李燕偉，楊 濤，劉 洋，2，李彬彬，王社良

（1.西安工程大學城市規(guī)劃與市政工程學院 西安，710048）

（2.省部共建西部綠色建筑國家重點實驗室 西安，710055）

（3.西安建筑科技大學土木工程學院 西安，710055）

（4.結構工程與抗震教育部重點實驗室 西安，710055）

引言

我國的古塔建造歷史悠久，造型多變。從形態(tài)上劃分，有樓閣式塔、密檐式塔、亭閣式塔，喇嘛塔和金剛寶塔等5 種類型。密檐式塔的塔身多層疊澀出檐，為隋唐時期較為常見的造型。經過上千年的自然侵蝕和歷史變遷不少古塔在地震中遭到破壞甚至倒塌，因此研究現(xiàn)存古塔的抗震性能刻不容緩。

基于這種現(xiàn)狀，袁建力［1-2］經過現(xiàn)場考證和資料分析，研究了地震烈度和磚石古塔震損之間的聯(lián)系，探討了水平地震作用的計算方法。張永亮等［3］研究了應用振型分解反應譜法分析不同高度的磚石古塔地震性能的適用性，探討了磚石古塔的加固措施和抗震性能的評估方法。李勝才等［5］應用顯式積分法分析了古塔結構破壞的大轉動與非線性大位移以及不連續(xù)位移場，反演了地震作用下古塔的損傷機制。陳平等［6］對崇文塔進行了現(xiàn)場考證及安全評估，應用概念分析方法和有限元分析軟件探討了造成崇文塔損害的原因。蘆葦等［7］應用時程分析法分析和評估了不同基礎剛度條件下萬壽寺塔的抗震性能。上述研究多是借助理論分析和數值模擬以及二者結合來研究結構的抗震性能，缺乏對結構整體地震響應的研究。在此背景下，謝啟芳等［8］對西安鐘樓設計制作了1∶6 的振動臺試驗，研究了鐘樓模型在不同地震波作用下的抗震性能。Kim 等［9］對一個石結構古塔制作了足尺的振動臺試驗，研究石結構古塔的地震響應規(guī)律。趙祥等［10］設計并制作1∶10 的古塔模型振動臺試驗，研究了模型地震激勵前后的動力反應。宋曉濱等［11］設計制作了1∶5 的木塔模型振動臺試驗，研究了不同等級地震作用下結構的動力響應規(guī)律。盧俊龍等［12］設計制作了1∶8 的玄奘塔模型，并進行了振動臺試驗，得到內填黏土的實心古塔在輸入單向、雙向以及三向地震波時，結構的地震響應規(guī)律和破壞機制。

筆者以典型密檐式磚塔——小雁塔為例，通過振動臺試驗及數值分析來研究密檐式磚塔在不同地震強度作用下的抗震性能，以期為相關研究提供參考。

1 試驗概況

1.1 典型密檐式磚塔

始建于唐景龍年間的西安薦福寺小雁塔是早期密檐式磚塔中的典型代表，2014 年被聯(lián)合國教科文組織列入《世界文化遺產名錄》。現(xiàn)存13 層，高為43.30 m，南北各層辟有券門，單壁較厚形成筒體結構。塔體內部中空，平面為正方形，塔身第1 層邊長為11.38 m，逐層遞減，依次收縮，愈上則愈細，整體輪廓呈現(xiàn)為秀麗的卷剎［14］，如圖1 所示。為提高小雁塔結構的整體性，曾在塔體第2，5，9 層處施作鋼筋混凝土梁、板，內部設有木構式樓梯，其結構主要尺寸如表1 所示。

表1 小雁塔主要尺寸Tab.1 Main dimensions of Xiaoyan Pagoda m

1.2 模型材料性能

根據現(xiàn)場測定的小雁塔結構材料性能，考慮到試驗的可行性，膠結材料采用原狀黃土、生石灰和糯米漿，其中原狀黃土和生石灰按1∶1 進行拌合。模型所需磚塊選用經過處理的青磚，其中主體結構用磚為110 mm×50 mm×25 mm，挑檐處用磚為110 mm×50 mm×10 mm。制作時，將生石灰緩慢加入水中，不間斷攪拌。成漿后，將黃土與之拌合燜8 h。將糯米粉與水混合加熱，煮沸后去除雜物，摻入上述拌合物中攪拌均勻，制作試塊，養(yǎng)護一定時間測試其強度，圖2 為制作模型所用材料。

圖2 模型所用材料Fig.2 Materials used in the model

圖3 所示為砌塊和砌體進行的抗壓強度試驗。通過試驗得到膠結材料立方體抗壓強度為0.523 MPa，砌體抗壓強度為2.23 MPa，與現(xiàn)場測試結果相近，具有一定的代表性和相似性，可以反映小雁塔結構的材性特點。

圖3 力學性能試驗Fig.3 Mechanical performance test

1.3 試驗模型設計與制作

本試驗在西安建筑科技大學進行，采用MTS系統(tǒng)公司生產的4.1 m×4.1 m 三向六自由度地震模擬振動臺試驗系統(tǒng)，綜合考慮場地條件和振動臺承載能力等因素，按1∶10 比例制作典型密檐式磚塔模型。由于模型所用磚砌體的材性與小雁塔原型基本相同，其彈性模量SE可取為1。應用欠人工質量方法設計模型，考慮到模型內部空間大小，附加質量為7.95 t，設置在模型墻壁的配重箱內。等效密度相似比取3.61，結合量綱分析和Buckingham 理論確定各參數的相似關系［15］，如表2 所示。小雁塔模型結構采用仿古砌筑方法，制作過程如圖4 所示。

表2 模型相似比Tab.2 Model similarity ratio

圖4 模型結構砌筑過程Fig.4 Laying process of model structure

1.4 地震波選取及試驗工況

本試驗選取了1 條人工波（SHW2）及2 條自然波（江油南北波和El-Centro 東西波）進行模擬地震振動臺試驗，3 種地震波加速度的時程曲線見圖5。

圖5 地震波時程圖Fig.5 Time history of seismic waves

西安市抗震設防烈度為8 度，試驗兼顧小震、中震、大震3 種地震烈度和9 個工況的地震響應情況，PGA 分別為0.07g，0.20g和0.40g。依據相似關系Sa=2.77，輸入地震激勵增大到原來的2.77 倍，考慮到振動臺系統(tǒng)水平最大加速度為1.0g，8 度大震地震動強度基準值下調為0.9g。不同地震強度的地震波輸入前后，用白噪聲掃頻以獲得模型結構在不同階段的動力特性，試驗工況如表3 所示。

表3 試驗工況表Tab.3 Test condition list

1.5 測點布置

將19 個PCB 加速度傳感器和10 個891 型位移傳感器分別布置在小雁塔模型結構的不同位置，如圖6 所示。圖中以A表示加速度傳感器測點，D表示位移傳感器測點。

圖6 傳感器布置圖Fig.6 Sensor layout

2 試驗現(xiàn)象

PGA 為0.2g時，地震響應較小，未見明顯裂縫，結構整體完好。通過察看設置在模型頂部的觀察鋼筋可以發(fā)現(xiàn)，相較于El-Centro 波，在SHW2波和江油波作用下，塔頂振動響應略大。PGA 為0.6g時，模型底部東西兩側墻體裂縫由中部逐步向兩側延伸，漸漸發(fā)展成水平貫通縫，部分墻體與底座脫離，如圖7（a）所示。南北兩側墻體在劵洞處沿灰縫逐步開裂，斜向劵洞外延伸，偶爾伴有磚塊劈裂的聲音，如圖7（b）所示。部分挑檐磚塊松動、掉渣，破壞嚴重。模型上部劵洞處裂縫發(fā)展迅速，逐步與周邊裂縫連成區(qū)域，漸漸形成斜向貫通裂縫，塔體頂部晃動非常明顯。PGA 為0.9g時，模型整體擺動幅度大，多次聽到有磚塊劈裂的聲音，且伴隨磚塊飛落的現(xiàn)象。模型底部東西兩側墻體出現(xiàn)與基座瞬時分離又閉合現(xiàn)象，塔身多處磚塊碎裂，劵洞處裂縫交織發(fā)展，挑檐處多個磚塊脫落，如圖7（c，d）所示。

圖7 試驗現(xiàn)象Fig.7 Experimental phenomenon

3 試驗結果及分析

3.1 動力特性

計算白噪聲掃頻后結構加速度響應，求解得到典型密檐式磚塔模型的自振頻率，應用半功率帶寬法求解模型的阻尼比。不同工況下，模型的自振頻率和阻尼比如圖8 所示。

圖8 小雁塔模型結構自振頻率和阻尼比Fig.8 Natural vibration frequency and damping ratio of the Xiaoyan Pagoda model structure

由圖8 可知，地震波激勵前模型的一階頻率為6.84 Hz，隨PGA 的增加，模型結構在3 種地震烈度下的一階頻率分別為6.29，6.05 和5.72 Hz，較地震激勵前分別降低了8.04%，12.56%和18.51%。二階頻率變化不大，大震后二階頻率較地震激勵前降低了1.84%。地震激勵前模型的阻尼比為3.17%，隨PGA 的增加，模型結構在3 種地震烈度下的阻尼比分別為4.31%，9.23%和10.61%，較地震激勵前分別增加了36%，191%和235%。震后模型結構的自振頻率明顯降低，而阻尼比則顯著增加，表明模型的損傷逐步累積，剛度不斷退化。伴隨著輸入地震激勵的增大，其剛度降低幅度更為明顯，塔身的裂縫發(fā)展迅速。

3.2 加速度響應

通過LMS 數據采集儀收集的PCB 加速度傳感器反應信號，得到不同工況下模型結構各測點的加速度反應。以實測的臺面加速度為參考，計算出小雁塔模型各層的加速度放大系數K，如圖9 所示。

由圖9 可知，同一震級強度下，模型結構在不同地震波作用時的加速度響應有所差異，對SHW2波的反應最為激烈。模型結構的K值隨測點高度的增加而不斷增大，塔頂處的K值最大，說明模型結構存在一定的鞭梢效應。同時，模型結構的K值并未隨測點高度的增加而出現(xiàn)較大的突變，這說明小雁塔雖是高聳結構，但由于其塔身自下至上逐步內收的形態(tài)，從而不會加劇結構加速度突變，自身能夠抵抗一定程度的地震破壞。

圖9 8 度地震作用下結構的加速度放大系數Fig.9 Amplification factor of acceleration of the structure under the action of 8-degree earthquake

3.3 位移響應

通過LMS 數據采集儀收集的891 型位移傳感器反應信號，得到不同波形、不同震級作用下模型結構各測點的位移時程響應。以實測的臺面位移為參考，計算出小雁塔各層的最大側向位移，如圖10 所示。由圖10 可知，模型結構的最大側向位移沿樓層高度而逐步增大，塔頂的位移反應最為激烈。同時，伴隨著地震激勵強度的增加，模型結構各測點的位移反應逐漸增大。在SHW2波激勵下，3 種地震烈度塔頂的最大側向位移分別為5.32，10.20，31.84 mm，為同一震級強度下的位移反應最大值，說明小雁塔結構對SHW2波更加敏感。

圖10 8 度地震作用下結構的側向位移Fig.10 Lateral displacement of the structure under 8-degree seismic action

層間位移角是從宏觀層面評定結構損壞程度的重要依據［15］。由模型結構的最大側向位移除以層高得到各層的最大層間位移角，表4 給出了小雁塔模型在不同地震強度下各層的最大層間位移角。由表4 可知，在3 種波形、不同強度作用下，小雁塔結構最大層間位移角均發(fā)生在頂部，分別為1/566，1/293，1/131。根據文獻［4］磚石古塔破壞狀態(tài)和層間位移角的聯(lián)系，θ≥1/150 則視為倒塌。由此推斷，模型結構基本滿足大震不倒的抗震設計要求。文獻［17］指出，地震作用下磚石古塔彈性層間位移角極限值為1/565，彈塑性層間位移角極限值為1/100～1/200。由此推論：小雁塔結構在3 種波形小震作用下基本處于彈性狀態(tài)。當PGA 為0.6g時，在El-Centro 波、SHW2波作用下，小雁塔塔頂進入彈塑性階段；當PGA 為0.9g時，在江油波作用下，除底層外均處于彈塑性階段。

表4 8 度地震作用下塔身各層最大層間位移角Tab.4 Maximum inter-layer displacement angle of each layer of the tower body under 8-degree earthquake action

3.4 慣性力和樓層剪力

通過LMS 數據采集儀收集的各層最大水平加速度，結合小雁塔模型各層質量，可以得到模型結構的慣性力分布，見圖11。由圖11 可知，模型結構下部樓層的慣性力普遍偏大，一般在首層達到最大，其原因是下部樓層偏高，質量偏大，地震耗能大，易出現(xiàn)通縫現(xiàn)象。模型結構上部樓層雖然質量小，但隨著地震激勵的增大，慣性力有所增大。不同震級下，結構的最大慣性力分別為7.78，18.45，27.82 kN，中震較小震增加了137%，大震較小震增加了51%?？梢钥闯鲭S著震級強度的提高，慣性力增加的幅度反而減緩，這是因為結構損傷累積，塑性變形耗能增大。

圖11 8 度地震作用下結構的慣性力Fig.11 Inertial forces of the structure under the action of 8-degree earthquake

樓層剪力由模型結構各層慣性力自上至下累加可得［18］，圖12 給出了不同工況下各樓層剪力的大小。由圖12 可知，樓層剪力沿樓層高度逐漸遞減，模型結構慣性力分布雖不均勻，但整體的剪力增幅相對平緩，說明模型結構自身具有一定的耗能能力。比較圖12（a，b，c）可以發(fā)現(xiàn)，曲線最大值均是在SHW2波作用下產生的，說明SHW2波相較于El-Centro 波和江油波，對模型結構的損害最大，這與加速度和位移響應的分析相符。

4 有限元分析

4.1 模型的建立

采用ABAQUS 軟件對典型密檐式磚塔的抗震性能進行研究，將砌塊同砂漿視為整體建立足尺模型，根據現(xiàn)場實測數據確定模型的各材料本構參數，如表5 所示。網格單元選取實體六面體單元C3D8，對磚塔挑檐部分進行一定程度的簡化，有限元模型如圖13 所示，采用與振動臺試驗相同工況研究原型結構地震動下的震損特點。

圖13 有限元模型Fig.13 Finite element model

表5 材料參數表Tab.5 Material parameter table

4.2 數值對比

根據表2 中的模型相似比，由試驗模型的動力特性及動力響應可推算出原型結構的動力特性及動力響應。表6 為試驗模型與有限元模型前3 階自振頻率的對比，表7 為8 度大震作用下試驗模型與有限元模型塔身及塔頂最大加速度的對比，表8 為8 度大震作用下試驗模型與有限元模型塔身及塔頂最大位移的對比。

由表6 可知，典型密檐式磚塔前3 階自振頻率試驗結果同有限元結果誤差均小于4.78%；由表7 可知，8 度大震時3 條地震波作用下，典型密檐式磚塔塔身最大加速度的試驗結果同有限元結果最大誤差為5.93%，塔頂最大加速度的試驗結果同有限元分析結果誤差小于5%；由表8 可知，8 度大震時3 條地震波作用下，典型密檐式磚塔塔身最大位移的試驗結果同有限元結果誤差在4%以內，塔頂最大位移的試驗結果同有限元分析結果誤差小于3%。對比結果可以看出，在同一地震強度下，試驗模型同有限元模型動力反應總體上較為接近，有限元模型能較好地反映原型結構的動力特性。

表6 典型密檐式磚塔自振頻率Tab.6 Natural vibration frequency of typical dense eaves brick pagoda

表7 典型密檐式磚塔最大加速度Tab.7 Maximum acceleration of typical dense eaves brick pagoda

表8 典型密檐式磚塔最大位移Tab.8 Maximum displacement of typical dense eaves brick pagoda

4.3 應力響應

地震作用下，磚塔結構破壞主要為主拉應力過大造成的，根據現(xiàn)場實測，小雁塔砌體結構軸心抗拉強度ft，m=0.089 MPa。圖14 給出了不同強度地震波作用下有限元模型的主拉應力分布。

由圖14 可知，小震作用下，模型對SHW2波更為敏感，其主拉應力主要集中在第2 和7 層。最大主拉應力0.078 MPa 發(fā)生在第2 層，雖然未超過0.089 MPa，但仍可判定該處為模型結構的裂縫源，由該處裂縫上、下發(fā)展。當PGA 為0.6g時，模型在3 種地震波下局部主拉應力均超過0.089 MPa，出現(xiàn)塑性破壞。其中El-Centro 波作用下，主拉應力主要分布在第4 和6 層，最大主拉應力發(fā)生在第4 層；江油波作用下，主拉應力主要集中在第3 和7 層，最大主拉應力出現(xiàn)在第3 層；SHW2波作用下，主拉應力主要分布在第2 和6 層，最大主拉應力發(fā)生在第6層。據此可判定，中震作用下，模型結構主裂縫由塔體中下部開始沿重力方向上、下發(fā)展。當PGA 為0.9g時，3 種地震波作用下，模型結構各層主拉應力均較大，尤其El-Centro 波作用時，結構的主應力達到0.322 MPa，是ft，m的3.62 倍。在此基礎下，裂縫將迅速發(fā)展，劵洞、挑檐等應力集中處是裂縫發(fā)展的主要對象。

圖14 小雁塔結構主拉應力圖Fig.14 Main stress diagram of Xiaoyan Pagoda structure

5 結論

1）劵洞處、塔根部、各層挑檐以及塔頂部是典型密檐式磚塔在地震動作用下的薄弱位置，劵洞處和塔根部最為薄弱。PGA 為0.2g時，結構無明顯異樣；PGA 不小于0.6g時，塔根部東西兩側易形成水平貫通縫，南北劵洞處易形成斜向貫通縫，塔體頂部晃動明顯。

2）隨地震激勵的增強，結構的動力響應越劇烈，模型的自振頻率明顯降低，阻尼比顯著增加，各測點位移反應逐漸增大，損傷不斷累積，剛度逐步退化，塔身的裂縫發(fā)展迅速，加速度放大效應表現(xiàn)出減弱的趨勢，模型結構自身能抵抗一定程度的地震破壞。

3）地震作用下，模型結構因下部樓層偏高，質量偏大，地震耗能大，其慣性力普遍偏大。模型結構上部樓層雖質量偏小，但隨著地震激勵的增大，鞭梢效應逐漸明顯，慣性力有所增大。由于結構損傷累積，塑性變形耗能增大，慣性力增加的幅度減緩。

4）當PGA 為0.2g時，小雁塔結構基本處于彈性狀態(tài)；當PGA 為0.6g時，在El-Centro 波、SHW2波作用下，小雁塔塔頂進入彈塑性階段；當PGA 為0.9g時，在江油波作用下，除底層外均處于彈塑性階段。