復雜博物館隔震結構地震模擬振動臺試驗研究

劉 陽,劉文光,何文福,楊巧榮

(上海大學 土木工程系，上海 200072)

博物館結構屬于一個國家或地區的標志性建筑，其建筑結構形式通常較為復雜，因此如何保證此類結構在地震中的安全性是亟需解決的問題。隔震是一種以延長結構周期及耗散能量的振動控制方式，試驗和理論研究都表明隔震結構是一種比較理想的減震結構體系[1-3]，為了判明博物館隔震結構的動力特性、地震反應及其在強震作用下的損傷機理與破壞模式，對此類結構進行試驗研究是必要的。

為研究復雜博物館隔震結構的力學性能，對云南省昆明博物館新館開展了振動臺試驗研究。研究該結構在不同水準地震作用下的動力特性變化情況; 測試隔震結構與非隔震結構在多遇、罕遇地震作用下的位移和加速度反應; 量測隔震層的受力變形響應和整體結構的扭轉反應。

1 原型結構概況

云南省昆明博物館新館為云南省重點工程之一，該項目位于昆明市廣福路西北側，新寶象河東南側。該工程設計的使用年限為100年，建筑結構安全等級為一級，結構重要性性系數為1.1。文獻[4]可知，工程所在地區的抗震設防烈度為8度，設計地震分組為第二組，場地類別為Ⅲ類，基本加速度值為0.20 g，按9度抗震構造措施設防。

圖1 原型結構示意圖

該結構建筑面積約4.7萬平方米，主體建筑平面尺寸為104 m×140 m，自室外場地最低點起算，建筑總高為37.40 m,其中室外場地為-5.150 m,地下1層層高為5.0 m,1～3層的層高為7.60 m,4～5層的層高為3.80 m，屋架高度為2.6 m。結構部分柱采用型鋼混凝土柱,1～3層為型鋼混凝土框架和鋼管支撐體系,4～5層為混凝土框架結構。結構模型軸網定位如圖1(a)所示。原結構1～3層設40 m×40 m大跨度中庭，在中庭上部設置鋼桁架頂棚，部分鋼桁架下設3層懸掛層，鋼桁架和懸掛系統稱為“金玉滿堂”,如圖1(b)所示。該結構有三處超限：一是樓板不連續。樓板在二、三、四層南北方向最小有效寬度僅為該層樓板寬度的39.7%，東西方向為37.2%，在第五層南北方向為13.8%，東西方向為21.8%，在屋面層南北方向為27.6%，東西方向43.4%，屬于平面不規則類型；二是豎向構件不連續。軸線(H)/(2)和(D)/(13)位置的框架柱自第四層樓面起，無向上延伸，在相鄰位置設置托柱，屬于豎向抗側力構件不連續；三為大懸挑。建筑地下一層～四層周圈均外挑6 m，二層觀景平臺外挑8 m，二、三、四層中庭外挑4 m，屬于大懸挑構件。

2 振動臺試驗概況

對博物館隔震結構進行模擬振動臺試驗，制作了幾何相似比為1/30的試驗模型,圖2(a)為建筑效果圖，圖2(b)為模型結構三維圖。

2.1 模型設計

根據結構試驗要求和試驗條件，試驗中對人工質量模擬的彈塑性模型進行改進，取Sa=2.871，SE=1/4，采用人工質量滿足質量相似要求。由于云南省博物館新館隔震結構由剛度和強度控制，因此模型結構的模擬重點在于保證結構的剛度相似的同時，兼顧強度相似。振動臺試驗模型的幾何相似比取1/30，在《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ101—96)的要求范圍(1/100～1/15)之內[5]。模型總高1.860 m,總重量199 kN。其他參數根據量綱推出，數值見表1。

表1 試驗模型的動力相似關系

原型結構隔震層采用了166個橡膠隔震支座，為控制橡膠隔震支座的尺寸效應，考慮到直徑100型的橡膠隔震支座能較好模擬原型支座的性能和變形要求，模型結構采用采用了9個鉛芯橡膠隔震支座(LRB100)，隔震層參數設計值能較好滿足相似關系。隔震支座平均壓應力為2.82 N/mm2。支座的剪切模量G為0.55 N/mm2，鉛芯直徑為14 mm，橡膠層總厚度為14.3 mm。試驗測得隔震層屈服強度為7.20 kN,屈服后剛度為2.673 kN/mm。隔震結構參數對比見表2。

表2 隔震結構參數對比

注：測試參數值為支座剪切變形100%時結果。

原型結構隔震設計時將隔震層設置在地下1層與地下2層之間，在試驗模型設計時則設置在地下1層，然后在支座下部連接三向力傳感器，并將其固定在臺面上。試驗主要考察隔震層及上部結構的地震響應，支座以下部分假定為剛體，沒有考慮地下2層及樁土對上部結構及隔震層的影響，因此模型設計時沒有考慮隔震層以下部分。模型的第1層為原型結構的地下室1層,模型的第2～6層對應原型結構的第1～5層，沒有模擬屋頂構造框架。

2.2 模型制作

試驗模型制作選用的材料包含微粒混凝土、鐵絲及紫銅，其中模型型鋼柱和型鋼梁用紫銅制作，樓板及其他梁柱用微粒混凝土制作，材料為水泥沙漿。水泥為525號硅酸鹽水泥，砂為細砂，水灰比為0.6～0.7。金玉滿堂桁架采用細銅管模擬，懸掛層頂部與桁架連接為鉸接，懸掛層鉸接連接使用短鋼絞線連接模擬，懸掛層每一層則固定于結構層上，如圖2(c)所示。模型微粒混凝土彈性模量測得為1.7×104N/mm2，微粒混凝土立方體試塊(尺寸70.5 mm×70.5 mm×250 mm)的強度測試結果為13 N/mm2。模型鋼筋采用回火鍍鋅鐵絲。根據剛度條件選用直徑為22#～8#等多種規格。根據模型和原型按強度相似和配筋率相似原則進行模型配筋，并滿足結構構造要求。模型澆筑在鋼筋混凝土底座上，柱的鋼筋與底座鋼筋固定連接。底座厚0.12 m，底座上預埋連接板，用螺栓與隔震支座連接。預埋連接板接觸面要求平整，位置準確，使模型在安裝就位時螺栓能順利擰入。底座四角設起吊用的錨鉤，模型通過4個倒鏈滑車及專門設計的吊裝架用天車起吊就位，倒鏈滑車保證了模型起吊時的平衡和穩定。試驗模型圖見圖2(b)。

圖2 隔震結構模型

2.3 測點布置

模型試驗中共使用39個壓電式加速度傳感器(23個為實驗室振動臺系統傳感器，16個為外接加速度傳感器)，加速度傳感器布置在臺面、隔震層、上部結構各層及金玉滿堂上。使用了15個ASM拉線式位移傳感器，量程為0～±375 mm,位移傳感器主要布置在隔震層和上部結構各層。共使用7個三向力傳感器，其中3個為ESM-100kN型，4個為YBY型壓力傳感器。三向力傳感器主要測得支座的力學性能，以分析支座的滯回性能和豎向受力。傳感器安裝示意圖見圖3。

圖3 傳感器布置示意圖

2.4 加載方案

根據地震記錄選用要求，試驗采用一條人工場地安評記錄和三條天然強震記錄作為對模型輸入的臺面激勵。人工場地安評記錄采用安評報告所提供記錄(簡寫REN)；三條天然強震記錄為1976年唐山地震余震天津醫院記錄(記為TJ)、1994年美國NORTHRIDGE 地震LWD-DEL AMO記錄(記為LWD)、1940年El Centro-lmp Vall lrr地區的El Centro記錄(記為EL)。依據工程設計目標和要求，先進行隔震結構模型試驗，結構模型按照多遇地震、設防烈度地震和罕遇地震三個階段進行試驗。然后除去隔震支座,通過鋼板固定隔震層，進行非隔震結構模型試驗，輸入7度多遇、設防烈度和罕遇地震動。進行兩組試驗在不同水準地震記錄輸入前后對模型進行白噪聲掃頻，以測量結構的自振頻率和振型等動力特征參數,分析各試驗工況后的模型損傷情況。地震記錄持續時間按相似關系壓縮為原地震記錄的0.133。各水準地震作用下，臺面輸入加速度峰值均進行了調整，以模擬不同水準地震作用。試驗共完成了85個工況，限于篇幅僅列出重要的工況結果。

表3 輸入地震記錄的參數

三組的實際強震記錄和一組人工模擬記錄的地震記錄參數見表3。

3 原型結構動力特性

表4為隔震與非隔震結構模型在白噪聲作用下測得的自振頻率對比。隔震結構模型的各階自振頻率的平均變化率分布為：多遇地震為0%，設防地震為-1.0%，罕遇地震為-1.2%，可以發現在多遇地震后結構自振頻率保持不變，設防地震和罕遇地震后結構自振頻率有略微下降，但減小不超過2%，說明隔震結構在多遇地震時保持彈性狀態，設防烈度及罕遇地震下隔震結構出現輕微損傷。非隔震結構模型的各階自振頻率的平均變化率: 多遇地震后為-3.40%，設防地震后為-7.60%，罕遇地震后為-20.60%，可以發現在多遇地震后非隔震結構的自振頻率下降較小，設防地震和罕遇地震后非隔震結構的自振頻率下降較大。

從試驗結果可以得到：① 隔震結構模型的自振頻率在經歷多遇、設防、罕遇地震后基本沒有變化，動力特性穩定，而非隔震結構模型在地震后結構特性變化較大,非隔震結構的破損程度要比隔震結構嚴重; ② 隔震結構的扭轉作用要小于非隔震結構，特別是罕遇地震作用下隔震體系具有明顯抑制扭轉作用，而非隔震結構則存在明顯扭轉效應，罕遇地震作用下結構損傷導致扭轉剛度大幅退化。

表4 隔震結構模態試驗結果

4 模型動力反應

4.1 模型結構加速度反應

圖4～圖5為多遇地震、罕遇地震單向作用下隔震結構模型與非隔震結構模型的X向和Y向上部結構加速度反應對比結果。圖中ISO代表隔震結構，FIX代表非隔震結構。

通過比較隔震結構和非隔震結構的加速度響應可知，無論是多遇地震還是罕遇地震作用下，隔震結構上部主體樓層加速度放大系數均小于1，表明隔震結構能有效降低加速度響應。非隔震結構上部結構層加速度呈現倒三角形式，頂層加速度峰值偏大，存在鞭稍效應，而隔震結構具有上部樓層加速度分布均勻的特點，說明隔震體系各層最大絕對加速度沿結構分布趨于均勻、鞭稍效應受到控制。隔震結構各層加速度反應峰值總體上要小于非隔震結構，上部結構層加速度得到有效控制,說明該結構通過基礎隔震后達到了預期目標，降低了結構的地震反應，滿足設計要求。

圖4 多遇地震作用下結構峰值加速度比較

圖5 罕遇地震作用下結構峰值加速度比較

圖6 多遇地震作用下結構峰值加速度比較

4.2 “金玉滿堂”加速度反應

金玉滿堂結構系統是桁架結構和懸掛層組成的新型體系，屬于整個結構附加的體系，懸掛樓層懸掛于桁架屋頂下部，可以增加建筑凈空，同時減小鋼梁截面積，保證了展廳大空間的功能特點，是十分重要的結構體系[6]，因此需要單獨分析其地震響應特征。圖6為在非隔震結構按7度輸入和隔震結構按8度輸入情況下，多遇地震作用下隔震結構模型與非隔震結構模型的X向和Y向金玉滿堂加速度反應對比結果，圖中樓層“1、-1、-2”分別對應金玉滿堂頂部、2頂和3頂(圖1(b))。由圖6可知非隔震時金玉滿堂結構地震加速度響應要大于隔震時加速度效應，且由于懸掛結構抗側剛度小于主體結構造成結構產生“鞭梢效應”。采用隔震技術后X和Y向加速度分別降低約88%和78%，說明通過采用隔震技術可有效降低桁架屋頂及懸掛層加速度地震響應。

懸掛結構體系因其連接方式不同其動力特性也有所差別[7-8]，合理設置連接形式或附加減震裝置可以使其發揮最佳的減震效果[8]，但由于其豎向剛度及抗側剛度相對較弱，對其豎向振動舒適性以及與整體結構協調等問題還有待進一步深入研究。

4.3 層間位移角反應

圖7為非隔震結構在7度地震和隔震結構在8度地震作用下，隔震結構模型與非隔震結構模型X向層間位移角倒數反應結果對比。隔震結構在8度多遇地震作用下，層間最大位移角為1/668，滿足我國現行《建筑抗震設計規范》關于多遇地震下彈性層間位移角限值1/550的要求，達到“小震不壞”的抗震設防水準;在8度罕遇地震作用下，結構最大層間位移角為1/625，滿足《建筑抗震設計規范》關于罕遇地震下彈塑性層間位移角限值1/100的要求，達到“大震不倒”的抗震設防水準。

通過比較隔震結構與非隔震結構上部結構樓層層間位移反應，發現在非隔震結構按7度輸入和隔震結構按8度輸入情況下，隔震結構模型與非隔震結構模型X向反應整體上一致，說明隔震結構可以實現降低地震烈度一度的目標，部分樓層如F1-F2層隔震結構反應基本小于非隔震結構，體現了隔震結構的減震效果。由于地震動特性、樓層質量及剛度分布差異導致多遇地震下部分樓層如F3-F4層隔震結構反應則略大于非隔震結構,但整體上仍然具有減小層間變形的效果。

圖7 不同性能水準下上部結構層間位移角倒數

4.4 隔震層滯回性能

隔震支座在地震作用下進入非線性狀態形成滯回曲線從而耗散地震能量。如圖8所示為罕遇地震作用下隔震支座的滯回曲線情況，限于篇幅僅列EL地震波作用下鉛芯橡膠支座的滯回曲線。可以看出支座在地震作用下曲線飽滿均勻，鉛芯橡膠支座耗能能力較強。

圖8 支座滯回曲線

4.5 隔震層扭轉

試驗過程中，測得的隔震層扭轉反應見表5。由扭轉反應結果可知，X向最大扭轉角均值在8度多遇地震作用下為1/6215，在8度設防烈度地震作用下為1/4 208，在8度罕遇地震作用下為1/3016；Y向最大扭轉角均值在8度多遇地震作用下為1/5700，在8度設防烈度地震作用下為1/2389，在8度罕遇地震作用下為1/1 482。X向結構扭轉反應要小于Y向，X向扭轉剛度大于Y向。隨著地震作用的加大，結構扭轉反應逐漸放大。同時也說明結構扭轉效應隨著構件進入彈塑性的程度也在逐漸發生變化，而由此引起的扭轉效應放大應引起重視。

表5 各工況下隔震層扭轉角

5 結 論

對云南省博物館結構進行了隔震和非隔震振動臺模型試驗，經試驗結果對比分析，得出如下結論:

(1)隔震結構的自振頻率為非隔震結構的47%左右， 基礎隔震延長了結構的自振周期從而降低了結構的地震反應。隔震結構在遭遇8度罕遇地震后，結構自振頻率下降1.2%，結構僅出現輕微損傷; 非隔震結構遭遇7度罕遇地震后，結構自振頻率下降20.6%，結構發生剛度退化并進入彈塑性狀態，局部發生破壞。

(2)隔震結構體系(8度多遇、罕遇)的上部結構加速度反應要比非隔震結構(7度多遇、罕遇)小；結構鞭稍效應得到有效控制；隔震結構在8度多遇、罕遇地震作用下的最大層間位移角符合規范規定。

(3)在不同水準地震波作用下，隔震層支座的剪切變形滿足規范要求；滯回曲線均勻飽滿，說明其具有良好的耗能能力。

(4)基礎隔震結構的扭轉要小于非隔震結構，基礎隔震對結構的扭轉有一定的控制作用。

(5)隔震結構整體設計基本合理，隔震結構在罕遇地震作用下仍然具有一定承載能力儲備，可以實現“大震不倒”設計目標。

參 考 文 獻

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