可液化地基上桩基基础小高宽比隔震结构体系振动特性试验研究.pdf

第 36 卷第 4 期2023 年 8 月振 动 工 程 学 报Journal of Vibration EngineeringVol.36 No.4Aug.2023可液化地基上桩基基础小高宽比隔震结构体系振动特性试验研究于旭1，2，赵畅3，庄海洋2，3，陈国兴2（1.南京工程学院建筑工程学院，江苏 南京 211167；2.南京工业大学岩土工程研究所，江苏 南京 210009；3.华东交通大学土木建筑学院，江西 南昌 330013）摘要:为研究地基液化对小高宽比隔震结构体系振动特性的影响，通过振动台模型试验再现了桩基基础小高宽比隔震结构体系在液化场地上的地震反应过程，分析了地基液化过程中基础及隔震层振动特性和隔震结构地震响应规律。结果表明：地基液化后小高宽比隔震结构的一阶自振频率较刚性地基时大幅增加，阻尼比较刚性地基时也明显增加；液化地基上隔震层对群桩基础水平向加速度反应起明显的放大作用，隔震效能消失，但隔震层对桩基承台转动角加速度反应起显著的减震作用；液化地基上小高宽比隔震结构楼层加速度峰值放大系数的分布规律与非液化地基上隔震结构相比也具有明显差异，呈现出弯曲放大的特点，隔震结构顶层加速度峰值放大系数增大尤为明显；液化地基上小高宽比隔震结构的最大层间位移反应远超刚性地基上隔震结构在强震作用下的最大层间位移反应，可能导致基于刚性地基假定设计的隔震结构在地基液化时不满足抗震设计要求。关键词:隔震结构；振动台试验；液化地基；动力特性；地震反应中图分类号:TU311 文献标志码:A 文章编号:1004-4523（2023）04-1125-11 DOI：10.16385/ki.issn.1004-4523.2023.04.026引 言隔震技术已经被列为对未来地震工程有重要影响的先进技术，目前中国已建成超过 1.5 万幢的隔震建筑。实际工程中隔震结构可建于砂土地基上，而强震作用下砂土地基可能出现砂土液化的震害。历次地震表明：砂土液化会对建筑结构、桥梁、公路、铁路等基础设施产生巨大的破坏作用13，由此可见砂土液化可能对隔震结构的地震反应特征有着相当大的影响。目前，对可液化地基上隔震结构地震反应的研究 还 相 对 较 少，文 献4采 用 有 限 元 分 析 软 件ABAQUS 研究了砂土液化对基础隔震结构地震反应的影响，初步给出了砂土液化对隔震结构地震反应的影响规律，但研究成果缺乏实测数据及模型试验的验证。近年来国内外学者对不同地基上的隔震结构抗震性能进行了大量研究，主要研究方法可分为理论分析、模型试验和数值模拟59，其中基于地基土隔震结构相互作用的模型试验能够有效验证相关的理论分析和数值模拟的正确性，模型试验是现阶段分析地基土结构动力相互作用的有效方法。李昌平等10对刚性地基和软土地基条件下的高层隔震结构模型开展了振动台试验研究，分析了高层隔震结构在软土地基条件下的振动反应特性及隔震效果，为相关理论研究提供了试验依据，但其高层隔震结构模型的高宽比为大高宽比。文献 8 分别对刚性地基和一般地基上隔震结构的地震反应进行了系列模型试验研究，对比分析了模型地基刚度变化对隔震层的隔震效率和隔震结构动力反应的影响规律。同时，Zhuang等11对软夹层地基上基础隔震结构体系进行振动台模型试验，表明软夹层地基上土结构动力相互作用效应（SSI效应）可增大也可减小隔震结构的地震反应，与输入地震动的特性相关。吴应雄等12进行了软土地基条件下层间隔震结构振动台试验，研究了远场长周期地震动下桩土层间隔震结构动力反应规律及减震效果。综上所述，目前已进行的隔震结构模型试验中，地基均未考虑可液化地基，而已有的可液化地基上隔震结构有限元计算分析的初步研究成果有待模型试验验证。鉴于建筑抗震设计规范13要求隔震结构宜为小高宽比结构，有必要开展可液化地基上小高宽比隔震结构振动台试验，探究可液化地基上小高宽比隔震结构的地震反应特征及其抗震性能。收稿日期:2021-11-02；修订日期:2022-03-12基金项目:国家自然科学基金面上项目（51778282，51978333）。振 动 工 程 学 报第 36 卷本文以可液化地基上小高宽比隔震结构动力反应特征以及地基液化后隔震结构的隔震效果为研究目标，考虑到铅芯橡胶支座隔震是目前技术成熟、应用较多且可单独使用的一种隔震结构，结合 建筑抗震设计规范 对隔震结构宜为小高宽比结构（高宽比小于4.0）的要求，设计了可液化地基上桩基基础小高宽比铅芯橡胶支座隔震结构（简称小高宽比隔震结构）振动台模型试验方案。试验主要获取了土体水平位移和沉降、土体加速度和动孔压、桩基动力应变、隔震结构加速度和动态位移等试验数据。本文重点分析地基液化过程中桩基基础小高宽比隔震结构体系的动力学特性和地震反应规律。1振动台模型试验概况1.1相似比设计在土结构动力相互作用的振动台模型试验中将涉及到两种或多种材料，要在试验中使模型的试验参数和原型参数完全满足相似关系是十分困难的。试验中需研究多介质耦合作用体系的相似比确定方法，根据试验目的，考虑地基土隔震结构相互作用体系主要参数的相似性，本文模型结构选取几何长度、弹性模量和加速度为基本物理量。模型地基选取剪切波速、密度和加速度为基本物理量，根据 Bukingham定理，导出其他物理量的相似比。根据已有的研究，模型试验液化场地的剪切波速与原场地剪切波速之比约为 1/214；在可液化场地的振动台试验中，地震动持时压缩比对试验结果有显著影响，许成顺等15建议在涉及可液化场地的振动台模型试验中所输入的地震记录采用原始持时地震动记录或按照较大时间相似比压缩的地震动记录。因此，为保证模型地基液化效果，本次试验采用原始持时地震动记录作为输入地震动。模型体系相似关系如表1所示。1.2模型地基与结构本文模型结构的相似比与文献 16 非液化砂土地基上模型结构的相似比相同，本文模型结构尺寸、楼层配重同非液化砂土地基上铅芯橡胶支座隔震钢框架模型，详见文献 16。试验中隔震结构模型的上部结构采用 4 层钢框架体系，纵向边长为 0.8 m，横向边长为 0.6 m，钢框架高度为 2.1 m，底层层高为0.6 m，其他各层层高为 0.5 m，激振方向模型高宽比为 2.625，垂直激振方向模型高宽比为 3.5，隔震结构模型高宽比符合小高宽比隔震结构要求。模型每层配重为 736 kg，总配重为 3.68 t。试验中隔震支座采用直径为 100 mm 的铅芯橡胶支座，铅芯橡胶支座的橡胶层数为 22 层，钢板层数为 21 层，橡胶层厚为 1.2 mm，叠层钢板层厚为1.5 mm，铅芯直径为 8 mm，隔震支座性能参数详见文献 8，隔震支座的布置如图 1所示。模 型 基 础 采 用 桩 基 础，桩 承 台 平 面 尺 寸 为1.2 m1.0 m0.1 m。桩 基 础 共 设 6 根 桩，桩 长为 0.8 m，截 面 为 0.035 m0.035 m，桩 基 础 模 型如图 2（a）所示。图 1 隔震支座的布置Fig.1 Layout of the isolation bearings表 1 模型与原型相似比Tab.1 Similarity ratio between model and prototype类型几何特性材料特性动力特性物理量长度位移弹性模量等效密度质量应力应变剪切波速剪切模量有效覆土压力刚度时间频率加速度孔隙水压力相似关系SlSx=SlSESSm=SS3lS=SESSSVSGSZSk=SESlStSf=1/StSaSu=SlSaS相似比结构1/201/201201/40011-1-1/201/4.474.471-地基1/41/4-1-1/21/41/4-111/41/161126第 4 期于 旭，等：可液化地基上桩基基础小高宽比隔震结构体系振动特性试验研究可液化场地的振动台试验以模型场地达到液化为主要目标，结合 建筑抗震设计规范 第 4.3.7 条：采用桩基时，桩端应伸入到液化深度以下的稳定土层中。本文中可液化地基土层采用饱和砂土层模拟，其上覆不排水层采用一定厚度黏土模拟，在饱和砂土层以下设置一定厚度的黏土和碎石来模拟不透水层和基岩。本次试验模型地基整体尺寸为 3.5 m（长）2 m（宽）1.3 m（高），土层分为 4层，自上而下设置为：100 mm 厚黏土覆盖层，700 mm 厚可液化的饱和松散砂土层，300 mm 厚的硬黏土层，200 mm厚的碎石层。模型地基碎石层均匀平铺于模型箱底部，碎石层铺设完成后采用分层压实法铺设硬黏土层，模型地基饱和砂土层采用水沉法进行铺设，饱和砂土层铺设完成后，铺设上覆黏土层然后注水，使地基土层充分饱和，装填结束后静置固结 2天，最后抽走土箱内多余存水。模型地基及上部结构安装完成后的整体试验模型如图 2（b）所示。试验所用的模型土箱为层状剪切变形土箱。该模型箱的净尺寸为3.5 m（振动方向）2 m（横向）1.7 m（高度），由于该模型土箱的各层框架间可以自由地产生水平相对变形，对土的剪切变形几乎没有约束，大大减小了边界对波的反射，故能较好地模拟土的边界条件。试验前对土层进行取样，通过室内试验测定模型土层物理参数，地表黏土层含水量为30.8%33.7%，密度为 1.78 g/cm3；地基饱和砂土含水量为 40.5%41.3%，密度为 1.83 g/cm3，砂土颗粒级配曲线如图 3所示，其中细砂粒径主要分布在0.0751.0 mm，粒径小于 0.075 mm 的颗粒含量为 0.98%；地基下部硬黏土含水量为8.3%9.2%，密度为1.87 g/cm3。1.3试验测点与加载方案根据此次振动台试验目的，试验中测试模型结构的加速度及水平位移、隔震支座的压力及水平力、模型地基土的加速度、孔隙水压力、水平位移和地表沉降、模型基础承台竖向加速度分量、水平向加速度分量、桩土界面的接触压力及桩身应变。鉴于可液化地基隔震结构模型体系的振动方向为沿模型结构纵向，本次试验沿模型体系振动方向（纵向）和垂直模型体系振动方向（横向）各设置一个观测面，如图 4所示，其中模型体系纵向为主观测面，模型体系横向为次观测面。试验共设置土压力计 6只、孔压计 10只、竖向激光位移计 2只、光纤光栅测点 16个、非接触动态位移标靶 12个、力传感器 4个、水平加速度计 17只、竖向加速度计 4只、水平向激光位移计 4只、摄像头 2个、摄像机 1部。考虑到可液化地基上振动台模型试验中应尽量减少振动次数的原则同时结合以往国内外同类试验经验14，17，本次振动台试验仅选用普通地震动 El Centro波的原始持时地震动记录作为台面输入地震动。El Centro波为 1940年美国 Imperial山谷地震时记录的地震波，该波原始峰值加速度为 0.349g，强震部分持续时间约为 26 s，El Centro 波的加速度时程及其对应的傅氏谱如图 5 所示。此外，根据文献18 对于地震动的分类标准，1）PGA/PGV1.2，属于高频波；2）0.8PGA/PGV1.2，属于中频波；3）PGA/PGV0.8，属于低频波，上述分类标准中PGA 为地表地震动峰值加速度，PGV 为地表地震动 峰 值 速 度。据 此 计 算 出 El Centro 波 的 PGA/PGV=0.92，属于中频地震波。图 2 土-桩-隔震结构整体试验模型Fig.2 Overall test model of the soil-pile-isolation structure图 3 砂土颗粒级配曲线Fig.3 Grain gradation curve of sand1127振 动 工 程 学 报第 36 卷为测定可液化场地上隔震结构模型体系动力特性参数的变化，试验前后采用白噪声对模型体系进行扫描，以获取模型体系的自振频率和阻尼比。鉴于可液化场地条件下振动台试验应尽量减少激振次数，试验过程中按照逐级加载的方式加载，基岩地震动峰值加速度（PBA）取 0.1g，0.2g和 0.3g，为保证模型地基中孔隙水压力的充分消散，各加载工况之间的时间间隔不小于 50 min，振动台试验的加载方案如表 2所示。2试验结果分析2.1地基液化过程分析为判定模型地基的液化状态，定义动孔压比为土体空隙水压力与土体有效自重应力之比值，本文采用动孔压比作为描述模型地基液化状态的无量纲参数，动孔压比能合理反映可液化模型地基的液化状态1415。图 6 给出了不同输入峰值加速度时模型地基各测点的动孔压比反应时程曲线。总体来看，动孔压比随输入峰值加速度的增大而增大。当PBA=0.1g 时，不同深度处各测点的动孔压比峰值基本保持在 0.6以内，模型地基未发生明显液化，模型地基不同深度测点的孔压比峰值随埋深的增加呈逐渐减小趋势，符合可液化地基动孔压比随深度变化的一般规律。图 5 El Centro波加速度时程及傅里叶谱Fig.5 Time-history of acceleration and Fourier spectra of El Centro Earthquake wave图 4 模型体系测点布置（单位：mm）Fig.4 Arrangement of the measuring points in model system（Unit：mm）表 2 振动台试验加载工况Tab.2 Loading programs of the shaking table tests序号1234地震波白噪声El CentroEl Centro白噪声输入基岩峰值加速度/g0.050.10.20.05持时/s6040.940.9601128第 4 期于 旭，等：可液化地基上桩基基础小高宽比隔震结构体系振动特性试验研究当 PBA=0.2g 时，除砂土层底部 W3 测点外其他各测点的动孔压比峰值均达到或接近 1.0，W3 测点的动孔压比峰值也大于 0.8。已有的研究指出19：在振动作用下，一般认为动孔压比达到 0.8 左右时土体产生初始液化，动孔压比达到 1.0 时土体达到完全液化，这表明本文模型地基已基本达到完全液化状态，故模型试验终止加载。进一步分析图 6 可以看出，饱和砂土层顶部测点 W1 的动孔压比峰值最大，但测点 W1 需要相对较长的时间才达到动孔压比峰值，孔隙水压力发展明显滞后；饱和砂土层中下部测点 W3 和 W6 均在较短的时间即达到动孔压比峰值；上述分析表明：模型地基的液化程度与地震动强度和测点深度相关，强地震动作用下模型地基液化程度较高，动孔压比反应幅值呈现出随土层深度自上而下不断减小的变化规律，埋深越深，测点孔压比增长到峰值所需的时间越短、发展越快。上述分析结果与许成顺等14关于可液化场地群桩基础结构体系地震反应的研究结果基本吻合。此外，模型试验中还观测到了地基液化诱发的地基震陷、喷水冒砂等宏观现象（隔震结构液化地基的动力反应特征见文献 20），上述分析说明本文模型试验中模型地基的设计完全达到了研究模型地基液化及其规律的试验目的。2.2模型结构体系的动力学特性采用白噪声对模型体系试验前后进行扫描，得到可液化地基上隔震结构模型体系的一阶自振频率和阻尼比，如表 3 所示。表 3 中刚性地基、非液化砂土地基上隔震结构及非隔震结构的一阶自振频率和阻尼比为文献 16 已完成的不同地基上隔震结构体系振动台模型试验的结果。与刚性地基上隔震结构的一阶自振频率和阻尼比相比，可液化地基和非液化砂土地基上隔震结构一阶自振频率和阻尼比的变化规律明显不同。综合来看，主要有以下规律：可液化地基上隔震结构在试验前（地基液化前）的动力学特性变化规律与非液化砂土地基上隔震结构的动力学特性基本相似，其一阶自振频率较刚性地基时小幅降低，而阻尼比较刚性地基时明显增加；在试验后（地基液化后）可液化地基上隔震结构动力特性发生了明显变化，其一阶自振频率较刚性地基时大幅增加，增幅高达67.6%，而阻尼比较刚性地基时也增加了约 10%。值得注意的是，试验后可液化地基上隔震结构的动力特性参数（f1=4.39 Hz，=9.68）与非液化砂土地图 6 不同深度处孔压比反应时程 Fig.6 Pore pressure ratio time history in different buried depths表 3 模型结构的一阶自振频率和阻尼比Tab.3 First order natural frequency and damping ratio of the model system工况试验前试验后可液化地基上隔震结构频率 f1/Hz2.414.39阻尼比/%11.209.68刚性地基上隔震结构频率 f1/Hz2.652.62阻尼比/%8.308.80非液化砂土地基上隔震结构频率 f1/Hz2.382.29阻尼比/%15.4022.10非液化砂土地基上非隔震结构频率 f1/Hz4.364.20阻尼比/%9.7012.201129振 动 工 程 学 报第 36 卷基上非隔震结构在试验前的动力特性参数（f1=4.36 Hz，=9.70）基本吻合。从结构动力学特性参数的角度来看，地基液化前后隔震结构的动力特性参数发生了质变，隔震结构在地基液化后已演变为“非隔震结构”。上述可液化地基上隔震结构动力学特性参数的变化规律可做如下解释：可液化地基上与非液化砂土地基上的隔震结构均受到土与结构相互作用效应SSI的影响。已有的研究表明：考虑 SSI效应时，建筑基础相对于地基产生平动和转动反应，改变了上部结构的动力反应方程，使上部结构的动力学特征发生较大变化。对于非液化地基上的隔震结构，其基础相对于地基的平动反应很小，转动反应也相对较小16，隔震结构的隔震层水平位移反应较大，上部结构相对于基础呈整体平动。因此，非液化地基上隔震结构的动力学特征没有发生较大变化，相应的动力学特性参数也未发生较大变化。然而，对于可液化砂土地基上的隔震结构，由于地基液化时基础承台下方的地基局部反力消失，基础相对于地基的转动反应增强，试验中观测到基础承台相对于地基产生剧烈摇摆，基础承台相对于地基的剧烈摇摆抑制了隔震层的水平变形，导致上部结构呈整体摇摆晃动，上述分析表明地基液化后隔震结构的动力特征已发生较大变化，其与非隔震结构的动力学特征相似，相应的动力学特性参数也与非隔震结构相近。上述地基液化后隔震结构动力特性的变化将对隔震结构的隔震效能产生显著影响，隔震结构的隔震机理是在建筑的基础和上部结构之间设置柔性隔震层，延长上部结构的基本周期，从而避开地面地震动的主频带范围，减免共振效应，减小结构的水平地震反应。对于本文研究的可液化地基上的隔震结构，地基液化后隔震结构一阶自振频率较刚性地基时大幅增加（基本周期减小），其动力特性与非液化场地非隔震结构的动力特性相近，而非隔震结构的自振周期与地震动的卓越周期接近，共振效应将显著增大隔震结构的水平地震反应，这与本文隔震结构实测楼层加速度峰值放大系数相印证，上述分析表明地基液化后隔震结构的动力特性完全不符合隔震结构的隔震机理，导致隔震结构无法起到水平隔震的作用。2.3隔震层振动特性已有的研究表明：土性地基上隔震结构的基础及隔震层存在转动效应，其对上部结构的隔震效果有较大影响16。本次试验中在基础和隔震层顶面分别布置水平向加速度计 A1 和 A7，同时在隔震基础及隔震层顶部分别布置了竖向加速度计 V1，V2 和V3，V4（测点布置如图 4（a）所示），参照文献 17 按以下两式计算基础的转动角加速度1和隔震层的转动角加速度2：1=V1+V2L1（1）2=V3+V4L2（2）式中 L1为测点 V1 和 V2 的距离；L2为测点 V3 和V4 的距离；V1V4为测点 V1V4 的实测竖向加速度。表 4 给出了基础 A7 测点及隔震层 A1 测点的水平向加速度反应峰值。表 5 给出了基础及隔震层的转动角加速度反应峰值。综合分析表 4 和 5 可知，当 PBA=0.1g（地基未液化）时，隔震层对基础水平向加速度反应具有明显的隔震作用（隔震效率为 32.5%），隔震层对基础转动角加速度反应起明显的放大作用，这与文献 16 非液化地基上隔震结构振动台试验的研究结果基本一致。当 PBA=0.2g（地基液化）时，基础的水平向加速度反应峰值及转动角加速度峰值较 PBA=0.1g时剧增，其中 PBA=0.2g 时基础 A7 测点的加速度反应峰值较 PBA=0.1g 时增大了约 13 倍，PBA=0.2g 时基础转动角加速度1的峰值较 PBA=0.1g时增大了约 170 倍，其原因在于地基液化后基础承台底部局部支撑反力的消失以及桩侧阻力的减小，使基础相对于地基产生了较大的平动和剧烈的摆动。当 PBA=0.2g（地基液化）时，隔震层对基础水平向加速度反应没有隔震作用而有放大作用（隔震效率为-12.5%），而隔震层转动角加速度2与基础表 4 隔震层水平向加速度反应峰值Tab.4 Peak acceleration of the isolation layerPBA0.1g0.2g位置隔震层 A1基础 A7隔震层 A1基础 A7加速度峰值/（m s-2）0.9401.39321.54519.142隔震效率（A7A1）/A7/%32.512.5表 5 隔震层转动角加速度反应峰值Tab.5 Rotation angular acceleration peak of the isolation layerPBA0.1g0.2g位置隔震层2基础1隔震层2基础1转动角加速度峰值/（rad s-2）0.3690.1626.91927.690比值2,max/1,max2.2880.2501130第 4 期于 旭，等：可液化地基上桩基基础小高宽比隔震结构体系振动特性试验研究转动角加速度1的峰值比为 0.25，隔震层转动角加速度2的峰值较基础转动角加速度1的峰值显著减小，但液化后隔震层转动角加速度2的峰值仍然较大。上述分析表明：地基液化对隔震层的振动特性影响较大，地基液化后隔震层的水平向加速度反应峰值及转动角加速度峰值较地基液化前显著增大，地基液化后隔震层对基础水平向加速度反应起放大作用，但对基础转动角加速度反应起显著的减震作用。为分析地基液化后隔震层对基础水平向加速度反应起放大作用的成因，图 7也给出了基础 A7测点和隔震层 A1 测点水平向加速度反应的时程及傅里叶谱。由图 7可以看出，当 PBA=0.1g（地基未液化）时，隔震层对基础 A7 测点傅里叶谱的影响表现为：隔震层使基础 A7测点的中高频段（5.937.2 Hz）傅里叶谱值减小而低频段（1.462.1 Hz）傅里叶谱值放大，傅里叶谱值由高频向低频移动，这种振动特性与非液化场地上隔震层的振动特性测试结果一致。当 PBA=0.2g（地基液化）时，隔震层对基础 A7测点傅里叶谱的影响与液化前明显不同，其表现为：隔震层使基础 A7 测点的低频段（1.151.46 Hz）傅里叶谱值显著放大，傅里叶谱值由低频向更低频方向移动。上述分析表明：地基液化后隔震层对以低频分量为主的基础水平向加速度反应起放大作用。其原因与地基液化后液化土层的滤波效应有关，由文献 21 可知：液化土层具有吸收高频波放大低频波的作用，地基软弱土层也有类似作用，致使地震波传播到 A7 测点时，大量高频分量被吸收而低频分量被放大，隔震层的振动特性使 A7 测点的低频分量进一步被放大，从而使隔震层对基础水平向加速度反应起明显的放大作用。为分析地基液化后隔震层对基础转动角加速度反应起减震作用的成因，图 8给出了基础转动角加速度1和隔震层转动角加速度2的时程及傅里叶谱。由图 8可以看出，当 PBA=0.1g（地基未液化）时基础转动角加速度1的主频约为 13.5 Hz，当 PBA=0.2g（地基液化）时基础转动角加速度1的主频约为1.17 Hz，这表明：地基未液化时基础转动角加速度反应的频谱特性以高频分量为主，而地基液化后地基转动角加速度反应的频谱特性以低频分量为主，其原因与基础承台下方土的密实性有关，地基土越密实，基础的摆动频率越高，反之，基础的摆动频率越低。地基液化前基础承台下方为饱和砂土，地基液化后基础承台下方变为液体状态。进一步分析图 8可以看出，当 PBA=0.1g（地基未液化）时隔震层对基础转动角加速度1傅里叶谱的影响表现为：隔震层使基础1的傅里叶谱值明显增大，其中中高频段（9.537.2 Hz）傅里叶谱值显著增大。当 PBA=0.2g（地基液化）时隔震层对基础转动角加速度1傅里叶谱的影响表现为：隔震层使基础1的傅里叶谱值明显减小，其中低频段（0.342.47 Hz）傅里叶谱值大幅降低。上述分析表明：地基液化前隔震层对以高频分量为主的基础图 7 基础及隔震层测点的加速度时程及傅里叶谱Fig.7 Acceleration time histories and Fourier spectra of the pile foundation and isolation layer1131振 动 工 程 学 报第 36 卷转动角加速度反应起放大作用，地基液化后隔震层对以低频分量为主的基础转动角加速度反应起显著的减震作用。其原因在于：隔震支座自身水平向刚度较小但竖向刚度较大，相应的隔震支座水平向自振频率为低频，竖向自振频率为高频，因此，由隔震支座组成的隔震层对水平向高频振动和竖向低频振动具有较好的隔震效果，反之，隔震层对水平向低频振动和竖向高频振动则起放大作用。2.4模型结构地震反应2.4.1加速度反应图 9给出了隔震结构各楼层水平向的加速度反应放大系数，图中“0”层号代表基础顶面。由图 9可以看出，当 PBA=0.1g（地基未液化）时，隔震结构楼层加速度放大系数在 0.580.77 之间，隔震效果明显，隔震结构楼层加速度峰值放大系数的分布以底层和顶层较大，中间层相对较小。这与文献 16 中的非液化砂土地基上隔震结构楼层加速度峰值放大系数的分布规律一致。当 PBA=0.2g（地基液化）时，隔震结构楼层加速度峰值放大系数随楼层的增高而增大，其中 15层楼层加速度峰值放大系数在1.123.96 之间，地基液化后隔震结构楼层加速度放大系数的分布曲线呈现弯曲放大的特点，该分布规律与文献 16 中的非液化砂土地基上非隔震结构楼层加速度峰值放大系数的分布规律相似，但液化地基上顶层加速度峰值放大系数显著增大，这可能是地基液化时隔震结构基础强烈的转动效应和隔震结构顶层“鞭梢效应”共同作用的结果。上述分析结果与本文 2.2 节的分析结果相吻合：地基液化后隔震结构失去原有的振动特性，其振动特性与非隔震结构相似。其主要原因在于液化地基上土结构动力相互作用（SSI效应）的影响更为强烈，隔震基础相对于地基产生剧烈的平动和转动，隔震结构基础水平向加速度反应峰值及转动角加速度峰值在地基液化后剧增，隔震结构基础的水平向加速度反应及转动角加速度反应改变了隔震层的性能，使隔震结构上部结构的振动特性呈现出与非隔图 8 基础及隔震层的转动角加速度时程及傅里叶谱Fig.8 Rotation angular acceleration time histories and Fourier spectra of the pile foundation and the isolation layer图 9 隔震结构楼层加速度放大系数 Fig.9 Acceleration amplification factor of the isolated structure1132第 4 期于 旭，等：可液化地基上桩基基础小高宽比隔震结构体系振动特性试验研究震结构相似的特点。2.4.2最大层间位移反应图 10 给出了可液化地基上隔震结构最大层间位移，图中楼层位置 0 代表隔震层。由图 10 可以看出，当 PBA=0.1g（地基未液化）时，隔震结构最大层间位移的分布以底部隔震层较大，隔震层最大层间位移为 4.35 mm，而上部其他层层间位移很小，隔震结构呈现整体平动的特点，这与非液化地基上隔震结构最大层间位移的分布规律一致16。当 PBA=0.2g（地基液化）时，隔震结构隔震层的层间位移显著增大，隔震层最大层间位移为 18.76 mm，而上部其他层层间位移也显著增大，上部结构最大层间位移为 7.07 mm，文献 16 中的刚性地基上隔震结构振动台模型试验中不同地震动强震（PBA=0.5g）作用下隔震结构隔震层最大层间位移为7.910.2 mm，上部结构最大层间位移为 0.50.76 mm，由此可见，液化地基上隔震结构的最大层间位移反应远超刚性地基上隔震结构在强震作用下的最大层间位移反应，这可能导致基于刚性地基假定设计的隔震结构在地基液化后不满足抗震设计要求。2.4.3整体倾斜率震害调查表明，地基液化会导致地面建筑物发生不均匀震陷和倾斜，甚至倒塌。为分析可液化地基上隔震结构的倾斜率，本文引入隔震结构整体倾斜率的概念，由于隔震结构的倾斜主要是上部结构相对隔震层顶板发生倾斜，本文定义隔震结构的整体倾斜率 按下式计算：=S1-S2H（3）式中 H 为隔震结构顶层处 SH1 测点和隔震层顶板处 SH2 的距离；S1，S2为测点 SH1 和 SH2 的实测水平位移。图 11 给出了可液化地基上隔震结构整体倾斜率时程曲线。由图 11 可以看出，当 PBA=0.1g（地基未液化）时，在地震动输入过程中隔震结构整体倾斜率幅值较小，地震动输入结束时整体倾斜率绝对值也很小，仅为 0.00026，当 PBA=0.2g（地基液化）时，在地震动输入过程中隔震结构整体倾斜率幅值显著增加，地震动输入结束时整体倾斜率绝对值为0.00228，上述分析表明：地基液化后隔震结构震后整体倾斜率较地基液化前明显增大，但地基液化后隔震结构震后整体倾斜率仍然较小，试验中隔震结构在震后没有明显的倾斜现象。这说明液化地基上隔震结构在震后可能不会出现明显的倾斜震害。文献 14，22 振动台模型试验的研究结果指出：液化地基条件下非隔震结构在震后出现了明显的倾斜震害。对比文献 14，22 与本文的试验结果可知：液化地基上隔震结构在震后的倾斜震害较非隔震结构明显降低，其原因在于：液化地基上隔震结构的隔震层对基础转动角加速度反应有显著的减震效果，其大幅降低了由基础转动效应引起的整体倾斜，相应的液化地基上隔震结构的倾斜震害较非隔震结构明显降低。图 10 可液化地基上隔震结构最大层间位移Fig.10 Maximal interlayer displacements of the isolated structure on liquefiable foundation图 11 可液化地基上隔震结构整体倾斜率时程 Fig.11 Overall inclination ratio time history of the isolated structure on liquefiable foundation1133振 动 工 程 学 报第 36 卷3结 论完成了可液化地基上桩基基础小高宽比隔震结构体系的振动台模型试验，将试验结果与已有非液化地基上隔震结构动力学特性的试验研究结果进行对比，系统分析了地基液化过程中桩基基础小高宽比隔震结构体系的动力学特性及其地震响应规律，得到的主要结论如下：（1）地基液化对桩基基础小高宽比隔震结构体系动力学特性的影响非常明显，其一阶自振频率较刚性地基时大幅增加，阻尼比较刚性地基时也增加明显，地基液化后隔震结构的动力学特性参数与非液化地基上非隔震结构的动力学特性参数基本接近。（2）地基液化后小高宽比隔震结构基础的水平向加速度反应峰值及转动角加速度峰值较地基液化前剧增，隔震层的水平向加速度反应峰值及转动角加速度峰值较地基液化前也显著增大。地基液化前隔震层对基础水平向加速度反应起隔震作用，但对基础转动角加速度反应起放大作用；地基液化后隔震层对基础水平向加速度反应起放大作用，但对基础转动角加速度反应起显著的减震作用。（3）地基液化前小高宽比隔震结构楼层加速度放大系数的分布以底层和顶层较大，中间层相对较小，隔震效果仍较为明显。地基液化后隔震结构楼层加速度放大系数随楼层的高度增大而增大，顶层加速度峰值放大系数显著增大，隔震作用基本消失。（4）液化地基上小高宽比隔震结构的最大层间位移反应远超刚性地基上隔震结构在强震作用下的最大层间位移反应，这可能导致基于刚性地基假定设计的隔震结构在地基液化时不满足抗震设计要求。上述发现还有待于通过数值模拟和理论分析进一步分析和验证。参考文献:1Pender M J.Recent developments in earthquake geotechnical engineeringJ.Bulletin of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering，1997，30（2）：167-173.2 Alexander Howden Group Limited，The Great Hanshin Earthquake，Japana report of the 1995 earthquake in Kobe and the Osaka Bay area and assessment of future insurance implications R.1995.3曹振中，侯龙清，袁晓铭，等.汶川 8.0 级地震液化震害及特征 J.岩土力学，2010，31（11）：3549-3555.Cao Zhenzhong，Hou Longqing，Yuan Xiaoming，et al.The characteristics of liquefaction-induced damages in the Wenchuan Ms8.0 earthquake J.Rock and Soil Mechanics，2010，31（11）：3549-3555.4朱明轩柔性地基上桩基基础隔震结构动力特性研究D 南京：南京工业大学，2020.Zhu Mingxuan.Study of dynamic characteristics of pile base isolation structure on flexible groundD Nanjing：Nanjing Tech University，2020.5Luco J E.Effects of soilstructure interaction on seismic base isolation J.Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2014，66：167-177.6Mahmound S，Austrell P E，Jankowski R.Non-linear behavior of base-isolated building supported on flexible soil under damaging earthquakesJ.Key Engineering Materials，2012，488-489：142-1457Yu Xu，Zhuang Haiyang，Liu Shuai.Simple method for dynamic responses of soil-pile-isolated structure interaction systemJ.Transactions of Nanjing University of Aeronautics&Astronautics，2017，34（4）：426-437.8Zhuang Haiyang，Yu Xu，Zhu Chao，et al.Shaking table tests for the seismic response of a base-isolated structure with the SSI effectJ.Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2014，67：208-218.9Yu Xu，Zhuang Haiyang，Zhu Chao.Shaking table model test of isolated structure on soft site and analysis on its isolation efficiency J .Transactions of Na