外剪力墙-内框架混凝土结构的振动台试验研究

龚永智，王本利，甘通文，周 泉，蒋丽忠

外剪力墙-内框架混凝土结构的振动台试验研究

龚永智1，王本利1，甘通文2，周 泉3，蒋丽忠1

(1. 中南大学土木工程学院，长沙 410075；2. 广州市花都区赤坭镇人民政府，广州 510800；3. 中国建筑第五工程局有限公司，长沙 410004)

为了研究外剪力墙-内框架混凝土结构这一新型结构体系的抗震性能，基于原型设计了1/7比例的16层模型，选取了LANDERS波、SFERN波和一组人工波进行了振动台试验．分析了结构的破坏现象、动力特性、加速度反应、位移响应及应变反应，根据层间位移角并结合试验现象综合评估了其抗震性能．结果显示：在7度频遇地震和7度基本地震作用下结构表面未观察到裂缝，基本频率下降不超过2%；在7度罕遇地震作用下，模型刚度线性退化，仅第2层顶部转角墙连梁端部出现竖向微裂缝，层间位移小于规范规定的弹塑性限值，结构受到轻微破坏；在8度罕遇地震作用下，裂缝进一步发展，最大层间位移角达到1/72，结构破坏程度加剧；在8度半罕遇地震作用下，3层连梁端部彻底开裂、剪力墙底部水平贯穿，结构受损严重但未倒塌．结构下部方向的抗侧刚度不足，若适当加强底部，则结构的整体抗震性能可进一步提高．综合来看，外剪力墙-内框架结构体系能够满足我国现行抗震规范“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防要求．剪力墙刚度远大于内部框架柱，所以地震作用主要由外部剪力墙承担，内部框架柱在试验结束后仍保持完好，说明该结构体系能够在满足我国现行抗震规范基本要求的基础上实现内部空间的灵活划分．

混凝土结构；剪力墙-框架结构；动力特性；抗震性能

混凝土在结构工程中被广泛使用[1]，国内外学者对传统钢筋混凝土框架-剪力墙结构体系的抗震性能开展了大量理论研究，并提出了诸多抗震设计理论和计算方法[2-6]．Jamnani等[7]从能量的角度提出了新的抗震设计方法．熊仲明等[8]通过拟动力试验表明，在水平地震作用下，框架-剪力墙结构各构件的屈服顺序依次为剪力墙根部、框架各层梁端、框架各柱端根部，整体结构的承载力和变形能力取决于剪力墙的延性和耗能能力，且当弹塑性变形较大时，结构的性能主要取决于剪力墙根部截面的性能．卢巧玲等[9]基于能量准则建立了数学模型并提出优化算法，为框架剪力墙结构中剪力墙位置的设计提供了有效的方法和依据．而非传统布置的框架-剪力墙结构的抗震性能还有待进一步研究．

振动台试验作为研究结构抗震的重要手段之一，能够直观、真实地再现结构受地震作用的影响，因此国内外学者对框架-剪力墙结构开展了大量振动台试验研究，给现行规范提供了修改思路[10]，提出设计建议[11-12]．卢嘉丽[13]设计了高强配筋框架-剪力墙结构模型进行了有限元模拟，进行了抗震性能分析．Kim等[14]设计了一个2×3跨6层高的足尺框架-剪力墙结构模型进行了振动台试验，证实了结构的强度退化对于结构的地震反应有很大影响；三维地震作用下的结构最大位移比二维地震或者一维地震更大．除此之外，学者们还提出了框架-剪力墙体系的改进方案，并通过振动台试验验证了新方案的合理性[15-17]．

内部剪力墙的布设与外部框架柱的突出棱角会对建筑结构的使用功能造成一定影响，也难以满足大空间使用需求．本文研究了一种新型建筑结构体系，该结构外部为剪力墙，内部为框架结构(简称外剪内框结构)，这种结构与传统的剪力墙内置结构相比能够实现内部大开间，便于后期使用空间的灵活布置．然而目前关于这种结构体系的文献较少，为了研究其抗震性能，本文制作了1/7比例的16层模型，选取了LANDERS波、SFERN波和一组人工波进行了振动台试验．分析了结构的破坏现象、动力特性、加速度反应、位移响应及应变反应，根据层间位移角并结合试验现象综合评估了其抗震性能．

1 试验概况

1.1 工程背景

本工程原型结构平面采用简单规则的矩形，长13.15m，宽8.3m；竖向布置规则、均匀，各楼层形式保持一致，共16层，高48m．整体结构由外部剪力墙、内部十字型框架及楼板组成．其中，左右两侧外部剪力墙为一字型，前后为U型，墙体厚200mm；框架柱尺寸为300mm×400mm，楼板厚130mm．建筑结构安全等级为二级，设计使用年限为50年，建筑抗震设防类别为丙类，抗震设防烈度为7度，设计基本地震加速度为0.1，设计地震分组为第1组，建筑场地类别为Ⅱ类．其结构布置如图1所示．

图1 原型结构布置

1.2 模型简介

综合考虑振动台台面尺寸及承载能力、吊车的起吊能力、模型缩尺后高度、现场施工准备布置的便利等方面，本文选取的振动台模型试验设计相似常数如表1所示．

表1 试验模型相似常数

Tab.1 Similarity scaling factors of the test model

根据等效承载力原则，模型墙、梁、板混凝土选用M10砂浆(抗压强度10.8MPa，弹性模量1.18×104MPa)，柱混凝土选用M18砂浆(抗压强度18.5MPa，弹性模量0.98×104MPa)，钢筋选用12#～22#镀锌铁丝，单个构件的钢筋采用焊接方式，梁柱节点处的锚固方式为搭接后用铁丝绑扎．模型结构配筋情况如图2所示，其剪力墙的配筋情况如表2所示．

图2 模型结构配筋情况

表2 剪力墙配筋情况

Tab.2 Reinforcement of shear wall

试验模型底座的尺寸为2.8m×2.3m×0.3m．模型每层自重0.272t，根据相似关系进行完全配重，1～15层附加质量均为0.223t，16层附加质量0.117t．模型的施工过程以及模型全貌如图3所示．

图3 模型结构施工过程和模型全貌

1.3 测点布置

试验中共布置18个位移传感器、32个加速度传感器和64个混凝土应变片．其中，位移传感器分别在底板、1、3、5、7、10、13层各设2个测点(测点和测点)，屋顶设4个测点()．加速度传感器布置楼层与位移传感器相同，布置位置为测点．应变测点布置在1、3、5、10层(S1～S17)，分布于剪力墙底部、连梁端部节点、框架梁柱端部节点处．测点布置情况如图4所示．

图4 测点布置

1.4 加载方案

根据7度抗震设防及Ⅱ类场地要求，试验选取了LANDERS波、SFERN波和一组人工波(RGB波)．各地震动反应谱及加速度时程分别如图5和图6所示．

振动台台面输入的加速度峰值(PGA)经相似关系处理后，按从小到大的输入顺序依次为0.054(7度频遇)、0.15(7度基本)、0.337(7度罕遇)、0.612(8度罕遇)、0.781(8度半罕遇)．LANDERS波、SFERN波为双向地震动输入；双向输入时，主要方向加速度峰值与次要方向加速度峰值之比为1.00∶0.85．试验加载工况如表3所示．

图5 加速度反应谱

图6 地震波加速度时程曲线

表3 振动台加载工况

Tab.3 Loading cases of shaking table

注：①在试验开始前和每级烈度加载完毕后输入PGA为0.05的双向白噪声扫频；②工况第1个字母F/B/R表示频遇/基本/罕遇烈度；数字7/8/8＋表示7度/8度/8度半地震；第2个字母L/S/R表示LANDERS波/SFERN波/RGB波；末尾的///表示为主的双向/为主的双向/单向/单向地震动输入．

2 结果与讨论

2.1 试验现象

试验主要现象如图7所示．

在7度频遇和7度基本地震动输入下，模型整体完好，表面没有可见的裂缝，结构基本处于弹性工作阶段．

在7度罕遇地震动输入下，模型在第3层剪力墙底部开始出现水平微裂缝，如图7(a)所示；在第2层顶部L型转角墙连梁端部出现竖向微裂缝，如图7(b)所示，模型仅出现轻微破坏．

在8度罕遇地震动输入下，第3层剪力墙裂缝延伸发展为通长裂缝，如图7(c)所示，上部多层L型转角墙连梁端部出现细微的裂缝，模型破坏程度进一步加剧．

在8度半罕遇地震动输入下，第3层转角墙及连梁端部彻底开裂，转角墙间的外部剪力墙沿水平方向彻底贯穿，并向周围延伸出多条斜向裂缝，如图7(d)所示；且因混凝土剥落严重，导致铁丝外露并被部分拉断，如图7(e)所示；上部转角墙连梁端部产生了更多的细微裂缝．

此外，第2层外部剪力墙中的U型剪力墙出现一条水平裂缝，如图7(f)所示．这时模型破坏较严重，但仍具有一定抗震能力，内部框架梁柱保持完好.

2.2 动力特性

通过白噪声扫频得到的模型结构自振频率和阻尼比如图8所示．对应和方向的自振频率分别为3.485Hz和4.197Hz，表明方向的刚度小于方向．7度频遇和7度基本地震动输入后，结构自振频率基本无变化，阻尼比稍有增加．7度罕遇地震动输入后模型结构整体刚度明显下降．8度罕遇和8度半罕遇地震动输入后，结构自振频率进一步下降，阻尼比继续上升．试验结束时，模型结构、向1阶自振频率相较地震作用前分别下降29.96%、26.07%，整体刚度退化严重．

2.3 加速度反应

将各楼层测点加速度反应峰值除以底座测点加速度反应峰值，得到的模型结构各层加速度放大系数如图9所示．由图可知：①向加速度反应小于向；加速度放大系数曲线沿层高呈S型变化，大致在第7层和第13层处发生明显转折，这说明模型结构破坏部位主要在下部；②台面输入PGA增加时，模型结构加速度放大系数有所下降．在7度频遇和7度基本地震作用前后，顶层加速度放大系数基本维持不变，此时结构基本处于弹性状态；在7度罕遇地震作用后，向顶层加速度放大系数明显下降，模型受到轻微损伤，结构处于弹塑性阶段；③在8度罕遇和8度半罕遇地震作用后，顶层加速度放大系数进一步减小，结构进入塑性阶段，模型破坏严重．

图8 结构模型动力特性

图9 不同水准地震作用下模型结构加速度放大系数

2.4 位移反应

试验中各工况地震作用下模型结构相对底座最大位移反应曲线如图10所示．由图可知：①地震作用前期，模型向位移反应大于向位移反应．但向位移增长速度快于向，且最终向位移大于向；造成这种现象的原因可能是模型底部存在施工缺陷，并且向、向的地震波频谱存在差异，导致前期向位移过大；②同水准地震作用下，模型位移反应在结构下部增长较快．从7度罕遇地震作用开始，第1层向位移较上部结构发生明显突变．

2.5 应变反应

试验中应变片布置在剪力墙底部、连梁端部节点、框架梁柱端部节点处，试验中不同水准地震作用下模型结构最大应变幅值分布如图11所示(图中数据缺失处表示应变片在试验过程中损坏)．直到7度罕遇地震作用前，应变随地震输入加速度呈线性变化，剪力墙最大应变幅值为155με．在7度罕遇地震作用下，第3层L型剪力墙根部应变片发生破坏．随着地震动继续增大，除第5层外的其余L型剪力墙处应变片全部被破坏．试验结束时U型剪力墙处应变也较大，最大拉、压应变分别达到1046με、592με，但应变片没有发生破坏．内部框架梁柱应变始终较小，只有第3层框架梁端应变在8度半罕遇地震作用下出现较大突变，其最大拉、压应变分别为572με、372με，这是因为此时第3层外部剪力墙彻底贯穿，内部框架受地震影响变大．各水准地震作用下，外部剪力墙应变远大于内部框架的应变；因为由于剪力墙的总刚度远大于内部框架柱，因此水平地震作用主要由剪力墙承担，而框架柱受地震影响较小，较大的应变出现在剪力墙底部等关键部位．

图11 不同水准地震作用下模型结构应变幅值分布

3 抗震性能评估

根据我国《建筑抗震设计规范》(GB5011—2010)规定的层间位移与层高比值的最大值，结合模型振动台试验的现象和结果，对原型结构的抗震性能进行评估．在各工况地震作用下结构层间位移角如图12所示．

在7度频遇地震作用下模型层间位移角小于弹性规范值(1/800)，整体处于弹性工作状态，结构无需修理即可正常使用，满足“小震不坏”的要求．在7度基本地震作用下，虽然层间位移角在底层有突变且超过弹性限值，但模型整体尚完好，刚度退化不明显，满足“中震可修”的要求．

在7度罕遇地震作用下，结构模型底部位移进一步增大，最大层间位移角为1/115，小于弹塑性层间位移角限值(1/100)，且刚度明显下降，模型处于弹塑性阶段，满足“大震不倒”的要求．在8度罕遇地震作用下，第1层向最大层间位移角达到1/72，超过了规范规定的弹塑性层间位移角限值，说明底部3层为结构薄弱层，结构进入塑性阶段．在8度半罕遇地震作用下，底层层间位移角继续增大，结构破坏严重但没有发生整体倒塌，仍有一定抗震能力．

可见，外剪力墙-内框架混凝土原型结构能够满足7度抗震设防要求，若适当加强底层，其整体抗震性能还有提升的潜力．

图12 不同水准地震作用下模型结构最大层间位移角反应

4 结 论

外剪内框结构与传统框剪结构相比空间布置灵活，容易满足建筑使用要求．为研究其抗震性能，进行了几何相似比为1/7的整体结构振动台试验研究，分析了不同水准地震作用下试验模型的破坏现象、动力特性、加速度、位移响应以及应变反应，并对其抗震性能做出了综合评定．得出了以下主要结论.

(1) 在7度频遇和7度基本地震作用下，结构保持完好，刚度变化不明显；在7度罕遇地震作用下，结构最大层间位移角为1/115，小于我国建筑抗震设计规范限制的1/100．在8度罕遇甚至8度半罕遇地震作用下结构破坏严重但没有发生整体倒塌破坏；说明钢筋混凝土外剪内框结构振动台试验设计基本合理，结构本身能够满足我国现行抗震设计规范中“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防标准．

(2) 地震作用中后期结构模型底部3层破坏比较严重，且向层间位移角远大于向，结构中上部层间位移则较小．说明下部3层是结构薄弱层，应适当加强底部尤其是加强向刚度．构件以受拉损伤为主，其薄弱部位为左右两侧外部剪力墙各层根部以及U型墙．在结构设计时应予以重视，可采取适当抗震构造措施改善其抗震性能．

(3) 试验结束时剪力墙破坏严重，而框架柱仍然保持完好，应变也较小，说明地震作用主要由外部剪力墙承担．可见外剪内框结构可以实现内部空间的灵活划分．

(4) 在同水准的3种地震波作用下，结构加速度反应和结构位移反应存在明显差异，说明不同地震波对钢筋凝土外剪内框结构模型结构产生的影响不同，非常有必要选用多种地震波研究结构的抗震性能．

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Shaking Table Test of the External Shear Wall and Internal Frame RC Structure

Gong Yongzhi1，Wang Benli1，Gan Tongwen2，Zhou Quan3，Jiang Lizhong1

(1. School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，China；2. Chini Town People’s Government of Huadu District of Guangzhou Municipality，Guangzhou 510800，China；3. CSCEC Fifth Engineering Bureau Co.，Ltd.，Changsha 410004，China)

To assess the seismic performance of an external shear wall and internal frame RC structure，a 1/7scale 16-story model was designed. The LANDERS and SFERN waves and an artificial wave were selected，and a shaking table test was conducted. The failure phenomenon，dynamic characteristics，acceleration，displacement，and strain of the structure were analyzed. The seismic performance was evaluated. Results show that，under the action of a 7-degree frequent earthquake or a 7-degree basic earthquake，no cracks were observed，and the basic frequency de-creased by less than 2%. Under the action of a 7-degree rare earthquake，the stiffness of the model degraded linearly，the connecting beam of the second-story corner wall cracked，the interlayer displacement was less than the elastic-plastic limit in the code，and the structure was marginally damaged. Under the action of an 8-degree rare earthquake，cracks developed，the interlayer displacement angle reached 1/72，and the structural damage intensi-fied. Under the action of an 8.5-degree rare earthquake，the three-story connecting beam split，the bottom of the shear wall penetrated horizontally，and the structure was seriously damaged but did not collapse. The stiffness in thedirection of the lower part of the structure was insufficient；if the bottom was strengthened，the seismic perform-ance of the structure can be improved. The external shear wall and internal frame RC structure system can meet the seismic requirements of China’s current seismic code “no damage in a small earthquake，repairable in a medium earthquake，and no collapse in a large earthquake”. Since the stiffness of the shear wall was more than that of the internal frame column，the seismic action was mainly borne by the external shear wall，and the internal column remained intact after the test，which indicates that the structural system can realize the flexible division of internal space based on the requirements of China’s current seismic code.

RC structure；shear wall and frame structure；dynamic characteristics；seismic performance

10.11784/tdxbz202112033

TU375；TU375.4

A

0493-2137(2023)03-0301-10

2021-12-20；

2022-03-01.

龚永智（1978—  ），男，博士，教授.

龚永智，gyzcsu@csu.edu.cn.

国家自然科学基金资助项目(51978662)；湖南省自然科学基金资助项目(2020JJ4705).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.51978662)，the Natural Science Foundation of Hunan Province，China(No.2020JJ4705).

(责任编辑：金顺爱)