大比例尺剪力墻住宅樓抗震性能振動臺試驗研究

高華國， 張令心， 李 行， 朱柏潔， 李 銳

(1. 中國地震局 工程力學研究所，哈爾濱 150080；2. 中國地震局 地震工程與工程振動重點實驗室，哈爾濱 150080； 3. 遼寧科技大學 土木工程學院，遼寧 鞍山 114051)

近年來，隨著我國城市化進程加速發(fā)展，城市人口急劇增加，20～30層的剪力墻住宅樓在大、中型城市占據(jù)很大比例。研究者對地處重要城市的住宅建筑地震破壞機理研究非常重視，聶建國[1]認為應該重視和完善結構整體抗震性能的研究，開展結構體系振動臺試驗是研究結構體系動力特性、破壞機理、震害原因的重要手段之一，可以為開展靜力試驗提供理論依據(jù)。程紹革[2]進行1/20模型試驗，彈性階段吻合良好，低樓層外圍墻肢出現(xiàn)水平裂紋，在模擬大震試驗階段，底部外圍墻肢水平裂縫貫通。郭宏超等[3]針對西安火車站東配樓復雜連體結構開展了振動臺試驗，得出結構在9度罕遇地震下剛度退化率達到23.73%，與數(shù)值模擬進行了對比，得出振動臺可以有效的對復雜結構進行分析。文獻[4-5]在剪力墻結構體系振動臺試驗中，出現(xiàn)外圍墻體出現(xiàn)水平裂縫，指出體系扭轉效應在結構設計中不能忽略。比例尺過小導致模型軸壓比與原模型軸壓比的比例失真，墻肢破壞表現(xiàn)出小軸壓比的破壞現(xiàn)象，不能很好的體現(xiàn)出罕遇地震下結構的真實破壞機理。文獻[6]試驗結果表明，剪力墻結構破壞主要發(fā)生在與墻肢相連的連梁端部，連梁是短肢剪力墻的薄弱環(huán)節(jié)。規(guī)程對于剪力墻結構關于樓層最大層間位移與層高之比的限值對于短肢剪力墻結構來說過于嚴格。短肢剪力墻墻體縱筋配筋率不宜小于1.2%，其他部位不宜小于1.0%的規(guī)定過于保守，結構剛度偏大，規(guī)范對短肢剪力墻的布置、抗震等級及其軸壓比限值等給出了比普通剪力墻更為嚴格的限制，而對短肢剪力墻的計算模型、適用高度和構造措施等均未明確說明。王威等[7]對雙向加載下波形鋼板剪力墻抗震性能進行研究，提出雙向加載下的鋼板剪力墻面內抗震性能出現(xiàn)不可忽視的削弱，并且滯回曲線出現(xiàn)明顯的捏攏現(xiàn)象，認為雙向地震作用對構件的削弱不可忽視，建議適當增加安全系數(shù)。Martinelli等[8]對7層足尺剪力墻結構振動臺試驗模型進行非線性動力分析，分析結果與試驗吻合良好，受試驗條件限制，足尺試驗模型只能取出簡單結構進行試驗和計算，不具備普遍性。因此，有必要開展大比例尺、全人工質量的剪力墻結構體系模型試驗。

我國近期大型地震主要發(fā)生在剪力墻結構分布較少的地區(qū)，剪力墻震害現(xiàn)象較少，2010年2月27日發(fā)生在南美洲智利的8.8級地震中，高層剪力墻結構破壞比較嚴重，文獻[9-13]中震害表明，不合理的邊緣構件設置、軸壓比過大、構造要求不合理等是造成高層剪力墻結構體系破壞的直接原因，規(guī)范滯后成為居住要求提高的主要瓶頸，也是地震震害產生的根本原因。文獻[14]提及到的位于智利的Concepción市15層Alto Río剪力墻居民樓整體倒塌，主要可能破壞原因是受力鋼筋屈服、箍筋屈服、受壓區(qū)混凝土破壞、墻體剪切破壞。高層倒塌會導致大量人員傷亡和巨大經濟損失，開展大比例尺振動臺實際模型試驗研究大震下剪力墻抗震結構體系的破壞機制成為目前迫切需要解決的問題，基于此筆者以某高層住宅樓為原型，以1/8大比例尺為幾何相似關鍵參數(shù)，開展震動臺試驗，研究結構損傷及地震響應，為該類建筑的施工與設計、加固與改造提供一定的技術支持。

1 振動臺試驗設計

1.1 模型設計

試驗在中國地震局地震工程與工程振動重點實驗室進行，模型取自課題組在某地區(qū)抗震普查中比較典型的住宅樓為試驗體，共15層，采用剪力墻結構，抗震設防烈度為7度，地震分組一組，場地類別為Ⅱ類，層高2.9 m，總高度為43.5 m，剪力墻厚度為200 mm，受力鋼筋采用RRB400，箍筋采用HPB300，墻體混凝土采用C30，1～3層連梁截面尺寸為200×500，4～15層尺寸為200×400，板厚為120。連梁、板混凝土采用C30。基本風壓0.35 kN/m2，基本雪壓0.55 kN/m2，活載為0.2 kN/m2，短肢剪力墻結構按照2010版以后相關設計規(guī)范設計。模型采用配合比為：1∶3.2∶0.6的砂漿，經過實驗室測試7 d，14 d，28 d強度，考慮施工、制作等因素，選定M7.5的砂漿作為最終的模型用材料。受力筋采用鍍鋅鐵絲Φ2.5，Φ1.6，分布鋼筋及箍筋采用配點焊鐵絲網，根據(jù)試驗條件，采用全人工質量配重，配置人工質量14 t，結構體系以剪力墻為為主，構件布置圖如圖1所示，模型施工、竣工圖如圖2所示。

圖1 構件圖Fig.1 Component diagram

圖2 模型施工圖Fig.2 Model construction drawing

1.2 試驗相似比

動力相似比通過似量綱分析[15]等方法先確定模型的主要參數(shù)相似比，再確定其他參數(shù)相似比。本文采用大比例尺，全人工質量[16]以更好的與實際模型的受力匹配，各物理量的相似關系如表1所示。

表1 模型相似比Tab.1 Model similarity ratio

1.3 傳感器布置

試驗主要目的是測試結構各層加速度、位移、扭轉、應變等地震響應，在質心布置水平和豎向3個方向加速度傳感器30個，在角部布置兩個方向拉線位移計12個，聯(lián)肢墻，長墻布置相應的應變片測試墻體及連梁的受力狀態(tài)，傳感器布置如圖3所示。

圖3 傳感器布置Fig.3 Sensor layout

1.4 地震波加載制度

為研究不同地震動輸入對剪力墻結構影響，參考翟長海等[17-18]及GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》提出的選波原則，考慮結構的基本周期及波的頻譜特性，選擇El Centro(Array #9)，Taft (NO. 095)，Wolong (051WCW)3條典型地震動，罕遇地震下的3條地震動輸入時程曲線，經歸一化的設計反應譜與地震輸入反應譜對比如圖4所示，選擇持時較長的Wolong波主要研究地震輸入持時對結構的不利影響。2工況～4工況分別沿結構單向、雙向、三向輸入El Centro波，其他工況地震動按照原波三向(X，Y，Z)輸入到模型中，按照不同設防烈度分38次逐級調整峰值加速度，并分別進行白噪聲掃頻以研究頻率衰減規(guī)律，具體加載制度如表2所示。在經歷各級地震動地震后，輸入7度中震強度，驗算余震后模型的地震響應，為以后該類結構的加固與改造提供技術參考。

圖4 設計譜與地震輸入譜對比圖Fig.4 Comparison chart of design spectrum and seismic input spectrum

表2 振動臺加載工況Tab.2 Vibration table loading conditions

2 模型破壞特征

2.1 剛度退化

試驗通過10次白噪聲掃頻，確定結構在不同地震動輸入下的剛度退化規(guī)律，研究結構的破壞程度，采用有限元及YJK設計軟件分別計算原模型第一周期為1.256，1.278，結構的周期相似比為2.828，得到模型結構的一階周期理論值分別0.444，0452，通過白噪聲掃頻由Y向15層、Y向9層、X向15層采集的數(shù)據(jù)分析得到模型結構的一階周期分別為0.420，0.438，0.445，最大誤差為5.4%，說明原結構與模型結構的周期吻合良好。一階頻率退化趨勢如圖5所示：結構在經歷7度基本烈度后開展第4次白噪聲掃頻，頻率降低不明顯說明結構損傷不嚴重。第5～第7次掃頻，結構經歷7度、8度罕遇地震后，結構剛度退化較為嚴重，結構體系中長肢墻出現(xiàn)大量繼續(xù)延伸的斜向裂縫，短肢剪力墻出現(xiàn)水平彎曲裂縫。第8～第10次掃頻，結構剛度退化較慢，結構位移變化明顯，構件出現(xiàn)水平和斜向裂縫，混凝土局部出現(xiàn)壓潰破壞現(xiàn)象。

圖5 一階頻率退化規(guī)律Fig.5 First-order frequency degradation law

2.2 試驗破壞現(xiàn)象

通過布設128個加速度、位移等傳感器對短肢剪力墻結構體系進行全面采集數(shù)據(jù)，并觀察結構的破壞特點，如圖6～圖11所示。7度多遇地震設防烈度下，主要抗側力構件GBZ2承受水平地震作用，產生水平裂縫，如圖10所示。9度罕遇地震設防烈度下，YBZ11出現(xiàn)與智利地震類似的距離底部約束端的水平通縫，結構的剛度急劇下降，說明結構損傷嚴重，如圖8所示。在8～15工況下，長肢剪力墻主要發(fā)生斜向裂縫，結構表現(xiàn)的主要破壞特征為剪切破壞，如圖8所示，在20工況后長肢剪力墻結構出現(xiàn)邊緣約束構件的水平橫向受拉裂縫，連梁產生豎向、斜向裂縫，如圖11所示。整體結構的破壞集中分布在9層以下部位，長肢墻的破壞主要分布在1～4樓層，整體結構體系中長肢墻作為抗震第一道防線，有效的耗散地震能量，短肢墻體的破壞并不十分嚴重。

圖6 左側山墻體整體破壞Fig.6 Overall destruction of the left gable

圖7 左側墻體細部破壞Fig.7 Detail damage of left wall

圖8 YBZ11出現(xiàn)的水平通縫Fig.8 YBZ11 horizontal penetrating gap

圖9 右側YBZ2墻體產生塑性鉸區(qū)Fig.9 Plastic hinge zone on the YBZ2 wall on the right

圖10 長墻裂縫開展變化趨勢Fig.10 Development trend of long wall cracks

圖11 連梁根部產生的豎向裂縫Fig.11 Vertical cracks at the root of the connecting beam

3 試驗結果分析

3.1 加速度反應分析

課題組分別按照單向、雙向、三向輸入峰值加速度為35 Gal的El Centro波并采集各個關鍵樓層的加速度響應，如圖12所示。從試驗分析曲線可以看出，在8層、9層加速度有突變，與數(shù)值分析結果吻合度很高，分析原因是在8層、9層結構的變形曲線存在一個拐點，是由于在該兩層的加速度響應不同導致出現(xiàn)拐點。彈性階段各個位置傳感器測試的加速度的放大系數(shù)吻合度很高，說明中國地震局工程力學研究所研制的FBA-12型力平衡加速度傳感器可以可靠的測試彈性階段的建筑物的加速度。從分析的數(shù)據(jù)看，7度多遇地震作用下，按照單向、雙向、三向輸入地震動所得各個樓層加速度的響應最大誤差在7層，誤差值為11.4%，最小誤差為1.8%，分布在第5層，各層的平均誤差小于10%，其精度在工程領域的多遇地震作用的抗震設計中是足夠滿足的，因此，在設計某個方向規(guī)則的抗側力構件時可按照單向輸入地震動開展相關設計。換言之，對于規(guī)則的建筑，在不考慮扭轉響應的影響下，可按照單向輸入地震動開展彈性階段設計。進入塑性階段，考慮損傷影響，扭轉效應不容忽視，彈性階段的結論不能夠用于塑性階段的設計。從分析數(shù)據(jù)看，1～8層加速度放大在3種輸入方式下基本一致或者吻合，8層以上，即拐點以上部分的加速度放大系數(shù)對次要方向的地震動輸入依賴性較強，對地震動的輸入方向的敏感性較高。另外，從地震加速度放大系數(shù)分布看，頂層的加速度放大系數(shù)為2.6～3.0，頂層結構的層間剪力較大，與華南理工大學周靖關于超高層鋼管混凝土重力柱-混凝土核心筒結構振動臺試驗研究[19]的結果高度吻合，頂層結構的加速度放大系數(shù)的表現(xiàn)特性，證明在高層結構設計中頂層墻體的地震剪力要做加強，是否類似鞭稍效應影響尚需進一步研究。

圖12 不同輸入模式下的El Centro波加速度放大倍數(shù)Fig.12 Acceleration amplification factor in different input

如圖13所示，由1層、8層、15層各地震波作用下的豎向地震加速度放大的分布數(shù)據(jù)可以得出，結構在8層豎向地震作用放大系數(shù)在2.0～3.5，8層豎向加速度放大系數(shù)接近15層豎向加速度放大系數(shù)的2倍，結構在9度大震烈度，Taft波、Wolong 波作用下8層的豎向加速度放大系數(shù)在3.0～4.3，對于Taft波、Wolong 波下結構經歷大震損傷后，7度余震下結構的豎向地震放大作用加大，El Centro波在大震輸入下的豎向反應不明顯，由數(shù)據(jù)分析得，結構豎向響應對地震動類型依賴程度很高。由此可得出剪力墻結構在損傷后要考慮中部樓層的豎向地震作用引起的附加重力二階效應對結構的不利影響，在結構體系經歷大震損傷后豎向地震作用會明顯增加各個豎向構件的軸力，是在結構損傷后期導致軸壓破壞的重要因素。

圖13 不同烈度不同地震動輸入下結構豎向加速度放大倍數(shù)Fig.13 Amplification coefficient of vertical acceleration of structure under different intensities and different ground motions

分析了各個工況下不同地震動峰值加速度放大系數(shù)包絡圖，如圖14所示，結構在不同地震動作用下，7度小震和7度中震的加速度放大倍數(shù)基本是一致的。7度大震后結構出現(xiàn)不同程度的破壞，結構損傷嚴重，對應結構第14～第16工況，對應結構第5次白噪聲掃頻，結構頻率降低17.43%，剛度退化嚴重。與圖7所描述的長肢剪力墻結構開始出現(xiàn)斜裂紋破壞描述是一致的。頂層結構的加速度響應的放大倍數(shù)在2～3，與El Centro波彈性階段的頂層放大倍數(shù)基本一致。證明高層建筑設計中要充分考慮頂層豎向承重構件的抗剪切承載力的加強。經過7度大震后，由于損傷累計導致結構產生較大的塑性變形，部分砂漿退出工作，結構的層剛度嚴重退化，結構的位移響應比較明顯，結構每層的加速度放大系數(shù)明顯降低。在9度罕遇地震工況中，El Centro、Taft地震動作用下結構的加速度響應放大倍數(shù)小于1，通過第9次白噪聲掃頻，得出頻率降低了58.5%，可見結構整體剛度退化嚴重。YBZ11出現(xiàn)與智利地震類似的水平剪切破壞通縫。在經過9度大震后，輸入7度中震地震動，開展余震下?lián)p傷結構體系的研究，由圖14所示，損傷后的結構體系整體剛度退化嚴重，不具備繼續(xù)承受荷載的能力，必須采取加固措施。結構由于是短肢剪力墻結構，因為較高的配筋率，其延性較好，經歷9度罕遇地震后，結構并無倒塌的現(xiàn)象。說明結構可以實現(xiàn)三水準的設計要求，完成7度大震下結構不倒塌的設計要求，證明該結構體系的合理性，具有一定的應用價值。

圖14 不同烈度不同地震動輸入下各層加速度放大系數(shù)Fig.14 Acceleration amplification factor of each layer under different seismic intensity and different ground motion input

3.2 位移反應分析

沿著結構的單向、雙向、三向輸入峰值加速度為35 Gal的EL Centro波，分析結構的位移響應如圖15所示。結構在8層以下，層位移值基本一致，基本不受輸入方向的影響。8層以上沿著3個方向輸入地震動對結構的位移影響比較大。以7～8層層間位移角為例，結構7～8層在沿單向、雙向、三向的層間位移角分別為1/1 721，1/1 520，1/1 410均小于高層技術規(guī)程規(guī)定的1/1 000，說明該結構體系能較好的滿足彈性位移限值要求。兩者之間誤差最大值為18.07%，說明三向輸入地震動對結構的層間位移角影響較大。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)結果分析，建議高層設計在彈性時程計算中，按照三向地震動輸入計算高層建筑結構的位移響應。

圖15 彈性階段不同輸入方式下結構位移響應Fig.15 Structural displacement response under different input modes in elastic stage

研究不同地震動輸入下不同烈度的結構位移曲線，由圖16分析得到：結構在經歷7度大震后結構層間位移產生第一次較大變化，但層間位移角變化并不明顯，8度罕遇地震下結構位移較7度烈度位移變化明顯，層間位移角明顯變大，對應結構第22～第24工況，此刻連梁發(fā)生剪切破壞，長肢墻與短肢墻不再協(xié)同工作，整體結構剛度降低較快，與白噪聲掃頻剛度退化的數(shù)據(jù)一致。9度罕遇地震下的位移角增加顯著，最大位移角發(fā)生在7層、8層、9層，位移變化量較8度變化梯度減弱，但結構尚未倒塌，說明結構基于性態(tài)的設計理念要充分考慮承載能力及使用狀態(tài)兩種設計要求，對結構要基于位移及承載力均要進行嚴格驗算。在El Centro波、Taft波作用下分析橫向短肢墻結構體系的位移變化規(guī)律，結構在7度小震下仍然處于彈性階段，7度中震的頂層變形量基本為彈性位移的2倍，7度余震下的位移接近彈性位移的3倍。但是，Wolong波從設計譜與地震動輸入譜對比圖看，在第一周期處并未包絡設計反應譜，從試驗結果可以統(tǒng)計出，其彈塑性層間位移角與彈性位移角的差別較大，說明彈塑性位移角與彈性位移角接近的前提是長周期(周期大于0.8 s)、在弱和中等非線性階段，并且地震動反應譜要包絡相對應的設計反應譜，可應用等位移原理。補充了孫景江等[20]提出的等位移原理的假設條件，進一步驗證等位移原理的合理性。位移變化曲線與圖14描述的加速度變化曲線的變化趨勢吻合良好。對于7度余震作用下，3種地震動下的結構位移響應在8層以上的位移變化較大，在8層以下較7度中震下的變形基本一致。說明余震對震后損傷的高層建筑的頂層影響較大，建議嚴格驗算震損后的高層結構頂層位移限值。Wolong波在7度各地震動輸入中位移變化基本不明顯，從整體結構的位移曲線分析，短肢剪力墻結構屬于彎剪型變形曲線，很好的說明長肢墻體作為抗震的第一道防線，短肢剪力墻作為抗震的第二道防線，可以有效的實現(xiàn)抗震的三水準設計要求。

圖16 不同地震動輸入下結構位移響應分布Fig.16 Displacement response distribution of structure under different ground motion input

按照高層技術規(guī)程，剪力墻結構在彈性范圍的層間位移角限值為1/1 000，塑性層間位移角限值為1/120，結構體系按照7度設防設計，7層、8層層間位移角試驗及數(shù)值分析結果，如表3所示。試驗與數(shù)值分析吻合良好，結果表明該結構體系有較好的抗震性能，層間位移角可以滿足結構的規(guī)范要求，結構在經歷損傷后，余震下的層間位移角依然可滿足規(guī)范要求，因此可證明該結構體系可以較好的實現(xiàn)基于性態(tài)的結構設計要求。

表3 試驗及數(shù)值分析層間位移角限值對比Tab.3 Comparison of experimental and numerical analysis of displacement angle limits between layers

4 結 論

(1) 通過頻譜分析輸入3條不同地震動，研究剪力墻結構的剛度退化規(guī)律及損傷特點，經掃頻得模型周期為0.434，與通過相似準則計算的原結構模型周期0.444基本一致，說明結構可以很好的反演原模型結構的破壞特點，結構在經歷7度罕遇地震作用下剛度退化速率較大，對應長肢剪力墻斜向裂縫延伸，短肢墻出現(xiàn)不同的水平彎曲裂縫，連梁端部出現(xiàn)斜向剪切裂縫，墻體不能協(xié)同工作，9度地震動輸入后，中心部位YBZ11長墻作為抗震第一道防線出現(xiàn)與智利地震類似的墻體剪切破壞通縫。

(2) 7度多遇地震作用下，按照單向、雙向、三向輸入地震動所得各個樓層加速度的響應最大誤差在7層，誤差值為11.4%，最小誤差為1.8%，分布在第5層，各層的平均誤差小于10%，其精度在工程領域的多遇地震作用的抗震設計中是足夠滿足的。開展豎向地震動放大系數(shù)分析，結構在8層豎向地震作用放大系數(shù)在2.0～3.5，8層豎向加速度放大系數(shù)接近15層豎向加速度放大系數(shù)的2倍，結構在9度大震烈度Taft波、Wolong 波作用下8層的豎向加速度放大系數(shù)在3.0～4.3。大震下豎向地震動對結構軸向作用不可忽略。開展水平地震動放大系數(shù)分析，得出7度小震和7度中震的加速度放大倍數(shù)基本是一致的。7度大震后結構出現(xiàn)不同程度的破壞，結構損傷嚴重，對應結構第14～第16工況，結構第5次白噪聲掃頻后，結構頻率降低17.43%，剛度退化嚴重。在9度罕遇地震工況中，El Centro波、Taft地震動作用下結構的加速度響應放大倍數(shù)小于1，通過第9次白噪聲掃頻，得出頻率降低了58.5%，可見結構整體剛度退化嚴重。

(3) 結構在7度大震下依然能夠滿足框架結構的彈性位移限值，在經歷8度大震后層間位移角明顯變大。試驗統(tǒng)計數(shù)據(jù)進一步證明：在周期大于0.8 s，位移反應在弱和中等線性階段，地震動反應譜在前幾階周期處能夠包絡設計反應譜的條件下可應用等位移原理進行彈塑性層間位移角的估計計算。各個工況下結構層間位移角能夠很好的滿足JGJ 3—2010《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程》的彈性、塑性限值要求。