清水陶砖幕墙抗震性能振动台试验研究

李晓青 路振星 黄 平

上海建工四建集团有限公司 上海 201103

建筑幕墙在国内的推广和普及已有30多年时间，我国自建筑幕墙被广泛使用以来，较少经历强烈地震的考验，大多数建筑幕墙的抗震性能未能得到有效验证。

针对此情况，国内学者开始利用模拟地震振动台试验来实现地震波形再现，从而有效地考核主体结构或者幕墙单元的抗震性能及指标[1-5]。研究成果对设计与施工都有很强的实际指导意义。但目前的试验多针对玻璃幕墙、石材幕墙、陶板幕墙[6-10]。

中山大学·深圳建设工程项目建筑群延续了中山大学及岭南建筑的红砖陶瓦的传统风格，外立面采用钢骨架外挂陶砖幕墙的形式。目前，我国尚无陶砖幕墙设计、施工的相关标准和规范，即对陶砖幕墙在地震作用下的弹塑性反应没有明确规定。考虑陶砖幕墙为外挂结构，幕墙与主体结构及陶砖与架体结构一旦出现连接失效，陶砖将会出现坠落的可能，进而造成人员伤亡及财物损坏。因此，地震作用下建筑陶砖幕墙的抗震性能需要深入研究。

1 试验概况

中山大学·深圳建设工程项目相关设计单位运用常规幕墙设计软件，对该项目的陶砖幕墙系统进行了设计。

该项目陶砖幕墙系统初步设计方案为：钢骨架的纵横向龙骨均由60 mm×60 mm×5 mm的镀锌钢通组成，纵向龙骨间距2 500 mm，横向龙骨间距5皮砖；陶砖幕墙采用角码与横向龙骨进行连接，角码水平向间距500 mm；每5皮砖铺设厚4 mm不锈钢网片，增加角码与幕墙的拉结强度（图1）。但是，若能研究新型陶砖幕墙系统的地震作用下的动力特性，则能更好地指导此类工程的设计与施工。因此，制作陶砖幕墙的缩尺模型，运用振动台对其进行动力试验研究，分析结构的动力特性并研究其不同部位在不同地震动输入下的加速度、位移、应变反应，确定整体结构在多维地震作用下的变形和破坏模式，以期为该结构在罕遇地震作用下的结构设计提供依据。

图1 陶砖立面连接节点

1.1 模型建立

保证试验效果的有效性，考虑幕墙系统较为规整，选择接近振动台长宽大小的模型来进行试验，高度同建筑层高，采用钢架模拟主体结构，外墙砌在钢梁上（图2）。

图2 试验模型

1.2 试验对象

试验模型包含6面陶砖装饰墙（墙厚115 mm），设计2种试验方案，连接方式，设计、施工和养护都与实际工程相同。

方案1：外墙砌在钢梁上，横向龙骨为60 mm×60 mm×5 mm的镀锌钢通，竖向间距5皮砖设置，陶砖幕墙采用角码与横向龙骨连接，角码水平向间距为500 mm；每5皮砖铺设厚4 mm的不锈钢网片，增加角码与幕墙的拉结强度。

方案2：横龙骨拉结竖向间距调整为10皮，其他设置同原设计。

1.3 试验内容

1）测试墙板地震作用下的加速度反应。

2）测定墙板地震作用下的相对位移反应。

3）观察试验后裂缝出现和发展情况，确定结构的薄弱部位、开裂程度以及破坏形式，分析判断结构的抗震安全性能。

1.4 试验装置

振动台的基本情况如下：模拟地震振动台用电液伺服方式通过计算机进行加载控制，可分别进行6个自由度的控制，采用模拟和数字补偿技术使模型得到最佳的地震输入波形。

模型的地震响应用多种传感器进行量测，通过计算机进行数据采集和分析。振动台台面尺寸为3 m×3 m×1.2 m，台面自重6 t，为焊接钢蜂窝状结构，网格尺寸40 cm×40 cm，整个外表面用钢板包络以提高其抗弯和抗扭刚度。整个台面的形状略呈锥形，以使其质量减小而弯曲刚度增加。

1.5 测点及布置情况

本次试验共使用58个传感器，传感器分别布置在振动台台面、钢架角点、墙体顶部、墙体中部、墙体底部，测试了陶装饰墙加速度反应、墙顶部相对墙板中部、底部的相对位移（图3、图4）。

图3 墙测点立面布置

图4 钢架测点布置位置俯视

试验前在振动台上进行了一致性标定。试验测点共15个，其中加速度、位移传感器测点15个，如表1所示，另附加2个激光位移传感器，分别位于②墙的墙中底部A2和墙中顶部C2。

基于传统东方家庭观念的延续，我国和东亚的许多国家一样虽然致力于开发家庭养老的功能，提倡和鼓励“多代同居”的模式，但确实已经不适应现代人的居住生活理念。随着我国人口流动和生活理念变化，城乡空巢家庭数量不断增多，根据民政部的数据，目前我国城乡空巢家庭超过50%，部分大中城市达到70%。全国65岁以上“空巢老人”有4150万人，到“十二五”期末将超过5100万人，占老年人口近1/4[2]。空巢家庭中，一成的老人是单身。代际分离增加了家庭养老的困难。

表1 加速度/位移测点（15个测点，56个通道）

2 试验工况及过程

2.1 试验方式（地震加载）

选取具有代表性的地震记录，主要考虑满足以下几个条件：

1）设计和选择台面输入加速度时程波形时，应考虑主体结构与幕墙自振频率、拟建场地类别和设计地震分组等因素。地震主频分布尽可能与原型结构自振频率接近，地震主频分布尽可能与幕墙自振频率接近。

2）地震加速度峰值应大于相应烈度地震作用下原型主体结构加速度反应峰值要求。

3）地震作用下的钢框架层间位移应满足规范对原型建筑结构层间位移限值的要求。依据设计图纸及GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》（2016年版）中的相关规定，广东深圳市（福田、罗湖、南山、宝安、盐田）抗震设防烈度为7度，设计基本地震加速度为0.10g。

试验地震记录采用3条地震波进行试验。试验将分别进行x和y向双向输入，各分量的比例按建筑抗震设计规范的规定采用。输入地震波如图5～图10所示。

图5 NGA_no_2300_KAU001-N（x向）

图6 NGA_no_2300_KAU001-W（y向）

图7 NGA_no_2948_CHY032-N（x向）

图8 NGA_no_2948_CHY032-E（y向）

图9 RH2TG040_x

图10 RH2TG040_y

2.2 输入试验波

试验过程中沿南北方向分别输入白噪声波，GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》（2016年版）试验地震记录中3条地震波NGA_no_2300、NGA_no_2948及RH2TG040。

2.3 试验工况

试验工况如表2所示。

表2 试验工况

3 试验结果

3.1 陶砖幕墙模型加速度反应

随着输入地震波加速度的增加，陶砖装饰墙在平面外的加速度反应逐步增加，在7度多遇地震、7度设防烈度地震、7度预估罕遇地震及7度半设防烈度地震时，四面内墙板的加速度放大系数均基本没有变化，当在7度预估罕遇地震，四面墙平面外加速度放大系数开始减小（减小较少），说明在7度预估罕遇地震时，四面墙在地震作用下有轻微的损伤。

由于幕墙模型对称，本文仅对①墙进行数据分析，分析结果如表3～表6所示。

表3 方案1的①墙加速度及加速度放大系数

表4 方案2的①墙加速度及加速度放大系数

表5 方案1不同工况下相对位移最大值

表6 方案2不同工况下相对位移最大值

3.2 陶砖幕墙模型位移反应

在8度抗震超设防时，2个框架最大层间位移角为1/380，钢框架结构基本处于弹性状态，进而保证2种方案墙体试验具有相同的试验条件。

随着输入地震波加速度的增加，各测点的相对位移随之增加。8度预估罕遇地震（超设防烈度地震），方案1的墙顶相对墙底的最大位移为9.63 mm，最大层间位移角为1/399.8；方案2的墙顶相对墙底的最大位移为10.05 mm，最大层间位移角为1/383.1。以上说明墙体本身在承受惯性力的同时，还承受由于结构变形的作用。

3.3 陶砖幕墙模型结构宏观性能

方案1在8度预估罕遇地震（超设防烈度地震）后，整个模型完好，未见可见裂缝。方案2在预估罕遇地震（超设防烈度地震）后，模型墙体完好，未见可见裂缝，在装饰墙与下部钢梁连接处有明显裂缝出现，如图11所示。

图11 方案2地震后墙底裂缝

4 结语

方案1的墙顶相对墙底的最大位移为9.63 mm，最大层间位移角为1/399.8；方案2的墙顶相对墙底的最大位移为10.05 mm，最大层间位移角为1/383.1，均未超过实际主体结构（框架-剪力墙结构）规范规定的弹塑性层间位移角限值1/100，也没有超过有关幕墙规范中对幕墙可承受变形能力的要求。由此可以认为，陶砖幕墙的变形性能满足抗震要求。

1）根据5皮砖与10皮砖的相关试验结果，将原设计图调整为8皮砖，从而既满足抗震安全要求，又能达到经济性要求。

2）为了提高陶瓷砖墙抗震性能，在横梁上底部砖墙第1皮砖墙处设置拉结角码。根据试验结果，设计修改每层楼层由底部2皮砖开始设置钢筋网。

本文试验研究的实体采用钢结构来模拟主体结构，但实际过程中使用陶砖的建筑主体多采用混凝土结构，建立混凝土主体结构＋陶砖幕墙的试验模型可更精准分析陶砖幕墙的抗震特性，也是后续研究的方向。