近斷層雙向水平地震作用下隔震結構地震反應

吳 強，陳少林

（南京航空航天大學土木與機場工程系，江蘇 南京 210016）

引言

與普通地震動相比，近斷層脈沖型地震動速度時程中含有明顯的長周期、高幅值脈沖，會造成隔震結構隔震層位移過大［1-5］。為研究近斷層脈沖型地震動對隔震結構的影響因素，韓淼［3］分析了近斷層脈沖型地震動的相關特征參數與基礎隔震結構動力響應之間的關系，楊迪雄［4］分析了近斷層地震動破裂向前方向性與滑沖效應對隔震建筑結構減震性能的影響。

由于近斷層脈沖型地震動對隔震結構的不利影響，王棟等［6］采用橡膠支座、彈性摩擦滑板支座加阻尼器的組合基礎隔震系統，通過時程分析表明，組合基礎隔震系統可以有效減小近斷層地震下結構的地震響應。Calugaru［7］研究表明摩擦擺支座結合黏滯阻尼器形成的組合基礎隔震結構是一種有效的隔震減震技術。潘欽鋒［8］提出滑板支座、復位裝置相結合的組合隔震系統，陳通［9］采用鉛芯橡膠支座與黏滯阻尼器組合的隔震體系的隔震效果都比較明顯，而僅采用鉛芯疊層橡膠支座的隔震體系在近斷層地震作用下無明顯隔震效果，結構安全性無法保證。吳應雄［5］對大底盤單塔樓在橡膠支座隔震層增設黏滯阻尼器組成復合減隔震體系，試驗結果表明復合減隔震體系有效地控制了隔震層的最大位移。上述研究表明，隔震層設置黏滯阻尼器可以減小罕遇地震下的隔震層位移。

但上述研究都是采用地震動具有脈沖特性的一條水平分量進行的單向地震作用分析，由于地震動是三向作用，其中2個水平分量都對隔震結構水平方向隔震性能產生影響，而近斷層地震動脈沖特性在不同方向上差異明顯［10-11］，近斷層脈沖型地震動可能2 個水平分量都具有明顯脈沖特性，可能只有1個水平分量具有明顯脈沖特性，因此，文中通過對比單向地震作用和雙向地震作用，分析在近斷層脈沖型地震動雙向水平分量作用下的基礎隔震結構和組合隔震結構地震反應。

1 近斷層脈沖地震動雙向水平分量作用對基礎隔震結構的影響

為研究近斷層脈沖型地震波記錄2 個水平分量對隔震結構的影響，文中從美國太平洋地震工程研究中心強震數據庫中（http：//peer.berkeley.edu）選取了ChiChi（6條）、Northridge（4條）和Imperial Valley（4條）地震的14條近斷層脈沖型地震波記錄，如表1所示，表中PGA為地面加速度峰值。

圖1 所示為4 層框架結構采用基礎隔震的隔震墊平面布置圖，框架結構底層層高4 m，其余層層高3 m，抗震設防烈度為8 度（0.2 g），Ⅱ類場地，由于近斷層脈沖型地震動會對基礎隔震結構的隔震層產生過大位移，選取隔震墊時控制設計地震作用下減震系數小于0.4 和罕遇地震作用下隔震層位移小于0.55 D，通過試算，取隔震墊直徑為800 mm，符號LRB 和LNR 分別代表鉛芯橡膠隔震墊和天然橡膠隔震墊，LRB 800 的屈服前水平剛度13 120 kN/m，屈服后水平剛度1 312 kN/m，等效水平剛度2 278 kN/m，屈服力160.8 kN，LNR 800 水平剛度1 310 kN/m。非隔震結構和隔震結構的前二階平動周期分別為0.627、0.603、2.196、2.192 s。

圖1 隔震墊平面布置圖Fig.1 Plan view of the the isolation bearings

1.1 罕遇地震作用下的基礎隔震結構隔震層位移

1.1.1 單向水平地震作用此處僅考慮結構的x方向，單向地震動輸入上述地震波分量時，按《建筑抗震設計規范》將所有地震波分量加速度峰值均調整為4 m/s2，罕遇地震下隔震層x向位移如表1 第4 列所示，對應表1 中每一條地震波的2 個水平分量，14條近斷層脈沖地震波記錄中，若2個水平分量均存在明顯速度脈沖，此時2個水平分量產生的隔震層位移都很大，如TCU068 的2 個分量產生的隔震層位移分別為570 mm 和436 mm；也可能只有一個方向水平分量脈沖效應明顯，此時只有該水平分量產生的隔震層位移很大，另一方向水平分量產生的隔震層位移相對較小，如TCU075的2個分量產生的隔震層位移分別為559 mm和130 mm。

表1 基礎隔震結構和組合基礎隔震結構減震系數和隔震層位移Table 1 The seismic decrease coefficient and isolation layer displacement of base-isolated structure and composite isolated structure

近斷層脈沖單向水平地震作用時，常見的研究方法是將脈沖效應明顯的水平分量的峰值加速度調整到規范建議數值進行分析，但是，對于每一條地震波記錄，并不是實際記錄的加速度峰值大的分量的脈沖效應明顯且對隔震層產生的位移大，對比表1 中第4 列的隔震層位移，在14 條近斷層脈沖地震波記錄中，僅TCU068、TCU075、CHY101和El Centro Array#3記錄的地震波中，加速度峰值大的分量比加速度峰值小的分量對隔震層產生的位移大，其余地震波記錄中均是實際記錄的加速度峰值小的分量產生的隔震層位移相對更大。

1.1.2 雙向水平地震作用

由于地震動是三向作用，其中2個水平分量都對隔震層水平位移產生影響，且隔震墊的水平位移應該是由2個水平分量產生的位移合成?？紤]雙向地震作用，按抗震規范方法，將實際記錄的地震動峰值大的水平分量的地震動峰值調整為4 m/s2，另一方向水平分量按0.85∶1 調整為3.4 m/s2，同時施加于結構上，圖2 給出了3條地震波雙向水平地震作用下隔震層2個水平方向位移時程曲線，由于2個方向的水平位移最大值并不是在同一時刻達到，隔震墊總水平位移不能直接采用2 個水平方向位移最大值平方和開方得出，表1 中第5列的隔震層位移最大值是根據2個水平方向位移的時程曲線，采用平方和開方計算每一時刻的隔震層位移，進而再求最大值的方法得出的，其平均值為423 mm，小于0.55D。

圖2 雙向水平地震作用下隔震層位移時程曲線Fig.2 Time-displacement curves of isolation layer under bi-directional earthquake action

與單向地震作用對比，若僅實際記錄的地震動峰值大的分量速度脈沖明顯或兩個方向分量均存在明顯速度脈沖，則雙向地震作用產生的隔震層位移大于單向地震作用，如表1 中第5 列的TCU068、CHY101、El Centro Array#3的隔震層位移；若僅僅實際記錄的地震動峰值小的分量存在明顯速度脈沖，由于其加速度峰值調整為3.4 m/s2，相比于具有速度脈沖的單向地震波作用，雙向水平地震作用產生的隔震層最大位移值小，如表1中第5列的TCU082、JEN、Brawley Airport、El Centro Array#5的隔震層位移。

因而，近斷層脈沖地震動與普通地震動的雙向地震作用不同，普通地震動雙向地震作用產生的隔震層位移大于單向地震作用［12-13］，由于近斷層脈沖地震動存在3 種情況：加速度峰值大的分量速度脈沖明顯、加速度峰值小的分量速度脈沖明顯或2 個方向分量均存在明顯速度脈沖，若僅加速度峰值大的分量速度脈沖明顯或2個方向分量均存在明顯速度脈沖，則產生的隔震層位移大于單向地震動，若僅僅加速度動峰值小的分量存在明顯速度脈沖，則雙向水平地震作用產生的隔震層最大位移值小于單向地震動。

1.2 設計地震作用下的基礎隔震結構的減震系數

1.2.1 單向水平地震作用

對結構的x方向，按單向地震動輸入上述地震波分量，所有地震波分量加速度峰值均調整為2.0 m/s2，分別得出隔震和非隔震結構樓層最大剪力，從而計算得到的設計地震作用下x向減震系數如表1 第6 列所示；按單向地震作用計算時，在每一條地震波記錄中，取速度脈沖明顯的分量減震系數來計算，其最大值達到0.63，平均值為0.44，對于圖1 中4 層框架結構，若按單向地震動輸入計算，取隔震墊直徑800 mm 且僅在4 個角部附近布置鉛芯橡膠墊，仍難以滿足減震系數小于0.40的要求。

1.2.2 雙向水平地震作用

考慮雙向地震作用，與隔震層位移計算方法不同，針對圖1，工程中關心的是X和Y方向的減震系數，將實際記錄的地震動峰值大的分量的地震動峰值調整為2.0 m/s2，另一方向分量按0.85∶1調整為1.7 m/s2，僅考慮X方向的減震系數，對隔震和非隔震結構考慮2 種工況：（1）峰值為2.0 m/s2的分量作用于X方向、峰值為1.7 m/s2的分量作用于Y方向；（2）峰值為2.0 m/s2的分量作用于Y方向、峰值為1.7 m/s2的分量作用于Y方向；分別計算出隔震和非隔震結構在X方向的最大樓層剪力，從而計算出基礎隔震結構的減震系數。

表1 第7 列給出了雙向地震作用下基礎隔震結構X向的減震系數，平均值為0.39，小于按單向地震作用計算的減震系數平均值，且滿足減震系數小于0.40的目標。

2 近斷層脈沖地震動雙向水平分量作用下設置黏滯阻尼器的組合隔震結構的減震性能

近斷層速度脈沖地震動作用下，考慮在隔震層設置速度相關型的黏滯流體阻尼器，形成組合基礎隔震，圖3 與圖1 相比，將直徑800 mm 的鉛芯和普通橡膠墊換成直徑500 mm 的鉛芯和普通橡膠墊，鉛芯和普通橡膠墊的布置位置和數量不變，圖3中LRB 500的屈服前水平剛度8 014 kN/m，屈服后水平剛度801.4 kN/m，等效水平剛度1 390 kN/m，屈服力62.8 kN，LNR 500水平剛度798.5 kN/m；并分別沿每個方向設置了6個黏滯流體阻尼器，與減震結構的阻尼器取值不同，黏滯流體阻尼器的速度指數采用相對較大值，阻尼器的阻尼指數取0.55，阻尼系數取為30 kN/（mm/s）0.55，組合基礎隔震結構的第一周期為2.795 s。

圖3 組合隔震結構阻尼器和隔震墊布置圖Fig.3 Plan view of the fluid viscous dampers and the isolation bearings

考慮單向和雙向水平地震作用，設計地震和罕遇地震作用時，輸入前述的14條地震波記錄，組合基礎隔震結構的罕遇地震作用下的隔震層位移和設計地震作用下的減震系數如表1中第8～11列所示。14條地震波水平雙向地震作用下，組合基礎隔震的減震系數最大值為0.46，最小值為0.19，平均值為0.29，滿足按降低一度設計減震系數小于0.4的要求；組合基礎隔震結構在罕遇地震作用下的的隔震層位移平均值為258 mm，小于0.55 D。

對比表1中第7列、第11列和第5列、第9列的雙向地震作用時的減震系數和隔震層位移，基礎隔震方案在滿足位移限值和減震系數的條件下，需設置成800 mm 的隔震墊；由于組合基礎隔震結構方案中隔震層包含速度相關型的黏滯流體阻尼器，隔震墊設置為直徑500 mm 時，隔震層位移僅為258 mm，且相對于基礎隔震結構，組合基礎隔震結構減震系數降低明顯，平均值由0.39 降低為0.29，因而，近斷層脈沖地震作用下，設置黏滯流體阻尼器的組合隔震結構可以在控制減震系數的同時，減小隔震層位移。

組合基礎隔震結構在罕遇地震單向和雙向水平分量作用下的隔震層位移特性與基礎隔震結構相同，對比表1 中第8 列和第9 列，若僅僅加速度動峰值小的分量存在明顯速度脈沖，則雙向水平地震作用產生的隔震層最大位移值小于單向地震動，如TCU082、JEN、El Centro Array#5；如若僅加速度峰值大的分量速度脈沖明顯或兩個方向分量均存在明顯速度脈沖，則雙向水平分量作用下產生的隔震層位移相比于單向地震作用有所增大，如TCU068、CHY101、El Centro Array#3。

3 結論

近斷層脈沖型地震動可能兩水平分量都具有明顯脈沖特性，可能只有一個水平分量具有明顯脈沖特性，文中通過對比單向地震作用和雙向地震作用，分析了在近斷層脈沖型地震動作用下的基礎隔震結構和組合隔震結構地震的減震系數和隔震層位移，主要結論有：

（1）近斷層脈沖地震動與普通地震動雙向地震作用不同，普通地震動雙向地震作用產生的隔震層位移大于單向地震作用，而近斷層脈沖地震動若兩個方向分量均存在明顯速度脈沖或地震動峰值大的分量速度脈沖明顯，則產生的隔震層位移大于單向地震動，若僅僅地震動峰值小的分量存在明顯速度脈沖，雙向水平地震作用產生的隔震層最大位移值小于單向地震動。

（2）近斷層脈沖地震動雙向水平地震作用下，為滿足位移限值和減震系數需求，基礎隔震結構需設置成大直徑隔震墊且需盡量減少鉛芯橡膠墊的數量。

（3）近斷層脈沖地震動雙向水平地震作用下，設置黏滯流體阻尼器的組合隔震結構可以在控制減震系數的同時，減小隔震層位移，保證隔震支座在罕遇地震作用下的安全。