8度区异形柱框架结构基础隔震研究_苏何先.pdf

书书书  振动与冲击 第 38 卷第 20 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．38 No．20 2019 基金项目 国家自然科学基金 51168024 收稿日期 2019- 01- 28修改稿收到日期 2019- 04- 01 第一作者 苏何先 男， 博士生， 高级实验师， 1982 年生 通信作者 潘文 男， 博士， 教授， 博士生导师， 1968 年生 E- mail 47762702 qq． com 8 度区异形柱框架结构基础隔震研究 苏何先1， 2，潘文1， 2，张兴仙3，白羽1， 2，高永林1， 2，余明坤4 1． 昆明理工大学建筑工程学院， 昆明 650500; 2． 云南省抗震工程技术研究中心， 昆明650500; 3． 云南开放大学城市建设学院， 昆明 650500; 4． 云南省建筑科学研究院， 昆明650223 摘 要 对抗震设防烈度 8 度 0． 2g 、 预期隔震目标降低一度的基础隔震异形柱框架结构的隔震性能展开研究。 对比了异形柱框架结构和矩形柱框架结构的隔震设计， 并对满足隔震设计目标的基础隔震异形柱框架结构开展振动台试 验。结果表明异形柱框架结构抗侧移刚度的优势使其在隔震设计阶段能获得比同条件的等截面面积矩形柱框架更小的 水平向减震系数; 且基础隔震异形柱框架结构振动台试验的加速度和位移响应得到明显降低， 实现了小震不坏， 大震不倒 的设防目标。验证了基础隔震是提升异形柱框架结构抗震性能的有效措施之一， 但隔震设计应充分考虑上部结构的抗震 性能劣势， 适当限制其塑性性能的发展程度。总的来说， 引入基础隔震技术能提升 8 度 0． 2 g 区异形柱框架结构的抗震 性能， 其在高烈度地区具有良好的推广应用前景。 关键词 异形柱框架结构; 基础隔震; 水平向减震系数; 隔震设计; 振动台试验 中图分类号 TU375． 4 TU352． 1文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 20． 023 A study on a base isolation RC frame structure with specially shaped columns designed for seismic fortification intensity 8 zone SU Hexian1， 2，PAN Wen1， 2，ZHANG Xingxian3，BAI Yu1， 2，GAO Yonglin1， 2，YU Mingkun4 1． School of Civil Engineering，Kunming University of Science and Technology ，Kunming 650500，China; 2． Earthquake Engineering Researching Center of Yunnan，Kunming 650500，China; 3． School of Urban Construction， Yunan Open University，Kunming 650500，China; 4． Yunnan Academy of Building Research，Kunming 650223，China AbstractThe isolation perance of a base seismic isolated RC frame structure with specially shaped columns designed for seismic fortification intensity 8 0． 2 g zone were investigated through numerical analyses and shaking table test． The base isolation design of RC frame structure with specially shaped columns was compared with that of a RC frame structure with common rectangular columns． A shaking table test was conducted on the model of base seismic isolated RC frame structure with specially shaped columns that satisfied the objective of base isolation design． Results show that the RC frame structure with specially shaped columns tends to have considerable lateral stiffness，which makes it have smaller horizontal seismic decrease coefficient than the RC frame structure with rectangular columns． In addition，the shaking table test shows that the acceleration and displacement responses of base seismic isolated RC frame structure with specially shaped columns are significantly reduced． That is to say，the seismic fortification objective，i． e． ，buildings are neither damaged when subjected to frequently earthquake influence nor collapsed when subjected to rarely earthquake，has been achieved． Furthermore，the base isolation has been validated to be one of effective ways to enhance the seismic perance of the RC frame structure with specially shaped columns． It should be noted，however，that the weakness of the upper structure should be carefully considered in seismic isolation design，and the development of the plastic state should be constrained to a certain level． In sum，the seismic isolation technique can improve the seismic perance of the RC frame structure with specially shaped columns in seismic fortification intensity 8 0． 2 g zone，indicating the promising application in high intensity area． Key wordsRC frame structure with specially shaped columns;base isolation;horizontal seismic decrease ChaoXing coefficient; seismic isolation design; shaking table test 异形柱框架结构柱肢与墙体厚度相等， 避免了矩 形柱框架结构室内柱角凸出的缺点， 扩大了建筑的有 效使用面积， 提升了建筑功能变化的灵活性。但异形 柱柱肢厚度及柱肢高厚比的限值使其承载力较低， 直 接影响了异形柱框架结构的建造高度， 抗震设防区异 形柱框架结构房屋适用的最大高度为 24 m［1 ］。受柱截 面几何特性差异影响， 异形柱框架结构的抗震性能不 同于矩形柱框架结构。针对异形柱框架结构的抗震性 能， 国内学者开展了一系列的研究性试验， 主要包括结 构构件或整体的低周反复荷载试验 ［2 －5 ］和以框架结构 模型为对象的振动台试验 ［6 －8 ］， 试验结果表明， 异形柱 框架结构存在一定的局限性， 其抗震性能不及普通矩 形柱框架结构。由于抗震性能不理想， 异形柱框架结 构在抗震设防地区， 特别是高烈度地区的推广应用困 难突出。 8 度 0． 2 g 区异形柱框架结构最大适用高度为 12 m［1 ］， 节点承载力是其在 8 度 0． 2 g 区最大适用高 度的主要控制因素 ［8 ］。提升建筑高度限值是改善异形 柱框架结构在高烈度地区推广应用困局的关键。有针 对性的研究工作主要集中在两方面， 一是从 8 度 0． 2 g 区最大适用高度的控制因素着手， 探寻提高节点抗 剪承载力的可行措施; 二是着眼于结构整体， 采用型钢 混凝土 ［9 ］或引入隔震技术［10 －11 ］以提高结构的抗震 性能。 隔震技术减震概念清晰， 技术成熟， 特别是叠层橡 胶隔震技术， 研究成果丰富， 工程应用广泛， 其有效性 在多次强震中也得到了验证 ［12 ］， 但涉及基础隔震异形 柱框架结构的成果却不多。将隔震技术应用于异形柱 框架结构， 国内部分学者也进行了一些研究， 潘毅等 ［13 ］ 通过对比分析发现基础隔震异形柱框架结构层间剪力 和层间位移比抗震结构大幅度降低。王依群等 ［14 ］的研 究成果表明当水平向减震系数满足要求时， 上部结构 可按降低地震烈度一度进行设计。刘丽丽 ［15 ］的研究表 明异形柱框架隔震效果明显， 8 度隔震结构各层剪力比 7 度传统结构低。高向宇等 ［10 ］通过振动台试验对一栋 几何相似比为 1 6， 抗震设防烈度为 7 度的 5 层基础隔 震异形柱框架结构模型进行研究， 验证了基础隔震技 术的有效性 。建筑抗震设计规范 GB500112010 以下简称抗规 对隔震设计内容的调整促进了隔 震技术的推广和应用 ， 混凝土异形柱结构技术规程 JGJ 1492017 增加了隔震的原则规定， 即异形柱结构 隔震设计可参照抗规 采用分部设计法， 利用水平向 减震系数控制预期隔震目标。异形柱框架结构中异形 柱截面外展能提供较大的上部结构抗侧移刚度， 有利 于隔震技术的采用。因此， 基础隔震与异形柱框架结 构相结合在 8 度 0． 2 g 区应该具有很好的应用前景。 但基础隔震异形柱框架结构的工程应用还不多， 且目 前尚无强震经历的报道， 8 度 0． 2 g 区其隔震效果的 试验验证也较少， 故本次专门针对 8 度 0． 2 g 区异形 柱框架结构基础隔震进行了深入的研究。 1异形柱框架结构基础隔震设计 1． 1方案确定 从结构形式上看， 异形柱框架是介于短肢剪力墙 和矩形柱框架之间的一种结构体系， 对抗震设防烈度 8 度 0． 2 g 的异形柱框架结构进行基础隔震设计时， 基 础隔震矩形柱框架结构积累的经验可供借鉴。因此， 隔震设计采用异形柱框架与矩形柱框架模型对比的方 案。基础隔震异形柱框架模型与对比模型的差别仅是 将模型中的异形柱用矩形柱替代。建立的对比模型包 括等截面面积矩形柱框架和等截面惯性矩矩形柱框 架， 其中， 等截面面积矩形柱框架结构是指各矩形柱截 面面积与被替代的异形柱相等且两主截面惯性矩对应 成比例， 等截面惯性矩矩形柱框架结构是指各矩形柱 两主截面惯性矩与所替代的异形柱相等。 进行基础隔震设计的异形柱框架结构方案是根据 已建工程的设计方案作简化处理而得到的， 结构平面 尺寸 单位 mm 及异形柱布置见图 1。 图 1结构平面及支座布置图 Fig． 1 Structural configuration and arrangement of seismic isolators 1． 2隔震设计及结果分析 基础隔震异形柱框架结构的预定隔震目标为上部 结构抗震措施降低一度。采用 PKPM 软件进行上部结 构设计， 隔震设计利用有限元软件 ETABS。结构基本 信息 丙类建筑， 上部结构共 7 层， 层高 3 m， Ⅱ类场地， 设计地震第三组， 异形柱肢厚250 mm， 肢高750 mm， 轴 线①和轴线⑦的框架梁为 250 mm 600 mm， 其余框架 梁均为 250 mm 400 mm， 隔震层板厚 160 mm， 其余楼 层板厚 100 mm， 梁板混凝土强度等级为 C30， 柱为 C45， 梁板柱主筋 HRB400， 箍筋为 HPB235。利用时程 551第 20 期苏何先等 8 度区异形柱框架结构基础隔震研究 ChaoXing 分析法进行异形柱框架及矩形柱框架基础隔震设计， 选取 5 条强震记录 Elcentro 波 NA1 、 Taft 波 NA2 、 Kobe 波 NA3 、 Holly 波 NA4 、 Chichi 波 NA5 和 2 条人工波 FA1、 FA2 ， 计算结果表明所选 7 条地震波 均满足 抗规 的要求。最终隔震方案为铅芯橡胶隔震 支座 LRB400 13 套， 普通橡胶隔震支座 LNR400 4 套， 隔震支座布置如图 1 所示。基础隔震异形柱框架 结构及对比模型结构质量见表 1， 结构前三阶周期见表 2， 模型隔震与非隔震楼层层间剪力比， 如图 2 所示。 表 1结构质量 Tab． 1 Structural mass 结构类型异形柱框架 等截面面积 矩形柱框架 等截面惯性矩 矩形柱框架 质量/t1 673 1 6821 744 表 2结构周期 Tab． 2 Period of structure 振 型 异形柱框架 周期 T/s 非隔震隔震 矩形柱框架周期 T/s 等截面面积等截面惯性矩 非隔震隔震非隔震隔震 10． 6732． 1060． 7752． 1400． 7462． 167 20． 6502． 1030． 7452． 1330． 7152． 160 730． 5581． 8220． 6371． 8340． 6071． 875 由表2 和图2 可见， 与矩形柱框架结构对比模型相 比， 异形柱框架结构抗侧移刚度优势明显， 采用相同的隔 震方案， 基础隔震异形柱框架结构的周期延长比例最大， 水平向减震系数最小， 其中基础隔震异形柱框架结构的 水平向减震系数为 0． 231， 等截面面积矩形柱框架结构 为0．247， 等截面惯性矩矩形柱框架结构为0．242。 注 NA1Elcentro 波， NA2Taft 波， NA3Kobe 波， NA4Holly 波， NA5Chichi 波， FA1、 FA2 人工波; 1 为隔震层， 2 ～ 8 层为上 部结构层。 图 2楼层层间剪力比 Fig． 2 Inter- story shear ratio 罕遇烈度地震作用下， 基础隔震异形柱框架结构 隔震支座的最大位移为 164 mm， 等截面面积矩形柱框 架结构隔震支座的最大位移为 167 mm， 等截面惯性矩 矩形柱框架结构隔震支座的最大位移为 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 和支座内部橡胶总厚度 3 倍二者的较小值。 上述隔震设计结果表明， 与等截面面积矩形柱框 架结构相比， 采用相同隔震方案， 抗震设防烈度为 8 度 0． 2 g 的异形柱框架结构隔震前后周期延长比例更 大， 计算水平向减震系数更小， 表现出更好的隔震设计 效果， 其预期隔震目标更容易实现。 冼巧玲等 ［16 ］开展的振动台试验研究结果表明， 基 础隔震矩形柱框架结构比非隔震矩形柱框架结构的加 速度响应降低约 50， 增大上部结构抗侧移刚度， 减小 橡胶隔震支座的水平刚度， 加速度反应可降低至 30 ～10［17 ］。因异形柱截面外展， 与矩形柱相比， 截面面 积相 同 的 异 形 柱 具 有 更 大 的 抗 侧 刚 度， 结 合 文 献［ 16 －17］ 的研究成果即可得出如下结论 隔震方案 相同时， 异形柱框架结构能实现比等截面面积矩形柱 框架结构更好的隔震效果。这也与前文进行隔震设计 对比得出的结论吻合， 但考虑到异形柱截面不对称，其 抗震性能不如矩形柱 ［18 ］， 这可能会对隔震效果产生影 响。因此， 针对 8 度 0． 2 g 区基础隔震异形柱框架结 构的隔震效果开展振动台试验。 2异形柱框架结构基础隔震振动台试验 2． 1试验模型设计与制作 振动台试验原型结构对前节所分析的基础隔震异 形柱框架结构作如下调整 上部结构取最不利于隔震 的方案， 即异形柱柱肢高厚比取规范下限值 2， 角位移 和剪重比等参数均按最接近规范限值控制。调整后， 异形柱肢厚 250 mm， 肢高 500 mm， 轴线①和轴线⑦的 框架梁为 250 mm 500 mm， 满足规范要求的其它结构 信息及隔震方案同前。按降低一度的预定隔震目标进 行上部结构设计， 结构配筋情况参见文献 ［ 19］ ， 按弹 性时程分析计算原型结构的楼层剪力比如图 3 所示， 计算水平向减震系数小于 0． 4， 试验原型结构能够实现 预期的隔震目标。 651振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 采用一致相似律进行人工质量振动台模型设 计 ［20 －21 ］。综合考虑试验设备性能、 实验室条件及模型 混凝土材料的配制等因素， 确定模型的几何相似系数 SL为 1/5， 模型结构材料强度相似系数 Sσ取为 1/4， 模 型水平地震加速度相似系数 Sa取1 以避免因重力失真 引起的内力反应的不相似。根据似量纲分析法得出其 余主要相似系数， 如表 3 所示。 图 3试验结构层间剪力比设计值 Fig． 3 The design inter- story shear ratio of test structure 表 3模型相似系数 Tab． 3 Downscaling factors of model 物理参量相似系数 长度 SL 0． 2 面积 SA 0． 04 线位移 SL 0． 2 弹性模量 SE 0． 25 应力 Sσ 0． 25 应变 Sε 1 物理参量相似系数 集中力 SF 0． 01 刚度 SK 0． 05 线荷载 Sq 0． 05 面荷载 Sp 0． 25 频率 Sf 2． 236 加速度 Sa 1 采用微粒混凝土、 镀锌铁丝及铁丝网制作强度试 验模型， 模型梁板微粒混凝土等级 M7． 5， 柱微粒混凝 土等级 M11． 25。综合考虑模型隔震支座生产时其力 学性能的易实现性和隔震试验时隔震支座安装的可 操作性， 最终采用 6 套 LRB200 模型支座代替一柱一 支座的 17 套模型支座方案， 且不考虑上下支墩的影 响， 用焊接为整体的钢框架转换隔震上支墩所传递的 荷载。为保证 6 套模型支座方案与一柱一支座方案 等效， 根据隔震层总刚度和总屈服力相等确定等效支 座性能参数， 在支座力学性能等效的前提下， 通过控 制抗倾覆刚度和抗扭转刚度与一柱一支座方案等效 来确定 6 套模型支座的布置位置， 满足要求的模型支 座布置方案如图 4 所示， 施工完成的试验模型， 见 图 5。 2． 2试验加载与测试 2． 2． 1试验加载 选择 TR1Z T 波、 dzcfp D 波及 1 条人工 R 波 作为振动台输入加速度时程， 试验加载设备为 4 m 4 m模拟地震振动台。 基础隔震异形柱框架模型试验通过施加 8 度多遇 烈度、 8 度设防烈度和 8 度罕遇烈度三阶段的地震作用 以考查其抗震性能， 同时， 对非隔震异形柱框架结构模 型 拆除隔震支座， 上部结构直接与振动台台面连接 施加 8 度设防烈度地震作用以测试其水平向减震系 数。试验加载工况顺序见表 4。 图 4模型支座布置图 Fig． 4 Arrangement of seismic isolators in model 表 4工况顺序 Tab． 4 Sequence of testing cases 模型隔震 序号 工况 编号 考查 烈度 设定 apg/gal 台面输出 apg/gal 方向 1W1白噪声70－XY 2T1 3T2 4D1 5D2 6R1 7R2 8 度多遇 烈度 7073X 7076Y 7087X 7076Y 7068X 7069Y 8W2白噪声70－XY 9T3 10T4 11D3 12D4 13R3 14R4 8 度设防 烈度 200195X 200218Y 200205X 200212Y 200212X 200243Y 15W3白噪声70－XY 16T5 17T6 18D5 19D6 20R5 21R6 8 度罕遇 烈度 400413X 400469Y 400386X 400456Y 400425X 400504Y 751第 20 期苏何先等 8 度区异形柱框架结构基础隔震研究 ChaoXing 续表 4 模型隔震 序号 工况 编号 考查 烈度 设定 apg/gal 台面输出 apg/gal 方向 1W11白噪声70－XY 2T11 3T21 4D11 5D21 6R11 7R21 8 度设防 烈度 200222X 200249Y 200234X 200237Y 200254X 200256Y 8W21白噪声70－XY 注 T 为 TR1Z 波， D 为 dzcfp 波， R 为人工波。 2． 2． 2试验测试 利用加速度传感器及配套测试系统进行模型加速 度、 位移等响应测量。振动台台面 X 向和 Y 向各布置1 只加速度传感器， 上部结构加速度传感器布置如图 6 所示， 共计布置加速度传感器 24 只。 2． 3试验结果 2． 3． 1模型破坏情况 8 度多遇烈度试验阶段， 模型未出现裂缝。8 度设防 烈度试验阶段， 模型出现轻微损伤， 第2 层至第4 层部分 边梁端部可见竖向裂缝。8 度罕遇烈度试验阶段， 模型 结构损坏严重， 原有裂缝进一步扩展， 新裂缝大量出现。 梁构件破坏严重 图 7 a ， 第 2 层、 第 3 层梁端全部出 铰， 第4 层至第7 层多数梁端也出现竖向裂缝， 顶层梁未 出现明显损伤。异形柱破坏明显， 柱铰大量出现， 第 2 层 柱上下端均出现水平裂缝 图 7 b ， 角柱最明显， 柱下 端水平裂缝最大宽度约为0．25 mm， 12 号 L 形角柱上端 出现保护层局部剥落露筋 图7 c ， 第 3 层、 第 4 层多 数柱端也出现水平裂缝， 裂缝宽度较小， 第5 层部分柱根 部出现水平裂缝， 第 6 层及以上楼层柱端无水平裂缝。 节点核心区破坏很少， 8 度罕遇烈度加载工况全部完成 后， 梁柱节点核心区仅出现三处混凝土保护层脱落露筋 图7 d 。拆除隔震支座进行模型非隔震振动台试验， 施加 8 度设防烈度地震作用， 模型结构严重破坏， 模型 原有裂缝明显扩展， 模型顶层多数梁梁端出现明显竖 向裂缝， 顶层少数柱下端也出现细微水平裂缝， 第 2 层 和第 3 层各出现一柱端保护层局部脱落。 图 5试验模型 Fig． 5 Test model 图 6加速度传感器布置 Fig．6 Arrangement of acceleration sensors 图7模型破坏情况 Fig．7 Failure patterns of model 2．3．2最大加速度响应 地震波再现的加载过程中， 振动台台面输出控制会产 生偏差， 因此， 与各楼层加速度峰值相比， 加速度放大系数 各楼层加速度最大值与台面输出加速度峰值之比 能更 直观的体现模型结构的地震响应。上部结构各楼层加速 度放大系数是基础隔震效果的定量评定指标， 试验测得基 础隔震异形柱框架结构模型在各加载工况的加速度放大 系数结果见图8， 8 度设防烈度试验阶段模型隔震与非隔 震的楼层加速度之比如图9 所示。 图8模型加速度放大系数 Fig．8 Acceleration amplification factors of model 851振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 图9楼层加速度比 Fig．9 Inter- story acceleration ratio 2．3．3最大位移响应 加载过程中， 利用加速度对时间的两次积分作为位移 测试结果， 模型位移响应包络， 如图10。 位移角更能直观的表达结构在地震作用下各楼层的 变形情况， 结构设计中多用角位移作为结构位移控制指 标， 图11 为模型隔震时对应工况的楼层位移角。 2．3．4扭转反应 试验模型所对应的原型结构外形规则， 但异形柱在 X 向的布置并不完全对称， 隔震时采用一柱一支座方案， 由 于隔震支座刚度中心与上部结构重心并不完全重合， 结构 的扭转观测具有重要的意义。结构扭转用扭转角表达， 试 验测得模型最大扭转角如表5 所示。 图10模型位移包络 Fig．10 Displacement envelops of model 图11模型层间位移角 Fig．11 Inter- story drift ratios of model 表5模型最大扭转角 Tab．5 The maximum torsion angle of model 楼层 工况 T1D1R1T2D2R2 隔震层1/24051/28681/21501/15671/28981/2216 4 层 1/21771/28601/35271/21931/24611/1619 顶层1/12251/28491/19481/24421/23721/1370 楼层 工况 T5D5R5T6D6R6 隔震层1/7881/12101/7791/10621/9011/663 4 层 1/4931/4891/3181/3611/2971/192 顶层1/5261/4411/4201/3901/2851/243 2．3．5水平向减震系数 水平向减震系数是按弹性计算所得多层建筑隔震与 非隔震各层层间剪力的最大比值， 振动台试验无法直接测 量楼层剪力， 为得到试验隔震模型的水平向减震系数， 楼 层剪力由下式计算 Vi t ∑ n i miai t 1 式中 mi是第 i 层的质量， ai t 是 t 时刻第 i 层的加速度。 由于振动台台面输出控制存在偏差， 水平向减震系数计算 时， 楼层剪力计算公式中加速度项用楼层加速度放大系数 代替， 试验测得楼层剪力比， 见图12。 951第 20 期苏何先等 8 度区异形柱框架结构基础隔震研究 ChaoXing 图12实测层间剪力比 Fig．12 The test inter- story shear ratio 3异形柱框架结构基础隔震性能分析 3．1隔震效果分析 为研究抗震设防烈度为 8 度 0．2 g 、 预期隔震目标 降低一度的基础隔震异形柱框架结构的隔震效果， 分别建 立异形柱框架和矩形柱框架模型进行隔震设计对比， 异形 柱框架结构基础隔震前后周期延长比例最大， 约为 3． 1 倍， 而等截面面积矩形柱框架结构基础隔震前后周期延长 比例最小， 约为2．7 倍， 详见表2。按弹性时程分析得到基 础隔震异形柱框架结构的水平向减震系数为0．231， 小于 两基础隔震矩形柱框架结构对比模型的水平向减震系数， 如图2 所示。隔震设计结果表明， 采用相同的隔震方案， 与等截面面积矩形柱框架结构相比， 异形柱框架结构抗侧 移刚度的优势使其预定隔震设计目标更容易实现。 针对基础隔震异形柱框架结构的抗震性能及隔震效 果开展了振动台试验， 上部结构抗震措施按降低一度设计 的基础隔震异形柱框架试验模型在8 度多遇烈度地震作 用下， 结构无损伤， 实现了 “ 小震不坏” ， 其最大层间位移角 为1/590， 低于规范限值1/550; 经历8 度设防烈度地震作 用工况后， 模型结构出现轻微损伤， 满足 “中震可修” 的要 求; 在8 度罕遇烈度地震作用下， 模型损伤严重， 测得最大 层间位移角为1/55， 模型未倒塌。基础隔震明显的降低了 上部结构的加速度和位移响应， 隔震异形柱框架结构的扭 转效应也不显著， 详见图8 ～图11 及表5 所示振动台试验 结果。振动台试验表明， 上部结构抗震措施按降低一度设 计的试验模型能够实现基本的抗震设防目标， 但未能实现 提高设防目标的原则要求。实测8 度设防烈度试验阶段 模型隔震与非隔震时各楼层加速度比值主要集中在0．509 ～0．795 之间， 楼层层间剪力比最大为0．673， 试验水平向 减震系数明显大于隔震设计值， 试验模型并不完全满足计 算模型的理想弹性工作状态虽会导致测试水平向减震系 数偏大， 但罕遇烈度试验阶段模型破坏严重， 说明上部结 构实际承受的地震作用偏大， 未能实现基础隔震提高设防 目标的原则要求。为此， 对影响基础隔震异形柱框架结构 隔震效果的原因展开分析。 3．2影响隔震效果的原因分析 3．2．1试验模型及模型材料 制作完成的试验模型及使用的模型材料性能与设计 的吻合程度将直接影响试验结果， 在模型施工前开展了大 量的微粒混凝土试配实验， 获得了较理想的配比， 并在模 型施工过程中预留试块进行力学性能测试， 隔震支座通过 委托专业的生产企业加工制作， 模型材料力学性能及试验 隔震支座性能测试结果见表6 ～表8。 表6微粒混凝土力学参数 Tab．6 Mechanical properties of microconcrete 等级 强度 fc/MPa 实测值设计值 弹性模量 Ec/MPa 实测值设计值 M7．57．847．507574．267500 M11．2511．0811．258456．528375 表7镀锌铁丝力学性能 Tab．7 Mechanical properties of galvanized wire 规格 fy/MPaEs105/MPa 规格 fy/MPaEs105/ MPa 103441．80162801．31 122911．60182841．68 144352．19202831．12 表8模型支座力学性能 Tab．8 Mechanical properties of seismic isolators 支座 编号 水平等效刚度 Kh/ kNmm －1 设计值实测值误差/ 屈服后刚度 Kd/ kNmm －1 设计值实测值误差/ 1 2 3 4 5 6 0．136 0．15211．64 0．15614．99 0．20047．05 0．15413．71 0．15715．91 0．15615．22 0．096 0．10711．85 0．12126．06 0．14552．04 0．11318．59 0．0981．97 0．11317．81 注 水平等效刚度是剪切变形为100的测试值。 实测模型微粒混凝土力学性能与设计值较吻合， 而模 型配筋按构件层面的等效设计 ［ 22 ］， 镀锌铁丝强度取实测 结果。因此， 试验模型材料性能偏差应该不会对隔震效果 产生明显的影响。表8 为隔震支座水平性能测试数据， 其 中3隔震支座的水平等效刚度 剪切变形 γ 100 和屈 服后刚度偏差很大， 其余隔震支座性能偏差相对较小。隔 震支座水平性能偏差将直接影响隔震效果， 按实测支座水 平等效刚度和屈服后刚度对设计模型进行修正， 修正后隔 震模型的水平向减震系数设计值为0．332， 仍然小于规范 限值0．4。 因 SL为1/5， 模型几何尺寸控制较容易， 模型施工质 量控制良好。实测模型自重5．504 t， 附加配重9．869 t， 人 061振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 工质量模型相似关系成立。试验前， 利用测力法测得上部 结构前两阶频率为3．71 Hz 和4．11 Hz， 高于设计值， 即模 型上部结构整体偏刚， 有利于基础隔震， 这在一定程度上 也可减轻隔震支座水平刚度偏大对基础隔震的不利影响。 通过对模型材料性能测试及模型测量， 验证了制作完 成的试验模型与设计较符合。根据模型隔震支座性能偏 差对原设计结果进行修正， 隔震支座性能参数修正后， 试 验原型结构的预期隔震设计目标仍能实现。因此， 模型施 工质量控制偏差及模型材料性能偏差不是造成本次试验 隔震效果不及设计预期的主要原因。 3．2．2隔震层 1 隔震支座竖向压应力 隔震层采用等效设计， 隔震上、 下支墩， 隔震支座的几 何相似关系及支座数量一一对应等问题被忽略， 试验模型 隔震支座竖向压应力明显偏小， 这也是隔震模型振动台试 验普遍存在的问题， 因为即使严格控制隔震层的相似关 系， 压应力相似系数通常也会小于1 与材料弹性模量相似 系数相同 。为了解隔震支座竖向压应力不同是否会对其 水平性能产生影响， 选取直径 300 ～700 mm 由测试设备 条件确定 的铅芯橡胶隔震支座开展竖向压应力与水平性 能相关性试验， 图13 为试验数据结果。 图13隔震支座竖向压应力与水平性能的相关性 Fig．13 The correlation between vertical compressive stress and horizontal perance of seismic isolators 图中 Kh表示水平向等效刚度; Kd表示屈服后刚度; γ 表示支座剪切变形。 试验结果表明， 竖向压力不同， 铅芯橡胶隔震支座水 平性能存在差异。随竖向压力减小， 水平等效刚度和屈服 后刚度均呈增大趋势， 且屈服后刚度比水平等效刚度变化 更显著。与竖向施加12 MPa 压应力相比， 竖向施加4 MPa 压应力测得 5 种型号规格橡胶隔震支座剪切变形 γ 100的水平等效刚度最大偏差为 10．89， 剪切变形 γ 50的水平等效刚度最大偏差为17．29， 而剪切变形 γ 100 的屈服后刚度最大偏差为 31． 99， 剪切变形 γ 50的屈服后刚度最大偏差为 27． 94。竖向施加 8 MPa压应力测得橡胶隔震支座水平等效刚度和屈服后刚 度与竖向施加12 MPa 压应力的结果差别较小， 其最大偏 差仅为9。受试验设备性能限制 试验设备最大竖向压 力为15 000 kN ， 未开展施加更小竖向压力时的水平性能 测试试验。根据已有数据规律可以预测， 继续减小竖向压 力， 橡胶隔震支座的水平等效刚度和屈服后刚度增大的可 能性较大， 水平等效刚度和屈服后刚度增加将导致隔震结 构的水平向减震系数增大， 隔震效果变差。而振动台试验 模型隔震支座平均压应力仅为0．84 MPa， 远小于原型支座 11．4 MPa 的最大设计压应力， 这必然会对试验模型的隔震 效果产生影响， 因此， 振动台试验应适当考虑隔震支座竖 向压应力偏小对其水平性能的影响。 2 隔震支座剪切变形 由于铅芯橡胶隔震支座的水平性能与其剪切变形 γ 直接相关， 如图13 所示， γ 50与 γ 100时隔震支座 的水平刚度差异较大， 同时， 铅芯橡胶隔震支座剪切变形 的大小是隔震层耗散地震能量大小的表征。由图 10 可 知， 基础隔震异形柱