A Preliminary Study on the Attenuation Characteristics of High Frequency Ground Motionin the Western Margin of Ordos
-
摘要: 以鄂尔多斯西缘地区（34°N—42°N，103°E—109°E）为研究对象，基于2007—2020年研究区域内14个强震动台站记录到的116条强震记录（1≤MS≤8），采用加速度反应谱法，通过MATLAB软件编程拟合鄂尔多斯西缘地区kappa值与震中距的线性回归关系。研究结果表明，鄂尔多斯西缘地区强震台站高频衰减参数kappa0值为0.01545～0.06560 s；等效剪切波速（VS20、VS30）与震中距存在对数关系；随着VS20、VS30的增大，kappa0值逐渐减至0。Abstract: The western margin of Ordos (N: 34°—42°; E: 103 °—109 °) as the research object, using 2007 to 2020, the research area of 14 strong motion stations recorded of the 116 strong earthquake events data(2≤MS≤8), using Anderson and Hough the classic algorithm, using MATLAB software programming to calculate the ordos west region, the linear relationship between the kappa value and the epicenter distance to calculate the ordos kappa0 earthquake stations in the western margin high frequency attenuation parameter value is between 0.01545 s to 0.06560 s. There is a logarithmic relationship between equivalent shear wave velocities (VS20, VS30) and epicenter distance.With the increase of VS20 and VS30, the kappa0 value gradually decreases to 0.
-
Key words:
- Western margin of Erdos region /
- Ground motion /
- High Frequency attenuation /
- Kappa /
- Epicentraldistance
-
引言
预制装配式剪力墙结构是当下工程领域研究的热点，其符合我国节能减排、绿色发展的需求。我国是多地震带的国家，在地震灾害影响下，剪力墙结构会遭受不同程度的倒塌破坏。目前，针对此问题，国内外学者对改善预制装配式剪力墙结构进行了较全面的研究。武藤清（1984）提出了竖缝剪力墙的概念，这种形式的墙体通过改变高宽比，提高了整体受力性能。袁新禧等（2014a，2014b）开展了带竖缝及金属阻尼器剪力墙试验研究，结果表明，金属阻尼器实现了耗能，剪力墙抗震性能延性得到提高。张建伟等（2000）提出了带双层暗支撑竖缝剪力墙，并进行了抗震研究，通过模型验证了带暗支撑竖缝剪力墙承载力、刚度、耗能能力较普通剪力墙高。Pantelides等（2003）通过FRP加固预制剪力墙垂直接缝。邓宗才等（2012）采用HFRP加固预制装配式剪力墙，并进行了试验研究，结果表明HFRP能有效延缓剪力墙刚度退化，提高延性，剪力墙耗能性能良好。张雷磊（2017）研究了CFRP加固震损型钢混凝土短肢剪力墙抗震性能，对加固前后试件承载力、刚度退化、耗能及变形性能进行分析。Antoniades等（2003）对5片破坏后高宽比为1的剪力墙进行修复，发现FRP能基本恢复剪力墙承载力，提高延性，有效抑制混凝土开裂及脱落，但耗能能力不能完全恢复。Todut等（2015）对震损预制钢筋混凝土墙板进行了修复研究，发现采用FRP加固修复后，试件承载力和初始刚度与原试件差不多，而试件刚度和能量耗散高于原试件。张远淼等（2015）对采用ECC加固修复后的震损钢筋混凝土剪力墙进行了抗震性能试验研究，结果表明，采用ECC加固后剪力墙承载力基本得到恢复，提高了剪力墙耗能能力。
本文设计3个一字形竖缝耗能预制剪力墙试件和1个现浇混凝土剪力墙对比试件，进行不同轴压比、混凝土强度等级及配筋率下的低周往复荷载试验，对比剪力墙初次拟静力试验和破坏加固后的再次拟静力试验结果，分析试件破坏形态、承载力及延性、耗能能力和刚度退化特性，评估CFRP加固有效性。
1. 试验概况
本试验共设计制作了3个一字形竖缝耗能预制剪力墙试件和1个现浇混凝土剪力墙对比试件，试件编号如表1所示，其中Y表示一字形，X表示现浇，S表示破坏后加固试件，0.1、0.3表示设计轴压比。墙肢高度为2 880 mm，竖缝宽度为250 mm，试件详细尺寸和配筋如图1所示。基于课题组已有研究成果（丁祖贤，2019；谷玉珍，2019；王宇亮等，2019），选用Q235软钢阻尼器，其屈服位移为1.75 mm，极限位移为20.2 mm，屈服荷载为55.77 kN，极限荷载为94.74 kN，阻尼器与预埋钢板通过焊接方式连接，每个试件沿竖缝由上而下布置3个阻尼器，以保证大墙肢与小墙肢的连接，阻尼器详细尺寸如图2所示。
表 1 试件设计参数Table 1. Design parameters of specimen编号 混凝土强度等级 竖缝宽度/
mm轴压比 YX-0.1 C30 — 0.1 Y-0.1/SY-0.1 C30 250 0.1 YA-0.1/SYA-0.1 C40 250 0.1 YA-0.3/SYA-0.3 C40 250 0.3 试件设计混凝土强度等级为C30、C40，钢筋均采用HRB400级，在浇筑预制剪力墙试件的同时制作3组边长100 mm的立方体混凝土标准试块，与剪力墙试件同环境下养护。混凝土和钢筋材料性能分别如表2、表3所示。
表 2 混凝土材料性能Table 2. properties of concrete materials混凝土强度等级 立方体抗压强度平均值/
MPa轴心抗压强度平均值/
MPaC30 32.8 21.94 C40 41.8 27.96 表 3 钢筋材料性能Table 3. Material properties of steel bar钢筋直径/mm 屈服应力/MPa 极限应力/MPa 强屈比$ {\text{λ }} $ 8 475 688 1.45 10 473 696 1.47 12 451 609 1.35 25 465 658 1.42 2. 加载装置及制度
2.1 加载装置
试验加载装置如图3所示，试验中轴压力采用液压千斤顶施加，采用1 000 kN MTS液压式伺服加载系统施加水平荷载，规定以向西推为正，向东拉为负。水平荷载采用位移控制加载，每级加载循环2次，加载速率为0.5 mm/s，距墙肢底部2 880 mm高度处用作动器进行加载，以剪力墙层间位移角为控制指标，《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010）（中华人民共和国住房和城乡建设部等，2010）规定了剪力墙弹塑性层间位移角限制
$ {\theta _{\text{p}}} = 1/120 $ ，对应的加载位移为24 mm，具体加载制度如表4所示。当试件破坏无法继续承受荷载或水平荷载下降到峰值荷载的85%时停止加载。表 4 加载方案Table 4. Loading scheme table编号 层间位移角 顶点位移/mm 循环次数 1 1.0/840 3.4 2 2 2.0/840 6.9 2 3 4.0/840 13.7 2 4 7.0/840 24.0 2 5 10.5/840 36.0 2 6 14.0/840 48.0 2 7 17.5/840 60.0 2 8 21.0/840 72.0 2 2.2 加固方案
利用实验室现有条件，原试件破坏主要集中在墙肢底部1 000 mm范围内，依据《混凝土结构加固设计规范》（GB 50367—2013）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2014），采用CFRP对局部区域破坏的剪力墙节点进行简单的加固处理，考察剪力墙结构功能恢复情况。具体加固方法为：首先对混凝土表层出现剥落部位予以凿除，较大面积的劣质层凿除后应用3 d抗压强度达60 MPa的高强灌浆料进行加固。对需要粘贴CFRP的位置用角磨机打磨平整，涂刷CFSR-A/B浸渍胶，并及时将CFRP粘贴于加固部位。在基础梁顶面沿墙高300 mm范围内横向布置单层宽度为300 mm的CFRP，然后距基础梁300～900 mm每隔100 mm布置单层宽度为100 mm的CFRP，如图4所示。CFRP单位面积质量为300 g/m2，厚度为0.167 mm，抗拉强度标准值为3 003 MPa，弹性模量为2.18×105 MPa，伸长率为1.52%。
2.3 测点内容与测量布置
试验主要测量内容包括水平荷载、位移与钢筋应变。在加载梁中心处、墙体中部及距基础梁顶部400 mm处由上而下分别布置位移计S、Z和X。水平荷载通过作动器内置传感器自动采集，水平位移采用 LVDT和拉绳位移传感器采集，采用电阻应变片测量钢筋应变。在试验过程中观测裂缝开展情况及破坏形态，并及时描绘裂缝。钢筋应变片布置如图5所示。
3. 试验现象及破坏形态
加固前4个试件破坏形态相近，破坏位置主要集中在墙肢底部塑性铰区域，钢筋弯曲变形，受压区混凝土被压碎。小墙肢部分以水平裂缝为主，起抗弯作用。加固后CFRP出现不同程度的鼓起或剥落现象。加固前后试件整体呈现弯剪破坏，试件破坏形态如图所示，主要分3个阶段：
（1）弹性阶段：加固前后试件无裂缝产生，荷载-位移曲线基本呈线性关系，试件无明显试验变化。
（2）屈服阶段：随着荷载的增加，裂缝不断向墙面中心扩展和延伸，产生数条“X”形交叉裂缝，现浇剪力墙由水平裂缝逐渐发展为受剪斜裂缝。试件Y-0.3轴压比增大，导致墙肢上部出现肉眼可见的竖向劈裂裂缝（图9）。试件SY-0.1、SYA-0.1、SYA-0.3底部碳纤维布发出持续不断的撕裂声，由于墙肢底部进行了灌浆加固并包裹CFRP，墙肢下部塑性铰均出现上移现象（图10）。
（3）破坏阶段：墙肢边缘裂缝上移，基础梁上表面东西侧塑性铰破坏（图6～图9），混凝土被压碎，剪力墙承载力明显下降。试件YX-0.1裂缝宽度增加，暗柱钢筋外露并发生弯曲变形。试件SY-0.1、SYA-0.1、SYA-0.3有明显的鼓起、剥落现象，中、上阻尼器弯曲单元有明显的塑性变形特征（图10）。
4. 试验结果分析
4.1 试件滞回曲线
各工况下试件荷载-位移滞回曲线如图11所示。加载初期，施加的荷载较小，试件尚未开裂，滞回环面积很小，4个试件近似呈线性关系，处于弹性阶段；随着水平位移的增加，试件水平荷载有较小幅度地提升，混凝土开裂明显，刚度退化加快，滞回环包围的面积和卸载后的残余变形逐渐增大，试件耗能能力增加；试件接近破坏时，滞回曲线斜率逐渐下降，残余变形增大。试件Y-0.1曲线饱满程度略低于试件YX-0.1，但变形能力高于试件YX-0.1，说明阻尼器屈服耗能提高了结构抗震性能。试件YA-0.1、YA-0.3滞回性能接近，试件YA-0.1加载到后期墙体发生扭转，导致承载力有所降低。试件YA-0.3加载到后期承载力有所降低，这是由于随着轴压比的增大，造成大墙肢上部出现竖向劈裂裂缝。
对比可知4个试件滞回曲线中部有一定捏缩现象，其中试件YA-0.1、SYA-0.1滞回环呈较明显的反S形，说明钢筋锚固不足，有一定滑移现象。试件SYA-0.3较试件YA-0.3滞回曲线饱满。试件Y-0.1后期加载梁发生剪切破坏，其饱满程度略低于试件SY-0.1。整体来看，4个试件滞回曲线呈反S形或弓形，各试件滞回环较饱满，表现出良好的耗能性能。
4.2 试件骨架曲线
试件骨架曲线如图12所示，由图12可知，各试件开裂前均处于弹性工作状态，骨架曲线基本呈直线；随着荷载的增加，混凝土开裂骨架曲线斜率逐渐减小，表现出明显的塑性变形特征；当加载超过最大弹塑性层间位移角（1/120）后，承载力仍呈增长趋势，此后曲线沿位移方向出现平台段，位移逐渐增加，对应荷载提升幅度较小；达极限位移后，试件承载力有所降低，此时位移角超过1/120。对比试件YX-0.1、Y-0.1可知，正向加载时，阻尼器对墙肢作用力的方向与轴压力方向相反，导致试件YX-0.1承载力高于试件Y-0.1；负向加载时，阻尼器对墙肢作用力的方向与轴压力方向相同，导致试件Y-0.1承载力高于试件YX-0.1。试件YA-0.1、YA-03开裂荷载基本相同，初始刚度相差较小。试件YA-0.3正、负向极限荷载低于试件YA-0.1，这是因为试件YA-0.3大墙肢上部过早地出现劈裂裂缝，造成承载力及刚度下降。试件YA-0.1、SYA-0.1正向加载时骨架曲线基本重合。试件YA-0.3、SYA-0.3屈服荷载和极限荷载基本相同。试件Y-0.1、SY-0.1加载前期承载力相差较小，随着位移的增加，承载力逐渐接近，后期试件Y-0.1加载梁发生剪切破坏，导致极限承载力略低于试件SY-0.1。试件SY-0.1有一段较长的平台段，说明加固后试件仍具有一定变形能力。整体来看，各试件骨架曲线较平缓，表现出良好的变形性能。
4.3 试件刚度退化曲线
试件经历了混凝土开裂、屈服及破坏过程，其刚度随着位移及循环次数的增加逐渐降低，刚度退化规律能够反映抗震性能变化过程。试件刚度退化曲线如图13所示，由图13可知，各试件负向刚度高于正向刚度，这是由于负向加载时，小墙肢受压，阻尼器屈服耗能，增大了大墙肢的作用面积。试件YA-0.1前3个加载级正向刚度略高于负向刚度，这是因为螺栓松动或作动器与加载头之间有缝隙。试件SYA-0.1整体正向刚度高于负向刚度，这可能是由于加固位置采用了高强灌浆料。对比试件YX-0.1、Y-0.1可知，正向加载时试件YX-0.1刚度高于试件Y-0.1，负向加载时试件Y-0.1刚度高于试件YX-0.1，这是因为阻尼器对墙体的作用力与轴压力方向存在差异。随着加载位移的增大，试件Y-0.1、YA-0.1、YA-0.3刚度持续退化，刚度退化在加载前期特别是达到弹塑性层间位移角限值前尤为明显。试件屈服后，刚度退化逐渐缓慢。对比试件YA-0.1、YA-0.3可知，轴压比的增大造成大墙肢上部出现劈裂裂缝，导致试件YA-0.3刚度略低于试件YA-0.1。试件SY-0.1、SYA-0.3、SYA-0.1与原试件相比，初始刚度相差较大，随着位移的增加，刚度退化较缓慢，最后趋于平缓，正、负向残余刚度相差较小，说明CFRP有效约束了裂缝的发展，可在一定程度上恢复试件刚度。
4.4 承载力与位移延性系数
试件加载过程中的荷载、位移及位移延性系数如表5所示。由表5可知，试件YX-0.1正、负向极限承载力相差较小，试件Y-0.1、YA-0.1、YA-0.3负向极限承载力分别较正向极限承载力大65%、28%、32%，试件SY-0.1、SYA-0.3负向极限承载力分别较正向极限承载力大56%、53%，这是由于试件承载力主要取决于大墙肢，在加载过程中，竖缝中阻尼器作用于墙肢，正向加载时引起大墙肢轴压比减小，使试件整体承载力降低，而负向加载时，大墙肢轴压比提高，试件整体承载力相应提高。对比试件Y-0.1、YA-0.1可知，随着混凝土强度及配筋率的提高，其承载力有较大幅度提升，但试件YA-0.1发生了扭转，其延性较低。试件YA-0.3加载后期大墙肢上部出现劈裂裂缝，其极限承载力较试件YA-0.1降低了7.5%。试件SYA-0.1负向极限承载力低于正向，这是因为试验中墙体发生扭转，对承载力有一定影响。
表 5 试件特征点荷载Table 5. Load at characteristic point of specimen试件编号 加载方向 开裂荷载/kN 开裂位移/mm 屈服荷载/kN 屈服位移/mm 峰值荷载/kN 峰值位移/mm 位移延性系数 Y-0.1 正 80.30 3.91 185.30 15.86 259.81 48.00 3.03 负 118.33 5.64 252.34 15.34 428.23 48.00 3.13 YA-0.1 正 166.81 6.74 328.07 17.36 562.58 56.34 3.25 负 132.74 6.20 338.50 18.46 720.57 52.65 2.85 YA-0.3 正 168.09 8.33 273.93 17.02 514.85 58.06 3.41 负 133.90 6.73 421.25 18.26 679.39 54.47 2.98 YX-0.1 正 177.57 7.66 216.57 19.96 363.39 58.32 2.92 负 112.61 8.18 239.70 19.61 351.63 56.52 2.88 SY-0.1 正 — — 186.38 24.94 286.96 72.24 2.90 负 — — 311.91 29.09 446.25 71.85 2.47 SYA-0.1 正 — — 311.43 21.49 528.05 38.64 1.80 负 — — 307.30 23.80 514.08 43.07 1.81 SYA-0.3 正 — — 230.27 23.27 473.45 54.31 2.33 负 — — 477.09 31.66 725.45 50.31 1.59 试件变形能力由位移延性系数表示，由表5可知，加固前除试件YA-0.1负向位移延性系数小于试件YX-0.1外，其余试件位移延性系数均大于试件YX-0.1，且位移延性系数接近或超过3，说明装配式剪力墙具有良好的变形性能。对于加固后试件，极限位移（峰值位移）为38.64～72.24 mm，最大弹塑性位移角均大于规范限值；位移延性系数为1.59～2.90，相比原试件有所较低，但部分试件仍满足规范要求。
4.5 耗能能力
根据《建筑抗震试验规程》（JGJ/T 101—2015）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2015）的规定，试件耗能能力采用滞回曲线环包围的面积衡量，通常采用等效黏滞阻尼系数表示，等效黏滞阻尼系数越大，耗能能力越强。各试件等效黏滞阻尼系数对比如表6所示，由表6可知，各试件等效黏滞阻尼系数为0.326～0.428，均＞0.3，试件Y-0.1、YA-0.1、YA-0.3、SY-0.1、SYA-0.1、SYA-0.3、YX-0.1等效黏滞阻尼系数最大值分别为0.344、0.375、0.388、0.412、0.365、0.428、0.417，表现出良好的耗能性能。由于竖缝的存在削弱了墙肢刚度，试件Y-0.1等效黏滞阻尼系数低于试件YX-0.1，耗能指标相应下降。试件YA-0.3等效黏滞阻尼系数高于试件YA-0.1，表明随着轴压比的增大，试件耗能能力逐渐增强。加固后试件较原试件等效黏滞阻尼系数大，说明CFRP能够有效恢复剪力墙耗能性能。总体来看，各试件等效黏滞阻尼系数均随着位移的增加而增大，说明随着钢筋屈服、混凝土被压碎及阻尼器耗能，试件耗能逐渐增加。
表 6 等效黏滞阻尼系数Table 6. Equivalent viscous damping coefficient加载位移/mm 试件Y-0.1 试件YA-0.1 试件YA-0.3 试件YX-0.1 试件SY-0.1 试件SYA-0.1 试件SYA-0.3 3.4 0.332 0.334 0.346 0.339 0.318 0.351 0.333 6.9 0.326 0.340 0.361 0.357 0.323 0.332 0.331 13.7 0.332 0.351 0.362 0.373 0.338 0.341 0.353 24.0 0.336 0.362 0.371 0.378 0.356 0.345 0.374 36.0 — 0.355 0.379 0.384 0.373 0.365 0.387 48.0 0.344 0.366 0.383 0.401 0.379 0.362 0.391 60.0 — 0.375 0.388 0.402 0.393 0.342 0.384 72.0 — — — 0.417 0.412 — 0.428 5. 结论
通过对一字形竖缝耗能预制剪力墙进行试验研究，对比分析加固前后剪力墙力学性能及耗能情况，得出以下结论：
（1）与现浇剪力墙相比，竖缝的存在导致预制剪力墙2个加载方向承载力及刚度下降，因此需考虑竖缝位置对试件整体工作性能的影响。
（2）4个试件滞回曲线较饱满，曲线均有不同程度地捏缩，说明钢筋锚固不足，有一定滑移现象，因此，水平缝之间应有足够的连接及锚固强度。
（3）除试件YA-0.1负向位移延性系数略低于试件YX-0.1外，其余试件位移延性系数均大于试件YX-0.1，且接近或超过3，体现了较好的延性变形能力。4个试件破坏时的极限位移角均达到了弹塑性层间位移角限值要求，满足抗震设计要求。
（4）4个试件等效黏滞阻尼系数为0.326～0.428，表现出良好的耗能能力。
（5）采用CFRP加固，可有效抑制剪力墙裂缝的发展，各试件承载力及耗能能力有一定程度的恢复，说明CFRP加固方法有效可行，部分试件仍满足抗震加固要求，需进一步研究。
-
图 1 台站分布及地质构造
Figure 1. The distribution of seismograph station and geologic structure
图 2 Anderson等（1984）经典计算方法计算的kappa值
Figure 2. Anderson&Hough's the classical method calculates k
图 3 鄂尔多斯西缘地区14个台站kappa值与震中距拟合关系
Figure 3. The fitting relationship between kappa and epicentral distance of 14 stations in the western margin of Erdos region
图 5 震级与峰值加速度PGA关系分布图
Figure 5. Distribution of earthquake magnitude and PGA(peak acceleration value）
图 6 巴彦木仁、磴口台站kappa值与震中距拟合关系
Figure 6. Fitting relationship between kappa and epicenter distance at Banyanmuren and Dengkou station
图 7 kappa0值与剪切波速VS20、VS30拟合关系曲线
Figure 7. The fitting relationship between kappa0 and shear-wave（VS20、VS30）velocity
表 1 研究区域地震台站信息
Table 1. The research area seismic station information
序号 台站名称 经度 纬度 记录器型号 场地类型 1 巴彦浩特 105.7°E 38.8°N ETNA 土层 2 巴彦木仁 106.7°E 39.9°N ETNA 土层 3 宝丰 106.3°E 39.0°N MR-2002 土层 4 磴口 106.9°E 40.3°N ETNA 土层 5 干盐池 105.3°E 36.6°N MR-2002 土层 6 公地 106.8°E 40.6°N ETNA 土层 7 吉兰泰 105.7°E 39.7°N ETNA 土层 8 临河 107.6°E 40.8°N ETNA 土层 9 灵武 106.3°E 38.1°N MR-2002 土层 10 前进农场 106.4°E 38.8°N MR-2002 土层 11 青铜峡 106.0°E 38.0°N MR-2002 基岩 12 沙海 106.9°E 40.9°N ETNA 土层 13 乌海 106.8°E 39.4°N ETNA 土层 14 西吉 105.4°E 35.5°N MR-2002 土层 
下载: 导出CSV
表 2 kappa值与震中距拟合结果
Table 2. The relationship between kappa and epicentral distance
台站名称 方向 回归方程 K0/s 拟合优度值/R2 $ {{\bar{{K}}}_{\rm{0}}}$/s VS20/m·s−1 VS30/m·s−1 巴彦浩特 N-S kappa=0.000 3R+0.0264 0.0264 0.9803 0.02530 343.05 370.2 E-W kappa=0.000 3R+0.0242 0.0242 0.9854 巴彦木仁 N-S kappa=0.000 2R+0.0363 0.0363 0.8691 0.03485 353.4 389.4 E-W kappa=0.000 2R+0.0334 0.0334 0.9280 宝丰 N-S kappa=0.000 1R+0.0687 0.0687 0.6055 0.06560 180.4 222.1 E-W kappa=0.000 1R+0.0625 0.0625 0.7876 磴口 N-S kappa=0.000 1R+0.0605 0.0605 0.8971 0.05845 231.7 261.7 E-W kappa=0.000 1R+0.0564 0.0564 0.9425 干盐池 N-S kappa=0.000 1R+0.0531 0.0531 0.7542 0.05245 317.4 357.3 E-W kappa=0.000 1R+0.0518 0.0518 0.7194 公地 N-S kappa=0.000 2R+0.0541 0.0541 0.9790 0.05450 222.7 251.2 E-W kappa=0.000 2R+0.0549 0.0549 0.9730 吉兰泰 N-S kappa=0.000 2R+0.0526 0.0526 0.8812 0.05525 327.7 335.8 E-W kappa=0.000 2R+0.0579 0.0579 0.7826 临河 N-S kappa=0.000 1R+0.0530 0.0530 0.9977 0.05175 232.3 249.7 E-W kappa=0.000 1R+0.0505 0.0505 0.9960 灵武 N-S kappa=0.000 3R+0.0449 0.0449 0.9996 0.04415 292.6 325.1 E-W kappa=0.000 3R+0.0434 0.0434 0.9957 前进农场 N-S kappa=0.000 3R+0.0637 0.0637 0.7536 0.06555 209.5 248.9 E-W kappa=0.000 3R+0.0674 0.0674 0.6815 青铜峡 N-S kappa=0.000 1R+0.0428 0.0428 0.4987 0.04315 219.0 260.0 E-W kappa=0.000 1R+0.0435 0.0435 0.6287 沙海 N-S kappa=0.000 2R+0.0489 0.0489 0.9743 0.04870 188.3 216.5 E-W kappa=0.000 2R+0.0485 0.0485 0.9710 乌海 N-S kappa=0.000 5R+0.0155 0.0155 0.7320 0.01545 352.7 390.5 E-W kappa=0.000 5R+0.0154 0.0154 0.6702 西吉 N-S kappa=0.000 1R+0.0429 0.0429 0.4713 0.04240 195.1 228.7 E-W kappa=0.000 1R+0.0419 0.0419 0.4909
下载: 导出CSV
表 3 巴彦木仁、磴口台站kappa值与震中距拟合结果
Table 3. Fitting results of kappa value and epicenter distance at Bayanmuren and Dengkou station
台站名称 方向 回归方程 K0/s 拟合优度值/R2 巴彦木仁 N-S kappa=0.000 3R+0.0275 0.0275 0.6186 E-W kappa=0.000 3R+0.0266 0.0266 0.7081 磴口 NS kappa=0.000 1R+0.0650 0.0650 0.2447 EW kappa=0.000 1R+0.0562 0.0562 0.6064
下载: 导出CSV
-
[1] 白立新, 成云辉, 张杰等, 2019. 河北永清M4.3地震北京烈度仪台网记录分析. 震灾防御技术, 14(1): 210—219. doi: 10.11899/zzfy20190120Bai L. X., Cheng Y. H., Zhang J., et al., 2019. Analysis of the recoed of Beijing seismic intensity meter network for the M 4.3 Yongqing earthquake. Technology for Earthquake Disaster Prevention, 14(1): 210—219. (in Chinese) doi: 10.11899/zzfy20190120 [2] 崔建文, 李正光, 赵云旭, 2007. 2007年宁洱6.4级地震强震动观测记录. 地震研究, 30(4): 384—388. doi: 10.3969/j.issn.1000-0666.2007.04.013Cui J. W., Li Z. G., Zhao Y. X., 2007. Strong motion observation records of the 2007 Ning’er, Yunnan, MS6.4 earthquake. Journal of Seismological Research, 30(4): 384—388. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1000-0666.2007.04.013 [3] 高祥林, 马晓静, 李晓丽, 2010. 亚洲东部“大三角”地震构造区的周边和深部动力环境. 地学前缘, 17(4): 33—42.Gao X. L., Ma X. J. Li X. L., 2010. A surrounding and deep dynamic context of the great triangle-shaped seismic region in the eastern Asia continent. Earth Science Frontiers, 17(4): 33—42. (in Chinese) [4] 李文倩, 2014. 用数字地震台网小震数据建立兰州和华北地区强地震动衰减关系. 哈尔滨: 中国地震局工程力学研究所.Li W. Q., 2014. Strong ground motion attenuation relationships for Lanzhou and North China from small earthquake records by China earthquake networks. Harbin: Institute of Engineering Mechanics, China Earthquake Administration. (in Chinese) [5] 陶正如, 陶夏新, 2015. 美国2014地震区划中采用的地震动衰减关系. 世界地震工程, 31(3): 78—84.Tao Z. R., Tao X. X., 2015. Ground motion attenuation relationships adopted in 2014 update of the US national seismic hazard maps. World Earthquake Engineering, 31(3): 78—84. (in Chinese) [6] 万永革, 2012. 数字信号处理的MATLAB实现. 2版. 北京: 科学出版社. [7] 朱百慧, 2016. 强震数据Kappa值影响因素的讨论. 哈尔滨: 中国地震局工程力学研究所.Zhu B. H., 2016. The influence factors of Kappa from strong motion records. Harbin: Institute of Engineering Mechanics, China Earthquake Administration. (in Chinese) [8] Anderson J. G., Hough S. E., 1984. A model for the shape of the Fourier amplitude spectrum of acceleration at high frequencies. Bulletin of the Seismological Society ofAmerica, 74(5): 1969—1993. [9] Anderson J. G., 1986. Implication of attenuation for studies of the earthquake source. American: Earthquake Source Mechanics. American Geophysical Union, 37: 311—318. [10] Anderson, J. G., Humphrey J. R. Jr., 1991. A least squares method for objective determination of earthquake source parameters. Seismological Research Letters, 62(3—4): 201—209. [11] Ktenidou O. J., Gélis C., Bonilla L. F., 2013. A study on the variability of Kappa (κ) in a borehole: implications of the computation process. Bulletin of the Seismological Society of America, 103(2A): 1048—1068. doi: 10.1785/0120120093 [12] Sun X. D., Tao X. X., Duan S. S., et al., 2013. Kappa (k) derived from accelerograms recorded in the 2008 Wenchuanmainshock, Sichuan, China. Journal of Asian Earth Sciences, 73: 306—316. doi: 10.1016/j.jseaes.2013.05.008 期刊类型引用(0)
其他类型引用(5)
-
下载:
点击查看大图
计量
- 文章访问数: 216
- HTML全文浏览量: 77
- PDF下载量: 8
- 被引次数: 5
