吳 宸， 笠井和彥， 蔣歡軍， 松田和浩

（1.同濟大學 土木工程防災減災全國重點實驗室，上海 200092；2.同濟大學 土木工程學院，上海 200092；3.東京工業(yè)大學 未來科技交叉研究所，東京 152-8550；4.名城大學 理工學部，名古屋 468-0073）

近年來，隨著建筑抗震技術(shù)的發(fā)展，建筑遭受地震時主體結(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)件的投資占總建設投資的75%～85%［4］，而地震中的非結(jié)構(gòu)構(gòu)件往往會出現(xiàn)嚴重破壞。1971 年的美國圣費爾南多地震、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，阻礙了震后基本通訊系統(tǒng)的恢復運行［6］。在2012 年東日本大地震中，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年我國蘆山地震中，經(jīng)過抗震加固的建筑結(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)件的正常工作對于建筑功能的保持有著重要意義。

電纜橋架是一種用于線纜敷設的典型預制非結(jié)構(gòu)構(gòu)件，由電纜托盤、支吊架和連接件組成。電纜托盤通常為鋼制或鋁制，在轉(zhuǎn)向區(qū)域的預制構(gòu)件被稱為彎通。核電站與其他工業(yè)建筑中的支吊架多采用通過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、低冗余和復雜幾何形狀等特性，在地震激勵下容易產(chǎn)生較大的響應與破壞。電纜橋架的抗震性能試驗多采用足尺試件的模擬地震振動臺試驗。針對核電站與工業(yè)建筑中的橋架系統(tǒng)的代表性試驗往往通過對不同的支架配置進行動力測試，識別電纜橋架每個方向的基頻、阻尼、振型、疲勞壽命等［10］。試驗結(jié)果表明，電纜橋架的響應表現(xiàn)出強烈的非線性，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年后國內(nèi)也進行了大量與核電站有關(guān)的設備（包括電纜橋架）的振動臺試驗。胡服全等［12］通過振動臺試驗研究了核電站鋼制電纜橋架抗震性能的影響因素。Huang等［13］通過足尺的振動臺試驗驗證國內(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普通民用建筑中的電纜橋架進行了試驗研究。Wood 等［14］通過單調(diào)加載和循環(huán)加載方式研究了2類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的連接構(gòu)件對支架力與位移特性有顯著影響。尚慶學等［15］對國內(nèi)常用的抗震支架進行擬靜力試驗，通過易損性分析將各類抗震支架的極限承載力轉(zhuǎn)化為對應的加速度指標?？傮w而言，目前國內(nèi)外對核電站的電纜橋架的抗震性能研究較多，但針對高層建筑中常用的懸掛式電纜橋架的抗震性能研究較少，同時缺少對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的懸掛式電纜橋架為研究對象，進行了2組足尺模型的模擬地震振動臺試驗。第1組試驗針對配置了3種不同類型抗震支架的電纜橋架研究不同抗震支架對抗震性能的影響；第2組試驗針對1個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 試驗概況

1.1 振動臺與加載鋼平臺

懸掛式電纜橋架試件安裝在1個加載用的鋼結(jié)構(gòu)平臺上，如圖1所示。鋼結(jié)構(gòu)平臺的X方向尺寸為12.84m，Y方向為11.64m，高度為5.40m，X方向的基本頻率為8.9Hz，Y方向為8.4Hz。由于鋼平面尺寸較大，使用同濟大學多點振動臺組中的2 個振動臺，單個振動臺臺面X方向長4m、Y方向長6m，最大載荷為30t，可實現(xiàn)最大位移±500mm，最大速率±1 000mm·s-1，最大加速度±1.5g。2 個振動臺在加載過程中保持同步運動。

圖1 鋼平臺與振動臺Fig.1 Steel platform and shaking table

1.2 試驗試件

電纜橋架由電纜托盤與支架組成，試驗中采用預制梯架式電纜托盤，主梁和次梁焊接相連，預制電纜托盤之間在現(xiàn)場采用連接件螺栓連接。電纜托盤通過支架懸掛在鋼平臺頂部下方，支架分為重力支架和抗震支架2種。重力支架只承擔電纜橋架的重力，而以一定間隔設置的抗震支架需要同時承擔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組試驗中使用相同的電纜托盤與重力支架，吊桿和支架長度為1.0m，電纜托盤寬度為1.0m，試件的重力支架的間距為2.0m。電纜托盤上放置鋼筋，模擬電纜，線荷載為106.2kg·m-1。鋼筋由尼龍扎帶固定在電纜托盤上，鋼筋底部鋪設橡膠片，以使其摩擦與電纜的實際情況相近。

第1 組試驗針對3 個安裝有不同類型抗震支架的電纜橋架試件。3種抗震支架類型分別為型鋼式、拉桿式和抗震強化式，3 個試件相互平行布置，分別稱為A類、B類和SA類。其中A類和B類的抗震支架間距為8m，總長度為12m；而SA類的抗震支架間距為6m，總長度為10m。抗震支架的細節(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，型鋼式和抗震強化式支架采用截面為75mm×75mm×6mm的角鋼。3個試件抗震支架的信息如表1所示，通過擬靜力試驗得到2個方向的抗側(cè)剛度。第2組試驗針對帶有水平彎通構(gòu)件與豎向彎通構(gòu)件的一個L 形立體電纜橋架。2 個橋架直線段根據(jù)走向命名為X向直線段和Y向直線段，X向直線段的抗震支架間距為8m，Y向直線段為6m，均采用型鋼式抗震支架，2個直線段由水平彎通相連，并在Y向橋架末端設置一個豎向彎通。

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

試件上設置有位移計和加速度計，具體布置如圖4所示。位移計安裝在鋼平臺上，通過拉線連接到電纜托盤側(cè)面，測量值為測點與鋼平臺的相對位移。加速度計固定在電纜托盤底部，測量值為測點的絕對加速度。此外，鋼平臺和振動臺上設置了部分加速度計用于記錄振動臺與鋼平臺的加速度，作為試件的輸入信息。第2組試驗在水平彎通的對角線方向共設置4個拉線式位移計，布置在水平彎通的上下方，用于測量其局部變形情況，如圖4b所示。

圖4 傳感器布置Fig.4 Arrangement of sensors

試驗中輸入了掃頻波（sweep 波）和樓面波 2 種類型的地震波，此外在試驗開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，以測量電纜橋架的動力特性變化情況。第1組試驗工況如表2所示，第2組試驗工況如表3所示，白噪聲為奇數(shù)工況，在表中省略。

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

表3 第2組試驗輸入工況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，試驗中頻率由6Hz 逐漸變?yōu)?.8Hz。由于振動臺控制的需求對掃頻波的高頻部分做了折減，頻率的變化率為-1.74。根據(jù)美國非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的振動臺試驗規(guī)范AC156［16］，掃頻波變化率絕對值小于2 時，非結(jié)構(gòu)構(gòu)件有足夠時間進入共振狀態(tài)。試驗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個高層建筑結(jié)構(gòu)模型計算得到。將上海市標準《建筑抗震設計規(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，計算得到2 個模型的樓面加速度響應，提取Benchmark 模型的第5 層及128層頂部的樓面加速度時程和層間剪切模型第30 層頂部的樓面加速度時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。由于模型的動力特性差異，各模型不同樓面的加速度峰值和頻譜特征差距較大，輸入地震波情況見圖5。

圖5 輸入地震波Fig.5 Input motions

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗損壞現(xiàn)象與基頻變化

在第1組試驗中，電纜托盤側(cè)向擺動，托盤的主次梁節(jié)點焊縫逐漸開裂、失效，次梁在主梁上滑動，最終掉落失效，這是試驗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類試件的節(jié)點最終有約30%因為斷裂而失效，左側(cè)有2 根次梁連續(xù)出現(xiàn)掉落。B類最終有約20%的主次梁節(jié)點開裂，SA類最終有約15%的節(jié)點開裂。從3個試件的最終損傷情況來看，A 類的破壞比B 類嚴重，而SA類的破壞則顯著輕于前兩者，說明SA類的抗震能力最強，A類的抗震能力最弱。第1組試驗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組試驗中，由于橋架的彎通段被加強，彎通段的損傷不明顯，橋架的損傷主要發(fā)生在直線段，主要集中在主次梁的節(jié)點上，最終約有40%的節(jié)點開裂、失效。在X向直線段上出現(xiàn)2 處連續(xù)的次梁掉落。第2組試驗為雙向輸入，有更多的加載工況，導致開裂的主次梁節(jié)點比例比第1組大。觀察預先設置的標記表明，試驗過程中電纜橋架上的螺栓未出現(xiàn)松動。第2組試驗中試件上最終的損傷區(qū)域分布如圖7b 所示。2 組試驗中均出現(xiàn)次梁的連續(xù)掉落，但電纜橋架未發(fā)生整體倒塌。

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

在白噪聲工況下，以鋼平臺頂部時程為激勵信號，通過最小二乘復指數(shù)法得到各測點的自振頻率和阻尼比。在第2 組試驗中，試驗數(shù)據(jù)表明橋架并非整體振動而是各段橋架以不同頻率振動，因此后續(xù)分析會根據(jù)抗震支架安裝位置將橋架分為2個橋架直線段和2個彎通段，分別進行分析，以各段上測點的均值作為該試件段的動力參數(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。隨著試驗進行，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 組試驗中，3 個試件在第1 個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，頻率突然開始下降且曲線斜率逐漸增加，體現(xiàn)了電纜橋架由于構(gòu)件冗余小、破壞程度會迅速增大的特點。A 類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 類的試件頻率在SHW-30 工況產(chǎn)生變化，基頻下降4.7%，同時在掃頻波-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），此工況之前抗震強化型的SA 類的試件損傷較小，此工況時主次梁節(jié)點開裂，剛度變化引起了頻率的顯著變化。3 個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 類的變化幅度最大，B 類次之。3 個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%，且與頻率類似，在特定工況后發(fā)生顯著變化。動力特性變化表明：型鋼式的A 類與拉桿式的B類相比，不但更早產(chǎn)生破壞，最終的破壞也更嚴重；抗震強化式SA類損傷最晚發(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組試驗中，X向和Y向橋架直線段的基頻為2.25 和2.99Hz，試驗后頻率分別降低了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小于直線段。X和Y向橋架直線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，這表明彎通在試驗中損傷較小。2 組試驗中樓面波工況下頻率和阻尼比變化不大，表明試驗中典型的電纜橋架模型能承受七度設防地震作用，模型在掃頻波工況出現(xiàn)破壞后，頻率和阻尼比都會顯著變化。

2.2 加速度響應

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，以掃頻波-100 工況為例，2 組試驗的加速度時程如圖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出現(xiàn)明顯放大的情況，此時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輸入波頻率的敏感性。美國非結(jié)構(gòu)試驗規(guī)范AC156［16］中提出使用掃頻波進行試件的共振頻率測試，能考慮存在電纜之間的相互摩擦以及電纜在托盤內(nèi)相對運動的實際情況，測試中加速度響應峰值對應的輸入頻率被稱為共振頻率。而基頻是在相同的較小的白噪聲工況下得到的，此時電纜間以及與電纜托盤的摩擦屬于靜摩擦，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，共振頻率會小于基頻，且與輸入的強度負相關(guān)。需要指出：在試件沒有明顯破壞、基頻沒有明顯變化的工況下，共振頻率就出現(xiàn)明顯變化，說明共振頻率的改變主要來自摩擦狀態(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)生嚴重損壞。

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較為接近。這是因為SHW-128 的反應譜在電纜橋架的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對電纜橋架的加速度響應產(chǎn)生影響。SHW-30的輸入和峰值加速度響應都明顯更大。在各加載等級的掃頻波下，不同抗震支架的橋架的峰值加速度響應差別較小，加速度峰值隨輸入增大而逐漸增大，基本隨PFA 線性變化。同時，彎通段的加速度響應峰值顯著小于直線段，水平彎通段的加速度響應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)件的加速度響應相對于樓面加速度的動力放大，放大同時受到主體結(jié)構(gòu)與非結(jié)構(gòu)構(gòu)件動力特征的影響。試驗中的AAF 表示為試件測點的最大加速度與樓面峰值加速度的比值。《建筑抗震設計規(guī)范》［19］中電纜橋架AAF 的推薦值為2.0，美國規(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AAF有顯著影響，只有樓面波激勵下的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AAF 的均值和方差能得到根據(jù)中國規(guī)范推薦值取2.0 所對應的保證率。從表中數(shù)據(jù)可知，在設防地震動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，但其他直線段橋架的保證率較低，約為60%～70%。在同一個樓面波輸入下，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

在第1 組試驗中，電纜橋架試件位移響應如圖12所示，抗震支架能限制電纜托盤的側(cè)向位移，電纜托盤側(cè)向變形整體為拋物線形，最大位移響應出現(xiàn)在跨中。各段橋架的測點側(cè)向位移響應峰值如圖13所示。對于掃頻波-200 工況，預期位移會超出位移計量程，試驗前移除了位移計，因此未測量此工況下的位移。

圖12 第1組試驗位移響應Fig.12 Displacement response of the first group test

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

結(jié)果表明，A類試件的位移響應大于B 類，且兩者抗震支架間距相同，說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 類試件的側(cè)向位移響應最小，說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。各試件側(cè)向位移響應峰值與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)向位移響應會顯著大于樓面波工況下的響應。

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組試驗中，橋架直線段的位移響應與第1組試驗中相似，而水平和豎向彎通段的位移響應遠小于直線段。此外從視頻記錄可知，兩方向的直線段在地震輸入下以不同的頻率局部振動，而非以一個頻率整體運動，水平彎通無法協(xié)調(diào)兩者的運動。在第2 組試驗中，直線段和彎通段的位移響應如圖15所示。各直線段和彎通段的側(cè)向位移響應峰值如圖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，遠小于橋架直線段的位移響應。2個彎通段的位移響應在抗震支架附近較小，說明抗震支架能有效減小彎通段的位移響應。

圖15 第2組試驗位移響應Fig.15 Displacement response of the second group test

圖16 第2組試驗側(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作為橋架相對變形的指標［20］，對于直線段橋架和豎向彎通，支架間位移角為

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

式中：δA和δB分別是在本試驗中水平彎通方向A 和方向B 的2 個位移計均值的變化量。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顯著改變橋架相對變形情況，A類試件的相對變形大于B類，說明拉桿式抗震支架的相對變形控制效果好于型鋼式抗震支架，而在SA 類試件的抗震支架配置下，橋架相對變形最小。在相同輸入下，彎通段的相對變形顯著小于直線段，損傷較輕。在SHW-30 和掃頻波輸入下X向直線段的位移角均顯著大于Y向直線段；在樓面波SHW-5 和SHW-128 輸入下，2 個方向的直線段位移角較為接近，主要原因是輸入的地震波具有不同的頻譜特征。此外，2個方向的直線段橋架的抗震支架間距不同，說明輸入地震波的頻譜特征和抗震支架間距會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

通過模擬地震振動臺試驗研究高層建筑中的電纜橋架在地震作用下的動力響應與破壞機理，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)點的開裂和失效，進而導致次梁掉落。抗震支架附近的節(jié)點最早開裂，之后裂縫逐步擴展至其他部位的主次梁節(jié)點。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防地震動輸入下破壞不顯著；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)點的強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，且安裝更為簡捷。抗震強化式抗震支架同時減小抗震支架間距并加強支架剛度，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。不同類型的抗震支架對橋架試件的位移響應和損傷情況影響較為明顯，而對加速度響應的影響相對較小。

（3）掃頻波下得到電纜橋架的共振頻率，共振頻率小于基頻，且隨著輸入地震動加速度的增大而減小。在實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)均值小于中國規(guī)范取值2，但是對應的保證率不高，實際設計中可以考慮適當提高取值。電纜橋架的加速度放大系數(shù)受輸入地震動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）對于帶彎通的電纜橋架，橋架的彎通段與直線段各自發(fā)生局部振動，彎通段的位移和加速度響應顯著低于直線段的響應，且彎通段的損傷不明顯。

作者貢獻聲明：

吳 宸：試驗設計，數(shù)據(jù)分析，撰寫初稿。

笠井和彥：項目構(gòu)思，課題指導。

蔣歡軍：項目構(gòu)思，課題指導，論文審閱與修改。

松田和浩：試驗設計，課題指導。