Seismic Isolation Protection and Shaking Table Test of Freestanding Cultural Relics
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摘要: 浮放文物在地震中往往会遭受严重破坏，采用隔震技术保护文物安全是行之有效的手段。本文提出了一种模块式金属隔震支座，通过浮放花瓶振动台试验验证了隔震装置的可行性。隔震支座由金属板、直线导轨、滑块、弹簧和摩擦阻尼器组成，采用双层双向布置，可实现水平地震作用解耦。导轨和滑块用于限制隔震支座的运动方向并防止支座发生倾覆；弹簧用于调节隔震支座的水平刚度，通过施加预紧力提供自复位能力；摩擦阻尼器用于控制隔震支座的水平变形，使耗能能力可调节。隔震支座具有模块化特征，可根据设计需要调整弹簧、摩擦阻尼器的数量和布置位置。结果表明：隔震支座具有良好的隔震效果，隔震支座顶部加速度响应为振动台台面加速度响应的28.10%～78.01%；隔震支座的隔震效果与峰值地面加速度（PGA）有关，减震率随着PGA增大而降低，隔震效率提高；隔震支座的实际残余位移在不同地震动类型、地震动强度下均小于参考残余位移，通过调节摩擦阻尼器和弹簧的参数，残余位移可控；文物滑动、倾覆现象与计算结果相符，隔震支座可防止文物在地震作用下产生倾覆，必要时仍需要采取传统抗震措施辅助；设计用于小型文物的隔震支座时应充分考虑减震率、隔震位移需求、支座变形能力限制和自复位能力，多个目标有时难以同时满足，需要取舍。Abstract: Freestanding cultural relics (FCR) often suffer serious damage in earthquakes. Seismic isolation technology is an effective means to protect the safety of FCR. In this study, a modular metal seismic isolation bearing (MMSIB) was proposed. The effectiveness of MMSIB was verified by conducting a shaking table test of a freestanding vase. The MMSIB was composed of mental plates, linear guides and sliders, springs, and friction dampers. The MMSIB was able to decouple the horizontal seismic action with a feature of the double-layer bidirectional arrangement. Linear guide rails were used to restrict movement direction and to prevent overturning of MMSIB; springs were used to adjust the horizontal stiffness of MMSIB, and to provide self-centering ability through pre-tension; friction dampers were used to control horizontal deformations of MMSIB with adjustable energy dissipation ability. The MMSIB was modularly assembled so the numbers and locations of springs and friction dampers were adjustable according to design demand. The results show that MMSIB exhibits excellent seismic isolation performance. The acceleration response at the top of MMSIB can be reduced to 28.10%～78.01% of that of the shaking table. The seismic isolation effect of MMSIB is relevant to peak ground acceleration (PGA), the larger the PGA, the better the acceleration reduction. The actual residual deformation of MMSIB is less than the reference value ignoring the input ground motion types and earthquake intensities. Residual displacements can be controlled by adjusting the parameters of friction dampers and springs. The sliding and overturning of FCR are consistent with the theoretical calculations. The MMSIB can prevent cultural relics from overturning under seismic excitations. Nevertheless, traditional seismic measures are still necessary to improve the anti-overturning ability of FCR. In the design of MMSIB for small cultural relics, the reduction ratio of acceleration, demand of bearing displacement, limitation of bearing deformation, self-centering ability, etc., should be fully considered. These targets are sometimes difficult to meet at the same time, trade-offs are needed.
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文物具有重要的文化和历史价值，保护意义重大[1–2]。然而，近年来国内外强烈地震对可移动文物造成了严重、不可逆的损坏[3–4]。2004年10月，日本新潟6.8级地震造成大量馆藏浮放文物破坏且难以修复[5]；2007年3月，希腊Kefalonia地区发生5.9级地震，由于未采取有效固定措施，博物馆内众多浮放文物遭受损伤[6]；2008年5月，汶川8.0级地震，仅四川省就有216家文物收藏单位的3169件可移动文物受到不同程度破坏[7–8]；2013年4月，芦山7.0级地震造成至少349件浮放文物被破坏[9]。
浮放文物[10–11]包括陶瓷、青铜器、玉器、金银器、铁器等，由于文物材质、形状、尺寸、重量、自身完好程度等各不相同，在地震作用下发生损坏的情况也不相同。通常而言，浮放文物在地震作用下容易产生滑移[12]、摇晃[13]、倾覆[14]，进而导致碰撞、掉落而发生破坏。为防止文物发生破坏，博物馆采用了重心下降法[15]、固定法（胶粘、磁吸）、滑动位移法、隔离垫层法[16]、悬吊法等传统防震措施[17]，这些措施在一定程度上可以提高文物的抗震性能[18–19]，但也可能存在破坏文物、加固效果差、影响外观等问题。
隔震技术[20]在建筑领域[21–22]已得到了广泛应用，也是保护浮放文物安全的有效手段之一。国内外学者设计了多种隔震装置，通过试验和数值模拟[23]研究了这些装置的控制效果。Berto等[24]采用摩擦摆支座对小型浮放物体进行隔震，强调了采用双向和3向输入进行试验的重要性，并发现根据单向试验结果简单叠加容易低估雕像的最大位移。Caliò等[25–26]采用基础隔震技术保护人物雕像和器皿，指出隔震效果随着隔震系统周期的增加而增加，但周期的增加会导致隔震支座极限位移的增加。Sorace等[27]采用摩擦摆支座对细长的独立柱和局部横截面狭窄的青铜马雕像隔震，柱底部和马腿处最大应力下降约83%、85%，隔震效果显著。蒋巧玲等[28]采用双向滚轮式装置对展柜进行隔震，由于不同方向隔震装置组合的差异，X、Y向加速度峰值分别降至振动台台面的1/2、1/3。孔德睿等[29]采用橡胶–滑动套杆组合支座对陶瓷花瓶进行振动台试验，指出文物隔震应避免与馆舍发生共振。邹爽等[30]基于滑移摩擦支座、黏滞阻尼器和复位弹簧研发了一种新型3维减隔震装置，该装置在选取合理的摩擦系数和弹簧刚度时可以同时降低文物加速度响应和支座残余变形。总体而言，目前针对文物保护的研究多关注隔震支座的减震效果，考虑文物滑移、倾覆的振动台试验研究较少。
本文提出了一种模块式金属隔震支座，针对浮放文物进行了振动台试验，重点讨论了支座的减震效果、自复位能力，以及文物的滑移、倾覆情况，为隔震装置的推广应用提供了科学依据及基础数据。
1. 试验设计
1.1 试验模型
文物类型繁多，陶瓷类文物由于材料特性、外形结构等因素具有易碎特征。在以往的地震中，花瓶破坏占陶瓷类文物破坏的大部分比重。考虑到试验的性价比，本文采用普通陶瓷花瓶进行试验，试验现场如图1所示，对于其他类型的文物，仍需要进一步研究。图1中：隔震支座与台面固定连接，采用激光水准仪进行支座台面调平，陶瓷花瓶浮放于隔震支座上，隔震支座顶部铺设棉布近似模拟博物馆展陈状况；陶瓷花瓶的质量为1.25 kg，底径70 mm，口径55 mm，高度230 mm。由于陶瓷花瓶底面较小、重心较高，极易发生倾覆，试验预加载中打碎了多个试验体，因此在花瓶内部填充0.75 kg沙子以降低重心，重心高度约60 mm。将隔震技术与传统抗震措施结合使用可以取得更好的文物保护效果，甚至是必要的。
图 1 隔震浮放花瓶振动台试验Fig. 1 Shaking table test of a seismic isolated freestanding vase
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1.2 隔震支座设计
模块式金属隔震支座用于隔震水平地震，支座构造如图2所示，设计参数见表1。图2中，支座采用双层双向布置，由底板、中间板、顶板、封板、直线导轨、滑块、弹簧及摩擦阻尼器等组成。其中：直线导轨布置在支座长度1/3～1/4位置处，用于约束支座运动方向；弹簧元件交叉对称布置，以便控制支座的水平刚度，通过预拉变形提供自复位能力，支座运动中始终处于受拉状态；摩擦阻尼器具有耗能作用，用于控制隔震支座的位移。摩擦阻尼器对位移的控制通过两种作用体现，一是发生滑动后可提供等效刚度，二是通过滞回特性耗散地震能量。通过调整摩擦阻尼器的摩擦力，可以控制隔震支座的整体刚度和耗能性能。隔震支座的力–位移关系具有非线性特征，支座的实际位移需要通过计算获得。每层的导轨数量（两套）相对固定，弹簧和摩擦阻尼器的布置则较为灵活，可根据隔震要求调整位置、数量，具有模块化特征。例如：弹簧数量可采用1组（两条为1组）到4组，甚至更多；摩擦阻尼器可布置于支座中部（图2），也可布置在两侧。另外，也可将摩擦阻尼器替换为黏滞阻尼器等其他装置，以增加隔震支座的适应性。为防止滑块脱落，导轨端部设置挡块作为限位装置，也可将封板局部加厚进行保护。隔震支座采用双层双向正交布置，实现水平地震作用解耦，不同方向可采用不同的设计。关于隔震支座构造和设计方法的详细介绍见文献[31]。隔震支座的平面尺寸为400 mm×400 mm×72 mm，设计行程为120 mm。支座每层包含两套直线导轨，1套摩擦阻尼器。由于花瓶质量较轻，隔震支座顶板、中间板的质量不可忽略，因此在支座上层、下层分别布置3组和4组弹簧。
图 2 模块式金属隔震支座构造示意图Fig. 2 Schematic diagram of the modular metal seismic isolation bearing下载:
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表 1 隔震支座组成部件及力学参数Table 1 Components and mechanical parameters of isolation bearings组成构件 尺寸 数量 质量/g 型号/材料 力学性能 顶板 400 mm×400 mm×4 mm 1 1730 铝合金 中间板 400 mm×400 mm×4 mm 1 1730 铝合金 底板 400 mm×400 mm×4 mm 1 1730 铝合金 封板 384 mm×6 mm×27 mm 8 170 铝合金 直线导轨 长380 mm，宽28 mm 4 80 MGN 7H 摩擦系数0.02 滑块 30.80 mm×17.00 mm×6.50 mm 8 10 额定动负载1.37 kN，容许弯矩4.80×10–3 kN·m 弹簧 0.8 mm×10.0 mm×200.0 mm 14 20 不锈钢 刚度0.016 N/mm，容许变形446 mm 摩擦阻尼器 摩擦片外径10 mm，内径5 mm 2 10 黄铜 X向、Y向摩擦力均为4 N 注：顶板表面铺设棉布，棉布与花瓶的摩擦系数为0.45。 1.3 支座力–位移关系
隔震支座的力–位移关系主要取决于弹簧拉力、摩擦阻尼器和滑块的摩擦力。弹簧始终处于弹性受拉状态，几何非线性现象不明显，摩擦阻尼器和滑块的摩擦力均表现为理想塑性，二者结合即可得到隔震支座的力–位移关系，可近似等效为双线性模型，初始刚度无穷大，二次刚度为弹簧刚度，如图3所示。由于上部花瓶质量较轻，隔震支座上板、中间板的质量不可忽略，因此滑块的摩擦力不同，X向（上层）、Y向（下层）弹簧组数也不同，两层的滞回曲线略有差异，隔震支座滞回性能参数见表2。由图3可见：X向的起滑力（摩擦阻尼器+滑块摩擦力）为4.75 N，参考残余位移为49.48 mm；Y向的起滑力为5.09 N，参考残余位移为39.77 mm。
图 3 隔震支座X向力–位移曲线Fig. 3 X-direction force-displacement curve of seismic isolation bearing下载:
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表 2 隔震支座滞回性能参数Table 2 Hysteretic performance parameters of isolation bearing方向 弹簧总刚度/
(N·mm–1)摩擦阻尼器
摩擦力/N起滑力/N 设计位
移/mm参考残余
位移/mmX向 0.096 4.00 4.75 120.00 49.48 Y向 0.128 4.00 5.09 120.00 39.77 1.4 试验工况
浮放文物通常布置在不同楼层，一些学者提出应考虑结构–展柜–文物动力放大效应[32–33]。本文为了测试隔震支座的性能及隔震效果，根据《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010）[34]，选择两条天然地震动（El–Centro和Taft）和1条人工地震动（Artificial）作为台面输入，考察文物放置在建筑第1层的抗震性能，对于放置在其他楼层的情况也可采用类似的方法进行研究。3条地震动时程归一化曲线如图4所示；地震动反应谱与抗震设计反应谱对比如图5所示；考虑浮放文物耗能能力有限，阻尼比取0.02。其中，抗震设计反应谱按照9度区Ⅱ类场地第2组确定，PGA为0.62g。
图 4 地震动时程Fig. 4 Earthquake ground motions time-history下载:
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图 5 地震动反应谱与设计谱对比Fig. 5 Comparison of ground motions’ response spectra and design spectra下载:
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振动台试验工况见表3，分为白噪声工况与地震工况。由于安装了摩擦阻尼器，初始刚度较大，自振频率分析结果并不能反映隔震支座的实际隔震周期，因此不再进行分析。地震动输入PGA分别为0.20g、0.30g、0.40g、0.50g、0.62g，依次进行单向、双向或3向加载。对选取的每条地震动X、Y、Z 3个方向的加速度值按照1.00∶0.85∶0.65的比例进行调整。
表 3 试验工况Table 3 Test schedules工况 台面输入 加速度 方向 1 白噪声 0.10g X/Y/Z 2～6 El–Centro/Taft/
Artificial0.20g、0.30g、0.40g、
0.50g、0.62gX/XY/XYZ 7 白噪声 0.10g X/Y/Z 1.5 测量方案
隔震系统的测量方案如图6所示。图6中：在隔震支座顶部、振动台台面安装3向加速度传感器（A2、A1），测量不同工况下的加速度响应；在隔震支座顶部、振动台台面安装位移传感器（D2–X、D2–Y、D1–X、D1–Y），测量不同工况下的位移响应。
图 6 测量方案Fig. 6 Measuring scheme下载:
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2. 试验现象
2.1 加速度响应
0.62g单向地震动输入下，隔震支座顶部与振动台台面的加速度时程如图7所示。由图7可知：隔震支座顶部的加速度峰值明显小于振动台台面；在El–Centro、Taft和Artificial地震动作用下隔震支座顶部的加速度峰值分别为0.30g、0.24g和0.23g，为台面加速度峰值的36.99%、37.39%、30.01%，隔震效果明显。需要指出，隔震支座在不同地震动作用下的振动响应具有差异性，对于El–Centro和Artificial而言，隔震支座在地震动持续时间内的减震效果均较为明显；而Taft地震动在25 s以后的激励作用明显减弱，隔震支座顶部与振动台台面的加速度响应接近。
图 7 单向地震动作用下隔震支座顶部和台面加速度时程Fig. 7 Acceleration time history of isolation bearing top and shaking table under ground motion excitation下载:
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在0.62g的3向地震动输入下，隔震支座顶部与振动台台面的Z向加速度时程如图8所示。由图8可见：隔震支座顶部的加速度峰值高于振动台台面加速度峰值；在El–Centro、Taft和Artificial地震动作用下，隔震支座顶部的加速度峰值分别为0.71g、0.52g和0.74g，放大倍数为1.86、1.71和2.20。
图 8 3向加载隔震支座顶部和台面Z向加速度时程Fig. 8 Z-direction acceleration time history of isolation bearing top and shaking table under three-dimensional excitations下载:
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2.2 位移响应
在0.62g单向地震动输入下，隔震支座顶部与振动台台面位移时程如图9所示。由图9可见：隔震支座在El–Centro、Taft、Artificial地震动作用下的最大位移分别为88.13、73.86及66.26 mm，高于台面的最大位移，即65.81 mm；振动结束以后，隔震支座的残余位移分别为17.82、26.45及27.47 mm，具有一定的自复位能力；隔震支座顶部位移、残余位移均向负向偏移，这是由地震动特性决定的。隔震支座四周无运动限制时，该偏移倾向没有影响；对于单边靠墙、双边靠墙等文物特殊摆放情况，需要进一步研究。
图 9 单向地震动作用下隔震支座顶部和台面位移时程Fig. 9 Displacement time history of isolation bearing top and shaking table under unidirectional ground motion下载:
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进一步计算隔震支座的变形即支座顶部与振动台台面位移之差，如图10所示。由图10可见，隔震支座在El–Centro、Taft和Artificial地震动作用下的最大变形分别为111.72、86.31及75.68 mm，小于隔震支座的设计位移（120 mm）。为了保证隔震支座具有较低的减震率，弹簧刚度取值较小；同时考虑隔震支座变形限制，采用相对较大的摩擦力控制隔震支座位移。因此，隔震支座在变形过程中并未围绕初始零点进行振动，中心线大致与残余位移接近。
图 10 隔震支座变形时程Fig. 10 Deformation time history of isolation bearing下载:
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残余位移是隔震支座的性能参数之一，对于文物安全的影响不大。当上部文物不发生滑动、倾覆时，隔震支座的残余位移与文物特性无关，文物仅提供质量属性；当文物发生滑动、倾覆时，非线性效应将对支座残余位移产生影响。隔震支座的残余位移越小越好，具有自复位能力的隔震支座在地震后可不处理，具备应对余震的能力。然而，对于小型支座而言，减震率、最大位移和残余位移存在矛盾，为满足减震率需求和最大位移限值，残余位移可适当放松。
2.3 滑动现象
文物的运动模式包括滑移、摇摆、倾覆等，大多数工况下，花瓶与隔震支座顶板的运动保持一致，未发生明显现象，隔震支座具有良好的隔震效果。PGA为0.62g时，花瓶在单向、双向、3向El–Centro输入下均发生滑动，但未观察到明显的摇摆、碰撞现象，如图11所示。由图11可见：X向加载时，花瓶的滑移距离为41 mm；双向加载时，花瓶X、Y向的滑移距离分别为60和20 mm，与单向加载相比，X向滑移增加46%；3向地震作用下，花瓶的滑移距离明显增加，X向、Y向分别为90和51 mm，与双向加载相比，分别增加50%和155%。文物摇摆是介于滑动和倾覆之间的过渡阶段，非线性效应较为明显，建议采用降低重心、鱼线绑扎等传统措施降低发生摇摆的可能性，同时在底部铺设柔软布料防止文物底部抬落、碰撞导致损坏。
图 11 花瓶滑动位移Fig. 11 Slip displacement of vase下载:
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隔震支座在0.62g El–Centro地震动单向、双向、3向作用下X向变形时程曲线如图12所示。由图12可见，在26.15、20.47及20.95 s左右，隔震支座达到X向最大变形（相对位移），向反方向运动时产生了一个很大的相对速度，导致花瓶发生滑动，与摄像机记录的滑动时间接近。
图 12 El–Centro作用隔震支座X向变形时程Fig. 12 X-direction deformation time history of isolation bearing under El–Centro下载:
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3. 试验讨论
3.1 加速度减震效果
减震率越低，隔震支座的隔震效果越好。减震率λ定义为隔震支座顶部加速度atop与台面输入加速度atable的比值，如式（1）所示：
$$ \lambda = \frac{{{{a} _{{\rm{top}}}}}}{{{{a} _{{\rm{table}}}}}} $$ (1) 单向和3向地震动作用下，隔震支座X向减震率随PGA的变化如图13所示。由图13可知，双向与单向地震作用下结果差异不大，限于篇幅有限，不再赘述。同一地震动作用下，隔震支座减震率随着PGA增大而降低。隔震支座的等效刚度由弹簧和摩擦阻尼器提供，随着PGA增加，隔震支座水平变形增大，等效刚度降低，隔震周期增大，因此减震率降低。总体而言，隔震支座在El–Centro作用下的隔震效果最好，Artificial次之，Taft最差。PGA为0.62g时，单向、3向作用下隔震支座最大减震率分别为37.39%、37.87%。
图 13 不同工况下隔震支座X向减震率随PGA的变化Fig. 13 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along X-direction with PGA under different excitations下载:
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3向地震动作用下，隔震支座Y向减震率随PGA的变化如图14所示。由图14可见，与X向相比，隔震支座Y向的减震率较为稳定，下降趋势不明显。由于花瓶质量较轻，隔震支座本身的质量不可忽略，X向（上层）布置3组弹簧，Y向（下层）布置4组弹簧，而摩擦阻尼器出力是一致的，因此Y向减震效果更稳定。PGA为0.62g时，在El–Centro、Taft和Artificial地震动作用下，隔震支座Y向的减震率分别为36.77%、33.85%、39.20%。
图 14 3向加载下隔震支座Y向减震率随PGA的变化Fig. 14 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along Y-direction with PGA under three-dimensional excitations下载:
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3向地震动作用下，隔震支座Z向减震率随PGA的变化如图15所示。由图15可见，与X向、Y向相比，隔震支座在竖向不具备隔震效果，对竖向地震动存在放大作用。不同PGA幅值下，El–Centro和Taft的放大系数比较接近，为1.60～1.86和1.55～2.07；Artificial的放大系数更高，为2.20～2.62。
图 15 3向加载下隔震支座Z向减震率随PGA的变化Fig. 15 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along Z-direction with PGA under three-dimensional excitations下载:
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3.2 位移控制效果
3.2.1 相对位移峰值
不同地震动、不同PGA单向与3向输入下，隔震支座的相对位移峰值如图16所示。由图16可见，隔震支座相对位移峰值随着PGA增大而增大。隔震支座在El–Centro地震动作用下的变形最大，Taft次之，Artificial最小。与单向输入相比，隔震支座的变形在3向输入下有所增加。以El–Centro为例，PGA为0.62g时隔震支座在单向、3向作用下的最大变形分别为111.72和124.56 mm，变形相差11.49%。
图 16 隔震支座X向相对位移峰值Fig. 16 Relative displacement peak of isolation bearing along X-direction下载:
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3.2.2 自复位能力
自复位能力是评价隔震支座性能的重要指标，其含义是指在地震作用结束后，隔震装置停止运动并恢复到初始状态的能力。不同PGA、不同地震动3向输入情况下，隔震装置的残余位移如图17所示。由图17可见，隔震支座Y向残余位移（7.25～17.65 mm）明显小于X向（18.77～31.59 mm），且小于参考值。如第1.3节所述，隔震支座X向、Y向参考残余位移分别为49.48和39.77 mm，试验值仅为参考值的37.93%～63.84%、18.23%～44.38%。隔震支座变形较大时，弹簧产生的恢复力远大于摩擦力，隔震支座将向平衡位置（零位）运动；恢复力与摩擦力平衡时，隔震支座仍具有一定的速度，因此继续向平衡位置运动，残余位移进一步减小。隔震支座的自复位能力受到地震动类型、地震动强度的影响[35]，X向最大残余位移（31.59 mm）发生在0.50g El–Centro输入下，Y向最大残余位移（17.65 mm）发生在0.40g El–Centro输入下。隔震支座两个方向构造相同，定性判断两个方向的地震响应具有相近特征，因此未进行以Y向为主轴的试验。对于实际残余位移的确定方法，今后将继续开展试验和数值模拟工作。
图 17 隔震支座残余变形Fig. 17 Residual deformation of isolation bearing下载:
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3.3 文物滑移倾覆分析
根据《馆藏文物防震规范》[36]，浮放文物在遭遇地震动产生滑移、倾覆的条件判别式分别如式（2）、（3）所示：
$$ ({g} - 0.65 \times {{A} _{\rm{H}}}) \times {f} \geqslant {{A} _{\rm{H}}} \times {{K} _{\rm{s}}} $$ (2) $$ {{A} _{\rm{H}}} \times {h} \times {{K} _0} \leqslant {b} \times ({g} - 0.65{{A} _{\rm{H}}}) $$ (3) 式（2）、（3）中：g为重力加速度；AH为文物所在位置的水平方向最大加速度；f为文物与支承面之间的静摩擦系数；h为文物的重心至底面的高度；b为文物的重心在水平面上的投影点到底面边缘的最小距离；Ks、K0分别为抗滑动安全系数、抗倾覆安全系数，均取1.4。计算得到花瓶抗滑移、抗倾覆的水平最大加速度为0.27g、0.33g。
不同PGA、不同地震动作用下，隔震支座顶部X向、Y向最大响应加速度如图18所示，取单向、双向、3向输入下水平方向响应的最大值。由图18可知，试验结果与公式计算具有较好的一致性：花瓶在所有工况下均未达到倾覆限值，因此未发生倾覆；PGA为0.62g时，花瓶在El–Centro作用下超过滑移限值，发生滑移现象。由式（2）和式（3）可知，浮放文物发生滑动、倾覆与水平方向最大加速度AH过大有关[36]，因此减小展陈文物水平方向加速度响应是文物防震保护的关键之一。
图 18 滑移倾覆判断Fig. 18 Judgment of slip and overturning下载:
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4. 结 论
本文提出了一种模块式金属隔震支座，主要元件包括直线导轨、弹簧和摩擦阻尼器，通过浮放花瓶的振动台试验验证了隔震装置的隔震效果，研究结论如下：
1）隔震装置具有良好的隔震效果，隔震装置顶部加速度为台面输入加速度的28.10%～78.01%，减震率随着PGA的增大而降低。尽管如此，对于抗倾覆能力较差的文物仍需要采取传统抗震措施辅助。
2）隔震支座在不同工况下最大残余变形为31.59 mm，采用文中的计算方法可以保证隔震支座的实际残余变形小于参考指标。通过调整弹簧与摩擦阻尼器的力学参数，残余位移可控。
3）文物滑动、倾覆现象与计算结果相符，通过选择合适的隔震设计目标，可使文物在地震中免遭破坏，达到防震保护的目的。
设计小型隔震支座时应充分考虑减震率目标、隔震位移需求、支座变形能力限制和自复位能力，多个目标有时难以同时满足，需要取舍。今后将结合黏滞阻尼器等组件进一步提升隔震支座性能。
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图 1 隔震浮放花瓶振动台试验
Fig. 1 Shaking table test of a seismic isolated freestanding vase
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图 2 模块式金属隔震支座构造示意图
Fig. 2 Schematic diagram of the modular metal seismic isolation bearing
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图 3 隔震支座X向力–位移曲线
Fig. 3 X-direction force-displacement curve of seismic isolation bearing
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图 4 地震动时程
Fig. 4 Earthquake ground motions time-history
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图 5 地震动反应谱与设计谱对比
Fig. 5 Comparison of ground motions’ response spectra and design spectra
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图 6 测量方案
Fig. 6 Measuring scheme
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图 7 单向地震动作用下隔震支座顶部和台面加速度时程
Fig. 7 Acceleration time history of isolation bearing top and shaking table under ground motion excitation
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图 8 3向加载隔震支座顶部和台面Z向加速度时程
Fig. 8 Z-direction acceleration time history of isolation bearing top and shaking table under three-dimensional excitations
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图 9 单向地震动作用下隔震支座顶部和台面位移时程
Fig. 9 Displacement time history of isolation bearing top and shaking table under unidirectional ground motion
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图 10 隔震支座变形时程
Fig. 10 Deformation time history of isolation bearing
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图 11 花瓶滑动位移
Fig. 11 Slip displacement of vase
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图 12 El–Centro作用隔震支座X向变形时程
Fig. 12 X-direction deformation time history of isolation bearing under El–Centro
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图 13 不同工况下隔震支座X向减震率随PGA的变化
Fig. 13 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along X-direction with PGA under different excitations
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图 14 3向加载下隔震支座Y向减震率随PGA的变化
Fig. 14 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along Y-direction with PGA under three-dimensional excitations
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图 15 3向加载下隔震支座Z向减震率随PGA的变化
Fig. 15 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along Z-direction with PGA under three-dimensional excitations
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图 16 隔震支座X向相对位移峰值
Fig. 16 Relative displacement peak of isolation bearing along X-direction
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图 17 隔震支座残余变形
Fig. 17 Residual deformation of isolation bearing
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图 18 滑移倾覆判断
Fig. 18 Judgment of slip and overturning
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表 1 隔震支座组成部件及力学参数
Table 1 Components and mechanical parameters of isolation bearings
组成构件 尺寸 数量 质量/g 型号/材料 力学性能 顶板 400 mm×400 mm×4 mm 1 1730 铝合金 中间板 400 mm×400 mm×4 mm 1 1730 铝合金 底板 400 mm×400 mm×4 mm 1 1730 铝合金 封板 384 mm×6 mm×27 mm 8 170 铝合金 直线导轨 长380 mm，宽28 mm 4 80 MGN 7H 摩擦系数0.02 滑块 30.80 mm×17.00 mm×6.50 mm 8 10 额定动负载1.37 kN，容许弯矩4.80×10–3 kN·m 弹簧 0.8 mm×10.0 mm×200.0 mm 14 20 不锈钢 刚度0.016 N/mm，容许变形446 mm 摩擦阻尼器 摩擦片外径10 mm，内径5 mm 2 10 黄铜 X向、Y向摩擦力均为4 N 注：顶板表面铺设棉布，棉布与花瓶的摩擦系数为0.45。 表 2 隔震支座滞回性能参数
Table 2 Hysteretic performance parameters of isolation bearing
方向 弹簧总刚度/
(N·mm–1)摩擦阻尼器
摩擦力/N起滑力/N 设计位
移/mm参考残余
位移/mmX向 0.096 4.00 4.75 120.00 49.48 Y向 0.128 4.00 5.09 120.00 39.77 表 3 试验工况
Table 3 Test schedules
工况 台面输入 加速度 方向 1 白噪声 0.10g X/Y/Z 2～6 El–Centro/Taft/
Artificial0.20g、0.30g、0.40g、
0.50g、0.62gX/XY/XYZ 7 白噪声 0.10g X/Y/Z -
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