砂墊層隔震村鎮(zhèn)建筑抗震性能振動臺試驗研究

徐文杰，袁 康，2，李英民，茍 欣

（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 兵團工業(yè)研究院，新疆 石河子 832000；3.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045）

中國作為地震高發(fā)區(qū)，近年來地震頻發(fā)，在青海玉樹、四川汶川等歷次大的地震中，村鎮(zhèn)建筑損毀嚴重，儼然已成為抗震設防中的薄弱環(huán)節(jié)。傳統(tǒng)的以圈梁、構造柱為代表的抗震措施往往因為造價高、技術難度大等因素難以得到有效執(zhí)行。因而，因地制宜的研發(fā)適用于村鎮(zhèn)地區(qū)，具備低造價、技術難度低等特點的簡易隔震技術得到了廣大學者的密切關注。相關技術總體可分為基礎隔震技術和基底墊層隔震技術兩類。在國內，在基礎隔震技術方面，曹萬林等[1]提出一種鋼筋-鋼珠基礎滑移隔震層，李英民等[2]提出一種瀝青-砂滑移隔震層，尚守平等[3]提出了一種鋼筋-瀝青復合隔震層；在基底墊層隔震技術方面，劉方成等[4]提出了一種土工加筋橡膠砂復合墊層隔震方法，李海濤[5]對各參數對砂墊層抗震性能影響進行數值模擬研究，尹志勇等[6]對砂墊層隔震性能進行了振動臺試驗研究。在國外，Banovic等[7]研究了石灰石砂墊層的隔震效果，Ahmad等[8]研究了滑移層摩擦因數對基礎滑移隔震效果的影響，Hernández等[9]提出了生態(tài)橡膠隔震層的概念，Tsang[10]提出了廢舊輪胎橡膠-土混合隔震層隔震的概念，Mozaheb等[11]提出了一種新型彈性滑移隔震系統(tǒng)，Habieb等[12]對比了三種不同隔震系統(tǒng)的有效性。以上隔震技術皆可提升村鎮(zhèn)建筑抗震性能，也體現了村鎮(zhèn)建筑“因地制宜、就地取材、簡單有效、經濟實用”的抗震原則[13]。

在上述研究的基礎上，針對處于高地震烈度區(qū)且氣候嚴寒的北方地區(qū)村鎮(zhèn)建筑同時遭受地震及地基凍脹雙重災害的問題，可采用砂墊層隔震技術實現通過換填凍土發(fā)揮消能隔震作用同時兼顧消除地基凍脹不利影響的事半功倍效果。前期已有相關采用剛體代替縮尺房屋進行振動臺試驗[14-16]，驗證了砂墊層的隔震效能，但砂墊層隔震房屋結構的動力響應特征和損傷情況有待進一步進行實際縮尺房屋模型研究。因此，本文為研究砂墊層隔震結構的抗震性能，采用振動臺試驗手段，建立普通抗震結構和砂墊層隔震結構等2個1/4縮尺模型，進行不同地震動強度輸入，對比兩者的破壞模式、動力特性、加速度和位移等動力響應的差異，以驗證砂墊層隔震結構的隔震機理，評價其隔震效果。

1 砂墊層隔震技術構造及機理

砂墊層隔震結構構造如圖1所示，在基礎底部鋪設砂墊層，砂墊層應首先滿足JGJ 79—2012《建筑地基處理技術規(guī)范》[17]和JGJ 118—2011《凍土地區(qū)建筑地基基礎設計規(guī)范》[18]中對于換填地基土在承載力和抗凍脹方面的規(guī)定，其次，趙少偉等的研究表明粒徑級配相對集中的砂墊層具有較好的隔震效果。綜上，考慮到村鎮(zhèn)建筑層數少、地基承載力要求低、基礎埋深淺等特點，可得出砂墊層的布置方案為:粒徑組成優(yōu)先采用5～10 mm的圓礫，按JGJ 79—2012《建筑地基處理技術規(guī)范》的要求進行分層壓實，壓實系數不小于0.94，厚度根據當地凍土深度取300～800 mm。

圖1 砂墊層隔震結構構造圖Fig.1 Structural diagram of sand cushion isolation structure

可采用簡化雙質點動力計算模型來分析結構動力響應，如圖2所示。其隔震機理為:主要通過砂墊層內部的塑性變形和阻尼作用吸收和消耗地震能量，減少上部結構的破壞，對于基礎與砂墊層間的滑動耗能，由于基坑周邊約束作用及混凝土界面摩擦力較大，可忽略不計。

圖2 砂墊層隔震結構計算模型Fig.2 Calculation model of sand cushion isolation structure

式中:m1為基礎及上部模型質量；K1為基礎及上部模型剛度；x1為基礎及上部模型位移；m2為砂墊層質量；K2為砂墊層剛度；x2為砂墊層位移；C2為砂墊層阻尼；μ為砂墊層與基底摩擦因數；xg為臺面位移；sgn（x1）為符號函數，當x1＞0時，sgn（x1）=1，當x1=0時，sng（x1）=0，當x1＜0時，sgn（x1）=-1。

2 振動臺試驗概況

本次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，振動臺技術參數見表1?？紤]臺面條件及試驗需求，采取普通抗震結構和砂墊層隔震結構等2個模型同時上臺進行對比試驗的方式進行。

表1 振動臺主要參數Tab.1 Main parameters of shaking table

2.1 模型設計與制作

2.1.1 模型設計

本次試驗以2棟2層的砌體結構房屋為原型，按照1/4縮尺比例設計普通抗震模型（MA）和砂墊層隔震模型（MS）。鑒于村鎮(zhèn)建筑普遍存在構造柱和圈梁布置缺失的現象，試驗中兩種模型皆未設置圈梁、構造柱。

模型設計總高為1.575 m，平面尺寸為1.725 m×1.05 m，女兒墻砌筑高度為150 mm，門洞尺寸為375 mm×600 mm，窗洞尺寸為375 mm×375 mm；樓板采用30 mm厚預制板，并配以雙層雙向8#＠55鍍鋅鐵絲；墻體厚度為60 mm，模型磚尺寸為56 mm×53 mm×25 mm，灰縫厚度為2.5 mm。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。建筑布置如圖3所示。

圖3 模型建筑布置圖（mm）Fig.3 The architecture layouts of the model（mm）

2.1.2 模型相似關系

以加速度、長度和彈性模量為基本相似參數，通過量綱分析法推導其余物理量相似參數，見表2。根據本次試驗的振動臺最大水平加載加速度為1.5g，而研究預期地震動輸入強度為9.0度罕遇地震（0.62g），故取加速度相似比Sa=2.0，可滿足加載條件；模型為1/4縮尺比例，故長度相似比為Sl=1/4；模型砌塊強度與原型結構相同，故彈性模量相似比為SE=1.0。

表2 相似關系表Tab.2 Similar relationship table

由于模型尺寸及承重的限制，難以實現完全人工質量模型，試驗模型采取欠人工質量模型，每層樓板施加的配重按原型結構的每層重力荷載代表值所占比例進行分配。

2.1.3 材料選擇

模型墻體采用強度等級為MU15的普通燒結頁巖磚和強度等級為M5的水泥砂漿砌筑而成，梁、樓板等混凝土構件全部采用強度等級為C30混凝土制作，樓面梁縱筋采用HPB300級鋼，其余構件鋼筋采用8#鍍鋅鐵絲，配筋量及磚尺寸按照相似關系換算。模型材料力學性能指標見表3。

表3 模型材料力學性能指標Tab.3 Mechanical properties of model materials

2.1.4 模型制作

兩種模型的主要制作過程如下:

步驟1普通抗震模型。模型由下部剛性底板和上部結構組成，在底板上完成上部結構砌筑后吊裝至振動臺臺面進行組裝，如圖4（a）所示。

步驟2砂墊層隔震模型。模型由帶砂墊層的砂箱和上部結構組成，即在底板上完成上部結構砌筑后，吊裝至砂箱內形成模型，如圖4（b）所示。砂箱制作是該模型的關鍵，采用強度等級為C40的混凝土制作，其平面尺寸為2 950 mm×2 200 mm，側板高410 mm，側板與底板厚度為150 mm；借鑒竇遠明等、伍小平等的研究成果，為模擬砂墊層真實的受力狀態(tài)，砂箱側板內側及底部均粘貼20 mm厚苯板，側面苯板可以模擬基坑對墊層的彈性約束，底部苯板可減小砂體與底板間的相對滑移；根據上述砂墊層構造要求，本實驗砂墊層厚度為300 mm，采用粒徑為5～10 mm的河砂，每隔100 mm厚分層碾壓壓實，試驗前將上部結構吊裝至砂墊層上靜置預壓7 d。模型MS的具體施工過程如圖5所示。

圖4 各模型立面布置圖（mm）Fig.4 Vertical layout of each model（mm）

圖5 砂墊層隔震模型施工過程Fig.5 Construction process of sand seismic model

2.2 試驗方案

2.2.1 加載方案

采用重慶大學研究開發(fā)的雙頻選波程序[20]，以地處中國北方的新疆石河子（抗震設防烈度8.0度，凍土深度1.4 m）為對象，根據GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》中“時程分析所選擇的地震波與應與結構地震設計反應譜在統(tǒng)計意義上相符”的選波原則，選取了2組天然波（El-Centro波和PER00004波）和1組人工波（簡稱ACC1波），根據試驗需要調幅后作為輸入地震動，三條地震波加速度時程如圖6所示。選用地震波加速度反應譜與設計反應譜對比如圖7所示。

圖6 地震波加速度時程曲線Fig.6 The seismic acceleration time history curves

圖7 選用地震波加速度反應譜對比Fig.7 Comparison of acceleration response spectrum of waves

試驗加載制度為:含白噪聲工況在內共計45個加載工況，實際加速度輸入從0.036g（按相似關系換算強度為6.0度多遇地震）至1.02g（換算強度為8.5度罕遇地震），加載時按照先天然波后人工波，先低頻后高頻，先弱后強，先X向后Y向，最后水平雙向等原則進行。每個激振工況施加完成后進行觀察記錄，而后進入下一級加載，加載工況見表4?？紤]相似關系后，實際輸入強度對應文獻[21]的地震烈度水平如表5所示。

表4 試驗加載工況Tab.4 Loading schedule of the test

表5 實際輸入加速度峰值與地震強度換算表Tab.5 Conversion table of actual input acceleration peak value and seismic intensity g

2.2.2 觀測方案

采用加速度計、位移計和裂縫觀察儀測量模型的加速度、位移以及裂縫的發(fā)展情況。加速度計沿X和Y向分別布置在底板及各層樓板等位置。由于試驗室位移計數量限制，僅對模型X向位移進行了采集，分別沿X向布置在2個模型的底板和各層樓板處。為防止加載過程中模型倒塌對位移計造成損壞，根據試驗現場判斷，在工況S32后撤除了模型MA的位移計，工況S42后撤除了模型MS的位移計。各模型位移計及加速度計布置圖如圖8所示，其中A1～A11表示加速度計，D1～D4表示位移計。

圖8 位移計及加速度計布置圖Fig.8 Layouts of displacement and accelerometer

3 試驗結果及分析

3.1 試驗現象

隨著地震輸入強度的增大，兩種模型的裂縫發(fā)展、損傷破壞過程、最終破壞形態(tài)都體現出不同的特點，初步驗證了砂墊層隔震結構的隔震效果，具體可得出以下結果:

（1）模型MA:在工況S13（0.1g，6.0度設防地震）時在一層X向門窗角處出現初始斜裂縫并發(fā)展延伸，在工況S28（0.3g，7.5度設防地震）時，一、二層X向墻體門窗角處破壞嚴重，Y向墻體墻角處出現大量裂縫，在工況S35（0.44g，7.0度罕遇地震）時宣告破壞，表現為底層集中塑性破壞的剪切型破壞形態(tài)，如圖9（a）所示，在X向一層墻體沿門窗洞口角部出現顯著的斜裂縫，并發(fā)展至樓板和底板處；如圖9（c）所示，在Y向一層墻體中多道寬度較大的斜裂縫由墻體端部發(fā)展至墻體根部，并伴有部分磚塊脫落。裂縫主要表現為在門窗洞口角部的X型裂縫和Y向墻體端部向中部發(fā)展的V型裂縫。

（2）模型MS:在前40個加載工況，模型結構完好，在工況S43（0.8g，8.0度罕遇地震）時，Y向墻體突然出現貫通斜裂縫，X向底層樓板上部出現水平貫通裂縫，在工況S45（1.02g，8.5度罕遇地震）時，模型發(fā)生與普通抗震結構類似的剪切破壞，如圖9（b）和圖9（d）所示，在X向一層墻體門窗洞口處出現顯著的X型裂縫，Y向一層墻體存在由墻體底部向上發(fā)展的交叉斜裂縫。從試驗過程現象來看，模型MS體現出砂墊層隔震結構的工作機理，表明砂墊層發(fā)揮了較好的隔震作用。

圖9 模型破壞形態(tài)圖Fig.9 The failure forms of models

3.2 動力特性分析

本文對2個模型的自振頻率、阻尼比隨試驗加載的變化規(guī)律進行分析，以進一步比較結構的損傷發(fā)展和抗震工作機制。 加載工況S14、S22、S31、S36、S41、S44為白噪聲掃描工況，通過對上述工況下各測點的加速度頻譜特性、傳遞函數進行分析，得到模型結構的自振頻率、阻尼比等，如圖10和圖11所示。由于砂箱的存在導致砂墊層隔震結構模型整體剛度變大，故動力特性分析中將2個模型分開進行探討。

圖10 模型自振頻率對比Fig.10 The omparison of natural frequency of models

圖11 模型阻尼比對比Fig.11 The omparison of damping ratio of models

從圖10和圖11中可得出以下規(guī)律:

（1）隨著輸入地震強度增大，結構損傷不斷加劇，塑性變形不斷增加，普通抗震模型MA自振頻率總體呈逐漸減小，阻尼比逐漸增大的趨勢，符合試驗現象表現出的裂縫發(fā)展及結構損傷過程。因X向墻體開洞率達21%，其剛度較Y向墻體小，故模型Y向自振頻率遠大于X向且阻尼比遠小于X向。此外，從工況S14～工況S31，模型X向自振頻率下降37.69%、Y向自振頻率下降17.99%，表明有門窗洞口方向墻體剛度退化更為嚴重。

（2）對于帶砂箱的砂墊層隔震模型MS而言，其X向和Y向的自振頻率呈逐漸降低的趨勢，因砂箱尺寸原因（X向長度較Y向大34%），模型X向剛度較Y向大，故X自振頻率大于Y向，從工況S14～工況S31，X向自振頻率下降4.59%、Y向自振頻率下降16.67%；同樣，由于X向砂箱尺寸大于Y向，模型Y向阻尼比大于X向。阻尼比在加載過程中總體呈先增大后降低，其后再增大的波動增長趨勢，出現上述變化規(guī)律的原因是，在地震輸入強度不大的初期工況（S31前），砂墊層因振動出現小幅塑性變形并逐漸振密，導致其阻尼比表現出先增大后減小的特點，此過程也是砂墊層消能減震作用的體現；進一步加載至工況S41，砂墊層因地震動輸入強度的提高，再次發(fā)生塑性變形，耗散地震能量，模型阻尼比出現明顯上升，保證了模型上部結構的完好。

3.3 動力響應特征分析

3.3.1 加速度響應

本文采用動力放大系數來分析2個模型的加速度響應。動力放大系數為各層加速度峰值與臺面中心加速度峰值的比值，其變化規(guī)律可以反映模型在地震動輸入過程中的結構損傷和剛度退化情況。因篇幅限制，下文僅以El-Centro波輸入下的工況為例進行分析。圖12為2個模型在不同地震動輸入強度下的樓層動力放大系數對比曲線，圖中采用“模型-方向-層數”來描述，如MA-X-1代表模型MA在X方向一層板頂的動力放大系數。

圖12 樓層動力放大系數對比Fig.12 The omparison of dynamic amplification coefficient under earthquake input

從圖12中可以得出以下規(guī)律:

（1）普通抗震模型MA的X和Y向動力放大系數曲線總體表現為先上升至峰值后下降的規(guī)律。原因是模型未發(fā)生損傷前，動力放大系數隨地震動輸入強度增大而增大，當模型出現裂縫并不斷發(fā)展直至破壞，動力放大系數持續(xù)減??；由于模型在X方向墻體開洞較多，其X向剛度小于Y向，故X方向動力放大系數曲線峰值相對較??；此外，在工況S25及S27時，曲線出現一定程度的波動上升，結合試驗現象可知，在此工況中墻體裂縫在振動下出現了一定的錯動閉合，導致樓層加速度反應有所增大。

（2）砂墊層隔震模型MS的X和Y向動力放大系數變化大致表現為先上升后下降的規(guī)律。結合試驗現象可知，形成上述變化趨勢的原因可分為前期的砂墊層隔震作用減小了模型的地震作用，以及后期模型出現裂縫導致剛度下降。

（3）在工況S32時，2個模型未退出工作，砂墊層隔震模型MS的一、二層動力放大系數分別為1.52和1.77，普通抗震模型MA的一、二層動力放大系數分別為1.85和2.01，模型MA的一、二層動力放大系數較模型MS分別高出21.71%和13.56%，表明砂墊層隔震模型能夠有效的控制地震作用向上傳遞，具備良好的隔震效果。

3.3.2 位移響應

從各模型在不同加載工況下的樓層層間位移時程中提取峰值位移，可得到各模型的樓層最大層間位移響應，為節(jié)約篇幅，本文給出2個模型在El-Centro波X向輸入下各工況的最大層間位移角散點圖，如圖13所示。層間位移角為層間位移與層高的比值。從圖13中可以得出以下結論:

圖13 各工況下模型最大層間位移角Fig.13 Maximum displacement angle of each working condition of each model

（1）普通抗震模型MA的層間位移角隨加載的增長速度較快，在加載后期的一層層間位移角大于二層，驗證了結構率先發(fā)生剪切破壞的試驗現象，在工況S32（0.44g）時，層間位移角達到1/338，此時結構損傷嚴重。

（2）砂墊層隔震模型MS基底未出現明顯滑移，其層間位移角隨加載的增長速度小于模型MA，一層層間位移角大于二層，驗證了其隔震效果及最終發(fā)生剪切破壞的試驗現象，在工況S42（0.8g）時，一層層間位移角達到1/377，約為二層的兩倍，此時結構一層破壞嚴重。

（3）在相同工況時，模型MS各層間位移角均小于普通抗震模型MA，如在S25工況下，模型MA一、二層最大層間位移角分別為1/384和1/474，模型MA一、二層最大層間位移角分別為1/579和1/887，模型MA的最大層間位移角較模型MS分別高出33.46%和46.44%，表明砂墊層具有較好的隔震效果，能夠有效控制層間位移的增加。

4 結 論

本文對普通抗震結構和砂墊層隔震結構進行了縮尺房屋模型振動臺試驗，研究了兩者在不同地震動強度輸入下的損傷破壞過程，以及動力特性和動力響應的變化規(guī)律，得到以下幾點結論:

兩種模型在地震動輸入下均發(fā)生底層集中塑性損傷破壞的剪切破壞。普通抗震模型在7.0度罕遇地震時宣告破壞，裂縫主要表現為在門窗洞口角部的X型裂縫和橫墻端部向中部發(fā)展的V型裂縫；砂墊層隔震模型在7.5度罕遇地震前保持完好，在8.5度罕遇地震時宣告破壞，裂縫主要表現為在門窗洞口角部的X型裂縫和橫墻底部向上發(fā)展的交叉裂縫。

隨著輸入地震動強度增加，普通抗震模型自振頻率總體呈下降趨勢，阻尼比呈增大趨勢；砂墊層隔震模型自振頻率呈逐漸降低的趨勢，阻尼比呈先增大后降低，其后再增大的波動增長趨勢，其原因是砂墊層在初期發(fā)揮隔震作用的過程中因振動變密實，后期再次發(fā)生塑性變形所致。相較而言，砂墊層隔震模型自振頻率下降速率更慢。

兩種模型動力放大系數隨加載呈現先增加后下降的演變規(guī)律，位移響應呈現出一層層間位移角大于二層的剪切變形特征。相同工況下，普通抗震模型的樓層動力放大系數和層間位移均更大，表明砂墊層隔震結構可以依靠砂墊層的塑性變形發(fā)揮隔震作用，減小上部結構地震作用。

砂墊層的材料選擇及布置對隔震效果有重要影響，應兼顧抗凍脹、保證地基承載力、發(fā)揮隔震功效等方面要求。針對中國北方村鎮(zhèn)低層建筑的建造特點，建議砂墊層可采用5～10 mm的圓礫，施工中進行分層壓實，壓實系數不小于0.94，厚度可根據當地凍土深度考慮取值為300～800 mm。