复杂博物馆隔震结构地震模拟振动台试验研究

刘 阳,刘文光,何文福,杨巧荣

(上海大学 土木工程系，上海 200072)

博物馆结构属于一个国家或地区的标志性建筑，其建筑结构形式通常较为复杂，因此如何保证此类结构在地震中的安全性是亟需解决的问题。隔震是一种以延长结构周期及耗散能量的振动控制方式，试验和理论研究都表明隔震结构是一种比较理想的减震结构体系[1-3]，为了判明博物馆隔震结构的动力特性、地震反应及其在强震作用下的损伤机理与破坏模式，对此类结构进行试验研究是必要的。

为研究复杂博物馆隔震结构的力学性能，对云南省昆明博物馆新馆开展了振动台试验研究。研究该结构在不同水准地震作用下的动力特性变化情况; 测试隔震结构与非隔震结构在多遇、罕遇地震作用下的位移和加速度反应; 量测隔震层的受力变形响应和整体结构的扭转反应。

1 原型结构概况

云南省昆明博物馆新馆为云南省重点工程之一，该项目位于昆明市广福路西北侧，新宝象河东南侧。该工程设计的使用年限为100年，建筑结构安全等级为一级，结构重要性性系数为1.1。文献[4]可知，工程所在地区的抗震设防烈度为8度，设计地震分组为第二组，场地类别为Ⅲ类，基本加速度值为0.20 g，按9度抗震构造措施设防。

图1 原型结构示意图

该结构建筑面积约4.7万平方米，主体建筑平面尺寸为104 m×140 m，自室外场地最低点起算，建筑总高为37.40 m,其中室外场地为-5.150 m,地下1层层高为5.0 m,1～3层的层高为7.60 m,4～5层的层高为3.80 m，屋架高度为2.6 m。结构部分柱采用型钢混凝土柱,1～3层为型钢混凝土框架和钢管支撑体系,4～5层为混凝土框架结构。结构模型轴网定位如图1(a)所示。原结构1～3层设40 m×40 m大跨度中庭，在中庭上部设置钢桁架顶棚，部分钢桁架下设3层悬挂层，钢桁架和悬挂系统称为“金玉满堂”,如图1(b)所示。该结构有三处超限：一是楼板不连续。楼板在二、三、四层南北方向最小有效宽度仅为该层楼板宽度的39.7%，东西方向为37.2%，在第五层南北方向为13.8%，东西方向为21.8%，在屋面层南北方向为27.6%，东西方向43.4%，属于平面不规则类型；二是竖向构件不连续。轴线(H)/(2)和(D)/(13)位置的框架柱自第四层楼面起，无向上延伸，在相邻位置设置托柱，属于竖向抗侧力构件不连续；三为大悬挑。建筑地下一层～四层周圈均外挑6 m，二层观景平台外挑8 m，二、三、四层中庭外挑4 m，属于大悬挑构件。

2 振动台试验概况

对博物馆隔震结构进行模拟振动台试验，制作了几何相似比为1/30的试验模型,图2(a)为建筑效果图，图2(b)为模型结构三维图。

2.1 模型设计

根据结构试验要求和试验条件，试验中对人工质量模拟的弹塑性模型进行改进，取Sa=2.871，SE=1/4，采用人工质量满足质量相似要求。由于云南省博物馆新馆隔震结构由刚度和强度控制，因此模型结构的模拟重点在于保证结构的刚度相似的同时，兼顾强度相似。振动台试验模型的几何相似比取1/30，在《建筑抗震试验方法规程》(JGJ101—96)的要求范围(1/100～1/15)之内[5]。模型总高1.860 m,总重量199 kN。其他参数根据量纲推出，数值见表1。

表1 试验模型的动力相似关系

原型结构隔震层采用了166个橡胶隔震支座，为控制橡胶隔震支座的尺寸效应，考虑到直径100型的橡胶隔震支座能较好模拟原型支座的性能和变形要求，模型结构采用采用了9个铅芯橡胶隔震支座(LRB100)，隔震层参数设计值能较好满足相似关系。隔震支座平均压应力为2.82 N/mm2。支座的剪切模量G为0.55 N/mm2，铅芯直径为14 mm，橡胶层总厚度为14.3 mm。试验测得隔震层屈服强度为7.20 kN,屈服后刚度为2.673 kN/mm。隔震结构参数对比见表2。

表2 隔震结构参数对比

注：测试参数值为支座剪切变形100%时结果。

原型结构隔震设计时将隔震层设置在地下1层与地下2层之间，在试验模型设计时则设置在地下1层，然后在支座下部连接三向力传感器，并将其固定在台面上。试验主要考察隔震层及上部结构的地震响应，支座以下部分假定为刚体，没有考虑地下2层及桩土对上部结构及隔震层的影响，因此模型设计时没有考虑隔震层以下部分。模型的第1层为原型结构的地下室1层,模型的第2～6层对应原型结构的第1～5层，没有模拟屋顶构造框架。

2.2 模型制作

试验模型制作选用的材料包含微粒混凝土、铁丝及紫铜，其中模型型钢柱和型钢梁用紫铜制作，楼板及其他梁柱用微粒混凝土制作，材料为水泥沙浆。水泥为525号硅酸盐水泥，砂为细砂，水灰比为0.6～0.7。金玉满堂桁架采用细铜管模拟，悬挂层顶部与桁架连接为铰接，悬挂层铰接连接使用短钢绞线连接模拟，悬挂层每一层则固定于结构层上，如图2(c)所示。模型微粒混凝土弹性模量测得为1.7×104N/mm2，微粒混凝土立方体试块(尺寸70.5 mm×70.5 mm×250 mm)的强度测试结果为13 N/mm2。模型钢筋采用回火镀锌铁丝。根据刚度条件选用直径为22#～8#等多种规格。根据模型和原型按强度相似和配筋率相似原则进行模型配筋，并满足结构构造要求。模型浇筑在钢筋混凝土底座上，柱的钢筋与底座钢筋固定连接。底座厚0.12 m，底座上预埋连接板，用螺栓与隔震支座连接。预埋连接板接触面要求平整，位置准确，使模型在安装就位时螺栓能顺利拧入。底座四角设起吊用的锚钩，模型通过4个倒链滑车及专门设计的吊装架用天车起吊就位，倒链滑车保证了模型起吊时的平衡和稳定。试验模型图见图2(b)。

图2 隔震结构模型

2.3 测点布置

模型试验中共使用39个压电式加速度传感器(23个为实验室振动台系统传感器，16个为外接加速度传感器)，加速度传感器布置在台面、隔震层、上部结构各层及金玉满堂上。使用了15个ASM拉线式位移传感器，量程为0～±375 mm,位移传感器主要布置在隔震层和上部结构各层。共使用7个三向力传感器，其中3个为ESM-100kN型，4个为YBY型压力传感器。三向力传感器主要测得支座的力学性能，以分析支座的滞回性能和竖向受力。传感器安装示意图见图3。

图3 传感器布置示意图

2.4 加载方案

根据地震记录选用要求，试验采用一条人工场地安评记录和三条天然强震记录作为对模型输入的台面激励。人工场地安评记录采用安评报告所提供记录(简写REN)；三条天然强震记录为1976年唐山地震余震天津医院记录(记为TJ)、1994年美国NORTHRIDGE 地震LWD-DEL AMO记录(记为LWD)、1940年El Centro-lmp Vall lrr地区的El Centro记录(记为EL)。依据工程设计目标和要求，先进行隔震结构模型试验，结构模型按照多遇地震、设防烈度地震和罕遇地震三个阶段进行试验。然后除去隔震支座,通过钢板固定隔震层，进行非隔震结构模型试验，输入7度多遇、设防烈度和罕遇地震动。进行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，以测量结构的自振频率和振型等动力特征参数,分析各试验工况后的模型损伤情况。地震记录持续时间按相似关系压缩为原地震记录的0.133。各水准地震作用下，台面输入加速度峰值均进行了调整，以模拟不同水准地震作用。试验共完成了85个工况，限于篇幅仅列出重要的工况结果。

表3 输入地震记录的参数

三组的实际强震记录和一组人工模拟记录的地震记录参数见表3。

3 原型结构动力特性

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。隔震结构模型的各阶自振频率的平均变化率分布为：多遇地震为0%，设防地震为-1.0%，罕遇地震为-1.2%，可以发现在多遇地震后结构自振频率保持不变，设防地震和罕遇地震后结构自振频率有略微下降，但减小不超过2%，说明隔震结构在多遇地震时保持弹性状态，设防烈度及罕遇地震下隔震结构出现轻微损伤。非隔震结构模型的各阶自振频率的平均变化率: 多遇地震后为-3.40%，设防地震后为-7.60%，罕遇地震后为-20.60%，可以发现在多遇地震后非隔震结构的自振频率下降较小，设防地震和罕遇地震后非隔震结构的自振频率下降较大。

从试验结果可以得到：① 隔震结构模型的自振频率在经历多遇、设防、罕遇地震后基本没有变化，动力特性稳定，而非隔震结构模型在地震后结构特性变化较大,非隔震结构的破损程度要比隔震结构严重; ② 隔震结构的扭转作用要小于非隔震结构，特别是罕遇地震作用下隔震体系具有明显抑制扭转作用，而非隔震结构则存在明显扭转效应，罕遇地震作用下结构损伤导致扭转刚度大幅退化。

表4 隔震结构模态试验结果

4 模型动力反应

4.1 模型结构加速度反应

图4～图5为多遇地震、罕遇地震单向作用下隔震结构模型与非隔震结构模型的X向和Y向上部结构加速度反应对比结果。图中ISO代表隔震结构，FIX代表非隔震结构。

通过比较隔震结构和非隔震结构的加速度响应可知，无论是多遇地震还是罕遇地震作用下，隔震结构上部主体楼层加速度放大系数均小于1，表明隔震结构能有效降低加速度响应。非隔震结构上部结构层加速度呈现倒三角形式，顶层加速度峰值偏大，存在鞭稍效应，而隔震结构具有上部楼层加速度分布均匀的特点，说明隔震体系各层最大绝对加速度沿结构分布趋于均匀、鞭稍效应受到控制。隔震结构各层加速度反应峰值总体上要小于非隔震结构，上部结构层加速度得到有效控制,说明该结构通过基础隔震后达到了预期目标，降低了结构的地震反应，满足设计要求。

图4 多遇地震作用下结构峰值加速度比较

图5 罕遇地震作用下结构峰值加速度比较

图6 多遇地震作用下结构峰值加速度比较

4.2 “金玉满堂”加速度反应

金玉满堂结构系统是桁架结构和悬挂层组成的新型体系，属于整个结构附加的体系，悬挂楼层悬挂于桁架屋顶下部，可以增加建筑净空，同时减小钢梁截面积，保证了展厅大空间的功能特点，是十分重要的结构体系[6]，因此需要单独分析其地震响应特征。图6为在非隔震结构按7度输入和隔震结构按8度输入情况下，多遇地震作用下隔震结构模型与非隔震结构模型的X向和Y向金玉满堂加速度反应对比结果，图中楼层“1、-1、-2”分别对应金玉满堂顶部、2顶和3顶(图1(b))。由图6可知非隔震时金玉满堂结构地震加速度响应要大于隔震时加速度效应，且由于悬挂结构抗侧刚度小于主体结构造成结构产生“鞭梢效应”。采用隔震技术后X和Y向加速度分别降低约88%和78%，说明通过采用隔震技术可有效降低桁架屋顶及悬挂层加速度地震响应。

悬挂结构体系因其连接方式不同其动力特性也有所差别[7-8]，合理设置连接形式或附加减震装置可以使其发挥最佳的减震效果[8]，但由于其竖向刚度及抗侧刚度相对较弱，对其竖向振动舒适性以及与整体结构协调等问题还有待进一步深入研究。

4.3 层间位移角反应

图7为非隔震结构在7度地震和隔震结构在8度地震作用下，隔震结构模型与非隔震结构模型X向层间位移角倒数反应结果对比。隔震结构在8度多遇地震作用下，层间最大位移角为1/668，满足我国现行《建筑抗震设计规范》关于多遇地震下弹性层间位移角限值1/550的要求，达到“小震不坏”的抗震设防水准;在8度罕遇地震作用下，结构最大层间位移角为1/625，满足《建筑抗震设计规范》关于罕遇地震下弹塑性层间位移角限值1/100的要求，达到“大震不倒”的抗震设防水准。

通过比较隔震结构与非隔震结构上部结构楼层层间位移反应，发现在非隔震结构按7度输入和隔震结构按8度输入情况下，隔震结构模型与非隔震结构模型X向反应整体上一致，说明隔震结构可以实现降低地震烈度一度的目标，部分楼层如F1-F2层隔震结构反应基本小于非隔震结构，体现了隔震结构的减震效果。由于地震动特性、楼层质量及刚度分布差异导致多遇地震下部分楼层如F3-F4层隔震结构反应则略大于非隔震结构,但整体上仍然具有减小层间变形的效果。

图7 不同性能水准下上部结构层间位移角倒数

4.4 隔震层滞回性能

隔震支座在地震作用下进入非线性状态形成滞回曲线从而耗散地震能量。如图8所示为罕遇地震作用下隔震支座的滞回曲线情况，限于篇幅仅列EL地震波作用下铅芯橡胶支座的滞回曲线。可以看出支座在地震作用下曲线饱满均匀，铅芯橡胶支座耗能能力较强。

图8 支座滞回曲线

4.5 隔震层扭转

试验过程中，测得的隔震层扭转反应见表5。由扭转反应结果可知，X向最大扭转角均值在8度多遇地震作用下为1/6215，在8度设防烈度地震作用下为1/4 208，在8度罕遇地震作用下为1/3016；Y向最大扭转角均值在8度多遇地震作用下为1/5700，在8度设防烈度地震作用下为1/2389，在8度罕遇地震作用下为1/1 482。X向结构扭转反应要小于Y向，X向扭转刚度大于Y向。随着地震作用的加大，结构扭转反应逐渐放大。同时也说明结构扭转效应随着构件进入弹塑性的程度也在逐渐发生变化，而由此引起的扭转效应放大应引起重视。

表5 各工况下隔震层扭转角

5 结 论

对云南省博物馆结构进行了隔震和非隔震振动台模型试验，经试验结果对比分析，得出如下结论:

(1)隔震结构的自振频率为非隔震结构的47%左右， 基础隔震延长了结构的自振周期从而降低了结构的地震反应。隔震结构在遭遇8度罕遇地震后，结构自振频率下降1.2%，结构仅出现轻微损伤; 非隔震结构遭遇7度罕遇地震后，结构自振频率下降20.6%，结构发生刚度退化并进入弹塑性状态，局部发生破坏。

(2)隔震结构体系(8度多遇、罕遇)的上部结构加速度反应要比非隔震结构(7度多遇、罕遇)小；结构鞭稍效应得到有效控制；隔震结构在8度多遇、罕遇地震作用下的最大层间位移角符合规范规定。

(3)在不同水准地震波作用下，隔震层支座的剪切变形满足规范要求；滞回曲线均匀饱满，说明其具有良好的耗能能力。

(4)基础隔震结构的扭转要小于非隔震结构，基础隔震对结构的扭转有一定的控制作用。

(5)隔震结构整体设计基本合理，隔震结构在罕遇地震作用下仍然具有一定承载能力储备，可以实现“大震不倒”设计目标。

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