8度区异形柱框架结构基础隔震研究

苏何先， 潘 文， 张兴仙， 白 羽， 高永林， 余明坤

(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)

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》GB50011—2010(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 149—2017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

表2 结构周期Tab.2 Period of structure

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：NA1—Elcentro波，NA2—Taft波，NA3—Kobe波，NA4—Holly波，NA5—Chichi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。

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

物理参量相似系数长度SL0.2面积SA0.04线位移SL0.2弹性模量SE0.25应力Sσ0.25应变Sε1物理参量相似系数集中力SF0.01刚度SK0.05线荷载Sq0.05面荷载Sp0.25频率Sf2.236加速度Sa1

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

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-XY2T13T24D15D26R17R28度多遇烈度7073X7076Y7087X7076Y7068X7069Y8W2白噪声70-XY9T310T411D312D413R314R48度设防烈度200195X200218Y200205X200212Y200212X200243Y15W3白噪声70-XY16T517T618D519D620R521R68度罕遇烈度400413X400469Y400386X400456Y400425X400504Y

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-XY2T113T214D115D216R117R218度设防烈度200222X200249Y200234X200237Y200254X200256Y8W21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

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

表5 模型最大扭转角Tab.5 The maximum torsion angle of model

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：

(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。

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

表7 镀锌铁丝力学性能Tab.7 Mechanical properties of galvanized wire

表8 模型支座力学性能Tab.8 Mechanical properties of seismic isolators

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 performance 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，基础隔震异形柱框架结构在 8度设防烈度试验阶段，测得隔震支座的最大剪切位移为16.06 mm，8度罕遇烈度试验阶段的最大剪切位移为27.52 mm，隔震支座的最大剪切变形γ=41%，而原型结构设计时其最大剪切变形已超过100%，这必然导致试验模型实际隔震效果与设计效果不同。

总结作者近年参与过的基础隔震项目的振动台试验数据发现，在罕遇烈度试验阶段隔震支座的最大剪切变形γ均未超过100%。典型的试验项目包括抗震设防烈度8度的基础隔震高层剪力墙结构(上部结构抗震措施降低一度)，在8度罕遇烈度试验阶段其隔震层的最大位移为43.87 mm，隔震支座最大剪切变形γ=65.5%[23]；8度设防区的掉层隔震框架结构(上部结构抗震措施降低一度)，在8度罕遇烈度试验阶段其隔震层的最大位移为11.78 mm，隔震支座最大剪切变形γ=45.3%[24]。与基础隔震异形柱框架振动台试验结果相比，上述两隔震项目振动台试验测得模型隔震支座的剪切变形量虽然也不大，但两隔震模型均实现了中震不坏，大震轻微损伤的隔震效果，这也间接的说明了隔震支座剪切变形量偏小并不是导致基础隔震异形柱框架结构振动台试验隔震效果不及设计预期的最根本原因。同时，由于隔震支座几何尺寸并不严格满足相似关系，试验模型隔震支座的剪切变形γ必然与原型结构不同。因此，如果振动台试验模型隔震层按等效设计，且忽略隔震支座的几何相似关系，则应重点控制隔震支座的屈服前刚度、屈服力及屈服后刚度等性能指标的等效相似，而不能仅关注剪切变形γ=100%时的水平等效刚度指标。

3.2.3 上部结构

通过基础隔震异形柱框架结构模型振动台试验发现，8度设防烈度试验阶段，试验模型上部结构由弹性工作状态逐渐向弹塑性状态过渡，上部结构仅出现轻微损伤，各楼层加速度放大系数及楼层位移相对较小，地震能量主要由隔震层吸收耗散，呈现出良好的隔震效果。8度罕遇烈度试验阶段，上部结构完全进入弹塑性工作状态，梁铰柱铰大量出现，T5、T6加载工况，试验模型隔震效果最好，而在后续加载工况，上部结构损伤不断加重，楼层加速度放大系数及楼层位移也逐渐增大，试验模型的隔震效果持续变差。由此可见，异形柱框架结构进入弹塑性工作状态后，梁柱大量出铰，其刚度过快衰减是导致基础隔震异形柱框架模型振动台试验隔震效果不及设计预期的重要原因。

综上所述，采用隔震技术可以有效的减小异形柱框架结构的地震响应，间接地提升了其抗震性能，将两者相结合是异形柱框架结构在高烈度地区推广应用的重要途径。利用弹性计算水平向减震系数的分部设计法进行隔震设计时，与基础隔震矩形柱框架结构相比，相同条件下，异形柱框架结构抗侧移刚度的优势得到体现，其预定隔震目标更容易实现，而将本次基础隔震异形柱框架结构振动台试验结果与有关矩形柱框架基础隔震试验成果[16-17, 24]比较发现，基础隔震异形柱框架结构的抗震性能及隔震效果均不及基础隔震矩形柱框架结构，异形柱框架结构进入弹塑性工作阶段后其性能快速劣化对隔震效果影响显著。因此，基础隔震异形柱框架结构隔震设计应充分考虑上部结构抗震性能劣势，适当限制其塑性性能的发展程度。

4 结 论

为提升8度(0.2 g)区异形柱框架结构的抗震性能而采用了基础隔震技术，利用水平向减震系数法进行隔震设计，并通过开展基础隔震异形柱框架结构振动台试验，主要得到如下结论：

(1)隔震方案相同时，异形柱框架结构抗侧移刚度的优势使其能够获得比等截面面积矩形柱框架结构更小的水平向减震系数，隔震前后结构的周期延长比例也更大。因此，按水平向减震系数法进行异形柱框架结构基础隔震设计时，上部结构抗震措施降低一度的预定目标较容易实现。

(2)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结构在振动台试验中表现出较好的抗震性能，其加速度和位移等地震响应明显降低，实现了小震不坏，大震不倒的基本设防目标。

(3)实测模型水平向减震系数为0.673，明显高于设计值。试验模型并不完全满足计算模型的理想弹性工作状态、模型隔震支座竖向压应力及剪切变形γ偏小均是引起实测水平向减震系数偏大的重要原因。

(4)异形柱框架结构进入弹塑性工作阶段后，梁铰柱铰大量出现，结构刚度快速衰减导致试验模型隔震效果变差，未能实现隔震结构提高设防目标的原则要求。因此，基础隔震异形柱框架结构设计时应充分考虑上部结构的抗震性能劣势，合理控制其塑性性能的发展程度。

(5)隔震分析和振动台试验均表明，引入隔震技术能有效的提升8度(0.2 g)区异形柱框架结构的抗震性能，合理的结构设计方案及良好的隔震支座性能匹配是预期隔震目标实现的保障。基础隔震异形柱框架结构在高烈度地区具有良好的推广应用前景。