不同土性地基上高層隔震結構振動臺試驗對比研究

劉偉慶，李昌平，王曙光，杜東升，王 海

(南京工業(yè)大學 土木工程學院，南京 210009)

隔震建筑在數(shù)次大地震中都表現(xiàn)出了良好的抗震性能，并在理論和試驗研究方面取得很大進展［1-2］。近年來，對于高層、超高層隔震結構的研究和應用也迅速展開［3-4］。現(xiàn)有的隔震分析理論與設計方法大多沿用剛性地基假定，沒有考慮土-結構動力相互作用(Soil-Structure Interaction，SSI)的影響。但是SSI對隔震結構的影響是客觀存在的。實踐中，已有隔震建筑建在軟弱地基和存在液化可能的場地上［2］，如日本的某計算中心大樓即位于存在液化可能的軟弱場地上，1s地脈動測量顯示其場地的卓越周期達到了0.8 s。一般來說，地基越軟，場地的卓越周期越長，對隔震結構越不利，需要對隔震結構進行更充裕和合理的設計。并且，隨著結構高度的增加，在強震發(fā)生時，地基土呈現(xiàn)更強的非線性變化或液化狀態(tài)，問題將變的更加復雜。

Constantinou等［5］基于復特征值方法研究了SSI效應對隔震結構動力特性的影響，認為SSI效應對于高寬比較大的隔震結構影響明顯，并且可能顯著降低體系的阻尼比。李海嶺等［6］、李忠獻等［7］分別應用子結構法，分析了SSI對基礎隔震體系基頻和結構地震反應的影響，認為隔震結構的設計中應該考慮SSI的影響。Tsai等［8］通過對土-FPS隔震結構體系的有限元分析，認為考慮SSI后隔震結構體系的地震反應可能顯著增大。我國《建筑抗震設計規(guī)范》規(guī)定，對Ⅳ類場地建造隔震建筑時須進行專門研究和專項審查。此外，到目前為止，關于考慮SSI的隔震結構地震反應的試驗研究很少，遠不及理論研究深入，于旭等［9］進行了均勻粉細砂地基上多層隔震結構的振動臺試驗，試驗最大加載加速度峰值為0.15 g。

在國家自然科學基金重大研究計劃的資助下，本文進行了高層隔震結構考慮SSI效應的模型振動臺系列試驗。試驗分三個階段進行，分別為剛性地基、均勻軟土層地基、以及分層可液化地基上的模型振動臺試驗。作為對比，第一、二階段相應進行了非隔震結構的模型振動臺試驗。第二、三階段的模型試驗照片如圖1所示。本文通過三階段試驗結果的對比分析，研究不同土性地基上高層隔震結構的地震反應特性、相互作用規(guī)律以及隔震效果。

圖1 模型試驗照片F(xiàn)ig.1 Photo of test model

1 試驗概況

1.1 模型設計與制作

上部結構與地基遵循相同的相似關系，同時盡量滿足基底壓力和隔震支座面壓的相似以減輕重力失真的影響［10］。根據(jù)Bockingham π定理，選取加速度相似比為1，長度相似比為1∶25，質量相似比為1∶2 500，據(jù)此導出其他物理量的相似關系，其中，彈性模量相似比為 1∶4，時間相似比為 1∶5。

設計了平面尺寸3.0 m ×1.5 m、高度1.6 m 的剪切型土箱［11］以減小容器邊界效應影響，同時控制模型結構的平面尺寸不大于土箱激振方向尺寸的1/4，以減輕模型結構與邊界的相互影響。

以10～20層高層隔震建筑的基本振型周期(隔震前1.5 s左右)滿足相似關系，確定采用五層鋼框架模擬上部結構。模型底層高度0.65 m，其余四層每層高度0.6 m，沿模型激振方向模型寬度0.75 m，高寬比為4(隔震結構規(guī)范允許最大值)。模型上部結構和隔震層每層配重950 kg，總重約6.0 t。隔震支座采用4個直徑100 mm的G4低彈性鉛芯橡膠支座，橡膠層數(shù)22，橡膠和疊層鋼板層厚1.5 mm，鉛芯直徑12 mm。試驗檢測四個支座平均水平剛度121 N/mm，豎向剛度48 429 N/mm，屈服力237 N。模型基礎采用2×2群樁基礎。試驗模型布置如圖2所示。

圖2 模型尺寸及構件詳圖(單位:mm)Fig.2 Model layout and component details(unit:mm)

各階段試驗的重要區(qū)別在于模型土地基的不同，分別為剛性地基、均勻軟土層地基和分層可液化地基。兩土性地基模型土的土層厚度相同，均為1.4 m。第二階段試驗模型土采用均勻粉質粘土，實測土層平均剪切波速45 m/s，模擬軟弱場地。第三階段模型土采用三層分層土，上覆、下伏均為濕粉質粘土層，中間為飽和粉細砂。從上到下各土層的厚度分別為20 cm、60 cm和60 cm，模擬存在液化可能的場地。實測土層平均剪切波速約為34～49 m/s，模型土達到模擬軟弱地基、液化地基的試驗設計要求。

1.2 試驗測點布置和加載方案

采用加速度傳感器、三向力傳感器、應變傳感器、土壓力計、孔壓計等量測上部結構、隔震層、基礎和地基土體的動力反應，如圖3所示給出了第三階段分層可液化地基上模型試驗的測點布置。圖中A和S表示加速度傳感器;P表示土壓力計;E表示應變傳感器;W表示孔壓計。

圖3 試驗測點布置Fig.3 Sketch of the measuring point arrangement

試驗采用單向激振，選用地震波為El Centro波、Kobe波、天津波以及一條南京人工波。其中第二階段首先進行了隔震結構模型試驗，然后將隔震支座拆除并重新固定模型，進行基礎固定結構模型試驗，各模型試驗加載工況相同，如表1所示。

表1 試驗加載方案Tab.1 Test loading schedules

2 試驗現(xiàn)象

2.1 試驗宏觀現(xiàn)象

第二階段均勻軟土層地基上的模型試驗過程中，上部結構和土體部分的反應都隨輸入增大而增強。隔震和非隔震結構模型都沒有出現(xiàn)明顯的傾斜和不均勻沉降，試驗過程均較為平穩(wěn);隔震結構模型上部結構的反應比非隔震結構模型小;隔震層的位移反應明顯，且隨輸入加速度峰值增加而明顯增大。

第三階段分層可液化地基上隔震結構模型試驗開始時土表沒有積水。小震作用時，土體反應較小，土表沒有出現(xiàn)明顯的溢水點，隔震結構上部的位移反應也不大。隨著輸入的增大，土體、結構的地震反應增強。中震作用時，觀察到基礎承臺的沉降和傾斜;承臺周圍土體開始觀察到明顯的冒砂冒水現(xiàn)象，且在輸入結束后仍持續(xù)數(shù)分鐘之久，從宏觀上看，砂土層已經(jīng)液化。試驗結束后，承臺有15 mm的沉降，其中不均勻沉降5 mm;地表有多處積水，其中承臺頂積水約15 mm深，如圖4所示。由于不均勻沉降的程度很小，隔震結構在整個試驗加載過程中保持穩(wěn)定。

圖4 試驗后承臺的沉降和土表積水(分層可液化地基)Fig.4 Settlement of pile cap and surface ponding of soil

2.2 地基的液化程度

第二階段試驗模型地基沒有考慮液化的影響，圖5給出了第三階段試驗El Centro波不同峰值輸入下砂土層中部W5測點處的孔隙水壓力比時程。小震、中震輸入下，孔壓在達到峰值后迅速降低，但整個消散過程緩慢，在輸入結束后的很長一段時間內都維持較高水平;大震輸入下，孔壓達到峰值后消散更緩慢。小震輸入下，孔壓比峰值達到0.6，土層輕微液化;中震和大震輸入下，孔壓比峰值分別達到0.9和1.0，明顯液化，這與宏觀試驗現(xiàn)象相吻合。

圖5 測點W5孔壓比時程Fig.5 Pore pressure ratio time history of measuring point W5

3 體系的動力特性

各階段試驗模型體系的基本振型頻率和阻尼比如表2所示，模型鋼結構本身的基本振型頻率為3.5 5Hz，阻尼比為 1.93%。

表2 模型體系的頻率和阻尼比Tab.2 Frequency and damping ratio of the model systems

分析表中數(shù)據(jù)可得如下規(guī)律:

(1)不同性質地基上模型結構采用隔震技術后，自振頻率均顯著降低，而阻尼都有大幅的提高。

(2)土性地基上隔震結構的頻率均小于剛性地基不考慮SSI的頻率。均勻軟土層地基上隔震結構體系的基本頻率由剛性地基不考慮SSI的2.24Hz降低為1.88Hz，降低了 16.1%，相當于周期延長 19.1%;分層可液化地基上隔震結構模型體系的頻率進一步降低，相對于剛性地基，其頻率降低的幅度為18.4%，相當于周期延長了22.4%。

(3)均勻軟土層地基上隔震結構體系的阻尼比由剛性地基條件下的10.24%增加到13.81%，增加了34.8%，而分層可液化地基上模型體系的阻尼比則相對剛性地基上的情況降低，但降低的幅度不大。

分析分層可液化地基上隔震結構模型體系阻尼比降低可能有兩個方面的原因:一方面分層可液化地基的材料阻尼本身比均勻軟土層地基的低，實測細砂土的阻尼比為4.3%，而粉質粘土的阻尼比最大可達5.6%;另一方面，分層可液化地基的土性比均勻軟土層地基軟，并且土層發(fā)生液化后剛度降低更多。文獻［5］通過理論分析認為當上部隔震結構的高寬比(本試驗模型結構高度與基礎特征半徑比為8)較大時，土層越軟，地基的搖擺運動越大，相互作用體系的慣性力反應增加，導致體系的阻尼比降低。

應該指出，對于分層可液化地基，試驗白噪聲工況激振時，土體的振動孔隙水壓力已經(jīng)有了較大的消散，此時測得的動力特性并不能完全真實地反映土體液化時體系的動力特性。實際的振動過程中，體系的頻率和阻尼比可能更低。

4 模型加速度和位移反應對比

4.1 加速度峰值放大系數(shù)

利用位于上部隔震結構、承臺頂面及土體內不同高度處測點的加速度記錄，得到相對于土箱底板(振動臺臺面)加速度的峰值放大系數(shù)。各地震波不同水準作用時的加速度峰值放大系數(shù)如圖6～圖8所示。圖中標高0 m處為承臺頂面測點，0.2 m處為隔震層測點。

圖6 El Centro波作用時加速度峰值放大系數(shù)對比Fig.6 Distribution of the amplification factors of acceleration amplitude under El Centro wave

圖7 Kobe波作用時加速度峰值放大系數(shù)對比Fig.7 Distribution of the amplification factors of acceleration amplitude under Kobe wave

加速度峰值放大系數(shù)的分布具有如下規(guī)律:

(1)不同輸入水準作用時，均勻軟土層地基對臺面輸入地震動基本都起放大的作用，相對于臺面輸入加速度，承臺測點的加速度峰值放大系數(shù)均大于1;在較小地震激勵時，分層可液化地基對輸入地震動也可起放大作用，但放大系數(shù)小于均勻軟土層地基，隨輸入強度的增加，土層軟化，土體孔隙水壓力上升，砂土層發(fā)生液化，放大系數(shù)減小，承臺測點的加速度峰值放大系數(shù)明顯小于1，土層轉而對輸入地震動起到明顯的降低作用。

(2)對于上部隔震結構，分層可液化地基上各層的加速度峰值放大系數(shù)基本都小于均勻軟土層地基上的情況，中震、大震作用時，差異更明顯。這是由于輸入強度增加，分層可液化地基土體軟化程度比均勻軟土層地基更加明顯。

(3)在三種地基條件下，隔震結構隔震層的加速度峰值放大系數(shù)相對承臺(基礎)的輸入加速度峰值放大系數(shù)都明顯要小，并且頂層的放大系數(shù)也基本都小于基礎輸入加速度峰值放大系數(shù)，表明即使在軟土地基或液化狀態(tài)地基的情況下，隔震結構也能夠發(fā)揮隔震效果，降低結構的地震反應。

圖8 人工波作用時加速度峰值放大系數(shù)Fig.8 Distribution of the amplification factors of acceleration amplitude under artificial wave

表3列出了三種地基條件下模型頂層加速度相對承臺(剛性地基為振動臺臺面)測點加速度峰值的比值?？梢钥闯?

表3 隔震模型頂層加速度峰值與基礎輸入加速度峰值比Tab.3 Ratio of peak acceleration the top floor to foundation input motion of the isolated model

(1)剛性地基上的隔震結構模型頂層加速度峰值與輸入加速度峰值的比值隨輸入加速度的增加而減小，即輸入加速度越大剛性地基上的隔震效果越有效;而兩種土性地基上考慮SSI后的規(guī)律則比較復雜，其中在Kobe波和天津波作用時，頂層與基礎的加速度峰值比有隨輸入強度的增加而增大的趨勢，隔震效果反而降低。由此表明，考慮SSI后，輸入加速度越大，隔震層的隔震效果不一定是增加的，也可能反而是降低的，隔震效果的發(fā)揮不僅與輸入的大小有關，同時與土層性質和輸入地震動的類型有關。

(2)兩種土性地基條件下，隔震結構模型的頂層加速度峰值與基礎輸入加速度峰值的比值相比剛性地基上不考慮SSI的情況并沒有顯著的增加或減小，由此可以認為，建造于軟土地基、可液化地基上的隔震結構仍然能夠有效地發(fā)揮隔震效果，從而降低結構的地震反應，提高結構安全性。

4.2 層間位移反應

圖9～圖11給出了不同地基條件下各地震波作用時模型上部隔震結構的層間位移對比，圖中0層代表隔震層。從圖中可以看出:

(1)高層隔震結構模型層間變形隨輸入加速度的增加而增大，剛性地基上層間變形呈現(xiàn)明顯的中間層較大的特點，而考慮相互作用后的兩土性地基上的層間位移差異明顯減小，分層可液化地基的上部隔震結構層間變形已基本趨于均勻。

(2)El Centro波、人工波作用時，均勻軟土層地基和剛性地基的上部隔震結構層間位移最大值都發(fā)生在中間層(第3層)，并且各輸入水準下層間位移最大值大小相近，而Kobe波作用時則以均勻軟土層地基上的情況明顯較大。對于分層可液化地基，各地震波小震作用時，上部結構層間位移比剛性地基上的情況要大;而隨輸入強度的增加，土層軟化、液化后對輸入地震動起降低作用，上部結構層間位移趨于小于剛性地基上的情況。由此表明SSI對隔震結構層間位移的影響同樣同時與輸入的大小、土層性質和輸入地震動類型有關。

(3)對于均勻軟土層地基，當輸入強度較小時，隔震層位移與剛性地基上的接近，而隨輸入的增強，土體軟化，體系進一步變柔，由于土層的放大效應使得地震動的長周期成分進一步增強，隔震層位移顯著增加并大于剛性地基上的情況。而對于分層可液化地基，由于土層對輸入地震動的降低作用，隔震層的位移基本都小于剛性地基上的情況。

對于具有深厚覆蓋層的軟弱場地，其場地卓越周期一般較長，并且具有明顯場地放大效應?；谝陨系姆治觯斣谶@類場地上建造隔震結構時，需要注意合理考慮場地效應以及SSI的影響，確保滿足大震作用下隔震層的位移需求。

圖10 Kobe波作用時模型體系最大層間位移Fig.10 Maximum inter-storey drift under moderate Kobe wave

圖11 人工波作用時模型體系最大層間位移Fig.11 Maximum inter-storey drift under moderate artificial wave

5 結論

本文通過進行土-結構動力相互作用振動臺對比試驗，研究了剛性地基、軟弱地基、可液化地基上高層隔震結構的地震反應和隔震效果。試驗再現(xiàn)了軟弱地基對地震動的放大效應、可液化地基的實際液化現(xiàn)象以及液化后土層的減震作用，得到如下主要結論:

(1)土性地基上隔震結構體系的頻率均小于剛性地基上不考慮SSI的頻率。其中均勻軟土層地基上隔震體系的頻率相對剛性地基降低了16.1%，分層可液化地基上隔震體系的頻率降低了18.4%。

(2)動力相互作用改變了土性地基上隔震結構體系的阻尼比，與土體的特性相關，其中使均勻軟土層地基上隔震結構體系的阻尼比增加，增幅達34.8%，而使分層可液化地基上隔震結構體系的阻尼比降低，但降低幅度不大。

(3)剛性地基上輸入加速度越大隔震結構的隔震效果越明顯;而考慮SSI后，隨輸入的增強隔震結構的隔震效果可能增加也可能降低，隔震效果的發(fā)揮不僅與輸入的大小有關，同時與土層性質和輸入地震動的類型有關。

(4)均勻軟土層地基上，由于土層的放大效應使得地震動的長周期成分增強，隔震層位移可明顯大于剛性地基上的情況，對于具有深厚覆蓋層的軟弱場地有必要引起注意;而對于存在液化可能的地基，土體發(fā)生液化后可起減振作用，隔震層的位移可小于剛性地基上的情況。

(5)土-結構相互作用沒有明顯的降低隔震層對基礎(承臺)輸入加速度的減震作用，即使在軟土地基或液化狀態(tài)地基的情況下，隔震結構也能夠有效發(fā)揮隔震效果，提高結構的地震安全性。

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