遠場類諧和地震動下大底盤單塔樓隔震結構振動臺試驗研究

顏桂云， 方藝文， 吳應雄， 肖曉菲

(1. 福建工程學院 土木工程學院 福建省土木工程新技術與信息化重點實驗室，福州 350118；2. 福州大學 土木工程學院，福州 350116)

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(guī)則結構，在地震動作用下因其剛度突變引起塔樓底部樓層震害嚴重。目前，針對采用隔震技術改善大底盤上塔樓結構因其剛度突變引起復雜受力狀況的研究和工程應用已相繼展開，譚平等[1]研究了大底盤單塔樓隔震結構新型隔震體系與隔震減震策略，表明層間隔震能夠顯著減輕上部結構的地震反應，但下部結構地震響應減震率較小。杜永峰等[2]研究了多維地震下大底盤多塔樓隔震結構平扭耦聯(lián)響應，表明采用隔震技術可以顯著地降低地震的破壞作用并且減小塑性鉸的數(shù)量和變形。趙桂峰等[3]對大底盤多裙房基礎隔震高層建筑的主塔與裙樓層質量、層剛度及隔震層剛度等不同參數(shù)變化對整體隔震效果影響規(guī)律進行研究。鄧烜等[4]通過對一幢采用基礎隔震的大底盤多塔結構工程實例的設計方法進行探討，表明大底盤多塔隔震結構設計時應該根據(jù)各塔樓的特性進行設計，同時應選擇最優(yōu)隔震層屈服力。Dang等[5]針對不對稱的大底盤多塔樓隔震體系，探討了塔樓質量偏心率和質量比對于結構動力特性的影響。Zhao等[6]對大底盤多塔隔震結構進行彈塑性分析，表明上部結構的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。上述研究集中于普通地震動作用下大底盤上塔樓隔震結構的數(shù)值分析，缺乏相應振動臺試驗的驗證，且未考慮塔樓體型縮進比例這一因素。

遠場類諧和地震動不僅具有長持時、低頻成份豐富等特點，且地震動后期振動階段具有明顯的多個循環(huán)脈沖特性，類似諧和振動[7-8]。遠場類諧和地震動中的長周期成份對長周期隔震結構產(chǎn)生不利影響，易造成隔震支座變形過大而破壞或結構產(chǎn)生更大損傷。因此，有必要通過振動臺試驗研究與驗證大底盤上塔樓隔震結構在遠場類諧和地震動作用下的響應規(guī)律，為其在遠場類諧地震動下的設計提供參考。

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和塔樓底部，形成基礎隔震和層間隔震模型，并進行普通地震動與遠場類諧和地震動作用下振動臺試驗，研究其動力響應規(guī)律，分析塔樓體型縮進尺寸比例大小對于大底盤單塔樓結構整體動力特性的影響。

1 遠場類諧和地震動的運動特征

本文根據(jù)文獻[9-10]判別遠場長周期地震，從美國太平洋地震工程研究中心強震數(shù)據(jù)庫中分別選取集集地震(1999)的遠場長周期類諧和與遠場長周期非類諧和記錄各4條，如表1所示。同時選取3條普通遠場地震動記錄ELcentro、Taft、TCU071與1條人工波Rgbtongan。將各地震加速度峰值調(diào)為200 gal，分別獲得到地震動的加速度時程與加速度、速度、位移平均反應譜曲線，如圖1、圖2所示。

圖1為遠場長周期類諧和地震動的加速度時程曲線。表明，遠場長周期類諧和地震動CHY093、ILA004與ILA056不僅具有長周期、持時長的特點，并且這3條地震動振動后期階段具有很明顯的類簡諧特性，其中CHY093中的諧波時程加速度峰值與普通時程加速度峰值比相對較小，約為0.225，ILA004與ILA056中的諧波時程加速度峰值與普通時程加速度峰值比相對較大，分別為0.575與0.730。

表1 選用地震動信息

圖1 遠場類諧和地震動加速度時程Fig.1 Acceleration time histories of far-field harmonic-alike ground motions

圖2為地震動下結構平均反應譜曲線。由圖2(a)表明，普通地震動加速度反應譜峰值出現(xiàn)在周期為0.3～0.4 s，當周期在0.7 s左右反應譜快速下降；結構周期大于1.0 s后，遠場長周期地震動加速度反應譜明顯大于普通地震動加速度反應譜，尤其是遠場長周期類諧和地震動在4～6 s還出現(xiàn)了雙峰的現(xiàn)象。由圖2(b)表明當結構自振周期大于 0.3 s時，兩類長周期地震動的速度反應譜值均大于普通地震動；隨著結構自振周期的增大，遠場長周期類諧和地震動的速度反應譜值增長最快，速度反應譜峰值出現(xiàn)在5～6 s，最終趨于平穩(wěn)。由圖2(c)可知，在整個周期段內(nèi)，遠場長周期類諧和地震動的位移反應譜值明顯大于普通地震動與遠場長周期非類諧和地震動位移反應譜值，遠場長周期類諧和地震動的反應譜值在5.2 s之前增長較快，之后快速下降并趨于平緩。上述結果表明，遠場長周期類諧和地震動對于周期較長的隔震結構將產(chǎn)生更為不利的影響。

圖2 地震動下結構平均反應譜Fig.2 Response spectrum of structures under ground motions

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模型，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(wǎng)7 m×7 m；下部底盤2層，層高5 m，橫向3跨，縱向1跨，柱網(wǎng)7 m×7 m?？蚣苤叽?00 mm×500 mm～700 mm×700 mm，框架梁尺寸300 mm×700 mm～300 mm×800 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 模型結構設計

對結構模型進行簡化和縮尺，采用單向振動臺試驗，研究長向(X向)的地震響應和動力特性。為簡化模型，將上部塔樓6層簡化成3層，根據(jù)振動臺臺面尺寸及最大有效載荷，將試驗長度相似常數(shù)確定為1/7，表2為模型與原型結構相似關系。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(guī)隔震結構高寬比的比值，圖3為模型結構平面示意圖。根據(jù)截面剛度等效原則，將模型結構梁、柱采用角鋼，Q235B鋼材，柱子型號GB-L100×8；梁型號GB-L80×5。模型下部底盤每層澆筑200 mm厚混凝土板為配重，上部塔樓頂層澆筑200 mm厚混凝土板為配重，其余各層澆筑300 mm厚混凝土板為配重并加配重塊180 kg，結構框架自重1 350 kg，整個結構模型質量約為8 850 kg。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，安裝后的試驗模型，如圖4所示。

圖3 結構模型平面圖Fig.3 Structure model plan

長度彈性模量剛度加速度時間位移質量1/71/11/72/10.2671/71/98

隔震支座采用普通疊層橡膠支座，考慮橡膠支座力學性能的穩(wěn)定性和模型結構的總重量以及設計參數(shù)的要求，選用直徑D=100 mm的支座(LNR100)，其基本參數(shù)見表3。基礎隔震結構采用8個隔震支座LNR100(a)，分別位于框架結構底盤柱底；層間隔震結構隔震層采用4個隔震支座LNR100(b),分別位于框架塔樓柱底。組裝后的試驗模型整體結構，如圖5所示?？拐稹娱g隔震與基礎隔震結構基本周期分別為0.15 s，0.52 s與0.57 s。

圖4 三種結構模型Fig.4 Three kinds of structure model

圖5 組裝后結構模型Fig.5 Assembled structure model

支座尺寸有效直徑/mm總高/cm橡膠層厚度/cm橡膠總厚度/cm豎向剛度/(kN·m-1)水平等效剛度/(kN·m-1)LNR100(a)10042218199 800170LNR100(b)10051.12.123.115 700130

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(tǒng)，用于記錄層間位移、隔震層位移以及絕對加速度。該系統(tǒng)數(shù)據(jù)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。

選用EL-Centro波、Taft波、人工波Rgbtongan波(廈門同安波)為普通地震動，以及CHY093波、ILA004波、ILA056波為遠場類諧和地震動，將地震動時間按0.267的比例系數(shù)進行壓縮，并調(diào)整加速度峰值為0.2 m/s2輸入，進行單向(X向)輸入振動臺試驗。振動臺試驗在福州大學結構實驗室進行，試驗于2016年8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6為抗震與層間隔震試驗模型的層間位移響應。由圖表明，普通地震動Elcentro、Rgbtongan與Taft作用下層間隔震結構取得了良好的減震效果，隔震與抗震模型的隔震層上部結構最大層間位移比分別為0.281，0.286，0.265，下部結構的層間位移減小30%以上；遠場類諧和地震動CHY093，ILA004，ILA056作用下層間隔震結構也取得了較好的隔震效果，隔震與抗震結構模型隔震層上部結構最大層間位移比分別為0.463，0.607，0.557，下部結構的最大層間位移也取得了一定的減震效果。還表明，層間隔震模型塔樓的層間位移較抗震模型均有大幅度減少，各層層間位移變化均勻，整體近乎平動，抗震模型最大層間位移發(fā)生在第3層，即豎向剛度突變處。由于長周期成份與類諧和成份的影響，遠場類諧和地震動作用下抗震與層間隔震模型的層間位移反應增大為普通地震動下的2～3倍。

表4為不同類型地震動下隔震模型層間位移減震率。表明，普通地震動與遠場類諧和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32.28%～79.59%和30.47%～58.00%，但遠場類諧和地震的減震效果明顯劣于普通地震下的減震效果。

圖6 試驗模型峰值層間位移Fig.6 Peak interstory drift of test model

圖7為抗震與層間隔震試驗模型的峰值加速度反應。由圖7可知，在普通地震與遠場類諧和地震下隔震層上部塔樓結構均取得了較好的隔震效果，遠場類諧和地震動作用下抗震結構的樓層峰值加速度約為普通地震動下的峰值加速度的2倍。層間隔震模型塔樓峰值加速度響應連線近似為1條直線，各層加速度變化很小，整體近似平動，隔震層下部大底盤結構峰值加速度響應則隨樓層的增加而增大。還表明，由于層間隔震模型的底盤為抗震結構，普通地震動作用下其峰值加速度反應較抗震結構有所增大，這與有關文獻的研究結論基本一致[11]；而遠場類諧和地震動下峰值加速度反應相比抗震結構略有減小。

圖7 試驗模型峰值加速度Fig.7 Peak acceleration of test model

表5為層間隔震結構模型的樓層峰值加速度減震率。由表可得，普通地震下的隔震層下部大底盤加速度平均值放大40%～70%，上部結構加速度平均減震率在75%以上。遠場類諧和地震動作用下隔震層下部大底盤結構加速度減震效果不明顯，平均減震率為10%～20%；隔震層上部結構加速度減震率平均值處于67.11%～83.55%。由此表明，由于長周期成份與類諧和成份的影響，遠場類諧和地震動作用下隔震層上部結構加速度減震效果差于普通地震動，而隔震層下部大底盤結構取得了一定的減震效果。

表6為不同類型地震動作用下隔震層的最大變形值。由表6可知，普通地震作用下隔震層的最大變形均小于7cm，而遠場類諧和地震作用下隔震層的變形明顯增大，相比普通地震平均增大了2.76倍，其中諧波成份加速度峰值比較大的ILA004、ILA056隔震層位移達到普通地震動的3.2倍與3.4倍。表明，由于遠場類諧和地震動的長周期特性與明顯的諧波成份的影響，層間隔震結構隔震層將產(chǎn)生大的變形，易導致隔震支座破壞而致使上部結構傾覆失穩(wěn)。

表4 層間隔震模型層間位移減震率

表5 層間隔震模型加速度減震率

表6 不同類型地震動作用下隔震層最大變形

3.2 基礎隔震模型地震響應分析

圖8為抗震與基礎隔震模型相對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。由圖8可知，普通地震動與遠場類諧和地震動作用下基礎隔震結構各樓層與隔震層的相對位移均比抗震結構顯著減少，且隔震結構各樓層與隔震層的相對位移變化均勻，整體近乎平動。由于長周期成份與類諧和成份的影響，遠場類諧和地震動作用下隔震層位移相對于普通地震動放大2～4倍，因此，按普通地震動設計的隔震結構，一旦遭遇遠場類諧和地震動，易激發(fā)隔震層的變形過大，導致隔震支座破壞而使隔震層上部結構傾覆失穩(wěn)。

圖8 試驗模型相對臺面位移響應Fig.8 Peak displacement relative to table of test model

表7為基礎隔震結構模型的層間位移減震率。由表可得，普通地震動作用下塔樓各樓層的層間位移平均減震率在66.62%～74.36%，大底盤層間位移減震效果劣于塔樓各層減震效果。遠場類諧和地震動作用下塔樓各樓層的層間位移平均減震率在46.69%～54.38%，大底盤層間位移減震效果也劣于塔樓各層減震效果。還表明，由于長周期成份與類諧和成份的影響，遠場類諧地震動的層間位移減震效果劣于普通地震動下的減震效果。

表7 基礎隔震模型層間位移減震率

需特別指出，普通地震動與遠場類諧和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ILA004與ILA056的長周期與類諧和成份作用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為抗震與基礎隔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。由圖9(a)、表8可知，在普通地震動作用下基礎隔震模型各樓層加速度反應較抗震模型均顯著減小，平均減震率分別處于67.71%～79.15%，且隨樓層增加減震率逐漸增大；各樓層加速度響應連線近似為1條直線，加速度變化很小，整體近似平動。由圖9(b)、表8可知，在遠場類諧和地震動作用下，塔樓各樓層峰值加速度反應較抗震模型均顯著減小，平均減震率分別處于41.15%～66.42%，且隨樓層增加減震率逐漸增大；由于長周期成份與類諧和成份的影響，大底盤結構減震效果不明顯，甚至在諧波成份加速度峰值比較大的ILA004、ILA056作用下，大底盤底層結構峰值加速度較抗震模型反而放大；此外，各樓層加速度響應連線近似為1條直線，加速度變化比普通地震動下的變化略大，但整體仍近似平動。綜上表明，遠場類諧和地震動作用下基礎結構減震效果劣于普通地震動，且下部底盤結構甚至出現(xiàn)了加速度放大現(xiàn)象，因此，大底盤塔樓隔震結構設計應考慮長周期成份與類諧和成份對其抗震性能的不利影響。

表8 基礎隔震模型加速度減震率

圖9 試驗模型峰值加速度Fig.9 Peak acceleration of test model

表9為隔震層最大變形值，表中遠場類諧和地震動的隔震層變形平均值為普通地震動的3.3倍，其中ILA004與ILA056諧波時程加速度峰值與普通時程加速度峰值比相對較大，隔震層位最大變形值達到普通地震動下平均值的4倍。表明，由于遠場類諧和地震動的長周期與諧波成份導致隔震層發(fā)生較大變形，且諧波成份加速度峰值與普通成份加速度峰值比值越大，則對隔震層越不利。

表9 不同類型地震動作用下隔震層最大變形值

4 試驗與有限元結果對比分析

利用Midas有限元軟件建立上述大底盤單塔樓三維結構模型的抗震、層間隔震與基礎隔震結構模型，如圖10所示。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，進行地震響應時程分析，將分析結果與振動臺試驗對比，來驗證數(shù)值分析的可靠性。

圖10 有限元分析模型Fig.10 Finite element model

圖11～圖13為試驗模型與有限元模型結果對比。由圖表明，三種模型結構層間位移響應試驗值及數(shù)值結果的響應規(guī)律一致，三種模型結構對比結果吻合度高，最大誤差在12%以內(nèi)。

圖14為層間隔震隔震層位移的試驗與有限元模型結果對比，圖15為基礎隔震隔震層位移的試驗與有限元模型結果對比。由圖14和圖15可知，普通地震動與遠場類諧和地震動作用下，層間隔震與基礎隔震試驗模型隔震層位移與有限元數(shù)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(nèi)，表明數(shù)值分析的可靠性高。

圖11 抗震結構層間位移對比Fig.11 Comparison of intestory drift of aseismic structure

圖12 層間隔震層間位移對比Fig.12 Comparison of intestory drift of midstory-isolated structure

圖13 基礎隔震層間位移對比Fig.13 Comparison of intestory drift of base-isolated structure

圖14 層間隔震隔震層位移的試驗與計算值對比Fig.14 Comparison of the isolation layer drift of midstory-isolated structure under tests and calculations

圖15 基礎隔震隔震層位移的試驗與計算值對比Fig.15 Comparison of the isolation layer drift of base-isolated structure under tests and calculations

5 不同水平向縮進尺寸比例的模型數(shù)值分析

前述振動臺試驗為水平向縮進尺寸1∶3的結構模型。工程應用中，塔樓底盤水平向縮進尺寸當大于1∶3時(塔樓面積小)通常采用層間隔震，當小于1∶1.5時(塔樓面積大)采用基礎隔震，當處于1∶1.5～1∶3時，為確定大底盤塔樓選擇合理的隔震形式，進行相同條件下的不同水平向尺寸縮進模型的數(shù)值模擬，縮進尺寸分別定為1∶1.5，1∶2，1∶2.5和1∶3。利用Midas軟件進行數(shù)值模擬，分析不同塔樓縮進程度情況下這四種數(shù)值模型的整體模型動力響應，并進行對比與分析，如圖16～圖18所示。

圖16 抗震數(shù)值模型加速度放大系數(shù)對比Fig.16 Comparison of acceleration amplification coefficients of aseismic numerical models

圖17 層間隔震數(shù)值模型加速度放大系數(shù)對比Fig.17 Comparison of acceleration amplification coefficients of midstory-isolated numerical models

圖18 基礎隔震數(shù)值模型加速度放大系數(shù)對比Fig.18 Comparison of acceleration amplification coefficients of base-isolated numerical models

由圖16～18可知，縮進尺寸分別為1∶1.5，1∶2，1∶2.5和1∶3時，不同的塔樓水平向縮進尺寸比例對隔震結構振動特性并無明顯影響。圖16表明抗震模型各層的加速度放大系數(shù)隨樓層高度均呈逐漸增大趨勢，頂層較為明顯，且遠場類諧和地震動下加速度放大系數(shù)明顯大于普通地震動下的加速度放大系數(shù)。圖17表明層間隔震塔樓各層加速度放大系數(shù)近似一致，總體近乎平動，大底盤各樓層加速度相對于振動臺臺面加速度放大1～2倍。由圖18可知，普通地震下的基礎隔震結構呈現(xiàn)明顯的平動，且各樓層加速度放大系數(shù)小于1.0；遠場類諧和地震下的基礎隔震結構底盤與塔樓略微呈現(xiàn)逐漸增大趨勢，但底盤與塔樓總體近似呈現(xiàn)平動狀態(tài)。對比分析圖17～圖18可知，不同類型地震動作用下，采用層間隔震對于塔樓的減震效果優(yōu)于相應的基礎隔震減震效果，但對底盤減震效果劣于基礎隔震減震效果。

6 結 論

本文進行了不同類型地震動作用下大底盤單塔樓抗震、層間隔震與基礎隔震模型的振動臺試驗研究，得出如下結論：

(1) 由于長周期與類諧和成份不利影響，遠場類諧和地震動作用下大底盤單塔樓抗震、層間隔震與基礎隔震模型層間位移與加速度響應為普通地震動下響應的2～3倍，且隔震結構的減震性能也明顯劣于普通地震動作用下的減震性能。因此，大底盤塔樓隔震結構設計應考慮長周期與類諧和成份對其抗震性能的不利影響。

(2) 遠場類諧和地震動的長周期與諧波成份導致隔震結構模型的隔震層發(fā)生更大變形，達到普通地震動作用下隔震層變形的3～4倍，且諧波成份加速度峰值與普通成份加速度峰值比值越大，隔震層變形越大。因此，按普通地震動設計的隔震結構，一旦遭遇遠場類諧和地震動，易導致隔震支座破壞，需采取適當?shù)拇胧Ω粽饘拥淖冃芜M行控制。

(3) 塔樓底盤水平向縮進尺寸當處于1∶1.5～1∶3時，不同的塔樓水平向縮進尺寸比例對隔震結構振動特性并無明顯影響。不同類型地震動作用下，采用層間隔震對于塔樓的減震效果優(yōu)于相應的基礎隔震減震效果，但對底盤減震效果劣于基礎隔震。