長周期地震動下考慮SSI效應的層間隔震結構地震響應試驗研究

李 丹,王林建,2,吳應雄,劉增瑞,鄭喜年,張東波

(1.云南省地震局,云南 昆明 650224; 2.深圳防災減災技術研究院, 廣東 深圳 518001;3.福州大學 土木工程學院,福建 福州 350108; 4.福建卓越建設集團有限公司,福建 福州 350300;5.福建匯達建筑工程有限公司,福建 龍巖 364000; 6.福建森正建設集團有限公司,福建 廈門 361022)

層間隔震技術可以根據建筑和使用需求靈活布置隔震層,減小上部結構加速度和層間位移[1-3],因此能有效提高結構的安全性。目前,層間隔震結構的研究多以剛性地基假定展開,忽略了SSI效應對隔震結構的影響[4]。

劉德穩等[5]基于等效2自由度體系簡化計算模型模擬SSI效應對層間隔震結構的影響,結果表明,等效2自由度體系簡化計算模型在預測分析考慮SSI效應的層間隔震結構地震響應時較四自由度模型簡單有效,精度也能滿足研究要求。于旭等[6-7]采用陳國興設計的土箱開展振動臺試驗以探究隔震結構的地震響應在實際土層SSI效應下的影響,結果表明,其效應明顯降低了結構的隔震效率,證明了考慮SSI效應的必要性。Zhuang Haiyang等[8-9]進行了不同類型地基的隔震結構振動臺試驗,試驗分析表明不同地基上SSI效應對隔震結構的地震響應影響不同。吳應雄等[10]通過振動臺試驗研究層間隔震結構在剛性、軟土地基條件下的地震響應特征和隔震效果,指出隔震結構的自振頻率和隔震效率隨地基土變柔而明顯降低,但阻尼比隨地基土變柔而明顯增大。許立英等[11]開展了剛性、軟土地基上偏心基礎隔震結構雙向振動臺試驗,結果表明,隔震結構的層間扭轉響應在考慮SSI效應后會有所降低,但隔震層扭轉角增大顯著。吳應雄等[12]對長周期地震動下考慮SSI效應三種地基(剛性、軟土和軟夾層)的大底盤單塔樓層間隔震結構進行了試驗,結果表明:考慮SSI效應后層間隔震結構的上、下子結構加速度響應均存在差異;遠場類諧和地震動下軟夾層地基上隔震結構的位移響應增大幅度較軟土地基顯著。

綜上,土-隔震結構的相關研究大多基于基礎隔震的形式進行,針對層間隔震結構的研究較少,且缺乏振動臺試驗數據的支撐。本文課題組在原有的試驗結論基礎上[10-12],對層間隔震模型進行調整(改變土箱和子結構的尺寸),采用數值模擬和振動臺試驗兩種方法,探究長周期地震動和普通地震動下剛性-層隔和軟土-層隔模型的地震響應變化規律。

1 試驗設計

1.1 模型設計與制作

選取一個典型且有工程應用意義的平面規則建筑,該建筑為民用建筑,抗震設防烈度為8度(0.2g),場地類別為Ⅲ類, 地震分組為第二組。由于振動臺最大臺面尺寸僅為4 m×4 m,極限承載力僅為22 t,因此,需簡化原型結構的尺寸及質量,但需保證結構簡化后的動力響應特征基本不變。簡化結構如圖1所示。

圖1 結構平面圖(單位:mm)

由于振動臺試驗涉及的材料較多,原型結構和縮尺模型的參數很難完全滿足相似關系,因此,將加速度、長度、彈性模量作為基本相似參數,確定地基土彈性模量相似比為SE=1/4,再根據Bockinghamπ定理推導出其他物理量的相似比,模型的相似系數見表1。

表1 模型的相似系數

縮尺后的模型為鋼框架結構,鋼柱和鋼梁均是尺寸為50 mm×50 mm×3 mm的Q235空心方鋼,每層平面用10 mm厚鋼板模擬樓板。模型下部子結構為2層,層高為400 mm;由于上部子結構在地震作用下的特征表現為平動,為便于制作模型和開展振動臺試驗,所以將上部子結構由6層簡化為3層,層高為550 mm。整個模型縱、橫向均為單跨,尺寸為600 mm×600 mm。圖2為模型構造與尺寸示意。模型框架總質量約為0.30 t,由質量相似比關系換算后,每層還需配重0.40 t,所以模型總質量約為2.70 t。

圖2 模型構造與尺寸示意圖(單位:mm)

1.2 樁基設計與制作

模型基礎為2×2的現澆鋼筋混凝土群樁基礎,混凝土強度等級為C30。樁承臺尺寸為0.8 m×0.8 m×0.12 m,樁長為780 mm,樁截面尺寸為50 mm×50 mm。承臺和樁基礎示意如圖3所示。本文振動臺試驗的研究目的是分析層間隔震結構的地震響應規律,所以為防止試驗過程中樁基破壞,樁基設計時加強了樁基承載力。

圖3 承臺和樁基礎示意圖(單位:mm)

1.3 隔震支座

綜合課題組關于隔震結構的振動臺試驗結果、鋼框架質量、豎向面壓相似關系、水平向減震系數和LRB制作工藝等因素,試驗模型選用直徑為70 mm的4個鉛芯橡膠支座(以下簡稱LRB70-5)[13],圖4為LRB的構造和尺寸圖,圖5為實物圖。

圖4 LRB構造和尺寸圖(單位:mm)

圖5 LRB實物圖

1.4 土箱設計

結合振動臺臺面尺寸4 m×4 m和極限承載力22 t等因素,研制了凈尺寸為3.2 m(X向)×2.0 m(Y向)×1.4 m(Z向)的層狀剪切型土箱,為達到土箱內模型土盡可能高但土體總質量有所減少的目的,在土箱兩側填充泡沫板,從而將長邊原3.2 m調整為2.2 m,短邊尺寸保持不變。填充泡沫板后土箱和承臺位置平面示意如圖6。

圖6 土箱和承臺位置平面示意圖(單位:mm)

1.5 模型土制備

試驗地基采用均勻粉質黏土進行制備,模型土體的總高度取為1.4 m,裝填共分為8層,底部2層均為250 mm,其余6層均為150 mm。裝填每層地基土后,加入大量的水并靜置7 d,使模型土保持可塑狀態,再對地基土取樣并進行土工試驗測量含水率、密度和塑液限等參數。人工裝填底部2層地基土時,采用電動沖擊夯夯實土體,使底部模型土層滿足作為樁基礎持力層的要求。

模型地基土的泊松比參考《工程地質手冊》[14]取為0.35,土體剪切波速根據下文振動臺白噪聲試驗結果計算得到,約為60 m/s,土體彈性模量參照文獻[10]計算得到,為20 MPa。土樣物理指標見表2。

表2 土樣物理指標

1.6 模型組裝及測點布置

振動臺試驗選用DH610型壓阻式加速度傳感器、BL80-V型拉線式位移傳感器和LY-350型應變式微型土壓力盒。模型組裝如圖7、圖8所示。

圖7 剛性地基上模型(組裝后)

圖8 軟土地基上模型(組裝后)

1.7 地震動選取

在太平洋地震工程研究中心(PEER)數據庫中選取了各3條四種類型地震動,地震動參數見表3。地震動選取標準如下:(1)近場地震動斷層距需小于20 km,而遠場地震動斷層距需大于80 km;(2)長周期地震動的加速度譜平均周期Tr值需大于2 s;(3)普通地震動的地震峰值速度(PGV)與地震峰值加速度(PGA)的比值需小于0.2。

表3 地震動參數

2 振動臺試驗結果分析

2.1 試驗宏觀現象

隨著PGA增加,層間隔震結構的位移響應增強,且結構的最大位移主要體現在隔震層。層間隔震結構在長周期地震動下的位移響應明顯較普通地震動強烈。振動臺試驗結束后,軟土地基上的層間隔震結構存在小幅的沉降和傾斜。軟土上層間隔震結構傾斜如圖9。

圖9 軟土地基上結構傾斜

2.2 結構模型動力特性

通過振動臺0.05g白噪聲作用得到結構頂層加速度測點數據,再進行模態分析后可得兩種類型模型的的一階自振周期,見表4所示。

表4 結構模型的自振周期和阻尼比

分析表4可知,試驗后剛性和軟土地基條件下層間隔震模型的自振周期均增長,軟土地基條件下延長較多;試驗前后剛性地基條件下模型結構的阻尼比接近,但軟土地基條件下阻尼比略有增長。分析原因可得,多次地震動作用后,軟土地基較試驗前更柔,對模型自振周期和阻尼比均有較大影響。

2.3 試驗模型地震響應分析

2.3.1 樓層加速度響應

單向、雙向輸入的四種類型地震動作用下剛性-層隔和軟土-層隔X向(加速度響應最大方向)的加速度放大系數分析對比如圖10(PGA=0.1g),PGA=0.2g情況下對比圖略。

圖10 單、雙向地震動下加速度放大系數對比(PGA=0.1g)

分析可得:(1)當PGA為0.2g時,不同地震動輸入形式對下部底盤加速度響應的影響明顯小于PGA為0.1g時的情況,兩種體系的底盤加速度響應與單向輸入地震動情況差距較小。(2)單、雙向輸入普通地震動下,剛性-層隔和軟土-層隔體系的下部底盤加速度放大系數最大值均明顯大于上部塔樓,特別是考慮SSI效應后,上部塔樓加速度響應明顯削弱。但塔樓頂層的加速度放大系數仍與剛性地基條件接近,因此針對軟土地基和長周期地震動耦合條件下層間隔震結構的設計,還需關注塔樓頂層的安全問題。(3)考慮SSI效應的影響后,0.2g普通地震動下,剛性地基上塔樓頂層加速度放大系數最大值為1.32,軟土地基上為0.74;0.2g長周期地震動下,剛性地基上塔樓頂層加速度放大系數最大值為2.06,軟土地基上為1.74。但考慮SSI效應的底盤頂部加速度放大系數明顯大于塔樓頂部,因此在設計中還需重點關注底盤在地震作用下的安全問題。

2.3.2 樓層位移響應

圖11—圖12給出了單向、雙向輸入的四種類型地震動作用下剛性-隔震和軟土-隔震X向(位移響應最大方向)的均值樓層位移響應對比。

分析圖11—圖12可得:(1)隨著底盤樓層的升高,軟土-層隔體系的底盤位移的變化量略大于剛性地基條件;長周期地震動下,軟土-層隔體系的頂層位移響應明顯大于剛性地基條件,因此,隔震結構設計時,需加強關注長周期地震動與軟土地基耦合下上部結構位移的超限問題。(2)雙向輸入的長周期地震動(PGA=0.1g)下,隔震層的位移變化值較單向輸入情況有一定差距,隨著PGA的增加,長周期地震動下軟土-層隔體系的塔樓位移值與單向輸入情況更接近,而其他情況下仍與單向輸入情況存在一定差距。(3)考慮SSI效應的影響后,0.2g普通地震動下,塔樓頂層的位移響應是剛性地基的1.52倍,底盤頂層為2.01倍;0.2g長周期地震動下,塔樓頂層的位移響應是剛性地基的1.88倍,底盤頂層為2.39倍。

圖12 單、雙向地震動下樓層位移響應對比(PGA=0.2g)

2.3.3 樓層層間剪力響應

同理分析了0.1g、0.2g單向、雙向輸入的四種類型地震動作用下剛性和軟土地基上層間隔震結構X向(層間剪力響應最大方向)的平均層間剪力對比。

結果表明:(1)長周期地震動下,結構的層間剪力明顯較普通地震動作用情況大。PGA為0.2g時,軟土-層隔體系的層間剪力與剛性-層隔體系接近,隨著PGA的增加,SSI效應對層間隔震結構層間剪力的增強影響減弱。因此,隔震結構設計中需考慮長周期地震動對層間剪力的增強影響,也需考慮SSI效應對結構層間剪力的增強影響。(2)雙向輸入普通地震動,剛性-層隔和軟土-層隔體系的層間剪力略大于單向輸入情況,而雙向輸入長周期地震動,層間剪力值與單向輸入情況較接近,表明不同的輸入地震動方式對長周期地震動下結構的剪力響應影響較普通地震動小。

3 結 論

(1) 考慮SSI效應的影響后,塔樓的加速度響應有所減小,但隨著PGA的增加,長周期地震動下加速度響應的削弱較普通地震動小。0.2g普通地震動下,剛性地基上塔樓頂層加速度放大系數最大值為1.32,軟土地基上為0.74;0.2g長周期地震動下,剛性地基上塔樓頂層加速度放大系數最大值為2.06,軟土地基上為1.74。但考慮SSI效應的底盤頂部加速度放大系數明顯大于塔樓頂部,因此在設計中還需重點關注底盤在地震作用下的安全問題。

(2) 考慮SSI效應的影響后,層間隔震結構的樓層位移響應放大明顯。0.2g普通地震動下,塔樓頂層的位移響應是剛性地基的1.52倍,底盤頂層為2.01倍;0.2g長周期地震動下,塔樓頂層的位移響應是剛性地基的1.88倍,底盤頂層為2.39倍。

(3) 考慮SSI效應的影響后,普通地震動下層間剪力明顯減小,0.1g長周期地震動下層間剪力明顯增強,但0.2g時與剛性地基條件接近。0.2g普通地震動下,剛性地基上層間隔震結構基底剪力是軟土地基的1.21倍;0.1g長周期地震動下,軟土地基上的基底剪力是剛性地基的1.38倍;0.2g長周期地震動下,兩種地基條件的基底剪力接近。