薛建陽(yáng)， 馬林林， 趙 軒， 翟 磊

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 西安 710055)

中國(guó)傳統(tǒng)文化源遠(yuǎn)流長(zhǎng)，而中國(guó)古建筑作為其載體，記載了中國(guó)傳統(tǒng)文化的發(fā)展歷程。中國(guó)古建筑主要為木結(jié)構(gòu)，因木材具有易燃燒、干縮濕脹、變異性大、易腐朽和蟲(chóng)蛀等特點(diǎn)，經(jīng)過(guò)歷史的沉淀能完整保留的極少；同時(shí)砍伐樹(shù)木易造成植被破壞，因此使用現(xiàn)代材料仿制古建筑形制的仿古建筑(如圖1)應(yīng)時(shí)而生。其構(gòu)造形式獨(dú)特，而且傳力方式和抗震性能既不同于以榫卯連接為主的中國(guó)古建筑木結(jié)構(gòu)，也不同于現(xiàn)代一般建筑。仿古建筑既具有古建筑的藝術(shù)效果，又運(yùn)用了現(xiàn)代的施工工藝，是對(duì)中國(guó)傳統(tǒng)文化的繼承和發(fā)揚(yáng)，最具影響力的是張錦秋院士設(shè)計(jì)的陜西歷史博物館、三唐工程等一批代表作。

國(guó)內(nèi)已有學(xué)者對(duì)仿古建筑進(jìn)行了相關(guān)研究，薛建陽(yáng)等[1-4]分別對(duì)仿古建筑雙梁-柱節(jié)點(diǎn)和檐柱進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)研究，謝啟芳等[5]在低周反復(fù)荷載試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，分析了仿古建筑梁-柱節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理，得到了梁-柱節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力公式。然而，仿古建筑鋼-混凝土組合框架的擬動(dòng)力試驗(yàn)研究尚未有相關(guān)報(bào)道。

(a) 普陀山佛學(xué)院大雄寶殿

(b) 大唐芙蓉園紫云樓

本文通過(guò)仿古建筑鋼-混凝土組合框架的擬動(dòng)力試驗(yàn)，獲得了該種新型結(jié)構(gòu)體系在地震作用下的加速度時(shí)程曲線(xiàn)、滯回曲線(xiàn)、層間位移角等，揭示了該類(lèi)體系在地震作用下的破壞形態(tài)和耗能機(jī)制，分析了該類(lèi)體系的抗震性能，為仿古建筑的工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件制作

試件原型為沿海某景區(qū)殿堂式仿古建筑一榀框架，該區(qū)域抗震設(shè)防烈度為7度。設(shè)計(jì)了1個(gè)縮尺比為1∶2的仿古建筑鋼-混凝土組合框架試件。試件為三跨一層，兩邊跨跨度為750 mm，中跨跨度為2 500 mm，層高為1 900 mm，如圖2(a)所示。檐柱和金柱均由底部圓混凝土柱和頂部方鋼管混凝土柱組成，其中頂部方鋼管混凝土柱的錨固長(zhǎng)度為450 mm，為增加兩者間的黏結(jié)力，分別在方鋼管四周加焊栓釘。檐柱縱筋為810，箍筋為直徑為4 mm的8#鍍鋅鋼絲，非加密區(qū)為8#@200，加密區(qū)為8#@100。短柱采用Q235B級(jí)鋼，鋼材的材性指標(biāo)見(jiàn)表1。檐柱上端采用縮柱形式，便于柱頭鋼筋混凝土斗栱的施工，以此達(dá)到中國(guó)古建筑的藝術(shù)效果。三架梁、飛椽和檐椽均為鋼筋混凝土梁。為便于施加配重，同時(shí)考慮樓板對(duì)框架的約束作用，在框架頂部設(shè)有樓板。樓板厚度為60 mm，向兩側(cè)懸挑的長(zhǎng)度為900 mm，試件整體效果圖，如圖3所示。

(a) 試件尺寸及各部件名稱(chēng)

(b) 截面配筋圖

圖3 試件整體圖

1.2 加載制度

本試驗(yàn)在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。在屋蓋上施加配重塊以模擬豎向荷載，配重質(zhì)量為7 900 kg。采用擬動(dòng)力加載方式，在屋蓋大梁位置用一量程為500 kN的MTS電液伺服作動(dòng)器對(duì)結(jié)構(gòu)施加水平地震波，由計(jì)算機(jī)與作動(dòng)器聯(lián)機(jī)求解結(jié)構(gòu)的動(dòng)力方程，得到整個(gè)地震持時(shí)內(nèi)各時(shí)刻的位移反應(yīng)和恢復(fù)力[6-8]。試驗(yàn)裝置如圖4所示。

表1 鋼材材性指標(biāo)

1. 反力墻； 2. 作動(dòng)器； 3. 試件； 4. 壓梁； 5. 配重塊

試驗(yàn)加載方法依據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》進(jìn)行設(shè)計(jì)，同時(shí)結(jié)合原型的場(chǎng)地條件，綜合考慮地震波的持時(shí)、峰值加速度以及頻譜特性等因素，本次試驗(yàn)采用El Centro波、Taft波以及蘭州波，具體波形圖如圖5。試驗(yàn)加載前，首先根據(jù)模型結(jié)構(gòu)相似關(guān)系對(duì)地震波進(jìn)行時(shí)間壓縮和幅值調(diào)幅，調(diào)整后時(shí)間間隔為0.014 s，取原波中的800個(gè)點(diǎn)作為輸入波，持續(xù)時(shí)間為11.300 s。本次試驗(yàn)共設(shè)置10個(gè)加載工況，分別對(duì)應(yīng)7度多遇地震(輸入地震波的峰值加速度35 gal)、7度設(shè)防地震(100 gal)、7度罕遇地震(220 gal)以及400 gal，如表2所示。其中工況為35 gal、100 gal和220 gal時(shí)，交替輸入3種地震波。當(dāng)輸入波的加速度峰值達(dá)到400 gal時(shí)，為避免結(jié)構(gòu)累積損傷的影響，并保持加載的連續(xù)性及準(zhǔn)確描述模型結(jié)構(gòu)破壞的全過(guò)程，僅輸入EL Centro波。

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

為獲得試件各部位在不同地震波作用下鋼管和鋼筋的應(yīng)變變化規(guī)律，在梁與柱、梁與梁及柱與柱連接處黏貼若干電阻應(yīng)變片，梁和椽的箍筋加密區(qū)和非加密區(qū)箍筋相應(yīng)部位黏貼電阻應(yīng)變片，檐柱和金柱翼緣處縱筋和箍筋相應(yīng)部位布置電阻應(yīng)變片，短柱腹板處布置電阻應(yīng)變片。為得到試件位移的變化情況，沿試件高度方向布置MTS位移傳感器和電子位移計(jì)，如圖6所示。

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 蘭州波

工況地震波峰值加速度/gal地震影響1El Centro357度多遇2Taft357度多遇3蘭州357度多遇4El Centro1007度設(shè)防5Taft1007度設(shè)防6蘭州1007度設(shè)防7El Centro2207度罕遇8Taft2207度罕遇9蘭州2207度罕遇10El Centro4008度罕遇

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及主要結(jié)果

2.1 試件破壞過(guò)程

試件在不同地震波作用下其破壞過(guò)程如下：

(a) 屋架測(cè)點(diǎn)布置

(b) 框架柱測(cè)點(diǎn)布置

(c) 位移計(jì)布置

當(dāng)峰值加速度為35 gal時(shí)，試件保持完好，沒(méi)有出現(xiàn)明顯裂縫，處于彈性工作階段。即試件在峰值加速度相當(dāng)于7度多遇地震作用下處于彈性狀態(tài)。

在El Centro地震波作用下，當(dāng)峰值加速度為100 gal時(shí)，靠近檐柱和金柱底端，出現(xiàn)不同程度的多條細(xì)微水平環(huán)形裂縫，同時(shí)三架梁的兩端分別出現(xiàn)約3 cm細(xì)微水平裂縫。在峰值加速度為100 gal的Taft地震波作用下，脊瓜柱與三架梁的連接處三架梁上部產(chǎn)生約10 cm細(xì)微水平裂縫，檐椽與三架梁的節(jié)點(diǎn)處，出現(xiàn)約3 cm的細(xì)微裂縫，此時(shí)東側(cè)短柱2與穿插枋連接處穿插枋上出現(xiàn)延伸至斗栱頂?shù)呢灤┝芽p，同時(shí)原有裂縫有一定程度的延伸，寬度幾乎不變。在100 gal的蘭州波作用下，試件裂縫無(wú)明顯變化。以上工況下試件的裂縫寬度不大，且卸載后均能閉合。

在El Centro地震波作用下，當(dāng)峰值加速度為220 gal時(shí)，三架梁跨中腹部出現(xiàn)若干斜裂縫，金柱頂部混凝土產(chǎn)生斜裂縫，脊瓜柱頂部產(chǎn)生約10 cm的水平裂縫。檐椽兩端產(chǎn)生豎向裂縫，靠近金柱和檐柱底端繼續(xù)出現(xiàn)水平裂縫，原有裂縫出現(xiàn)不同程度的延伸。在220 gal的Taft波地震作用下，西側(cè)檐椽跨中產(chǎn)生若干斜裂縫。在220 gal的蘭州波地震作用下，由于在峰值加速度時(shí)其最大位移均小于前兩個(gè)工況的峰值位移，因此其裂縫基本無(wú)變化。此時(shí)試件卸載后其變形已不能完全恢復(fù)，表明試件在峰值加速度相當(dāng)于7度罕遇地震作用下，試件已進(jìn)入塑性工作階段。

(a) 金柱底端附近出現(xiàn)裂縫(b) 穿插枋出現(xiàn)裂縫

(c) 斗栱出現(xiàn)裂縫(d) 短柱1出現(xiàn)裂縫

圖7 試件破壞形態(tài)

Fig.7 Failure patterns of specimen

當(dāng)峰值加速度為400 gal時(shí)，東側(cè)檐柱頂部斗栱混凝土開(kāi)始剝落，西側(cè)短柱1腹板出現(xiàn)斜裂縫，與短柱翼緣裂縫貫通。兩側(cè)穿插枋裂縫寬度逐增大。

試件的主要破壞形態(tài)如圖7。

2.2 地震反應(yīng)主要結(jié)果

仿古建筑鋼-混凝土組合框架擬動(dòng)力試驗(yàn)的主要試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3，表中位移值和基底剪力值均取同一加載工況下正、負(fù)向最大值。隨著峰值加速度的增加，試件的最大位移和基底剪力不斷變大，且在同一加載工況作用下，兩者出現(xiàn)的時(shí)刻略有差異，但總體上具有良好的協(xié)調(diào)性。同一地震波在不同峰值加速度作用下，位移反應(yīng)峰值和基底剪力峰值的出現(xiàn)時(shí)刻存在滯后現(xiàn)象，這主要是由于試件已經(jīng)多個(gè)工況試驗(yàn)的累積損傷造成的。在相同加速度峰值不同地震波作用下，El Centro波的位移值和基底最大剪力值最大，蘭州波的位移值和基底最大剪力值最小，這主要由輸入地震波的頻譜特征與試件的自振周期決定的。試件的自振頻率由試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的最大恢復(fù)力點(diǎn)處的割線(xiàn)剛度計(jì)算所得[9]。由表3可知，試件的自振頻率隨輸入地震波峰值加速度的增加而不斷減少，表明試件的剛度是不斷退化的。

3 結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析

3.1 加速度時(shí)程曲線(xiàn)及動(dòng)力放大系數(shù)

以試件的最高點(diǎn)作為結(jié)構(gòu)的監(jiān)控點(diǎn)，其在不同地震波作用下的加速度時(shí)程曲線(xiàn)，如圖8所示。圖8(a)為峰值加速度為35 gal時(shí)，試件在地震作用下的加速度時(shí)程曲線(xiàn)，可知：在不同地震波作用下，試件加速度時(shí)程曲線(xiàn)的變化規(guī)律基本與其相對(duì)應(yīng)地震波的變化規(guī)律一致，但加速度反應(yīng)與其相對(duì)應(yīng)的地震波并不在同一時(shí)刻達(dá)到最大值。加載工況為35 gal時(shí)，El Centro波、Taft波、蘭州波的峰值加速度分別出現(xiàn)在1.513 s、2.590 s、3.514 s，而試件地震反應(yīng)加速度峰值分別出現(xiàn)在1.540 s、5.516 s、5.614 s，這主要是由在兩個(gè)對(duì)應(yīng)時(shí)刻，輸入地震波的卓越周期與試件的自振周期最為接近，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)共振使其地震反應(yīng)被放大[10]。

表3 主要試驗(yàn)結(jié)果

(a) 35 gal時(shí)結(jié)構(gòu)的加速度時(shí)程曲線(xiàn)

(b) EL Centro波作用下結(jié)構(gòu)的加速度時(shí)程曲線(xiàn)

圖8(b)為試件在El Centro地震波不同峰值加速度作用下的頂層加速度時(shí)程曲線(xiàn)。由圖可知，結(jié)構(gòu)加速度反應(yīng)隨峰值加速度的增大而增加，因大部分構(gòu)件處于彈性范圍內(nèi)，故反應(yīng)曲線(xiàn)形狀基本保持一致；但隨地震波峰值的增加，結(jié)構(gòu)局部出現(xiàn)屈服，加速度反應(yīng)峰值出現(xiàn)的時(shí)刻也有差異，其主要原因是結(jié)構(gòu)剛度的變化影響了結(jié)構(gòu)的自振周期，進(jìn)而影響了結(jié)構(gòu)加速度反應(yīng)的出現(xiàn)時(shí)間。

試件的動(dòng)力放大系數(shù)β為在地震作用下試件的最大反應(yīng)加速度與輸入地震加速度的比值，框架模型在地震作用下的動(dòng)力放大系數(shù)變化，見(jiàn)表4。由表4可知，仿古建筑鋼-混凝土組合框架的動(dòng)力放大系數(shù)隨輸入加速度的增加而減少，隨著加載的繼續(xù)進(jìn)行，結(jié)構(gòu)的裂縫逐漸延長(zhǎng)加寬，結(jié)構(gòu)的剛度不斷降低，因此試件的動(dòng)力系數(shù)迅速減少，相對(duì)于Taft波和蘭州波，結(jié)構(gòu)在El Centro波作用下試件的動(dòng)力放大系數(shù)變化最大。

表4 試件的動(dòng)力放大系數(shù)

3.2 各加載工況下峰值位移和恢復(fù)力

為考察結(jié)構(gòu)模型的位移和恢復(fù)力隨峰值加速度的變化規(guī)律，獲得了3種地震波作用下的峰值加速度-位移、峰值加速度-恢復(fù)力關(guān)系曲線(xiàn)，如圖9和圖10所示。

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 蘭州波

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 蘭州波

由圖9，10可知，在峰值加速度為35 gal和100 gal時(shí)，隨著峰值加速度的增大，位移和恢復(fù)力基本呈現(xiàn)線(xiàn)性關(guān)系，表明結(jié)構(gòu)此時(shí)處于彈性階段。當(dāng)加載至220 gal時(shí)，圖中曲線(xiàn)明顯開(kāi)始向位移軸偏移，此時(shí)結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)位移增幅比峰值加速度增幅顯著，且恢復(fù)力增加趨勢(shì)變緩，說(shuō)明結(jié)構(gòu)進(jìn)入了彈塑性狀態(tài)，這是由于試件在加載過(guò)程中的累積損傷以及其剛度退化引起的。

3.3 滯回特性

通過(guò)對(duì)該模型的擬動(dòng)力數(shù)據(jù)分析可以得到其基底剪力-位移滯回曲線(xiàn)，因篇幅有限，僅列出部分加載工況下的滯回曲線(xiàn)，如圖11所示。由圖可知，在同一加速度峰值不同地震波作用下，試件的滯回曲線(xiàn)有明顯的差異，說(shuō)明試驗(yàn)中選取的地震波頻譜對(duì)試件地震反應(yīng)影響顯著。當(dāng)峰值加速度為35 gal和100 gal時(shí)，基地剪力隨位移的增大基本呈線(xiàn)性增加，卸載后幾乎無(wú)殘余變形，此時(shí)，結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)，滯回環(huán)包圍的面積較小。在峰值加速度為220 gal和400 gal時(shí)，滯回環(huán)包圍面積明顯增加。對(duì)比試件在不同峰值加速度El Centro波作用下的滯回曲線(xiàn)，可知試件的滯回曲線(xiàn)由“弓形”變?yōu)椤胺碨形”，之后出現(xiàn)一定程度的捏縮，這是由脊瓜柱部分裂縫閉合和穿插枋與檐柱連接處縱向受力鋼筋出現(xiàn)一定程度的滑移造成的。

(a) 35 gal El Centro波

(b) 100 gal El Centro波

(c) 100 gal Taft波

(d) 100 gal蘭州波

(e) 220 gal El Centro波

(f) 400 gal El Centro波

3.4 結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與剛度

由El Centro地震波作用下的基底剪力-位移滯回曲線(xiàn)可以得到結(jié)構(gòu)骨架曲線(xiàn)，如圖12所示。骨架曲線(xiàn)可基本反映出結(jié)構(gòu)在加載過(guò)程中的強(qiáng)度變化和延性特征，可以用來(lái)定性分析結(jié)構(gòu)的抗震性能。

由圖12可知，隨著位移的增加，試件的基底剪力逐漸增大。當(dāng)位移小于6 mm時(shí)基底剪力與位移呈現(xiàn)線(xiàn)性關(guān)系，從另一方面說(shuō)明結(jié)構(gòu)處于彈性工作階段。當(dāng)位移大于6 mm，可以看出隨著位移的增大，基底剪力增加的趨勢(shì)逐漸緩和，說(shuō)明結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了損傷，逐漸進(jìn)入彈塑性狀態(tài)。當(dāng)峰值加速度為220 gal時(shí)，結(jié)構(gòu)最大位移值為16.897 mm。當(dāng)峰值加速度達(dá)到400 gal時(shí)，結(jié)構(gòu)的最大值位移值為34.250 mm，可以近似求得結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)為2.03。由圖可知，結(jié)構(gòu)的骨架曲線(xiàn)無(wú)明顯的下降趨勢(shì)，說(shuō)明加載后期結(jié)構(gòu)仍具有較高的承載力和變形能力，即仿古建筑鋼-混凝土組合框架具有較好的安全儲(chǔ)備。

圖12 試件的骨架曲線(xiàn)

加載過(guò)程中，結(jié)構(gòu)剛度的變化直接影響著整個(gè)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性，因此本文分析了結(jié)構(gòu)在不同地震作用下的剛度隨峰值加速度變化的關(guān)系曲線(xiàn)。定義結(jié)構(gòu)的剛度為各工況作用下結(jié)構(gòu)最大基底剪力處的割線(xiàn)剛度，試件的剛度隨位移變化的關(guān)系曲線(xiàn)，如圖13所示。由圖可知，試件在同一峰值加速度的不同地震波作用下，其剛度變化幅度較小，且隨峰值加速度的增大，結(jié)構(gòu)的損傷不斷累積，其剛度逐漸降低，El Centro波400gal較35 gal時(shí)，其剛度降低了66.0%，結(jié)構(gòu)剛度的退化致使其自振周期增大，而其自振頻率相應(yīng)減少(見(jiàn)表3)。

圖13 結(jié)構(gòu)剛度退化曲線(xiàn)

3.5 結(jié)構(gòu)耗能分析

試件的累積耗能能較好的評(píng)估其在不同地震波作用下的耗能性能。試件在220 gal時(shí)不同地震波作用下的累積耗能圖如圖14(a)所示，在不同工況El Centro波作用下的累積耗能圖如圖14(b)所示。

(a) 試件在220 gal時(shí)不同地震波作用下的耗能

(b) 試件在不同工況El Centro波作用下的耗能

由圖14可知，結(jié)構(gòu)在相同峰值加速度的不同地震波作用下，其耗能大小不同，由大到小依次為El Centro波、Taft波、蘭州波，這主要是由模型結(jié)構(gòu)的自振周期與El Centro波的頻譜較為接近造成的。在不同峰值加速度的El Centro波作用下，試件的累積耗能隨著峰值加速度的增大而增大。當(dāng)峰值加速度較小時(shí)，試件基本處于彈性階段，因此試件的耗能能力較低，累積耗能的增幅不顯著。當(dāng)峰值加速度為220 gal時(shí)，試件的耗能比100 gal時(shí)增大了3倍，究其原因是試件局部已處于塑性工作階段。試件的累積耗能與輸入地震波峰值加速度呈高次增長(zhǎng)關(guān)系，即隨輸入地震波峰值加速度的增大，試件的累積耗能急劇增大[11]。

3.6 層間位移角

層間位移角是反映結(jié)構(gòu)變形能力的一個(gè)重要指標(biāo)，可表示為層間位移與層高的比值，即θi=Δi/H，Δi表示框架的層間側(cè)向位移值，H為框架層間高度[12]。各加載工況下正、負(fù)向?qū)娱g位移角的較大值為結(jié)構(gòu)的層間位移角，不同加載工況下的最大層間位移和層間位移角，見(jiàn)表5。

由表5可知，隨峰值加速度的增大，試件的層間位移角逐漸增大，且試件在同一地震波各加載工況下，其層間位移角不同。當(dāng)峰值加速度為35 gal時(shí)，試件處于彈性工作階段，其層間位移角最大值為1/950，未超過(guò)GB50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定的限值1/550，即試件在7度多遇地震作用下能滿(mǎn)足“小震不壞”的設(shè)防要求。當(dāng)峰值加速度為100 gal時(shí)，試件開(kāi)始出現(xiàn)裂縫，裂縫寬度不大，且卸載后均能閉合，能夠滿(mǎn)足“中震可修”的設(shè)防要求。當(dāng)峰值加速度達(dá)到220 gal時(shí)，試件地震反應(yīng)位移增幅比地震波的峰值加速度增幅顯著，此時(shí)試件處于塑性工作階段，最大層間位移角為1/171，未超過(guò)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定的限值1/50，具有較強(qiáng)的抗倒塌能力，即試件能滿(mǎn)足“大震不倒”的設(shè)防要求。當(dāng)峰值加速度為400 gal時(shí)，試件的最大層間位移角為1/86，仍未達(dá)到彈塑性位移角限值，表明試件具有優(yōu)越的變形能力和較高的安全儲(chǔ)備。

表5 各加載工況下的層間位移角

4 結(jié) 論

(1) 仿古建筑鋼-混凝土組合框架在地震作用下的最終破壞是由金柱與穿插枋處混凝土開(kāi)裂及鋼筋屈服造成的。在7度地震作用下，試件能達(dá)到“小震不壞”、“中震可修”和“大震不倒”的3水準(zhǔn)設(shè)防目標(biāo)。

(2) 仿古建筑鋼-混凝土組合框架的加速度反應(yīng)隨地震波加速度的增加而增加，且在不同地震波作用下結(jié)構(gòu)的加速度反應(yīng)差異明顯。結(jié)構(gòu)的動(dòng)力放大系數(shù)隨地震加速度的增加呈下降趨勢(shì)。

(3) 仿古建筑鋼-混凝土組合框架的基底剪力-位移滯回曲線(xiàn)由“弓形”變?yōu)椤胺碨形”，主要是由脊瓜柱裂縫開(kāi)閉、穿插枋與檐柱連接處縱向鋼筋滑移引起試件剛度退化所造成的。

(4) 仿古建筑鋼-混凝土組合框架的累積耗能隨峰值加速度的增大而增大。不同地震波在相同的峰值加速度下，El Centro波對(duì)應(yīng)的試件耗能最大，這主要是因?yàn)樵嚰淖哉裰芷谂cEl Centro波的頻譜較為接近。