趙永強(qiáng) 鄭志遠(yuǎn) 張鵬遠(yuǎn) 張?jiān)ｅ\ 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(yáng)市政建設(shè)集團(tuán)有限公司, 武漢 430050; 4.武漢建工集團(tuán)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(yuǎn)小于剪力墻。對(duì)于裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的外圍護(hù)墻體,可采用預(yù)制混凝土(PC)填充墻,通過現(xiàn)場(chǎng)澆筑方法連接。PC填充墻雖然設(shè)計(jì)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(huì)參與部分結(jié)構(gòu)受力。[1]目前在工程設(shè)計(jì)中,一般僅將外圍護(hù)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(jiǎn)稱《高規(guī)》)中針對(duì)非承重墻體為砌體墻時(shí)的自振周期折減系數(shù)來(lái)考慮結(jié)構(gòu)剛度的影響,這與結(jié)構(gòu)實(shí)際受力狀況存在一定差異。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者僅針對(duì)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(yáng)等對(duì)不同開洞位置及不同洞口面積鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn),依據(jù)開洞折減率對(duì)剪力墻墻體進(jìn)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(dòng)臺(tái)試驗(yàn)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(dòng)臺(tái)試驗(yàn)[4],結(jié)果表明通過該方法選波能準(zhǔn)確合理地評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)的抗震行為。鄭雙明對(duì)砌塊-剪力墻組合墻體進(jìn)行了試驗(yàn)研究[5],發(fā)現(xiàn)砌體墻和連梁在結(jié)構(gòu)中的作用相當(dāng)于腹板作用。劉曉怡設(shè)計(jì)并完成1個(gè)無(wú)填充墻試件和2個(gè)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(yàn),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(jìn)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(jì)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(duì)五片不同內(nèi)填做法填充墻的裝配式剪力墻進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)[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(wú)填充墻的剪力墻。種迅等通過對(duì)帶不同高度窗下填充墻的預(yù)制剪力墻進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)[9-10],結(jié)果表明將填充墻作為荷載進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不能真實(shí)反映結(jié)構(gòu)抗震性能。袁輝等通過對(duì)無(wú)填充墻和有填充墻的鋼筋混凝土聯(lián)肢剪力墻進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)[11],發(fā)現(xiàn)填充墻可與剪力墻協(xié)同變形,對(duì)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(xiàn)。

可見,填充墻對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)的受力性能有較重要影響,對(duì)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(yàn)研究有一定的必要性。因此,通過對(duì)縮尺比例為1∶3的帶PC填充墻裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn),考慮在建筑平面兩個(gè)主軸方向分別設(shè)置PC填充墻的情況下,分析對(duì)比結(jié)構(gòu)在有無(wú)填充墻方向上的動(dòng)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(duì)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(jì)

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(jì)了一棟兩層帶PC填充墻裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)試件,其實(shí)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(duì)比PC填充墻對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)的影響,每層長(zhǎng)軸向的兩個(gè)對(duì)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(gè)對(duì)稱面的墻體則無(wú)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(zhǎng)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(shí)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(chǎng)吊裝。

1.3 材料性能

試驗(yàn)中細(xì)石混凝土選用3～5 mm連續(xù)級(jí)配的石子作為粗骨料,細(xì)砂為細(xì)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(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Test results of concrete axial compressive strength

表2 鋼材材料力學(xué)性能測(cè)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(yàn)使用細(xì)石混凝土模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)的混凝土,強(qiáng)度按照1∶2.864 1的比例,故為C10,原型結(jié)構(gòu)中較細(xì)的鋼筋采用鍍鋅鐵絲模擬。

根據(jù)土木工程結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室地震模擬振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸、振動(dòng)臺(tái)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(zhǎng)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(shí)根據(jù)材料力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果對(duì)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(yàn)方案

1.4.1測(cè)點(diǎn)布置

試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn)設(shè)置8個(gè),如圖3所示;鋼筋及套筒應(yīng)變測(cè)點(diǎn)共3個(gè),如圖4所示,其中E-S-1為套筒應(yīng)變測(cè)點(diǎn),E-S-2和E-S-3為與套筒連接的鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。

a—SW-N-F; b—SW-Y-F。圖3 混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn)布置Fig.4 Arrangements of strain measuring points of steel bars and sleeves

墻體加速度測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。其中A-X-1測(cè)點(diǎn)為振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面加速度測(cè)點(diǎn),A-X-2測(cè)點(diǎn)為試件基礎(chǔ)加速度測(cè)點(diǎn),A-X-3和A-X-4測(cè)點(diǎn)記錄試件一層頂部加速度時(shí)程,A-X-5～A-X-7測(cè)點(diǎn)記錄二層頂部加速度時(shí)程。

圖5 加速度傳感器測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Arrangements of measuring points of accelerometers

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

圖6 激光位移傳感器測(cè)點(diǎn)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(jìn)行選取地震波。選取Taft、El Centro和人工三組地震波進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn),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(jì)反應(yīng)譜曲線如圖7所示。該試件地震激勵(lì)時(shí)間間隔為0.011 548 s,Taft波的時(shí)間為31.40 s,El Centro波的時(shí)間為31.02 s,人工波的時(shí)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(jì)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(duì)其施加地震激勵(lì)并進(jìn)行測(cè)試,每個(gè)加載等級(jí)施加前、后均使用白噪聲掃頻,以測(cè)量試件動(dòng)力特性參數(shù)分析其變化,具體加載工況見表5。

表5 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)工況Table 5 Conditions of shaking table tests

由于后期模型損傷較嚴(yán)重,實(shí)際加載時(shí)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(shí)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(shí)驗(yàn)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(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件動(dòng)力特性

整個(gè)試驗(yàn)研究過程中,在建筑平面縱、橫軸方向(X向和Y向)對(duì)試件各進(jìn)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(lì)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(wú)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(wú)填充墻布置方向上的1.8～2.2倍。對(duì)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(kuò)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(duì)比一階頻率?？梢?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(shì)。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(yàn)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(shí)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(dāng)?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(shí),結(jié)構(gòu)輕微振動(dòng),無(wú)明顯試驗(yàn)現(xiàn)象,振動(dòng)結(jié)束后,試件表面無(wú)裂縫產(chǎn)生。

2)當(dāng)?shù)卣鹆叶葹榘硕榷嘤?地面峰值加速度為70 cm/s2)時(shí),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(dòng)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(shí),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(zhǎng)度進(jìn)一步沿斜向擴(kuò)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(jìn)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(shí),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(zhǎng)度及寬度均很小,裂縫隨著振動(dòng)張開和閉合。X方向上,一層SW-N-B墻體部位水平裂縫進(jìn)一步延伸,如圖12b所示,裂縫隨著振動(dòng)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(shí),Y方向上,試件振動(dòng)幅度較大,SW-Y-F和SW-Y-B墻體洞口裂縫進(jìn)一步擴(kuò)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(jìn)一步延伸,如圖13c所示,裂縫隨著振動(dòng)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(shí),Y方向上,試件振動(dòng)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(zhǎng)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(dòng)拉開和閉合,墻體損傷嚴(yán)重,如圖14a和圖14b所示。X方向上,試件振動(dòng)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(dòng)時(shí)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(yán)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(shí)程分析

考察試驗(yàn)記錄的加速度時(shí)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(wú)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(yàn)工況較多,故只給出較為典型的振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面及模型結(jié)構(gòu)各層的加速度時(shí)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(tái)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(shí)程Fig.15 Acceleration time histories of working condition F8-E-Y

a—臺(tái)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(shí)程Fig.16 Acceleration time histories of working condition B7-T-Y

a—臺(tái)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(shí)程Fig.17 Acceleration time history diagram of working condition B8-E-Y

a—臺(tái)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(shí)程Fig.18 Acceleration time histories of working condition R7-E-Y

a—臺(tái)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(shí)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(shí)程曲線波形與輸入地震波波形基本一致。試件在各個(gè)工況下臺(tái)面加速度時(shí)程曲線的峰值與振動(dòng)臺(tái)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(tái)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(lì)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(dòng)臺(tái)臺(tái)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。可以看出:

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(yán)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(dòng)加載時(shí),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(shí)程分析

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

a—臺(tái)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(shí)程Fig.23 Time histories of displacement in working condition B7-T-Y

a—臺(tái)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(shí)程Fig.25 Time histories of displacement in working condition R7-E-Y

a—臺(tái)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(shí)程Fig.26 Displacement time histories of working condition R8-E-X

可見,試件振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面與一、二層頂部位移時(shí)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(yuǎn)大于一層及臺(tái)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(duì)位移分析

不同地震烈度下,樓層最大絕對(duì)位移如圖27所示。可以看出:相同地震波作用于試件時(shí),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(dá)到了17.476 mm,八度罕遇人工波工況下,試件頂部位移達(dá)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(duì)位移Fig.27 The maximum absolute displacements of structural floors in different seismic conditions

2.4.3樓層最大相對(duì)位移分析

試件在不同地震烈度下樓層最大相對(duì)位移如圖28所示。可知:試件在八度設(shè)防(300 cm/s2)和八度罕遇工況下,各層相對(duì)位移響應(yīng)非常顯著,這兩種工況對(duì)試件損傷較嚴(yán)重,墻體多個(gè)部位裂縫寬度迅速增加,損傷加重,最大相對(duì)位移達(dá)到了8.94 mm。相同地震動(dòng)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(lì)下結(jié)構(gòu)樓層最大相對(duì)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(duì)位移。兩者比值α用于反映不同地震加速度對(duì)有、無(wú)填充墻的影響程度。兩者比值越大,說(shuō)明填充墻對(duì)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(duì)最大相對(duì)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(duì)位移不斷增大,且增大速率呈幾何趨勢(shì)增長(zhǎng),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(duì)位移增大速率比X向明顯要相對(duì)小很多,表明Y向填充墻對(duì)結(jié)構(gòu)剛度有一定的加強(qiáng)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(shí)程差值的最值與樓層高度之比。試件在不同地震波激勵(lì)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(diǎn),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(dòng)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(jì)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(gè),鋼筋應(yīng)變片共3個(gè),振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)主要用于定性分析,所以試驗(yàn)中鋼筋應(yīng)變片較少,試驗(yàn)所采集的鋼筋應(yīng)變數(shù)據(jù)離散性很大,參考價(jià)值很小,主要參考混凝土動(dòng)應(yīng)變時(shí)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(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn); b—B7-E-Y測(cè)點(diǎn); c—B8-A-X測(cè)點(diǎn); d—R7-A-Y測(cè)點(diǎn)。圖30 混凝土應(yīng)變時(shí)程Fig.30 Time histories of concrete strain

3 結(jié)束語(yǔ)

通過對(duì)帶有預(yù)制填充墻的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了抗震試驗(yàn)研究,得到以下幾點(diǎn)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(lì)不斷施加,試件損傷逐步累積,自振頻率逐步下降。對(duì)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(shí),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(lì)作用下,試件損傷嚴(yán)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(shí),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(shí),試件逐步進(jìn)入彈塑性階段,PC填充墻慢慢失去作用,此時(shí)試件二層X、Y兩方向的加速度放大系數(shù)β相對(duì)比較接近。

4)當(dāng)?shù)卣鸩ㄟ_(dá)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(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度起明顯的增大效應(yīng);當(dāng)?shù)卣鸩ㄟ_(dá)到八度罕遇烈度時(shí),試件損傷嚴(yán)重,Y向填充墻基本失去了作用,此時(shí)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(jì)時(shí)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(shí)反映結(jié)構(gòu)的固有屬性(基本頻率)。須要將節(jié)點(diǎn)進(jìn)行弱連接設(shè)計(jì),如聚乙烯板條或聚苯板條分隔,弱化鋼筋混凝土外圍護(hù)填充墻對(duì)結(jié)構(gòu)的影響,同時(shí)保證施工與設(shè)計(jì)的一致性。在未采用弱化連接時(shí),建議結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)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(lái)的不利影響。