關(guān)系,也會參與部分結(jié)構(gòu)受力。[1]目前在工程設(shè)計中,一般僅將外圍護PC填充墻以線荷載的形式考慮,采用JGJ 3—2010《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[2](簡稱《高規(guī)》)中針對非承重墻體為砌體墻時的自振周期折減系數(shù)來考慮結(jié)構(gòu)剛度的影響,這與結(jié)構(gòu)實際受力狀況存在一定差異。

目前國內(nèi)外學(xué)者僅針對考慮填充墻影響的剪力墻剛度性能作出了相關(guān)研究,如王激揚等對不同開洞位置及不同洞口面積鋼筋混凝土剪力墻進行了低周往復(fù)加載試驗,依據(jù)開洞折減率對剪力墻墻體進行了極限承載力和抗側(cè)剛度理論分析。[3]周穎等介紹了振動臺試驗的選波方法以及地震波的輸入順序,并將該方法應(yīng)用到再生混凝土框架模型振動臺試驗[4],結(jié)果表明通過該方法選波能準確合理地評價結(jié)構(gòu)的抗震行為。鄭雙明對砌塊-剪力墻組合墻體進行了試驗研究[5],發(fā)現(xiàn)砌體墻和連梁在結(jié)構(gòu)中的作用相當于腹板作用。劉曉怡設(shè)計并完成1個無填充墻試件和2個帶PC填充墻試件(PC填充墻與裝配式聯(lián)肢剪力墻之間分別采用柔性連接和剛性連接)的抗震性能試驗,并借助ABAQUS有限元程序?qū)C填充墻的裝配式聯(lián)肢剪力墻結(jié)構(gòu)進行受力性能數(shù)值模擬分析。[6]陳婷婷等通過等效剛度法計算了不同類型填充墻的結(jié)構(gòu)自振周期折減系數(shù),并提出了相關(guān)合理取值。[7]胡文博對五片不同內(nèi)填做法填充墻的裝配式剪力墻進行了低周往復(fù)加載試驗[8],結(jié)果表明一體化預(yù)制剪力墻的承載力明顯高于含砌體填充墻和無填充墻的剪力墻。種迅等通過對帶不同高度窗下填充墻的預(yù)制剪力墻進行低周往復(fù)加載試驗[9-10],結(jié)果表明將填充墻作為荷載進行結(jié)構(gòu)設(shè)計不能真實反映結(jié)構(gòu)抗震性能。袁輝等通過對無填充墻和有填充墻的鋼筋混凝土聯(lián)肢剪力墻進行擬靜力試驗[11],發(fā)現(xiàn)填充墻可與剪力墻協(xié)同變形,對剪力墻的極限承載力、耗能變形能力和抗側(cè)剛度等的提高均有較大的貢獻。

可見,填充墻對剪力墻結(jié)構(gòu)的受力性能有較重要影響,對考慮預(yù)制填充墻影響的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能試驗研究有一定的必要性。因此,通過對縮尺比例為1∶3的帶PC填充墻裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進行振動臺試驗,考慮在建筑平面兩個主軸方向分別設(shè)置PC填充墻的情況下,分析對比結(jié)構(gòu)在有無填充墻方向上的動力特性、損傷形態(tài)、加速度響應(yīng)及位移響應(yīng),研究PC填充墻對剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能影響。

1 試件概況

1.1 試件設(shè)計

考慮PC填充墻制作工藝、尺寸、洞口大小及配筋等因素,設(shè)計了一棟兩層帶PC填充墻裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)試件,其實際平面尺寸為4.8 m×4.8 m,層高為2.9 m,樓板厚為120 mm,材料采用C30混凝土和HRB400鋼筋,原型結(jié)構(gòu)平面布置如圖1所示。為便于對比PC填充墻對剪力墻結(jié)構(gòu)的影響,每層長軸向的兩個對稱面的墻體均設(shè)有填充墻,填充墻布置有門洞和窗洞(SW-Y-F和SW-Y-B),短軸向兩個對稱面的墻體則無填充墻(SW-N-F和SW-N-B)。填充墻采用φ8@200雙排雙向配筋,厚度為200 mm,下端為20 mm厚座漿,與剪力墻連接如圖2所示,剪力墻厚度為200 mm,按照《高規(guī)》要求配筋,豎向鋼筋連接采用灌漿套筒接頭。

a—原型結(jié)構(gòu)平面布置;b—SW-N-F立面;c—SW-Y-F立面。圖1 原型結(jié)構(gòu)布置 mmFig.1 Arrangements of the prototype structure

圖2 長軸向填充墻與剪力墻連接配筋 mmFig.2 Connections of steel bars between infill walls and shear walls in the majorlly axial direction

為模擬實際工程中的應(yīng)用情況,填充墻預(yù)制,剪力墻后澆段現(xiàn)澆,填充墻與剪力墻由于配筋不同其剛度響應(yīng)也不同。填充墻范圍采用座漿盲孔定位,剪力墻范圍采用灌漿套筒,套筒為直徑為8 mm。

1.2 試件制作

試件制作過程為:支模及鋼筋綁扎→底座澆筑混凝土→套筒應(yīng)變片粘貼→二層混凝土澆筑→結(jié)構(gòu)灌漿裝配→表面刷白→現(xiàn)場吊裝。

1.3 材料性能

試驗中細石混凝土選用3～5 mm連續(xù)級配的石子作為粗骨料,細砂為細骨料,采用42.5P·O水泥。填充墻、連梁箍筋及樓板中鋼筋均采用直徑為4 mm的鍍鋅回火鐵絲模擬,其余鋼筋直徑為6,8 mm的光圓鋼筋?；炷僚c鋼筋材料性能如表1、表2所示。

表1 混凝土軸心抗壓強度試驗結(jié)果Table 1 Test results of concrete axial compressive strength

表2 鋼材材料力學(xué)性能測試結(jié)果Table 2 Test results of mechanical properties of steels

根據(jù)試件相似常數(shù)的要求,所用混凝土的彈性模量要盡可能低,密度要盡可能與原型結(jié)構(gòu)相同,因此試驗使用細石混凝土模擬實際結(jié)構(gòu)的混凝土,強度按照1∶2.864 1的比例,故為C10,原型結(jié)構(gòu)中較細的鋼筋采用鍍鋅鐵絲模擬。

根據(jù)土木工程結(jié)構(gòu)實驗室地震模擬振動臺臺面尺寸、振動臺性能、吊車起吊能力及試件平面布置等因素,初步確定試件長度相似常數(shù)為Sl=1/3,應(yīng)力相似常數(shù)為Sσ=1/3,加速度相似常數(shù)為Sa=1.0。再根據(jù)擬量綱分析法確定其他物理量的相似常數(shù),同時根據(jù)材料力學(xué)性能測試結(jié)果對初始相似常數(shù)做微調(diào),其關(guān)系如表3所示。

表3 剪力墻試件相似常數(shù)Table 3 Similarity constants of shear walls

1.4 試驗方案

1.4.1測點布置

試件應(yīng)變測點分為混凝土應(yīng)變、鋼筋應(yīng)變和鋼筋套筒應(yīng)變,混凝土測點設(shè)置8個,如圖3所示;鋼筋及套筒應(yīng)變測點共3個,如圖4所示,其中E-S-1為套筒應(yīng)變測點,E-S-2和E-S-3為與套筒連接的鋼筋應(yīng)變測點。

a—SW-N-F; b—SW-Y-F。圖3 混凝土應(yīng)變測點布置Fig.3 Arrangements of concrete strain measuring points

a—SW-N-B; b—SW-Y-B。圖4 鋼筋及套筒應(yīng)變測點布置Fig.4 Arrangements of strain measuring points of steel bars and sleeves

墻體加速度測點布置如圖5所示。其中A-X-1測點為振動臺臺面加速度測點,A-X-2測點為試件基礎(chǔ)加速度測點,A-X-3和A-X-4測點記錄試件一層頂部加速度時程,A-X-5～A-X-7測點記錄二層頂部加速度時程。

圖5 加速度傳感器測點布置Fig.5 Arrangements of measuring points of accelerometers

激光位移傳感器測點布置如圖6所示。其中D-X-1為振動臺臺面位移測點,D-X-2為試件基礎(chǔ)位移測點,D-X-3～D-X-4分別為一層頂部和二層頂部位移測點。

圖6 激光位移傳感器測點布置Fig.6 Arrangements of measuring points of laser displacement sensors

1.4.2地震波選取

采用周穎提出的四步法則[15]進行選取地震波。選取Taft、El Centro和人工三組地震波進行振動臺試驗,三組地震波的基本信息如表4,其加速度反應(yīng)譜曲線及設(shè)計反應(yīng)譜曲線如圖7所示。該試件地震激勵時間間隔為0.011 548 s,Taft波的時間為31.40 s,El Centro波的時間為31.02 s,人工波的時間為28.87 s。

表4 三組地震波基本信息Table 4 Basic information of three groups of seismic waves

圖7 地震波加速度反應(yīng)譜曲線 設(shè)計反應(yīng)譜; Taft; El Centro; 人工波; 三種波平均值。Fig.7 Response spectrum curves of seismic wave acceleration

在建筑平面的縱、橫軸線方向上分別對其施加地震激勵并進行測試,每個加載等級施加前、后均使用白噪聲掃頻,以測量試件動力特性參數(shù)分析其變化,具體加載工況見表5。

表5 振動臺試驗工況Table 5 Conditions of shaking table tests

由于后期模型損傷較嚴重,實際加載時用8度設(shè)防(地面峰值加速度為300 cm/s2)工況代替7度罕遇(地面峰值加速度為220 cm/s2)工況,但模型工況名稱仍為R7-T/E/A-Y/X。

1.4.3上部結(jié)構(gòu)附加質(zhì)量模擬

試件質(zhì)量相似常數(shù)Sm=1/25.776 9,將原型結(jié)構(gòu)樓面恒載和活載組合值折算為重力,并折算為質(zhì)量。由于底座質(zhì)量為4.48 t,原型結(jié)構(gòu)質(zhì)量為53.197 t,試件實際質(zhì)量為1.628 t,根據(jù)質(zhì)量相似常數(shù),質(zhì)量為53.197 t/25.776 9=2.064 t,因此試件還須加0.436 t的配重塊,平均分配在兩層樓板上,每層質(zhì)量為218 kg。實驗室用于配重的鑄鐵塊每塊質(zhì)量為10 kg,試件每層樓面用結(jié)構(gòu)膠均勻粘貼22塊鑄鐵塊,如圖8所示。

圖8 上部結(jié)構(gòu)附加質(zhì)量塊Fig.8 Distribution of bobweight on the top of the model

2 主要試驗結(jié)果及分析

2.1 試件動力特性

整個試驗研究過程中,在建筑平面縱、橫軸方向(X向和Y向)對試件各進行了8次白噪聲掃頻,自振頻率變化如圖9所示。

X方向第一階頻率; Y方向第一階頻率; X方向第二階頻率;Y方向第二階頻率。圖9 試件在兩水平方向上自振頻率Fig.9 Natural vibration frequencies of the model in the two horizontally principal axis directions

由圖9可知:第一次白噪聲掃頻,試件在X和Y向的第一階自振頻率f01x=11.108 Hz,f01y=12.238 Hz;第二階自振頻率f02x=13.397 Hz,f02y=29.724 Hz。由于試件在Y向布置有填充墻,且洞口尺寸較小,因此Y向剛度大于X向剛度,自振頻率較高。隨著地震激勵不斷施加,試件損傷逐步累積,自振頻率逐步下降,在有填充墻布置方向試件的第一階自振頻率大約為在無填充墻布置方向上的1.1～1.3倍,第二階自振頻率大約為在無填充墻布置方向上的1.8～2.2倍。對比試件第一次與第八次白噪聲掃頻結(jié)果,X向第一階自振頻率下降了16.48%,第二階自振頻率下降了2.04%,Y向第一階自振頻率下降了3.70%,第二階自振頻率下降了19.20%。由于在8度設(shè)防(地面峰值加速度為300 cm/s2)工況下試件裂縫數(shù)量和寬度迅速增加和擴大,從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)剛度迅速下降,因此最后一次白噪聲掃頻得到的頻率下降幅度較大。

結(jié)構(gòu)一階頻率可大致反映結(jié)構(gòu)性能的變化,因此主要對比一階頻率。可見:隨著地震波加速度峰值的增大,X向和Y向的基頻呈現(xiàn)逐步下降的趨勢。但是X向第二次白噪聲出現(xiàn)上升的情況,經(jīng)分析是由于試驗誤差引起的數(shù)據(jù)離散性。第二次白噪聲為7度多遇(地面峰值加速度為35 cm/s2)的地震作用,此時結(jié)構(gòu)仍處于彈性狀態(tài),基本頻率與原結(jié)構(gòu)基本頻率保持基本一致。其次,在Y向上,填充墻雖然能夠提高結(jié)構(gòu)的整體剛度,但是在八度設(shè)防工況下,填充墻容易破壞,從而導(dǎo)致第二階頻率突然出現(xiàn)下降。

2.2 試件損傷形態(tài)

試件在地震荷載作用下的損傷全過程如下:

1)當?shù)卣鹆叶葹榱榷嘤?地面峰值加速度為18 cm/s2)到六度設(shè)防(地面峰值加速度為50 cm/s2)時,結(jié)構(gòu)輕微振動,無明顯試驗現(xiàn)象,振動結(jié)束后,試件表面無裂縫產(chǎn)生。

2)當?shù)卣鹆叶葹榘硕榷嘤?地面峰值加速度為70 cm/s2)時,Y方向上,一層SW-Y-B墻體門洞上部連梁和窗洞下部角部首先產(chǎn)生四條微小斜裂縫,如圖10a、圖10b所示。X方向上,一、二層SW-N-F墻體洞口與連梁相連部位產(chǎn)生很短微裂縫,如圖10c所示;結(jié)構(gòu)振動較Y向明顯。

a—窗洞角部;b—門洞角部;c—連梁。圖10 八度多遇(70 cm/s2)地震烈度下模型損傷狀態(tài)Fig.10 Damage states of the model excited by a frequent earthquake of 8 degrees (70 cm/s2)

3)七度設(shè)防(地面峰值加速度為100 cm/s2)時,Y方向上,一層SW-Y-B墻體門洞上部和窗洞角部與連梁相連處裂縫長度進一步沿斜向擴展,如圖11a所示。X方向上,二層SW-N-F墻體洞口上部連梁裂縫進一步延伸,二層SW-N-B墻體洞口下部連梁產(chǎn)生微裂縫,如圖11b與圖11c所示。

a—填充墻與連梁相交處;b—連梁;c—連梁。圖11 七度設(shè)防(100 cm/s2)地震烈度下試件損傷狀態(tài)Fig.11 Damage states of the model excited by a fortification earthquake of 7 degrees (100 cm/s2)

4)八度設(shè)防(地面峰值加速度為200 cm/s2)時,Y方向上,一層SW-Y-B墻體窗洞下部角部產(chǎn)生與七度設(shè)防工況相互垂直的交叉斜裂縫,如圖12a所示,其長度及寬度均很小,裂縫隨著振動張開和閉合。X方向上,一層SW-N-B墻體部位水平裂縫進一步延伸,如圖12b所示,裂縫隨著振動張開和閉合。

a—窗下填充墻角部;b—剪力墻。圖12 八度設(shè)防(200 cm/s2)地震烈度下試件損傷狀態(tài)Fig.12 Damage states of the model excited by a fortification earthquake of 8 degrees (200 cm/s2)

5)八度設(shè)防(地面峰值加速度為300 cm/s2)時,Y方向上,試件振動幅度較大,SW-Y-F和SW-Y-B墻體洞口裂縫進一步擴展,其寬度均較小,如圖13a和圖13b所示。方向上,一層SW-N-B墻體部位水平裂縫進一步延伸,如圖13c所示,裂縫隨著振動張開和閉合。

a—連梁;b—連梁;c—窗洞角部。圖13 八度設(shè)防(300 cm/s2)地震烈度下試件損傷狀態(tài)Fig.13 Damage states of the model excited by a fortification earthquake of 8 degrees (300 cm/s2)

6)八度罕遇(地面峰值加速度為400 cm/s2)時,Y方向上,試件振動劇烈,并伴隨連續(xù)的響聲;SW-Y-F和SW-Y-B墻體洞口斜裂縫貫穿至底部,一層墻體部分裂縫處混凝土剝落,裂縫寬度及長度迅速增加,Y向墻體裂縫延伸至X向墻體,窗下填充墻底部形成一條通縫,裂縫隨著振動拉開和閉合,墻體損傷嚴重,如圖14a和圖14b所示。X方向上,試件振動幅度很大,并伴隨連續(xù)的響聲;SW-N-F和SW-N-B墻體洞口斜裂縫內(nèi)外完全貫通,振動時一層墻體及洞口裂縫處大塊混凝土剝落,X向中間剪力墻損傷嚴重,如圖14c與圖14d所示。

a—窗下填充墻角部;b—剪力墻;c—剪力墻; d—剪力墻。圖14 八度罕遇(400 cm/s2)地震烈度下試件損傷狀態(tài)Fig.14 Damage states of the model excited by a rare earthquake of 8 degrees (400 cm/s2)

2.3 試件加速度響應(yīng)

2.3.1加速度時程分析

考察試驗記錄的加速度時程數(shù)據(jù),試件一層和二層兩側(cè)加速度值基本一致,試件無扭轉(zhuǎn)效應(yīng)產(chǎn)生,故用試件每一層頂部中間位置的加速度即可代表各層的加速度變化。由于試驗工況較多,故只給出較為典型的振動臺臺面及模型結(jié)構(gòu)各層的加速度時程曲線,工況F8-E-Y、B7-T-Y、B8-E-Y、R7-E-Y和R8-E-X如圖15～19所示。

a—臺面加速度; b—一層頂部加速度; c—二層頂部加速度。圖15 工況F8-E-Y加速度時程Fig.15 Acceleration time histories of working condition F8-E-Y

a—臺面加速度; b—一層頂部加速度; c—二層頂部加速度。圖16 工況B7-T-Y加速度時程Fig.16 Acceleration time histories of working condition B7-T-Y

a—臺面加速度; b—一層頂部加速度; c—二層頂部加速度。圖17 工況B8-E-Y加速度時程Fig.17 Acceleration time history diagram of working condition B8-E-Y

a—臺面加速度; b—一層頂部加速度; c—二層頂部加速度。圖18 工況R7-E-Y加速度時程Fig.18 Acceleration time histories of working condition R7-E-Y

a—臺面加速度;b—一層頂部加速度;c—二層頂部加速度。圖19 工況R8-E-X加速度時程Fig.19 Acceleration time histories of working condition R8-E-X

上述現(xiàn)象表明:1)試件各層加速度時程曲線波形與輸入地震波波形基本一致。試件在各個工況下臺面加速度時程曲線的峰值與振動臺輸入加速度很接近,可以很好地反映輸入地震波的特性;2)試件二層頂部加速度幅值明顯大于一層底部及臺面的加速度幅值,隨著樓層的上升,試件存在明顯的加速度放大現(xiàn)象。

2.3.2樓層最大加速度分析

試件在不同地震烈度下各樓層最大加速度如圖20所示。

a—X向Taft波; b—Y向Taft波; c—X向El Centro波; d—Y向El Centro波; e—X向人工波; f—Y向人工波。F6; F7; B6; F8; B7; B8; R7; R8。圖20 不同地震烈度下樓層最大加速度Fig.20 The maximum acceleration of floors in different seismic intensities

由圖20可以看出:

1)試件在X向各層的加速度響應(yīng)比Y向各層加速度響應(yīng)大,其原因是試件X向的剛度小于Y向的剛度,故在相同地震激勵下,試件X方向各層的加速度大于Y向各層的加速度。

2)試件在六度多遇、七度多遇、六度設(shè)防、八度多遇和七度設(shè)防工況下,樓層最大加速度包絡(luò)曲線近似為線性變化,在八度設(shè)防及八度罕遇工況下,樓層最大加速度包絡(luò)曲線近似為剪切型。

3)在八度設(shè)防及八度罕遇工況下,試件一層、二層頂部加速度反應(yīng)非常明顯,其中,在R8-E-X工況下,輸入地震波加速度峰值為0.4g,二層加速度峰值上升到了1.62g。在這兩種工況下,試件裂縫發(fā)展很快,出現(xiàn)非常明顯的損傷現(xiàn)象,從而導(dǎo)致加速度響應(yīng)非常明顯。

2.3.3加速度放大系數(shù)分析

加速度放大系數(shù)β為試件各層所得加速度峰值與振動臺臺面加速度峰值之比,試件在不同地震烈度工況下各層頂部的加速度放大系數(shù)如圖21所示?？梢钥闯?

a—X向Taft波; b—Y向Taft波; c—X向El Centro波; d—Y向El Centro波; e—X向人工波; f—Y向人工波。F6; F7; B6; F8; B7; B8; R7; R8。圖21 不同地震烈度下樓層加速度放大系數(shù)Fig.21 Amplification factors of floor acceleration in different seismic intensities

1)隨著地震烈度逐步提高,試件樓層加速度放大系數(shù)β逐漸變大,表明結(jié)構(gòu)沿樓層的升高,地震反應(yīng)逐步變大。

2)由圖21a可以看出:在X向八度罕遇工況下的模型二層和一層加速度放大系數(shù)分別為2.973和2.336,八度設(shè)防(300 cm/s2)工況下的試件二層和一層加速度放大系數(shù)為3.741和3.147,前者的加速度放大系數(shù)小于后者,這表明試件在八度設(shè)防工況下發(fā)生了較為嚴重的損傷,使試件下端產(chǎn)生了明顯的塑性變形,故在下一次地震動加載時,試件一層和二層的加速度放大系數(shù)較小。

3)相同地震波工況下,試件在X方向的樓層加速度放大系數(shù)大于試件在Y方向的樓層加速度放大系數(shù),X方向的樓層加速度放大系數(shù)最大為4.133,Y方向的樓層加速度放大系數(shù)最大為3.299。

2.4 試件位移響應(yīng)

2.4.1位移時程分析

考察試驗記錄的位移時程數(shù)據(jù),由于試驗工況較多,故只給出部分振動臺臺面及試件各層的位移時程曲線。工況F8-E-Y、B7-T-Y、B8-E-Y、R7-E-Y和R8-E-X位移時程如圖22～26所示。

a—臺面加速度; b—一層頂部加速度; c—二層頂部加速度。圖23 工況B7-T-Y位移時程Fig.23 Time histories of displacement in working condition B7-T-Y

a—臺面加速度; b—一層頂部加速度; c—二層頂部加速度。圖25 工況R7-E-Y位移時程Fig.25 Time histories of displacement in working condition R7-E-Y

a—臺面加速度; b—一層頂部加速度; c—二層頂部加速度。圖26 工況R8-E-X位移時程Fig.26 Displacement time histories of working condition R8-E-X

可見,試件振動臺臺面與一、二層頂部位移時程圖波形基本一致。八度設(shè)防(300 cm/s2)和八度罕遇工況下,試件頂部位移響應(yīng)遠大于一層及臺面位移響應(yīng),位移放大效應(yīng)非常明顯,試件產(chǎn)生了不可恢復(fù)的塑性變形,故位移響應(yīng)較大,其他工況下樓層頂部位移放大則比較微弱。

2.4.2樓層最大絕對位移分析

不同地震烈度下,樓層最大絕對位移如圖27所示?？梢钥闯?相同地震波作用于試件時,試件Y向的位移響應(yīng)小于X向的位移響應(yīng)。八度設(shè)防(300 cm/s2)和八度罕遇工況下位移響應(yīng)的增加比其他工況顯著,在X方向上八度罕遇El Centro波工況下,頂部位移達到了17.476 mm,八度罕遇人工波工況下,試件頂部位移達到了20.120 mm。樓層位移變化也近似為剪切型。

a—X向Taft波;b—Y向Taft波;c—X向El Centro波;d—Y向El Centro波; e—X向人工波;f—Y向人工波。F6; F7; B6; F8; B7; B8; R7; R8。圖27 不同地震工況下結(jié)構(gòu)樓層最大絕對位移Fig.27 The maximum absolute displacements of structural floors in different seismic conditions

2.4.3樓層最大相對位移分析

試件在不同地震烈度下樓層最大相對位移如圖28所示?？芍?試件在八度設(shè)防(300 cm/s2)和八度罕遇工況下,各層相對位移響應(yīng)非常顯著,這兩種工況對試件損傷較嚴重,墻體多個部位裂縫寬度迅速增加,損傷加重,最大相對位移達到了8.94 mm。相同地震動峰值加速度工況下,El Centro波的位移響應(yīng)最為顯著,人工波次之,Taft波最小。

a—X向Taft波;b—Y向Taft波;c—X向El Centro波;d—Y向El Centro波;e—X向人工波;f—Y向人工波。F6; F7; B6; F8; B7; B8; R7; R8。圖28 不同地震波激勵下結(jié)構(gòu)樓層最大相對位移Fig.28 The maximum relative displacements of structural floors excited by different seismic waves

ΔX、ΔY為樓層最大相對位移。兩者比值α用于反映不同地震加速度對有、無填充墻的影響程度。兩者比值越大,說明填充墻對結(jié)構(gòu)抗震性能的影響越大。

以El Centro波為例,分析X、Y向不同填充墻布置對最大相對位移的影響。由圖28可見:隨著地震烈度的增大,X、Y向上樓層最大相對位移不斷增大,且增大速率呈幾何趨勢增長,這是由于前幾階地震損傷不斷累加的緣故。而且Y向上最大樓層相對位移增大速率比X向明顯要相對小很多,表明Y向填充墻對結(jié)構(gòu)剛度有一定的加強作用,在其他種類地震波下也可以看到相似規(guī)律。

2.4.4層間位移角分析

層間位移角為結(jié)構(gòu)相鄰兩層位移時程差值的最值與樓層高度之比。試件在不同地震波激勵下樓層最大層間位移角如圖29所示。由圖29可知:

a—X向Taft波; b—Y向Taft波; c—X向El Centro波; d—Y向El Centro波; e—X向人工波;f—Y向人工波。F6; F7; B6; F8; B7; B8; R7; R8。圖29 不同地震烈度下樓層最大層間位移角Fig.29 The maximum drift angles of floors under different seismic intensities

1)試件一層的最大層間位移角均大于二層的最大層間位移角,層間位移角曲線總體上存在反彎點,一層最大層間位移角響應(yīng)較為顯著。

2)試件在相同地震動加速度作用下,在X方向,El Centro波的最大層間位移角響應(yīng)最為顯著,人工波次之,Taft波最小。樓層在X方向的最大層間位移角響應(yīng)比Y方向響應(yīng)大,其原因是Y方向墻體存在填充墻及洞口較小,Y方向的抗側(cè)剛度大于X方向,故X方向樓層最大層間位移角響應(yīng)較大。

3)在八度多遇和七度設(shè)防以下地震工況下,結(jié)構(gòu)最大層間位移角均不超過1/1 000,在八度設(shè)防(300 cm/s2)和八度罕遇工況下,結(jié)構(gòu)各層最大層間位移角不超過1/120,滿足GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》的要求。

2.5 試件應(yīng)變響應(yīng)

由于儀器設(shè)備通道數(shù)量有限,結(jié)構(gòu)模型混凝土應(yīng)變片共8個,鋼筋應(yīng)變片共3個,振動臺試驗主要用于定性分析,所以試驗中鋼筋應(yīng)變片較少,試驗所采集的鋼筋應(yīng)變數(shù)據(jù)離散性很大,參考價值很小,主要參考混凝土動應(yīng)變時程,如圖30所示。從中可以看出:在七度設(shè)防和八度設(shè)防(200 cm/s2)工況下混凝土應(yīng)變測點6(一層有填充墻墻體中間剪力墻下部)應(yīng)變值均未超過混凝土屈服應(yīng)變,在八度設(shè)防(300 cm/s2)工況下,由于裂縫迅速發(fā)展,延伸至測點6位置處,導(dǎo)致應(yīng)變片斷裂,應(yīng)變值超過閾值,如圖30d所示。

a—B7-T-Y測點; b—B7-E-Y測點; c—B8-A-X測點; d—R7-A-Y測點。圖30 混凝土應(yīng)變時程Fig.30 Time histories of concrete strain

3 結(jié)束語

通過對帶有預(yù)制填充墻的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進行了抗震試驗研究,得到以下幾點結(jié)論:

1)第一次白噪聲掃頻,試件處于彈性階段。由于Y向布置有PC填充墻,導(dǎo)致試件在Y向抗側(cè)剛度大于X向,Y向第1、2階自振頻率與X向的比值分別為1.102和2.219。隨著地震激勵不斷施加,試件損傷逐步累積,自振頻率逐步下降。對比試件第一次與第八次白噪聲掃頻結(jié)果,X向第1、2階自振頻率分別下降了16.48%和2.04%,Y向第1、2階自振頻率分別下降了3.70%和19.20%。

2)試件在八度多遇工況作用時,一層Y向門洞上角部產(chǎn)生微小水平裂縫,窗洞下角部產(chǎn)生微小斜裂縫;在八度設(shè)防和八度罕遇地震激勵作用下,試件損傷嚴重,Y向填充墻下端座漿部位形成水平通縫,試件最終由于一層剪力墻下端混凝土剝落并形成較多水平通縫而導(dǎo)致承載力突降。

3)在六、七度地震作用時,試件基本處于彈性狀態(tài),Y向由于有PC填充墻的存在而加大了墻體的抗側(cè)剛度,減少了墻體地震加速度反應(yīng);在八度多遇、八度設(shè)防和七、八度罕遇地震波工況作用時,試件逐步進入彈塑性階段,PC填充墻慢慢失去作用,此時試件二層X、Y兩方向的加速度放大系數(shù)β相對比較接近。

4)當?shù)卣鸩ㄟ_到八度罕遇烈度之前,在相同地震波作用下,X向的位移峰值ΔX明顯大于帶PC填充墻的ΔY,兩者比值α平均值范圍為2.020～4.425,PC填充墻對剪力墻結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度起明顯的增大效應(yīng);當?shù)卣鸩ㄟ_到八度罕遇烈度時,試件損傷嚴重,Y向填充墻基本失去了作用,此時X、Y兩方向的抗側(cè)剛度趨于一致,試件頂層位移峰值比α為0.860,接近于1。

5)在結(jié)構(gòu)設(shè)計時若仍采用線荷載的形式輸入鋼筋混凝土填充墻,僅考慮周期折減系數(shù),而忽略其剛度的影響,則不能如實反映結(jié)構(gòu)的固有屬性(基本頻率)。須要將節(jié)點進行弱連接設(shè)計,如聚乙烯板條或聚苯板條分隔,弱化鋼筋混凝土外圍護填充墻對結(jié)構(gòu)的影響,同時保證施工與設(shè)計的一致性。在未采用弱化連接時,建議結(jié)構(gòu)設(shè)計中考慮增大填充墻結(jié)構(gòu)剛度、從而減小結(jié)構(gòu)變形帶來的不利影響。