可液化地基上樁基基礎小高寬比隔震結構體系振動特性試驗研究

摘要 為研究地基液化對小高寬比隔震結構體系振動特性的影響，通過振動臺模型試驗再現了樁基基礎小高寬比隔震結構體系在液化場地上的地震反應過程，分析了地基液化過程中基礎及隔震層振動特性和隔震結構地震響應規律。結果表明：地基液化后小高寬比隔震結構的一階自振頻率較剛性地基時大幅增加，阻尼比較剛性地基時也明顯增加；液化地基上隔震層對群樁基礎水平向加速度反應起明顯的放大作用，隔震效能消失，但隔震層對樁基承臺轉動角加速度反應起顯著的減震作用；液化地基上小高寬比隔震結構樓層加速度峰值放大系數的分布規律與非液化地基上隔震結構相比也具有明顯差異，呈現出彎曲放大的特點，隔震結構頂層加速度峰值放大系數增大尤為明顯；液化地基上小高寬比隔震結構的最大層間位移反應遠超剛性地基上隔震結構在強震作用下的最大層間位移反應，可能導致基于剛性地基假定設計的隔震結構在地基液化時不滿足抗震設計要求。

關鍵詞 隔震結構; 振動臺試驗; 液化地基; 動力特性; 地震反應

引 言

隔震技術已經被列為對未來地震工程有重要影響的先進技術，目前中國已建成超過1.5萬幢的隔震建筑。實際工程中隔震結構可建于砂土地基上，而強震作用下砂土地基可能出現砂土液化的震害。歷次地震表明：砂土液化會對建筑結構、橋梁、公路、鐵路等基礎設施產生巨大的破壞作用［1?3］，由此可見砂土液化可能對隔震結構的地震反應特征有著相當大的影響。

目前，對可液化地基上隔震結構地震反應的研究還相對較少，文獻［4］采用有限元分析軟件ABAQUS研究了砂土液化對基礎隔震結構地震反應的影響，初步給出了砂土液化對隔震結構地震反應的影響規律，但研究成果缺乏實測數據及模型試驗的驗證。近年來國內外學者對不同地基上的隔震結構抗震性能進行了大量研究，主要研究方法可分為理論分析、模型試驗和數值模擬［5?9］，其中基于地基土?隔震結構相互作用的模型試驗能夠有效驗證相關的理論分析和數值模擬的正確性，模型試驗是現階段分析地基土?結構動力相互作用的有效方法。李昌平等［10］對剛性地基和軟土地基條件下的高層隔震結構模型開展了振動臺試驗研究，分析了高層隔震結構在軟土地基條件下的振動反應特性及隔震效果，為相關理論研究提供了試驗依據，但其高層隔震結構模型的高寬比為大高寬比。文獻［8］分別對剛性地基和一般地基上隔震結構的地震反應進行了系列模型試驗研究，對比分析了模型地基剛度變化對隔震層的隔震效率和隔震結構動力反應的影響規律。同時，Zhuang等［11］對軟夾層地基上基礎隔震結構體系進行振動臺模型試驗，表明軟夾層地基上土?結構動力相互作用效應（SSI效應）可增大也可減小隔震結構的地震反應，與輸入地震動的特性相關。吳應雄等［12］進行了軟土地基條件下層間隔震結構振動臺試驗，研究了遠場長周期地震動下樁?土?層間隔震結構動力反應規律及減震效果。綜上所述，目前已進行的隔震結構模型試驗中，地基均未考慮可液化地基，而已有的可液化地基上隔震結構有限元計算分析的初步研究成果有待模型試驗驗證。鑒于《建筑抗震設計規范》［13］要求隔震結構宜為小高寬比結構，有必要開展可液化地基上小高寬比隔震結構振動臺試驗，探究可液化地基上小高寬比隔震結構的地震反應特征及其抗震性能。

本文以可液化地基上小高寬比隔震結構動力反應特征以及地基液化后隔震結構的隔震效果為研究目標，考慮到鉛芯橡膠支座隔震是目前技術成熟、應用較多且可單獨使用的一種隔震結構，結合《建筑抗震設計規范》對隔震結構宜為小高寬比結構（高寬比小于4.0）的要求，設計了可液化地基上樁基基礎小高寬比鉛芯橡膠支座隔震結構（簡稱小高寬比隔震結構）振動臺模型試驗方案。試驗主要獲取了土體水平位移和沉降、土體加速度和動孔壓、樁基動力應變、隔震結構加速度和動態位移等試驗數據。本文重點分析地基液化過程中樁基基礎小高寬比隔震結構體系的動力學特性和地震反應規律。

1 振動臺模型試驗概況

1.1 相似比設計

在土?結構動力相互作用的振動臺模型試驗中將涉及到兩種或多種材料，要在試驗中使模型的試驗參數和原型參數完全滿足相似關系是十分困難的。試驗中需研究多介質耦合作用體系的相似比確定方法，根據試驗目的，考慮地基土?隔震結構相互作用體系主要參數的相似性，本文模型結構選取幾何長度、彈性模量和加速度為基本物理量。模型地基選取剪切波速、密度和加速度為基本物理量，根據Bukingham定理，導出其他物理量的相似比。根據已有的研究，模型試驗液化場地的剪切波速與原場地剪切波速之比約為1/2［14］；在可液化場地的振動臺試驗中，地震動持時壓縮比對試驗結果有顯著影響，許成順等［15］建議在涉及可液化場地的振動臺模型試驗中所輸入的地震記錄采用原始持時地震動記錄或按照較大時間相似比壓縮的地震動記錄。因此，為保證模型地基液化效果，本次試驗采用原始持時地震動記錄作為輸入地震動。模型體系相似關系如表1所示。

1.2 模型地基與結構

本文模型結構的相似比與文獻［16］非液化砂土地基上模型結構的相似比相同，本文模型結構尺寸、樓層配重同非液化砂土地基上鉛芯橡膠支座隔震鋼框架模型，詳見文獻［16］。試驗中隔震結構模型的上部結構采用4層鋼框架體系，縱向邊長為0.8 m，橫向邊長為0.6 m，鋼框架高度為2.1 m，底層層高為0.6 m，其他各層層高為0.5 m，激振方向模型高寬比為2.625，垂直激振方向模型高寬比為3.5，隔震結構模型高寬比符合小高寬比隔震結構要求。模型每層配重為736 kg，總配重為3.68 t。

試驗中隔震支座采用直徑為100 mm的鉛芯橡膠支座，鉛芯橡膠支座的橡膠層數為22層，鋼板層數為21層，橡膠層厚為1.2 mm，疊層鋼板層厚為1.5 mm，鉛芯直徑為8 mm，隔震支座性能參數詳見文獻［8］，隔震支座的布置如圖1所示。

模型基礎采用樁基礎，樁承臺平面尺寸為1.2 m×1.0 m×0.1 m。樁基礎共設6根樁，樁長為0.8 m，截面為0.035 m×0.035 m，樁基礎模型如圖2（a）所示。

可液化場地的振動臺試驗以模型場地達到液化為主要目標，結合《建筑抗震設計規范》第4.3.7條：采用樁基時，樁端應伸入到液化深度以下的穩定土層中。本文中可液化地基土層采用飽和砂土層模擬，其上覆不排水層采用一定厚度黏土模擬，在飽和砂土層以下設置一定厚度的黏土和碎石來模擬不透水層和基巖。本次試驗模型地基整體尺寸為3.5 m（長）×2 m（寬）×1.3 m（高），土層分為4層，自上而下設置為：100 mm厚黏土覆蓋層，700 mm厚可液化的飽和松散砂土層，300 mm厚的硬黏土層，200 mm厚的碎石層。模型地基碎石層均勻平鋪于模型箱底部，碎石層鋪設完成后采用分層壓實法鋪設硬黏土層，模型地基飽和砂土層采用水沉法進行鋪設，飽和砂土層鋪設完成后，鋪設上覆黏土層然后注水，使地基土層充分飽和，裝填結束后靜置固結2天，最后抽走土箱內多余存水。模型地基及上部結構安裝完成后的整體試驗模型如圖2（b）所示。試驗所用的模型土箱為層狀剪切變形土箱。該模型箱的凈尺寸為3.5 m（振動方向）×2 m（橫向）×1.7 m（高度），由于該模型土箱的各層框架間可以自由地產生水平相對變形，對土的剪切變形幾乎沒有約束，大大減小了邊界對波的反射，故能較好地模擬土的邊界條件。

試驗前對土層進行取樣，通過室內試驗測定模型土層物理參數，地表黏土層含水量為30.8%～33.7%，密度為1.78 g/cm3；地基飽和砂土含水量為40.5%～41.3%，密度為1.83 g/cm3，砂土顆粒級配曲線如圖3所示，其中細砂粒徑主要分布在0.075～1.0 mm，粒徑小于0.075 mm的顆粒含量為0.98%；地基下部硬黏土含水量為8.3%～9.2%，密度為1.87 g/cm3。

1.3 試驗測點與加載方案

根據此次振動臺試驗目的，試驗中測試模型結構的加速度及水平位移、隔震支座的壓力及水平力、模型地基土的加速度、孔隙水壓力、水平位移和地表沉降、模型基礎承臺豎向加速度分量、水平向加速度分量、樁土界面的接觸壓力及樁身應變。鑒于可液化地基?隔震結構模型體系的振動方向為沿模型結構縱向，本次試驗沿模型體系振動方向（縱向）和垂直模型體系振動方向（橫向）各設置一個觀測面，如圖4所示，其中模型體系縱向為主觀測面，模型體系橫向為次觀測面。

試驗共設置土壓力計6只、孔壓計10只、豎向激光位移計2只、光纖光柵測點16個、非接觸動態位移標靶12個、力傳感器4個、水平加速度計17只、豎向加速度計4只、水平向激光位移計4只、攝像頭2個、攝像機1部。

考慮到可液化地基上振動臺模型試驗中應盡量減少振動次數的原則同時結合以往國內外同類試驗經驗［14，17］，本次振動臺試驗僅選用普通地震動El Centro波的原始持時地震動記錄作為臺面輸入地震動。

El Centro波為1940年美國Imperial山谷地震時記錄的地震波，該波原始峰值加速度為0.349g，強震部分持續時間約為26 s，El Centro波的加速度時程及其對應的傅氏譜如圖5所示。此外，根據文獻［18］對于地震動的分類標準，1）PGA/PGVgt;1.2，屬于高頻波；2）0.8lt;PGA/PGVlt;1.2，屬于中頻波；3）PGA/PGVlt;0.8，屬于低頻波，上述分類標準中PGA為地表地震動峰值加速度，PGV為地表地震動峰值速度。據此計算出El Centro波的PGA/PGV=0.92，屬于中頻地震波。

為測定可液化場地上隔震結構模型體系動力特性參數的變化，試驗前后采用白噪聲對模型體系進行掃描，以獲取模型體系的自振頻率和阻尼比。鑒于可液化場地條件下振動臺試驗應盡量減少激振次數，試驗過程中按照逐級加載的方式加載，基巖地震動峰值加速度（PBA）取0.1g，0.2g和0.3g，為保證模型地基中孔隙水壓力的充分消散，各加載工況之間的時間間隔不小于50 min，振動臺試驗的加載方案如表2所示。

2 試驗結果分析

2.1 地基液化過程分析

為判定模型地基的液化狀態，定義動孔壓比為土體空隙水壓力與土體有效自重應力之比值，本文采用動孔壓比作為描述模型地基液化狀態的無量綱參數，動孔壓比能合理反映可液化模型地基的液化狀態［14?15］。圖6給出了不同輸入峰值加速度時模型地基各測點的動孔壓比反應時程曲線。總體來看，動孔壓比隨輸入峰值加速度的增大而增大。當PBA=0.1g時，不同深度處各測點的動孔壓比峰值基本保持在0.6以內，模型地基未發生明顯液化，模型地基不同深度測點的孔壓比峰值隨埋深的增加呈逐漸減小趨勢，符合可液化地基動孔壓比隨深度變化的一般規律。

當PBA=0.2g時，除砂土層底部W3測點外其他各測點的動孔壓比峰值均達到或接近1.0，W3測點的動孔壓比峰值也大于0.8。已有的研究指出［19］：在振動作用下，一般認為動孔壓比達到0.8左右時土體產生初始液化，動孔壓比達到1.0時土體達到完全液化，這表明本文模型地基已基本達到完全液化狀態，故模型試驗終止加載。進一步分析圖6可以看出，飽和砂土層頂部測點W1的動孔壓比峰值最大，但測點W1需要相對較長的時間才達到動孔壓比峰值，孔隙水壓力發展明顯滯后；飽和砂土層中下部測點W3和W6均在較短的時間即達到動孔壓比峰值；上述分析表明：模型地基的液化程度與地震動強度和測點深度相關，強地震動作用下模型地基液化程度較高，動孔壓比反應幅值呈現出隨土層深度自上而下不斷減小的變化規律，埋深越深，測點孔壓比增長到峰值所需的時間越短、發展越快。上述分析結果與許成順等［14］關于可液化場地?群樁基礎?結構體系地震反應的研究結果基本吻合。此外，模型試驗中還觀測到了地基液化誘發的地基震陷、噴水冒砂等宏觀現象（隔震結構液化地基的動力反應特征見文獻［20］），上述分析說明本文模型試驗中模型地基的設計完全達到了研究模型地基液化及其規律的試驗目的。

2.2 模型結構體系的動力學特性

采用白噪聲對模型體系試驗前后進行掃描，得到可液化地基上隔震結構模型體系的一階自振頻率和阻尼比，如表3所示。表3中剛性地基、非液化砂土地基上隔震結構及非隔震結構的一階自振頻率和阻尼比為文獻［16］已完成的不同地基上隔震結構體系振動臺模型試驗的結果。與剛性地基上隔震結構的一階自振頻率和阻尼比相比，可液化地基和非液化砂土地基上隔震結構一階自振頻率和阻尼比的變化規律明顯不同。

綜合來看，主要有以下規律：可液化地基上隔震結構在試驗前（地基液化前）的動力學特性變化規律與非液化砂土地基上隔震結構的動力學特性基本相似，其一階自振頻率較剛性地基時小幅降低，而阻尼比較剛性地基時明顯增加；在試驗后（地基液化后）可液化地基上隔震結構動力特性發生了明顯變化，其一階自振頻率較剛性地基時大幅增加，增幅高達67.6%，而阻尼比較剛性地基時也增加了約10%。值得注意的是，試驗后可液化地基上隔震結構的動力特性參數（f1=4.39 Hz， ξ=9.68）與非液化砂土地基上非隔震結構在試驗前的動力特性參數（f1=4.36 Hz， ξ=9.70）基本吻合。從結構動力學特性參數的角度來看，地基液化前后隔震結構的動力特性參數發生了質變，隔震結構在地基液化后已演變為“非隔震結構”。

上述可液化地基上隔震結構動力學特性參數的變化規律可做如下解釋：可液化地基上與非液化砂土地基上的隔震結構均受到土與結構相互作用效應SSI的影響。已有的研究表明：考慮SSI效應時，建筑基礎相對于地基產生平動和轉動反應，改變了上部結構的動力反應方程，使上部結構的動力學特征發生較大變化。對于非液化地基上的隔震結構，其基礎相對于地基的平動反應很小，轉動反應也相對較小［16］，隔震結構的隔震層水平位移反應較大，上部結構相對于基礎呈整體平動。因此，非液化地基上隔震結構的動力學特征沒有發生較大變化，相應的動力學特性參數也未發生較大變化。然而，對于可液化砂土地基上的隔震結構，由于地基液化時基礎承臺下方的地基局部反力消失，基礎相對于地基的轉動反應增強，試驗中觀測到基礎承臺相對于地基產生劇烈搖擺，基礎承臺相對于地基的劇烈搖擺抑制了隔震層的水平變形，導致上部結構呈整體搖擺晃動，上述分析表明地基液化后隔震結構的動力特征已發生較大變化，其與非隔震結構的動力學特征相似，相應的動力學特性參數也與非隔震結構相近。

上述地基液化后隔震結構動力特性的變化將對隔震結構的隔震效能產生顯著影響，隔震結構的隔震機理是在建筑的基礎和上部結構之間設置柔性隔震層，延長上部結構的基本周期，從而避開地面地震動的主頻帶范圍，減免共振效應，減小結構的水平地震反應。對于本文研究的可液化地基上的隔震結構，地基液化后隔震結構一階自振頻率較剛性地基時大幅增加（基本周期減小），其動力特性與非液化場地非隔震結構的動力特性相近，而非隔震結構的自振周期與地震動的卓越周期接近，共振效應將顯著增大隔震結構的水平地震反應，這與本文隔震結構實測樓層加速度峰值放大系數相印證，上述分析表明地基液化后隔震結構的動力特性完全不符合隔震結構的隔震機理，導致隔震結構無法起到水平隔震的作用。

2.3 隔震層振動特性

已有的研究表明：土性地基上隔震結構的基礎及隔震層存在轉動效應，其對上部結構的隔震效果有較大影響［16］。本次試驗中在基礎和隔震層頂面分別布置水平向加速度計A1和A7，同時在隔震基礎及隔震層頂部分別布置了豎向加速度計V1，V2和V3，V4（測點布置如圖4（a）所示），參照文獻［17］按以下兩式計算基礎的轉動角加速度θ''1和隔震層的轉動角加速度θ''2：

式中 L1為測點V1和V2的距離；L2為測點V3和V4的距離； V''1～V''4為測點V1～V4的實測豎向加速度。

表4給出了基礎A7測點及隔震層A1測點的水平向加速度反應峰值。表5給出了基礎及隔震層的轉動角加速度反應峰值。綜合分析表4和5可知，當PBA=0.1g（地基未液化）時，隔震層對基礎水平向加速度反應具有明顯的隔震作用（隔震效率為32.5%），隔震層對基礎轉動角加速度反應起明顯的放大作用，這與文獻［16］非液化地基上隔震結構振動臺試驗的研究結果基本一致。

當PBA=0.2g（地基液化）時，基礎的水平向加速度反應峰值及轉動角加速度峰值較PBA=0.1g時劇增，其中PBA=0.2g時基礎A7測點的加速度反應峰值較PBA=0.1g時增大了約13倍，PBA=0.2g時基礎轉動角加速度θ''1的峰值較PBA=0.1g時增大了約170倍，其原因在于地基液化后基礎承臺底部局部支撐反力的消失以及樁側阻力的減小，使基礎相對于地基產生了較大的平動和劇烈的擺動。當PBA=0.2g（地基液化）時，隔震層對基礎水平向加速度反應沒有隔震作用而有放大作用（隔震效率為-12.5%），而隔震層轉動角加速度θ''2與基礎轉動角加速度θ''1的峰值比為0.25，隔震層轉動角加速度θ''2的峰值較基礎轉動角加速度θ''1的峰值顯著減小，但液化后隔震層轉動角加速度θ''2的峰值仍然較大。上述分析表明：地基液化對隔震層的振動特性影響較大，地基液化后隔震層的水平向加速度反應峰值及轉動角加速度峰值較地基液化前顯著增大，地基液化后隔震層對基礎水平向加速度反應起放大作用，但對基礎轉動角加速度反應起顯著的減震作用。

為分析地基液化后隔震層對基礎水平向加速度反應起放大作用的成因，圖7也給出了基礎A7測點和隔震層A1測點水平向加速度反應的時程及傅里葉譜。由圖7可以看出，當PBA=0.1g（地基未液化）時，隔震層對基礎A7測點傅里葉譜的影響表現為：隔震層使基礎A7測點的中高頻段（5.9～37.2 Hz）傅里葉譜值減小而低頻段（1.46～2.1 Hz）傅里葉譜值放大，傅里葉譜值由高頻向低頻移動，這種振動特性與非液化場地上隔震層的振動特性測試結果一致。

當PBA=0.2g（地基液化）時，隔震層對基礎A7測點傅里葉譜的影響與液化前明顯不同，其表現為：隔震層使基礎A7測點的低頻段（1.15～1.46 Hz）傅里葉譜值顯著放大，傅里葉譜值由低頻向更低頻方向移動。上述分析表明：地基液化后隔震層對以低頻分量為主的基礎水平向加速度反應起放大作用。其原因與地基液化后液化土層的濾波效應有關，由文獻［21］可知：液化土層具有吸收高頻波放大低頻波的作用，地基軟弱土層也有類似作用，致使地震波傳播到A7測點時，大量高頻分量被吸收而低頻分量被放大，隔震層的振動特性使A7測點的低頻分量進一步被放大，從而使隔震層對基礎水平向加速度反應起明顯的放大作用。

為分析地基液化后隔震層對基礎轉動角加速度反應起減震作用的成因，圖8給出了基礎轉動角加速度θ''1和隔震層轉動角加速度θ''2的時程及傅里葉譜。由圖8可以看出，當PBA=0.1g（地基未液化）時基礎轉動角加速度θ''1的主頻約為13.5 Hz，當PBA=0.2g（地基液化）時基礎轉動角加速度θ''1的主頻約為1.17 Hz，這表明：地基未液化時基礎轉動角加速度反應的頻譜特性以高頻分量為主，而地基液化后地基轉動角加速度反應的頻譜特性以低頻分量為主，其原因與基礎承臺下方土的密實性有關，地基土越密實，基礎的擺動頻率越高，反之，基礎的擺動頻率越低。地基液化前基礎承臺下方為飽和砂土，地基液化后基礎承臺下方變為液體狀態。進一步分析圖8可以看出，當PBA=0.1g（地基未液化）時隔震層對基礎轉動角加速度θ''1傅里葉譜的影響表現為：隔震層使基礎θ''1的傅里葉譜值明顯增大，其中中高頻段（9.5～37.2 Hz）傅里葉譜值顯著增大。當PBA=0.2g（地基液化）時隔震層對基礎轉動角加速度θ''1傅里葉譜的影響表現為：隔震層使基礎θ''1的傅里葉譜值明顯減小，其中低頻段（0.34～2.47 Hz）傅里葉譜值大幅降低。上述分析表明：地基液化前隔震層對以高頻分量為主的基礎轉動角加速度反應起放大作用，地基液化后隔震層對以低頻分量為主的基礎轉動角加速度反應起顯著的減震作用。其原因在于：隔震支座自身水平向剛度較小但豎向剛度較大，相應的隔震支座水平向自振頻率為低頻，豎向自振頻率為高頻，因此，由隔震支座組成的隔震層對水平向高頻振動和豎向低頻振動具有較好的隔震效果，反之，隔震層對水平向低頻振動和豎向高頻振動則起放大作用。

2.4 模型結構地震反應

2.4.1 加速度反應

圖9給出了隔震結構各樓層水平向的加速度反應放大系數，圖中“0”層號代表基礎頂面。由圖9可以看出，當PBA=0.1g（地基未液化）時，隔震結構樓層加速度放大系數在0.58～0.77之間，隔震效果明顯，隔震結構樓層加速度峰值放大系數的分布以底層和頂層較大，中間層相對較小。這與文獻［16］中的非液化砂土地基上隔震結構樓層加速度峰值放大系數的分布規律一致。當PBA=0.2g（地基液化）時，隔震結構樓層加速度峰值放大系數隨樓層的增高而增大，其中1～5層樓層加速度峰值放大系數在1.12～3.96之間，地基液化后隔震結構樓層加速度放大系數的分布曲線呈現彎曲放大的特點，該分布規律與文獻［16］中的非液化砂土地基上非隔震結構樓層加速度峰值放大系數的分布規律相似，但液化地基上頂層加速度峰值放大系數顯著增大，這可能是地基液化時隔震結構基礎強烈的轉動效應和隔震結構頂層“鞭梢效應”共同作用的結果。

上述分析結果與本文2.2節的分析結果相吻合：地基液化后隔震結構失去原有的振動特性，其振動特性與非隔震結構相似。其主要原因在于液化地基上土?結構動力相互作用（SSI效應）的影響更為強烈，隔震基礎相對于地基產生劇烈的平動和轉動，隔震結構基礎水平向加速度反應峰值及轉動角加速度峰值在地基液化后劇增，隔震結構基礎的水平向加速度反應及轉動角加速度反應改變了隔震層的性能，使隔震結構上部結構的振動特性呈現出與非隔震結構相似的特點。

2.4.2 最大層間位移反應

圖10給出了可液化地基上隔震結構最大層間位移，圖中樓層位置0代表隔震層。由圖10可以看出，當PBA=0.1g（地基未液化）時，隔震結構最大層間位移的分布以底部隔震層較大，隔震層最大層間位移為4.35 mm，而上部其他層層間位移很小，隔震結構呈現整體平動的特點，這與非液化地基上隔震結構最大層間位移的分布規律一致［16］。當PBA=0.2g（地基液化）時，隔震結構隔震層的層間位移顯著增大，隔震層最大層間位移為18.76 mm，而上部其他層層間位移也顯著增大，上部結構最大層間位移為7.07 mm，文獻［16］中的剛性地基上隔震結構振動臺模型試驗中不同地震動強震（PBA=0.5g）作用下隔震結構隔震層最大層間位移為7.9～10.2 mm，上部結構最大層間位移為0.5～0.76 mm，由此可見，液化地基上隔震結構的最大層間位移反應遠超剛性地基上隔震結構在強震作用下的最大層間位移反應，這可能導致基于剛性地基假定設計的隔震結構在地基液化后不滿足抗震設計要求。

2.4.3 整體傾斜率

震害調查表明，地基液化會導致地面建筑物發生不均勻震陷和傾斜，甚至倒塌。為分析可液化地基上隔震結構的傾斜率，本文引入隔震結構整體傾斜率的概念，由于隔震結構的傾斜主要是上部結構相對隔震層頂板發生傾斜，本文定義隔震結構的整體傾斜率β按下式計算：

式中 H為隔震結構頂層處SH1測點和隔震層頂板處SH2的距離；S1，S2為測點SH1和SH2的實測水平位移。

圖11給出了可液化地基上隔震結構整體傾斜率時程曲線。由圖11可以看出，當PBA=0.1g（地基未液化）時，在地震動輸入過程中隔震結構整體傾斜率幅值較小，地震動輸入結束時整體傾斜率絕對值也很小，僅為0.00026，當PBA=0.2g（地基液化）時，在地震動輸入過程中隔震結構整體傾斜率幅值顯著增加，地震動輸入結束時整體傾斜率絕對值為0.00228，上述分析表明：地基液化后隔震結構震后整體傾斜率較地基液化前明顯增大，但地基液化后隔震結構震后整體傾斜率仍然較小，試驗中隔震結構在震后沒有明顯的傾斜現象。這說明液化地基上隔震結構在震后可能不會出現明顯的傾斜震害。

文獻［14，22］振動臺模型試驗的研究結果指出：液化地基條件下非隔震結構在震后出現了明顯的傾斜震害。對比文獻［14，22］與本文的試驗結果可知：液化地基上隔震結構在震后的傾斜震害較非隔震結構明顯降低，其原因在于：液化地基上隔震結構的隔震層對基礎轉動角加速度反應有顯著的減震效果，其大幅降低了由基礎轉動效應引起的整體傾斜，相應的液化地基上隔震結構的傾斜震害較非隔震結構明顯降低。

3 結 論

完成了可液化地基上樁基基礎小高寬比隔震結構體系的振動臺模型試驗，將試驗結果與已有非液化地基上隔震結構動力學特性的試驗研究結果進行對比，系統分析了地基液化過程中樁基基礎小高寬比隔震結構體系的動力學特性及其地震響應規律，得到的主要結論如下：

（1） 地基液化對樁基基礎小高寬比隔震結構體系動力學特性的影響非常明顯，其一階自振頻率較剛性地基時大幅增加，阻尼比較剛性地基時也增加明顯，地基液化后隔震結構的動力學特性參數與非液化地基上非隔震結構的動力學特性參數基本接近。

（2） 地基液化后小高寬比隔震結構基礎的水平向加速度反應峰值及轉動角加速度峰值較地基液化前劇增，隔震層的水平向加速度反應峰值及轉動角加速度峰值較地基液化前也顯著增大。地基液化前隔震層對基礎水平向加速度反應起隔震作用，但對基礎轉動角加速度反應起放大作用；地基液化后隔震層對基礎水平向加速度反應起放大作用，但對基礎轉動角加速度反應起顯著的減震作用。

（3） 地基液化前小高寬比隔震結構樓層加速度放大系數的分布以底層和頂層較大，中間層相對較小，隔震效果仍較為明顯。地基液化后隔震結構樓層加速度放大系數隨樓層的高度增大而增大，頂層加速度峰值放大系數顯著增大，隔震作用基本消失。

（4） 液化地基上小高寬比隔震結構的最大層間位移反應遠超剛性地基上隔震結構在強震作用下的最大層間位移反應，這可能導致基于剛性地基假定設計的隔震結構在地基液化時不滿足抗震設計要求。

上述發現還有待于通過數值模擬和理論分析進一步分析和驗證。

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