考虑预制填充墙影响的装配式剪力墙抗震性能试验研究

赵永强 郑志远 张鹏远 张裕锦 徐 琪 徐一鸣

(1.广西师范大学基建处,广西桂林 541001; 2.湖北商贸学院城市建筑学院, 武汉 430079; 3.武汉市汉阳市政建设集团有限公司, 武汉 430050; 4.武汉建工集团股份有限公司, 武汉 430090; 5.中建三局科创产业发展有限公司, 武汉 430100)

填充墙作为混凝土结构中的非结构构件,通常采用蒸压加气混凝土砌块、空心砖、发泡混凝土等轻质材料砌筑,其承载力及刚度远小于剪力墙。对于装配式剪力墙结构的外围护墙体,可采用预制混凝土(PC)填充墙,通过现场浇筑方法连接。PC填充墙虽然设计为非承重墙体,但非承重墙体由砌体墙变为钢筋混凝土墙,与结构构件之间有着复杂的相互作用关系,也会参与部分结构受力。[1]目前在工程设计中,一般仅将外围护PC填充墙以线荷载的形式考虑,采用JGJ 3—2010《高层建筑混凝土结构技术规程》[2](简称《高规》)中针对非承重墙体为砌体墙时的自振周期折减系数来考虑结构刚度的影响,这与结构实际受力状况存在一定差异。

目前国内外学者仅针对考虑填充墙影响的剪力墙刚度性能作出了相关研究,如王激扬等对不同开洞位置及不同洞口面积钢筋混凝土剪力墙进行了低周往复加载试验,依据开洞折减率对剪力墙墙体进行了极限承载力和抗侧刚度理论分析。[3]周颖等介绍了振动台试验的选波方法以及地震波的输入顺序,并将该方法应用到再生混凝土框架模型振动台试验[4],结果表明通过该方法选波能准确合理地评价结构的抗震行为。郑双明对砌块-剪力墙组合墙体进行了试验研究[5],发现砌体墙和连梁在结构中的作用相当于腹板作用。刘晓怡设计并完成1个无填充墙试件和2个带PC填充墙试件(PC填充墙与装配式联肢剪力墙之间分别采用柔性连接和刚性连接)的抗震性能试验,并借助ABAQUS有限元程序对带PC填充墙的装配式联肢剪力墙结构进行受力性能数值模拟分析。[6]陈婷婷等通过等效刚度法计算了不同类型填充墙的结构自振周期折减系数,并提出了相关合理取值。[7]胡文博对五片不同内填做法填充墙的装配式剪力墙进行了低周往复加载试验[8],结果表明一体化预制剪力墙的承载力明显高于含砌体填充墙和无填充墙的剪力墙。种迅等通过对带不同高度窗下填充墙的预制剪力墙进行低周往复加载试验[9-10],结果表明将填充墙作为荷载进行结构设计不能真实反映结构抗震性能。袁辉等通过对无填充墙和有填充墙的钢筋混凝土联肢剪力墙进行拟静力试验[11],发现填充墙可与剪力墙协同变形,对剪力墙的极限承载力、耗能变形能力和抗侧刚度等的提高均有较大的贡献。

可见,填充墙对剪力墙结构的受力性能有较重要影响,对考虑预制填充墙影响的装配式剪力墙结构抗震性能试验研究有一定的必要性。因此,通过对缩尺比例为1∶3的带PC填充墙装配式剪力墙结构进行振动台试验,考虑在建筑平面两个主轴方向分别设置PC填充墙的情况下,分析对比结构在有无填充墙方向上的动力特性、损伤形态、加速度响应及位移响应,研究PC填充墙对剪力墙结构的抗震性能影响。

1 试件概况

1.1 试件设计

考虑PC填充墙制作工艺、尺寸、洞口大小及配筋等因素,设计了一栋两层带PC填充墙装配式剪力墙结构试件,其实际平面尺寸为4.8 m×4.8 m,层高为2.9 m,楼板厚为120 mm,材料采用C30混凝土和HRB400钢筋,原型结构平面布置如图1所示。为便于对比PC填充墙对剪力墙结构的影响,每层长轴向的两个对称面的墙体均设有填充墙,填充墙布置有门洞和窗洞(SW-Y-F和SW-Y-B),短轴向两个对称面的墙体则无填充墙(SW-N-F和SW-N-B)。填充墙采用φ8@200双排双向配筋,厚度为200 mm,下端为20 mm厚座浆,与剪力墙连接如图2所示,剪力墙厚度为200 mm,按照《高规》要求配筋,竖向钢筋连接采用灌浆套筒接头。

a—原型结构平面布置;b—SW-N-F立面;c—SW-Y-F立面。图1 原型结构布置 mmFig.1 Arrangements of the prototype structure

图2 长轴向填充墙与剪力墙连接配筋 mmFig.2 Connections of steel bars between infill walls and shear walls in the majorlly axial direction

为模拟实际工程中的应用情况,填充墙预制,剪力墙后浇段现浇,填充墙与剪力墙由于配筋不同其刚度响应也不同。填充墙范围采用座浆盲孔定位,剪力墙范围采用灌浆套筒,套筒为直径为8 mm。

1.2 试件制作

试件制作过程为:支模及钢筋绑扎→底座浇筑混凝土→套筒应变片粘贴→二层混凝土浇筑→结构灌浆装配→表面刷白→现场吊装。

1.3 材料性能

试验中细石混凝土选用3～5 mm连续级配的石子作为粗骨料,细砂为细骨料,采用42.5P·O水泥。填充墙、连梁箍筋及楼板中钢筋均采用直径为4 mm的镀锌回火铁丝模拟,其余钢筋直径为6,8 mm的光圆钢筋。混凝土与钢筋材料性能如表1、表2所示。

表1 混凝土轴心抗压强度试验结果Table 1 Test results of concrete axial compressive strength

表2 钢材材料力学性能测试结果Table 2 Test results of mechanical properties of steels

根据试件相似常数的要求,所用混凝土的弹性模量要尽可能低,密度要尽可能与原型结构相同,因此试验使用细石混凝土模拟实际结构的混凝土,强度按照1∶2.864 1的比例,故为C10,原型结构中较细的钢筋采用镀锌铁丝模拟。

根据土木工程结构实验室地震模拟振动台台面尺寸、振动台性能、吊车起吊能力及试件平面布置等因素,初步确定试件长度相似常数为Sl=1/3,应力相似常数为Sσ=1/3,加速度相似常数为Sa=1.0。再根据拟量纲分析法确定其他物理量的相似常数,同时根据材料力学性能测试结果对初始相似常数做微调,其关系如表3所示。

表3 剪力墙试件相似常数Table 3 Similarity constants of shear walls

1.4 试验方案

1.4.1测点布置

试件应变测点分为混凝土应变、钢筋应变和钢筋套筒应变,混凝土测点设置8个,如图3所示;钢筋及套筒应变测点共3个,如图4所示,其中E-S-1为套筒应变测点,E-S-2和E-S-3为与套筒连接的钢筋应变测点。

a—SW-N-F; b—SW-Y-F。图3 混凝土应变测点布置Fig.3 Arrangements of concrete strain measuring points

a—SW-N-B; b—SW-Y-B。图4 钢筋及套筒应变测点布置Fig.4 Arrangements of strain measuring points of steel bars and sleeves

墙体加速度测点布置如图5所示。其中A-X-1测点为振动台台面加速度测点,A-X-2测点为试件基础加速度测点,A-X-3和A-X-4测点记录试件一层顶部加速度时程,A-X-5～A-X-7测点记录二层顶部加速度时程。

图5 加速度传感器测点布置Fig.5 Arrangements of measuring points of accelerometers

激光位移传感器测点布置如图6所示。其中D-X-1为振动台台面位移测点,D-X-2为试件基础位移测点,D-X-3～D-X-4分别为一层顶部和二层顶部位移测点。

图6 激光位移传感器测点布置Fig.6 Arrangements of measuring points of laser displacement sensors

1.4.2地震波选取

采用周颖提出的四步法则[15]进行选取地震波。选取Taft、El Centro和人工三组地震波进行振动台试验,三组地震波的基本信息如表4,其加速度反应谱曲线及设计反应谱曲线如图7所示。该试件地震激励时间间隔为0.011 548 s,Taft波的时间为31.40 s,El Centro波的时间为31.02 s,人工波的时间为28.87 s。

表4 三组地震波基本信息Table 4 Basic information of three groups of seismic waves

图7 地震波加速度反应谱曲线 设计反应谱; Taft; El Centro; 人工波; 三种波平均值。Fig.7 Response spectrum curves of seismic wave acceleration

在建筑平面的纵、横轴线方向上分别对其施加地震激励并进行测试,每个加载等级施加前、后均使用白噪声扫频,以测量试件动力特性参数分析其变化,具体加载工况见表5。

表5 振动台试验工况Table 5 Conditions of shaking table tests

由于后期模型损伤较严重,实际加载时用8度设防(地面峰值加速度为300 cm/s2)工况代替7度罕遇(地面峰值加速度为220 cm/s2)工况,但模型工况名称仍为R7-T/E/A-Y/X。

1.4.3上部结构附加质量模拟

试件质量相似常数Sm=1/25.776 9,将原型结构楼面恒载和活载组合值折算为重力,并折算为质量。由于底座质量为4.48 t,原型结构质量为53.197 t,试件实际质量为1.628 t,根据质量相似常数,质量为53.197 t/25.776 9=2.064 t,因此试件还须加0.436 t的配重块,平均分配在两层楼板上,每层质量为218 kg。实验室用于配重的铸铁块每块质量为10 kg,试件每层楼面用结构胶均匀粘贴22块铸铁块,如图8所示。

图8 上部结构附加质量块Fig.8 Distribution of bobweight on the top of the model

2 主要试验结果及分析

2.1 试件动力特性

整个试验研究过程中,在建筑平面纵、横轴方向(X向和Y向)对试件各进行了8次白噪声扫频,自振频率变化如图9所示。

X方向第一阶频率; Y方向第一阶频率; X方向第二阶频率;Y方向第二阶频率。图9 试件在两水平方向上自振频率Fig.9 Natural vibration frequencies of the model in the two horizontally principal axis directions

由图9可知:第一次白噪声扫频,试件在X和Y向的第一阶自振频率f01x=11.108 Hz,f01y=12.238 Hz;第二阶自振频率f02x=13.397 Hz,f02y=29.724 Hz。由于试件在Y向布置有填充墙,且洞口尺寸较小,因此Y向刚度大于X向刚度,自振频率较高。随着地震激励不断施加,试件损伤逐步累积,自振频率逐步下降,在有填充墙布置方向试件的第一阶自振频率大约为在无填充墙布置方向上的1.1～1.3倍,第二阶自振频率大约为在无填充墙布置方向上的1.8～2.2倍。对比试件第一次与第八次白噪声扫频结果,X向第一阶自振频率下降了16.48%,第二阶自振频率下降了2.04%,Y向第一阶自振频率下降了3.70%,第二阶自振频率下降了19.20%。由于在8度设防(地面峰值加速度为300 cm/s2)工况下试件裂缝数量和宽度迅速增加和扩大,从而导致结构刚度迅速下降,因此最后一次白噪声扫频得到的频率下降幅度较大。

结构一阶频率可大致反映结构性能的变化,因此主要对比一阶频率。可见:随着地震波加速度峰值的增大,X向和Y向的基频呈现逐步下降的趋势。但是X向第二次白噪声出现上升的情况,经分析是由于试验误差引起的数据离散性。第二次白噪声为7度多遇(地面峰值加速度为35 cm/s2)的地震作用,此时结构仍处于弹性状态,基本频率与原结构基本频率保持基本一致。其次,在Y向上,填充墙虽然能够提高结构的整体刚度,但是在八度设防工况下,填充墙容易破坏,从而导致第二阶频率突然出现下降。

2.2 试件损伤形态

试件在地震荷载作用下的损伤全过程如下:

1)当地震烈度为六度多遇(地面峰值加速度为18 cm/s2)到六度设防(地面峰值加速度为50 cm/s2)时,结构轻微振动,无明显试验现象,振动结束后,试件表面无裂缝产生。

2)当地震烈度为八度多遇(地面峰值加速度为70 cm/s2)时,Y方向上,一层SW-Y-B墙体门洞上部连梁和窗洞下部角部首先产生四条微小斜裂缝,如图10a、图10b所示。X方向上,一、二层SW-N-F墙体洞口与连梁相连部位产生很短微裂缝,如图10c所示;结构振动较Y向明显。

a—窗洞角部;b—门洞角部;c—连梁。图10 八度多遇(70 cm/s2)地震烈度下模型损伤状态Fig.10 Damage states of the model excited by a frequent earthquake of 8 degrees (70 cm/s2)

3)七度设防(地面峰值加速度为100 cm/s2)时,Y方向上,一层SW-Y-B墙体门洞上部和窗洞角部与连梁相连处裂缝长度进一步沿斜向扩展,如图11a所示。X方向上,二层SW-N-F墙体洞口上部连梁裂缝进一步延伸,二层SW-N-B墙体洞口下部连梁产生微裂缝,如图11b与图11c所示。

a—填充墙与连梁相交处;b—连梁;c—连梁。图11 七度设防(100 cm/s2)地震烈度下试件损伤状态Fig.11 Damage states of the model excited by a fortification earthquake of 7 degrees (100 cm/s2)

4)八度设防(地面峰值加速度为200 cm/s2)时,Y方向上,一层SW-Y-B墙体窗洞下部角部产生与七度设防工况相互垂直的交叉斜裂缝,如图12a所示,其长度及宽度均很小,裂缝随着振动张开和闭合。X方向上,一层SW-N-B墙体部位水平裂缝进一步延伸,如图12b所示,裂缝随着振动张开和闭合。

a—窗下填充墙角部;b—剪力墙。图12 八度设防(200 cm/s2)地震烈度下试件损伤状态Fig.12 Damage states of the model excited by a fortification earthquake of 8 degrees (200 cm/s2)

5)八度设防(地面峰值加速度为300 cm/s2)时,Y方向上,试件振动幅度较大,SW-Y-F和SW-Y-B墙体洞口裂缝进一步扩展,其宽度均较小,如图13a和图13b所示。方向上,一层SW-N-B墙体部位水平裂缝进一步延伸,如图13c所示,裂缝随着振动张开和闭合。

a—连梁;b—连梁;c—窗洞角部。图13 八度设防(300 cm/s2)地震烈度下试件损伤状态Fig.13 Damage states of the model excited by a fortification earthquake of 8 degrees (300 cm/s2)

6)八度罕遇(地面峰值加速度为400 cm/s2)时,Y方向上,试件振动剧烈,并伴随连续的响声;SW-Y-F和SW-Y-B墙体洞口斜裂缝贯穿至底部,一层墙体部分裂缝处混凝土剥落,裂缝宽度及长度迅速增加,Y向墙体裂缝延伸至X向墙体,窗下填充墙底部形成一条通缝,裂缝随着振动拉开和闭合,墙体损伤严重,如图14a和图14b所示。X方向上,试件振动幅度很大,并伴随连续的响声;SW-N-F和SW-N-B墙体洞口斜裂缝内外完全贯通,振动时一层墙体及洞口裂缝处大块混凝土剥落,X向中间剪力墙损伤严重,如图14c与图14d所示。

a—窗下填充墙角部;b—剪力墙;c—剪力墙; d—剪力墙。图14 八度罕遇(400 cm/s2)地震烈度下试件损伤状态Fig.14 Damage states of the model excited by a rare earthquake of 8 degrees (400 cm/s2)

2.3 试件加速度响应

2.3.1加速度时程分析

考察试验记录的加速度时程数据,试件一层和二层两侧加速度值基本一致,试件无扭转效应产生,故用试件每一层顶部中间位置的加速度即可代表各层的加速度变化。由于试验工况较多,故只给出较为典型的振动台台面及模型结构各层的加速度时程曲线,工况F8-E-Y、B7-T-Y、B8-E-Y、R7-E-Y和R8-E-X如图15～19所示。

a—台面加速度; b—一层顶部加速度; c—二层顶部加速度。图15 工况F8-E-Y加速度时程Fig.15 Acceleration time histories of working condition F8-E-Y

a—台面加速度; b—一层顶部加速度; c—二层顶部加速度。图16 工况B7-T-Y加速度时程Fig.16 Acceleration time histories of working condition B7-T-Y

a—台面加速度; b—一层顶部加速度; c—二层顶部加速度。图17 工况B8-E-Y加速度时程Fig.17 Acceleration time history diagram of working condition B8-E-Y

a—台面加速度; b—一层顶部加速度; c—二层顶部加速度。图18 工况R7-E-Y加速度时程Fig.18 Acceleration time histories of working condition R7-E-Y

a—台面加速度;b—一层顶部加速度;c—二层顶部加速度。图19 工况R8-E-X加速度时程Fig.19 Acceleration time histories of working condition R8-E-X

上述现象表明:1)试件各层加速度时程曲线波形与输入地震波波形基本一致。试件在各个工况下台面加速度时程曲线的峰值与振动台输入加速度很接近,可以很好地反映输入地震波的特性;2)试件二层顶部加速度幅值明显大于一层底部及台面的加速度幅值,随着楼层的上升,试件存在明显的加速度放大现象。

2.3.2楼层最大加速度分析

试件在不同地震烈度下各楼层最大加速度如图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。图20 不同地震烈度下楼层最大加速度Fig.20 The maximum acceleration of floors in different seismic intensities

由图20可以看出:

1)试件在X向各层的加速度响应比Y向各层加速度响应大,其原因是试件X向的刚度小于Y向的刚度,故在相同地震激励下,试件X方向各层的加速度大于Y向各层的加速度。

2)试件在六度多遇、七度多遇、六度设防、八度多遇和七度设防工况下,楼层最大加速度包络曲线近似为线性变化,在八度设防及八度罕遇工况下,楼层最大加速度包络曲线近似为剪切型。

3)在八度设防及八度罕遇工况下,试件一层、二层顶部加速度反应非常明显,其中,在R8-E-X工况下,输入地震波加速度峰值为0.4g,二层加速度峰值上升到了1.62g。在这两种工况下,试件裂缝发展很快,出现非常明显的损伤现象,从而导致加速度响应非常明显。

2.3.3加速度放大系数分析

加速度放大系数β为试件各层所得加速度峰值与振动台台面加速度峰值之比,试件在不同地震烈度工况下各层顶部的加速度放大系数如图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。图21 不同地震烈度下楼层加速度放大系数Fig.21 Amplification factors of floor acceleration in different seismic intensities

1)随着地震烈度逐步提高,试件楼层加速度放大系数β逐渐变大,表明结构沿楼层的升高,地震反应逐步变大。

2)由图21a可以看出:在X向八度罕遇工况下的模型二层和一层加速度放大系数分别为2.973和2.336,八度设防(300 cm/s2)工况下的试件二层和一层加速度放大系数为3.741和3.147,前者的加速度放大系数小于后者,这表明试件在八度设防工况下发生了较为严重的损伤,使试件下端产生了明显的塑性变形,故在下一次地震动加载时,试件一层和二层的加速度放大系数较小。

3)相同地震波工况下,试件在X方向的楼层加速度放大系数大于试件在Y方向的楼层加速度放大系数,X方向的楼层加速度放大系数最大为4.133,Y方向的楼层加速度放大系数最大为3.299。

2.4 试件位移响应

2.4.1位移时程分析

考察试验记录的位移时程数据,由于试验工况较多,故只给出部分振动台台面及试件各层的位移时程曲线。工况F8-E-Y、B7-T-Y、B8-E-Y、R7-E-Y和R8-E-X位移时程如图22～26所示。

a—台面加速度; b—一层顶部加速度; c—二层顶部加速度。图23 工况B7-T-Y位移时程Fig.23 Time histories of displacement in working condition B7-T-Y

a—台面加速度; b—一层顶部加速度; c—二层顶部加速度。图25 工况R7-E-Y位移时程Fig.25 Time histories of displacement in working condition R7-E-Y

a—台面加速度; b—一层顶部加速度; c—二层顶部加速度。图26 工况R8-E-X位移时程Fig.26 Displacement time histories of working condition R8-E-X

可见,试件振动台台面与一、二层顶部位移时程图波形基本一致。八度设防(300 cm/s2)和八度罕遇工况下,试件顶部位移响应远大于一层及台面位移响应,位移放大效应非常明显,试件产生了不可恢复的塑性变形,故位移响应较大,其他工况下楼层顶部位移放大则比较微弱。

2.4.2楼层最大绝对位移分析

不同地震烈度下,楼层最大绝对位移如图27所示。可以看出:相同地震波作用于试件时,试件Y向的位移响应小于X向的位移响应。八度设防(300 cm/s2)和八度罕遇工况下位移响应的增加比其他工况显著,在X方向上八度罕遇El Centro波工况下,顶部位移达到了17.476 mm,八度罕遇人工波工况下,试件顶部位移达到了20.120 mm。楼层位移变化也近似为剪切型。

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。图27 不同地震工况下结构楼层最大绝对位移Fig.27 The maximum absolute displacements of structural floors in different seismic conditions

2.4.3楼层最大相对位移分析

试件在不同地震烈度下楼层最大相对位移如图28所示。可知:试件在八度设防(300 cm/s2)和八度罕遇工况下,各层相对位移响应非常显著,这两种工况对试件损伤较严重,墙体多个部位裂缝宽度迅速增加,损伤加重,最大相对位移达到了8.94 mm。相同地震动峰值加速度工况下,El Centro波的位移响应最为显著,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。图28 不同地震波激励下结构楼层最大相对位移Fig.28 The maximum relative displacements of structural floors excited by different seismic waves

ΔX、ΔY为楼层最大相对位移。两者比值α用于反映不同地震加速度对有、无填充墙的影响程度。两者比值越大,说明填充墙对结构抗震性能的影响越大。

以El Centro波为例,分析X、Y向不同填充墙布置对最大相对位移的影响。由图28可见:随着地震烈度的增大,X、Y向上楼层最大相对位移不断增大,且增大速率呈几何趋势增长,这是由于前几阶地震损伤不断累加的缘故。而且Y向上最大楼层相对位移增大速率比X向明显要相对小很多,表明Y向填充墙对结构刚度有一定的加强作用,在其他种类地震波下也可以看到相似规律。

2.4.4层间位移角分析

层间位移角为结构相邻两层位移时程差值的最值与楼层高度之比。试件在不同地震波激励下楼层最大层间位移角如图29所示。由图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。图29 不同地震烈度下楼层最大层间位移角Fig.29 The maximum drift angles of floors under different seismic intensities

1)试件一层的最大层间位移角均大于二层的最大层间位移角,层间位移角曲线总体上存在反弯点,一层最大层间位移角响应较为显著。

2)试件在相同地震动加速度作用下,在X方向,El Centro波的最大层间位移角响应最为显著,人工波次之,Taft波最小。楼层在X方向的最大层间位移角响应比Y方向响应大,其原因是Y方向墙体存在填充墙及洞口较小,Y方向的抗侧刚度大于X方向,故X方向楼层最大层间位移角响应较大。

3)在八度多遇和七度设防以下地震工况下,结构最大层间位移角均不超过1/1 000,在八度设防(300 cm/s2)和八度罕遇工况下,结构各层最大层间位移角不超过1/120,满足GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》的要求。

2.5 试件应变响应

由于仪器设备通道数量有限,结构模型混凝土应变片共8个,钢筋应变片共3个,振动台试验主要用于定性分析,所以试验中钢筋应变片较少,试验所采集的钢筋应变数据离散性很大,参考价值很小,主要参考混凝土动应变时程,如图30所示。从中可以看出:在七度设防和八度设防(200 cm/s2)工况下混凝土应变测点6(一层有填充墙墙体中间剪力墙下部)应变值均未超过混凝土屈服应变,在八度设防(300 cm/s2)工况下,由于裂缝迅速发展,延伸至测点6位置处,导致应变片断裂,应变值超过阈值,如图30d所示。

a—B7-T-Y测点; b—B7-E-Y测点; c—B8-A-X测点; d—R7-A-Y测点。图30 混凝土应变时程Fig.30 Time histories of concrete strain

3 结束语

通过对带有预制填充墙的装配式剪力墙结构进行了抗震试验研究,得到以下几点结论:

1)第一次白噪声扫频,试件处于弹性阶段。由于Y向布置有PC填充墙,导致试件在Y向抗侧刚度大于X向,Y向第1、2阶自振频率与X向的比值分别为1.102和2.219。随着地震激励不断施加,试件损伤逐步累积,自振频率逐步下降。对比试件第一次与第八次白噪声扫频结果,X向第1、2阶自振频率分别下降了16.48%和2.04%,Y向第1、2阶自振频率分别下降了3.70%和19.20%。

2)试件在八度多遇工况作用时,一层Y向门洞上角部产生微小水平裂缝,窗洞下角部产生微小斜裂缝;在八度设防和八度罕遇地震激励作用下,试件损伤严重,Y向填充墙下端座浆部位形成水平通缝,试件最终由于一层剪力墙下端混凝土剥落并形成较多水平通缝而导致承载力突降。

3)在六、七度地震作用时,试件基本处于弹性状态,Y向由于有PC填充墙的存在而加大了墙体的抗侧刚度,减少了墙体地震加速度反应;在八度多遇、八度设防和七、八度罕遇地震波工况作用时,试件逐步进入弹塑性阶段,PC填充墙慢慢失去作用,此时试件二层X、Y两方向的加速度放大系数β相对比较接近。

4)当地震波达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明显大于带PC填充墙的ΔY,两者比值α平均值范围为2.020～4.425,PC填充墙对剪力墙结构的抗侧刚度起明显的增大效应;当地震波达到八度罕遇烈度时,试件损伤严重,Y向填充墙基本失去了作用,此时X、Y两方向的抗侧刚度趋于一致,试件顶层位移峰值比α为0.860,接近于1。

5)在结构设计时若仍采用线荷载的形式输入钢筋混凝土填充墙,仅考虑周期折减系数,而忽略其刚度的影响,则不能如实反映结构的固有属性(基本频率)。须要将节点进行弱连接设计,如聚乙烯板条或聚苯板条分隔,弱化钢筋混凝土外围护填充墙对结构的影响,同时保证施工与设计的一致性。在未采用弱化连接时,建议结构设计中考虑增大填充墙结构刚度、从而减小结构变形带来的不利影响。