长周期地震动下考虑SSI效应的层间隔震结构地震响应试验研究

李 丹,王林建,2,吴应雄,刘增瑞,郑喜年,张东波

(1.云南省地震局,云南 昆明 650224; 2.深圳防灾减灾技术研究院, 广东 深圳 518001;3.福州大学 土木工程学院,福建 福州 350108; 4.福建卓越建设集团有限公司,福建 福州 350300;5.福建汇达建筑工程有限公司,福建 龙岩 364000; 6.福建森正建设集团有限公司,福建 厦门 361022)

层间隔震技术可以根据建筑和使用需求灵活布置隔震层,减小上部结构加速度和层间位移[1-3],因此能有效提高结构的安全性。目前,层间隔震结构的研究多以刚性地基假定展开,忽略了SSI效应对隔震结构的影响[4]。

刘德稳等[5]基于等效2自由度体系简化计算模型模拟SSI效应对层间隔震结构的影响,结果表明,等效2自由度体系简化计算模型在预测分析考虑SSI效应的层间隔震结构地震响应时较四自由度模型简单有效,精度也能满足研究要求。于旭等[6-7]采用陈国兴设计的土箱开展振动台试验以探究隔震结构的地震响应在实际土层SSI效应下的影响,结果表明,其效应明显降低了结构的隔震效率,证明了考虑SSI效应的必要性。Zhuang Haiyang等[8-9]进行了不同类型地基的隔震结构振动台试验,试验分析表明不同地基上SSI效应对隔震结构的地震响应影响不同。吴应雄等[10]通过振动台试验研究层间隔震结构在刚性、软土地基条件下的地震响应特征和隔震效果,指出隔震结构的自振频率和隔震效率随地基土变柔而明显降低,但阻尼比随地基土变柔而明显增大。许立英等[11]开展了刚性、软土地基上偏心基础隔震结构双向振动台试验,结果表明,隔震结构的层间扭转响应在考虑SSI效应后会有所降低,但隔震层扭转角增大显著。吴应雄等[12]对长周期地震动下考虑SSI效应三种地基(刚性、软土和软夹层)的大底盘单塔楼层间隔震结构进行了试验,结果表明:考虑SSI效应后层间隔震结构的上、下子结构加速度响应均存在差异;远场类谐和地震动下软夹层地基上隔震结构的位移响应增大幅度较软土地基显著。

综上,土-隔震结构的相关研究大多基于基础隔震的形式进行,针对层间隔震结构的研究较少,且缺乏振动台试验数据的支撑。本文课题组在原有的试验结论基础上[10-12],对层间隔震模型进行调整(改变土箱和子结构的尺寸),采用数值模拟和振动台试验两种方法,探究长周期地震动和普通地震动下刚性-层隔和软土-层隔模型的地震响应变化规律。

1 试验设计

1.1 模型设计与制作

选取一个典型且有工程应用意义的平面规则建筑,该建筑为民用建筑,抗震设防烈度为8度(0.2g),场地类别为Ⅲ类, 地震分组为第二组。由于振动台最大台面尺寸仅为4 m×4 m,极限承载力仅为22 t,因此,需简化原型结构的尺寸及质量,但需保证结构简化后的动力响应特征基本不变。简化结构如图1所示。

图1 结构平面图(单位:mm)

由于振动台试验涉及的材料较多,原型结构和缩尺模型的参数很难完全满足相似关系,因此,将加速度、长度、弹性模量作为基本相似参数,确定地基土弹性模量相似比为SE=1/4,再根据Bockinghamπ定理推导出其他物理量的相似比,模型的相似系数见表1。

表1 模型的相似系数

缩尺后的模型为钢框架结构,钢柱和钢梁均是尺寸为50 mm×50 mm×3 mm的Q235空心方钢,每层平面用10 mm厚钢板模拟楼板。模型下部子结构为2层,层高为400 mm;由于上部子结构在地震作用下的特征表现为平动,为便于制作模型和开展振动台试验,所以将上部子结构由6层简化为3层,层高为550 mm。整个模型纵、横向均为单跨,尺寸为600 mm×600 mm。图2为模型构造与尺寸示意。模型框架总质量约为0.30 t,由质量相似比关系换算后,每层还需配重0.40 t,所以模型总质量约为2.70 t。

图2 模型构造与尺寸示意图(单位:mm)

1.2 桩基设计与制作

模型基础为2×2的现浇钢筋混凝土群桩基础,混凝土强度等级为C30。桩承台尺寸为0.8 m×0.8 m×0.12 m,桩长为780 mm,桩截面尺寸为50 mm×50 mm。承台和桩基础示意如图3所示。本文振动台试验的研究目的是分析层间隔震结构的地震响应规律,所以为防止试验过程中桩基破坏,桩基设计时加强了桩基承载力。

图3 承台和桩基础示意图(单位:mm)

1.3 隔震支座

综合课题组关于隔震结构的振动台试验结果、钢框架质量、竖向面压相似关系、水平向减震系数和LRB制作工艺等因素,试验模型选用直径为70 mm的4个铅芯橡胶支座(以下简称LRB70-5)[13],图4为LRB的构造和尺寸图,图5为实物图。

图4 LRB构造和尺寸图(单位:mm)

图5 LRB实物图

1.4 土箱设计

结合振动台台面尺寸4 m×4 m和极限承载力22 t等因素,研制了净尺寸为3.2 m(X向)×2.0 m(Y向)×1.4 m(Z向)的层状剪切型土箱,为达到土箱内模型土尽可能高但土体总质量有所减少的目的,在土箱两侧填充泡沫板,从而将长边原3.2 m调整为2.2 m,短边尺寸保持不变。填充泡沫板后土箱和承台位置平面示意如图6。

图6 土箱和承台位置平面示意图(单位:mm)

1.5 模型土制备

试验地基采用均匀粉质黏土进行制备,模型土体的总高度取为1.4 m,装填共分为8层,底部2层均为250 mm,其余6层均为150 mm。装填每层地基土后,加入大量的水并静置7 d,使模型土保持可塑状态,再对地基土取样并进行土工试验测量含水率、密度和塑液限等参数。人工装填底部2层地基土时,采用电动冲击夯夯实土体,使底部模型土层满足作为桩基础持力层的要求。

模型地基土的泊松比参考《工程地质手册》[14]取为0.35,土体剪切波速根据下文振动台白噪声试验结果计算得到,约为60 m/s,土体弹性模量参照文献[10]计算得到,为20 MPa。土样物理指标见表2。

表2 土样物理指标

1.6 模型组装及测点布置

振动台试验选用DH610型压阻式加速度传感器、BL80-V型拉线式位移传感器和LY-350型应变式微型土压力盒。模型组装如图7、图8所示。

图7 刚性地基上模型(组装后)

图8 软土地基上模型(组装后)

1.7 地震动选取

在太平洋地震工程研究中心(PEER)数据库中选取了各3条四种类型地震动,地震动参数见表3。地震动选取标准如下:(1)近场地震动断层距需小于20 km,而远场地震动断层距需大于80 km;(2)长周期地震动的加速度谱平均周期Tr值需大于2 s;(3)普通地震动的地震峰值速度(PGV)与地震峰值加速度(PGA)的比值需小于0.2。

表3 地震动参数

2 振动台试验结果分析

2.1 试验宏观现象

随着PGA增加,层间隔震结构的位移响应增强,且结构的最大位移主要体现在隔震层。层间隔震结构在长周期地震动下的位移响应明显较普通地震动强烈。振动台试验结束后,软土地基上的层间隔震结构存在小幅的沉降和倾斜。软土上层间隔震结构倾斜如图9。

图9 软土地基上结构倾斜

2.2 结构模型动力特性

通过振动台0.05g白噪声作用得到结构顶层加速度测点数据,再进行模态分析后可得两种类型模型的的一阶自振周期,见表4所示。

表4 结构模型的自振周期和阻尼比

分析表4可知,试验后刚性和软土地基条件下层间隔震模型的自振周期均增长,软土地基条件下延长较多;试验前后刚性地基条件下模型结构的阻尼比接近,但软土地基条件下阻尼比略有增长。分析原因可得,多次地震动作用后,软土地基较试验前更柔,对模型自振周期和阻尼比均有较大影响。

2.3 试验模型地震响应分析

2.3.1 楼层加速度响应

单向、双向输入的四种类型地震动作用下刚性-层隔和软土-层隔X向(加速度响应最大方向)的加速度放大系数分析对比如图10(PGA=0.1g),PGA=0.2g情况下对比图略。

图10 单、双向地震动下加速度放大系数对比(PGA=0.1g)

分析可得:(1)当PGA为0.2g时,不同地震动输入形式对下部底盘加速度响应的影响明显小于PGA为0.1g时的情况,两种体系的底盘加速度响应与单向输入地震动情况差距较小。(2)单、双向输入普通地震动下,刚性-层隔和软土-层隔体系的下部底盘加速度放大系数最大值均明显大于上部塔楼,特别是考虑SSI效应后,上部塔楼加速度响应明显削弱。但塔楼顶层的加速度放大系数仍与刚性地基条件接近,因此针对软土地基和长周期地震动耦合条件下层间隔震结构的设计,还需关注塔楼顶层的安全问题。(3)考虑SSI效应的影响后,0.2g普通地震动下,刚性地基上塔楼顶层加速度放大系数最大值为1.32,软土地基上为0.74;0.2g长周期地震动下,刚性地基上塔楼顶层加速度放大系数最大值为2.06,软土地基上为1.74。但考虑SSI效应的底盘顶部加速度放大系数明显大于塔楼顶部,因此在设计中还需重点关注底盘在地震作用下的安全问题。

2.3.2 楼层位移响应

图11—图12给出了单向、双向输入的四种类型地震动作用下刚性-隔震和软土-隔震X向(位移响应最大方向)的均值楼层位移响应对比。

分析图11—图12可得:(1)随着底盘楼层的升高,软土-层隔体系的底盘位移的变化量略大于刚性地基条件;长周期地震动下,软土-层隔体系的顶层位移响应明显大于刚性地基条件,因此,隔震结构设计时,需加强关注长周期地震动与软土地基耦合下上部结构位移的超限问题。(2)双向输入的长周期地震动(PGA=0.1g)下,隔震层的位移变化值较单向输入情况有一定差距,随着PGA的增加,长周期地震动下软土-层隔体系的塔楼位移值与单向输入情况更接近,而其他情况下仍与单向输入情况存在一定差距。(3)考虑SSI效应的影响后,0.2g普通地震动下,塔楼顶层的位移响应是刚性地基的1.52倍,底盘顶层为2.01倍;0.2g长周期地震动下,塔楼顶层的位移响应是刚性地基的1.88倍,底盘顶层为2.39倍。

图12 单、双向地震动下楼层位移响应对比(PGA=0.2g)

2.3.3 楼层层间剪力响应

同理分析了0.1g、0.2g单向、双向输入的四种类型地震动作用下刚性和软土地基上层间隔震结构X向(层间剪力响应最大方向)的平均层间剪力对比。

结果表明:(1)长周期地震动下,结构的层间剪力明显较普通地震动作用情况大。PGA为0.2g时,软土-层隔体系的层间剪力与刚性-层隔体系接近,随着PGA的增加,SSI效应对层间隔震结构层间剪力的增强影响减弱。因此,隔震结构设计中需考虑长周期地震动对层间剪力的增强影响,也需考虑SSI效应对结构层间剪力的增强影响。(2)双向输入普通地震动,刚性-层隔和软土-层隔体系的层间剪力略大于单向输入情况,而双向输入长周期地震动,层间剪力值与单向输入情况较接近,表明不同的输入地震动方式对长周期地震动下结构的剪力响应影响较普通地震动小。

3 结 论

(1) 考虑SSI效应的影响后,塔楼的加速度响应有所减小,但随着PGA的增加,长周期地震动下加速度响应的削弱较普通地震动小。0.2g普通地震动下,刚性地基上塔楼顶层加速度放大系数最大值为1.32,软土地基上为0.74;0.2g长周期地震动下,刚性地基上塔楼顶层加速度放大系数最大值为2.06,软土地基上为1.74。但考虑SSI效应的底盘顶部加速度放大系数明显大于塔楼顶部,因此在设计中还需重点关注底盘在地震作用下的安全问题。

(2) 考虑SSI效应的影响后,层间隔震结构的楼层位移响应放大明显。0.2g普通地震动下,塔楼顶层的位移响应是刚性地基的1.52倍,底盘顶层为2.01倍;0.2g长周期地震动下,塔楼顶层的位移响应是刚性地基的1.88倍,底盘顶层为2.39倍。

(3) 考虑SSI效应的影响后,普通地震动下层间剪力明显减小,0.1g长周期地震动下层间剪力明显增强,但0.2g时与刚性地基条件接近。0.2g普通地震动下,刚性地基上层间隔震结构基底剪力是软土地基的1.21倍;0.1g长周期地震动下,软土地基上的基底剪力是刚性地基的1.38倍;0.2g长周期地震动下,两种地基条件的基底剪力接近。