龐 瑞，王文康，張?zhí)禊i，徐 科

(河南工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，鄭州 450001)

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)、施工技術(shù)和新型高強(qiáng)材料的快速發(fā)展，建筑結(jié)構(gòu)向著“自重輕、樓層高、跨度大、體系柔、阻尼低”的方向發(fā)展，因此在人致激勵(lì)作用下大跨度橋梁、樓蓋、柔性樓梯等的豎向振動(dòng)問題日益凸顯[1 ? 2]?，F(xiàn)實(shí)生活中，人體對于建筑物施加的荷載通常為正常行走、奔跑和跳躍等。除此之外，還有踮腳，即bounce 運(yùn)動(dòng)[3]。踮腳是指雙腳尖不離開地面，只有腳后跟抬起和落下的人體上下往復(fù)的運(yùn)動(dòng)，通常出現(xiàn)在球賽、演唱會(huì)等的舞臺(tái)和觀眾臺(tái)上，并常伴隨著一定的節(jié)拍。當(dāng)人致激勵(lì)頻率與結(jié)構(gòu)的自振頻率接近時(shí)就會(huì)導(dǎo)致共振，引起結(jié)構(gòu)過大的振幅和強(qiáng)烈的振動(dòng)響應(yīng)，使人體感到不適[4]，甚至導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞，因此人行荷載下樓蓋的振動(dòng)問題引起國內(nèi)外學(xué)者廣泛關(guān)注[5 ? 8]。

當(dāng)前，我國主要采用疊合式樓蓋[9]。研究表明疊合式樓蓋拼縫處的混凝土在溫度和體積收縮作用下常產(chǎn)生裂縫[10]，對于同時(shí)采用機(jī)械連接和后澆層的樓蓋，混凝土開裂后板縫平面內(nèi)承載力和剛度迅速降低到僅有連接件時(shí)的水平。疊合層可提高樓蓋的初始剛度，但對極限承載力提高作用有限[11]。疊合層的存在增加了樓蓋自重，增大了地震作用和基礎(chǔ)壓力，并且不利于預(yù)制混凝土、高強(qiáng)與高性能材料、預(yù)應(yīng)力等高技術(shù)的充分利用。因此，全裝配樓蓋在北美和歐洲等國家和地區(qū)得到了廣泛應(yīng)用。

目前應(yīng)用最多的全裝配式樓蓋是雙T 板樓蓋體系。雙T 板樓蓋翼緣板縫連接件已有超過50 年的使用歷史，通過對雙T 板樓蓋在板縫連接節(jié)點(diǎn)和板縫的抗剪與抗拉(壓)性能[12]、樓蓋的平面內(nèi)受力性能[13]和采用雙T 板樓蓋的多層建筑(多為停車場建筑)地震響應(yīng)機(jī)理[14]等 4 個(gè)層面的系統(tǒng)研究，提出了樓蓋敏感類多層建筑結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)方法[15]，解決了全裝配式雙T 板樓蓋在高烈度區(qū)應(yīng)用的瓶頸。雙T 板樓蓋可滿足大跨、重載等設(shè)計(jì)要求，但存在樓蓋板底不平整、結(jié)構(gòu)高度較大等問題，應(yīng)用范圍存在一定的局限性。

為了拓寬干式樓蓋的應(yīng)用形式，發(fā)揮全裝配式樓蓋的性能優(yōu)勢，龐瑞等[16]根據(jù)國內(nèi)外規(guī)范對裝配式樓蓋受力和抗震性能的要求，研發(fā)了基于分布式連接全裝配RC 樓蓋體系(discretely connected precast RC diaphragm (DCPCD))。該體系采用全干式連接件來代替現(xiàn)澆層里的鋼筋傳遞預(yù)制板之間的內(nèi)力，在連接方便的同時(shí)保證樓蓋具有較好的整體性、承載能力與抗震性能。

DCPCD 以預(yù)制企口平板(夾層板或多孔板)和挑耳梁(墻)為基本構(gòu)件，梁(墻)-板之間和板-板之間采用上下企口兩兩匹配的分布式連接件連接的全干式樓蓋體系，其構(gòu)造如圖1 所示。

圖1 DCPCD 體系示意圖Fig. 1 Schematic diagram of DCPCD

DCPCD 的橫板向以分布式連接件連接，使得內(nèi)力和振動(dòng)傳遞規(guī)律發(fā)生了較大改變，進(jìn)而影響樓蓋的豎向承載能力與振動(dòng)特性。龐瑞、朱筱俊等[17 ? 18]進(jìn)行了DCPCD 平面內(nèi)剛度試驗(yàn)和豎向承載力試驗(yàn)，驗(yàn)證了樓蓋具有較大的平面內(nèi)剛度和豎向承載能力。在此基礎(chǔ)上，孫崇芳等[19]進(jìn)行了DCPCD 在人行荷載下的豎向振動(dòng)試驗(yàn)，結(jié)果表明，試件符合我國規(guī)范[20]規(guī)定的自振頻率和加速度雙控條件下樓蓋舒適度的評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。

為進(jìn)一步揭示DCPCD 橫板縫方向豎向振動(dòng)特性與人致激勵(lì)響應(yīng)規(guī)律，本文進(jìn)行了6 個(gè)DCPCD試件和1 個(gè)現(xiàn)澆板對比試件在兩端簡支條件下的動(dòng)力特性試驗(yàn)和單人踮腳、跳躍激勵(lì)下的豎向振動(dòng)性能試驗(yàn)研究。以期為四邊約束條件下DCPCD的豎向振動(dòng)特性與人致激勵(lì)響應(yīng)研究提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)和參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

現(xiàn)澆板(CISS)試件與DCPCD 試件均為3700 mm×1800 mm×100 mm 的兩短邊簡支單向板(支座間距為3.5 m)，其中DCPCD 由若干塊預(yù)制板通過發(fā)卡-蓋板混合式板縫連接件(HP-CPC)連接，發(fā)卡式連接件(HPC)中間通過嵌條與發(fā)卡錨板焊接連接；蓋板連接件(CPC)通過開孔板從底部覆蓋于錨板上焊接連接，焊接時(shí)兩側(cè)采用U 形焊縫，預(yù)留自由變形段。

制作了6 個(gè)DCPCD 試件和1 個(gè)現(xiàn)澆對比試件，試件設(shè)計(jì)見表1。樓板配筋根據(jù)鋼筋混凝土單向板理論進(jìn)行設(shè)計(jì)，為雙層雙向 8@170 布置。試件的平面布置圖見圖2(各試件除板縫數(shù)量和連接件數(shù)量不同外，其余參數(shù)均相同，以S5C3 為例)，預(yù)制板配筋圖詳見圖3，連接件大樣圖詳見圖4。

1.2 材料屬性

混凝土等級為35，混凝土保護(hù)層厚度為10 mm，縱向受力鋼筋為 8，連接件錨筋為 10。鋼筋(板)與混凝土實(shí)測材料特性見表2 和表3。

1.3 加載裝置

加載裝置圖詳見圖5。試驗(yàn)裝置由鋼柱、支承鋼梁、滾軸、牛腿和防護(hù)鋼梁等組成。采用兩端簡支條件，一端為固定剛滾軸，另一端為活動(dòng)剛滾軸。將樓蓋平放在鋼支架上，在樓蓋上進(jìn)行錘擊、踮腳和跳躍等試驗(yàn)。

2 模態(tài)參數(shù)分析

本試驗(yàn)采用錘擊法[21 ? 22]進(jìn)行樓蓋的模態(tài)參數(shù)分析，采用東華動(dòng)態(tài)采集儀DH-5922D 和量程為2 kN的模態(tài)力錘LC-2 進(jìn)行模態(tài)試驗(yàn)，加速度傳感器為ICP 壓電型加速度傳感器，選擇單點(diǎn)激勵(lì)的試驗(yàn)方

表1 試件設(shè)計(jì)Table 1 Specimen design

注：試件編號(hào)采用“S-C-”格式，其中，S 代表預(yù)制板個(gè)數(shù)，C 代表每條板縫連接件個(gè)數(shù)。法，采樣頻率為500 Hz，模態(tài)試驗(yàn)的流程圖如圖6所示。

圖2 試件S5C3 結(jié)構(gòu)平面布置圖 /mm Fig. 2 Plane of specimen S5C3

測點(diǎn)的布置：布置在所關(guān)心的點(diǎn)，避免布在振型節(jié)點(diǎn)上；測點(diǎn)數(shù)要大于測試的模態(tài)階數(shù)；測

圖3 預(yù)制板配筋詳圖 /mm Fig. 3 Details of PC slab reinforcement

圖4 連接件詳圖 /mm Fig. 4 Details of slab joint connectors

表2 鋼筋(板)實(shí)測力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel bars (plate)

點(diǎn)數(shù)要足夠多，以保證測試數(shù)據(jù)的精確性和問題測點(diǎn)的可替代性。試件加速度傳感器布置方案如圖7 所示，DCPCD 試件以S3C3 和S5C3 為例。

表3 混凝土實(shí)測力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of concrete

圖5 試驗(yàn)裝置Fig. 5 Test setup

圖6 錘擊法模態(tài)試驗(yàn)流程圖Fig. 6 Flow chart of hammer modal test

2.1 模態(tài)振型

錘擊法得到的各試件前3 階振型如表4 所示。由表4 可知DCPCD 與現(xiàn)澆樓蓋的前3 階振型是基本一致的，區(qū)別在于現(xiàn)澆樓蓋構(gòu)件材質(zhì)均勻連續(xù)，各階振型更平滑，而DCPCD 試件由于板縫的存在使得板縫連接處出現(xiàn)變形集中和彎折現(xiàn)象。

圖7 加速度傳感器布置圖 /mm Fig. 7 Layout of acceleration sensors

2.2 一階自振頻率與阻尼比

DCPCD 試件與現(xiàn)澆板試件的第1 階振動(dòng)頻率及其比值和阻尼比如表5 所示。

由表5 可知：

1) DCPCD 試件的一階自振頻率較現(xiàn)澆板的有所降低，其大小順序?yàn)椋篺CISS>fS3C3>fS5C3>fS4C3>fS3C2>fS4C2>fS5C2。

表4 各試件前3 階振型Table 4 First three mode shapes of each component

圖8 幅頻曲線Fig. 8 Amplitude-frequency curve

表5 實(shí)測一階頻率對比Table 5 First-order frequency comparison

2) 預(yù)制板數(shù)量相同時(shí)，連接件數(shù)量越多，一階頻率越大，其中奇數(shù)裝配板每增加一個(gè)連接件，一階頻率增加15%(3 個(gè)預(yù)制板為15.54%，5 個(gè)預(yù)制板為20.61%)以上，4 個(gè)預(yù)制板每增加一個(gè)連接件，頻率增加10.26%?？芍?，當(dāng)預(yù)制板的數(shù)量越多，連接件的對樓板基頻的貢獻(xiàn)越大。

3) 連接件數(shù)量相同時(shí)，預(yù)制板的數(shù)量越少，一階頻率越大，即剛度越大。但偶數(shù)塊板試件(S4C2、S4C3)時(shí)板縫位于跨中(一階振型中心)，樓蓋剛度受板縫影響較大，使得與同條件下奇數(shù)板方案(S5C2、S5C3)相比無明顯提高。

4) 通過對比有3 個(gè)連接件的試件，發(fā)現(xiàn)S4C3較S3C3 下降10.06%，S4C3 較S5C3 下降1.10%。說明當(dāng)板縫位于樓蓋跨中時(shí)，樓蓋的基頻下降的較多，是不利的布置形式。

5) 阻尼比隨著樓蓋自振頻率的減小而增大，與樓蓋剛度呈反比關(guān)系，阻尼比隨板縫個(gè)數(shù)和連接件個(gè)數(shù)的變化規(guī)律可參照一階頻率變化規(guī)律。現(xiàn)澆試件和3 個(gè)連接件試件的阻尼比在1%～3%，2 個(gè)連接件試件的抗彎剛度較小，阻尼比在3%～5.5%，整體符合樓蓋阻尼比取值范圍[24]。

3 人致激勵(lì)響應(yīng)

單人定點(diǎn)試驗(yàn)包括1 Hz 踮腳、2 Hz 踮腳、3 Hz踮腳、1 Hz 跳躍、2 Hz 跳躍、3 Hz 跳躍等6 種工況，每種工況進(jìn)行3 次試驗(yàn)。按照AISC 規(guī)范，人的體重服從均值為700 N，標(biāo)準(zhǔn)差為145 N 的正態(tài)分布，本次試驗(yàn)人員體重為80 kg，試驗(yàn)實(shí)景圖詳見圖9。

圖9 人致激勵(lì)試驗(yàn)現(xiàn)場照片F(xiàn)ig. 9 Photos of human incentive test

3.1 加速度響應(yīng)

3.1.1 加速度時(shí)程曲線

為了探究DCPCD 試件是否因板縫的存在和由于連接節(jié)點(diǎn)的特殊形式而使得振動(dòng)傳遞與現(xiàn)澆試件間存在差異，對同一試件沿跨度方向的不同測點(diǎn)進(jìn)行了對比。圖10 所示為1Hz 跳躍荷載下試件CISS 和試件S3C3、S4C3、S5C3 中測點(diǎn)2、測點(diǎn)5、測點(diǎn)8 的加速度響應(yīng)時(shí)程曲線。

圖10 1 Hz 跳躍荷載下的加速度響應(yīng)Fig. 10 Acceleration response under 1 Hz jump load

由圖10 可知，同一試件的不同測點(diǎn)處有相同的響應(yīng)規(guī)律，即在同一激勵(lì)下，試件各點(diǎn)處的振動(dòng)趨勢相同，同時(shí)達(dá)到波峰(波谷)。各測點(diǎn)振動(dòng)加速度時(shí)程曲線相似，而峰值不同，表現(xiàn)為越靠近低階振型中心加速度峰值越大。由此可知分布式連接件可有效傳遞振動(dòng)，使得DCPCD 與現(xiàn)澆樓蓋有相同的振動(dòng)傳遞機(jī)制，不會(huì)因?yàn)榘蹇p的存在而產(chǎn)生相位差。

圖11 所示為1 Hz 跳躍荷載下CISS、S3C3、S4C3、S5C3 中8 點(diǎn)(中心點(diǎn))的加速度時(shí)程曲線。由圖11 可知，相同激勵(lì)下，DCPCD 試件的加速度普遍較CISS 試件大，隨著板縫數(shù)的增加樓蓋剛度減小，振動(dòng)加速度時(shí)程曲線包絡(luò)線的縱坐標(biāo)相應(yīng)增大，各個(gè)峰值均也有所增大，S4C3 由于板縫位于跨中，振動(dòng)更加明顯，因此出現(xiàn)與S5C5 相近的峰值加速度。

圖11 1 Hz 跳躍荷載下各試件8 點(diǎn)響應(yīng)Fig. 11 Response of eight measurement points of each component under 1 Hz jump load

3.1.2 各測點(diǎn)響應(yīng)

由于連接件的存在，使得DCPCD 試件與現(xiàn)澆樓試件的傳力方式不同，加速度最大的點(diǎn)所在位置也有差異，限于篇幅，以試件CISS、S3C3 和S5C3中各個(gè)測點(diǎn)各工況下的最大振動(dòng)加速度為例加以說明，如圖12 所示。

通過觀察可總結(jié)如下規(guī)律：

1) 試件CISS 的加速度響應(yīng)最大的點(diǎn)一般出現(xiàn)在跨中的邊緣，因?yàn)榇颂幖仁窃嚰浑A振型的中心也是二階振型的中心，與文獻(xiàn)[25]的結(jié)論一致。

2) DCPCD 試件的加速度響應(yīng)最大點(diǎn)一般出現(xiàn)在最靠近跨中的連接縫處的邊緣，即使接縫不在跨中，不在一階振型的中心，也只是處在靠近二階振型中心的區(qū)域，但是因?yàn)檫h(yuǎn)離連接件，缺少足夠的約束，這些點(diǎn)也都是振動(dòng)響應(yīng)的最大點(diǎn)。

3) 不同于現(xiàn)澆試件各點(diǎn)處加速度大小較連續(xù)的特性，在DCPCD 的接縫處的兩側(cè)加速度會(huì)出現(xiàn)跳躍式的變化，靠近跨中的那一側(cè)加速度更大。

3.2 各工況下的加速度響應(yīng)

各工況下7 個(gè)試件的峰值加速度實(shí)測值如圖13所示。

圖中橫坐標(biāo)B 和J 分別代表踮腳Bounce 和跳躍Jumping，數(shù)字代表頻率(Hz)，觀察可知：

1) DCPCD 試件與CISS 試件隨工況變化的走勢基本相同，相同的激勵(lì)下有相似的振動(dòng)響應(yīng)。

2) 不同試件在相同荷載下，嚴(yán)格按照一階自振頻率由大到小，即剛度由大到小的順序(fCISS>fS3C3>fS5C3>fS4C3>fS3C2>fS4C2>fS5C2)，加速度響應(yīng)越來越大。

圖12 各測點(diǎn)加速度Fig. 12 Acceleration of each measuring point

3)相同頻率下，通常情況，跳躍時(shí)的加速度響應(yīng)要大于踮腳時(shí)的加速度響應(yīng)，首先因?yàn)樘S時(shí)腳底給樓板的附加反力要大于踮腳的情況，其次因?yàn)轷谀_時(shí)人不離開樓板，可把人視為樓蓋的附屬構(gòu)件，具有增大樓蓋阻尼的效果。

4) 對于同一試件來說，相同的激勵(lì)類型下，頻率越高，結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)就越大。因?yàn)檫x定激勵(lì)的頻率分別為1 Hz、2 Hz 和 3 Hz，均小于結(jié)構(gòu)的一階頻率。根據(jù)強(qiáng)迫振動(dòng)的振幅公式[26]，可知：么此時(shí)振幅也就越大，這就是共振現(xiàn)象。而在結(jié)構(gòu)振動(dòng)的波形圖中，是振幅關(guān)于時(shí)間的曲 線，將振幅對于時(shí)間求二階導(dǎo)數(shù)便得到加速度。因此，在同一采樣頻率的波形圖中，振幅越大的地方加速度也就越大，這很好的解釋了頻率逐漸增大的荷載工況中加速度呈逐漸增大的現(xiàn)象。

圖13 各工況下的加速度響應(yīng)Fig. 13 Acceleration response under various operating conditions

圖14 強(qiáng)迫振動(dòng)的放大系數(shù)Fig. 14 Amplification factor of forced vibration

4 DCPCD 的理論計(jì)算

4.1 自振頻率的計(jì)算方法

對于對邊簡支單向板自振頻率的計(jì)算通常采用歐洲規(guī)范EN 1995?1-1[27]中的計(jì)算方法，公式為：

式中：f為樓蓋自振頻率；D為樓蓋抗彎剛度；mg為樓蓋單位面積質(zhì)量；l為樓蓋跨度。

對于DCPCD 試件來說，計(jì)算自振頻率的難點(diǎn)在于它為非均質(zhì)連續(xù)構(gòu)件，如何計(jì)算橫板縫方向上的抗彎剛度是關(guān)鍵。文獻(xiàn)[17]提出了DCPCD板縫所在截面樓蓋的橫板向抗彎剛度的計(jì)算方法，該方法中單個(gè)連接件區(qū)域的抗彎剛度為：

式中，N為單條板縫處連接件的數(shù)量。

DCPCD 樓蓋橫板向沿跨度方向的截面由板縫和預(yù)制板組成，板縫截面的抗彎剛度與預(yù)制板的抗彎剛度不同，屬于變截面剛度受彎構(gòu)件。共軛法可將實(shí)梁的撓度轉(zhuǎn)角求解轉(zhuǎn)化為其對應(yīng)虛梁的彎矩剪力求解問題，虛梁中的彎矩即對應(yīng)實(shí)梁中的撓度，課題組基于共軛法和等效梁法提出了DCPCD 橫板向抗彎剛度的計(jì)算方法。其基本思路為：實(shí)梁中的彎矩與梁截面抗彎剛度的比值代表虛梁中的分布荷載，為簡化計(jì)算，按照一定原則將虛梁上的分布荷載轉(zhuǎn)化為若干節(jié)點(diǎn)上的集中荷載，進(jìn)而可求得虛梁的跨中彎矩，見式(7)，此彎矩代表實(shí)梁的跨中撓度，由簡支梁在均布荷載下的撓度公式可反算出DCPCD 橫板向等效抗彎剛度，見式(8)。其主要表達(dá)式為：

式中：I表示將梁劃分為I個(gè)單元段；fi為虛梁第i個(gè)節(jié)點(diǎn)的集中荷載；li為與fi對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)距梁端的距離；A*為虛梁支座反力；q為梁的自重荷載；l為梁的跨度。

由于連接件數(shù)量和板縫數(shù)量的不同導(dǎo)致各試件的抗彎剛度發(fā)生變化，詳見表6。

表6 各試件抗彎剛度對比Table 6 Comparison of bending stiffness of specimens

注：D為DCPCD試件的抗彎剛度；D′為現(xiàn)澆試件的抗彎剛度。

由表6 可知，DCPCD 橫板向抗彎剛度小于現(xiàn)澆樓蓋，且抗彎剛度與板縫數(shù)量負(fù)相關(guān)，與連接件數(shù)量正相關(guān)。連接件數(shù)量相等條件下，S5C2 較S3C2 的抗彎剛度減少18.37%，S5C3 較S3C3 的抗彎剛度減少17.24%；而板縫數(shù)量相等條件下，S3C3 較S3C2 的抗彎剛度增加38.10%，S5C3 較S5C2 的抗彎剛度增加40.00%，可知板縫和連接件數(shù)量對樓蓋橫板向抗彎剛度有較大影響，在連接件規(guī)格相同的情況下，板縫的影響更為顯著。

各試件自振頻率計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比情況詳見表7，由表可知，自振頻率理論計(jì)算值與實(shí)測值吻合較好，表明該方法適用于DCPCD 自振頻率的計(jì)算，且有一定的精度保證。

4.2 單人踮腳和跳躍荷載下峰值加速度的計(jì)算

計(jì)算DCPCD 樓蓋在跳躍和踮腳荷載下的峰值加速時(shí)，可以把DCPCD 樓蓋視為單自由度體系，人致荷載采用簡諧荷載模型，則DCPCD 樓蓋在跳躍和踮腳荷載下的動(dòng)力方程[28]為：

表7 計(jì)算值與試驗(yàn)值對比Table 7 Comparison of calculated and test results

通過化簡計(jì)算可得DCPCD 樓蓋峰值加速度的計(jì)算表達(dá)式為：式中：ap為樓蓋峰值加速度；λ 為施加荷載頻率與樓蓋一階自振頻率的比值。

單人跳躍和踮腳的數(shù)學(xué)模型采用陳雋等[29]提出的修正半正弦平方模型：

表8 理論計(jì)算值與實(shí)測值對比Table 8 Comparison of theoretical and test results

由表8 可知，現(xiàn)澆樓蓋試件與DCPCD 試件峰值加速度的理論計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測值吻合良好，說明單自由度簡支梁振動(dòng)微分方程和跳躍荷載下的修正半正弦平方模型應(yīng)用于預(yù)測DCPCD 豎向振動(dòng)峰值加速度的可行性。

5 結(jié)論

通過對比分析七個(gè)足尺試件在人致激勵(lì)下的動(dòng)力特性及振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律，可得到如下結(jié)論：

(1) DCPCD 試件與現(xiàn)澆試件的低階振型高度一致，由于分布式連接件特殊的傳力機(jī)制導(dǎo)致振型出現(xiàn)細(xì)微差別，二者的動(dòng)力特性十分相似。

(2)分布式連接件可有效傳遞振動(dòng)，DCPCD試件與現(xiàn)澆試件的振動(dòng)傳遞相似，未因分布式連接件和拼接板縫的存在而使得位于不同的預(yù)制板上的測點(diǎn)產(chǎn)生相位差。

(3) DCPCD 試件的自振頻率較現(xiàn)澆試件有所降低，板縫越多頻率越小，連接件越多頻率越大，連接件對樓蓋自振頻率的影響大于板縫對自振頻率的影響，可以適當(dāng)增加連接件來抵消板縫帶來的自振頻率的折減量，以保證DCPCD 有足夠大的剛度和振動(dòng)性能指標(biāo)。

(4)在DCPCD 中，阻尼比隨著預(yù)制板數(shù)增加而增加，隨著連接件數(shù)增加而減小，整體的阻尼比符合鋼筋混凝土樓蓋阻尼比正常范圍。

(5)當(dāng)板縫處于跨中時(shí)(偶數(shù)板)，自振頻率折減較多，此時(shí)板縫處在彎矩和正應(yīng)力最大處，是最不利的結(jié)構(gòu)布置形式，應(yīng)盡量避免。

(6)板縫越多會(huì)對豎向剛度折減越大，對樓蓋豎向振動(dòng)舒適度有不利影響，同時(shí)增加了較多的現(xiàn)場連接工作量，因此，在運(yùn)輸和安裝等條件許可的情況下，建議采用寬板預(yù)制方案。

(7)常采用的歐洲規(guī)范中自振頻率的計(jì)算公式適用于DCPCD 體系，基于兩短邊簡支的DCPCD橫板向剛度計(jì)算方法和本文提出的自振頻率計(jì)算方法能準(zhǔn)確計(jì)算DCPCD 的自振頻率；單自由度簡支梁振動(dòng)微分方程和跳躍荷載下的修正半正弦平方模型能準(zhǔn)確預(yù)測DCPCD 豎向振動(dòng)峰值加速度，可為DCPCD 的舒適度設(shè)計(jì)與評價(jià)提供參考。