表1 主要物理量相似常数
Table 1 Similitude parameters of main physical quantities
物理量 应力Cσ 弹性模量CE 长度CL 重力加速度Cg相似常数 0.2 0.2 0.2 1物理量 加速度Ca 时间Ct 阻尼比Cc 质量Cm相似常数 1 0.447 0.018 0.008
装配式建筑具有建造速度快、质量易保证、节省劳动力等优势[1]。在新西兰、加拿大、日本和美国等国家，装配式建筑广泛应用于商场、停车场、中低层建筑、酒店等，结构类型有装配式框架结构、剪力墙结构、装配式大板结构和预制预应力结构等，并且各国学者对其抗震性能进行了研究[2―5]。为适应我国经济发展新情况，装配式建筑再次受到重视，并得到快速发展，国家通过制定相关政策文件、行业标准[6]，来推广新型装配式建筑的应用。目前大多数研究主要为预制剪力墙竖向钢筋连接[7]和预制墙板[8―9]的力学性能，认为套筒灌浆连接和浆锚搭接连接是两种有效的连接方式，且预制墙板力学性能可等同于现浇墙体；同时研究了装配式剪力墙子结构的抗震性能[10―13]，包括插入式预留孔浆锚搭接连接和套筒灌浆连接的装配式剪力墙、叠合板式剪力墙[14]和夹心预制墙板等[15]。
本课题组目前已完成装配整体式剪力墙模型结构的振动台试验研究[16]，本文主要对1∶5缩尺模型的12层装配整体式结构(MPCS)的抗震性能与现浇结构(CIPS)的进行对比分析。两模型结构的设计制作参数、加载制度等条件均相同，通过振动台试验，对比研究两模型结构的裂缝分布形态，自振频率、振型和阻尼比等动力特性，楼层剪力、倾覆力矩、楼层位移、最大层间位移角和结构延性系数等地震响应参数的差异，更好地了解装配整体式结构与现浇结构抗震性能的异同，为其应用提供技术参考。
考虑装配整体式结构中预制墙板的平面布置方式、连接形式和水平与竖向接缝对整体结构的影响而设计、分析并制作了相同的现浇剪力墙结构。两模型结构对应的原型结构共12层，高36 m，平面尺寸9.0 m×9.0 m。考虑实验室振动台的测试、安装条件，模型结构采用缩尺模型[17]。根据相似理论[18―19]，推导并计算了本次振动台试验各物理量的相似常数[16]，主要物理量相似常数见表1。
表1 主要物理量相似常数
Table 1 Similitude parameters of main physical quantities
物理量 应力Cσ 弹性模量CE 长度CL 重力加速度Cg相似常数 0.2 0.2 0.2 1物理量 加速度Ca 时间Ct 阻尼比Cc 质量Cm相似常数 1 0.447 0.018 0.008
原型结构混凝土强度等级为C40，钢筋选用HRB400。两模型结构选用细石微粒混凝土模拟原型结构混凝土、镀锌铁丝模拟钢筋。因设计应力相似常数为1/5，需将细石微粒混凝土强度和弹性模量降低至原混凝土的1/5。本文通过在细石混凝土中配置一定比例的石膏粉实现，其基本组成为水泥选用普通硅酸盐水泥P.O42.5，粗骨料选用豆石，粒径为3 mm～5 mm，细骨料为河砂，掺合料为石膏粉，试配后测试其强度和弹性模量均满足设计要求。两模型结构所用镀锌铁丝，其强度降低程度无法与混凝土强度相匹配，因此，在构件层面把握相似原则，按照抗弯能力等效控制正截面承载能力，抗剪能力等效控制斜截面承载能力，确定模型结构设计配筋[20]。
装配整体式与现浇剪力墙模型结构的相似关系、模型材料、设计参数、构造措施及质量和配重等因素均相同，仅制作工序及工艺不同。两模型结构的平面设计见图1，装配整体式结构的现浇连接部位，亦即现浇剪力墙结构边缘构件，其配筋参数见图2。
现浇剪力墙模型结构的制作流程与传统剪力墙结构的施工工艺一致：绑扎钢筋→支护模板→浇筑混凝土→养护。装配整体式模型结构建造工艺模拟建筑工业化建造流程，预制墙板连接方式在同层采用整体式现浇混凝土，相邻层在楼板面坐浆连接，其竖向钢筋连接采用套筒灌浆连接[16]。根据已有的研究内容[21―22]，认为套筒灌浆连接纵向钢筋可靠有效，设计合理时，未出现滑移破坏等不利现象，故本次试验未考虑装配式墙板纵向钢筋连接失效时对整体结构可能产生的影响。制作完成的两模型结构见图3。
图1 现浇剪力墙与装配整体式模型结构平面布置
Fig.1 Layout plan of CIPS and MPCS
图2 现浇连接部位配筋与构造图
Fig.2 Reinforcements and construction of connection parts
图3 现浇与装配整体式模型结构
Fig.3 CIPS and MPCS model structures
根据场地烈度、场地类别、设计地震分组等参数初步选择数条地震波，再按照结构基本周期点处对应的反应谱值与设计反应谱相匹配的原则筛选出符合条件的地震波。振动台试验选用1987年Superstition Hills(B) 90º(x向)和180º(y向)方向分量(B-WSM)，1999年Turkey Kocaeli 180º(x向)和270º(y向)方向分量(DZC)和1940年Imperial Valley EW(x向)和NS(y向)分量(El Centro)三条地震波。加载制度为x向和y向单双向交替加载，双向加载时，输入地震波加速度峰值比为1∶0.85。按照图4所示的测点布置加速度传感器、速度传感器和位移传感器，以测得测试期间两模型结构相同位置的加速度、速度和位移响应。
图4 测点布置
Fig.4 Diagram of testing point
按照《建筑抗震试验规程》JGJ/T101―2015[23]要求，试验测试分为8个阶段，各阶段加速度峰值APG为0.035g、0.07g、0.10g、0.14g、0.20g、0.22g、0.40g和0.62g，每一阶段三条地震波加载完成后，进行一次加速度峰值为0.035g白噪声扫频，以获取两模型结构的动力特性。试验测试共计63个工况。
整个试验加载过程中，记录了装配整体式与现浇剪力墙模型结构的裂缝发展历程，并进行了裂缝形态对比分析。两模型结构主加载方向的破坏状况比次加载方向严重。在弹性阶段和塑性阶段前期，装配整体式和现浇结构裂缝形态基本一致，即模型结构中下部连梁角部形成细微斜裂缝。随地震波加速度峰值的增大，破坏现象逐渐严重，并呈现不同特点，尤其在8度罕遇0.40g后，两模型结构进入塑性阶段，裂缝形态产生明显区别，装配整体式模型结构预制墙板顶部的叠合连梁结合面形成水平裂缝，2层和3层角部相邻预制墙板现浇连接部位出现竖向微裂缝[16]。现浇结构连梁端部裂缝继续增加，延伸并逐渐贯通，最终形成塑性铰，部分混凝土剥落，部分镀锌铁丝暴露出来。对比两模型结构上部楼层(9层～11层)的裂缝形态，装配整体式模型结构主要表现为叠合连梁结合面处水平裂缝，而现浇结构为连梁角部细微斜裂缝。
两模型结构整体裂缝在立面上的分布形态见图5，装配整体式结构的裂缝分布均匀，除顶层外，其余各层叠合连梁结合面均有裂缝。现浇结构裂缝主要集中在1层～8层连梁，且端部裂缝发展充分，或形成塑性铰，部分混凝土剥落；其中3层和4层墙体自身裂缝较多，破坏较为严重。
图5 装配整体式与现浇剪力墙模型结构裂缝形态图
Fig.5 Cracks morphology of MPCS and CIPS
对比分析两模型结构构件典型的破坏形态：装配整体式结构裂缝主要出现在叠合连梁结合面处，并贯穿墙体厚度方向，跨高比为1.5的连梁结合面下部形成水平裂缝与“X”形剪切裂缝组合的破坏形态；现浇结构主要为连梁端部的裂缝群或形成塑性铰，部分混凝土剥落，跨高比1.5的连梁呈“X”形剪切裂缝(图6(a))，其核心区混凝土剥落。装配式结构2层和4层预制墙板底部结合面形成的水平通缝贯通现浇连接部位，而现浇结构4层墙体出现多条细微裂缝，边缘约束构件破坏严重(图6(b))。
图6 构件破坏形态对比
Fig.6 Comparison of failure modes of the components
模型结构完成各阶段地震波输入后，进行白噪声扫频，对各层加速度信号进行传递函数分析，得到结构的自振频率、振型和阻尼比等动力特性参数。
3.1.1 自振频率
两模型结构自振频率对比分析表明，初始状态装配整体式结构的第1阶和第2阶频率较现浇结构大，第3阶基本相等；完成第1阶段加载后，装配整体式结构前两阶频率下降幅度较大，原因在于现浇连接部位与预制墙板接触面存在初始裂缝，在首次地震波作用下微裂缝发展引起结构频率下降较快，此后，频率变化较为稳定[24]；而现浇结构基本没有减小，前3阶频率的下降幅度一致；随着输入地震波加速度峰值的增大，裂缝发展，两模型结构的自振频率随整体刚度下降逐渐减小，但降低的幅度有差异。将x向第1阶频率归一化，见图7，图中f0为模型结构初始频率，二者自振频率在弹性阶段基本保持不变，塑性阶段现浇结构频率降低幅度大于装配式结构，原因在于该阶段现浇结构的裂缝开展和出现主要集中在4层结构，其墙体出现大量微裂缝，损伤严重，而装配式结构的裂缝沿其高度方向开展且比较均匀，均出现在耗能构件连梁和部分水平接缝处。
3.1.2 振型
对各楼层的传递函数进行分析，求得装配整体式和现浇结构前3阶振型曲线，1阶为x方向平动，2阶为y向平动，3阶为扭转。对比分析，其分布形态基本一致。
3.1.3 阻尼比
模型结构的阻尼比反映结构在地震作用下的耗能性质，根据各楼层测点加速度传递函数，用半功率带宽计算两模型结构阻尼比[25]。初始状态装配整体式与现浇结构x向阻尼比为0.045和0.041，y向阻尼比为0.042和0.045，0.62g时，装配整体式与现浇结构x向阻尼比增大为0.085和0.099，y向阻尼比为0.071和0.081。
图7x向第1阶频率归一化
Fig.7 The first order frequency normalization inx direction
通过加速响应求得两模型结构在三条地震波作用下的最大楼层剪力分布，如图8所示。对比分析可知，装配整体式结构的最大楼层剪力[16]与现浇结构的随结构高度增加逐渐减小；在弹性阶段和塑性阶段前期，现浇结构的最大楼层剪力较装配整体式结构的大，而随着输入地震波加速度峰值增大，楼层最大剪力变化趋势不变，但装配整体式结构的基底剪力较现浇结构的大。由此可认为装配整体式结构和现浇结构的阻尼比相同，在输入相同加速度峰值的地震波后，装配整体式结构因存在多条水平和竖向连接缝而整体刚度较小，引起结构的地震作用增大。
图8 最大楼层剪力分布
Fig.8 Distribution of maximum inter-storey shear force
各地震波作用下，两模型结构各层地震作用/基底剪力如图9所示，随输入地震波加速度峰值的增大，结构地震作用/基底剪力的量值呈现减小趋势，随结构高度的增加而增大，顶层约为13%；在不同的APG阶段呈现不同变化规律，在弹性阶段，两模型结构各层地震作用在基底剪力所占比重基本保持不变，且各层地震作用增量基本一致；在塑性阶段，地震作用在基底剪力所占比重的规律发生变化，各地震波作用时最大量值并非在顶层，说明两模型结构进入塑性阶段，地震作用为非线性分布；两模型结构在相同APG时，各楼层对三条地震波的地震响应规律不同，如APG为0.22g时，装配整体式结构1层～7层对DZC波的响应较大，而8层～12层最小，B-WSM波和El-Centro波响应最大；现浇结构在1层～7层随输入地震波次序依次减小，而8层～12层逐渐增大。
图9 地震作用/基底剪力
Fig.9 Ratio of earthquake action and base shear
两模型结构各楼层倾覆力矩随输入地震波加速度峰值的变化规律如图10所示，其底层倾覆力矩最大，顶层最小；APG相同时，两模型结构在地震波作用下的响应量值不同，响应规律亦不相同，APG为0.07g时，装配整体式结构随输入地震波次序而逐渐增大，而现浇结构在B-WSM波作用下的最大，El Centro波次之，DZC波最小；强震作用时，在地震波作用下底层的倾覆力矩量值幅值较为均匀，但增长趋势不同，装配整体式结构仍继续增长，而现浇结构逐渐呈现减小趋势。
图10 倾覆力矩对比
Fig.10 Comparison of overturning moment
设防地震烈度8度时，两模型结构的位移响应见图11。对比分析，各地震水准作用时，装配整体式结构的楼层位移曲线[16]与现浇结构的基本相同，随地震波峰值增大而增大，在塑性阶段，尤其在El Centro波作用时，现浇结构顶层位移较装配式结构大很多，因现浇结构在4层集中破坏，形成薄弱层，使顶层位移放大。
在弹性阶段，装配整体式结构的最大层间位移角[16]和现浇结构的分别为1/1020和1/1028，小于1/1000，塑性阶段分别为1/127和1/121，小于1/120，满足我国结构设计规范的要求，且两模型结构最大层间位移角的部位为4层或5层，见表2。弹性阶段和塑性阶段前期，装配整体式结构的层间位移角均大于现浇结构，而塑性阶段小于现浇结构；原因在于弹性阶段装配整体式结构的层刚度较小，层间位移角稍大，而塑性阶段现浇结构裂缝开展充分，且主要集中在4层，导致相邻5层的层间位移角增大，且最大位移角大于装配整体式结构的。
图11 最大楼层位移分布
Fig.11 Distribution of maximum displacement
表2 层间位移角对比
Table 2 Comparison of maximum inter-storey drift
APG MPCS CIPS nθnθ 0.035g 5 1/1667 4 1/1896 0.07g 5 1/1020 5 1/1028 0.14g 5 1/296 5 1/356 0.22g 4 1/290 5 1/214 0.40g 5 1/127 5 1/121 0.62g 5 1/97 5 1/81
根据模型结构基底剪力和顶层位移，求得装配整体式结构和现浇结构的滞回曲线，由此提取骨架曲线，见图12，采用多项式进行拟合后，弹性阶段装配整体式结构的刚度小于现浇结构，与上述在弹性阶段的分析结果一致。通过屈服弯矩法确定骨架曲线的特征点参数后，用结构的极限变形与屈服变形计算模型结构的延性系数，装配整体式的延性系数为3.16，现浇结构的延性系数为3.19。
(1) 装配整体式结构最终裂缝形态主要为预制墙板底部连接部位或叠合连梁结合面水平裂缝，沿结构高度分布均匀；而现浇结构主要以连梁端部形成塑性铰为主，破坏主要集中于结构3层和4层，上部楼层基本没有裂缝产生；且连梁作为剪力墙结构的主要耗能构件之一，其破坏形态存在差异。
(2) 两模型结构的振型系数和阻尼比变化趋势基本一致，但第1阶段加载后，装配整体式结构主方向前3阶自振频率降低较大，说明连接部位存在初始损伤。
(3) 弹性阶段，装配整体式结构与现浇结构裂缝形态基本一致，连梁端部形成微裂缝；动力特性参数基本不变，楼层剪力和位移基本相等；装配整体式结构的最大层间位移角比现浇结构的大。
图12 骨架曲线
Fig.12 Skeleton curve
(4) 塑性阶段，主加载方向装配整体式结构1层～11层的叠合连梁均有水平裂缝产生，而现浇结构裂缝主要集中结构的1层～8层，9层以上为微裂缝；现浇结构薄弱楼层的破坏导致自振频率下降较快，且最大层间位移和最大层间位移角均比装配整体式结构的大；而装配式结构的基底剪力则比现浇结构的大。
(5) 装配整体式结构和现浇结构的地震响应参数均满足我国结构设计规范的要求，为了避免在强震作用下，预制墙板连接部位和叠合连梁结合面失效，应采取相应抗震措施，加强连接部位的强度和延性。
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CONTRASTIVE ANALYSIS ON ASEISMIC PERFORMANCES BETWEEN MONOLITHIC PRECAST CONCRETE AND CAST-IN-PLACE SHEAR WALL STRUCTURE
秦朝刚(1989―)，男，陕西人，博士生，主要从事工程结构抗震性能研究(E-mail: qinchaogang415@126.com);
徐亚洲(1978―)，男，陕西人，教授，博士，主要从事动力可靠度分析研究(E-mail: yazhou.xhu@gmail.com);
苏宁粉(1981―)，女，陕西人，讲师，博士，从事高层建筑结构抗震性能研究(E-mail: suningfen@163.com);
吴 涛(1976―)，男，安徽人，教授，博士，从事工程结构抗震性能研究(E-mail: wutao760922@163.com);
孙煜喆(1970―)，男，新疆维吾尔自治区人，高工，博士生，主要从事工程结构抗震性能研究(E-mail: 1269859583@qq.com).