清水陶磚幕墻抗震性能振動臺試驗研究

李曉青 路振星 黃 平

上海建工四建集團有限公司 上海 201103

建筑幕墻在國內的推廣和普及已有30多年時間，我國自建筑幕墻被廣泛使用以來，較少經歷強烈地震的考驗，大多數建筑幕墻的抗震性能未能得到有效驗證。

針對此情況，國內學者開始利用模擬地震振動臺試驗來實現地震波形再現，從而有效地考核主體結構或者幕墻單元的抗震性能及指標[1-5]。研究成果對設計與施工都有很強的實際指導意義。但目前的試驗多針對玻璃幕墻、石材幕墻、陶板幕墻[6-10]。

中山大學·深圳建設工程項目建筑群延續了中山大學及嶺南建筑的紅磚陶瓦的傳統風格，外立面采用鋼骨架外掛陶磚幕墻的形式。目前，我國尚無陶磚幕墻設計、施工的相關標準和規范，即對陶磚幕墻在地震作用下的彈塑性反應沒有明確規定。考慮陶磚幕墻為外掛結構，幕墻與主體結構及陶磚與架體結構一旦出現連接失效，陶磚將會出現墜落的可能，進而造成人員傷亡及財物損壞。因此，地震作用下建筑陶磚幕墻的抗震性能需要深入研究。

1 試驗概況

中山大學·深圳建設工程項目相關設計單位運用常規幕墻設計軟件，對該項目的陶磚幕墻系統進行了設計。

該項目陶磚幕墻系統初步設計方案為：鋼骨架的縱橫向龍骨均由60 mm×60 mm×5 mm的鍍鋅鋼通組成，縱向龍骨間距2 500 mm，橫向龍骨間距5皮磚；陶磚幕墻采用角碼與橫向龍骨進行連接，角碼水平向間距500 mm；每5皮磚鋪設厚4 mm不銹鋼網片，增加角碼與幕墻的拉結強度（圖1）。但是，若能研究新型陶磚幕墻系統的地震作用下的動力特性，則能更好地指導此類工程的設計與施工。因此，制作陶磚幕墻的縮尺模型，運用振動臺對其進行動力試驗研究，分析結構的動力特性并研究其不同部位在不同地震動輸入下的加速度、位移、應變反應，確定整體結構在多維地震作用下的變形和破壞模式，以期為該結構在罕遇地震作用下的結構設計提供依據。

圖1 陶磚立面連接節點

1.1 模型建立

保證試驗效果的有效性，考慮幕墻系統較為規整，選擇接近振動臺長寬大小的模型來進行試驗，高度同建筑層高，采用鋼架模擬主體結構，外墻砌在鋼梁上（圖2）。

圖2 試驗模型

1.2 試驗對象

試驗模型包含6面陶磚裝飾墻（墻厚115 mm），設計2種試驗方案，連接方式，設計、施工和養護都與實際工程相同。

方案1：外墻砌在鋼梁上，橫向龍骨為60 mm×60 mm×5 mm的鍍鋅鋼通，豎向間距5皮磚設置，陶磚幕墻采用角碼與橫向龍骨連接，角碼水平向間距為500 mm；每5皮磚鋪設厚4 mm的不銹鋼網片，增加角碼與幕墻的拉結強度。

方案2：橫龍骨拉結豎向間距調整為10皮，其他設置同原設計。

1.3 試驗內容

1）測試墻板地震作用下的加速度反應。

2）測定墻板地震作用下的相對位移反應。

3）觀察試驗后裂縫出現和發展情況，確定結構的薄弱部位、開裂程度以及破壞形式，分析判斷結構的抗震安全性能。

1.4 試驗裝置

振動臺的基本情況如下：模擬地震振動臺用電液伺服方式通過計算機進行加載控制，可分別進行6個自由度的控制，采用模擬和數字補償技術使模型得到最佳的地震輸入波形。

模型的地震響應用多種傳感器進行量測，通過計算機進行數據采集和分析。振動臺臺面尺寸為3 m×3 m×1.2 m，臺面自重6 t，為焊接鋼蜂窩狀結構，網格尺寸40 cm×40 cm，整個外表面用鋼板包絡以提高其抗彎和抗扭剛度。整個臺面的形狀略呈錐形，以使其質量減小而彎曲剛度增加。

1.5 測點及布置情況

本次試驗共使用58個傳感器，傳感器分別布置在振動臺臺面、鋼架角點、墻體頂部、墻體中部、墻體底部，測試了陶裝飾墻加速度反應、墻頂部相對墻板中部、底部的相對位移（圖3、圖4）。

圖3 墻測點立面布置

圖4 鋼架測點布置位置俯視

試驗前在振動臺上進行了一致性標定。試驗測點共15個，其中加速度、位移傳感器測點15個，如表1所示，另附加2個激光位移傳感器，分別位于②墻的墻中底部A2和墻中頂部C2。

基于傳統東方家庭觀念的延續，我國和東亞的許多國家一樣雖然致力于開發家庭養老的功能，提倡和鼓勵“多代同居”的模式，但確實已經不適應現代人的居住生活理念。隨著我國人口流動和生活理念變化，城鄉空巢家庭數量不斷增多，根據民政部的數據，目前我國城鄉空巢家庭超過50%，部分大中城市達到70%。全國65歲以上“空巢老人”有4150萬人，到“十二五”期末將超過5100萬人，占老年人口近1/4[2]。空巢家庭中，一成的老人是單身。代際分離增加了家庭養老的困難。

表1 加速度/位移測點（15個測點，56個通道）

2 試驗工況及過程

2.1 試驗方式（地震加載）

選取具有代表性的地震記錄，主要考慮滿足以下幾個條件：

1）設計和選擇臺面輸入加速度時程波形時，應考慮主體結構與幕墻自振頻率、擬建場地類別和設計地震分組等因素。地震主頻分布盡可能與原型結構自振頻率接近，地震主頻分布盡可能與幕墻自振頻率接近。

2）地震加速度峰值應大于相應烈度地震作用下原型主體結構加速度反應峰值要求。

3）地震作用下的鋼框架層間位移應滿足規范對原型建筑結構層間位移限值的要求。依據設計圖紙及GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》（2016年版）中的相關規定，廣東深圳市（福田、羅湖、南山、寶安、鹽田）抗震設防烈度為7度，設計基本地震加速度為0.10g。

試驗地震記錄采用3條地震波進行試驗。試驗將分別進行x和y向雙向輸入，各分量的比例按建筑抗震設計規范的規定采用。輸入地震波如圖5～圖10所示。

圖5 NGA_no_2300_KAU001-N（x向）

圖6 NGA_no_2300_KAU001-W（y向）

圖7 NGA_no_2948_CHY032-N（x向）

圖8 NGA_no_2948_CHY032-E（y向）

圖9 RH2TG040_x

圖10 RH2TG040_y

2.2 輸入試驗波

試驗過程中沿南北方向分別輸入白噪聲波，GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》（2016年版）試驗地震記錄中3條地震波NGA_no_2300、NGA_no_2948及RH2TG040。

2.3 試驗工況

試驗工況如表2所示。

表2 試驗工況

3 試驗結果

3.1 陶磚幕墻模型加速度反應

隨著輸入地震波加速度的增加，陶磚裝飾墻在平面外的加速度反應逐步增加，在7度多遇地震、7度設防烈度地震、7度預估罕遇地震及7度半設防烈度地震時，四面內墻板的加速度放大系數均基本沒有變化，當在7度預估罕遇地震，四面墻平面外加速度放大系數開始減小（減小較少），說明在7度預估罕遇地震時，四面墻在地震作用下有輕微的損傷。

由于幕墻模型對稱，本文僅對①墻進行數據分析，分析結果如表3～表6所示。

表3 方案1的①墻加速度及加速度放大系數

表4 方案2的①墻加速度及加速度放大系數

表5 方案1不同工況下相對位移最大值

表6 方案2不同工況下相對位移最大值

3.2 陶磚幕墻模型位移反應

在8度抗震超設防時，2個框架最大層間位移角為1/380，鋼框架結構基本處于彈性狀態，進而保證2種方案墻體試驗具有相同的試驗條件。

隨著輸入地震波加速度的增加，各測點的相對位移隨之增加。8度預估罕遇地震（超設防烈度地震），方案1的墻頂相對墻底的最大位移為9.63 mm，最大層間位移角為1/399.8；方案2的墻頂相對墻底的最大位移為10.05 mm，最大層間位移角為1/383.1。以上說明墻體本身在承受慣性力的同時，還承受由于結構變形的作用。

3.3 陶磚幕墻模型結構宏觀性能

方案1在8度預估罕遇地震（超設防烈度地震）后，整個模型完好，未見可見裂縫。方案2在預估罕遇地震（超設防烈度地震）后，模型墻體完好，未見可見裂縫，在裝飾墻與下部鋼梁連接處有明顯裂縫出現，如圖11所示。

圖11 方案2地震后墻底裂縫

4 結語

方案1的墻頂相對墻底的最大位移為9.63 mm，最大層間位移角為1/399.8；方案2的墻頂相對墻底的最大位移為10.05 mm，最大層間位移角為1/383.1，均未超過實際主體結構（框架-剪力墻結構）規范規定的彈塑性層間位移角限值1/100，也沒有超過有關幕墻規范中對幕墻可承受變形能力的要求。由此可以認為，陶磚幕墻的變形性能滿足抗震要求。

1）根據5皮磚與10皮磚的相關試驗結果，將原設計圖調整為8皮磚，從而既滿足抗震安全要求，又能達到經濟性要求。

2）為了提高陶瓷磚墻抗震性能，在橫梁上底部磚墻第1皮磚墻處設置拉結角碼。根據試驗結果，設計修改每層樓層由底部2皮磚開始設置鋼筋網。

本文試驗研究的實體采用鋼結構來模擬主體結構，但實際過程中使用陶磚的建筑主體多采用混凝土結構，建立混凝土主體結構＋陶磚幕墻的試驗模型可更精準分析陶磚幕墻的抗震特性，也是后續研究的方向。