近斷層地震動作用下大底盤單塔樓隔震結構振動臺試驗研究

顏桂云 肖曉菲 吳應雄

摘要： 近斷層地震動具有長周期、短持時、高能量的速度脈沖，可能導致長周期的大底盤上塔樓隔震結構產生隔震層位移放大效應。通過振動臺試驗分析與驗證其對長周期的大底盤上塔樓隔震建筑減震性能帶來的不利影響。首先討論近斷層地震動的運動特征，然后設計一個水平向縮進尺寸比例為1∶3的大底盤單塔樓鋼框架模型，分別組裝為層間隔震、基礎隔震和抗震等三種試驗模型，以近斷層地震動與遠場地震動為激勵輸入，進行單向振動臺試驗。探討近斷層地震動長周期的速度脈沖對隔震結構層間位移、樓層加速度、隔震層變形等減震性能的影響，分析與驗證近斷層地區隔震結構采用考慮近場影響系數設計方法的適用性。結果表明：在近斷層地震動作用下大底盤單塔樓隔震結構的層間位移、樓層加速度等動力反應均明顯大于在遠場地震動作用下的相應值，增大為遠場地震動的1.5～2倍，且層間位移與樓層加速度等減震效果相比遠場地震動變差；不同隔震形式下的隔震支座變形均達到遠場地震動的1.5倍以上，近斷層地區隔震結構設計應考慮長周期速度脈沖對減震性能的不利影響。

關鍵詞： 大底盤隔震結構； 近斷層地震動； 振動臺試驗； 減震性能； 近場影響系數

中圖分類號： TU352.1 文獻標志碼： A 文章編號： 1004-4523（2018）05-0799-12

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2018.05.009

引 言

大底盤上塔樓建筑由于塔樓較底盤體型縮進，屬于豎向剛度不規則結構，歷次震害表明，因其剛度突變引起塔樓底部樓層震害嚴重[1-2]。采用隔震技術能有效改善大底盤上塔樓結構體系因其剛度突變引起的復雜受力情況，對此，國內外學者已相繼展開研究和工程應用。杜永峰等[3]采用串聯剛片系模型，對大底盤多塔樓基礎隔震、層間隔震和抗震結構的多維地震響應進行了分析。結果表明，采用隔震技術可以顯著地降低地震的破壞作用，減小結構塑性鉸的數量和塑性變形，而層間隔震對減小多塔樓結構體系的扭轉作用更為明顯。吳應雄等[4-5] 分析了大底盤上塔樓的層間隔震結構在不同縮進比例下隔震效果的影響規律，為隔震方案的選擇與隔震設計提供參考。譚平等[6]結合某實際大底盤多塔樓結構，提出了混合隔震的控制策略。結果表明，這種混合隔震體系可以有效地減小上部塔樓與下部結構的地震反應，提高大底盤多塔樓結構的抗震安全性。馬小明等[7]對8 度區某平面不規則大底盤多塔樓基礎隔震結構進行了抗震性能分析，揭示了大底盤塔樓隔震結構地震響應的相關特點，并提出了底盤隔震結構設計建議。Nishimura等[8]探討了塔樓不同參數對高層大底盤隔震體系動力特性與減震性能的影響。Zhao[9]等對大底盤多塔隔震結構進行地震作用下動力彈塑性分析，表明上部塔樓結構基本為平動，位移集中在隔震層上，且樓層的層間位移與加速度響應顯著降低。

已有研究主要集中于大底盤上塔樓隔震結構的理論分析，并未針對近斷層地震動作用下大底盤上塔樓的響應特性進行深入的討論，特別是缺乏結構模型的模擬地震動試驗驗證。目前，隔震結構的設計是利用普通周期地震動為輸入激勵，并利用近場影響系數來考慮近場效應，但近斷層地震動具有長周期速度脈沖、大的峰值加速度與高瞬時輸入能等特性，以及存在地震動頻譜特性上的差異，隔震結構的位移響應是否會超出此系數的考慮范圍，而造成隔震支座位移超限，結構失穩破壞，尚不明確。

為此，本文制作與安裝一個5層縮尺比例為1∶7的大底盤單塔樓結構模型，通過將隔震層設于大底盤底部與塔樓底部，分別形成基礎隔震與層間隔震模型，以遠場地震動與近斷層地震動為激勵輸入，進行單向振動臺試驗，考察其在近斷層地震動作用下的結構響應規律與長周期脈沖對隔震層變形的影響。

1 近斷層地震動運動特征

汶川地震（2008）、集集地震（1999）、Kobe地震（1995）等近斷層地震動表現出強地震動集中性、滑沖效應、上盤效應、方向性效應以及長周期脈沖等特點。長周期脈沖主要表現為長周期的速度和位移脈沖、大的加速度峰值，地震初始帶來很高的結構輸入能量。根據文獻[10]判別近斷層地震動，本文從美國太平洋地震工程研究中心強震數據庫中選取適合于Ⅱ類場地的Kobe（1995）與IMPVALL（1979）地震動中4條近斷層地震記錄，地震動信息如表1所示，同時選取3條普通地震動記錄El centro，Taft和Rgbtonga。將各地震加速度峰值調為200 gal，分別獲得地震動記錄的加速度、速度時程與加速度、速度、位移平均反應譜曲線，如圖1和2所示。

圖1為近斷層地震動E01640加速度與速度時程曲線。由圖可知，該地震波具有明顯的長周期速度脈沖。隔震系統雖然通過延長結構的周期，減小結構受地震動中高頻成分和高峰值加速度的破壞，但由于近斷層地震動中長周期速度脈沖的存在，其會增加隔震結構的響應，對隔震結構產生不利的影響。

圖2為近斷層地震動與遠場地震動的平均反應譜。由圖可知，近斷層地震動的加速度、速度與位移反應在長周期區間大于遠場地震的相應值，這說明在近斷層地震動作用下，長周期的隔震結構將產生更高的加速度、速度與位移反應。按照遠場地震動設計的隔震結構一旦遭遇近斷層地震動，將導致隔震結構位移與加速度反應變大，可能導致隔震層變形超過設計變形限值，致使隔震層上部結構傾覆破壞。

2 試驗概況

2.1 原型結構概況 原結構為一個擬建典型大底盤單塔樓鋼筋混凝土框架結構，建筑總高度為31 m，其中上部塔樓6層，層高3.5 m，橫向1跨，縱向1跨，柱網7 m×7 m；下部底盤2層，層高5 m，橫向3跨，縱向1跨，柱網7 m×7 m。1～2層框架柱尺寸為700 mm×700 mm，其余柱尺寸為500 mm×500 mm；1～2層框架梁尺寸為300 mm×800 mm，其余梁尺寸為300 mm×700 mm。混凝土強度等級C30-C35，樓板厚度110 mm。塔樓較底盤水平向縮進尺寸比例為1∶3，符合大底盤上塔樓結構的受力特征。

2.2 模型設計與隔震支座性能參數

對結構模型進行簡化和縮尺，采用單向（X向）振動臺試驗。考慮到振動臺臺面尺寸（4 m×4 m）及最大有效載荷（22 t）等條件，將長度相似比定為1/7。表2為模型與原型結構相似關系。

根據截面剛度等效原則，綜合考慮剛度、質量等因素，最終簡化為5層鋼框架結構模型，模型總高度4.82 m，其中底盤2層，塔樓3層。底盤長向（X向）為三跨，每跨長度均為1 m，短向（Y向）為單跨，長度為1 m，層高0.714 m；塔樓兩方向均為單跨，長度為1 m，層高1 m，最大高寬比為3，接近常規隔震結構高寬比的比值。將模型結構梁、柱采用Q235B角鋼，柱子型號GB-L100×8；梁型號GB-L80×5。模型結構的底盤與塔樓均可重復利用，分別將隔震支座置于底盤底部以及塔樓底部可得到基礎隔震結構、層間隔震結構，去除隔震支座并固接即成為抗震結構，模型立面如圖3所示。

原型基礎隔震結構與層間隔震分別采用8個與4個LNR普通橡膠隔震支座，直徑600 mm，豎向面壓小于12 MPa。模型結構考慮相似比關系、橡膠支座力學性能的穩定性、模型結構的總重量以及設計參數的要求，采用直徑為100 mm隔震支座，豎向面壓0.85～4.3 MPa，水平等效剛度（剪切應變γ=100%）分別需要為0.17和0.13 kN/mm，其基本參數如表3所示。層間隔震試驗模型分別采用4個LNR100（b），基礎隔震試驗模型采用8個LNR100（a）。組裝后的試驗模型如圖4所示。層間隔震、基礎隔震與抗震模型基本周期分別為0.52，0.57與0.15 s。

2.3 振動臺試驗

試驗模型每層（含振動臺臺面共8層）水平對稱布置2個X向加速度傳感器，共采用16個DH610型磁電式振動加速度傳感器，同時每層布置 1個NS-WY06型拉線位移傳感器。試驗采用JM5958振動臺多功能測試系統，用于記錄層間位移、隔震層位移以及絕對加速度。該系統數據采集箱共有64個通道，本次試驗共計使用24個通道，包括16個加速度傳感器通道和8個位移傳感器通道。

從美國太平洋地震工程研究中心（PEER）數據庫中選取4條近斷層地震記錄，如表1所示，同時選取3條普通地震波El centro，Taft和Rgbtonga作為振動臺模型實驗的輸入地震動。將地震動時間按0.267的比例系數進行壓縮，并調整地震動峰值加速度為0.2g，0.40g，進行單向（X向）輸入振動臺試驗，共有42組試驗工況。振動臺試驗在福州大學結構實驗室進行，試驗于2017年4月完成。

3 試驗結果分析

3.1 層間隔震模型地震響應分析 圖5為不同類型地震動與不同地震動峰值加速度下層間隔震與抗震模型峰值層間位移響應。圖6表明，在0.2g與0.4g地震動峰值加速度作用下，遠場地震動與近斷層地震動下，層間隔震結構均取得了較好的減震效果，但近斷層地震動下的減震效果差于遠場地震動。還表明，層間隔震模型塔樓層間位移變化均勻，整體近乎平動；而抗震模型最大層間位移發生在第三層，即豎向剛度突變處。由于長周期脈沖成分的影響，近斷層地震動下層間隔震與抗震模型的層間位移反應均增大為遠場地震動下的1.5～2倍。

圖6為不同類型地震動與不同地震動峰值加速度下層間隔震模型與抗震模型相對于振動臺臺面峰值位移響應。圖6表明，在遠場地震動與近斷層地震動下，隔震層上部塔樓結構位移響應連線近似為一條直線，各層位移變化很小，整體近似平動；而隔震層下部大底盤結構峰值位移響應則隨樓層的增加而增大。

圖7為不同類型地震動與不同地震動峰值加速度下層間隔震模型與抗震模型加速度響應。圖7表明，近斷層地震動作用下抗震結構的樓層峰值加速度約為遠場地震動下的峰值加速度的1.5～2倍；上部塔樓結構經隔震后，加速度減震效果明顯，且加速度反應基本呈現為整體平動。不同峰值加速度的遠場地震動下隔震層下部大底盤結構峰值加速度反應較抗震結構增大明顯，這與文獻[11]的結論基本一致，而近斷層地震動下大底盤結構峰值加速度反應相比抗震結構增大并不明顯。

表4為不同類型地震動與不同地震動峰值加速度下隔震模型層間位移減震率。表4表明，遠場地震動與近斷層地震動下層間隔震模型的層間位移反應較抗震模型均顯著減小，平均減震率分別處于21.68%～83.80%和33.03%～68.72%，同類型地震動在不同的峰值加速度下的減震效果大體相當。但由于近斷層地震動具有的脈沖運動特征，其作用下隔震結構的減震效果明顯劣于遠場地震動下的減震效果。此外，不同類型地震動與不同峰值加速度作用下，隔震層上部結構的減震效果優于隔震層下部結構。

表5為不同類型地震動與不同地震動峰值加速度下隔震模型的峰值層間加速度減震率。由表5可得，不同峰值加速度遠場地震動下大底盤結構加速度平均值放大37.23%～84.83%，隔震層上部結構加速度平均減震率在78%以上。近斷層地震動作用下大底盤結構加速度平均值放大不明顯，平均值放大2.89%～19.62%之間，隔震層上部結構加速度平均值減震率處于62.28%～78.33%。由此表明，由于近斷層地震動脈沖成分的影響，隔震層上部結構加速度減震效果劣于遠場地震動，而隔震層下部大底盤結構的加速度放大效應并不明顯。

表6為不同類型地震動下層間隔震結構隔震層的最大位變形。由表6可知，相比遠場地震動作用，近斷層地震動下隔震層的最大變形顯著增大，地震動峰值加速度為0.2g時，隔震層最大變形平均值為遠場地震動下的1.80倍；地震動峰值加速度為0.4g時，隔震層最大變形平均值為遠場地震動下的1.55倍，均超越了《建筑抗震設計規范》中采用的近場影響系數1.5。分析表明：由于近斷層地震動脈沖運動的影響，在其作用下的隔震層易產生顯著變形，超越抗震規范中近場影響系數規定范圍，規范中考慮近場影響系數的取值偏于不保守，可能導致隔震支座發生超限破壞。建議近場地區層間隔震結構設計宜采用實際的近斷層脈沖地震波記錄進行設計與分析。

3.2 基礎隔震模型地震響應分析

圖8為基礎隔震與抗震模型相對于振動臺臺面各樓層的峰值位移，圖中基礎隔震結構底部的初始位移即為隔震層的位移。圖8表明，遠場地震動與近斷層地震動作用下基礎隔震結構各樓層變形均比抗震結構顯著減少，且隨著樓層增加，隔震結構各樓層相對位移基本保持不變，整體近乎平動。由于長周期脈沖成分的影響，近斷層地震動作用下隔震層位移相對于遠場地震動放大1.5倍以上，說明抗震規范隔震結構設計中考慮近場影響系數的取值偏于不保守。因此，按遠場地震動設計的隔震結構，一旦遭遇近斷層地震動，易導致隔震支座破壞而使隔震層上部結構傾覆失穩，建議對近斷層脈沖地震動作為獨立工況進行分析。

表7為不同類型地震動與不同地震動峰值加速度作用下基礎隔震結構模型的層間位移減震率。由表可知，在0.2g與0.4g地震動峰值加速度的遠場地震動作用下塔樓各樓層的層間位移平均減震率分別為65.80%～74.99%與74.45%～79.02%之間，大底盤層間位移減震效果劣于塔樓各層減震效果。在0.2g與0.4g地震動峰值加速度的近斷層脈沖地震動作用下塔樓各樓層的層間位移平均減震率均在56.17%～67.03%之間，大底盤層間位移減震效果也劣于塔樓各層減震效果。同時表明，由于長周期脈沖成分的影響，近斷層地震動的層間位移減震效果劣于遠場地震動下的減震效果。

需特別指出，遠場地震動與近斷層地震動下大底盤頂層的層間位移基本不具減震效果，甚至在0.4g的地震動峰值加速度工況下，層間位移相比抗震結構有所放大，主要原因是由于底盤與塔樓之間的剛度突變引起樓層反應的放大。

圖9為基礎隔震與抗震模型各樓層的峰值加速度響應，表8為基礎隔震結構模型各樓層的峰值加速度減震率。圖9和表8說明：在0.2g與0.4g地震動峰值加速度的遠場地震動作用下，基礎隔震模型各樓層加速度平均減震率為67.99%～83.13%，且隨樓層增加減震率呈逐漸增大趨勢；各樓層加速度響應連線近似為一條直線，加速度變化很小，整體近似平動。在近場脈沖地震動作用下，塔樓各樓層峰值加速度反應較抗震模型均顯著減小，平均減震率為38.76%～71.76%，且隨樓層增加減震率呈逐漸增大趨勢。此外，各樓層加速度響應連線也近似為一條直線，加速度變化比遠場地震動下的變化略大，但整體仍近似平動。由于長周期脈沖成分的影響，近斷層地震動作用下基礎結構減震效果劣于普通地震動，因此，大底盤塔樓基礎隔震結構設計應考慮長周期脈沖成分對其抗震性能的不利影響。

表9為不同類型地震動下隔震層最大變形。在0.2g與0.4g地震動峰值加速度下，近斷層地震動的隔震層變形平均值分別增大為遠場地震動下的1.83倍與1.77倍，表明由于長周期脈沖成分的影響，隔震層變形顯著增大，超越抗震規范中近場影響系數取值為1.5的規定，規范中考慮近場影響系數的取值偏于不保守，可能導致隔震支座發生超限破壞。建議在近斷層地區隔震結構設計中，宜采用實際的近斷層地震波記錄考慮其長周期的脈沖特性，并對近斷層脈沖地震動作為單獨工況進行分析。

3.3 考慮近場影響系數隔震模型地震反應分析

目前隔震結構基本按照遠場地震動設計，采用近場影響系數考慮近斷層效應[12]，當隔震結構處于發震斷層10 km以內時，輸入地震波應考慮近場影響系數，5 km以內近場影響系數宜取1.5，5 km以外近場影響系數可取不小于1.25。圖10 為隔震試驗模型在遠場地震動下考慮近場影響系數2.0與近斷層脈沖地震動下的平均反應對比。由圖表明，對于層間隔震與基礎隔震模型的塔樓，考慮近場影響系數2.0的層間位移與加速度反應與近斷層脈沖地震動下的反應相接近；近斷層脈沖地震動下大底盤部分的平均層間位移約為遠場地震動下平均層間位移的1.5倍，而對于大底盤部分的加速度反應，不同隔震結構形式表現不一致。因此，現行抗震規范中近場影響系數取值1.5可能偏于不安全，不能完全考慮長周期脈沖成分的影響。

4 振動臺試驗與有限元分析對比

利用Midas/Gen建立上述大底盤單塔樓隔震結構的有限元模型，模型中梁、柱均采用空間桿系單元模擬，板采用膜單元，隔震支座采用程序自帶的橡膠隔震支座單元模擬，將分析結果與振動臺試驗對比來驗證結果可靠性。

圖11和12給出了峰值加速度為0.40g作用下層間隔震、基礎隔震模型各樓層的平均層間位移試驗與數值結果對比。由圖可知，兩種隔震模型的層間位移響應試驗值及數值結果的響應規律一致，最大誤差在12%以內，吻合度高。

圖13為層間隔震隔震層位移的試驗與計算結果對比，圖14為基礎隔震隔震層位移的試驗與計算結果對比。由圖可知，在遠場地震動與近斷層脈沖地震動作用下，層間隔震與基礎隔震試驗模型隔震層位移與有限元數值分析的結果總體吻合度較高，且隔震層峰值位移相差在10%以內，表明試驗與數值分析結果可靠性高。

5 結 論

本文進行了近斷層地震動作用下大底盤單塔樓層間隔震、基礎隔震與抗震模型的振動臺試驗研究，得出如下結論：

（1） 由于長周期脈沖成分不利影響，在近斷層地震動作用下大底盤單塔樓層間隔震與基礎隔震結構的層間位移與樓層加速度響應增大為在遠場地震動下響應的1.5～2倍，采用現行抗震規范的近場影響系數值不能完全反映長周期速度脈沖對隔震結構的不利影響，且隔震結構的減震性能也明顯劣于在遠場地震動作用下的減震性能。因此，近斷層地區的大底盤塔樓隔震結構設計應考慮長周期脈沖成份對其抗震性能的不利影響，采用近斷層脈沖地震動作為單獨工況進行分析。

（2） 在0.2g與0.4g的近斷層地震動峰值加速度作用下，由于長周期脈沖成分的不利影響，隔震層變形超越了遠場地震動作用下的1.5倍，超出當前抗震規范近場影響系數的取值規定，說明抗震規范采用的近場影響系數取值可能偏于不安全，不能完全考慮近場長周期脈沖運動對隔震結構的不利影響。按照遠場地震動設計的隔震結構，一旦遭遇近斷層脈沖強震，可能導致隔震層變形過大而失效，需采取適當的措施對隔震層變形進行控制。

本文僅進行了大底盤上塔樓隔震結構有限數量試驗研究而得出的相關結論，這是本文的不足之處，后續工作將展開進一步探討。

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