兩種村鎮隔震結構動力特性強震演變規律的振動臺試驗對比研究

鄒蕊月，郭軍林,2，李英民，袁 康,2，白宏思,2

(1. 石河子大學水利建筑工程學院，新疆石河子 832000;2. 石河子大學新疆兵團高烈度寒區建筑抗震節能技術工程實驗室，新疆石河子832000; 3. 重慶大學土木工程學院，重慶400015)

近年來，我國地震頻發，村鎮建筑損毀嚴重[1]，研發因地制宜的村鎮建筑實用抗震性能提升技術迫在眉睫，其中簡易的村鎮建筑隔震技術廣受關注。曹萬林[2-3]提出一種鋼筋-鋼珠基礎滑移隔震層，李英民[4]提出一種瀝青-砂滑移隔震層，Ahmad[5-6]研究了滑移層摩擦系數對基礎滑移隔震效果的影響，尚守平[7]提出了一種鋼筋-瀝青復合隔震層，Tsang[8]提出了廢舊輪胎橡膠-土混合隔震層隔震的概念。以上隔震技術皆可提升村鎮建筑抗震性能，也體現了村鎮建筑“因地制宜、就地取材、簡單有效、經濟實用”的抗震原則[9]。

而在我國北方地區多同時處于高地震烈度區，以及氣候寒冷或嚴寒地區，村鎮建筑同時遭受地震及地基凍脹雙重災害，砂墊層隔震技術及復合隔震技術在考慮消能減震的同時能與消除凍脹[10]相結合，適用性較強。在砂墊層隔震技術方面，竇遠明等[11]、李海濤[12]、鄒穎嫻[13]對砂墊層隔震性能進行了試驗研究，得到了各種因素對砂墊層隔震效果的影響規律。復合隔震技術發面，袁康等[14-17]提出一種將基底砂墊層和基礎滑移隔震相結合的砂墊層-基礎滑移復合隔震技術。

本文針對砂墊層及砂墊層-基礎滑移復合隔震技術，建立縮尺模型，與普通抗震結構模型進行振動臺對比試驗，通過不同輸入地震強度下自振頻率、周期、阻尼比等動力特性強震演變規律對比研究，總結隔震結構的工作機理，評價兩種隔震技術的隔震效果。

1 隔震構造及機理

對于砂墊層隔震結構而言，其構造見圖1(a)，在基礎底部鋪設具有換填凍土和隔震功效的砂墊層，墊層的粒徑級配需滿足地基承載力和隔震的要求[18]。其隔震機理為通過砂墊層作為柔性地基對地震動輸入的內部塑性變形耗能和阻尼耗能作用，減少上部結構的地震能量輸入，減輕建筑結構的損壞。

對于砂墊層-基礎滑移復合隔震結構，在上述砂墊層隔震構造的基礎上，在室外地坪處設置中間鋪設滑移隔震層的基礎圈梁(上下兩層組成)，沿基礎梁長度方向每隔一定距離設置限位橡膠束貫穿上、下圈梁見圖1(b)。隔震機理為：在小震作用下，基礎滑移層未開始工作，僅砂墊層發揮隔震功效；在大震作用下，當底部剪力大于上部結構最大靜摩擦力時，兩層基礎圈梁中部的滑移層開始依靠摩擦滑移消耗能量，基礎圈梁一分為二，上部結構隨上層圈梁一起整體滑動，橡膠束發揮限位作用，砂墊層和基礎滑移層形成串聯復合隔震體系共同消能減震，有效減輕上部結構損傷。

2 振動臺試驗概況

本試驗在重慶大學多功能地震模擬振動臺試驗室進行，振動臺為美國MTS公司設計制造的三向六自由度模擬地震振動臺，試驗為對比模型試驗。

2.1 模型概況

模型按照新疆石河子市場地條件(8度0.2g區)設計，包括3棟2層的砌體結構房屋，分別為普通抗震結構砌體房屋MA(Model of Aseismic Structure )、砂墊層-基礎滑移復合隔震結構砌體房屋MC(Model of Composite Isolation )及砂墊層隔震結構砌體房屋MS(Model of Sand Cushion Isolation)。考慮到村鎮自建房普遍存在構造柱和圈梁布置缺失的現象，試驗中三種模型皆未設置圈梁、構造柱，以便對比隔震結構與普通結構在相同構造措施下的抗震性能。

模型采用欠人工質量模型，相似比取Sa=2.0，彈性模量相似常數取SE=1，按照1/4比例縮尺，見圖2。模型總高為1.575m，平面尺寸為1.725m×1.05m，女兒墻砌筑高度為150mm，墻體厚度為60mm，模型磚尺寸為56mm×53mm×25mm，灰縫厚度為2.5mm，樓板采用30mm厚預制板并配以雙層雙向8#@55鍍鋅鐵絲。

本試驗定義模型結構縱墻方向為X向，橫墻方向為Y向，高度方向為Z向。

2.2 隔震措施

基礎滑移隔震層構造：模型MC底部基礎圈梁為上、下兩層，分兩次澆筑而成，在上、下層圈梁接觸面布置滑移層。上、下圈梁(此模型下圈梁等同于下底板)分別制作，將橡膠束按照尺寸要求安置其中，橡膠束的規格為80 mm×30 mm×110 mm，橡膠束在圈梁中的布置見圖3。

砂隔震墊層構造：有砂箱模型MC和模型MS，兩者區別在于模型MC為砂墊層-基礎滑移復合隔震模型，而模型MS為砂墊層隔震，未設置基礎滑移隔震層。

兩個模型所使用砂箱的作用為模擬砂墊層，便于試驗，二者上部結構與砂墊層連接構造措施為將下底板直接放置于砂墊層之上，見圖4。砂箱混凝土強度采用C40；砂箱底板厚度為150 mm，平面尺寸為2 950 mm×2 200 mm；砂箱側板高度取為410 mm，厚度為150 mm；砂箱四壁內側及底部均粘貼20 mm厚苯板，砂礫粒徑采用5～10 mm河砂，與《建筑地基處理技術規范(JGJ 79-2012)》[18]中的粒徑要求滿足相似比。每隔100 mm厚分層碾壓壓實，并在試驗前進行靜載預壓7 d。有砂箱模型在振動臺臺面的布置見圖5。

圖2 模型建筑布置圖Fig.2 Architecture layouts of the model

圖3 基礎圈梁剖面圖Fig.3 Profile map of the foundation ring beam

圖4 模型上部結構與砂墊層連接構造Fig.4 Connection construction of the upper structure and sand cushion layer

圖5 有砂箱模型立面布置圖Fig.5 Elevations of the sand-box model

2.3 試驗方案

2.3.1加載工況

采用重慶大學研究開發的雙頻選波程序[19]。根據《建筑抗震設計規范》(GB50011-2010)[20]要求，選取2組天然波(El-Centro和PER00004)和1組人工波(簡稱ACC1)，試驗共進行了47個工況，出于篇幅考慮，且主要分析內容為結構動力特性，故本文選擇試驗中模型較為敏感(模型出現標志性損傷現象)的El-Centro波及ACC1波，以及白噪聲工況進行分析，所分析的加載工況見表1。加載制度采用單向、雙向水平輸入混合式，各工況加載順序為：先天然波后人工波，先弱后強，激振方向為先水平X向后水平Y向最后水平雙向。每個激振工況施加完成后停歇觀察記錄，而后進入下一級加載。

2.3.2觀測方案

振動臺試驗中，采用加速度計、位移計和裂縫觀察儀等設備對模型加速度、位移以及裂縫發展等進行觀察和記錄。加速度計分別布置在底座、地基板、上圈梁及一、二層樓板頂的X、Y向，共30個，位移計分別布置在四個模型X向的地基板、一層樓板、二層樓板處，共11個。

表1 試驗加載工況

3 試驗現象

隨著地震輸入的增大，三種模型分別出現了不同程度的損傷，直至破壞(見圖6)，標志性的裂縫發展工況如下。

圖6 模型破壞形態圖Fig.6 Failure modes of the model

1) 模型MA在工況S13(0.10g)時橫墻出現水平裂縫并迅速貫通，縱墻門窗角出現細微裂縫，模型輕微破壞；工況S28(0.30g)時模型縱墻墻角和橫墻角部出現大量裂縫，二層窗角破壞嚴重，模型嚴重破壞；工況S35(0.44g)時橫墻裂縫嚴重、縱墻窗邊裂縫發展迅速，模型瀕臨倒塌。

2) 模型MS直到工況S39(0.62g)無任何裂縫，模型完好無損；在工況S43(0.8g)模型橫墻突然發生貫穿斜裂縫，縱墻首層樓板上部出現水平裂縫，模型中度破壞；在工況S46(1.02g)模型窗間墻突然發生交叉裂縫，窗邊墻發生大位移錯位，墻角大面積坍塌，因模型橫墻發生剪切破壞退出工作。

3) 模型MC在工況S35(0.44g)前無任何裂縫，處于彈性狀態，到工況S36基底滑移層開始工作，出現細微裂縫，工況S39(0.62g)時滑移層裂縫四周貫通，工況S43(0.80g)時模型沿滑移層滑動，模型完好無損，工況S46(1.02g)時滑移層發生錯位，頂層出現裂縫，工況S47(1.24g)時破壞特征主要體現在頂層樓板與縱墻墻體的水平脫離和橫墻的斜裂縫破壞及頂層橫墻發生嚴重錯位使模型退出工作。

4) 模型MC模型在7度中震(0.44g)前結構依靠砂墊層隔震及自身抗震，7度大震(0.62g)后結構依靠滑移層滑移隔震，最終在9度大震(實際加速度為1.24g)退出工作，說明砂墊層-基礎滑移復合隔震技術具有較好的隔震能力，但模型整體性尚待加強，應在考慮隔震的同時適當設置圈梁、構造柱等增強結構整體性的措施，模型MS在7度大震(0.62g)前，依靠砂墊層隔震，模型保持完好，隨后模型逐漸破壞，最終在8度大震(1.02g)時發生破壞退出工作，說明砂墊層隔震技術具有一定效果。

4 結構的動力特性分析

根據模型裂縫發展情況，在試驗開始前和S13、S16、S21、S30、S35、S40、S43等工況后對模型結構利用白噪聲掃描，每個白噪聲激勵工況完成后暫停試驗，進行觀察記錄。通過對激勵工況下各測點的加速度的頻譜特性、傳遞函數[21]進行分析，得到模型結構的自振頻率、周期、阻尼比以及振型等。傳遞函數曲線峰值處對應的頻率值即模型結構的自振頻率，三種模型在標志性工況下的傳遞函數曲線見圖7(圖中采用“模型-加載工況-加載方向”來描述，如“MA-S14-X”表示普通抗震結構模型在工況S14下X向的傳遞函數曲線)，自振頻率見圖8。利用半功率法得到了三種結構模型的阻尼比示于圖9。隨地震強度提高，頻率減小越慢，阻尼比減小過程越長，耗能效果越好。由于MS和MC為帶砂箱結構，MA不帶砂箱，且在加載過程中砂墊層發揮隔震作用等因素，故不帶砂箱和帶砂箱結構不能直接進行比較，下文分別進行論述。

圖7 三種模型標志性工況下的傳遞函數曲線Fig.7 Transfer function curve of the three models under the symbolic working conditions

圖8 模型結構自振頻率Fig.8 Model natural frequency

圖9 模型結構阻尼比Fig.9 Model structure damping ratio

4.1 頻率與周期分析

三種模型X向、Y向的結構自振頻率隨輸入地震強度的變化情況見圖8。由圖8可知如下結果。

1) 模型MA的自振頻率逐漸減小，原因為輸入地震強度增大導致結構模型的破壞加劇；模型Y向的頻率大于X向且模型X向的頻率平均下降21.16%、Y向下降9.45%，這是由于模型X向開洞較多，故而結構X向剛度小于Y向；在經過7度中震(工況S35)作用后，由于模型未設置構造柱，首層墻角發生嚴重破壞，結構退出工作。

2) 模型MS的X向自振頻率先保持不變后下降，說明在輸入地震強度較小時由于砂墊層的耗能作用，結構未出現裂縫，剛度未退化，自振頻率保持不變；隨著輸入強度繼續增大，砂墊層內部發生塑性變形耗能導致結構整體剛度下降，自振頻率減小；模型在工況S36下X向剛度較工況S31退化約12%，Y向剛度退化約為38.5%，且由于砂箱X向剛度更大，X向自振頻率大于Y向自振頻率。

3) 模型MC在工況S41之前的自振頻率的變化規律和模型MS大致相同，在此之前模型MC同樣是依靠砂墊層的消能作用來減小地震作用；工況S41后自振頻率保持不變，說明工況S36后滑移層開始工作，工況S41時模型上部沿滑移層滑動，上部結構未發生破壞，結構剛度不再繼續下降。

4) 7度大震(工況S36)時模型MC的X向自振頻率小于模型MS，是由于此時模型MC滑移層出現裂縫，結構整體剛度小于模型MS整體剛度；在8度大震(工況S44)作用時，復合隔震結構的頻率平均大于砂墊層隔震結構11.4%，表明砂墊層隔震結構內部損傷程度大于復合隔震結構，與試驗現象較為吻合。

4.2 阻尼比分析

三種結構模型X向、Y向的結構阻尼比隨輸入地震強度變化情況見圖9。由圖9可知如下結果。

1) 模型MA的阻尼比是逐漸增大的，在工況S35后模型結構退出工作，說明隨著輸入地震強度的增大，結構發生破壞，結構不斷通過自身的塑性變形來耗能，直至退出工作。

2) 模型MS的阻尼比大致變化趨勢是先減小后增大。隨著地震作用的加強，模型底部的砂墊層先被振密實，阻尼比逐漸減小；隨后砂墊層內部出現非線性塑性耗能，且模型結構發生破壞，剛度退化較為明顯，阻尼比進一步增大(工況S41的X向阻尼比比工況S36增大14.5%)。

3) 模型MC的阻尼比是先減小后增大，減小原因和模型MS一致，隨后滑移層裂縫逐漸增多且砂墊層內部出現非線性塑性耗能，其耗能能力增強，阻尼比增大。

4) 由圖9(b)可看出，模型MC的阻尼比小于模型MS。由于模型MC主要依靠砂墊層與滑移層形成的復合隔震體系消耗地震能量，而模型MS只依靠砂墊層隔震，且出現損傷更早更嚴重，故其阻尼比更大。

4.3 振型分析

將白噪聲工況下加速度折算為位移后，確定各模型在一層及二層樓板處的最大位移，設定與砂墊層接觸的下底板處位移為0，二層樓板處位移為1，確定一層樓板位移與二層樓板處的比例關系，便得到模型振型。三個試驗模型MA、MC、MS在代表性工況下X、Y向第一階振型見圖10。由圖10可知如下結果。

1) 模型MA的X、Y向振型在加載初期表現為剪切型，隨著輸入強度的增大轉變為彎曲型，到加載后期，由于首層出現明顯的變形集中，振動形態轉變為剪切型；工況S31首層的Y向振幅是X向振幅的1.45倍，表明模型MA的Y向破壞更加嚴重。

2) 模型MS的X、Y向振型隨著輸入地震強度的增大，逐漸由初期的剪切型轉變為彎曲型，進入到破壞階段后又轉變為剪切型(工況S42下模型首層層間位移角為1/337，頂層的層間位移角為1/617)；特別注意到工況S45下模型首層的振幅達到了最大值，表明此時結構底部的剛度發生的嚴重退化。

3) 模型MC的X、Y向振型在加載初期基本表現為剪切型，底層的振幅隨著輸入地震強度的增大而增大，加載進入后期，隨著頂層層間位移的增大，逐漸由剪切型轉變為彎曲型；特別地，工況S42一階振型接近線性分布，此時首層層間位移角為1/490，頂層層間位移角為1/465，此時基礎滑移層裂縫貫通，使得上部結構實現了預期的滑移耗能，最終由于頂層橫墻發生嚴重錯位而退出工作，其振型變化情況和試驗現象基本吻合。

5 結 論

從上述對模型試驗現象和動力特性演變規律的對比分析，可得出以下幾點結論。

1) 砂墊層-基礎滑移隔震結構模型在7度中震(0.44g)前結構依靠砂墊層隔震，7度大震(0.62g)后砂墊層與基礎滑移層形成復合隔震體系，最終在9度大震(1.24g)發生彎曲破壞，其自振頻率先不變后減小，阻尼先減小后增大，振型由剪切型逐漸轉為彎曲型，復合隔震結構可以實現不同地震水準下不同的消能隔震機制。

2) 砂墊層隔震結構模型在7度大震(0.62g)前保持完好，在8度大震(1.02g)時退出工作，其自振頻率先保持不變后下降，阻尼比先減小后增大，振型經歷由剪切型到彎曲型，再到剪切型的變化過程，砂墊層隔震結構可以依靠砂墊層減小上部地震作用。

3) 對比三種結構模型，普通結構破壞較早，自振頻率減小及剛度退化較快，而隔震結構的裂縫出現和破壞階段皆相對較晚，模型自振頻率減小、剛度退化，皆具有較好的隔震效果。其中砂墊層—基礎滑移復合隔震模型破壞階段最晚，體現出更為優越的隔震能力，其破壞表現為上層破壞的彎曲型形態，故應考慮適當設置圈梁、構造柱，以確保上部結構在滑動過程中的整體性。