高層建筑懸掛式電纜橋架模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)

吳 宸， 笠井和彥， 蔣歡軍， 松田和浩

（1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)減災(zāi)全國(guó)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；3.東京工業(yè)大學(xué) 未來(lái)科技交叉研究所，東京 152-8550；4.名城大學(xué) 理工學(xué)部，名古屋 468-0073）

近年來(lái)，隨著建筑抗震技術(shù)的發(fā)展，建筑遭受地震時(shí)主體結(jié)構(gòu)的損傷得到了有效控制，但常常出現(xiàn)因非結(jié)構(gòu)構(gòu)件受損使建筑功能癱瘓［1］甚至人員傷亡的情況［2］。目前非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的抗震研究相對(duì)滯后于結(jié)構(gòu)構(gòu)件［3］。民用建筑中非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的投資占總建設(shè)投資的75%～85%［4］，而地震中的非結(jié)構(gòu)構(gòu)件往往會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重破壞。1971 年的美國(guó)圣費(fèi)爾南多地震、1972 年馬那瓜地震、1978 年日本宮城縣地震都出現(xiàn)電梯大面積癱瘓的現(xiàn)象［5］。在2010年海地地震中，多層建筑的數(shù)據(jù)中心的電纜橋架損壞，難以快速修復(fù)，阻礙了震后基本通訊系統(tǒng)的恢復(fù)運(yùn)行［6］。在2012 年?yáng)|日本大地震中，東京高層建筑由于包括電纜橋架在內(nèi)的大量非結(jié)構(gòu)構(gòu)件損壞導(dǎo)致建筑功能中斷而產(chǎn)生所謂的“高層建筑難民”［7］。在2013年我國(guó)蘆山地震中，經(jīng)過(guò)抗震加固的建筑結(jié)構(gòu)震害較輕，但依然觀察到大量非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的破壞［8］，其中包括電纜橋架。在2017年九寨溝地震中，高層酒店的玻璃幕墻面板出現(xiàn)大面積破損［9］。非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的正常工作對(duì)于建筑功能的保持有著重要意義。

電纜橋架是一種用于線(xiàn)纜敷設(shè)的典型預(yù)制非結(jié)構(gòu)構(gòu)件，由電纜托盤(pán)、支吊架和連接件組成。電纜托盤(pán)通常為鋼制或鋁制，在轉(zhuǎn)向區(qū)域的預(yù)制構(gòu)件被稱(chēng)為彎通。核電站與其他工業(yè)建筑中的支吊架多采用通過(guò)型鋼與下方地板或樓板固定的立式電纜橋架，而民用建筑通常采用懸掛式電纜橋架。電纜橋架具有大跨度、低冗余和復(fù)雜幾何形狀等特性，在地震激勵(lì)下容易產(chǎn)生較大的響應(yīng)與破壞。電纜橋架的抗震性能試驗(yàn)多采用足尺試件的模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。針對(duì)核電站與工業(yè)建筑中的橋架系統(tǒng)的代表性試驗(yàn)往往通過(guò)對(duì)不同的支架配置進(jìn)行動(dòng)力測(cè)試，識(shí)別電纜橋架每個(gè)方向的基頻、阻尼、振型、疲勞壽命等［10］。試驗(yàn)結(jié)果表明，電纜橋架的響應(yīng)表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非線(xiàn)性，阻尼比隨著輸入地震的增大而增大［11］。由于福島核電站的泄露事故，在2011年后國(guó)內(nèi)也進(jìn)行了大量與核電站有關(guān)的設(shè)備（包括電纜橋架）的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。胡服全等［12］通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了核電站鋼制電纜橋架抗震性能的影響因素。Huang等［13］通過(guò)足尺的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)驗(yàn)證國(guó)內(nèi)核電站使用的電纜橋架的阻尼比與載重之間的關(guān)系。另外，還有少量研究人員對(duì)普通民用建筑中的電纜橋架進(jìn)行了試驗(yàn)研究。Wood 等［14］通過(guò)單調(diào)加載和循環(huán)加載方式研究了2類(lèi)抗震支架的力與位移的關(guān)系，結(jié)果表明抗震支架與電纜托盤(pán)的連接構(gòu)件對(duì)支架力與位移特性有顯著影響。尚慶學(xué)等［15］對(duì)國(guó)內(nèi)常用的抗震支架進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，通過(guò)易損性分析將各類(lèi)抗震支架的極限承載力轉(zhuǎn)化為對(duì)應(yīng)的加速度指標(biāo)?？傮w而言，目前國(guó)內(nèi)外對(duì)核電站的電纜橋架的抗震性能研究較多，但針對(duì)高層建筑中常用的懸掛式電纜橋架的抗震性能研究較少，同時(shí)缺少對(duì)帶有彎通段的立體式電纜橋架抗震性能的研究。

本文以高層建筑中常見(jiàn)的懸掛式電纜橋架為研究對(duì)象，進(jìn)行了2組足尺模型的模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。第1組試驗(yàn)針對(duì)配置了3種不同類(lèi)型抗震支架的電纜橋架研究不同抗震支架對(duì)抗震性能的影響；第2組試驗(yàn)針對(duì)1個(gè)帶有水平彎通與豎向彎通的L形立體電纜橋架研究立體的電纜橋架和彎通段的抗震性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 振動(dòng)臺(tái)與加載鋼平臺(tái)

懸掛式電纜橋架試件安裝在1個(gè)加載用的鋼結(jié)構(gòu)平臺(tái)上，如圖1所示。鋼結(jié)構(gòu)平臺(tái)的X方向尺寸為12.84m，Y方向?yàn)?1.64m，高度為5.40m，X方向的基本頻率為8.9Hz，Y方向?yàn)?.4Hz。由于鋼平面尺寸較大，使用同濟(jì)大學(xué)多點(diǎn)振動(dòng)臺(tái)組中的2 個(gè)振動(dòng)臺(tái)，單個(gè)振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面X方向長(zhǎng)4m、Y方向長(zhǎng)6m，最大載荷為30t，可實(shí)現(xiàn)最大位移±500mm，最大速率±1 000mm·s-1，最大加速度±1.5g。2 個(gè)振動(dòng)臺(tái)在加載過(guò)程中保持同步運(yùn)動(dòng)。

圖1 鋼平臺(tái)與振動(dòng)臺(tái)Fig.1 Steel platform and shaking table

1.2 試驗(yàn)試件

電纜橋架由電纜托盤(pán)與支架組成，試驗(yàn)中采用預(yù)制梯架式電纜托盤(pán)，主梁和次梁焊接相連，預(yù)制電纜托盤(pán)之間在現(xiàn)場(chǎng)采用連接件螺栓連接。電纜托盤(pán)通過(guò)支架懸掛在鋼平臺(tái)頂部下方，支架分為重力支架和抗震支架2種。重力支架只承擔(dān)電纜橋架的重力，而以一定間隔設(shè)置的抗震支架需要同時(shí)承擔(dān)電纜橋架重力和水平向的地震作用。此外，靠近彎通處也布置有抗震支架，電纜橋架示意圖如圖2所示。2組試驗(yàn)中使用相同的電纜托盤(pán)與重力支架，吊桿和支架長(zhǎng)度為1.0m，電纜托盤(pán)寬度為1.0m，試件的重力支架的間距為2.0m。電纜托盤(pán)上放置鋼筋，模擬電纜，線(xiàn)荷載為106.2kg·m-1。鋼筋由尼龍?jiān)鷰Ч潭ㄔ陔娎|托盤(pán)上，鋼筋底部鋪設(shè)橡膠片，以使其摩擦與電纜的實(shí)際情況相近。

第1 組試驗(yàn)針對(duì)3 個(gè)安裝有不同類(lèi)型抗震支架的電纜橋架試件。3種抗震支架類(lèi)型分別為型鋼式、拉桿式和抗震強(qiáng)化式，3 個(gè)試件相互平行布置，分別稱(chēng)為A類(lèi)、B類(lèi)和SA類(lèi)。其中A類(lèi)和B類(lèi)的抗震支架間距為8m，總長(zhǎng)度為12m；而SA類(lèi)的抗震支架間距為6m，總長(zhǎng)度為10m?？拐鹬Ъ艿募?xì)節(jié)與尺寸如圖3 所示，三者的縱向支架相同，以拉桿式支架為例，如圖3d 所示，沿縱向兩側(cè)用拉桿固定。支架的拉桿直徑均為14mm，型鋼式和抗震強(qiáng)化式支架采用截面為75mm×75mm×6mm的角鋼。3個(gè)試件抗震支架的信息如表1所示，通過(guò)擬靜力試驗(yàn)得到2個(gè)方向的抗側(cè)剛度。第2組試驗(yàn)針對(duì)帶有水平彎通構(gòu)件與豎向彎通構(gòu)件的一個(gè)L 形立體電纜橋架。2 個(gè)橋架直線(xiàn)段根據(jù)走向命名為X向直線(xiàn)段和Y向直線(xiàn)段，X向直線(xiàn)段的抗震支架間距為8m，Y向直線(xiàn)段為6m，均采用型鋼式抗震支架，2個(gè)直線(xiàn)段由水平彎通相連，并在Y向橋架末端設(shè)置一個(gè)豎向彎通。

表1 抗震支架信息Tab.1 Information of seismic support

圖3 電纜橋架抗震支架詳圖（單位：mm）Fig.3 Details of seismic support for cable tray (unit: mm)

1.3 傳感器布置與加載方案

試件上設(shè)置有位移計(jì)和加速度計(jì)，具體布置如圖4所示。位移計(jì)安裝在鋼平臺(tái)上，通過(guò)拉線(xiàn)連接到電纜托盤(pán)側(cè)面，測(cè)量值為測(cè)點(diǎn)與鋼平臺(tái)的相對(duì)位移。加速度計(jì)固定在電纜托盤(pán)底部，測(cè)量值為測(cè)點(diǎn)的絕對(duì)加速度。此外，鋼平臺(tái)和振動(dòng)臺(tái)上設(shè)置了部分加速度計(jì)用于記錄振動(dòng)臺(tái)與鋼平臺(tái)的加速度，作為試件的輸入信息。第2組試驗(yàn)在水平彎通的對(duì)角線(xiàn)方向共設(shè)置4個(gè)拉線(xiàn)式位移計(jì)，布置在水平彎通的上下方，用于測(cè)量其局部變形情況，如圖4b所示。

圖4 傳感器布置Fig.4 Arrangement of sensors

試驗(yàn)中輸入了掃頻波（sweep 波）和樓面波 2 種類(lèi)型的地震波，此外在試驗(yàn)開(kāi)始和每次加載工況后還采用峰值加速度為50 cm·s-2的白噪聲，以測(cè)量電纜橋架的動(dòng)力特性變化情況。第1組試驗(yàn)工況如表2所示，第2組試驗(yàn)工況如表3所示，白噪聲為奇數(shù)工況，在表中省略。

表2 第1組試驗(yàn)輸入工況Tab.2 Input motions for the first group of tests

表3 第2組試驗(yàn)輸入工況Tab.3 Input motions for the second group of tests

掃頻波工況為峰值加速度不變、頻率連續(xù)變化的正弦波，試驗(yàn)中頻率由6Hz 逐漸變?yōu)?.8Hz。由于振動(dòng)臺(tái)控制的需求對(duì)掃頻波的高頻部分做了折減，頻率的變化率為-1.74。根據(jù)美國(guó)非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)規(guī)范AC156［16］，掃頻波變化率絕對(duì)值小于2 時(shí)，非結(jié)構(gòu)構(gòu)件有足夠時(shí)間進(jìn)入共振狀態(tài)。試驗(yàn)中的掃頻波的峰值加速度分別為50、100、150和200 cm·s-2。樓面波由2個(gè)高層建筑結(jié)構(gòu)模型計(jì)算得到。將上海市標(biāo)準(zhǔn)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)程》［17］中的天然地震波SHW6（主方向的加速度峰值為0.1g）輸入到128層的高層結(jié)構(gòu)Benchmark模型［18］和30層的層間剪切高層結(jié)構(gòu)模型中，計(jì)算得到2 個(gè)模型的樓面加速度響應(yīng)，提取Benchmark 模型的第5 層及128層頂部的樓面加速度時(shí)程和層間剪切模型第30 層頂部的樓面加速度時(shí)程作為試件的輸入波，3種樓面波分別命名為SHW-5（128層模型的第5層）、SHW-128（128 層模型頂部）和SHW30（30 層模型頂部）。128 層Benchmark 模型的前3 階自振周期分別為8.94s、8.93s 和4.48s；30 層層間剪切模型的前3 階自振周期分別為3.01s、1.18s和0.72s。樓面波輸入可以體現(xiàn)高層建筑中電纜橋架地震輸入特點(diǎn)。由于模型的動(dòng)力特性差異，各模型不同樓面的加速度峰值和頻譜特征差距較大，輸入地震波情況見(jiàn)圖5。

圖5 輸入地震波Fig.5 Input motions

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)損壞現(xiàn)象與基頻變化

在第1組試驗(yàn)中，電纜托盤(pán)側(cè)向擺動(dòng)，托盤(pán)的主次梁節(jié)點(diǎn)焊縫逐漸開(kāi)裂、失效，次梁在主梁上滑動(dòng)，最終掉落失效，這是試驗(yàn)中觀察到的最典型的損傷，如圖6 所示。損傷首先集中出現(xiàn)在抗震支架附近，隨后破壞逐漸向抗震支架兩側(cè)發(fā)展。A類(lèi)試件的節(jié)點(diǎn)最終有約30%因?yàn)閿嗔讯?，左?cè)有2 根次梁連續(xù)出現(xiàn)掉落。B類(lèi)最終有約20%的主次梁節(jié)點(diǎn)開(kāi)裂，SA類(lèi)最終有約15%的節(jié)點(diǎn)開(kāi)裂。從3個(gè)試件的最終損傷情況來(lái)看，A 類(lèi)的破壞比B 類(lèi)嚴(yán)重，而SA類(lèi)的破壞則顯著輕于前兩者，說(shuō)明SA類(lèi)的抗震能力最強(qiáng)，A類(lèi)的抗震能力最弱。第1組試驗(yàn)各橋架最終的損傷分布如圖7a所示。

圖6 試件的損傷形式Fig.6 Damage types of specimens

在第2組試驗(yàn)中，由于橋架的彎通段被加強(qiáng)，彎通段的損傷不明顯，橋架的損傷主要發(fā)生在直線(xiàn)段，主要集中在主次梁的節(jié)點(diǎn)上，最終約有40%的節(jié)點(diǎn)開(kāi)裂、失效。在X向直線(xiàn)段上出現(xiàn)2 處連續(xù)的次梁掉落。第2組試驗(yàn)為雙向輸入，有更多的加載工況，導(dǎo)致開(kāi)裂的主次梁節(jié)點(diǎn)比例比第1組大。觀察預(yù)先設(shè)置的標(biāo)記表明，試驗(yàn)過(guò)程中電纜橋架上的螺栓未出現(xiàn)松動(dòng)。第2組試驗(yàn)中試件上最終的損傷區(qū)域分布如圖7b 所示。2 組試驗(yàn)中均出現(xiàn)次梁的連續(xù)掉落，但電纜橋架未發(fā)生整體倒塌。

試驗(yàn)表明，在地震激勵(lì)下，靠近抗震支架區(qū)域的電纜托盤(pán)容易破壞形成抗震薄弱部位。當(dāng)抗震支架橫向剛度增加時(shí)，電纜橋架的破壞會(huì)減輕。此外，當(dāng)合理配置抗震支架時(shí)可顯著減輕彎通段的損傷。

在白噪聲工況下，以鋼平臺(tái)頂部時(shí)程為激勵(lì)信號(hào)，通過(guò)最小二乘復(fù)指數(shù)法得到各測(cè)點(diǎn)的自振頻率和阻尼比。在第2 組試驗(yàn)中，試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明橋架并非整體振動(dòng)而是各段橋架以不同頻率振動(dòng)，因此后續(xù)分析會(huì)根據(jù)抗震支架安裝位置將橋架分為2個(gè)橋架直線(xiàn)段和2個(gè)彎通段，分別進(jìn)行分析，以各段上測(cè)點(diǎn)的均值作為該試件段的動(dòng)力參數(shù)，各工況下橋架的基本頻率變化如圖8 所示，阻尼比變化如圖9 所示。隨著試驗(yàn)進(jìn)行，橋架的基本頻率逐漸減小，阻尼比逐漸上升，表明電纜橋架試件逐漸發(fā)生破壞。

圖9 橋架阻尼比變化Fig.9 Damping ratio change of cable tray

在第1 組試驗(yàn)中，3 個(gè)試件在第1 個(gè)白噪聲工況下得到的基頻分別為2.14、2.26 和2.97Hz，前期基頻變化不明顯，試件發(fā)生破壞后，頻率突然開(kāi)始下降且曲線(xiàn)斜率逐漸增加，體現(xiàn)了電纜橋架由于構(gòu)件冗余小、破壞程度會(huì)迅速增大的特點(diǎn)。A 類(lèi)試件頻率的顯著變化發(fā)生在SHW-30 工況（第12 工況），其基頻下降了10.2%；B 類(lèi)的試件頻率在SHW-30 工況產(chǎn)生變化，基頻下降4.7%，同時(shí)在掃頻波-150 工況（第14工況）發(fā)生顯著變化，基頻下降13.9%；SA類(lèi)試件頻率的顯著變化發(fā)生在掃頻波-200 工況（第16工況），此工況之前抗震強(qiáng)化型的SA 類(lèi)的試件損傷較小，此工況時(shí)主次梁節(jié)點(diǎn)開(kāi)裂，剛度變化引起了頻率的顯著變化。3 個(gè)試件阻尼比顯著變化均發(fā)生在SHW-30 工況（第12 工況），但是A 類(lèi)的變化幅度最大，B 類(lèi)次之。3 個(gè)試件的阻尼比分別從最初的9.29%、7.42% 和6.54% 變化為最后工況的20.23%、19.35%和17.07%，且與頻率類(lèi)似，在特定工況后發(fā)生顯著變化。動(dòng)力特性變化表明：型鋼式的A 類(lèi)與拉桿式的B類(lèi)相比，不但更早產(chǎn)生破壞，最終的破壞也更嚴(yán)重；抗震強(qiáng)化式SA類(lèi)損傷最晚發(fā)生且損傷程度最輕，此規(guī)律與前文損傷情況吻合。

在第2組試驗(yàn)中，X向和Y向橋架直線(xiàn)段的基頻為2.25 和2.99Hz，試驗(yàn)后頻率分別降低了48.34%和42.48%，而水平彎通和豎向彎通的基頻為8.52和4.85Hz，頻率分別降低10.20%和7.03%，彎通段的頻率變化遠(yuǎn)小于直線(xiàn)段。X和Y向橋架直線(xiàn)段的初始阻尼比分別為6.19%和6.14%，最終的阻尼比為19.23%和19.85%，水平彎通和豎向彎通的初始阻尼比分別為2.71%和7.25%，最終的阻尼比為3.90%和8.37%。彎通段的阻尼變化較小，這表明彎通在試驗(yàn)中損傷較小。2 組試驗(yàn)中樓面波工況下頻率和阻尼比變化不大，表明試驗(yàn)中典型的電纜橋架模型能承受七度設(shè)防地震作用，模型在掃頻波工況出現(xiàn)破壞后，頻率和阻尼比都會(huì)顯著變化。

2.2 加速度響應(yīng)

在掃頻波工況中，輸入地震波的頻率逐漸變化而加速度幅值不變，以?huà)哳l波-100 工況為例，2 組試驗(yàn)的加速度時(shí)程如圖10所示，圖中右側(cè)縱軸為掃頻波的頻率，橋架試件的加速度會(huì)出現(xiàn)明顯放大的情況，此時(shí)可以得到掃頻波的頻率。這種加速度放大現(xiàn)象也反映出懸掛式電纜橋架對(duì)輸入波頻率的敏感性。美國(guó)非結(jié)構(gòu)試驗(yàn)規(guī)范AC156［16］中提出使用掃頻波進(jìn)行試件的共振頻率測(cè)試，能考慮存在電纜之間的相互摩擦以及電纜在托盤(pán)內(nèi)相對(duì)運(yùn)動(dòng)的實(shí)際情況，測(cè)試中加速度響應(yīng)峰值對(duì)應(yīng)的輸入頻率被稱(chēng)為共振頻率。而基頻是在相同的較小的白噪聲工況下得到的，此時(shí)電纜間以及與電纜托盤(pán)的摩擦屬于靜摩擦，因此基頻結(jié)果只能反映電纜橋架構(gòu)件自身的損傷情況。掃頻工況下試件的共振頻率與基頻如表4 所示，共振頻率會(huì)小于基頻，且與輸入的強(qiáng)度負(fù)相關(guān)。需要指出：在試件沒(méi)有明顯破壞、基頻沒(méi)有明顯變化的工況下，共振頻率就出現(xiàn)明顯變化，說(shuō)明共振頻率的改變主要來(lái)自摩擦狀態(tài)與相關(guān)的能量耗散的不同，而非試件的累積損傷破壞。在實(shí)際工程中，要避免共振頻率與主體結(jié)構(gòu)的基頻靠近，避免電纜橋架與主結(jié)構(gòu)共振而發(fā)生嚴(yán)重?fù)p壞。

表4 試件共振頻率與基頻Tab.4 Resonance and fundamental frequencies of specimen單位： Hz

圖10 掃頻波工況加速度時(shí)程Fig.10 Acceleration time history of sweep waves

樓面波工況下試件的峰值加速度如表5 所示，試件的峰值加速度與鋼平臺(tái)頂部記錄的樓面最大加速度（PFA）如圖11。在樓面波工況下，SHW-128輸入的峰值加速度幾乎是SHW-5 的2 倍，但是兩者最后的加速度峰值響應(yīng)較為接近。這是因?yàn)镾HW-128 的反應(yīng)譜在電纜橋架的1 階周期（0.3～0.5s）的譜加速度較小，如圖5所示。不只是加速度峰值，主體結(jié)構(gòu)的樓面波頻譜成分也會(huì)對(duì)電纜橋架的加速度響應(yīng)產(chǎn)生影響。SHW-30的輸入和峰值加速度響應(yīng)都明顯更大。在各加載等級(jí)的掃頻波下，不同抗震支架的橋架的峰值加速度響應(yīng)差別較小，加速度峰值隨輸入增大而逐漸增大，基本隨PFA 線(xiàn)性變化。同時(shí)，彎通段的加速度響應(yīng)峰值顯著小于直線(xiàn)段，水平彎通段的加速度響應(yīng)顯著小于豎向彎通段。

表5 樓面波工況下的峰值加速度Tab.5 Peak acceleration under floor waves單位：cm·s-2

圖11 試件峰值加速度與樓面最大加速度Fig.11 Peak acceleration of specimen and floor acceleration

2.3 構(gòu)件加速度放大系數(shù)

構(gòu)件加速度放大系數(shù)（AAF）又稱(chēng)為共振系數(shù)或狀態(tài)系數(shù)，代表非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的加速度響應(yīng)相對(duì)于樓面加速度的動(dòng)力放大，放大同時(shí)受到主體結(jié)構(gòu)與非結(jié)構(gòu)構(gòu)件動(dòng)力特征的影響。試驗(yàn)中的AAF 表示為試件測(cè)點(diǎn)的最大加速度與樓面峰值加速度的比值?！督ㄖ拐鹪O(shè)計(jì)規(guī)范》［19］中電纜橋架AAF 的推薦值為2.0，美國(guó)規(guī)范ASCE 7 和歐洲規(guī)范EC8 規(guī)定AAF 的推薦值分別為2.5 和2.0［13］。表6 給出了樓面波工況下各試件的AAF，由于頻譜特征對(duì)AAF有顯著影響，只有樓面波激勵(lì)下的AAF才具有與規(guī)范推薦值相比的可比性。假定AAF符合正態(tài)分布，根據(jù)試驗(yàn)AAF 的均值和方差能得到根據(jù)中國(guó)規(guī)范推薦值取2.0 所對(duì)應(yīng)的保證率。從表中數(shù)據(jù)可知，在設(shè)防地震動(dòng)下懸掛式電纜橋架的加速度放大系數(shù)的均值小于規(guī)范的推薦值，彎通段的保證率較高，但其他直線(xiàn)段橋架的保證率較低，約為60%～70%。在同一個(gè)樓面波輸入下，3種抗震支架的電纜橋架的AAF差異較小，而不同樓面波下AAF差異較大。

表6 樓面波工況的加速度放大系數(shù)Tab.6 AAF of floor waves

2.4 位移響應(yīng)

在第1 組試驗(yàn)中，電纜橋架試件位移響應(yīng)如圖12所示，抗震支架能限制電纜托盤(pán)的側(cè)向位移，電纜托盤(pán)側(cè)向變形整體為拋物線(xiàn)形，最大位移響應(yīng)出現(xiàn)在跨中。各段橋架的測(cè)點(diǎn)側(cè)向位移響應(yīng)峰值如圖13所示。對(duì)于掃頻波-200 工況，預(yù)期位移會(huì)超出位移計(jì)量程，試驗(yàn)前移除了位移計(jì)，因此未測(cè)量此工況下的位移。

圖12 第1組試驗(yàn)位移響應(yīng)Fig.12 Displacement response of the first group test

圖13 第1組試驗(yàn)側(cè)向位移峰值Fig.13 Peak lateral displacement of the first group test

結(jié)果表明，A類(lèi)試件的位移響應(yīng)大于B 類(lèi)，且兩者抗震支架間距相同，說(shuō)明拉桿式抗震支架的位移控制效果好于型鋼式抗震支架。SA 類(lèi)試件的側(cè)向位移響應(yīng)最小，說(shuō)明增大抗震支架抗側(cè)剛度并減小布置間距可以減小電纜橋架的側(cè)向位移響應(yīng)。各試件側(cè)向位移響應(yīng)峰值與PFA 的關(guān)系如圖14 所示。隨著PFA的增大，橋架側(cè)向位移增大。在相同PFA下，掃頻波工況下側(cè)向位移響應(yīng)會(huì)顯著大于樓面波工況下的響應(yīng)。

圖14 橋架側(cè)向位移峰值隨PFA的變化情況Fig.14 Overall peak displacement and PFA

在第2組試驗(yàn)中，橋架直線(xiàn)段的位移響應(yīng)與第1組試驗(yàn)中相似，而水平和豎向彎通段的位移響應(yīng)遠(yuǎn)小于直線(xiàn)段。此外從視頻記錄可知，兩方向的直線(xiàn)段在地震輸入下以不同的頻率局部振動(dòng)，而非以一個(gè)頻率整體運(yùn)動(dòng)，水平彎通無(wú)法協(xié)調(diào)兩者的運(yùn)動(dòng)。在第2 組試驗(yàn)中，直線(xiàn)段和彎通段的位移響應(yīng)如圖15所示。各直線(xiàn)段和彎通段的側(cè)向位移響應(yīng)峰值如圖16 所示。由于自身較大的剛度和相連的抗震支架，水平彎通的最大位移僅為9.5mm，豎向彎通的最大位移僅為21.3mm，遠(yuǎn)小于橋架直線(xiàn)段的位移響應(yīng)。2個(gè)彎通段的位移響應(yīng)在抗震支架附近較小，說(shuō)明抗震支架能有效減小彎通段的位移響應(yīng)。

圖15 第2組試驗(yàn)位移響應(yīng)Fig.15 Displacement response of the second group test

圖16 第2組試驗(yàn)側(cè)向位移峰值Fig.16 Peak lateral displacement of the second group test

引入支架間位移角θi作為橋架相對(duì)變形的指標(biāo)［20］，對(duì)于直線(xiàn)段橋架和豎向彎通，支架間位移角為

式中：ui為第i個(gè)支架處的側(cè)向位移；lsh為支架間距。對(duì)于水平彎通，則表示為

式中：δA和δB分別是在本試驗(yàn)中水平彎通方向A 和方向B 的2 個(gè)位移計(jì)均值的變化量。從表7 的支架間位移角的結(jié)果可知，不同的抗震支架配置會(huì)顯著改變橋架相對(duì)變形情況，A類(lèi)試件的相對(duì)變形大于B類(lèi)，說(shuō)明拉桿式抗震支架的相對(duì)變形控制效果好于型鋼式抗震支架，而在SA 類(lèi)試件的抗震支架配置下，橋架相對(duì)變形最小。在相同輸入下，彎通段的相對(duì)變形顯著小于直線(xiàn)段，損傷較輕。在SHW-30 和掃頻波輸入下X向直線(xiàn)段的位移角均顯著大于Y向直線(xiàn)段；在樓面波SHW-5 和SHW-128 輸入下，2 個(gè)方向的直線(xiàn)段位移角較為接近，主要原因是輸入的地震波具有不同的頻譜特征。此外，2個(gè)方向的直線(xiàn)段橋架的抗震支架間距不同，說(shuō)明輸入地震波的頻譜特征和抗震支架間距會(huì)顯著影響電纜橋架變形。

表7 支架間位移角Tab.7 Displacement angle between supports

3 結(jié)論

通過(guò)模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究高層建筑中的電纜橋架在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)與破壞機(jī)理，可知：

（1）懸掛式電纜橋架的地震損傷主要表現(xiàn)為主次梁連接節(jié)點(diǎn)的開(kāi)裂和失效，進(jìn)而導(dǎo)致次梁掉落?？拐鹬Ъ芨浇墓?jié)點(diǎn)最早開(kāi)裂，之后裂縫逐步擴(kuò)展至其他部位的主次梁節(jié)點(diǎn)。樓面波工況下試件的頻率和阻尼比變化不大，電纜橋架試件在七度設(shè)防地震動(dòng)輸入下破壞不顯著；在較大的掃頻波輸入后，電纜橋架破壞顯著，頻率降低而阻尼比上升顯著。提高抗震支架附近橋架主次梁節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度有助于改善橋架的抗震性能。

（2）拉桿式抗震支架相較于型鋼式抗震支架具有更好的抗震效果，且安裝更為簡(jiǎn)捷。抗震強(qiáng)化式抗震支架同時(shí)減小抗震支架間距并加強(qiáng)支架剛度，抗震性能最佳。增加抗震支架橫向剛度可以減小電纜橋架的損傷。不同類(lèi)型的抗震支架對(duì)橋架試件的位移響應(yīng)和損傷情況影響較為明顯，而對(duì)加速度響應(yīng)的影響相對(duì)較小。

（3）掃頻波下得到電纜橋架的共振頻率，共振頻率小于基頻，且隨著輸入地震動(dòng)加速度的增大而減小。在實(shí)際工程中需要避免電纜橋架的共振頻率與主體結(jié)構(gòu)的基頻靠近。

（4）試驗(yàn)得到的高層建筑中電纜橋架的加速度放大系數(shù)均值小于中國(guó)規(guī)范取值2，但是對(duì)應(yīng)的保證率不高，實(shí)際設(shè)計(jì)中可以考慮適當(dāng)提高取值。電纜橋架的加速度放大系數(shù)受輸入地震動(dòng)的頻譜特征和加速度幅值大小影響，隨著輸入地震波加速度幅值的增大而逐漸減小。

（5）對(duì)于帶彎通的電纜橋架，橋架的彎通段與直線(xiàn)段各自發(fā)生局部振動(dòng)，彎通段的位移和加速度響應(yīng)顯著低于直線(xiàn)段的響應(yīng)，且彎通段的損傷不明顯。

作者貢獻(xiàn)聲明：

吳 宸：試驗(yàn)設(shè)計(jì)，數(shù)據(jù)分析，撰寫(xiě)初稿。

笠井和彥：項(xiàng)目構(gòu)思，課題指導(dǎo)。

蔣歡軍：項(xiàng)目構(gòu)思，課題指導(dǎo)，論文審閱與修改。

松田和浩：試驗(yàn)設(shè)計(jì)，課題指導(dǎo)。