4 试验过程简述
4.1 试验顺序
试验过程沿东西方向分别输入人工地震波、El Centro（EW）地震波和Taft地震波。每级台面控制输入加速度峰值分别为50、100、150、200、300、400、500、550、600，单位为gal，共9级。
4.2 主要试验现象
（1）振动试验过程中，模型振动形态以第一振型为主，当台面加速度输入逐渐增大时，伴有高阶振型反应；
（2）实测结构频率有衰减现象，表明试验开始时非结构构件有一定刚度；随着地震输入的增大，非结构构件之间以及幕墙与主体结构之间有松动现象，连接节点刚度下降，模型整体刚度下降，频率下降；
（3）当台面输入加速度峰值不大于300gal时，在振动方向（东西向）上，少数陶板之间（相对位置较高处）产生相对滑移，陶板有相互碰撞现象，但陶板无损坏；
（4）当台面输入加速度峰值达到500gal时，在振动方向（东西向）上部分陶板间相互碰撞比较明显，但陶板无损坏，见图4；
（5）与主振动方向相垂直的陶板幕墙，虽然为面外受力，但因单块陶板质量轻、地震作用不大，保持完好。
5.1 模型结构动力特性变化
（1）SAP2000计算模型的动力特性
利用SAP2000程序计算出模型的自振频率见表1。计算中，竖龙骨与主体钢结构横梁采用铰接的连接方式，计算阻尼比取为0.02。计算中未考虑陶板自身刚度对模型整体刚度的影响。 （2）试验模型实测频率及阻尼比
试验前模型实测一阶频率为4.9194Hz，当经历0.60g的El Centro波后，模型的频率降为4.7241，降低约4%；结构阻尼比由开始的0.019逐渐增加至最终的0.034，增大约79%。
5.2 试验模型的实测加速度反应与SAP2000计算结果的比较
模型顶层（4.25m标高处）加速度反应实测值和计算值列于表2。
模型顶层加速度反应峰值与计算结果相比，总体上计算值略大于实测值，但反应趋势是一致的；框架钢梁有局部侧向振动，即在同一标高处，横梁中部测点反应值均大于横梁端部立柱上的测点反应值。因此，构件局部振动的影响在幕墙抗震设计中应引起注意。
5.3 试验模型的实测层间位移与SAP2000的计算结果的比较
在模型0.5m～4.25m标高范围，层间位移及位移角实测值和计算值列于表3。
表3中，模型层间位移数据是拉线位移计实测结果通过角度转换后，再将顶、底层（标高分别为4.25m和0.5m）位移每个时刻相减，取南北两组数据平均所得。实测结果与计算结果相比，有一定的偏差，但总的趋势相同，与加速度峰值反应规律也大致相同。试验测得结构最大层间位移角为1/88，是在输入Taft波峰值加速度为596gal时得到的，该结果已超过了对一般幕墙结构的变形性能要求。
6 结论及建议
（1）陶板幕墙与主体结构连接节点的抗震性能
该陶板幕墙与主体钢结构的连接节点的抗震性能良好，在振动台试验的全过程中没有损坏，能保证连接节点的抗震设计要求。
（2）陶板的抗震性能
该幕墙的陶板自身抗震性能良好。当台面输入加速度峰值达到和超过300gal（相当于7度半大震作用）时，在振动方向上，少数陶板之间产生相对滑移现象，但陶板和挂件均没有损坏。当台面输入加速度峰值达到596gal时，试验测得结构最大层间位移角为1/88，其值已经超过实际主体结构（框架-剪力墙结构）规范[1]规定的弹塑性层间位移角限值（1/100），也超过了有关幕墙规范[2]中对幕墙可承受变形能力的要求。因此，可认为陶板幕墙的变形性能符合要求。
（3）试验测试数据与程序计算数据之间存在一定差异，除了测试原因外，幕墙系统本身具有一定的刚度和质量分布规律，在计算模型中未得到充分体现，也是不可忽视的原因，有待进一步探索。
（4）建议
针对本幕墙体系的跨街方式，由于陶板之间、连接挂钩与挂座之间不打密封胶，在强震下部分陶板在幕墙面内可能产生侧向滑移，使板缝宽窄不一，甚至陶板之间相互碰撞。虽未发现陶板碰坏，但影响美观。建议工程中考虑采取适当的侧向限位措施，尤其是在幕墙的边角部位，防止在强震下陶板面内平动滑移过大或脱落。