不同土性地基上高层隔震结构振动台试验对比研究

刘伟庆，李昌平，王曙光，杜东升，王 海

(南京工业大学 土木工程学院，南京 210009)

隔震建筑在数次大地震中都表现出了良好的抗震性能，并在理论和试验研究方面取得很大进展［1-2］。近年来，对于高层、超高层隔震结构的研究和应用也迅速展开［3-4］。现有的隔震分析理论与设计方法大多沿用刚性地基假定，没有考虑土-结构动力相互作用(Soil-Structure Interaction，SSI)的影响。但是SSI对隔震结构的影响是客观存在的。实践中，已有隔震建筑建在软弱地基和存在液化可能的场地上［2］，如日本的某计算中心大楼即位于存在液化可能的软弱场地上，1s地脉动测量显示其场地的卓越周期达到了0.8 s。一般来说，地基越软，场地的卓越周期越长，对隔震结构越不利，需要对隔震结构进行更充裕和合理的设计。并且，随着结构高度的增加，在强震发生时，地基土呈现更强的非线性变化或液化状态，问题将变的更加复杂。

Constantinou等［5］基于复特征值方法研究了SSI效应对隔震结构动力特性的影响，认为SSI效应对于高宽比较大的隔震结构影响明显，并且可能显著降低体系的阻尼比。李海岭等［6］、李忠献等［7］分别应用子结构法，分析了SSI对基础隔震体系基频和结构地震反应的影响，认为隔震结构的设计中应该考虑SSI的影响。Tsai等［8］通过对土-FPS隔震结构体系的有限元分析，认为考虑SSI后隔震结构体系的地震反应可能显著增大。我国《建筑抗震设计规范》规定，对Ⅳ类场地建造隔震建筑时须进行专门研究和专项审查。此外，到目前为止，关于考虑SSI的隔震结构地震反应的试验研究很少，远不及理论研究深入，于旭等［9］进行了均匀粉细砂地基上多层隔震结构的振动台试验，试验最大加载加速度峰值为0.15 g。

在国家自然科学基金重大研究计划的资助下，本文进行了高层隔震结构考虑SSI效应的模型振动台系列试验。试验分三个阶段进行，分别为刚性地基、均匀软土层地基、以及分层可液化地基上的模型振动台试验。作为对比，第一、二阶段相应进行了非隔震结构的模型振动台试验。第二、三阶段的模型试验照片如图1所示。本文通过三阶段试验结果的对比分析，研究不同土性地基上高层隔震结构的地震反应特性、相互作用规律以及隔震效果。

图1 模型试验照片Fig.1 Photo of test model

1 试验概况

1.1 模型设计与制作

上部结构与地基遵循相同的相似关系，同时尽量满足基底压力和隔震支座面压的相似以减轻重力失真的影响［10］。根据Bockingham π定理，选取加速度相似比为1，长度相似比为1∶25，质量相似比为1∶2 500，据此导出其他物理量的相似关系，其中，弹性模量相似比为 1∶4，时间相似比为 1∶5。

设计了平面尺寸3.0 m ×1.5 m、高度1.6 m 的剪切型土箱［11］以减小容器边界效应影响，同时控制模型结构的平面尺寸不大于土箱激振方向尺寸的1/4，以减轻模型结构与边界的相互影响。

以10～20层高层隔震建筑的基本振型周期(隔震前1.5 s左右)满足相似关系，确定采用五层钢框架模拟上部结构。模型底层高度0.65 m，其余四层每层高度0.6 m，沿模型激振方向模型宽度0.75 m，高宽比为4(隔震结构规范允许最大值)。模型上部结构和隔震层每层配重950 kg，总重约6.0 t。隔震支座采用4个直径100 mm的G4低弹性铅芯橡胶支座，橡胶层数22，橡胶和叠层钢板层厚1.5 mm，铅芯直径12 mm。试验检测四个支座平均水平刚度121 N/mm，竖向刚度48 429 N/mm，屈服力237 N。模型基础采用2×2群桩基础。试验模型布置如图2所示。

图2 模型尺寸及构件详图(单位:mm)Fig.2 Model layout and component details(unit:mm)

各阶段试验的重要区别在于模型土地基的不同，分别为刚性地基、均匀软土层地基和分层可液化地基。两土性地基模型土的土层厚度相同，均为1.4 m。第二阶段试验模型土采用均匀粉质粘土，实测土层平均剪切波速45 m/s，模拟软弱场地。第三阶段模型土采用三层分层土，上覆、下伏均为湿粉质粘土层，中间为饱和粉细砂。从上到下各土层的厚度分别为20 cm、60 cm和60 cm，模拟存在液化可能的场地。实测土层平均剪切波速约为34～49 m/s，模型土达到模拟软弱地基、液化地基的试验设计要求。

1.2 试验测点布置和加载方案

采用加速度传感器、三向力传感器、应变传感器、土压力计、孔压计等量测上部结构、隔震层、基础和地基土体的动力反应，如图3所示给出了第三阶段分层可液化地基上模型试验的测点布置。图中A和S表示加速度传感器;P表示土压力计;E表示应变传感器;W表示孔压计。

图3 试验测点布置Fig.3 Sketch of the measuring point arrangement

试验采用单向激振，选用地震波为El Centro波、Kobe波、天津波以及一条南京人工波。其中第二阶段首先进行了隔震结构模型试验，然后将隔震支座拆除并重新固定模型，进行基础固定结构模型试验，各模型试验加载工况相同，如表1所示。

表1 试验加载方案Tab.1 Test loading schedules

2 试验现象

2.1 试验宏观现象

第二阶段均匀软土层地基上的模型试验过程中，上部结构和土体部分的反应都随输入增大而增强。隔震和非隔震结构模型都没有出现明显的倾斜和不均匀沉降，试验过程均较为平稳;隔震结构模型上部结构的反应比非隔震结构模型小;隔震层的位移反应明显，且随输入加速度峰值增加而明显增大。

第三阶段分层可液化地基上隔震结构模型试验开始时土表没有积水。小震作用时，土体反应较小，土表没有出现明显的溢水点，隔震结构上部的位移反应也不大。随着输入的增大，土体、结构的地震反应增强。中震作用时，观察到基础承台的沉降和倾斜;承台周围土体开始观察到明显的冒砂冒水现象，且在输入结束后仍持续数分钟之久，从宏观上看，砂土层已经液化。试验结束后，承台有15 mm的沉降，其中不均匀沉降5 mm;地表有多处积水，其中承台顶积水约15 mm深，如图4所示。由于不均匀沉降的程度很小，隔震结构在整个试验加载过程中保持稳定。

图4 试验后承台的沉降和土表积水(分层可液化地基)Fig.4 Settlement of pile cap and surface ponding of soil

2.2 地基的液化程度

第二阶段试验模型地基没有考虑液化的影响，图5给出了第三阶段试验El Centro波不同峰值输入下砂土层中部W5测点处的孔隙水压力比时程。小震、中震输入下，孔压在达到峰值后迅速降低，但整个消散过程缓慢，在输入结束后的很长一段时间内都维持较高水平;大震输入下，孔压达到峰值后消散更缓慢。小震输入下，孔压比峰值达到0.6，土层轻微液化;中震和大震输入下，孔压比峰值分别达到0.9和1.0，明显液化，这与宏观试验现象相吻合。

图5 测点W5孔压比时程Fig.5 Pore pressure ratio time history of measuring point W5

3 体系的动力特性

各阶段试验模型体系的基本振型频率和阻尼比如表2所示，模型钢结构本身的基本振型频率为3.5 5Hz，阻尼比为 1.93%。

表2 模型体系的频率和阻尼比Tab.2 Frequency and damping ratio of the model systems

分析表中数据可得如下规律:

(1)不同性质地基上模型结构采用隔震技术后，自振频率均显著降低，而阻尼都有大幅的提高。

(2)土性地基上隔震结构的频率均小于刚性地基不考虑SSI的频率。均匀软土层地基上隔震结构体系的基本频率由刚性地基不考虑SSI的2.24Hz降低为1.88Hz，降低了 16.1%，相当于周期延长 19.1%;分层可液化地基上隔震结构模型体系的频率进一步降低，相对于刚性地基，其频率降低的幅度为18.4%，相当于周期延长了22.4%。

(3)均匀软土层地基上隔震结构体系的阻尼比由刚性地基条件下的10.24%增加到13.81%，增加了34.8%，而分层可液化地基上模型体系的阻尼比则相对刚性地基上的情况降低，但降低的幅度不大。

分析分层可液化地基上隔震结构模型体系阻尼比降低可能有两个方面的原因:一方面分层可液化地基的材料阻尼本身比均匀软土层地基的低，实测细砂土的阻尼比为4.3%，而粉质粘土的阻尼比最大可达5.6%;另一方面，分层可液化地基的土性比均匀软土层地基软，并且土层发生液化后刚度降低更多。文献［5］通过理论分析认为当上部隔震结构的高宽比(本试验模型结构高度与基础特征半径比为8)较大时，土层越软，地基的摇摆运动越大，相互作用体系的惯性力反应增加，导致体系的阻尼比降低。

应该指出，对于分层可液化地基，试验白噪声工况激振时，土体的振动孔隙水压力已经有了较大的消散，此时测得的动力特性并不能完全真实地反映土体液化时体系的动力特性。实际的振动过程中，体系的频率和阻尼比可能更低。

4 模型加速度和位移反应对比

4.1 加速度峰值放大系数

利用位于上部隔震结构、承台顶面及土体内不同高度处测点的加速度记录，得到相对于土箱底板(振动台台面)加速度的峰值放大系数。各地震波不同水准作用时的加速度峰值放大系数如图6～图8所示。图中标高0 m处为承台顶面测点，0.2 m处为隔震层测点。

图6 El Centro波作用时加速度峰值放大系数对比Fig.6 Distribution of the amplification factors of acceleration amplitude under El Centro wave

图7 Kobe波作用时加速度峰值放大系数对比Fig.7 Distribution of the amplification factors of acceleration amplitude under Kobe wave

加速度峰值放大系数的分布具有如下规律:

(1)不同输入水准作用时，均匀软土层地基对台面输入地震动基本都起放大的作用，相对于台面输入加速度，承台测点的加速度峰值放大系数均大于1;在较小地震激励时，分层可液化地基对输入地震动也可起放大作用，但放大系数小于均匀软土层地基，随输入强度的增加，土层软化，土体孔隙水压力上升，砂土层发生液化，放大系数减小，承台测点的加速度峰值放大系数明显小于1，土层转而对输入地震动起到明显的降低作用。

(2)对于上部隔震结构，分层可液化地基上各层的加速度峰值放大系数基本都小于均匀软土层地基上的情况，中震、大震作用时，差异更明显。这是由于输入强度增加，分层可液化地基土体软化程度比均匀软土层地基更加明显。

(3)在三种地基条件下，隔震结构隔震层的加速度峰值放大系数相对承台(基础)的输入加速度峰值放大系数都明显要小，并且顶层的放大系数也基本都小于基础输入加速度峰值放大系数，表明即使在软土地基或液化状态地基的情况下，隔震结构也能够发挥隔震效果，降低结构的地震反应。

图8 人工波作用时加速度峰值放大系数Fig.8 Distribution of the amplification factors of acceleration amplitude under artificial wave

表3列出了三种地基条件下模型顶层加速度相对承台(刚性地基为振动台台面)测点加速度峰值的比值。可以看出:

表3 隔震模型顶层加速度峰值与基础输入加速度峰值比Tab.3 Ratio of peak acceleration the top floor to foundation input motion of the isolated model

(1)刚性地基上的隔震结构模型顶层加速度峰值与输入加速度峰值的比值随输入加速度的增加而减小，即输入加速度越大刚性地基上的隔震效果越有效;而两种土性地基上考虑SSI后的规律则比较复杂，其中在Kobe波和天津波作用时，顶层与基础的加速度峰值比有随输入强度的增加而增大的趋势，隔震效果反而降低。由此表明，考虑SSI后，输入加速度越大，隔震层的隔震效果不一定是增加的，也可能反而是降低的，隔震效果的发挥不仅与输入的大小有关，同时与土层性质和输入地震动的类型有关。

(2)两种土性地基条件下，隔震结构模型的顶层加速度峰值与基础输入加速度峰值的比值相比刚性地基上不考虑SSI的情况并没有显著的增加或减小，由此可以认为，建造于软土地基、可液化地基上的隔震结构仍然能够有效地发挥隔震效果，从而降低结构的地震反应，提高结构安全性。

4.2 层间位移反应

图9～图11给出了不同地基条件下各地震波作用时模型上部隔震结构的层间位移对比，图中0层代表隔震层。从图中可以看出:

(1)高层隔震结构模型层间变形随输入加速度的增加而增大，刚性地基上层间变形呈现明显的中间层较大的特点，而考虑相互作用后的两土性地基上的层间位移差异明显减小，分层可液化地基的上部隔震结构层间变形已基本趋于均匀。

(2)El Centro波、人工波作用时，均匀软土层地基和刚性地基的上部隔震结构层间位移最大值都发生在中间层(第3层)，并且各输入水准下层间位移最大值大小相近，而Kobe波作用时则以均匀软土层地基上的情况明显较大。对于分层可液化地基，各地震波小震作用时，上部结构层间位移比刚性地基上的情况要大;而随输入强度的增加，土层软化、液化后对输入地震动起降低作用，上部结构层间位移趋于小于刚性地基上的情况。由此表明SSI对隔震结构层间位移的影响同样同时与输入的大小、土层性质和输入地震动类型有关。

(3)对于均匀软土层地基，当输入强度较小时，隔震层位移与刚性地基上的接近，而随输入的增强，土体软化，体系进一步变柔，由于土层的放大效应使得地震动的长周期成分进一步增强，隔震层位移显著增加并大于刚性地基上的情况。而对于分层可液化地基，由于土层对输入地震动的降低作用，隔震层的位移基本都小于刚性地基上的情况。

对于具有深厚覆盖层的软弱场地，其场地卓越周期一般较长，并且具有明显场地放大效应。基于以上的分析，当在这类场地上建造隔震结构时，需要注意合理考虑场地效应以及SSI的影响，确保满足大震作用下隔震层的位移需求。

图10 Kobe波作用时模型体系最大层间位移Fig.10 Maximum inter-storey drift under moderate Kobe wave

图11 人工波作用时模型体系最大层间位移Fig.11 Maximum inter-storey drift under moderate artificial wave

5 结论

本文通过进行土-结构动力相互作用振动台对比试验，研究了刚性地基、软弱地基、可液化地基上高层隔震结构的地震反应和隔震效果。试验再现了软弱地基对地震动的放大效应、可液化地基的实际液化现象以及液化后土层的减震作用，得到如下主要结论:

(1)土性地基上隔震结构体系的频率均小于刚性地基上不考虑SSI的频率。其中均匀软土层地基上隔震体系的频率相对刚性地基降低了16.1%，分层可液化地基上隔震体系的频率降低了18.4%。

(2)动力相互作用改变了土性地基上隔震结构体系的阻尼比，与土体的特性相关，其中使均匀软土层地基上隔震结构体系的阻尼比增加，增幅达34.8%，而使分层可液化地基上隔震结构体系的阻尼比降低，但降低幅度不大。

(3)刚性地基上输入加速度越大隔震结构的隔震效果越明显;而考虑SSI后，随输入的增强隔震结构的隔震效果可能增加也可能降低，隔震效果的发挥不仅与输入的大小有关，同时与土层性质和输入地震动的类型有关。

(4)均匀软土层地基上，由于土层的放大效应使得地震动的长周期成分增强，隔震层位移可明显大于刚性地基上的情况，对于具有深厚覆盖层的软弱场地有必要引起注意;而对于存在液化可能的地基，土体发生液化后可起减振作用，隔震层的位移可小于刚性地基上的情况。

(5)土-结构相互作用没有明显的降低隔震层对基础(承台)输入加速度的减震作用，即使在软土地基或液化状态地基的情况下，隔震结构也能够有效发挥隔震效果，提高结构的地震安全性。

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