上下盘断层参数对RC框架结构地震响应研究(II：隔震)

汪大洋, 张永山, 唐承志, 韩启浩(广州大学 土木工程学院, 广州 510006)

随着20世纪90年代以来美国北岭6.6级地震、日本神户7.3级地震、土耳其伊兹米特7.8级地震、台湾集集7.6级地震、汶川8.0级地震、玉树7.1级地震以及日本福岛7级地震等系列灾难性地震的频发，获得了大量近断层强震记录资料，震害调查与研究发现，与中远场地震动相比，近断层地震动具有明显的速度脉冲和方向性效应[1-4]、显著的竖向地震动[5-7]以及上下盘效应等[8-9]，将增大近断层建筑结构的动力响应并加重震害[10]。Heaton等[11]指出当近断层脉冲地震作用在长周期的基础隔震结构时，隔震支座将产生很大的变形并有可能造成基础隔震结构的倾侧失稳。杨迪雄等[12]以8条台湾集集近震记录、4条普通近震记录、4条远震记录作为输入，对两幢安装铅芯橡胶隔震支座的钢筋混凝土框架隔震结构进行了地震反应分析，定量说明隔震结构的近震脉冲效应显著，是隔震设计不容忽视的问题。杨迪雄等[13]以18条上下盘集集地震记录作为输入，研究了一12层短肢剪力墙结构的动力响应，结果表明近断层地震动上盘效应能明显增大短周期剪力墙结构体系的地震反应。Abrahamson等[14]在研究美国北岭地震时发现，上盘地震动具有较大的加速度峰值和能量输入，且衰减缓慢，在传播过程中会放大地面运动，对结构造成不利影响。目前，研究上下盘效应多针对非隔震结构，而随着隔震和减震技术近年来的不断推广应用，有必要开展隔震结构的上下盘效应研究。作者在“上下盘断层参数对RC框架结构地震响应研究(I：非隔震)”(以下均简称“文章I”)探讨了震级、土体剪切波速、断层倾角、上界埋置深度等上下盘断层参数对四类RC框架结构动力响应的影响规律，本文将在此基础上进一步探讨其对相应隔震结构的影响。

1 隔震层设计与验算

在“文章I”中共采用4层、8层、12层和16层四种框架结构，本文同样采用该四种结构，其尺寸、材料、构件截面等参数均与上文相同，此处不再赘述，将重点放在隔震结构的设计及其合理性验证上。

1.1 隔震层方案设计

经计算，四种框架结构共设置铅芯叠层橡胶支座(LRB)和普通叠层橡胶支座(LNB)各12个，图1显示了RC4结构隔震支座的布置位置，其余结构支座布置位置同类支座均相同。同样采用有限元软件平台Etabs建立结构的三维数值模型，隔震装置选用Etabs软件自带的Isolator1单元，隔震支座的设计参数见表1。

图1 RC4结构隔震支座布置位置

1.2 隔震层设计合理性验算

1.2.1 隔震层抗风验算

隔震层的设计要求具有足够大的初始刚度，以抵抗风荷载及小震下产生的位移，即满足风荷载作用下隔震层的水平剪力标准值VWK与分项系数γw之积小于抗风装置的水平承载力设计值VRW。表2给出了四种结构的抗风验算结果，可见所设计隔震层的抗风验算满足要求。

表1 隔震支座设计参数

表2 隔震层抗风验算

1.2.2 隔震层偏心率验算

表3给出了四种结构隔震层的偏心率验算，可见结构偏心率最大为2.17%(RC4结构X方向)，满足日本规范规定的隔震层在两个主轴方向的偏心率应小于3%的要求[15]。

1.2.3 隔震支座压应力验算

在永久荷载和可变荷载的组合下，计算四种结构的隔震支座压应力如图2所示，可见均满足丙类建筑隔震支座竖向压应力15 MPa的限值要求。

表3 隔震结构偏心率的计算

图2 隔震支座压应力

2 隔震结构动力特性与水平向减震系数分析

2.1 隔震结构动力特性

表4给出了4种结构隔震和非隔震条件下周期的对比情况，可见隔震后结构固有周期显著延长(如RC4模型隔震结构第一周期为3.038 s，非隔震结构第一周期为0.691 s，前者为后者的4.39倍；RC8模型隔震结构第一周期为3.645 s，非隔震结构第一周期为1.010 s，前者为后者的3.61倍)，有效避开场地卓越周期，有利于降低上部结构的地震反应。

表4 非隔震结构及隔震结构周期比较

隔震和非隔震结构前2阶振型均以剪切变形为主，第3阶阵型为扭转变形，但隔震结构的变形主要集中在隔震层，上部结构近似平动，振型为“整体平动型”，而非隔震结构的变形由下而上逐渐放大，振型为“放大型”。

2.2 隔震结构水平向减震系数分析

水平向减震系数为隔震结构设计的重要参数之一，直接关系隔震结构设计的合理性，其取值为：对于多层建筑，为按弹性计算所得的隔震与非隔震各层层间剪力的最大比值；对于高层建筑结构，尚应计算隔震与非隔震各层倾覆力矩的最大比值，并与层间剪力的最大比值相比较，去二者的较大值。

为计算隔震结构的水平向减震系数，首先根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)要求，选取7条地震波(人工合成地震波2条：Artificial-1波、Artificial-2波，天然记录地震波5条：CHICHI波、IMPWALL波、LOMAP波、NWM波、SFERN波)。由于地震动的选用要求依据平均反应谱曲线与规范的反应谱曲线在统计意义上相符，在对应周期点上与规范反应谱曲线平均相差不大于20%，因此绘制七条地震波的反应谱曲线与规范反应谱对比图，如图3所示。可见，对应周期点上7条地震波反应谱均值与规范反应谱具有良好的吻合性。

图3 七条地震波反应谱与规范反应谱曲线对比

Fig.3 Contrast among the spectrum curves of the seven earthquake waves and the code spectrum curve

其次，基于所选取的7条地震波，对隔震和非隔震结构进行动力时程分析，进而计算隔震结构的水平向减震系数，见表5。由表5可见，四种隔震结构在七条地震动作用下的水平向减震系数最大值分别为0.115、0.128、0.152、0.300，说明所设计的4种隔震结构均具有良好的减震效果，隔震结构设计合理。

表5 隔震结构的水平向减震系数

3 断层参数对隔震结构动力响应的影响分析

基于ASK模型，拟合得到不同震级(4级～8级，间隔1级，每个震级8条地震波，合计40条)、土体剪切波速(200 mm/s～1 000 mm/s，间隔200 mm/s，每个剪切波速8条地震波，合计40条)、断层倾角(10°～90°，间隔20°，每个断层倾角8条地震波，合计40条)、上界埋置深度(0 km～12 km，间隔3 km，每个埋置深度8条地震波，合计40条)下的上盘和下盘各80条地震动，持时均为40 s，时间间隔0.02 s。拟合过程同“文章I”。

3.1 震级

图4显示了不同震级条件下四种隔震结构的水平向减震系数和隔震层位移与场地距离之间的关系曲线。可见，四种隔震结构的水平向减震系数和隔震层位移均随震级和结构高度的增加而不断增大，说明隔震效果随着震级和结构高度的增加而不断降低，如图4(d)中场地距离-10 km条件下隔震结构在6、7、8级地震下的水平向减震系数分别为0.325/0.381和0.428。其原因在于震级越大，输入结构的能量也越大，结构动力响应也随之增大；结构越高，结构由平动剪切变形逐渐向弯剪变形过度，动力响应随之增大，因而隔震效果逐渐减弱。

下盘地震动条件下结构的水平向减震系数和隔震层位移均高于上盘地震动，表明相同条件下隔震对上盘地震动的控制效果优于下盘地震动，如图4(f)中7级地震下场地距离为-40 km和40 km时隔震层位移分别为309 mm和201 mm、相应图4(b)中水平向减震系数分别为0.192和0.153。其原因在于相同条件下高频部分的上盘效应显著，而下盘效应偏于低频部分，显然上盘地震动的卓越周期小于下盘地震动，与隔震结构第一周期的差值相对下盘地震动较大，因而隔震效果更为明显。

(a) RC4

(b) RC8

(c) RC12

(d) RC16

(e) RC4

(f) RC8

(g) RC12

(h) RC16

在不同场地距离条件下，下盘地震动对结构水平向减震系数和隔震层位移的影响程度不大，如图4(g)中7级地震下盘场地距离从-40 km变化到-10 km时，隔震层位移依次为385 mm、386 mm、388 mm和392 mm；然而，上盘地震动下，结构水平向减震系数随场地距离增大呈现先减小后增大的“下凹型”变化趋势，且该趋势随结构高度而不断增大，如图4(d)所示。

3.2 土体剪切波速

图5显示了不同土体剪切波速条件下四种隔震结构的水平向减震系数和隔震层位移与场地距离之间的关系曲线。可见不同工况下，结构水平向减震系数和隔震层位移均随着土体剪切波速的增大有一定程度的降低、但降低程度不大，说明相同条件下土体剪切波速越大隔震效果越好，其原因在于土体剪切波速越大，土体越坚硬[16]，相同条件下结构在硬质场地的隔震效果显然优于软弱场地。如图5(b)中场地距离30 km、土体剪切波速从200 m/s增大到1 000 m/s时，结构水平向减震系数依次为0.27、0.24、0.22、0.21、0.19，图5(f)中相应隔震层位移依次为145 mm、125 mm、114 mm、105 mm、102 mm。同时，亦可发现在相同剪切波速条件下，结构隔震效果随高度的增高而逐渐减弱。

下盘地震动作用下结构水平向减震系数和隔震层位移均随着场地距离(绝对值)的增大而增大，即在土体剪切波速一定时下盘场地距离越大隔震效果越差，如图5(d)中土体剪切波速400 m/s、场地距离从-10 km变化到-40 km时，结构水平向减震系数依次为0.39、0.35、0.33、0.31，图5(f)中相应隔震层位移依次为348 mm、330 mm、323 mm、317 mm。上盘地震动结构水平向减震系数和隔震层位移与场地距离的变化关系亦呈现先减小后增大的“下凹型”变化趋势，且该趋势随结构高度而不断增大，如图5(d)所示，说明上盘地震动在场地距离为20 km和30 km条件下更有利于隔震装置发挥减震效果。

(a) RC4

(b) RC8

(c) RC12

(d) RC16

(e) RC4

(f) RC8

(g) RC12

(h) RC16

3.3 断层倾角

图6显示了不同断层倾角条件下四种隔震结构的水平向减震系数和隔震层位移与场地距离之间的关系曲线。通过“文章I”的分析中发现，断层倾角对下盘地震动的PGA没有影响，因而下盘地震动条件下断层倾角对结构水平向减震系数和隔震层位移没有影响，在-40 km～-10 km范围内四个框架结构的水平向减震系数和隔震层位移与场地距离之间的变化曲线基本为一条直线，但二者均随着结构高度增高而不断增大，表明在结构参数一定时下盘断层倾角不会影响隔震结构的减震效果，但结构高度增大时，隔震效果趋于下降。

上盘地震动条件下，结构水平向减震系数和隔震层位移均随断层倾角和结构高度的增大而不断增大。随着断层倾角的增加，结构水平向减震系数和隔震层位移与上盘场地距离之间的关系曲线从先降后升逐渐变为一条直线，即当断层倾角达到90°时上盘场地距离对结构水平向减震系数和隔震层位移已基本没有影响，其原因在于随着断层倾角的增加，地震动竖向效应逐渐加重，当断层倾角接近90°时，竖向效应最为明显[17]，因而结构水平隔震效果逐渐减弱。同时，当断层倾角接近90°时，基本不存在上下盘效应[18]，因而可以发现断层倾角为90°时隔震结构的水平向减震系数和隔震层位移随场地距离基本保持为一条直线。

3.4 上界埋置深度

图7显示了不同上界埋置深度条件下四种隔震结构的水平向减震系数和隔震层位移与场地距离之间的关系曲线。可见，上界埋置深度对隔震结构动力响应的影响趋势与断层倾角类似。下盘地震动条件下，上界埋置深度对结构水平向减震系数和隔震层位移无影响，随场地距离基本保持不变，其原因在于上界埋置深度对下盘地震动PGA的影响较小。上盘地震动条件下，水平向减震系数和隔震层位移随上界埋置深度的增大而不断增大，当场地距离达到9 km以上时，隔震效果最差，其原因在于：当场地距离在0～9 km范围内时，结构上下盘效应显著，地震动高频成分多，卓越周期小，进而结构隔震效果好；当场地距离超过9 km时，上下盘效应随上界埋置深度增大逐渐趋于1.0(见“文章I”)，即不存在上下盘效应，因为可以发现上界埋置深度达到12 km时隔震结构的水平向减震系数和隔震层位移随场地距离基本保持为一条直线。

(c) RC12

(d) RC16

(e) RC4

(f) RC8

(g) RC12

(h) RC16

(a) RC4

(b) RC8

(c) RC12

(d) RC16

(e) RC4

(f) RC8

(g) RC12

(h) RC16

4 结 论

针对不同高度的四种隔震框架结构，探讨了上下盘断层参数对其动力响应的影响规律，研究结果表明：

(1) 在震级、土体剪切波速、断层倾角和上界埋置深度四种断层参数条件下，下盘地震动对隔震结构的影响要大于上盘地震动，结构水平向减震系数和隔震层位移均较大，说明结构参数一定时上盘断层参数下的隔震控制效果优于下盘。

(2) 下盘-40～-10 km场地范围内，隔震结构在同一震级、土体剪切波速、断层倾角和上界埋置深度四种断层参数时的动力响应基本保持不变，水平向减震系数和隔震层位移与场地距离之间的关系曲线接近直线；上盘10～40 km场地范围内，隔震结构在同一震级、土体剪切波速、断层倾角和上界埋置深度四种断层参数时的动力响应均呈现“下凹型”变化趋势，以20 km～30 km场地范围内结构的隔震效果最优。

(3) 下盘地震动作用下，隔震结构的控制效果随震级的增大而减小、随土体剪切波速的增大而增大、随断层倾角和上界埋置深度的增大基本保持不变；上盘地震动作用下，隔震结构的控制效果随震级、断层倾角和上界埋置深度的增大而减小，随土体剪切波速的增大而增大。

(4) 在上下盘断层参数相同的条件下，结构隔震控制效果均随结构高度的增大而不断降低。

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