近断层地震动作用下大底盘单塔楼隔震结构振动台试验研究
颜桂云 肖晓菲 吴应雄
摘要： 近断层地震动具有长周期、短持时、高能量的速度脉冲，可能导致长周期的大底盘上塔楼隔震结构产生隔震层位移放大效应。通过振动台试验分析与验证其对长周期的大底盘上塔楼隔震建筑减震性能带来的不利影响。首先讨论近断层地震动的运动特征，然后设计一个水平向缩进尺寸比例为1∶3的大底盘单塔楼钢框架模型，分别组装为层间隔震、基础隔震和抗震等三种试验模型，以近断层地震动与远场地震动为激励输入，进行单向振动台试验。探讨近断层地震动长周期的速度脉冲对隔震结构层间位移、楼层加速度、隔震层变形等减震性能的影响，分析与验证近断层地区隔震结构采用考虑近场影响系数设计方法的适用性。结果表明：在近断层地震动作用下大底盘单塔楼隔震结构的层间位移、楼层加速度等动力反应均明显大于在远场地震动作用下的相应值，增大为远场地震动的1.5～2倍，且层间位移与楼层加速度等减震效果相比远场地震动变差；不同隔震形式下的隔震支座变形均达到远场地震动的1.5倍以上，近断层地区隔震结构设计应考虑长周期速度脉冲对减震性能的不利影响。
关键词： 大底盘隔震结构； 近断层地震动； 振动台试验； 减震性能； 近场影响系数
中图分类号： TU352.1 文献标志码： A 文章编号： 1004-4523（2018）05-0799-12
DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2018.05.009
引 言
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，历次震害表明，因其刚度突变引起塔楼底部楼层震害严重[1-2]。采用隔震技術能有效改善大底盘上塔楼结构体系因其刚度突变引起的复杂受力情况，对此，国内外学者已相继展开研究和工程应用。杜永峰等[3]采用串联刚片系模型，对大底盘多塔楼基础隔震、层间隔震和抗震结构的多维地震响应进行了分析。结果表明，采用隔震技术可以显著地降低地震的破坏作用，减小结构塑性铰的数量和塑性变形，而层间隔震对减小多塔楼结构体系的扭转作用更为明显。吴应雄等[4-5] 分析了大底盘上塔楼的层间隔震结构在不同缩进比例下隔震效果的影响规律，为隔震方案的选择与隔震设计提供参考。谭平等[6]结合某实际大底盘多塔楼结构，提出了混合隔震的控制策略。结果表明，这种混合隔震体系可以有效地减小上部塔楼与下部结构的地震反应，提高大底盘多塔楼结构的抗震安全性。马小明等[7]对8 度区某平面不规则大底盘多塔楼基础隔震结构进行了抗震性能分析，揭示了大底盘塔楼隔震结构地震响应的相关特点，并提出了底盘隔震结构设计建议。Nishimura等[8]探讨了塔楼不同参数对高层大底盘隔震体系动力特性与减震性能的影响。Zhao[9]等对大底盘多塔隔震结构进行地震作用下动力弹塑性分析，表明上部塔楼结构基本为平动，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。
已有研究主要集中于大底盘上塔楼隔震结构的理论分析，并未针对近断层地震动作用下大底盘上塔楼的响应特性进行深入的讨论，特别是缺乏结构模型的模拟地震动试验验证。目前，隔震结构的设计是利用普通周期地震动为输入激励，并利用近场影响系数来考虑近场效应，但近断层地震动具有长周期速度脉冲、大的峰值加速度与高瞬时输入能等特性，以及存在地震动频谱特性上的差异，隔震结构的位移响应是否会超出此系数的考虑范围，而造成隔震支座位移超限，结构失稳破坏，尚不明确。
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与塔楼底部，分别形成基础隔震与层间隔震模型，以远场地震动与近断层地震动为激励输入，进行单向振动台试验，考察其在近断层地震动作用下的结构响应规律与长周期脉冲对隔震层变形的影响。
1 近断层地震动运动特征
汶川地震（2008）、集集地震（1999）、Kobe地震（1995）等近断层地震动表现出强地震动集中性、滑冲效应、上盘效应、方向性效应以及长周期脉冲等特点。长周期脉冲主要表现为长周期的速度和位移脉冲、大的加速度峰值，地震初始带来很高的结构输入能量。根据文献[10]判别近断层地震动，本文从美国太平洋地震工程研究中心强震数据库中选取适合于Ⅱ类场地的Kobe（1995）与IMPVALL（1979）地震动中4条近断层地震记录，地震动信息如表1所示，同时选取3条普通地震动记录El centro，Taft和Rgbtonga。将各地震加速度峰值调为200 gal，分别获得地震动记录的加速度、速度时程与加速度、速度、位移平均反应谱曲线，如图1和2所示。
图1为近断层地震动E01640加速度与速度时程曲线。由图可知，该地震波具有明显的长周期速度脉冲。隔震系统虽然通过延长结构的周期，减小结构受地震动中高频成分和高峰值加速度的破坏，但由于近断层地震动中长周期速度脉冲的存在，其会增加隔震结构的响应，对隔震结构产生不利的影响。
图2为近断层地震动与远场地震动的平均反应谱。由图可知，近断层地震动的加速度、速度与位移反应在长周期区间大于远场地震的相应值，这说明在近断层地震动作用下，长周期的隔震结构将产生更高的加速度、速度与位移反应。按照远场地震动设计的隔震结构一旦遭遇近断层地震动，将导致隔震结构位移与加速度反应变大，可能导致隔震层变形超过设计变形限值，致使隔震层上部结构倾覆破坏。
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，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。1～2层框架柱尺寸为700 mm×700 mm，其余柱尺寸为500 mm×500 mm；1～2层框架梁尺寸为300 mm×800 mm，其余梁尺寸为300 mm×700 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 模型设计与隔震支座性能参数
对结构模型进行简化和缩尺，采用单向（X向）振动台试验。考虑到振动台台面尺寸（4 m×4 m）及最大有效载荷（22 t）等条件，将长度相似比定为1/7。表2为模型与原型结构相似关系。
根据截面刚度等效原则，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。将模型结构梁、柱采用Q235B角钢，柱子型号GB-L100×8；梁型号GB-L80×5。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，模型立面如图3所示。
原型基础隔震结构与层间隔震分别采用8个与4个LNR普通橡胶隔震支座，直径600 mm，竖向面压小于12 MPa。模型结构考虑相似比关系、橡胶支座力学性能的稳定性、模型结构的总重量以及设计参数的要求，采用直径为100 mm隔震支座，竖向面压0.85～4.3 MPa，水平等效刚度（剪切应变γ=100%）分别需要为0.17和0.13 kN/mm，其基本参数如表3所示。层间隔震试验模型分别采用4个LNR100（b），基础隔震试验模型采用8个LNR100（a）。组装后的试验模型如图4所示。层间隔震、基础隔震与抗震模型基本周期分别为0.52，0.57与0.15 s。
2.3 振動台试验
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。
从美国太平洋地震工程研究中心（PEER）数据库中选取4条近断层地震记录，如表1所示，同时选取3条普通地震波El centro，Taft和Rgbtonga作为振动台模型实验的输入地震动。将地震动时间按0.267的比例系数进行压缩，并调整地震动峰值加速度为0.2g，0.40g，进行单向（X向）输入振动台试验，共有42组试验工况。振动台试验在福州大学结构实验室进行，试验于2017年4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5为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下层间隔震与抗震模型峰值层间位移响应。图6表明，在0.2g与0.4g地震动峰值加速度作用下，远场地震动与近断层地震动下，层间隔震结构均取得了较好的减震效果，但近断层地震动下的减震效果差于远场地震动。还表明，层间隔震模型塔楼层间位移变化均匀，整体近乎平动；而抗震模型最大层间位移发生在第三层，即竖向刚度突变处。由于长周期脉冲成分的影响，近断层地震动下层间隔震与抗震模型的层间位移反应均增大为远场地震动下的1.5～2倍。
图6为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下层间隔震模型与抗震模型相对于振动台台面峰值位移响应。图6表明，在远场地震动与近断层地震动下，隔震层上部塔楼结构位移响应连线近似为一条直线，各层位移变化很小，整体近似平动；而隔震层下部大底盘结构峰值位移响应则随楼层的增加而增大。
图7为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下层间隔震模型与抗震模型加速度响应。图7表明，近断层地震动作用下抗震结构的楼层峰值加速度约为远场地震动下的峰值加速度的1.5～2倍；上部塔楼结构经隔震后，加速度减震效果明显，且加速度反应基本呈现为整体平动。不同峰值加速度的远场地震动下隔震层下部大底盘结构峰值加速度反应较抗震结构增大明显，这与文献[11]的结论基本一致，而近断层地震动下大底盘结构峰值加速度反应相比抗震结构增大并不明显。
表4为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下隔震模型层间位移减震率。表4表明，远场地震动与近断层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21.68%～83.80%和33.03%～68.72%，同类型地震动在不同的峰值加速度下的减震效果大体相当。但由于近断层地震动具有的脉冲运动特征，其作用下隔震结构的减震效果明显劣于远场地震动下的减震效果。此外，不同类型地震动与不同峰值加速度作用下，隔震层上部结构的减震效果优于隔震层下部结构。
表5为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下隔震模型的峰值层间加速度减震率。由表5可得，不同峰值加速度远场地震动下大底盘结构加速度平均值放大37.23%～84.83%，隔震层上部结构加速度平均减震率在78%以上。近断层地震动作用下大底盘结构加速度平均值放大不明显，平均值放大2.89%～19.62%之间，隔震层上部结构加速度平均值减震率处于62.28%～78.33%。由此表明，由于近断层地震动脉冲成分的影响，隔震层上部结构加速度减震效果劣于远场地震动，而隔震层下部大底盘结构的加速度放大效应并不明显。
表6为不同类型地震动下层间隔震结构隔震层的最大位变形。由表6可知，相比远场地震动作用，近断层地震动下隔震层的最大变形显著增大，地震动峰值加速度为0.2g时，隔震层最大变形平均值为远场地震动下的1.80倍；地震动峰值加速度为0.4g时，隔震层最大变形平均值为远场地震动下的1.55倍，均超越了《建筑抗震设计规范》中采用的近场影响系数1.5。分析表明：由于近断层地震动脉冲运动的影响，在其作用下的隔震层易产生显著变形，超越抗震规范中近场影响系数规定范围，规范中考虑近场影响系数的取值偏于不保守，可能导致隔震支座发生超限破坏。建议近场地区层间隔震结构设计宜采用实际的近断层脉冲地震波记录进行设计与分析。
3.2 基础隔震模型地震响应分析
图8为基础隔震与抗震模型相对于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。图8表明，远场地震动与近断层地震动作用下基础隔震结构各楼层变形均比抗震结构显著减少，且随着楼层增加，隔震结构各楼层相对位移基本保持不变，整体近乎平动。由于长周期脉冲成分的影响，近断层地震动作用下隔震层位移相对于远场地震动放大1.5倍以上，说明抗震规范隔震结构设计中考虑近场影响系数的取值偏于不保守。因此，按远场地震动设计的隔震结构，一旦遭遇近断层地震动，易导致隔震支座破坏而使隔震层上部结构倾覆失稳，建议对近断层脉冲地震动作为独立工况进行分析。
表7为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度作用下基础隔震结构模型的层间位移减震率。由表可知，在0.2g与0.4g地震动峰值加速度的远场地震动作用下塔楼各楼层的层间位移平均减震率分别为65.80%～74.99%与74.45%～79.02%之间，大底盘层间位移减震效果劣于塔楼各层减震效果。在0.2g与0.4g地震动峰值加速度的近断层脉冲地震动作用下塔楼各楼层的层间位移平均减震率均在56.17%～67.03%之间，大底盘层间位移减震效果也劣于塔楼各层减震效果。同时表明，由于长周期脉冲成分的影响，近断层地震动的层间位移减震效果劣于远场地震动下的减震效果。
需特别指出，远场地震动与近断层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0.4g的地震动峰值加速度工况下，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为基础隔震与抗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。图9和表8说明：在0.2g与0.4g地震动峰值加速度的远场地震动作用下，基础隔震模型各楼层加速度平均减震率为67.99%～83.13%，且随楼层增加减震率呈逐渐增大趋势；各楼层加速度响应连线近似为一条直线，加速度变化很小，整体近似平动。在近场脉冲地震动作用下，塔楼各楼层峰值加速度反应较抗震模型均显著减小，平均减震率为38.76%～71.76%，且随楼层增加减震率呈逐渐增大趋势。此外，各楼层加速度响应连线也近似为一条直线，加速度变化比远场地震动下的变化略大，但整体仍近似平动。由于长周期脉冲成分的影响，近断层地震动作用下基础结构减震效果劣于普通地震动，因此，大底盘塔楼基础隔震结构设计应考虑长周期脉冲成分对其抗震性能的不利影响。
表9为不同类型地震动下隔震层最大变形。在0.2g与0.4g地震动峰值加速度下，近断层地震动的隔震层变形平均值分别增大为远场地震动下的1.83倍与1.77倍，表明由于长周期脉冲成分的影响，隔震层变形显著增大，超越抗震规范中近场影响系数取值为1.5的规定，规范中考虑近场影响系数的取值偏于不保守，可能导致隔震支座发生超限破坏。建议在近断层地区隔震结构设计中，宜采用实际的近断层地震波记录考虑其长周期的脉冲特性，并对近断层脉冲地震动作为单独工况进行分析。
3.3 考虑近场影响系数隔震模型地震反应分析
目前隔震结构基本按照远场地震动设计，采用近场影响系数考虑近断层效应[12]，当隔震结构处于发震断层10 km以内时，输入地震波应考虑近场影响系数，5 km以内近场影响系数宜取1.5，5 km以外近场影响系数可取不小于1.25。图10 为隔震试验模型在远场地震动下考虑近场影响系数2.0与近断层脉冲地震动下的平均反应对比。由图表明，对于层间隔震与基础隔震模型的塔楼，考虑近场影响系数2.0的层间位移与加速度反应与近断层脉冲地震动下的反应相接近；近断层脉冲地震动下大底盘部分的平均层间位移约为远场地震动下平均层间位移的1.5倍，而对于大底盘部分的加速度反应，不同隔震结构形式表现不一致。因此，现行抗震规范中近场影响系数取值1.5可能偏于不安全，不能完全考虑长周期脉冲成分的影响。
4 振动台试验与有限元分析对比
利用Midas/Gen建立上述大底盘单塔楼隔震结构的有限元模型，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，将分析结果与振动台试验对比来验证结果可靠性。
图11和12给出了峰值加速度为0.40g作用下层间隔震、基础隔震模型各楼层的平均层间位移试验与数值结果对比。由图可知，两种隔震模型的层间位移响应试验值及数值结果的响应规律一致，最大误差在12%以内，吻合度高。
图13为层间隔震隔震层位移的试验与计算结果对比，图14为基础隔震隔震层位移的试验与计算结果对比。由图可知，在远场地震动与近断层脉冲地震动作用下，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，表明试验与数值分析结果可靠性高。
5 结 论
本文进行了近断层地震动作用下大底盘单塔楼层间隔震、基础隔震与抗震模型的振动台试验研究，得出如下结论：
（1） 由于长周期脉冲成分不利影响，在近断层地震动作用下大底盘单塔楼层间隔震与基础隔震结构的层间位移与楼层加速度响应增大为在远场地震动下响应的1.5～2倍，采用现行抗震规范的近场影响系数值不能完全反映长周期速度脉冲对隔震结构的不利影响，且隔震结构的减震性能也明显劣于在远场地震动作用下的减震性能。因此，近断层地区的大底盘塔楼隔震结构设计应考虑长周期脉冲成份对其抗震性能的不利影响，采用近断层脉冲地震动作为单独工况进行分析。
（2） 在0.2g与0.4g的近断层地震动峰值加速度作用下，由于长周期脉冲成分的不利影响，隔震层变形超越了远场地震动作用下的1.5倍，超出当前抗震规范近场影响系数的取值规定，说明抗震规范采用的近场影响系数取值可能偏于不安全，不能完全考虑近场长周期脉冲运动对隔震结构的不利影响。按照远场地震动设计的隔震结构，一旦遭遇近断层脉冲强震，可能导致隔震层变形过大而失效，需采取適当的措施对隔震层变形进行控制。
本文僅进行了大底盘上塔楼隔震结构有限数量试验研究而得出的相关结论，这是本文的不足之处，后续工作将展开进一步探讨。
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摘要： 近断层地震动具有长周期、短持时、高能量的速度脉冲，可能导致长周期的大底盘上塔楼隔震结构产生隔震层位移放大效应。通过振动台试验分析与验证其对长周期的大底盘上塔楼隔震建筑减震性能带来的不利影响。首先讨论近断层地震动的运动特征，然后设计一个水平向缩进尺寸比例为1∶3的大底盘单塔楼钢框架模型，分别组装为层间隔震、基础隔震和抗震等三种试验模型，以近断层地震动与远场地震动为激励输入，进行单向振动台试验。探讨近断层地震动长周期的速度脉冲对隔震结构层间位移、楼层加速度、隔震层变形等减震性能的影响，分析与验证近断层地区隔震结构采用考虑近场影响系数设计方法的适用性。结果表明：在近断层地震动作用下大底盘单塔楼隔震结构的层间位移、楼层加速度等动力反应均明显大于在远场地震动作用下的相应值，增大为远场地震动的1.5～2倍，且层间位移与楼层加速度等减震效果相比远场地震动变差；不同隔震形式下的隔震支座变形均达到远场地震动的1.5倍以上，近断层地区隔震结构设计应考虑长周期速度脉冲对减震性能的不利影响。
关键词： 大底盘隔震结构； 近断层地震动； 振动台试验； 减震性能； 近场影响系数
中图分类号： TU352.1 文献标志码： A 文章编号： 1004-4523（2018）05-0799-12
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已有研究主要集中于大底盘上塔楼隔震结构的理论分析，并未针对近断层地震动作用下大底盘上塔楼的响应特性进行深入的讨论，特别是缺乏结构模型的模拟地震动试验验证。目前，隔震结构的设计是利用普通周期地震动为输入激励，并利用近场影响系数来考虑近场效应，但近断层地震动具有长周期速度脉冲、大的峰值加速度与高瞬时输入能等特性，以及存在地震动频谱特性上的差异，隔震结构的位移响应是否会超出此系数的考虑范围，而造成隔震支座位移超限，结构失稳破坏，尚不明确。
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与塔楼底部，分别形成基础隔震与层间隔震模型，以远场地震动与近断层地震动为激励输入，进行单向振动台试验，考察其在近断层地震动作用下的结构响应规律与长周期脉冲对隔震层变形的影响。
1 近断层地震动运动特征
汶川地震（2008）、集集地震（1999）、Kobe地震（1995）等近断层地震动表现出强地震动集中性、滑冲效应、上盘效应、方向性效应以及长周期脉冲等特点。长周期脉冲主要表现为长周期的速度和位移脉冲、大的加速度峰值，地震初始带来很高的结构输入能量。根据文献[10]判别近断层地震动，本文从美国太平洋地震工程研究中心强震数据库中选取适合于Ⅱ类场地的Kobe（1995）与IMPVALL（1979）地震动中4条近断层地震记录，地震动信息如表1所示，同时选取3条普通地震动记录El centro，Taft和Rgbtonga。将各地震加速度峰值调为200 gal，分别获得地震动记录的加速度、速度时程与加速度、速度、位移平均反应谱曲线，如图1和2所示。
图1为近断层地震动E01640加速度与速度时程曲线。由图可知，该地震波具有明显的长周期速度脉冲。隔震系统虽然通过延长结构的周期，减小结构受地震动中高频成分和高峰值加速度的破坏，但由于近断层地震动中长周期速度脉冲的存在，其会增加隔震结构的响应，对隔震结构产生不利的影响。
图2为近断层地震动与远场地震动的平均反应谱。由图可知，近断层地震动的加速度、速度与位移反应在长周期区间大于远场地震的相应值，这说明在近断层地震动作用下，长周期的隔震结构将产生更高的加速度、速度与位移反应。按照远场地震动设计的隔震结构一旦遭遇近断层地震动，将导致隔震结构位移与加速度反应变大，可能导致隔震层变形超过设计变形限值，致使隔震层上部结构倾覆破坏。
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，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。1～2层框架柱尺寸为700 mm×700 mm，其余柱尺寸为500 mm×500 mm；1～2层框架梁尺寸为300 mm×800 mm，其余梁尺寸为300 mm×700 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 模型设计与隔震支座性能参数
对结构模型进行简化和缩尺，采用单向（X向）振动台试验。考虑到振动台台面尺寸（4 m×4 m）及最大有效载荷（22 t）等条件，将长度相似比定为1/7。表2为模型与原型结构相似关系。
根据截面刚度等效原则，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。将模型结构梁、柱采用Q235B角钢，柱子型号GB-L100×8；梁型号GB-L80×5。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，模型立面如图3所示。
原型基础隔震结构与层间隔震分别采用8个与4个LNR普通橡胶隔震支座，直径600 mm，竖向面压小于12 MPa。模型结构考虑相似比关系、橡胶支座力学性能的稳定性、模型结构的总重量以及设计参数的要求，采用直径为100 mm隔震支座，竖向面压0.85～4.3 MPa，水平等效刚度（剪切应变γ=100%）分别需要为0.17和0.13 kN/mm，其基本参数如表3所示。层间隔震试验模型分别采用4个LNR100（b），基础隔震试验模型采用8个LNR100（a）。组装后的试验模型如图4所示。层间隔震、基础隔震与抗震模型基本周期分别为0.52，0.57与0.15 s。
2.3 振動台试验
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。
从美国太平洋地震工程研究中心（PEER）数据库中选取4条近断层地震记录，如表1所示，同时选取3条普通地震波El centro，Taft和Rgbtonga作为振动台模型实验的输入地震动。将地震动时间按0.267的比例系数进行压缩，并调整地震动峰值加速度为0.2g，0.40g，进行单向（X向）输入振动台试验，共有42组试验工况。振动台试验在福州大学结构实验室进行，试验于2017年4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5为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下层间隔震与抗震模型峰值层间位移响应。图6表明，在0.2g与0.4g地震动峰值加速度作用下，远场地震动与近断层地震动下，层间隔震结构均取得了较好的减震效果，但近断层地震动下的减震效果差于远场地震动。还表明，层间隔震模型塔楼层间位移变化均匀，整体近乎平动；而抗震模型最大层间位移发生在第三层，即竖向刚度突变处。由于长周期脉冲成分的影响，近断层地震动下层间隔震与抗震模型的层间位移反应均增大为远场地震动下的1.5～2倍。
图6为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下层间隔震模型与抗震模型相对于振动台台面峰值位移响应。图6表明，在远场地震动与近断层地震动下，隔震层上部塔楼结构位移响应连线近似为一条直线，各层位移变化很小，整体近似平动；而隔震层下部大底盘结构峰值位移响应则随楼层的增加而增大。
图7为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下层间隔震模型与抗震模型加速度响应。图7表明，近断层地震动作用下抗震结构的楼层峰值加速度约为远场地震动下的峰值加速度的1.5～2倍；上部塔楼结构经隔震后，加速度减震效果明显，且加速度反应基本呈现为整体平动。不同峰值加速度的远场地震动下隔震层下部大底盘结构峰值加速度反应较抗震结构增大明显，这与文献[11]的结论基本一致，而近断层地震动下大底盘结构峰值加速度反应相比抗震结构增大并不明显。
表4为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下隔震模型层间位移减震率。表4表明，远场地震动与近断层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21.68%～83.80%和33.03%～68.72%，同类型地震动在不同的峰值加速度下的减震效果大体相当。但由于近断层地震动具有的脉冲运动特征，其作用下隔震结构的减震效果明显劣于远场地震动下的减震效果。此外，不同类型地震动与不同峰值加速度作用下，隔震层上部结构的减震效果优于隔震层下部结构。
表5为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度下隔震模型的峰值层间加速度减震率。由表5可得，不同峰值加速度远场地震动下大底盘结构加速度平均值放大37.23%～84.83%，隔震层上部结构加速度平均减震率在78%以上。近断层地震动作用下大底盘结构加速度平均值放大不明显，平均值放大2.89%～19.62%之间，隔震层上部结构加速度平均值减震率处于62.28%～78.33%。由此表明，由于近断层地震动脉冲成分的影响，隔震层上部结构加速度减震效果劣于远场地震动，而隔震层下部大底盘结构的加速度放大效应并不明显。
表6为不同类型地震动下层间隔震结构隔震层的最大位变形。由表6可知，相比远场地震动作用，近断层地震动下隔震层的最大变形显著增大，地震动峰值加速度为0.2g时，隔震层最大变形平均值为远场地震动下的1.80倍；地震动峰值加速度为0.4g时，隔震层最大变形平均值为远场地震动下的1.55倍，均超越了《建筑抗震设计规范》中采用的近场影响系数1.5。分析表明：由于近断层地震动脉冲运动的影响，在其作用下的隔震层易产生显著变形，超越抗震规范中近场影响系数规定范围，规范中考虑近场影响系数的取值偏于不保守，可能导致隔震支座发生超限破坏。建议近场地区层间隔震结构设计宜采用实际的近断层脉冲地震波记录进行设计与分析。
3.2 基础隔震模型地震响应分析
图8为基础隔震与抗震模型相对于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。图8表明，远场地震动与近断层地震动作用下基础隔震结构各楼层变形均比抗震结构显著减少，且随着楼层增加，隔震结构各楼层相对位移基本保持不变，整体近乎平动。由于长周期脉冲成分的影响，近断层地震动作用下隔震层位移相对于远场地震动放大1.5倍以上，说明抗震规范隔震结构设计中考虑近场影响系数的取值偏于不保守。因此，按远场地震动设计的隔震结构，一旦遭遇近断层地震动，易导致隔震支座破坏而使隔震层上部结构倾覆失稳，建议对近断层脉冲地震动作为独立工况进行分析。
表7为不同类型地震动与不同地震动峰值加速度作用下基础隔震结构模型的层间位移减震率。由表可知，在0.2g与0.4g地震动峰值加速度的远场地震动作用下塔楼各楼层的层间位移平均减震率分别为65.80%～74.99%与74.45%～79.02%之间，大底盘层间位移减震效果劣于塔楼各层减震效果。在0.2g与0.4g地震动峰值加速度的近断层脉冲地震动作用下塔楼各楼层的层间位移平均减震率均在56.17%～67.03%之间，大底盘层间位移减震效果也劣于塔楼各层减震效果。同时表明，由于长周期脉冲成分的影响，近断层地震动的层间位移减震效果劣于远场地震动下的减震效果。
需特别指出，远场地震动与近断层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0.4g的地震动峰值加速度工况下，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为基础隔震与抗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。图9和表8说明：在0.2g与0.4g地震动峰值加速度的远场地震动作用下，基础隔震模型各楼层加速度平均减震率为67.99%～83.13%，且随楼层增加减震率呈逐渐增大趋势；各楼层加速度响应连线近似为一条直线，加速度变化很小，整体近似平动。在近场脉冲地震动作用下，塔楼各楼层峰值加速度反应较抗震模型均显著减小，平均减震率为38.76%～71.76%，且随楼层增加减震率呈逐渐增大趋势。此外，各楼层加速度响应连线也近似为一条直线，加速度变化比远场地震动下的变化略大，但整体仍近似平动。由于长周期脉冲成分的影响，近断层地震动作用下基础结构减震效果劣于普通地震动，因此，大底盘塔楼基础隔震结构设计应考虑长周期脉冲成分对其抗震性能的不利影响。
表9为不同类型地震动下隔震层最大变形。在0.2g与0.4g地震动峰值加速度下，近断层地震动的隔震层变形平均值分别增大为远场地震动下的1.83倍与1.77倍，表明由于长周期脉冲成分的影响，隔震层变形显著增大，超越抗震规范中近场影响系数取值为1.5的规定，规范中考虑近场影响系数的取值偏于不保守，可能导致隔震支座发生超限破坏。建议在近断层地区隔震结构设计中，宜采用实际的近断层地震波记录考虑其长周期的脉冲特性，并对近断层脉冲地震动作为单独工况进行分析。
3.3 考虑近场影响系数隔震模型地震反应分析
目前隔震结构基本按照远场地震动设计，采用近场影响系数考虑近断层效应[12]，当隔震结构处于发震断层10 km以内时，输入地震波应考虑近场影响系数，5 km以内近场影响系数宜取1.5，5 km以外近场影响系数可取不小于1.25。图10 为隔震试验模型在远场地震动下考虑近场影响系数2.0与近断层脉冲地震动下的平均反应对比。由图表明，对于层间隔震与基础隔震模型的塔楼，考虑近场影响系数2.0的层间位移与加速度反应与近断层脉冲地震动下的反应相接近；近断层脉冲地震动下大底盘部分的平均层间位移约为远场地震动下平均层间位移的1.5倍，而对于大底盘部分的加速度反应，不同隔震结构形式表现不一致。因此，现行抗震规范中近场影响系数取值1.5可能偏于不安全，不能完全考虑长周期脉冲成分的影响。
4 振动台试验与有限元分析对比
利用Midas/Gen建立上述大底盘单塔楼隔震结构的有限元模型，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，将分析结果与振动台试验对比来验证结果可靠性。
图11和12给出了峰值加速度为0.40g作用下层间隔震、基础隔震模型各楼层的平均层间位移试验与数值结果对比。由图可知，两种隔震模型的层间位移响应试验值及数值结果的响应规律一致，最大误差在12%以内，吻合度高。
图13为层间隔震隔震层位移的试验与计算结果对比，图14为基础隔震隔震层位移的试验与计算结果对比。由图可知，在远场地震动与近断层脉冲地震动作用下，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，表明试验与数值分析结果可靠性高。
5 结 论
本文进行了近断层地震动作用下大底盘单塔楼层间隔震、基础隔震与抗震模型的振动台试验研究，得出如下结论：
（1） 由于长周期脉冲成分不利影响，在近断层地震动作用下大底盘单塔楼层间隔震与基础隔震结构的层间位移与楼层加速度响应增大为在远场地震动下响应的1.5～2倍，采用现行抗震规范的近场影响系数值不能完全反映长周期速度脉冲对隔震结构的不利影响，且隔震结构的减震性能也明显劣于在远场地震动作用下的减震性能。因此，近断层地区的大底盘塔楼隔震结构设计应考虑长周期脉冲成份对其抗震性能的不利影响，采用近断层脉冲地震动作为单独工况进行分析。
（2） 在0.2g与0.4g的近断层地震动峰值加速度作用下，由于长周期脉冲成分的不利影响，隔震层变形超越了远场地震动作用下的1.5倍，超出当前抗震规范近场影响系数的取值规定，说明抗震规范采用的近场影响系数取值可能偏于不安全，不能完全考虑近场长周期脉冲运动对隔震结构的不利影响。按照远场地震动设计的隔震结构，一旦遭遇近断层脉冲强震，可能导致隔震层变形过大而失效，需采取適当的措施对隔震层变形进行控制。
本文僅进行了大底盘上塔楼隔震结构有限数量试验研究而得出的相关结论，这是本文的不足之处，后续工作将展开进一步探讨。
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