8度區異形柱框架結構基礎隔震研究

蘇何先， 潘 文， 張興仙， 白 羽， 高永林， 余明坤

(1.昆明理工大學 建筑工程學院，昆明 650500；2.云南省抗震工程技術研究中心，昆明 650500；3.云南開放大學 城市建設學院，昆明 650500；4.云南省建筑科學研究院，昆明 650223)

異形柱框架結構柱肢與墻體厚度相等，避免了矩形柱框架結構室內柱角凸出的缺點，擴大了建筑的有效使用面積，提升了建筑功能變化的靈活性。但異形柱柱肢厚度及柱肢高厚比的限值使其承載力較低，直接影響了異形柱框架結構的建造高度，抗震設防區異形柱框架結構房屋適用的最大高度為24 m[1]。受柱截面幾何特性差異影響，異形柱框架結構的抗震性能不同于矩形柱框架結構。針對異形柱框架結構的抗震性能，國內學者開展了一系列的研究性試驗，主要包括結構構件或整體的低周反復荷載試驗[2-5]和以框架結構模型為對象的振動臺試驗[6-8]，試驗結果表明，異形柱框架結構存在一定的局限性，其抗震性能不及普通矩形柱框架結構。由于抗震性能不理想，異形柱框架結構在抗震設防地區，特別是高烈度地區的推廣應用困難突出。

8度(0.2 g)區異形柱框架結構最大適用高度為12 m[1]，節點承載力是其在8度(0.2 g)區最大適用高度的主要控制因素[8]。提升建筑高度限值是改善異形柱框架結構在高烈度地區推廣應用困局的關鍵。有針對性的研究工作主要集中在兩方面，一是從8度(0.2 g)區最大適用高度的控制因素著手，探尋提高節點抗剪承載力的可行措施；二是著眼于結構整體，采用型鋼混凝土[9]或引入隔震技術[10-11]以提高結構的抗震性能。

隔震技術減震概念清晰，技術成熟，特別是疊層橡膠隔震技術，研究成果豐富，工程應用廣泛，其有效性在多次強震中也得到了驗證[12]，但涉及基礎隔震異形柱框架結構的成果卻不多。將隔震技術應用于異形柱框架結構，國內部分學者也進行了一些研究，潘毅等[13]通過對比分析發現基礎隔震異形柱框架結構層間剪力和層間位移比抗震結構大幅度降低。王依群等[14]的研究成果表明當水平向減震系數滿足要求時，上部結構可按降低地震烈度一度進行設計。劉麗麗[15]的研究表明異形柱框架隔震效果明顯，8度隔震結構各層剪力比7度傳統結構低。高向宇等[10]通過振動臺試驗對一棟幾何相似比為1:6，抗震設防烈度為 7度的 5層基礎隔震異形柱框架結構模型進行研究，驗證了基礎隔震技術的有效性。《建筑抗震設計規范》GB50011—2010(以下簡稱《抗規》)對隔震設計內容的調整促進了隔震技術的推廣和應用，《混凝土異形柱結構技術規程》JGJ 149—2017增加了隔震的原則規定，即異形柱結構隔震設計可參照《抗規》采用分部設計法，利用水平向減震系數控制預期隔震目標。異形柱框架結構中異形柱截面外展能提供較大的上部結構抗側移剛度，有利于隔震技術的采用。因此，基礎隔震與異形柱框架結構相結合在8度(0.2 g)區應該具有很好的應用前景。但基礎隔震異形柱框架結構的工程應用還不多，且目前尚無強震經歷的報道，8度(0.2 g)區其隔震效果的試驗驗證也較少，故本次專門針對8度(0.2 g)區異形柱框架結構基礎隔震進行了深入的研究。

1 異形柱框架結構基礎隔震設計

1.1 方案確定

從結構形式上看，異形柱框架是介于短肢剪力墻和矩形柱框架之間的一種結構體系，對抗震設防烈度8度(0.2 g)的異形柱框架結構進行基礎隔震設計時，基礎隔震矩形柱框架結構積累的經驗可供借鑒。因此，隔震設計采用異形柱框架與矩形柱框架模型對比的方案。基礎隔震異形柱框架模型與對比模型的差別僅是將模型中的異形柱用矩形柱替代。建立的對比模型包括等截面面積矩形柱框架和等截面慣性矩矩形柱框架，其中，等截面面積矩形柱框架結構是指各矩形柱截面面積與被替代的異形柱相等且兩主截面慣性矩對應成比例，等截面慣性矩矩形柱框架結構是指各矩形柱兩主截面慣性矩與所替代的異形柱相等。

進行基礎隔震設計的異形柱框架結構方案是根據已建工程的設計方案作簡化處理而得到的，結構平面尺寸(單位：mm)及異形柱布置見圖1。

圖1 結構平面及支座布置圖Fig.1 Structural configuration and arrangement of seismic isolators

1.2 隔震設計及結果分析

基礎隔震異形柱框架結構的預定隔震目標為上部結構抗震措施降低一度。采用PKPM軟件進行上部結構設計，隔震設計利用有限元軟件ETABS。結構基本信息：丙類建筑，上部結構共7層，層高3 m，Ⅱ類場地，設計地震第三組，異形柱肢厚250 mm，肢高750 mm，軸線①和軸線⑦的框架梁為250 mm×600 mm，其余框架梁均為250 mm×400 mm，隔震層板厚160 mm，其余樓層板厚100 mm，梁板混凝土強度等級為C30，柱為C45，梁板柱主筋HRB400，箍筋為 HPB235。利用時程分析法進行異形柱框架及矩形柱框架基礎隔震設計，選取5條強震記錄Elcentro波(NA1)、Taft波(NA2)、Kobe波(NA3)、Holly波(NA4)、Chichi波(NA5)和2條人工波(FA1、FA2)，計算結果表明所選7條地震波均滿足《抗規》的要求。最終隔震方案為鉛芯橡膠隔震支座(LRB400)13套，普通橡膠隔震支座(LNR400)4套，隔震支座布置如圖1所示。基礎隔震異形柱框架結構及對比模型結構質量見表1，結構前三階周期見表2，模型隔震與非隔震樓層層間剪力比，如圖2所示。

表1 結構質量Tab.1 Structural mass

表2 結構周期Tab.2 Period of structure

由表2和圖2可見，與矩形柱框架結構對比模型相比，異形柱框架結構抗側移剛度優勢明顯，采用相同的隔震方案，基礎隔震異形柱框架結構的周期延長比例最大，水平向減震系數最小，其中基礎隔震異形柱框架結構的水平向減震系數為0.231，等截面面積矩形柱框架結構為0.247，等截面慣性矩矩形柱框架結構為0.242。

注：NA1—Elcentro波，NA2—Taft波，NA3—Kobe波，NA4—Holly波，NA5—Chichi波，FA1、FA2— 人工波；1為隔震層，2～8層為上部結構層。 圖2 樓層層間剪力比Fig.2 Inter-story shear ratio

罕遇烈度地震作用下，基礎隔震異形柱框架結構隔震支座的最大位移為164 mm，等截面面積矩形柱框架結構隔震支座的最大位移為167 mm，等截面慣性矩矩形柱框架結構隔震支座的最大位移為173 mm，各分析模型隔震支座的最大位移值接近，且都小于0.55D和支座內部橡膠總厚度3倍二者的較小值。

上述隔震設計結果表明，與等截面面積矩形柱框架結構相比，采用相同隔震方案，抗震設防烈度為8度(0.2 g)的異形柱框架結構隔震前后周期延長比例更大，計算水平向減震系數更小，表現出更好的隔震設計效果，其預期隔震目標更容易實現。

冼巧玲等[16]開展的振動臺試驗研究結果表明，基礎隔震矩形柱框架結構比非隔震矩形柱框架結構的加速度響應降低約50%，增大上部結構抗側移剛度，減小橡膠隔震支座的水平剛度，加速度反應可降低至30% ～10%[17]。因異形柱截面外展，與矩形柱相比，截面面積相同的異形柱具有更大的抗側剛度，結合文獻[16-17]的研究成果即可得出如下結論：隔震方案相同時，異形柱框架結構能實現比等截面面積矩形柱框架結構更好的隔震效果。這也與前文進行隔震設計對比得出的結論吻合，但考慮到異形柱截面不對稱, 其抗震性能不如矩形柱[18]，這可能會對隔震效果產生影響。因此，針對8度(0.2 g)區基礎隔震異形柱框架結構的隔震效果開展振動臺試驗。

2 異形柱框架結構基礎隔震振動臺試驗

2.1 試驗模型設計與制作

振動臺試驗原型結構對前節所分析的基礎隔震異形柱框架結構作如下調整：上部結構取最不利于隔震的方案，即異形柱柱肢高厚比取規范下限值2，角位移和剪重比等參數均按最接近規范限值控制。調整后，異形柱肢厚250 mm，肢高500 mm，軸線①和軸線⑦的框架梁為250 mm×500 mm，滿足規范要求的其它結構信息及隔震方案同前。按降低一度的預定隔震目標進行上部結構設計，結構配筋情況參見文獻 [19]，按彈性時程分析計算原型結構的樓層剪力比如圖3所示，計算水平向減震系數小于0.4，試驗原型結構能夠實現預期的隔震目標。

采用一致相似律進行人工質量振動臺模型設計[20-21]。綜合考慮試驗設備性能、實驗室條件及模型混凝土材料的配制等因素，確定模型的幾何相似系數SL為1/5，模型結構材料強度相似系數Sσ取為1/4，模型水平地震加速度相似系數Sa取1以避免因重力失真引起的內力反應的不相似。根據似量綱分析法得出其余主要相似系數，如表3所示。

圖3 試驗結構層間剪力比設計值 Fig.3 The design inter-story shear ratio of test structure

物理參量相似系數長度SL0.2面積SA0.04線位移SL0.2彈性模量SE0.25應力Sσ0.25應變Sε1物理參量相似系數集中力SF0.01剛度SK0.05線荷載Sq0.05面荷載Sp0.25頻率Sf2.236加速度Sa1

采用微粒混凝土、鍍鋅鐵絲及鐵絲網制作強度試驗模型，模型梁板微粒混凝土等級M7.5，柱微粒混凝土等級M11.25。綜合考慮模型隔震支座生產時其力學性能的易實現性和隔震試驗時隔震支座安裝的可操作性，最終采用6套LRB200模型支座代替一柱一支座的17套模型支座方案，且不考慮上下支墩的影響，用焊接為整體的鋼框架轉換隔震上支墩所傳遞的荷載。為保證6套模型支座方案與一柱一支座方案等效，根據隔震層總剛度和總屈服力相等確定等效支座性能參數，在支座力學性能等效的前提下，通過控制抗傾覆剛度和抗扭轉剛度與一柱一支座方案等效來確定6套模型支座的布置位置，滿足要求的模型支座布置方案如圖4所示，施工完成的試驗模型，見圖5。

2.2 試驗加載與測試

2.2.1 試驗加載

選擇TR1Z(T)波、dzcfp(D)波及1條人工(R)波作為振動臺輸入加速度時程，試驗加載設備為4 m×4 m模擬地震振動臺。

基礎隔震異形柱框架模型試驗通過施加8度多遇烈度、8度設防烈度和8度罕遇烈度三階段的地震作用以考查其抗震性能，同時，對非隔震異形柱框架結構模型(拆除隔震支座，上部結構直接與振動臺臺面連接)施加8度設防烈度地震作用以測試其水平向減震系數。試驗加載工況順序見表4。

圖4 模型支座布置圖Fig.4 Arrangement of seismic isolators in model

模型隔震序號工況編號考查烈度設定apg/gal臺面輸出apg/gal方向1W1白噪聲70-XY2T13T24D15D26R17R28度多遇烈度7073X7076Y7087X7076Y7068X7069Y8W2白噪聲70-XY9T310T411D312D413R314R48度設防烈度200195X200218Y200205X200212Y200212X200243Y15W3白噪聲70-XY16T517T618D519D620R521R68度罕遇烈度400413X400469Y400386X400456Y400425X400504Y

續表4

模型隔震序號工況編號考查烈度設定apg/gal臺面輸出apg/gal方向1W11白噪聲70-XY2T113T214D115D216R117R218度設防烈度200222X200249Y200234X200237Y200254X200256Y8W21白噪聲70-XY注: T為TR1Z波,D為dzcfp波,R為人工波。

2.2.2 試驗測試

利用加速度傳感器及配套測試系統進行模型加速度、位移等響應測量。振動臺臺面X向和Y向各布置1只加速度傳感器，上部結構加速度傳感器布置如圖6所示，共計布置加速度傳感器24只。

2.3 試驗結果

2.3.1 模型破壞情況

8度多遇烈度試驗階段，模型未出現裂縫。8度設防烈度試驗階段，模型出現輕微損傷，第2層至第4層部分邊梁端部可見豎向裂縫。8度罕遇烈度試驗階段，模型結構損壞嚴重，原有裂縫進一步擴展，新裂縫大量出現。梁構件破壞嚴重(圖7(a))，第2層、第3層梁端全部出鉸，第4層至第7層多數梁端也出現豎向裂縫，頂層梁未出現明顯損傷。異形柱破壞明顯，柱鉸大量出現，第2層柱上下端均出現水平裂縫(圖7(b))，角柱最明顯，柱下端水平裂縫最大寬度約為0.25 mm，12號L形角柱上端出現保護層局部剝落露筋(圖7(c))，第3層、第4層多數柱端也出現水平裂縫，裂縫寬度較小，第5層部分柱根部出現水平裂縫，第6層及以上樓層柱端無水平裂縫。節點核心區破壞很少， 8度罕遇烈度加載工況全部完成后，梁柱節點核心區僅出現三處混凝土保護層脫落露筋(圖7(d))。拆除隔震支座進行模型非隔震振動臺試驗，施加8度設防烈度地震作用，模型結構嚴重破壞，模型原有裂縫明顯擴展，模型頂層多數梁梁端出現明顯豎向裂縫，頂層少數柱下端也出現細微水平裂縫，第2層和第3層各出現一柱端保護層局部脫落。

圖5 試驗模型Fig.5 Test model

圖6 加速度傳感器布置Fig.6 Arrangement of acceleration sensors

圖7 模型破壞情況Fig.7 Failure patterns of model

2.3.2 最大加速度響應

地震波再現的加載過程中，振動臺臺面輸出控制會產生偏差，因此，與各樓層加速度峰值相比，加速度放大系數(各樓層加速度最大值與臺面輸出加速度峰值之比)能更直觀的體現模型結構的地震響應。上部結構各樓層加速度放大系數是基礎隔震效果的定量評定指標，試驗測得基礎隔震異形柱框架結構模型在各加載工況的加速度放大系數結果見圖8，8度設防烈度試驗階段模型隔震與非隔震的樓層加速度之比如圖9所示。

圖8 模型加速度放大系數Fig.8 Acceleration amplification factors of model

圖9 樓層加速度比Fig.9 Inter-story acceleration ratio

2.3.3 最大位移響應

加載過程中，利用加速度對時間的兩次積分作為位移測試結果，模型位移響應包絡，如圖10。

位移角更能直觀的表達結構在地震作用下各樓層的變形情況，結構設計中多用角位移作為結構位移控制指標，圖11為模型隔震時對應工況的樓層位移角。

2.3.4 扭轉反應

試驗模型所對應的原型結構外形規則，但異形柱在X向的布置并不完全對稱，隔震時采用一柱一支座方案，由于隔震支座剛度中心與上部結構重心并不完全重合，結構的扭轉觀測具有重要的意義。結構扭轉用扭轉角表達，試驗測得模型最大扭轉角如表5所示。

圖10 模型位移包絡Fig.10 Displacement envelops of model

表5 模型最大扭轉角Tab.5 The maximum torsion angle of model

2.3.5 水平向減震系數

水平向減震系數是按彈性計算所得多層建筑隔震與非隔震各層層間剪力的最大比值，振動臺試驗無法直接測量樓層剪力，為得到試驗隔震模型的水平向減震系數，樓層剪力由下式計算：

(1)

式中：mi是第i層的質量，ai(t)是t時刻第i層的加速度。由于振動臺臺面輸出控制存在偏差，水平向減震系數計算時，樓層剪力計算公式中加速度項用樓層加速度放大系數代替，試驗測得樓層剪力比，見圖12。

圖12 實測層間剪力比Fig.12 The test inter-story shear ratio

3 異形柱框架結構基礎隔震性能分析

3.1 隔震效果分析

為研究抗震設防烈度為8度(0.2 g)、預期隔震目標降低一度的基礎隔震異形柱框架結構的隔震效果，分別建立異形柱框架和矩形柱框架模型進行隔震設計對比，異形柱框架結構基礎隔震前后周期延長比例最大，約為3.1倍，而等截面面積矩形柱框架結構基礎隔震前后周期延長比例最小，約為2.7倍，詳見表2。按彈性時程分析得到基礎隔震異形柱框架結構的水平向減震系數為0.231，小于兩基礎隔震矩形柱框架結構對比模型的水平向減震系數，如圖2所示。隔震設計結果表明，采用相同的隔震方案，與等截面面積矩形柱框架結構相比，異形柱框架結構抗側移剛度的優勢使其預定隔震設計目標更容易實現。

針對基礎隔震異形柱框架結構的抗震性能及隔震效果開展了振動臺試驗，上部結構抗震措施按降低一度設計的基礎隔震異形柱框架試驗模型在8度多遇烈度地震作用下，結構無損傷，實現了“小震不壞”，其最大層間位移角為1/590，低于規范限值1/550；經歷8度設防烈度地震作用工況后，模型結構出現輕微損傷，滿足“中震可修”的要求；在8度罕遇烈度地震作用下，模型損傷嚴重，測得最大層間位移角為1/55，模型未倒塌。基礎隔震明顯的降低了上部結構的加速度和位移響應，隔震異形柱框架結構的扭轉效應也不顯著，詳見圖8～圖11及表5所示振動臺試驗結果。振動臺試驗表明，上部結構抗震措施按降低一度設計的試驗模型能夠實現基本的抗震設防目標，但未能實現提高設防目標的原則要求。實測8度設防烈度試驗階段模型隔震與非隔震時各樓層加速度比值主要集中在0.509～0.795之間，樓層層間剪力比最大為0.673，試驗水平向減震系數明顯大于隔震設計值，試驗模型并不完全滿足計算模型的理想彈性工作狀態雖會導致測試水平向減震系數偏大，但罕遇烈度試驗階段模型破壞嚴重，說明上部結構實際承受的地震作用偏大，未能實現基礎隔震提高設防目標的原則要求。為此，對影響基礎隔震異形柱框架結構隔震效果的原因展開分析。

3.2 影響隔震效果的原因分析

3.2.1 試驗模型及模型材料

制作完成的試驗模型及使用的模型材料性能與設計的吻合程度將直接影響試驗結果，在模型施工前開展了大量的微粒混凝土試配實驗，獲得了較理想的配比，并在模型施工過程中預留試塊進行力學性能測試，隔震支座通過委托專業的生產企業加工制作，模型材料力學性能及試驗隔震支座性能測試結果見表6～表8。

表6 微粒混凝土力學參數Tab.6 Mechanical properties of microconcrete

表7 鍍鋅鐵絲力學性能Tab.7 Mechanical properties of galvanized wire

表8 模型支座力學性能Tab.8 Mechanical properties of seismic isolators

實測模型微粒混凝土力學性能與設計值較吻合，而模型配筋按構件層面的等效設計[22]，鍍鋅鐵絲強度取實測結果。因此，試驗模型材料性能偏差應該不會對隔震效果產生明顯的影響。表8為隔震支座水平性能測試數據，其中3#隔震支座的水平等效剛度(剪切變形γ=100%)和屈服后剛度偏差很大，其余隔震支座性能偏差相對較小。隔震支座水平性能偏差將直接影響隔震效果，按實測支座水平等效剛度和屈服后剛度對設計模型進行修正，修正后隔震模型的水平向減震系數設計值為0.332，仍然小于規范限值0.4。

因SL為1/5，模型幾何尺寸控制較容易，模型施工質量控制良好。實測模型自重5.504 t，附加配重9.869 t，人工質量模型相似關系成立。試驗前，利用測力法測得上部結構前兩階頻率為3.71 Hz和4.11 Hz，高于設計值，即模型上部結構整體偏剛，有利于基礎隔震，這在一定程度上也可減輕隔震支座水平剛度偏大對基礎隔震的不利影響。

通過對模型材料性能測試及模型測量，驗證了制作完成的試驗模型與設計較符合。根據模型隔震支座性能偏差對原設計結果進行修正，隔震支座性能參數修正后，試驗原型結構的預期隔震設計目標仍能實現。因此，模型施工質量控制偏差及模型材料性能偏差不是造成本次試驗隔震效果不及設計預期的主要原因。

3.2.2 隔震層

(1)隔震支座豎向壓應力

隔震層采用等效設計，隔震上、下支墩，隔震支座的幾何相似關系及支座數量一一對應等問題被忽略，試驗模型隔震支座豎向壓應力明顯偏小，這也是隔震模型振動臺試驗普遍存在的問題，因為即使嚴格控制隔震層的相似關系，壓應力相似系數通常也會小于1(與材料彈性模量相似系數相同)。為了解隔震支座豎向壓應力不同是否會對其水平性能產生影響，選取直徑300～700 mm(由測試設備條件確定)的鉛芯橡膠隔震支座開展豎向壓應力與水平性能相關性試驗，圖13為試驗數據結果。

圖13 隔震支座豎向壓應力與水平性能的相關性Fig.13 The correlation between vertical compressive stress and horizontal performance of seismic isolators

圖中：Kh表示水平向等效剛度；Kd表示屈服后剛度；γ表示支座剪切變形。

試驗結果表明，豎向壓力不同，鉛芯橡膠隔震支座水平性能存在差異。隨豎向壓力減小，水平等效剛度和屈服后剛度均呈增大趨勢，且屈服后剛度比水平等效剛度變化更顯著。與豎向施加12 MPa壓應力相比，豎向施加4 MPa壓應力測得5種型號規格橡膠隔震支座剪切變形γ=100%的水平等效剛度最大偏差為10.89%，剪切變形γ=50%的水平等效剛度最大偏差為17.29%，而剪切變形γ=100%的屈服后剛度最大偏差為31.99%，剪切變形γ=50%的屈服后剛度最大偏差為27.94%。豎向施加8 MPa壓應力測得橡膠隔震支座水平等效剛度和屈服后剛度與豎向施加12 MPa壓應力的結果差別較小，其最大偏差僅為9%。受試驗設備性能限制(試驗設備最大豎向壓力為15 000 kN)，未開展施加更小豎向壓力時的水平性能測試試驗。根據已有數據規律可以預測，繼續減小豎向壓力，橡膠隔震支座的水平等效剛度和屈服后剛度增大的可能性較大，水平等效剛度和屈服后剛度增加將導致隔震結構的水平向減震系數增大，隔震效果變差。而振動臺試驗模型隔震支座平均壓應力僅為0.84 MPa，遠小于原型支座11.4 MPa的最大設計壓應力，這必然會對試驗模型的隔震效果產生影響，因此，振動臺試驗應適當考慮隔震支座豎向壓應力偏小對其水平性能的影響。

(2)隔震支座剪切變形

由于鉛芯橡膠隔震支座的水平性能與其剪切變形γ直接相關，如圖13所示，γ=50%與γ=100%時隔震支座的水平剛度差異較大，同時，鉛芯橡膠隔震支座剪切變形的大小是隔震層耗散地震能量大小的表征。由圖10可知，基礎隔震異形柱框架結構在 8度設防烈度試驗階段，測得隔震支座的最大剪切位移為16.06 mm，8度罕遇烈度試驗階段的最大剪切位移為27.52 mm，隔震支座的最大剪切變形γ=41%，而原型結構設計時其最大剪切變形已超過100%，這必然導致試驗模型實際隔震效果與設計效果不同。

總結作者近年參與過的基礎隔震項目的振動臺試驗數據發現，在罕遇烈度試驗階段隔震支座的最大剪切變形γ均未超過100%。典型的試驗項目包括抗震設防烈度8度的基礎隔震高層剪力墻結構(上部結構抗震措施降低一度)，在8度罕遇烈度試驗階段其隔震層的最大位移為43.87 mm，隔震支座最大剪切變形γ=65.5%[23]；8度設防區的掉層隔震框架結構(上部結構抗震措施降低一度)，在8度罕遇烈度試驗階段其隔震層的最大位移為11.78 mm，隔震支座最大剪切變形γ=45.3%[24]。與基礎隔震異形柱框架振動臺試驗結果相比，上述兩隔震項目振動臺試驗測得模型隔震支座的剪切變形量雖然也不大，但兩隔震模型均實現了中震不壞，大震輕微損傷的隔震效果，這也間接的說明了隔震支座剪切變形量偏小并不是導致基礎隔震異形柱框架結構振動臺試驗隔震效果不及設計預期的最根本原因。同時，由于隔震支座幾何尺寸并不嚴格滿足相似關系，試驗模型隔震支座的剪切變形γ必然與原型結構不同。因此，如果振動臺試驗模型隔震層按等效設計，且忽略隔震支座的幾何相似關系，則應重點控制隔震支座的屈服前剛度、屈服力及屈服后剛度等性能指標的等效相似，而不能僅關注剪切變形γ=100%時的水平等效剛度指標。

3.2.3 上部結構

通過基礎隔震異形柱框架結構模型振動臺試驗發現，8度設防烈度試驗階段，試驗模型上部結構由彈性工作狀態逐漸向彈塑性狀態過渡，上部結構僅出現輕微損傷，各樓層加速度放大系數及樓層位移相對較小，地震能量主要由隔震層吸收耗散，呈現出良好的隔震效果。8度罕遇烈度試驗階段，上部結構完全進入彈塑性工作狀態，梁鉸柱鉸大量出現，T5、T6加載工況，試驗模型隔震效果最好，而在后續加載工況，上部結構損傷不斷加重，樓層加速度放大系數及樓層位移也逐漸增大，試驗模型的隔震效果持續變差。由此可見，異形柱框架結構進入彈塑性工作狀態后，梁柱大量出鉸，其剛度過快衰減是導致基礎隔震異形柱框架模型振動臺試驗隔震效果不及設計預期的重要原因。

綜上所述，采用隔震技術可以有效的減小異形柱框架結構的地震響應，間接地提升了其抗震性能，將兩者相結合是異形柱框架結構在高烈度地區推廣應用的重要途徑。利用彈性計算水平向減震系數的分部設計法進行隔震設計時，與基礎隔震矩形柱框架結構相比，相同條件下，異形柱框架結構抗側移剛度的優勢得到體現，其預定隔震目標更容易實現，而將本次基礎隔震異形柱框架結構振動臺試驗結果與有關矩形柱框架基礎隔震試驗成果[16-17, 24]比較發現，基礎隔震異形柱框架結構的抗震性能及隔震效果均不及基礎隔震矩形柱框架結構，異形柱框架結構進入彈塑性工作階段后其性能快速劣化對隔震效果影響顯著。因此，基礎隔震異形柱框架結構隔震設計應充分考慮上部結構抗震性能劣勢，適當限制其塑性性能的發展程度。

4 結 論

為提升8度(0.2 g)區異形柱框架結構的抗震性能而采用了基礎隔震技術，利用水平向減震系數法進行隔震設計，并通過開展基礎隔震異形柱框架結構振動臺試驗，主要得到如下結論：

(1)隔震方案相同時，異形柱框架結構抗側移剛度的優勢使其能夠獲得比等截面面積矩形柱框架結構更小的水平向減震系數，隔震前后結構的周期延長比例也更大。因此，按水平向減震系數法進行異形柱框架結構基礎隔震設計時，上部結構抗震措施降低一度的預定目標較容易實現。

(2)上部結構抗震措施按降低一度設計的基礎隔震異形柱框架結構在振動臺試驗中表現出較好的抗震性能，其加速度和位移等地震響應明顯降低，實現了小震不壞，大震不倒的基本設防目標。

(3)實測模型水平向減震系數為0.673，明顯高于設計值。試驗模型并不完全滿足計算模型的理想彈性工作狀態、模型隔震支座豎向壓應力及剪切變形γ偏小均是引起實測水平向減震系數偏大的重要原因。

(4)異形柱框架結構進入彈塑性工作階段后，梁鉸柱鉸大量出現，結構剛度快速衰減導致試驗模型隔震效果變差，未能實現隔震結構提高設防目標的原則要求。因此，基礎隔震異形柱框架結構設計時應充分考慮上部結構的抗震性能劣勢，合理控制其塑性性能的發展程度。

(5)隔震分析和振動臺試驗均表明，引入隔震技術能有效的提升8度(0.2 g)區異形柱框架結構的抗震性能，合理的結構設計方案及良好的隔震支座性能匹配是預期隔震目標實現的保障。基礎隔震異形柱框架結構在高烈度地區具有良好的推廣應用前景。