组合隔振_震_砌体结构模型振动台水平隔震试验研究_李亚明

1、 第 43 卷 第 13 期2013 年 7 月上 Vol 43 No 13Jul 2013建 筑 结 构Building Structure组合隔振( 震) 砌体结构模型振动台水平隔震试验研究* 李亚明1， 胡锡勇2， 郦敏浩2 ( 1 上海建筑设计研究院有限公司，上海 200041; 2 同济大学结构工程与防灾研究所，上海 200092) 摘要 遭受地铁振动影响的建筑往往位于抗震设防区，对这类建筑进行隔振设计时，其隔振层最好兼具隔震的效果。某 6 层砌体结构采用了橡胶支座与叠层橡胶滑板支座并联的组合隔振( 震) 系统，针对这种组合隔振( 震) 系统的水平隔震效果进行了振动台试验研究，对比了

2、隔震和非隔震情况下模型结构在不同水准地震作用后的动力 特性、加速度反应、层间位移角反应、基底剪力及模型结构的破坏情况。结果表明，这种组合隔振( 震) 系统的水平隔震效果明显。 关键词 砌体结构; 组合隔震; 振动台试验; 动力特性 中图分类号: TU352. 1 文献标识码: A文章编号: 1002-848X( 2013) 13-0007-06 Horizontal seismic isolation shaking table test of a masonry structure with composite isolation systemLi Yaming1 ，Hu Xiyong2 ，

3、Li Minhao2 ( 1 Shanghai Institute of Architectural Design Research Co，Ltd，Shanghai 200041，China; 2 Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction，Tongji University，Shanghai 200092，China) Abstract: Buildings suffered from the subway-induced vibration are frequently located in the

4、 seismic fortification area The vibration isolation layer is expected to have the seismic isolation capacity when designing such buildings A six-story masonry structure was equipped with rubber bearings and laminated rubber sliding bearings To appraise the horizontal seismic isolation effect of the

5、composite isolation system，the dynamic characteristics，acceleration responses，relative storey drifts，base shear force and damage of the structure with and without the composite isolation system under different earthquake levels were tested on the shaking table The results show that the horizontal se

6、ismic isolation effect of the composite isolation system is remarkable Keywords: masonry structure; composite isolation; shaking table test; dynamic characteristic 011. 1引言 已建有地铁或已开工建设地铁的城市大多位于模型设计 结构模型设计 由于振动台试验的能力限制以及砌体结构模型 抗震设防区，如北京、上海、广州等，这就决定了地铁沿线附近的建筑在遭受地铁振动不利影响的同时也面临着地震作用的威胁。如何实现在减小地铁运行引起的结构振

7、动、满足舒适度要求的同时减小结构在地震作用下的反应，保证结构在地震作用下的安全性就变得越来越重要。 某 6 层砌体结构住宅位于地铁线路上方，且位于 7 度抗震设防区， 类场地，结构平面尺寸为28. 5m 19. 95m，层高为 2. 8m，坡屋面，总高度为 18m。墙体采用烧结多孔砖砌筑，材料为 MU10 多孔砖、M10 混合砂浆、Cb20 灌孔混凝土。墙下梁截面为 1 200 600。结构标准层平面图如图 1 所示。在该结构底部设置了橡胶支座和叠层橡胶滑板支座组成的组合隔振( 震) 支座系统1，为了对比隔震结构和非隔震结构在水平地震激励下的结构反应，研 究结构的水平隔震效果，进行了模型振动台

8、试验。 试验的特殊性，本试验采用局部等代结构，并对等代结构进行简化来模拟原型结构，然后对等代结构进行相似模型设计、制作与试验分析，通过对等代结构的模型试验来研究原型结构的各种性能。等代结构平面图如图 1 的阴影部分所示。等代结构平、立面图如图 2 所示。 在模型的具体设计过程中，以取出的部分横墙为参考，按墙率比相等的原则确定纵墙长度。按相同地震输入时等代结构横墙承担的地震剪力与原型结构相等的原则协调等代结构的质量。而由此原则得出的模型质量远远超出振动台的能力范围，考虑 * 上海市科学技术委员会科研项目( 09dz1207800) ，上海市城乡建设和交通委员会科研项目( 重科 2010-002)

9、 。 作者简介: 李亚明，总工程师，教授级高工，一级注册结构工程师， Email: liym siadr com cn。 2013 年建 筑结 构8图 1 结构标准层平面图图 2 等代结构平面和正立面图 Fp Fm到砖块切割、模型施工的便利及尽量减小尺寸效应 的影响，对等代结构进行 1 /4 缩尺。 E E=( 1)RpRmvv分别为原型结构和模型结构的水平地 08-92003 ) 2pm由建筑抗震设计规程( DGJ式中: F，FEE可知，砌体结构可用底部剪力法计算地震作用，结构的水平地震作用标准值 FEk = 1 Geq。对于 1 ，多层砌体房屋宜取水平地震影响系数最大值，即 1 始终处于地

10、震影响系数曲线的平台段。在设防烈度、场地类别、设计地震分组都确定的情况下，能够确定1 = max 。若结构等效重力荷载代表值 Geq 相等，那么砌体房屋的水平地震作用标准值是相等的。 对于砌体结构，隔震试验考察结构的安全性，在强度上重点要实现底层承载力与地震作用的相似模拟，上部结构自身频率的相似性可以相对弱化。取出的等代结构，由于重力荷载代表值降低，则相应地降低底层抗剪承载能力，此外，等代结构楼层降低以及模型结构砌体本身弹性模量的不相似造成的上部结构在周期相似性上的偏差不会导致结构地震作用最大值的变化，因此，等代结构试验基本可以反映原结构的性能。 关于隔震多层砌体结构，根据规范2，3，隔震多层

11、砌体房屋的水平地震作用 FEk = max Geq ，式中 为水平向减震系数， = 槡2 2 ( Tg m/ T1 ) 。因此要使隔震结构在试验中保持承载力和地震作用的一致性，则必须保证水平向减震系数相等，即保证取出的等代结构和原型隔震结构的周期 T 以及隔震层的等效阻尼比 相等。 在对 1 /4 模型按照量纲分析的相似关系计算隔震结构模型质量时发现，该质量依然超出振动台能力。利用砌体抗震抗剪承载力与竖向压应力相关的特性，尝试降低模型承载力来解决模型质量过大的 问题，即模型砖块采用原型 MU10 砖块切割的小砖块( 满足 1 /4 的几何相似系数) 和 M2. 5 砂浆砌筑。由等代结构与模型结

12、构地震作用与抗剪承载力相似关系的一致性4，有: 震作用; R p ，Rm 分别为原型结构和模型结构的层抗 vv剪承载力。 由于模型结构抗剪承载力与模型结构质量相关，所以存在迭代计算的问题。经过试算，当模型质量采用 20t 时，加速度相似系数为 1. 0，试验可以实现。表 1 列出了模型结构的相似关系。整体结构模型如图 3 所示。 表 1模型结构相似关系图 3 整体结构模型1. 2模型隔震支座设计 模型隔震支座设计的主要控制参数为滑动支座 部位 物理参数模型 备注 物理参数 模型 备注 上部砌体结构 长度应力 质量密度质量刚度 集中力 0. 2500. 463 6 1. 855 1 0. 029

13、0. 115 9 0. 029控制参数 控制参数 线荷载面荷载周期 频率 加速度 重力加速度 0. 115 9 0. 463 8 0. 50 2. 00 1. 0 1. 0 控制参数 隔震层 水平刚度0. 115 9 滑动力 0. 029 第 43 卷 第 13 期李亚明，等 组合隔振( 震) 砌体结构模型振动台水平隔震试验研究 9的滑动摩擦力和支座层刚度与原型结构相似。为保 证试验部分结构在原结构横向上动力特性的一致， 等代结构支座层的刚度和滑动力为原结构按等代结 构和原结构的墙率比缩小，模型结构层各参数依据 等代结构支座层各参数及相似关系确定。原型结 构、等代结构和模型结构支座层的相关参数

14、如表 2 所示。 表 2结构支座层参数原型结构采用了 23 个滑板支座，6 个橡胶支座，在转换为试验模型时，考虑到整个模型的抗扭刚度以及支座的抗倾覆问题，拟采用 4 个滑板支座，4个橡胶支座，各类支座水平刚度取为相等，于是每个橡胶支座的水平刚度为: m图 5 模型支座截面尺寸连接从而可以实现非隔震结构试验5。 选取 El Centro 波、汶川波、SHW2、Pasadena 波以及日本 3. 11 筑馆波为输入波，按照 7 度多遇地震、7 度基本烈度地震、7 度罕遇地震和超大震的顺序进行试验，两组试验在不同水准地震记录输入前后对模型进行白噪声扫频，测量结构的自振频率、振型等动力特征参数。在进行

15、各水准地震试验时，由台面沿 X 向单向输入地震波。地震记录持续时间按相似关系压缩为原地震记录的 0. 5 倍。各水准地震作用下，台面输入加速度峰值均按有关规范的规定及模型试验的相似关系要求进行了调整，以模拟不同水准地震作用。隔震试验以单向为主，研究原结构的横向隔震性能，在单质点模型的假定下，纵向的隔震效果应该与横向接近。 为了分析比较隔震和非隔震模型结构在不同水准地震作用下的加速度反应、层间位移角反应、基底剪力和各试验过程中各个支座的力，在模型结构各个楼层的各个方向布置了加速度传感器和位移传感器，在底层布置了三向力传感器。 K= 0 1 /4 = 0 025kN / mm1每个滑板支座的水平刚

16、度为: Km= ( 0 53 0 1) /4 = 0 108kN / mm 1模型支座性能参数如表 3 所示，支座截面布置及尺寸见图 4，5。 表 3模型单个支座性能参数 3隔震与非隔震试验结果分析对比 3. 1 结构动力特性对比 表 4 为隔震与非隔震结构模型在白噪声作用下测得的自振频率对比。由表 4 可知，隔震结构模型的各阶自振频率的平均变化率在多遇地震后为0% ，基本烈度地震后为 0. 66% ，罕遇地震后为大于或等于 0. 66% ，可见在多遇地震后结构自振频率保持不变，基本烈度地震和罕遇地震后自振频率有略微下降，但减小不超过 1% ; 非隔震结构模型的各阶 图 4 模型支座在振动台面

17、上的布置2隔震与非隔震结构试验方案 本试验分为隔震结构振动台试验和非隔震结构 振动台试验两组。在隔震结构振动台试验完成后， 为了使试验操作更加方便以及节省试验时间，设计 一种锁死装置将支座锁定使支座转换为一种类刚性 支座类型 水平刚度 / ( kN / mm) 竖向刚度 / ( kN / mm) 水平滑动力 / kN 滑板支座橡胶支座 0. 108 0. 025 36. 00 0. 087 3. 675 参数 滑动力 / kN 滑动前水平刚度 / ( kN / mm) 滑动后等效刚度 / ( kN / mm) 竖向刚度 / ( kN / mm) 原型结构等代结构模型结构 2 822 508 1

18、4. 7 25. 5 4. 59 0. 53 4. 8 0. 86 0. 10 6 917 1 245 144 2013 年建 筑结 构10自振频率的平均变化率在多遇地震后为 0. 7% ，基本烈度地震后为 3. 4% ，7 度罕遇地震后为 6. 8% ，8度罕遇地震后为 8. 7% ，可见在多遇地震和基本烈度地震后非隔震结构自振频率下降较小，罕遇地震后自振频率下降较大。 从上面的对比分析可以得到，隔震结构模型在多遇地震、基本烈度地震、罕遇地震后的结构特性基本没有变化，而非隔震结构模型在地震后结构特性变化较大。 结构模型的 X 向上部结构加速度反应对比结果。由于篇幅限制，只列出了结构在 El

19、Centro 波、汶川波、SHW2 波和 Pasadena 波作用下的加速度反应，因为结构在这 4 种波作用下的反应较大。表中放大系数为各地震波作用下各楼层加速度反应均值与台面输入加速度均值之比; 放大系数之比为非隔震结构放大系数与隔震结构放大系数之比。 由放大系数之比可知: 在多遇地震作用下，非隔震结构模型的加速度反应是隔震结构模型的 2. 08 3. 2加速度反应对比 在相同输入情况下，表 5 为多遇地震、基本烈度 5. 38 倍; 在基本烈度地震作用下为 2. 96 7. 40倍; 在罕遇地震作用下为 3. 15 5. 02 倍。在不同强度地震作用下，水平向隔震效果均显著。 地震及罕遇地

20、震单向作用下隔震结构模型与非隔震 表 4隔震与非隔震结构模型自振频率对比/ Hz 表 5隔震与非隔震结构 X 向加速度峰值对比/ g 注: ELX，WCX，PAX，SHWX 分别指 El Centro 波、汶川波、Pasadena 波和 SHW2 波沿模型 X 向输入，余同。 地震 楼层 非隔震结构 隔震结构 放大系数之比 ELX WCX PAX SHWX 均值 放大系数 ELX WCX PAX SHWX 均值 放大系数 多遇地震 顶 层 3 层 2 层 1 层台面 0. 133 0. 081 0. 057 0. 045 0. 039 0. 171 0. 116 0. 080 0. 057 0

21、. 050 0. 135 0. 092 0. 067 0. 051 0. 040 0. 126 0. 081 0. 064 0. 053 0. 033 0. 141 0. 093 0. 067 0. 052 0. 041 3. 44 2. 27 1. 63 1. 27 1. 00 0. 019 0. 019 0. 019 0. 019 0. 034 0. 005 0. 005 0. 005 0. 005 0. 029 0. 031 0. 028 0. 030 0. 030 0. 034 0. 027 0. 027 0. 027 0. 027 0. 034 0. 021 0. 020 0. 02

22、0 0. 020 0. 033 0. 64 0. 61 0. 61 0. 61 1. 00 5. 38 3. 72 2. 67 2. 08 1. 00 基本烈度地震 顶 层 3 层 2 层 1 层台面 0. 360 0. 257 0. 191 0. 154 0. 132 0. 495 0. 316 0. 234 0. 183 0. 103 0. 405 0. 282 0. 216 0. 174 0. 125 0. 555 0. 370 0. 268 0. 218 0. 151 0. 454 0. 306 0. 227 0. 182 0. 128 3. 55 2. 39 1. 77 1. 42

23、1. 00 0. 046 0. 044 0. 044 0. 044 0. 129 0. 012 0. 012 0. 012 0. 012 0. 106 0. 074 0. 073 0. 073 0. 073 0. 104 0. 077 0. 077 0. 077 0. 079 0. 096 0. 052 0. 051 0. 052 0. 052 0. 109 0. 48 0. 47 0. 48 0. 48 1. 00 7. 40 5. 09 3. 69 2. 96 1. 00 罕遇地震 顶 层 3 层 2 层 1 层台面 0. 489 0. 372 0. 352 0. 306 0. 218 0

24、. 674 0. 455 0. 384 0. 364 0. 320 0. 552 0. 416 0. 351 0. 334 0. 287 0. 690 0. 455 0. 437 0. 467 0. 316 0. 601 0. 425 0. 381 0. 368 0. 285 2. 11 1. 49 1. 04 1. 29 1. 00 0. 070 0. 068 0. 067 0. 066 0. 238 0. 028 0. 019 0. 022 0. 027 0. 231 0. 139 0. 136 0. 136 0. 136 0. 236 0. 160 0. 154 0. 149 0. 15

25、0 0. 229 0. 099 0. 094 0. 094 0. 095 0. 234 0. 42 0. 40 0. 40 0. 41 1. 00 5. 02 3. 73 2. 60 3. 15 1. 00 模型 振型描述 X 向平动一阶 Y 向平动一阶 整体扭转一阶 X 向平动二阶 Y 向平动二阶 平均变化率 隔震结构 地震前 0. 781 0. 781 0. 879 8. 789 8. 887 多遇地震后变化率 0. 781 0% 0. 781 0% 0. 879 0% 8. 789 0% 8. 887 0% 0% 基本烈度地震后 变化率 0. 781 0% 0. 781 0% 0. 87

26、9 0% 8. 691 1. 12% 8. 691 2. 21% 0. 66% 罕遇地震后变化率 0. 781 0% 0. 781 0% 0. 879 0% 8. 691 1. 12% 0. 66% 非隔震结构 地震前 8. 105 6. 445 15. 332 26. 66 28. 125 多遇地震后变化率 8. 105 0% 6. 25 3% 15. 332 0% 26. 66 0% 28. 027 0. 3% 0. 7% 基本烈度地震后变化率 7. 715 4. 8% 6. 152 4. 5% 14. 468 4. 5% 26. 367 1. 1% 27. 539 2. 1% 3. 4%

27、 7 度罕遇地震后 变化率 7. 617 6% 5. 859 9. 1% 14. 16 7. 6% 25. 391 4. 8% 26. 367 6. 3% 6. 8% 8 度罕遇地震后变化率 7. 324 9. 6% 5. 664 12. 1% 13. 867 9. 6% 25. 391 4. 8% 26. 074 7. 3% 8. 7% 第 43 卷 第 13 期李亚明，等 组合隔振( 震) 砌体结构模型振动台水平隔震试验研究 11表 6隔震结构与非隔震结构层间位移角倒数对比 注: ZGX 指日本 3. 11 筑馆波沿模型 X 向输入，余同。 3. 3 层间位移角对比 在相同输入情况下，表

28、6 为 7 度多遇地震、基本烈度地震及罕遇地震作用下隔震与非隔震结构模型X 向层间位移角倒数的对比。由表 6 可知，在多遇地震作用下，隔震与非隔震结构均处于弹性状态，两者层间位移角比值在 1 /2. 66 1 /2; 基本烈度地震作用下，隔震结构处于弹性状态，两者的比值在1/4. 51 1 /2. 71; 罕遇地震作用下，隔震结构层间位移角有较大的增加，但未出现明显可见裂缝，两者比值在1 /4. 61 1 /2. 03。不同水准地震作用下，隔震结构层间位移角均值均远小于非隔震结构。 3. 4 基底剪力对比 在相同输入情况下，表 7 为 7 度多遇地震、基本烈度地震及罕遇地震作用下隔震与非隔震结

29、构模型基底剪力最大值对比，图 6 为隔震与非隔震结构模型在较为敏感的 SHW2 波下的基底剪力对比。 从表 7 和图 6 可以看出，7 度多遇地震时，同一条地震波，隔震结构的基底剪力约为非隔震结构的8% 59% ; 7 度基本烈度地震时， 同一条地震波作 表 7各地震波下基底剪力最大值对比/ kN图 6 SHW2 波下隔震与非隔震结构基底剪力对比 用下，隔震结构的基底剪力约为非隔震结构的 7% 42% ; 7 度罕遇地震时，同一条地震波输入，隔震结构的基底剪力为非隔震结构的 7% 41% 。隔震结构的基底剪力曲线明显比非隔震结构的光滑，地震动往复运动的剪力峰值衰减明显。隔震结构在减小基底剪力方

30、面效果明显。 综上，隔震结构较非隔震结构的基底剪力有较震效果很好。隔震系统降低基底剪力多的减的主要原因是隔震结构延长了结构的固有振动周 期，避开了共振区域，使得基底剪力减小。 地震 地震波 隔震结构 非隔震结构 剪力比 7 度多遇地震 ELX WCX PAX SHWX ZGX 3. 42 0. 83 5. 35 4. 87 0. 99 8. 09 10. 16 9. 06 9. 51 5. 99 0. 42 0. 08 0. 59 0. 51 0. 17 7 度基本烈度地震 ELX WCX PAX SHWX ZGX 7. 95 2. 16 13. 08 14. 08 2. 79 27. 61

31、32. 89 31. 29 39. 15 20. 24 0. 29 0. 07 0. 42 0. 36 0. 14 7 度罕遇地震 ELX WCX PAX SHWX ZGX 12. 18 4. 80 24. 33 26. 85 9. 52 54. 92 65. 22 59. 89 83. 75 42. 58 0. 22 0. 07 0. 41 0. 32 0. 22 地震 楼层 非隔震结构层间位移角倒数( 1 / ) 隔震结构层间位移角倒数( 1 / ) 均值之比 ELX WCX PAX SHWX ZGX 均值 ELX WCX PAX SHWX ZGX 均值 多遇地震 3 2 1 2 324

32、2 555 2 251 2 667 3 182 2 536 2 759 1 480 1 049 2 467 2 682 1 966 2 593 2 991 2 917 2 562 2 578 2 144 5 674 4 094 5 109 7 226 7 307 7 752 3 128 3 977 4 348 3 094 3 723 3 333 7 910 6 731 7 973 5 406 5 166 5 703 2. 11 2. 00 2. 66 基本烈度地震 3 2 1 1 462 1 273 768 1 063 1 197 1 294 1 225 461 393 1 087 697 5

33、40 1 530 1 790 1 624 1 274 1 084 924 2 456 2 465 3 483 7 756 7 338 7 839 1 018 1 631 1 832 932 1 420 1 549 5 091 5 691 6 140 3 451 3 725 4 169 2. 71 3. 44 4. 51 罕遇地震 3 2 1 1 043 688 429 660 642 526 641 232 166 635 317 275 1 031 1 182 907 802 612 461 1 005 1 440 1 699 4 828 3 955 4 459 384 667 894 35

34、4 791 725 1 600 2 778 2 857 1 634 1 926 2 127 2. 03 3. 15 4. 61 2013 年建 筑结 构123. 5 结构破坏情况对比 隔震结构模型在历经多遇地震、基本烈度地震、罕遇地震以及超大地震后，在各种地震波作用下上部结构均未发现明显可见裂缝，隔震层支座未发生明显物理损伤。 非隔震结构模型在7 度多遇地震和 7 度基本烈度地震作用下，模型结构未出现较大的位移和扭转， 构件未出现明显的变形，未见明显可见裂缝。在 7 度罕遇地震作用下汶川波输入后，1 层出现构造柱、墙体裂缝，局部构造柱主筋弯曲外露。在 8 度罕遇 地震阶段，墙体原有裂缝宽度增加

35、，并出现了新裂 缝，多处构造柱、圈梁出现裂缝，构造柱主筋弯曲外 露现象明显，局部砖体和砂浆压碎、脱落现象严重， 质量块与模型连接完好，窗洞口过梁破坏，洞口处出现裂缝。具体破坏情况如图 7 所示。 4结论 ( 1) 隔震结构模型在经历多遇地震、基本烈度 地震、罕遇地震后的结构动力特性变化较小，非隔震结构模型在经历不同强度地震后结构动力特性变化较大。 ( 2) 隔震结构模型加速度反应较非隔震结构模型震结构模型的水平向隔震效果显著。 ( 3) 隔震结构模型层间位移角较非隔震结构模型大大减震技术有效保护了上部结构的安全。 ( 4) 隔震结构模型试验后未出现可见裂缝，隔震层支座保持完好，非隔震结构模型损坏严重。 以上结论充分证明该组合隔振( 震) 系统不仅具有良好的竖向隔振效果5，而且具有显著的水平隔震能力。 参 考 文 献 1 史金楠 R I 工程隔震概论M 北京: 地震1996 ， 2 DGJ 08-92003 建筑抗震设计规程S 上海，2003 3 CECS 126: 2001 叠层橡胶支座隔震技术规程S 北京: 中国标准，2001 4 胡锡勇 基于结构效应相似的模型试验方法研究应用 D上海: 同济大学，2011 5 张晖，张善莉 组合隔振( 震) 砌体结构模型振动台竖 向隔振研究J 建筑结构，2013，43