混凝土板-墙结构以无梁或少梁的平板楼盖体系替代传统的梁板楼盖体系,平整的楼面有利于获得更大的建筑空间。板-墙结构的楼板以装配整体式楼板为主,设备安装简便、施工效率较高。

　　 但该结构体系的不足之处在于无梁楼板受力复杂,在传递楼面竖向荷载的同时还起到传递水平荷载的作用。郝锐坤 ^[1]通过拟动力试验研究大开间预应力板-剪力墙结构模型的抗震性能,认为其受力及变形性能类似于框剪结构,适用于7～8度设防地震区、总高度不宜超过70m;李少泉 ^[2]对某高层大开间板-剪力墙结构进行模态分析和动力弹塑性分析,指出结构的薄弱部位为楼板与剪力墙连接节点;桂军 ^[3]将混凝土板-墙结构与传统抗震墙结构进行抗震性能的对比,指出板-墙结构水平传力效果不好,整体刚度和抗震性能弱于采用普通梁板楼盖体系的抗震墙结构。以上研究对板-墙结构的共性认识为:取消梁后连肢墙成为单片墙,在罕遇地震作用下仅由剪力墙的塑性变形耗散地震能量,结构的抗震耗能能力降低。可见要满足现行规范“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防目标,板-墙结构的延性能力至关重要。

　　 方小丹团队 ^[4]提出一种钢管均匀布置于剪力墙身、管内为高强混凝土的组合剪力墙截面形式(图1),并对其进行轴压 ^[5]、偏压 ^[6]、受剪 ^[7]、低周反复 ^[8]等系列试验。研究表明钢管高强混凝土剪力墙的内嵌钢管可作为受拉钢筋参与工作,外包混凝土可与钢管内混凝土共同受力,达到减小截面尺寸、提高承载力和延性的目的。在此基础上,方小丹团队发展提出新型钢管混凝土剪力墙-板结构体系,利用厚度小、抗侧抗扭刚度大、抗震延性能力高的钢管混凝土剪力墙作为混凝土板-抗震墙结构中的主要承重及抗侧构件,旨在解决传统混凝土板-墙结构抗震延性不足的问题。

　　 为研究该新型钢管混凝土剪力墙-板结构在地震作用下的抗震破坏行为和抗震、抗倒塌性能,本文对一个比例为1/8的缩尺模型进行4种强度水平的模拟地震振动台试验,得到模型结构在各级水准地震作用下的地震损伤破坏和宏观地震反应。在试验基础上,分别建立新型板-墙结构和传统板-墙结构两个分析模型,进行数值模拟分析,直观对比新、旧两种板-墙结构的抗震性能,两者的结构布置和剪力墙轴压比相同。

　　 原型结构为某5层、总高30m的钢管混凝土剪力墙-板结构,抗震设防烈度7度、Ⅱ类场地,特征周期0.35s,结构阻尼比5%,设计基本地震加速度0.10g,设计地震分组第一组。为追求更大的建筑空间,控制钢管混凝土剪力墙墙厚为240mm,墙身内嵌钢管采用Q235钢材,外径160mm,壁厚8mm,钢管内填C40混凝土,墙身采用C30混凝土,底层剪力墙轴压比为0.5;无梁楼盖楼板最大跨度7.2m,楼板厚度400mm;按振型分解反应谱法分析的原型结构最大层间位移角为1/867。原型结构标准层平面布置图见图2,整体轴测图见图3。

　　 考虑原型结构布置、振动台性能参数和实验室施工条件、吊装能力等因素,取振动测试的3个控制性相似常数,分别为:控制尺寸的长度相似常数S_l=1/8,控制材料的应力相似常数S_σ=1/4.24,控制试验的加速度相似常数S_a=2.5 ^[9]。

　　 试验模型所用材料及其性能见表1,每浇筑一层剪力墙和楼板时分别预留一组水泥砂浆立方体试块,与试验模型同条件养护。在振动台试验前按《建筑砂浆基本性能试验方法标准》(JGJ/T 70—2009)对预留试块进行抗压强度试验,同时在试块表面布置应变片以测试其弹性模量,取多组试验的平均值作为试验结果。根据测得的屈服强度及弹性模量可得M7.5水泥砂浆的屈服压应变约为1 000με,另根据材料供应商提供的304不锈钢的材料性能可估算其屈服应变约为1 500με。针对结构构件受力特点进行构件层次的等效处理,即楼板和剪力墙按抗弯等效和抗剪等效原则分别计算抗弯和抗剪钢筋配筋率,内嵌钢管按刚度等效原则确定截面惯性矩和截面面积。根据长度相似常数可得试验模型钢管混凝土剪力墙厚度30mm,楼板厚度50mm。试验模型的整体外观见图4。

　　 以基于设计反应谱的选择方法(详见《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)第5.1.2.3条),选择如图5 所示的1条人工地震波和3条天然地震波作为振波台输入激励,其中RWG为按规范反应谱拟合的人工地震波,具有低频长周期分量; Northridge波具有低频长周期分量;经典的El Centro波0.2Hz以下的低频长周期分量相对缺失;Chi-Chi波低频长周期脉冲分量丰富且卓越频率在1.0Hz以下,Chi-Chi波作为每个地震水平试验阶段的最后一个工况,考察试验模型损伤累积周期增大时的地震反应。

　　 在试验模型每层的质心布置X,Y,Z向加速度传感器,在每层的四端角点布置X,Y向加速度传感器,全楼(包括地面层)共布置66个加速度测点以获取加速度、位移等宏观参数;另外在结构底层中部及角部的剪力墙共布置13个应变片以监测钢管混凝土剪力墙构件的动态应变。为考察钢管混凝土剪力墙-板结构在不同水准地震作用下的地震响应和抗震性能,本试验按地震烈度从小到大的顺序进行,即分为7度小震(简称F7)、7度中震(简称B7)、7度大震(简称R7)、8度大震(简称R8)4个试验阶段。每一试验阶段包含4条地震波,同一地震波按X向为主向(表2中单数工况)和Y向(表2中双数工况)为主向分别输入。共计28个试验工况,最终试验工况和实测振动台台面加速度峰值见表2。表中“输入值”为振动台输入加速度数值,“实际值”为振动台台面实测的输出加速度数值。其中工况22,23,27,28的振动台台面加速度实际值与输入值差异太大,其试验数据不予采用,因此后文中个别图表数据只有部分地震波的结果。

　　 7度小震试验后,试验模型表面未发现可见损伤和裂缝。对比试验前,白噪声扫频结果显示试验模型前三阶的自振频率分别降低了4.88%,5.39%,4.41%。钢管表面的最大峰值拉应变为390με,最大峰值压应变为310με;墙体表面水泥砂浆的最大峰值压应变为200με;构件皆处于弹性工作状态。可见在7度小震试验阶段结构满足“小震不坏”的抗震设防标准。

　　 7度中震试验后,对比7度小震试验,结构前三阶的自振频率分别降低了17.38%,14.26%,8.65%。角部的钢管表面最大峰值拉应变达到1621με,超出屈服应变;剪力墙表面水泥砂浆的最大峰值压应变为398με,未达到屈服应变;如图6 所示,试验模型1,2层的板-墙连接节点处角部上端及下端出现少量局部可见的损伤和裂缝。可见,少部分构件已经进入弹塑性工作状态。从地震损伤程度判断,7度中震试验阶段结构满足“中震可修”的抗震设防标准。

　　 7度大震试验后,对比7度中震试验,结构前三阶的自振频率大幅降低,分别降低了25.17%,26.37%,13.89%。位于角部的钢管表面最大峰值拉应变达到2 109με,超出屈服应变;剪力墙表面水泥砂浆的最大峰值压应变为578με,未达到屈服应变。如图7 所示,试验模型各楼层增加了大面积可见的损伤和裂缝,7度中震后产生的裂缝也有所发展,局部楼板与墙肢连接处的角部裂缝发展至贯通并有砂浆剥落。大部分构件已进入弹塑性工作状态,结构未发生局部或整体的严重破坏或倒塌,可见在7度大震试验阶段结构满足“大震不倒”的抗震设防标准。

　　 8度大震试验后,对比7度大震试验,结构前三阶的自振频率进一步降低,分别降低了10.14%,10.81%,17.36%。位于角部的钢管表面最大峰值拉应变达到2637με,超出屈服应变;剪力墙表面水泥砂浆的最大峰值压应变为591με,未达到屈服应变。如图8 所示,结构表面的裂缝进一步发展,多处楼板与墙肢连接处角部裂缝已发展至完全贯通、砂浆剥落;局部较大的破坏发生在顶层,楼板与墙肢连接处沿墙肢周边裂缝发展至贯通;结构各层沿Y向楼板裂缝发展至跨中,部分裂缝已发展至贯通。结构塑性充分发展,但未发生整体的倒塌或危机安全的严重破坏,可见在8度大震试验阶段,结构基本满足“大震不倒”的抗震设防标准。

　　 采用ME′SCOPE软件对振动台试验过程中的白噪声扫频数据进行互谱分析,识别试验模型的模态参数,并借助图形识别结构的振型。试验各个阶段结构的前三阶振型分别为X向平动、Y向平动、扭转,其自振频率和周期见表3。可见随地震测试强度加大,结构自振频率逐渐减小、损伤逐渐积累增大。其中7度小震影响最小,7度中震相对影响较大,对应震损为局部楼板与墙肢连接处角部出现裂缝;7度大震对结构频率影响最大,对应震损为板-墙连接处出现大面积的裂缝,局部位置裂缝已发展至贯通;8度大震后结构频率进一步下降,对应震损为模型局部板-墙连接处裂缝发展至砂浆剥落,楼板支座及跨中位置出现新裂缝。

　　 以台面实测加速度为参考,在不同强度地震作用下各楼层的加速度峰值放大系数K见图9。可见整体上结构各楼层的加速度峰值放大系数随着地震作用强度增大而减小,原因是随着试验进行,结构震损累积、振动周期增大,各层的加速度反应向振动台台面加速度接近。多数试验工况下,K值大于1并随楼层提升而增大,8度大震试验阶段,试验模型1～3层的加速度峰值放大系数小于1,原因是该试验阶段结构振动周期增大,结构的高阶振型影响增大。5层K值较大,原因是振型主导的顶层放大效应使其加速度峰值放大系数较大。

　　 对地震工况下各加速度传感器采集到的加速度时程进行频域微积分,得到试验各阶段结构各楼层侧向位移见图10。可见整体上位移随地震强度增强、楼层增加而增大,侧向位移曲线总体上为弯曲型,符合钢管混凝土剪力墙作为结构主要抗侧构件的特征。X向侧向位移与Y向相比较大,说明结构Y向整体刚度较X向大,符合平面布置特点。同一地震工况下El Centro波、Chi-Chi波的位移反应较大,这与地震动的频率特性和结构X,Y向的动力特性有关,7度大震阶段,结构振动周期增大,由于Chi-Chi地震波具有低频长周期分量,其地震动测试位移响应显著增大。

　　 以同一地震工况下各楼层侧向位移最大值的差值作为楼层层间位移,层间位移与层高之比定义为层间位移角,得到不同水准地震作用下各层的层间位移角见图11。可见,整体上层间位移角随地震强度增强、楼层增加而增大,曲线总体上为剪切型。X向层间位移角与Y向相比较大。《高层建筑混凝土结构技术规程》(DBJ 15-92-2013)中板柱-抗震墙结构的弹性层间位移角限值为1/800,弹塑性层间位移角限值为1/100。7度小震试验阶段,除Chi-Chi地震波作用下结构4,5层的X向层间位移角超限外,其他工况的层间位移角皆小于1/800的限值,说明地震动的选取对结构的位移反应有较大的影响。8度大震试验阶段,最大层间位移角为1/111,小于1/100的限值,可见在超大地震作用下钢管混凝土剪力墙依然表现出良好的抗震性能,整体结构保持较好的延性。

　　 将结构每层加速度时程与楼层质量相乘可得到相应的每个楼层的惯性力时程,将各层惯性力时程叠加得到总惯性力时程最大值对应的时间点,统计与该时间点对应的结构各楼层惯性力峰值,见图12。可见,Y向的地震惯性力比X向大;结构地震惯性力随楼层增加而增大,这是因为沿竖向各层质量分布均匀,但部分地震工况(如X向7度小震工况)下楼层惯性力峰值曲线呈弯曲型,说明在总惯性力时程的峰值点,结构中间楼层的楼层惯性力相对较大。从地震损伤来看,结构1～5层的局部损伤分布比较均匀,顶层损伤由于振型主导的放大效应损伤相对更严重。试验后期,结构惯性力随楼层增加增长速度减缓,地震强度增大后结构损伤累积,结构塑性变形耗能增大。

　　 结构各楼层的楼层剪力见图13。可见,整体上楼层剪力随地震强度增强而增大,试验后期,结构楼层剪力增长速度减缓,从结构内力分布和承载能力变化的角度来看,这是因为在试验后期结构累积损伤已比较严重,震损表现为板-墙连接节点处裂缝大面积发展,抗侧刚度退化,部分楼层的最大楼层剪力接近或者已达到承载力,楼层加速度峰值放大系数减小(图9),结构塑性变形发展(图10),楼层剪力增幅减小。同一地震工况下,上部楼层剪力增幅明显大于下部楼层,这与结构地震惯性力沿楼层竖向分布的规律相符。

　　 基于SAP2000软件,使用等代框架法考虑材料非线性,分别建立对应原型结构的分析模型FM-S、对应传统板-墙结构的分析模型FM-M进行补充分析。FM-S,FM-M结构布置、质量分布相同。FM-S的钢管混凝土剪力墙构件以“剪力墙+钢管混凝土柱”的形式进行模拟。FM-M的剪力墙无内嵌钢管,混凝土强度等级提升至C45,以使其轴压比与FM-S相同。

　　 对模型FM-S和FM-M进行模态分析,得到两者前三阶振型的频率、周期与试验结果对比见表4。可见三者的前三阶振型形态一致,自振频率、自振周期相差不大。

　　 按照表2 中试验工况的顺序定义非线性时程分析工况,得到分析模型各层各点的加速度、位移。对比模型FM-S,FM-M及试验模型顶层质心点的加速度、位移时程以及各层的加速度、位移峰值。

　　 Northridge波7度大震作用下结构顶层X向加速度时程见图14。模型FM-S,FM-M及试验模型三者的加速度时程曲线在波形和相位上都较为接近。可见通过SAP2000软件定义的时程函数、时程工况和相应的分析步、时段划分都可以有效地模拟振动台试验的过程 ^[10]。

　　 结构各层加速度峰值对比见图15。模型FM-S,FM-M及试验模型三者各层加速度峰值曲线形状较为接近,顶层加速度皆因鞭鞘效应明显放大;整体上三者大小关系为模型FM-M<模型FM-S<试验模型,并且该差异随地震作用强度增强而有所扩大,随地震强度提升至7度大震及8度大震时,模型FM-M各层的加速度反应相对更加接近地面加速度。

　　 Northridge波7度大震作用下结构各层位移峰值对比见图16。模型FM-S,FM-M及试验模型三者的位移峰值包络曲线在形状上相似,X向模拟效果相对较好;三者大小关系为:模型FM-M>模型FM-S>试验模型。在7度大震阶段三者差异较小,说明传统板-墙结构在提高剪力墙的混凝土强度后整体刚度与新型板-墙结构相近;7度中震阶段,三者位移峰值差异增大,表明FM-M刚度退化更早;7度大震和8度大震阶段,模型FM-M的位移反应明显扩大,表明其在罕遇地震作用下刚度退化更加明显。

　　 结构各层层间位移角峰值对比见图17。层间位移角峰值对比与位移峰值对比规律相符,模型FM-S,FM-M及试验模型三者的层间位移角峰值关系为:模型FM-M>模型FM-S>试验模型。7度小震作用下模型FM-M多个楼层的弹性层间位移角超出1/800的规范限值;8度大震作用下模型FM-M多个楼层的弹塑性层间位移角超出1/100的限值。而模型FM-S则基本满足规范对弹性和弹塑性层间位移角限值的要求。可见在地震作用下,特别是罕遇和极罕遇地震作用下,新型板-墙结构的抗震性能和抗震延性皆优于传统板-墙结构。

　　 使用施加振型荷载的方法对模型FM-M,FM-S进行Pushover分析,得到两者的结构基底剪力-顶层位移曲线对比见图18。可见:1)整体上两曲线的直线段几乎重合,斜率基本相等,加之3.1节模态分析显示两者的自振频率相差不大,说明两者的刚度接近;2)随着振型荷载的增加,结构进入塑性阶段,对比曲线斜率减小幅度可见,模型FM-S的曲线斜率减小速率更慢,因此相对于传统板-墙结构,新型的钢管混凝土剪力墙-板结构刚度退化更缓慢;3)相对于模型FM-M,模型FM-S的基底剪力峰值明显更高,且曲线没有出现突然下降,可见新型板-墙结构具有更高的侧向承载力和更良好的延性。

　　 (1)在抗震设防烈度为7度、剪力墙轴压比达0.5的前提下,钢管混凝土剪力墙-板结构在多遇、设防地震作用下表现出较大的抗震刚度,在罕遇、极罕遇地震作用下表现出良好的抗震延性,最大弹性层间位移角和弹塑性层间位移角小于规范限值。总体上,钢管混凝土剪力墙-板结构能满足现行规范“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防目标。

　　 (2)钢管混凝土剪力墙作为结构的主要抗侧构件,在经受相当于抗震设防烈度4倍的8度罕遇地震作用后,其表面未发现损坏,整体结构未发生倒塌或严重破坏。说明钢管混凝土剪力墙表现出良好抗震性能和延性能力,可以有效解决传统板-墙结构在取消梁后抗震延性不足的问题。

　　 (3)各个地震强度阶段试验现象表明,地震作用下结构损伤与破坏集中于板-墙连接节点,板-墙连接处裂缝的发展导致其转动刚度下降,随损伤的累积整体结构刚度下降。板-墙连接节点是钢管混凝土剪力墙-板高层结构的抗震薄弱部位。

　　 (4)基于SAP2000软件的补充数值模拟分析显示:对比试验模型,采用等代框架法建立的分析模型在弹塑性阶段的地震反应与试验存在一定差异,说明等代框架法对板-墙结构的模拟尚存在一定的误差,总体上分析模型的地震反应较大,等代框架法偏于保守,有一定的工程参考意义。相对传统板-墙结构,新型的钢管混凝土剪力墙-板结构在地震作用下刚度退化更慢,极限承载力更高,延性发展充分,具有更好的抗震性能。