不同縮進比例的大底盤單塔樓結構隔震性能研究

吳應雄， 陸劍峰， 顏學淵， 陳梓軒， 祁 皚

(福州大學 土木工程學院， 福州 350116)

不同縮進比例的大底盤單塔樓結構隔震性能研究

吳應雄， 陸劍峰， 顏學淵， 陳梓軒， 祁 皚

(福州大學 土木工程學院， 福州 350116)

大底盤單塔樓隔震結構的研究中，尚缺乏縮進比例對隔震性能的影響規律研究。確定了塔樓縮進比例為1∶3的大底盤單塔樓模型，制作安裝了基礎隔震、層間隔震和抗震這三種結構模型并進行單向振動臺試驗，通過對比振動臺試驗和數值模擬結果，驗證了數值模擬的準確性，據此建立了塔樓縮進比例分別為1∶1.5、1∶2、1∶2.5和1∶3這四種模型并進行數值分析，結果表明：與抗震結構相比，基礎隔震各樓層加速度放大系數隨樓層數增加略微增大，頂層放大較為明顯，但總體反應接近平動；層間隔震的塔樓加速度反應近乎平動，但底盤的加速度放大系數卻比抗震模型大，且隨著樓層數的增加而增大；基礎隔震各層層間位移減震效果顯著，而層間隔震底盤樓層減震效果差，兩者底盤響應差異性較大。進一步分析得到，隨著縮進比例的增大，三種結構形式的加速度放大系數均有增大的趨勢，其中基礎隔震與層間隔震模型的增幅較小，而抗震模型的增幅較大。研究結果可為大底盤單塔樓隔震方案的選擇和隔震設計提供參考。

大底盤上塔樓； 層間隔震； 體型縮進； 振動臺試驗

大底盤上塔樓建筑由于塔樓較底盤體型縮進，為豎向剛度不規則結構，歷次震害表明塔樓底部的樓層震害嚴重[1-4]。新發展的層間隔震技術能有效改善大底盤上塔樓結構體系因其層間剛度突變引起的復雜受力情況，GB50011—2010《建筑抗震設計規范》(簡稱《抗規》(10版))指出，目前大底盤上塔樓建筑應用層間隔震技術(隔震層設置于塔樓的底盤上)已有一定的工程實例。

譚平等[1]對大底盤單塔樓隔震結構進行了數值分析，表明了層間隔震能夠顯著減輕上部結構的地震反應，整體結構周期延長，但下部結構地震響應減震率較小；李玉珍[2]采用多質點分析模型建立大底盤單塔樓隔震結構的振動方程，通過數值模擬，分析大底盤單塔層間隔震結構的地震反應，指出隔震層水平剛度和阻尼比是影響減震效果的主要參數；Dang等[5]針對不對稱的大底盤多塔樓隔震體系，通過仿真分析探討了塔樓質量偏心率和質量比對于結構動力特性的影響。結果表明，塔樓與底盤的位置和質量分布會影響結構的扭轉效應和減震效果，應盡量使塔樓與底盤的質心重合，以減小結構的扭轉效應，提高減震效果；Jin等[6]對一組4層鋼結構底層柱頂隔震模型進行振動臺試驗，結果表明：上部結構隔震效果較好，但底層加速度響應略增大，認為層間隔震不能減少底層的地震反應。王蓉蓉[7]建立了大底盤單塔樓抗震結構模型及相應的基隔結構和層隔結構模型，對比各結構模型的動力響應。結果表明，應用隔震技術使結構基本周期較抗震結構延長，上部結構的地震反應也隨之降低；孫臻等[8]基于有限元軟件對某實際大底盤雙塔樓層間隔震結構進行非線性分析，對比隔震與抗震結構的地震反應。結果表明：層間隔震塔樓各層的地震響應均小于抗震結構，而下部結構地震響應均滿足規范要求，進一步驗證了在高烈度區對大底盤雙塔樓結構應用層間隔震技術安全且可行；馬玉宏等[9]以某大底盤上塔樓基礎隔震建筑為例研究了大底盤層數對結構動力特性及地震反應特性的影響，模態分析和時程分析結果表明：大底盤層數越多，塔樓的減震效果越好，隔震層位移越大，上部塔樓的層間位移和加速度等反應越小。

由以上文獻可知，目前對于大底盤上塔樓結構隔震效果的影響規律的研究已經相對成熟，研究方法基本為數值分析，而相應振動臺試驗的驗證缺乏，且有關文獻大多研究的是底盤與塔樓的樓層數以及質量等參數對于結構隔震效果的影響，未考慮塔樓體型縮進比例這一因素。為此，制作與安裝一個5層縮尺比例為1∶7的大底盤單塔樓結構模型，塔樓較底盤縮進比例為1∶3，通過將隔震層設于底盤底部和塔樓底部，形成基礎隔震和層間隔震模型，并進行振動臺試驗，通過數值模擬和振動臺試驗進行對比和校正。在此基礎上，通過有限元軟件Etabs建立了塔樓較底盤縮進比例分別為1∶1.5、1∶2、1∶2.5和1∶3的四種數值模型，分析塔樓體型縮進比例大小對于大底盤單塔樓結構隔震效果的影響規律，研究結果可為大底盤單塔樓隔震方案的選擇和隔震設計提供參考。

1 試驗概況

1.1 建立結構模型

建立一個具有工程應用意義的大底盤單塔樓結構模型，其中下部底盤2層，層高5 m，橫向3跨，縱向1跨，柱網7 m×7 m；上部塔樓6層，層高3.5 m，橫向1跨，縱向1跨，柱網7 m×7 m。建筑總高度為31 m，采用鋼筋混凝土框架結構，主要框架柱尺寸700 mm×700 mm～500 mm×500 mm，框架梁尺寸300 mm×700～800 mm，混凝土強度等級C30～C35，樓板厚度110 mm。

塔樓較底盤水平向縮進尺寸比例為1∶3，符合大底盤上塔樓結構的受力特征。對結構模型進行簡化和縮尺，重點研究長向的動力特性和地震響應，因此采用單向振動臺試驗。采用了隔震技術，故將塔樓每兩層簡化為一層，即六層簡化為三層，考慮利用課題組已有的試驗模型作為塔樓部分以節約試驗經費。最終確定控制尺寸，取幾何相似比為1∶7，表1是模型與原型結構相似關系。綜合考慮剛度、質量及結構損傷等因素，最終簡化為五層鋼框架結構模型，其中底盤2層，塔樓3層。底盤長向(X向)為三跨，每跨長度均為1 m，短向(Y向)為單跨，長度為1 m，層高0.714 m；塔樓兩方向均為單跨，長度為1 m，層高1 m，最大高寬比為3，接近常規隔震結構高寬比的比值，這樣模型總高度4.82 m，圖1是模型平面示意圖。結構模型梁、柱采用角鋼，Q235B鋼材，柱子型號GB-L100×8；梁型號GB-L80×5。模型結構的底盤與塔樓均可重復利用，分別將隔震支座置于塔樓底部以及底盤底部可得到層間隔震結構、基礎隔震結構，去除隔震支座并固接即成為抗震結構，如圖2所示。組裝后的結構模型如圖3所示，表2是模型結構層間剛度。

表1 模型結構相似比Tab.1 Model structure similarity ratio

(a)底盤平面(b)塔樓平面

圖1 模型結構平面圖

Fig.1 Model structure plan

(a) 基礎隔震

(b) 層間隔震

(c) 抗震圖2 三種結構模型Fig.2 Three kinds of structure model

圖3 組裝后結構模型Fig.3 Assembled structure model表2 模型結構層間剛度Tab.2 Model structure interlayer stiffness

樓層層間剛度/(kN·mm-1)514.20414.20314.20277.93177.93

1.2 結構模型隔震層設計

1.2.1 基礎隔震模型隔震層設計

原型基礎隔震結構采用8個隔震支座，其中邊、角柱為鉛芯支座(LRB)，中柱為普通橡膠支座(LNR)，直徑為600 mm，豎向面壓小于12 MPa，隔震層水平剛度為10.65 kN/mm，由相似關系，模型結構隔震層側移剛度為1.52 kN/mm。基礎隔震模型是將隔震層設于底盤底部，設計基本步驟為：① 根據上部結構類型、平面布置和隔震支座豎向壓應力不超過容許值確定隔震支座的規格；② 計算基礎隔震結構地震作用；③ 驗算隔震支座水平位移不超過容許值。按照上述設計步驟并結合生產工藝條件選用隔震支座，其中4個LNR120和4個LRB120，豎向面壓分別為0.75 MPa和2.52 MPa。

1.2.2 層間隔震模型隔震層設計

原型層間隔震結構采用4個鉛芯隔震支座，直徑為500 mm，豎向面壓小于12 MPa，隔震層水平剛度為4.31 kN/mm，由相似關系，模型結構隔震層側移剛度為0.61 kN/mm。層間隔震是將震隔震層設于塔樓底部，其設計方法與基礎隔震類似，為了保證基礎隔震和層間隔震這兩種結構模型振動臺試驗和分析具有可比性，按照隔震層水平剛度相近的原則，確定選用4個LRB100隔震支座，豎向面壓為1.26 MPa。

1.3 試驗用隔震支座

試驗采用橡膠剪切模量為0.392 N/mm2的隔震支座，其中LRB100支座剖面如圖4所示。

(a)LRB剖面(b)隔震支座安裝

圖4 隔震支座

Fig.4 Isolation bearing

試驗過程中軸向壓應力保持軸向壓應力6 MPa恒定，隔震支座試驗體做剪切應變γ=100%的水平性能試驗。表3列出了三種支座的規格和壓剪測試后的性能參數。基礎隔震模型隔震層側移剛度實測值為1.68 kN/mm，相比于由相似關系計算得到的1.52 kN/mm，相差10.50%；層間隔震模型隔震層側移剛度實測值為0.644 kN/mm，相比于由相似關系計算得到0.61 kN/mm，相差5.60%。可見誤差不大，可用于試驗。

1.4 振動臺試驗

1.4.1 試驗加載及數據采集

振動臺試驗于2016年8月在福州大學結構實驗室完成。試驗加載及采集裝置如下：

表3 隔震支座規格與性能參數Tab.3 Specifications and performance parameters of isolation bearings

(1) 振動臺系統。表4給出了試驗所用的地震模擬振動臺系統的主要技術參數。

表4 振動臺主要技術參數Tab.4 Main technical parameters of shaking table

(2) 傳感器和數據采集系統。每層(含振動臺臺面共8層)水平對稱布置2個X向加速度傳感器，共采用16個DH610型磁電式振動加速度傳感器。同時每層布置8個NS-WY06型拉線位移傳感器。試驗采用JM5958振動臺多功能測試系統，用于記錄層間位移、隔震層位移以及絕對加速度。該系統數據采集箱共有64個通道，本次試驗共計使用24個通道，包括16個加速度傳感器通道和8個位移傳感器通道。

1.4.2 地震波選取及試驗工況

選用適合于Ⅱ類場地的EL-Centro波、Taft波和Northridge三條強震記錄，以及一條人工波Rgbtongan波(廈門同安波)。地震波單向(X向)輸入，每條地震波加速度峰值按規范分別調整至0.20 g、0.40 g和0.60 g。模型試驗順序依次是層間隔震結構、基礎隔震結構和抗震結構，這樣共有36組試驗工況。

2 主要試驗結果分析

絕對加速度和層間位移是反映結構地震響應的兩個主要指標，也是評價結構減震效果的重要指標。為了比較不同模型結構地震響應的減震效果，引入地震反應減震率參數θ[10]，將其定義為：

(1)

式中:θ為減震率，Δi為隔震模型反應均值，Δ為抗震模型反應均值。

需要說明的是，為了行文方便試驗結果的表達順序先基礎隔震再層間隔震。加速度和層間位移響應結果的圖和表中，隔1表示基礎隔震，隔2表示層間隔震，加速度測點位置分別為各自隔震層頂板。

2.1 模型結構動力特性

表5給出了三種結構模型通過白噪聲掃頻，根據模態分析得到受震前后的X向第一階自振周期。由表5可得，三種結構模型在受震前后自振周期和周期變化率接近，隔震結構較抗震結構稍有延長。

表5 模型結構自振周期測試結果Tab.5 Test value of natural vibration period ofmodel structure

2.2 模型結構加速度反應

三種結構模型在上述四條波加速度峰值分別為0.20 g、0.40 g和0.60 g作用下，加速度響應試驗見表6和表7，各結構模型加速度反應對比結果見圖5。限于篇幅且隔震結構應重點考慮大震作用下的結構響應，因此下文各響應的對比圖中僅表達加速度峰值分別為0.40 g和0.60 g作用下的結果。

(a)加速度0.40g(b)加速度0.60g

圖5 模型結構加速度反應對比

Fig.5 Comparison of acceleration response of model structure

由表6和表7得，基礎隔震各層和層間隔震塔樓加速度反應較抗震模型均顯著減小，二者減震率分別處于53.72%～80.69%和62.76%～83.09%，隨樓層增加減震率逐漸增大，減震效果良好。由于層間隔震底盤為抗震結構，所以減震率較抗震模型反而增加，且增加幅度隨著輸入地震波峰值增加而增大，分別處于10.12%～30.03%，這與有關文獻的研究結論基本一致[7-14]。由圖5可得，基礎隔震和層間隔震塔樓加速度響應連線近似為一條直線，各層加速度變化很小，整體近似平動。層間隔震底盤加速度響應則隨樓層的增加而增大。

表6 基礎隔震與抗震模型加速度試驗值及減震率Tab.6 Acceleration test value and damping ratio of base isolation and seismic model

表7 層間隔震與抗震模型加速度試驗值及減震率Tab.7 Acceleration test value and damping ratio of interlayer isolation and seismic model

2.3 模型結構位移反應

三種結構模型在上述四條波加速度峰值分別為0.20 g、0.40 g和0.60 g作用下，層間位移響應試驗結果見表8和表9，結構模型層間位移反應對比結果見圖6(省略了隔震層)。

表8 基礎隔震與抗震模型層間位移試驗值和減震率Tab.8 The test values of displacement and damping ratio between base isolation and seismic model

表9 層間隔震與抗震模型層間位移試驗值和減震率Tab.9 Test values of interlayer displacement and damping ratio between interlayer isolation and seismic model

(a)加速度0.40g(b)加速度0.60g

圖6 模型結構層間位移反應對比

Fig.6 Comparison of displacement response of interlayer model structures

從表8和表9得，基礎隔震和層間隔震塔樓的層間位移反應較抗震模型均顯著減小，減震率分別處于51.62%～67.12%和68.68%～81.02%。層間隔震底盤兩層減震率在1.27%～7.41%，即基本無減震效果。由圖6得，抗震模型最大層間位移發生在第三層，即豎向剛度突變處。基礎隔震和層間模型塔樓的層間位移較抗震模型均有大幅度減少，各層層間位移變化均勻，表現為整體平動，減震效果顯著。

3 振動臺試驗與有限元分析結果對比

對上述大底盤單塔樓結構模型進行地震響應時程分析，利用通用成熟的Etabs有限元軟件，分析模型如圖7所示。將分析結果與振動臺試驗對比，來驗證數值分析的可靠性。模型中梁、柱均采用空間桿系單元模擬，板采用膜單元。隔震支座采用Etabs自帶的Isolator1單元模擬，其恢復力采用Bouc-Wen模型來模擬。

3.1 加速度響應分析

圖8～圖10給出了加速度峰值分別為0.40 g和0.60 g作用下三種模型結構各層加速度響應試驗與數

圖7 有限元分析模型Fig.7 Finite element analysis model

值結果。由圖中看出，三種模型結構加速度響應試驗值及數值結果的響應規律一致，三種模型結構底盤對比結果吻合度高，塔樓對比結果有一定誤差，但結果大體吻合。

(a)加速度0.40g(b)加速度0.60g

圖8 基礎隔震加速度對比

Fig.8 Comparison of base isolated acceleration

3.2 位移響應分析

加速度峰值分別為0.40 g和0.60 g的作用下，三種模型各層層間位移響應試驗與數值結果對比見圖11～13。由圖12～14可得，三種模型層間位移試驗值與數值結果總體吻合度較高，表明數值分析的可靠性高。

(a)加速度0.40g(b)加速度0.60g

圖9 層間隔震加速度對比Fig.9 Comparison of interlayer seismic acceleration

圖10 抗震加速度對比Fig.10 Seismic acceleration comparison

圖11 基礎隔震層間位移反應對比

Fig.11 Comparison of interlayer displacement response of base isolation

4 不同縮進比例的模型數值分析

工程應用中考慮技術和經濟等因素，塔樓較大底盤縮進比例當大于1∶3時(塔樓面積小)通常采用層間隔震，當小于1∶1.5時(塔樓面積大)采用基礎隔震，而處于1∶1.5～1∶3時可采用基礎隔震或者層間隔震形式。

(a)加速度0.40g(b)加速度0.60g

圖12 層間隔震層間位移對比Fig.12 Comparison of interlayer displacement response of base isolation

圖13 抗震層間位移對比

Fig.13 Comparison of seismic interlayer displacement

前述振動臺試驗為縮進比例為1∶3的結構模型，為使研究更具針對性，進行了同條件下不同縮進比例的數值分析，縮進比例分別定為1∶1.5、1∶2、1∶2.5和1∶3這四種。同樣利用ETABS軟件進行數值分析，得到上述四種對比模型的隔震效果影響規律。

限于篇幅，文中僅表達在加速度峰值為0.40 g時，這四種數值模型的加速度響應差異。由于加速度放大系數能集中反應上部結構對臺面輸入加速度的放大或縮小，表達更為直觀，因此圖14給出了這四種數值模型的加速度放大系數對比，圖中樓層“0”為臺面。

由圖14數值分析表明，與抗震結構相比，基礎隔震各樓層加速度放大系數隨樓層數增加略微增大，頂層放大較為明顯，但總體反應接近平動；層間隔震的塔樓加速度反應近乎平動，但底盤的加速度放大系數卻比抗震模型大，且隨著樓層數的增加而增大。進一步分析，隨著縮進比例的增大，三種結構形式的加速度放大系數均有增大的趨勢，其中基礎隔震與層間隔震模型的增幅較小，而抗震模型的增幅較大。

(a)基礎隔震(b)層間隔震(c)抗震

圖14 數值模型加速度放大系數對比

Fig.14 Contrast of acceleration amplification coefficients of numerical model

5 結 論

為研究大底盤上塔樓的層間隔震結構在不同縮進比例下隔震效果的影響規律，以及為隔震方案的選擇和隔震設計提供參考，得到如下結論：

(1) 加速度響應方面，基礎隔震各層減震效果顯著；層間隔震的塔樓各層減震效果同樣顯著，但其底盤樓層反而比抗震模型增大，且隨著樓層數的增加和加速度峰值的增大而增幅較大。

(2) 層間位移響應方面，基礎隔震各層和層間隔震的塔樓減震效果顯著，但層間隔震的底盤樓層沒有減震效果，即基礎隔震和層間隔震的底盤樓層減震效果差別較大。

(3) 四種不同塔樓縮進比例的模型進一步數值分析表明了，隨著縮進比例的增大，三種結構形式的加速度放大系數均有增大的趨勢，其中基礎隔震與層間隔震模型的增幅較小，而抗震模型的增幅較大。

(4) 總體而言，大底盤單塔樓隔震結構中，采用基礎隔震或層間隔震，對于塔樓的減震效果差異不大，但底盤的減震效果差異較大，基礎隔震的減震效果優于層間隔震。大底盤單塔樓隔震結構選擇基礎隔震或層間隔震形式，在工程應用中可主要考慮隔震層設置條件和經濟因素。

[1] 譚平，周云，周福霖．大底盤多塔樓結構的混合減震控制[J]．世界地震工程，2007，23(2)：12-19．

TAN Ping，ZHOU Yun， ZHOU Fulin．Hybrid isolation control for multi-tower structures with a large podium[J]．World Earthquake Engineering，2007，23(2)：12-19．

[2] 李玉珍．大底盤單塔層間隔震結構分析[D]．福州：福州大學，2009．

[3] 吳應雄，夏侯唐斌，顏桂云,等．考慮增設變剛度抗風支座的隔震結構減震分析[J]．振動工程學報，2016，29(5)：851-859．

WU Yingxiong，XIAHOU Tangbin, YAN Guiyun, et al．Analyses of mitigation effects of isolation structure considering additional wind-resistant support of variable stiffness[J]．Journal of Vibration Engineering，2016，29(5)：851-859．

[4] 中華人民共和國行業標準．建筑抗震設計規范:GB50011—2010[S]．北京：中國建筑工業出版社，2010．

[5] DANG Y，HUO K C．Lateral-Torsional coupled seismic response of asymmetric multi-tower base isolated structures with large floors[J]．Advanced Materials Research，2011，243：3975-3979．

[6] JIN Jianmin， TAN Ping， ZHOU Fulin，et al．Shaking table test study on mid-story isolation structures with shock absorber[J]．Journal of Virbration and Shock，2012，31(6):104-108．

[7] 王蓉蓉．高層建筑大底盤框架結構的隔震研究[D]．成都：西南交通大學，2013．

[8] 孫臻，劉偉慶，王曙光,等．蘇豪銀座層間隔震設計與地震響應分析[J]．建筑結構，2013，43(18)：58-63．

SUN Zhen，LIU Weiqing，WANG Shuguang，et al．Mid-story isolation design and seismic analysis of Suhao Yinzuo building[J]．Building Structure，2013，43(18)：58-63．

[9] 馬玉宏，曾賓，趙桂峰,等．大底盤層數變化對多裙房高層基礎隔震結構的影響[J]．廣州大學學報(自然科學版)，2014，13(1)：44-49．

MA Yuhong，ZENG Bin，ZHAO Guifeng，et al．Effects of the number of large podium on the base isolated high-rise structure with multi-skirt building[J]．Journal of Guangzhou University (Natural Science Edition ) ，2014，13(1)：44-49．

[10] 祁皚，鄭國琛，閻維明．考慮參數優化的層間隔震結構振動臺試驗研究[J]．建筑結構學報，2009(2)：8-16．

QI Ai，ZHENG Guochen，YAN Weiming．Shaking table tests on story-isolation structures considering parametric optimization[J]．Journal of Building Structures，2009(2)：8-16．

[11] CHANG K C l．Analytical and experimental studies on seismic behavior of buildings with mid-story isolation[C]∥Proceedings of the 2009 ATC&SEI Conference on Improving the Seismic Performance of Existing Buildings and Other Structures，Osaka，2009．

[12] 楊必峰．多塔樓結構的大底盤抗震設計[J]．建筑結構，2010(增刊1)：116-119．YANG Bifeng.Discussion on seismic design for large chassis of multi-tower structure[J]．Building Structure，2010(Sup1)：116-119．

[13] PETTI L， GIANNATTASIO G，DE IULIIS M，et al．Small scale experimental testing to verify the effectiveness of the base isolation and tuned mass dampers combined control strategy [J]．Smart Structures and Systems，2010，6(1)：57-72．

[14] 吳應雄，王兆樑，祁皚,等．疊層橡膠支座與抗風支座組合隔震反應分析[J]．振動與沖擊，2014，33(5)：149-154.

WU Yingxiong,WANG Zhaoliang,QI Ai,et al．Response analysis for a compound isolation structure consisting of laminated rubber[J]．Journal of Vibration and Shock,2014，33(5)：149-154．

Seismicisolationperformanceofasingletowerstructureonalargechassiswithdifferentindentationratios

WU Yingxiong, LU Jianfeng, YAN Xueyuan, CHEN Zixuan, QI Ai

(College of Civil Engineering, Fuzhou University, Fuzhou 350116, China)

In studies on seismic isolation structure for a single tower on a large chassis, few attentions were paid to the influence of the indentation ratio on the seismic isolation effects. A single tower on a large chassis with the tower indentation ratio of 1∶3 was taken as a model with 3 structural forms including base seismic isolation, interlayer seismic isolation and aseismic one. One-way shaking table test was then conducted on these 3 models. 3 models were numerically simulated, their results were verified by comparing them with the results of shaking table tests. Numerical analyses were performed on another four models with the tower indentation ratio of 1∶1.5, 1∶2, 1∶2.5 and 1∶3, respectively. The results showed that compared with the aseismic structure model, the acceleration amplification coefficient of each floor of the base seismic isolation model slightly increases with increase in the floor number, but the whole structure response is close to translational motion; for the interlayer seismic isolation model, its acceleration response is close to translational motion, the acceleration amplification coefficient of its chassis is larger than that of the aseismic model, and it increases with increase in the floor number; the damping effect of the interlayer displacement of the base seismic isolation model is remarkable, while the poor damping effect of the interlayer seismic isolation model’s chassis is observed; the chassis responses are quite different for the base seismic isolation model and the interlayer seismic isolation one; the acceleration amplification coefficients of the three structural models increase with increase in the indentation ratio, the amplitude increase values of the base seismic isolation model and the interlayer seismic isolation one are relatively small, and that of the aseismic model is larger; the results can provide a reference for seismic isolation scheme selection and seismic isolation design of a single tower on a large chassis.

tower on a large chassis； interlayer seismic isolation system； body indentation； shaking table test

國家自然科學基金(51578160); 福建省住建廳2017科研項目(2017-K-023)

2017-02-04 修改稿收到日期：2017-05-06

吳應雄 男，博士，副教授，1969年3月生

顏學淵 男，博士，副教授，1982年9月生。E-mail:yxy820910@sina.com,電話：15280425642

TU352.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.23.018