0 前言

　　近年来我国装配式建筑技术迅速发展，相关理论及试验^[1,2]取得了一系列成果，国家、行业和地方标准、图集相继出台，初步形成了具有我国特色的装配式建筑技术体系。但新标准^[3,4]实施以来，国内装配式建筑经历实际地震震害极少，缺乏实际地震震害经验研究^[5,6,7,8]。

　　2019年6月17日四川省宜宾市长宁县发生6.0级地震，为及时了解震区装配式建筑的震害情况，保障人民生命财产安全，2019年6月20日，四川省住房和城乡建设厅组织了装配式建筑专项震害调查，本文将对调查结果进行论述。

　　1 地震概况

　　据中国地震台网测定，本次地震发生于2019年6月17日22时55分，地点为四川省宜宾市长宁县(北纬28.34°,东经104.90°),震级6.0级，震源深度16km。震源机制解结果显示为走滑型地震。

　　宜宾市内的地震观测台站中，51YBT观测台站(北纬28.71°,东经104.57°)距离震区本文调查的装配式建筑最近。根据四川省地震局提供的本次强震数据，51YBT观测台站记录的地面运动加速度见图1～3。南北向地震动峰值加速度为59.0cm/s²,东西向55.5cm/s²,竖向24.9cm/s²;地震波有效持续时间28s。地震波反应谱曲线见图4。由图可知，在0.1～0.40s周期段，东西、南北向地震影响系数为0.08～0.32,大于《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)^[9](简称抗规)7度(0.1g)小震地震影响系数0.08,其余周期段地震影响系数均小于0.08。

　　

　　图1 东西向地面运动加速度曲线 

　　 

　　

　　图2 南北向地面运动加速度曲线 

　　 

　　

　　图3 竖向地面运动加速度曲线 

　　 

　　

　　图4 51YBT观测台站地震波反应谱曲线 

　　 

　　2 震区装配式建筑概况

　　本次调查的装配式建筑位于宜宾市叙州区，金沙江以北，距离震中约50km, 距51YBT观测台站1～11km。抗震设防烈度为7度(0.10g),设计地震分组为第二组，建筑场地类别为Ⅱ类，特征周期为0.40s, 多遇地震设计水平地震影响系数最大值为0.08,建筑抗震设防类别均为标准设防类。装配式建筑项目、震中和51YBT观测台站位置见图5,装配式项目基本信息见表1。

　　3 装配式建筑震害情况

　　根据地震烈度分布，本次调查的装配式建筑所在区域地震烈度接近6度。调查组对项目一～四楼面、屋面、内墙面、外墙面和楼梯间等区域进行全面排查，对项目五和项目六的低、中、高区楼层分别进行了抽查。调查结果如下。

　　

　　图5 装配式建筑、震中和51YBT观测台站分布示意图 

　　 

　　装配式项目基本信息 表1 

项目 编号

楼层 数

总高 度/m

单体 数

建筑 功能

总建筑面 积/m2

建造年 代/年

结构 形式

震中距 /km

抗震 等级

预制结构构件类型

隔墙类型

评价 得分

一

4

14.70

1

办公

1 350

2016

剪力墙 结构

52

三级

预制剪力墙、叠合 梁、叠合板、预制 楼梯、预制女儿墙

轻质条板、PC非 承重内隔墙、PC 非承重维护墙

50+10

二

3

10.80

1

宿舍

1 300

2016

框架 结构

52

三级

预制柱、叠合梁、 叠合板、预制楼 梯、预制女儿墙

砌体隔墙、PC非 承重内隔墙、PC 非承重维护墙

50+10

三

3

17.15

3

商业

9 000

2019

框架 结构

50

三级

预制柱、叠合梁、 叠合板、预制楼 梯、预制女儿墙

砌体隔墙

47+0

四

6

18.00

1

住宅

3 000

2018

框架 结构

52

三级

预制柱、叠合梁、 叠合板、预制楼梯

砌体隔墙

41+0

五

30～31

90.00～93.00

3

住宅

50 000

2017

剪力墙 结构

50

二级

叠合板、预制楼梯

砌体隔墙

17+0

六

33

99.00 (已建5,8层)

2

住宅

40 000

建设中

剪力墙 结构

50

二级

叠合板、预制楼梯

砌体隔墙

20+0

　　 

　　注：1)“评价得分”项依据《装配式建筑评价标准》(GB/T 51129—2017)^[10]进行评价；2)“评价得分”项仅统计“主体结构”+“围护墙和内隔墙”项；3)结构形式中框架结构、剪力墙结构分别为装配整体式混凝土框架结构、装配整体式混凝土剪力墙结构的简称。

　　 

　　

　　图6 项目一外墙面窗角裂缝 

　　 

　　

　　图7 项目一外墙面窗顶裂缝 

　　 

　　

　　图8 外墙板A立面示意图 

　　 

　　项目一第2层和第3层外墙右上角室内一侧发现细微斜裂缝，见图6、图7,该裂缝在地震后产生。该墙体内侧建筑做法为：预制墙板、6mm厚水泥砂浆垫层、粘结层、40mm厚保温砂浆、玻纤网、水泥砂浆层、腻子、防潮底漆一道、乳胶漆。表面裂缝宽度约为0.2～0.6mm, 长度均约300mm, 仅在内侧保温砂浆内开展，主体结构未见裂缝，该墙板结构构造见图8;其余部位未发现因本次地震而产生的裂缝。项目二～四室内面层未发现开裂脱落，柱脚、梁柱节点、主次梁节点、楼板、楼梯表面未发现裂缝。项目五楼板面、楼板底、墙面、墙角、楼梯间和外墙墙面等部位均未发现裂缝或饰面脱落情况；在建的项目六已施工楼层的叠合板、楼梯和剪力墙均未发现结构裂缝，施工未受地震影响。

　　根据现场调查情况，该6个装配式项目在地震作用下主体结构完好，项目三、项目六预制构件之间的连接部位未发现受损现象，其余项目连接部位因建筑面层覆盖结构部分不可见，但建筑面层未见受损现象；除项目一有两片隔墙保温砂浆轻微开裂外，项目一其余部位和项目二至六隔墙均未发现因地震作用开裂脱落等破坏现象。

　　4 项目一、项目二抗震分析

　　项目一、项目二承重结构构件均预制，装配率高。为进一步研究其在本次地震作用下的抗震性能，笔者对这两个项目进行了补充计算分析。

　　4.1 项目概况

　　项目一为4层装配整体式混凝土剪力墙结构，标准层结构平面图见图9,项目其余基本信息见表1。预制剪力墙采用灌浆套筒连接，叠合板之间采用整体式接缝，外围护墙和内隔墙(卫生间隔墙采用实心砖)采用PC非承重墙板，每间隔1～2m用1个灌浆套筒连接上下墙板的纵筋。内外预制墙板间竖向接缝构造见图10。

　　

　　图9 项目一标准层结构平面示意图  

　　 

　　

　　图10 项目一预制墙板连接节点 

　　 

　　

　　图11 项目二标准层结构平面图 

　　 

　　项目二为3层装配整体式混凝土框架结构，标准层结构平面见图11,项目其余基本信息见表1。上下层预制柱纵筋采用灌浆套筒连接，叠合板之间采用整体式接缝，外围护墙和内隔墙(卫生间厨房少量墙体采用实心砖)采用PC非承重墙板，墙板和叠合梁分别预制，PC墙板与梁、柱和相邻墙板连接构造见图12。

　　

　　图12 项目二墙板和梁柱连接节点图 

　　 

　　在装配式建筑中，PC墙板用于围护墙可提高一体化程度，简化施工，提高效率和质量。但由于其自身刚度大，和主体结构采用不同的连接方式会对整体刚度和耗能机制产生不同的影响。结构设计时，通常可根据其连接方式选择完全考虑、部分考虑和不考虑其刚度影响。

　　4.2 计算模型

　　为了考虑PC非承重墙板对主体结构的影响，根据墙板与主体结构的连接方式，采用PKPM-SATWE和SAP2000软件对项目一和项目二进行分析。对项目一、项目二分别建立3个模型，见表2。模型M1,N1——PC非承重墙板仅考虑为线荷载，计算地震作用时对其自振周期进行折减，折减系数分别取0.7和0.6;模型M2,N2——PC非承重墙板按壳单元考虑，不考虑接缝处影响；模型M3,N3——相对模型M2,N2,项目一PC非承重墙板底部“设缝”(上下层壳单元间共用的节点“断开连接”);项目二在其顶部和底部均“设缝”。

　　模型整体分析 表2 

隔墙处理方案	项目一			项目二
	M1	M2	M3	N1	N2	N3
梁上线荷载	√	—	—	√	—	—
壳单元	—	√	√	—	√	√
“设缝”	—	—	√	—	—	√

　　 

　　4.3 地震波的选取和输入

　　两栋建筑相邻平行并排，建筑主轴(X”向)与东西向夹角64°。51YBT观测台站和项目一、项目二连线到震中距离相同，场地类别相同。51YBT观测台站和震中连线与项目一、项目二和震中连线间夹角为13°,见图13。

　　

　　图13 研究对象与站点(51YBT)方位示意图  

　　 

　　将51YBT观测台站记录的地震波矢量分解，得出的项目一、项目二X”向、Y”向地震动加速度值分别为：

　　{x”=xcos51°−ysin51°y”=ycos51°+xsin51°         (1){x”=xcos51°-ysin51°y”=ycos51°+xsin51°         (1)

　　式中：x,y为观测台站记录的东西向、南北向地震动加速度；x”,y”为项目一、项目二在X”向和Y”向地震动加速度。

　　按式(1)得到项目一、项目二主轴上地震动(简称6-17wave),其峰值加速度分量分别为：X”向39.0 cm/s²,Y”向69.0 cm/s²,Z向24.9 cm/s²,有效持时为30s, 时间间隔为0.005s。

　　4.4 模态分析

　　项目一结构自振周期见表3。根据计算结果可知：1)SATWE和SAP2000模型前3阶自振周期相差10%以内。2)模型M1～M3自振周期均小于场地特征周期0.4s。3) 模型M1第一周期为Y向平动，模型M2,M3第一周期为X向平动，PC非承重墙板对结构整体刚度影响明显。4)X向平动周期之比：模型M2/模型M1约为0.5,模型M3/模型M1约为0.5;Y向平动周期之比：模型M2/模型M1约为0.4,M3/M1约为0.4。5) 模型M2,M3前3阶自振周期相差6%以内，说明在PC非承重墙板底面“设缝”对其自振周期影响较小。

　　项目一结构自振周期/s 表3 

分析 软件	模型M1			模型M2			模型M3
	T1	T2	T3	T1	T2	T3	T1	T2	T3
SATWE	0.321	0.273	0.258	0.144	0.116	0.086	—
SAP2000	0.336	0.287	0.271	0.142	0.122	0.085	0.146	0.126	0.090

　　 

　　注：1)模型M1自振周期未折减；2)因PKPM-SATWE不能实现模型M3非承重墙板“设缝”条件，故仅考虑SAP2000软件计算结果。

　　 

　　项目二结构自振周期见表4。根据计算结果可知：1)SATWE和SAP2000模型前3阶自振周期相差10%以内。2)模型N2,N3自振周期均小于场地特征周期0.4s, 模型N1前3阶自振周期大于0.4s。3)X向平动周期之比：模型N2/模型N1为0.4,模型N3/模型N1为0.5;Y向平动周期之比：模型N2/模型N1、模型N3/模型N1为0.3。模型N2,N3第二周期为扭转周期。PC非承重墙板对结构整体刚度影响明显。4)模型N3与模型N2第一周期之比为1.3,PC非承重墙顶面和底面“设缝”后周期增大0.07s(约30%)。

　　项目二结构自振周期/s 表4 

分析 软件	模型N1			模型N2			模型N3
	T1	T2	T3	T1	T2	T3	T1	T2	T3
SATWE	0.617	0.584	0.535	0.269	0.253	0.135	—
SAP2000	0.623	0.589	0.540	0.270	0.252	0.145	0.340	0.245	0.144

　　 

　　注：1)模型N1自振周期未折减；2)因PKPM-SATWE不能实现模型N3非承重墙板“设缝”条件，故仅考虑SAP2000软件计算结果。

　　 

　　4.5 弹性分析

　　在6-17wave作用下对模型M1～M3及模型N1～N3进行弹性时程分析，并与7度(0.1g)小震振型分解反应谱法(CQC法)计算结果对比，各模型基底剪力计算结果见表5。

　　6-17wave时程分析与CQC法的基底剪力 表5 

模型	分析软件	X向			Y向
		6-17wave 基底剪力 /kN	CQC法 基底剪力 /kN	比值	6-17wave 基底剪力 /kN	CQC法 基底剪力 /kN	比值
M1	SATWE	1 531.0	1 334.7	1.15	2 041.6	1 320.6	1.55
	SAP2000	1 462.0	1 352.2	1.08	2 245.5	1 287.6	1.74
M2	SATWE	2 439.50	1 357.8	1.80	2 564.2	1 310.5	1.96
	SAP2000	2 152.8	1 344.5	1.60	2 561.4	1 276.8	2.01
M3	SAP2000	2 460.4	1 331.6	1.85	2 542.8	1 228.2	2.07
N1	SATWE	629.8	1 532.5	0.41	994.7	1 401.0	0.71
	SAP2000	628.5	1 554.0	0.40	985.9	1 416.4	0.70
N2	SATWE	1 844.2	1 621.2	1.14	2 360.1	1 159.7	2.04
	SAP2000	1 920.7	1 626.4	1.18	2 039.7	1 121.7	1.82
N3	SAP2000	1 007.5	1 530.0	0.66	1 863.0	1 200.2	1.55

　　 

　　注：比值为6-17wave时程分析基底剪力与CQC法基底剪力的比值。

　　 

　　由表5可知，SATWE和SAP2000计算的基底剪力结果基本相符，CQC法和6-17wave时程分析的基底剪力比值：X向最大值为1.85; Y向最大值为2.07。

　　项目一结果表明：1) 模型M1,M2,M3的6-17wave时程分析与CQC法基底剪力比值均大于1,说明本次地震作用下基底剪力超过了小震作用下按CQC法计算的基底剪力，证明了装配式混凝土结构是一种安全可靠、质量可控的结构体系^[11]; 2)由时程分析结果可知，PC非承重墙板对基底剪力影响明显； 3) PC非承重墙板底面“设缝”后，基底剪力变化不大。

　　项目二结果分析表明：1)考虑PC非承重墙板刚度，本次地震作用下Y向基底剪力超过了小震作用下按CQC法计算的基底剪力设计值；2) 由时程分析结果可知，PC非承重墙板对基底剪力影响明显；3) CQC法的Y向基底剪力：模型N2和模型N3小于模型N1,这是因为模型N2,N3的第2阶振型为扭转，第3阶振型为Y向平动，但第2,3阶振型周期比大于1.7,耦联系数约为0.03,振型组合后基底剪力仍小于模型N1基底剪力；4) PC非承重墙板顶面和底面“设缝”后，基底剪力变化不大。

　　对项目一和项目二在6-17wave作用下的倾覆力矩进行分析，得出的结论与基底剪力基本相同，不再赘述。

　　4.6 构件承载力复核和局部应力复核

　　由表5得出的CQC法和6-17wave时程分析的基底剪力比值，可得到地震力放大系数，输入模型M1或N1对结构内力进行放大，采用CQC法复核构件承载力，结果见表6;原设计基本满足本次地震作用下的承载力要求。

　　构件承载力结果对比 表6 

项目		项目一			项目二
		M1	M2	M3	N1	N2	N3
地震力放 大系数	X向	1.2	1.8	2.0	0.4	1.2	0.7
	Y向	1.8	2.0	2.1	0.7	2.1	1.6
竖向构件 配筋		原设计满 足承载力 要求	Y向两片外墙 纵筋配筋超出 原设计9%		柱受弯、受剪、 接缝处直剪满足 承载力要求
水平构件配筋		原设计满足承载力要求

　　 

　　对模型M3进行6-17wave作用下的时程分析，Y向地震作用下外墙板A(图8)的应力云图见图14。墙板剪应力和水平向、竖向拉应力分别为0.83,0.77,0.92MPa, 均小于混凝土标准抗拉强度F_tk=2.01 MPa; 在保温砂浆开裂处，混凝土剪应力和拉应力均小于1MPa。但墙体在门洞角部和门洞顶部均有应力集中现象，该处应力超过了保温砂浆的抗拉强度。

　　

　　图14 外墙板A剪应力和竖向拉应力云图/(N/mm²)  

　　 

　　5 结论

　　(1)6个装配式建筑在经历四川长宁6.0级地震作用后均保持了主体结构完好，预制构件间的连接部位未发现受损现象。

　　(2)6个项目的隔墙基本完好。

　　(3)在四川长宁6.0级地震作用下，采用预制墙板的两栋高装配率建筑项目一和项目二的基底剪力均超过了小震作用下基底剪力，两个项目保持了主体结构完好，项目一达到了抗规第1.0.1条“小震不坏”的设防目标。

　　(4)PC非承重墙板与主体结构连接方式对主体结构刚度有较大影响，建议设计时考虑其影响，并加强PC墙板与主体结构连接构造研究。