远场类谐和地震动下大底盘单塔楼隔震结构振动台试验研究

颜桂云， 方艺文， 吴应雄， 肖晓菲

(1. 福建工程学院 土木工程学院 福建省土木工程新技术与信息化重点实验室，福州 350118；2. 福州大学 土木工程学院，福州 350116)

大底盘上塔楼建筑由于塔楼较底盘体型缩进，属于竖向刚度不规则结构，在地震动作用下因其刚度突变引起塔楼底部楼层震害严重。目前，针对采用隔震技术改善大底盘上塔楼结构因其刚度突变引起复杂受力状况的研究和工程应用已相继展开，谭平等[1]研究了大底盘单塔楼隔震结构新型隔震体系与隔震减震策略，表明层间隔震能够显著减轻上部结构的地震反应，但下部结构地震响应减震率较小。杜永峰等[2]研究了多维地震下大底盘多塔楼隔震结构平扭耦联响应，表明采用隔震技术可以显著地降低地震的破坏作用并且减小塑性铰的数量和变形。赵桂峰等[3]对大底盘多裙房基础隔震高层建筑的主塔与裙楼层质量、层刚度及隔震层刚度等不同参数变化对整体隔震效果影响规律进行研究。邓烜等[4]通过对一幢采用基础隔震的大底盘多塔结构工程实例的设计方法进行探讨，表明大底盘多塔隔震结构设计时应该根据各塔楼的特性进行设计，同时应选择最优隔震层屈服力。Dang等[5]针对不对称的大底盘多塔楼隔震体系，探讨了塔楼质量偏心率和质量比对于结构动力特性的影响。Zhao等[6]对大底盘多塔隔震结构进行弹塑性分析，表明上部结构的位移集中在隔震层上，且楼层的层间位移与加速度响应显著降低。上述研究集中于普通地震动作用下大底盘上塔楼隔震结构的数值分析，缺乏相应振动台试验的验证，且未考虑塔楼体型缩进比例这一因素。

远场类谐和地震动不仅具有长持时、低频成份丰富等特点，且地震动后期振动阶段具有明显的多个循环脉冲特性，类似谐和振动[7-8]。远场类谐和地震动中的长周期成份对长周期隔震结构产生不利影响，易造成隔震支座变形过大而破坏或结构产生更大损伤。因此，有必要通过振动台试验研究与验证大底盘上塔楼隔震结构在远场类谐和地震动作用下的响应规律，为其在远场类谐地震动下的设计提供参考。

为此，本文制作与安装一个5层缩尺比例为1∶7的大底盘单塔楼结构模型，通过将隔震层设于大底盘底部和塔楼底部，形成基础隔震和层间隔震模型，并进行普通地震动与远场类谐和地震动作用下振动台试验，研究其动力响应规律，分析塔楼体型缩进尺寸比例大小对于大底盘单塔楼结构整体动力特性的影响。

1 远场类谐和地震动的运动特征

本文根据文献[9-10]判别远场长周期地震，从美国太平洋地震工程研究中心强震数据库中分别选取集集地震(1999)的远场长周期类谐和与远场长周期非类谐和记录各4条，如表1所示。同时选取3条普通远场地震动记录ELcentro、Taft、TCU071与1条人工波Rgbtongan。将各地震加速度峰值调为200 gal，分别获得到地震动的加速度时程与加速度、速度、位移平均反应谱曲线，如图1、图2所示。

图1为远场长周期类谐和地震动的加速度时程曲线。表明，远场长周期类谐和地震动CHY093、ILA004与ILA056不仅具有长周期、持时长的特点，并且这3条地震动振动后期阶段具有很明显的类简谐特性，其中CHY093中的谐波时程加速度峰值与普通时程加速度峰值比相对较小，约为0.225，ILA004与ILA056中的谐波时程加速度峰值与普通时程加速度峰值比相对较大，分别为0.575与0.730。

表1 选用地震动信息

图1 远场类谐和地震动加速度时程Fig.1 Acceleration time histories of far-field harmonic-alike ground motions

图2为地震动下结构平均反应谱曲线。由图2(a)表明，普通地震动加速度反应谱峰值出现在周期为0.3～0.4 s，当周期在0.7 s左右反应谱快速下降；结构周期大于1.0 s后，远场长周期地震动加速度反应谱明显大于普通地震动加速度反应谱，尤其是远场长周期类谐和地震动在4～6 s还出现了双峰的现象。由图2(b)表明当结构自振周期大于 0.3 s时，两类长周期地震动的速度反应谱值均大于普通地震动；随着结构自振周期的增大，远场长周期类谐和地震动的速度反应谱值增长最快，速度反应谱峰值出现在5～6 s，最终趋于平稳。由图2(c)可知，在整个周期段内，远场长周期类谐和地震动的位移反应谱值明显大于普通地震动与远场长周期非类谐和地震动位移反应谱值，远场长周期类谐和地震动的反应谱值在5.2 s之前增长较快，之后快速下降并趋于平缓。上述结果表明，远场长周期类谐和地震动对于周期较长的隔震结构将产生更为不利的影响。

图2 地震动下结构平均反应谱Fig.2 Response spectrum of structures under ground motions

2 试验概况

2.1 原型结构概况

原结构为一个拟建典型大底盘单塔楼钢筋混凝土框架结构模型，建筑总高度为31 m，其中上部塔楼6层，层高3.5 m，横向1跨，纵向1跨，柱网7 m×7 m；下部底盘2层，层高5 m，横向3跨，纵向1跨，柱网7 m×7 m。框架柱尺寸500 mm×500 mm～700 mm×700 mm，框架梁尺寸300 mm×700 mm～300 mm×800 mm，混凝土强度等级C30～C35，楼板厚度110 mm。塔楼较底盘水平向缩进尺寸比例为1∶3，符合大底盘上塔楼结构的受力特征。

2.2 模型结构设计

对结构模型进行简化和缩尺，采用单向振动台试验，研究长向(X向)的地震响应和动力特性。为简化模型，将上部塔楼6层简化成3层，根据振动台台面尺寸及最大有效载荷，将试验长度相似常数确定为1/7，表2为模型与原型结构相似关系。综合考虑刚度、质量等因素，最终简化为5层钢框架结构模型，模型总高度4.82 m，其中底盘2层，塔楼3层。底盘长向(X向)为三跨，每跨长度均为1 m，短向(Y向)为单跨，长度为1 m，层高0.714 m；塔楼两方向均为单跨，长度为1 m，层高1 m，最大高宽比为3，接近常规隔震结构高宽比的比值，图3为模型结构平面示意图。根据截面刚度等效原则，将模型结构梁、柱采用角钢，Q235B钢材，柱子型号GB-L100×8；梁型号GB-L80×5。模型下部底盘每层浇筑200 mm厚混凝土板为配重，上部塔楼顶层浇筑200 mm厚混凝土板为配重，其余各层浇筑300 mm厚混凝土板为配重并加配重块180 kg，结构框架自重1 350 kg，整个结构模型质量约为8 850 kg。模型结构的底盘与塔楼均可重复利用，分别将隔震支座置于底盘底部以及塔楼底部可得到基础隔震结构、层间隔震结构，去除隔震支座并固接即成为抗震结构，安装后的试验模型，如图4所示。

图3 结构模型平面图Fig.3 Structure model plan

长度弹性模量刚度加速度时间位移质量1/71/11/72/10.2671/71/98

隔震支座采用普通叠层橡胶支座，考虑橡胶支座力学性能的稳定性和模型结构的总重量以及设计参数的要求，选用直径D=100 mm的支座(LNR100)，其基本参数见表3。基础隔震结构采用8个隔震支座LNR100(a)，分别位于框架结构底盘柱底；层间隔震结构隔震层采用4个隔震支座LNR100(b),分别位于框架塔楼柱底。组装后的试验模型整体结构，如图5所示。抗震、层间隔震与基础隔震结构基本周期分别为0.15 s，0.52 s与0.57 s。

图4 三种结构模型Fig.4 Three kinds of structure model

图5 组装后结构模型Fig.5 Assembled structure model

支座尺寸有效直径/mm总高/cm橡胶层厚度/cm橡胶总厚度/cm竖向刚度/(kN·m-1)水平等效刚度/(kN·m-1)LNR100(a)10042218199 800170LNR100(b)10051.12.123.115 700130

2.3 振动台试验

试验模型每层(含振动台台面共8层)水平对称布置2个X向加速度传感器，共采用16个DH610型磁电式振动加速度传感器，同时每层布置 1个NS-WY06型拉线位移传感器。试验采用JM5958振动台多功能测试系统，用于记录层间位移、隔震层位移以及绝对加速度。该系统数据采集箱共有64个通道，本次试验共计使用24个通道，包括16个加速度传感器通道和8个位移传感器通道。

选用EL-Centro波、Taft波、人工波Rgbtongan波(厦门同安波)为普通地震动，以及CHY093波、ILA004波、ILA056波为远场类谐和地震动，将地震动时间按0.267的比例系数进行压缩，并调整加速度峰值为0.2 m/s2输入，进行单向(X向)输入振动台试验。振动台试验在福州大学结构实验室进行，试验于2016年8月完成。

3 试验结果分析

3.1 层间隔震模型地震响应分析

图6为抗震与层间隔震试验模型的层间位移响应。由图表明，普通地震动Elcentro、Rgbtongan与Taft作用下层间隔震结构取得了良好的减震效果，隔震与抗震模型的隔震层上部结构最大层间位移比分别为0.281，0.286，0.265，下部结构的层间位移减小30%以上；远场类谐和地震动CHY093，ILA004，ILA056作用下层间隔震结构也取得了较好的隔震效果，隔震与抗震结构模型隔震层上部结构最大层间位移比分别为0.463，0.607，0.557，下部结构的最大层间位移也取得了一定的减震效果。还表明，层间隔震模型塔楼的层间位移较抗震模型均有大幅度减少，各层层间位移变化均匀，整体近乎平动，抗震模型最大层间位移发生在第3层，即竖向刚度突变处。由于长周期成份与类谐和成份的影响，远场类谐和地震动作用下抗震与层间隔震模型的层间位移反应增大为普通地震动下的2～3倍。

表4为不同类型地震动下隔震模型层间位移减震率。表明，普通地震动与远场类谐和地震动下层间隔震模型的层间位移反应较抗震模型均显著减小，平均减震率分别处于32.28%～79.59%和30.47%～58.00%，但远场类谐和地震的减震效果明显劣于普通地震下的减震效果。

图6 试验模型峰值层间位移Fig.6 Peak interstory drift of test model

图7为抗震与层间隔震试验模型的峰值加速度反应。由图7可知，在普通地震与远场类谐和地震下隔震层上部塔楼结构均取得了较好的隔震效果，远场类谐和地震动作用下抗震结构的楼层峰值加速度约为普通地震动下的峰值加速度的2倍。层间隔震模型塔楼峰值加速度响应连线近似为1条直线，各层加速度变化很小，整体近似平动，隔震层下部大底盘结构峰值加速度响应则随楼层的增加而增大。还表明，由于层间隔震模型的底盘为抗震结构，普通地震动作用下其峰值加速度反应较抗震结构有所增大，这与有关文献的研究结论基本一致[11]；而远场类谐和地震动下峰值加速度反应相比抗震结构略有减小。

图7 试验模型峰值加速度Fig.7 Peak acceleration of test model

表5为层间隔震结构模型的楼层峰值加速度减震率。由表可得，普通地震下的隔震层下部大底盘加速度平均值放大40%～70%，上部结构加速度平均减震率在75%以上。远场类谐和地震动作用下隔震层下部大底盘结构加速度减震效果不明显，平均减震率为10%～20%；隔震层上部结构加速度减震率平均值处于67.11%～83.55%。由此表明，由于长周期成份与类谐和成份的影响，远场类谐和地震动作用下隔震层上部结构加速度减震效果差于普通地震动，而隔震层下部大底盘结构取得了一定的减震效果。

表6为不同类型地震动作用下隔震层的最大变形值。由表6可知，普通地震作用下隔震层的最大变形均小于7cm，而远场类谐和地震作用下隔震层的变形明显增大，相比普通地震平均增大了2.76倍，其中谐波成份加速度峰值比较大的ILA004、ILA056隔震层位移达到普通地震动的3.2倍与3.4倍。表明，由于远场类谐和地震动的长周期特性与明显的谐波成份的影响，层间隔震结构隔震层将产生大的变形，易导致隔震支座破坏而致使上部结构倾覆失稳。

表4 层间隔震模型层间位移减震率

表5 层间隔震模型加速度减震率

表6 不同类型地震动作用下隔震层最大变形

3.2 基础隔震模型地震响应分析

图8为抗震与基础隔震模型相对振动台台面各楼层的峰值位移，图中基础隔震结构底部的初始位移即为隔震层的位移。由图8可知，普通地震动与远场类谐和地震动作用下基础隔震结构各楼层与隔震层的相对位移均比抗震结构显著减少，且隔震结构各楼层与隔震层的相对位移变化均匀，整体近乎平动。由于长周期成份与类谐和成份的影响，远场类谐和地震动作用下隔震层位移相对于普通地震动放大2～4倍，因此，按普通地震动设计的隔震结构，一旦遭遇远场类谐和地震动，易激发隔震层的变形过大，导致隔震支座破坏而使隔震层上部结构倾覆失稳。

图8 试验模型相对台面位移响应Fig.8 Peak displacement relative to table of test model

表7为基础隔震结构模型的层间位移减震率。由表可得，普通地震动作用下塔楼各楼层的层间位移平均减震率在66.62%～74.36%，大底盘层间位移减震效果劣于塔楼各层减震效果。远场类谐和地震动作用下塔楼各楼层的层间位移平均减震率在46.69%～54.38%，大底盘层间位移减震效果也劣于塔楼各层减震效果。还表明，由于长周期成份与类谐和成份的影响，远场类谐地震动的层间位移减震效果劣于普通地震动下的减震效果。

表7 基础隔震模型层间位移减震率

需特别指出，普通地震动与远场类谐和地震动下大底盘顶层的层间位移基本不具减震效果，甚至在ILA004与ILA056的长周期与类谐和成份作用下层间位移相比抗震结构有所放大，主要原因是由于底盘与塔楼之间的刚度突变引起楼层反应的放大。

图9为抗震与基础隔震模型各楼层的峰值加速度响应，表8为基础隔震结构模型各楼层的峰值加速度减震率。由图9(a)、表8可知，在普通地震动作用下基础隔震模型各楼层加速度反应较抗震模型均显著减小，平均减震率分别处于67.71%～79.15%，且随楼层增加减震率逐渐增大；各楼层加速度响应连线近似为1条直线，加速度变化很小，整体近似平动。由图9(b)、表8可知，在远场类谐和地震动作用下，塔楼各楼层峰值加速度反应较抗震模型均显著减小，平均减震率分别处于41.15%～66.42%，且随楼层增加减震率逐渐增大；由于长周期成份与类谐和成份的影响，大底盘结构减震效果不明显，甚至在谐波成份加速度峰值比较大的ILA004、ILA056作用下，大底盘底层结构峰值加速度较抗震模型反而放大；此外，各楼层加速度响应连线近似为1条直线，加速度变化比普通地震动下的变化略大，但整体仍近似平动。综上表明，远场类谐和地震动作用下基础结构减震效果劣于普通地震动，且下部底盘结构甚至出现了加速度放大现象，因此，大底盘塔楼隔震结构设计应考虑长周期成份与类谐和成份对其抗震性能的不利影响。

表8 基础隔震模型加速度减震率

图9 试验模型峰值加速度Fig.9 Peak acceleration of test model

表9为隔震层最大变形值，表中远场类谐和地震动的隔震层变形平均值为普通地震动的3.3倍，其中ILA004与ILA056谐波时程加速度峰值与普通时程加速度峰值比相对较大，隔震层位最大变形值达到普通地震动下平均值的4倍。表明，由于远场类谐和地震动的长周期与谐波成份导致隔震层发生较大变形，且谐波成份加速度峰值与普通成份加速度峰值比值越大，则对隔震层越不利。

表9 不同类型地震动作用下隔震层最大变形值

4 试验与有限元结果对比分析

利用Midas有限元软件建立上述大底盘单塔楼三维结构模型的抗震、层间隔震与基础隔震结构模型，如图10所示。模型中梁、柱均采用空间杆系单元模拟，板采用膜单元，隔震支座采用程序自带的橡胶隔震支座单元模拟，进行地震响应时程分析，将分析结果与振动台试验对比，来验证数值分析的可靠性。

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

图11～图13为试验模型与有限元模型结果对比。由图表明，三种模型结构层间位移响应试验值及数值结果的响应规律一致，三种模型结构对比结果吻合度高，最大误差在12%以内。

图14为层间隔震隔震层位移的试验与有限元模型结果对比，图15为基础隔震隔震层位移的试验与有限元模型结果对比。由图14和图15可知，普通地震动与远场类谐和地震动作用下，层间隔震与基础隔震试验模型隔震层位移与有限元数值分析的结果总体吻合度较高，且隔震层峰值位移相差在10%以内，表明数值分析的可靠性高。

图11 抗震结构层间位移对比Fig.11 Comparison of intestory drift of aseismic structure

图12 层间隔震层间位移对比Fig.12 Comparison of intestory drift of midstory-isolated structure

图13 基础隔震层间位移对比Fig.13 Comparison of intestory drift of base-isolated structure

图14 层间隔震隔震层位移的试验与计算值对比Fig.14 Comparison of the isolation layer drift of midstory-isolated structure under tests and calculations

图15 基础隔震隔震层位移的试验与计算值对比Fig.15 Comparison of the isolation layer drift of base-isolated structure under tests and calculations

5 不同水平向缩进尺寸比例的模型数值分析

前述振动台试验为水平向缩进尺寸1∶3的结构模型。工程应用中，塔楼底盘水平向缩进尺寸当大于1∶3时(塔楼面积小)通常采用层间隔震，当小于1∶1.5时(塔楼面积大)采用基础隔震，当处于1∶1.5～1∶3时，为确定大底盘塔楼选择合理的隔震形式，进行相同条件下的不同水平向尺寸缩进模型的数值模拟，缩进尺寸分别定为1∶1.5，1∶2，1∶2.5和1∶3。利用Midas软件进行数值模拟，分析不同塔楼缩进程度情况下这四种数值模型的整体模型动力响应，并进行对比与分析，如图16～图18所示。

图16 抗震数值模型加速度放大系数对比Fig.16 Comparison of acceleration amplification coefficients of aseismic numerical models

图17 层间隔震数值模型加速度放大系数对比Fig.17 Comparison of acceleration amplification coefficients of midstory-isolated numerical models

图18 基础隔震数值模型加速度放大系数对比Fig.18 Comparison of acceleration amplification coefficients of base-isolated numerical models

由图16～18可知，缩进尺寸分别为1∶1.5，1∶2，1∶2.5和1∶3时，不同的塔楼水平向缩进尺寸比例对隔震结构振动特性并无明显影响。图16表明抗震模型各层的加速度放大系数随楼层高度均呈逐渐增大趋势，顶层较为明显，且远场类谐和地震动下加速度放大系数明显大于普通地震动下的加速度放大系数。图17表明层间隔震塔楼各层加速度放大系数近似一致，总体近乎平动，大底盘各楼层加速度相对于振动台台面加速度放大1～2倍。由图18可知，普通地震下的基础隔震结构呈现明显的平动，且各楼层加速度放大系数小于1.0；远场类谐和地震下的基础隔震结构底盘与塔楼略微呈现逐渐增大趋势，但底盘与塔楼总体近似呈现平动状态。对比分析图17～图18可知，不同类型地震动作用下，采用层间隔震对于塔楼的减震效果优于相应的基础隔震减震效果，但对底盘减震效果劣于基础隔震减震效果。

6 结 论

本文进行了不同类型地震动作用下大底盘单塔楼抗震、层间隔震与基础隔震模型的振动台试验研究，得出如下结论：

(1) 由于长周期与类谐和成份不利影响，远场类谐和地震动作用下大底盘单塔楼抗震、层间隔震与基础隔震模型层间位移与加速度响应为普通地震动下响应的2～3倍，且隔震结构的减震性能也明显劣于普通地震动作用下的减震性能。因此，大底盘塔楼隔震结构设计应考虑长周期与类谐和成份对其抗震性能的不利影响。

(2) 远场类谐和地震动的长周期与谐波成份导致隔震结构模型的隔震层发生更大变形，达到普通地震动作用下隔震层变形的3～4倍，且谐波成份加速度峰值与普通成份加速度峰值比值越大，隔震层变形越大。因此，按普通地震动设计的隔震结构，一旦遭遇远场类谐和地震动，易导致隔震支座破坏，需采取适当的措施对隔震层的变形进行控制。

(3) 塔楼底盘水平向缩进尺寸当处于1∶1.5～1∶3时，不同的塔楼水平向缩进尺寸比例对隔震结构振动特性并无明显影响。不同类型地震动作用下，采用层间隔震对于塔楼的减震效果优于相应的基础隔震减震效果，但对底盘减震效果劣于基础隔震。