图1 公共建筑投资占比[1]
Fig.1 Investment proportion of public buildings
尚庆学1，李 泽2,3，刘瑞康1，王 涛1
(1. 中国地震局工程力学研究所，中国地震局地震工程与工程振动部门重点实验室，哈尔滨 150080；2. 深圳市置华机电设备有限公司，深圳 518000；3. 全国建筑机电工程抗震技术研发中心，北京 101149)
摘 要：震害表明，支撑和悬吊系统破坏是管线系统失效的主要原因。该文首先针对悬吊管线系统较为常用的钢缆式、梁夹式、螺杆式三类抗震支撑进行了9组拟静力试验，通过易损性分析确定了FM1950位移限值下各类抗震支撑的极限承载力，并将其转化为响应加速度指标。三类支撑中螺杆式抗震支架的承载力最高，应用最广泛，故针对采用不同直径螺杆(12 mm、16 mm)的此类抗震支架，按照FEMA461的相关规定补充进行了6组拟静力试验，发现吊杆直径对此类支架的抗震能力影响不大，吊杆直径较小的抗震支架具有更大的变形能力。
关键词：抗震支架；管线系统；拟静力试验；易损性分析；抗震性能
建筑结构中非结构构件投资占据了整体建筑投资的绝大部分，根据Taghavi和Miranda[1]的统计数据(图1)，对于办公楼、酒店、医院等公共建筑，非结构构件的投资比分别为 82%、87%、92%，远远大于结构构件的投资比。另一方面，地震中非结构构件发生破坏所需的地震动强度通常远低于引起结构构件破坏所需的地震动强度。文献[2―4]对1994北岭地震、2010智利地震、2011东日本大地震中的震害进行了总结，发现非结构构件震害多集中在吊顶系统、管线系统、填充墙等，而其中管线系统破坏导致的水灾严重影响了建筑的使用功能，也给灾后救援工作带来很大不便。调查发现管线系统的破坏原因有两类：一是管线接头开裂或管线被拔出；二是侧向、纵向、悬吊支撑系统破坏导致的管线掉落，继而开裂泄漏。
图1 公共建筑投资占比[1]
Fig.1 Investment proportion of public buildings
医疗管线是支撑医疗建筑功能的重要系统，为研究医疗管线系统在有、无抗震支架条件下的地震响应，Goodwin等[5―6]进行了一系列振动台试验以确定其变形能力和破坏模式，发现设置抗震支架能够有效减小管线系统的位移响应，但并不能减小加速度响应。Hoehler等[7]利用足尺钢筋混凝土结构的振动台试验研究了悬吊管线在不同地震激励下的抗震性能，发现随着地震强度的增大，管线上测得的加速度放大作用由于支架连接件处应力松弛进入非线性而开始减小，测得的试验管线的加速度比按照ASCE7(2005) 13.3.1节中相关公式计算得到的加速度略大，地震作用下引起的承重吊架所受荷载远大于抗震吊架的锚固力。Tian等[8]进行了3组动力试验以确定设置不同形式支撑的管线系统的抗震性能，发现在设置抗震支架的动力试验中，试件均未发生破坏，而未设置抗震支架管线系统的悬吊螺杆、天花板、喷淋接头、管线接头均发生了严重破坏，验证了对支撑进行抗震设计的必要性。Wood等[9]通过单调加载和循环加载研究了两类常用的纵向抗震支架的力-位移滞回关系，结果表明支架连接件的性能对其力学性能影响较大。针对相关设计规范条文(如 UBC、IBC、NFPA-13等)只给出了抗震支架所能承受的极限荷载大小但并未给出能够承受滞回耗能的问题，Malhotra等[10]提出了一种用于确定抗震支架在极限荷载下能够承受的循环加载圈数的方法，进行了一系列循环加载确定其滞回性能，并给出了建议的疲劳加载制度。
抗震支架设计时通常只考虑地震力的影响，地震作用下引起的位移却并未考虑，但支架与结构的相对位移过大时会导致支撑的非结构构件与结构构件发生碰撞甚至导致支撑系统的失效，继而引起管线泄漏、天花板破坏等。抗震支架设计时假定连接处为刚性连接并忽略其非线性，这与实际情况不符。本文首先进行了一系列拟静力循环加载试验，确定了不同安装角度(30°、45°、60°)以及采用不同连接形式的抗震支架和抗震钢缆在 FM1950[11]位移限值(50 mm)下的极限承载力并将其转化为响应加速度。然后，针对采用不同直径螺杆(12 mm、16 mm)的螺杆式抗震支架，按照FEMA461的相关规定补充进行了6组拟静力试验以确定螺杆直径对其力学性能的影响。
图2 现场安装示例
Fig.2 Sample of field installation
图2 为抗震支架在实际工程中应用的现场安装照片。本次试验首先进行了三类试验体的性能试验，分别为：钢缆式、梁夹式、螺杆式，考虑30°、45°、60°(斜撑与垂直方向的夹角)三种不同的安装角度，抗震支架或抗震钢缆的有效安装高度均为500 mm，共计9个试验体。其中，钢缆式抗震支撑由两根斜向钢缆及16 mm垂直吊杆构成，梁夹式、螺杆式抗震支架均由两根 41 mm×41 mm×2 mm 的C型槽钢斜撑和16 mm垂直吊杆构成，三类支撑均通过顶部连接件(或钢结构梁夹)与加载框架顶部反力梁相连，梁夹式、螺杆式抗震支架除与结构连接件不同外，其他配置均相同。垂直吊杆通过C型槽钢及槽钢紧固件进行加强防止其过早发生屈曲，试验机加载端装有可拆卸刚性丝杠，丝杠配置有16 mm直径螺纹孔，垂直吊杆穿过螺纹孔并用螺母固定，与丝杠相连。与底部连接件配套使用的预紧力螺栓需要拧至螺栓头脱落，使螺栓压进槽钢，保证紧固牢靠(图 3)。各类试验体安装就位之后的底部、顶部连接细节图及整体图如图4所示。
图3 螺杆式抗震支架示意图
Fig.3 Schematic of threaded rod brace
图4 试件安装图(FM1950)
Fig.4 Pictures of specimens after installation (FM1950)
试验采用全国建筑机电工程抗震技术研发中心的 5 t伺服加载机进行加载，试验机行程±100 mm，满足加载需求。采取FM1950[11]及CJ/T 476—2015[12]建议的加载制度，此加载制度通过力控进行加载，加载频率为0.1 Hz，前15圈循环加载的力幅值(初始力)为固定值，其后每圈循环加载的力幅值是前一圈加载幅值的(15/14)0.5倍，直至完成55圈循环加载，或达到试验的终止条件：试件发生破坏或者变形超过50 mm。通过单调加载确定初始力为2.25 kN(钢缆式)、4.54 kN(梁夹式、螺杆式)，加载履历如图5所示。
图5 FM1950建议的加载履历[11―12]
Fig.5 Typical testing protocol suggested by FM1950
试验得到的三类试件的典型滞回曲线如图6所示，三类试件都呈现出良好的自复位性能和稳定的耗能能力。为了获取抗震支架(或钢缆)在真实地震中能够承受的响应加速度限值，将试验得到的峰值力(表 1)按照F=ma转化为对应的响应峰值加速度(PRA)。根据建筑机电工程抗震设计规范[13]，给水、消防管道抗震支吊架最大安装间距按照12 m考虑，若只考虑DN150镀锌钢管，12 m长管线在充满水的状态下总重为487.83 kg，由此可得到对应的响应峰值加速度(表1)。
图6 滞回曲线(FM1950)
Fig.6 Hysteretic curves (FM1950)
表1 加载过程中各试件达到的峰值力及响应峰值加速度
Table 1 Peak forces and peak response accelerations for the specimens during the loading history
抗震支架的易损性函数Fdm(edp)定义为抗震支架在给定工程需求参数edp(比如：位移、加速度等，此处取为抗震支架所在楼层的响应峰值加速度)下，达到或超过某一损伤极限状态dm(位移超过50 mm或试件发生破坏)的概率[14]，假定Fdm(edp)符合对数正态分布：
式中：Φ(·)代表标准正态分布累积分布函数；xm、β分别是损伤极限状态对应的平均值和对数标准差；M为所考虑的试件数目；i为试件编号；ri为试件i损伤时对应的edp的具体取值。βu=0.25是对β的校正系数[15]。由此得到三类抗震支架(钢缆)的易损性曲线如图7所示。在50%的超越概率下，对应钢缆式、梁夹式、螺杆式的响应峰值加速度分别为1.98g、2.23g、3.20g。由此可见，三类试件中，钢缆式抗震支撑最易发生损伤，梁夹式抗震支架次之，螺杆式抗震支架的鲁棒性最强。
图7 易损性曲线
Fig.7 Fragility curves
针对三类抗震支撑中承载力最大的螺杆式抗震支架，补充6组循环加载试验考察不同直径螺杆(12 mm、16 mm，每个直径对应3组试验)对侧纵向螺杆式抗震支架抗震性能的影响，安装角度选择实际应用中较为常见的45º安装角度，安装有效高度为800 mm，加载履历采用FEMA 461[16]建议的通用加载履历进行，该加载履历主要用于非结构构件和设备的抗震性能评估，通过多级加载确定其损伤极限状态并建立易损性曲线，图8给出了加载履历的示意图，试件安装完成后的细节图见图 9。试验一直加载到C型槽钢完全撕裂破坏(图10)才停止加载。
图8 FEMA 461建议的加载履历
Fig.8 Testing protocol suggested by FEMA 461
图9 试件安装图(FEMA 461)
Fig.9 Pictures of specimen after installation (FEMA 461)
图10 槽钢撕裂
Fig.10 Crack of box iron
试验滞回曲线如图11所示，6个试件破坏模式均为C型槽钢在负向加载时彻底撕裂(图10)，这是C型槽钢与预紧力螺栓接触处的槽钢在负向受拉过程中逐步撕裂的结果。采用M16螺杆的抗震支架在C型槽钢彻底撕裂时刻对应的位移分别为-54.55 mm、-45.74 mm、-44.31 mm，而M12对应的位移值分别为-66.66 mm、-65.59 mm、-52.19 mm，这是由于M12螺杆相对更柔，变形能力更大。尽管M12试验体吊杆尺寸较小，但水平承载能力与M16相比差别不大，主要是因为侧向力均为相同尺寸的 C型槽钢提供的。从 FEMA461和FM1950两类试验的滞回曲线可以发现，螺杆式抗震支架在循环加载过程中正负向力学性能差异很大，其原因是在正向加载时，底部连接件会发生上下转动，虽然偏离初始水平位置的角度并不大，但这导致正向加载时力非常不稳定，尽管如此此时管线和支撑系统并没有损伤发生。在安装时，M12-3、M16-3的侧向斜撑槽钢长度略小于标准安装长度，导致其承载力和变形能力都略低于正常安装的试件，由此可以说明实际应用中，槽钢的安装长度应严格控制，防止由于施工误差导致其性能下降。
图11 滞回曲线(FEMA 461)
Fig.11 Hysteretic curves (FEMA 461)
(1) 本文针对悬吊管线系统较为常用的三类抗震支撑进行了9组拟静力试验，发现三类抗震支撑自身的承载力远高于地震中所遭遇的地震力，且三类支撑中螺杆式抗震支架的承载力最高；
(2) 针对螺杆式抗震支架补充进行了 6组采用不同直径吊杆(12 mm、16 mm)的拟静力试验，吊杆直径对此类支架的抗震能力影响不大，吊杆直径较小的抗震支架具有更大变形能力；
(3) 螺杆式抗震支架在循环加载过程中正负向力学性能差异很大，C型槽钢的安装尺寸对其性能影响较大，应严格控制，防止由于施工误差导致其性能下降；
(4) 试验结果表明，当前规范中对于抗震支撑的相关规定能够有效保障悬吊管线系统的地震安全，正确的安装方式下三类抗震支撑自身的承载力远高于地震中所遭遇的地震力。
实际震害显示锚固破坏也是导致非结构构件破坏的重要因素，而本文试验过程中并未考察三类支撑的锚固破坏，因此有必要针对钢结构和钢筋混凝土结构中抗震支撑的锚固破坏继续进行研究。另外，如何将响应加速度与结构的楼面加速度相关联，即如何考虑管线支撑系统对楼面加速度的放大作用，这一点也有待解决。
参考文献：
[1]Taghavi S, Miranda E. Response assessment of nonstructural building elements [R]. Report 2003/05,Pacific Earthquake Engineering Research Center, 2003.
[2]Ayres J M, Ezer. Northridge earthquake hospital water damage study [R]. Office of Statewide Health Planning and Development, Sacramento, CA, 1996.
[3]Ju B S. Seismic fragility of piping system [D]. Raleigh:North Carolina State University, 2011.
[4]Mizutani K, Kim H, Kikuchihara M, et al. The damage of the building equipment under the 2011 Tohoku pacific earthquake [C]// 9th International Conference on Urban Earthquake Engineering & 4th Asia Conference on Earthquake Engineering, Tokyo Institute of Technology,Tokyo, Japan, 2012.
[5]Goodwin E R, Maragakis E M, Itani A M. Experimental evaluation of the seismic performance of hospital piping subassemblies [R]. Report MCEER-07-0013, Multidisciplinary Center for Earthquake Engineering Research,2007.
[6]Zaghi A E, Maragakis E M, Itani A, et al. Experimental and analytical studies of hospital piping assemblies subjected to seismic loading [J]. Earthquake Spectra,2012, 28(1): 367―384.
[7]Hoehler M S, Panagiotou M, Restrepo J I, et al.Performance of suspended pipes and their anchorages during shake table testing of a seven-story building [J].Earthquake Spectra, 2009, 25(1): 71―91.
[8]Tian Y, Filiatrault A, Mosqueda G. Seismic response of pressurized fire sprinkler piping systems i: experimental study [J]. Journal of Earthquake Engineering, 2014,19(4): 649―673.
[9]Wood R L, Hutchinson T C, Hoehler M S, et al.Experimental characterization of trapeze assemblies supporting suspended nonstructural systems [C]// Tenth U.S. National Conference on Earthquake Engineering,Anchorage, Alaska, 2014.
[10]Malhotra P K, Senseny P E, Braga A C, et al. Testing sprinkler-pipe seismic-brace components [J]. Earthquake Spectra, 2003, 19(1): 87―109.
[11]Approval Standard for Seismic Sway Braces for Pipe,Tubing and Conduit [S]. FM Approvals LLC, Class Number 1950, 2013.
[12]CJ/T 476―2015, 建筑机电设备抗震支架通用技术条件[S]. 北京: 中国标准出版社, 2015.CJ/T 476―2015, Specification of seismic supports for mechanical and electrical components [S]. Beijing:Standards Press of China, 2015. (in Chinese)
[13]GB 50981―2014, 建筑机电工程抗震设计规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2014.GB 50981―2014, Code for seismic design of mechanical and electrical equipment [S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2014. (in Chinese)
[14]Porter K, Kennedy R, Bachman R. Creating fragility functions for performance-based earthquake engineering[J]. Earthquake Spectra, 2007, 23(2): 471―489.
[15]Porter K, Kennedy R, Bachman R. Developing fragility functions for building components for ATC-58 [R]. A Report to ATC-58. Applied Technology Council,Redwood City, CA, US, 2006.
[16]FEMA 461, Interim protocols for determining seismic performance characteristics of structural and nonstructural components through laboratory testing [S].Washington, D.C. Federal Emergency Management Agency, 2007.
EXPERIMENTAL STUDY ON PROPERTIES OF ASEISMIC BRACES USED IN PIPE LINE SYSTEMS
SHANG Qing-xue1, LI Ze2,3, LIU Rui-kang1, WANG Tao1
(1. Key Laboratory of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, Institute of Engineering Mechanics, CEA, Harbin 150080, China;2. Best China Electromechanical Equipment Co, Ltd., Shenzhen 518000, China;3. National Research and Development Center for Seismic Engineering on Mechanical and Electrical Systems, Beijing 101149, China)
Abstract:Recent earthquakes have demonstrated that the damage of bracing and suspension components is the major reason to the failure of piping systems. This paper presents the results of nine sets of quasi-static tests on three types of aseismic braces by use of the load protocol provided by FM1950. The three types of braces include the steel wire brace, the beam clamp brace, and the threaded rod brace. The ultimate capacity corresponding to the limit displacement of FM1950 protocol was determined by the fragility analysis and further transformed to the response acceleration of pipe line systems. The threaded rod brace is the one having the highest bearing force among the three types of braces, and also the one most widely used. Therefore, another six sets of quasi-static test on two types of threaded rod braces respectively with 12mm and 16mm diameter hangers were further conducted following the FEMA461 protocol to investigate the size effect of the threaded rod brace. It is found that the size of hangers has little influence on the aseismic performance of threaded rod braces, while those with smaller hangers have larger deformability.
Key words:aseismic braces; pipe line system; quasi-static test; seismic fragility; seismic performance
中图分类号：TU352.1+1
文献标志码：A
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.06.S021
文章编号：1000-4750(2018)Suppl-0120-06
收稿日期：2017-06-01；修改日期：2017-11-03
基金项目：地震行业科研专项经费项目(201508023)；国家科技支撑计划课题项目(2015BAK17B02)；中国地震局创新团队发展计划项目
通讯作者：王 涛(1977―)，男，山东人，研究员，博士，主要从事结构抗震试验方法、建筑地震易损性等方面的研究(E-mail: wangtao@iem.ac.cn).
作者简介：尚庆学(1993―)，男，江苏人，博士生，主要从事功能性建筑群的地震易损性及功能可恢复性方面的研究(E-mail: qingxueshang@seu.edu.cn);
李 泽(1990―)，男，安徽人，硕士生，主要从事工程结构抗震研究(E-mail: lize@bc-seismic.com);
刘瑞康(1994―)，女，湖北人，硕士生，主要从事工程结构抗震研究(E-mail: yvette_lrk@chd.edu.cn).