顏桂云， 方藝文， 吳應雄

(1.福建省土木工程新技術與信息化重點實驗室，福建工程學院 土木工程學院，福州 350118；2.福州大學 土木工程學院，福州 350116)

目前，層間隔震技術在大底盤或大平臺塔樓及高層建筑中獲得了較廣泛的應用，而層間隔震技術的減震性能主要集中于其在普通地震動或近場地震動下的研究[1-2]。近年來，可能引起自振周期較長的結構(高層建筑、大跨度橋梁以及隔震結構等)發(fā)生嚴重破壞的遠場長周期地震動也引起了人們的廣泛注意[3-4]。遠場長周期地震動的形成主要是因為其高頻成份隨傳播距離的衰減以及低頻成份因場地因素的放大，其主要由長持時的面波組成。厚沖積平原或沉積盆地的場地效應能夠?qū)⒄鸺壿^大的俯沖地震與地殼地震轉(zhuǎn)變?yōu)檫h場長周期地震動[5]。其部分地震動后期振動階段產(chǎn)生明顯多個循環(huán)脈沖，類似于諧和振動。遠場長周期地震動作用下長周期結構的動力行為與普通地震或近場地震動作用下結構動力反應有明顯的不同。袁偉澤等[6]分析了一幢高層框架結構在長周期地震下的動力反應與其損傷特性。結果表明，長周期地震下高層結構的損傷指標總體呈現(xiàn)增大趨勢。韓建平等[7]進行了遠場長周期地震作用下超限高層結構反應分析，表明樓層最大水平位移和最大水平位移角明顯大于普通地震，罕遇地震下結構的性能指標不能夠滿足。Kitamura等[8-9]對比分析了普通地震動與遠場長周期地震動作用下隔震結構的響應，結果表明，在長周期地震動作用下，隔震支座的破壞相對于上部結構更為重要，隔震支座損傷破壞更應引起重視。

長周期的隔震結構在遠場長周期地震動作用下的減震特性與普通地震或近場地震動下的減震特性明顯不同。按普通地震動設計的層間隔震結構，一旦遭遇遠場長周期地震動，易激發(fā)隔震層的變形過大，導致隔震支座破壞而使隔震層上部結構傾覆失穩(wěn)。因此，有必要探討遠場長周期地震動，特別是遠場類諧和地震動作用下層間隔震結構的非線性減震機理、減震性能，采用有效的策略避免隔震層的損傷破壞，為層間隔震結構考慮遠場長周期地震動作用下的設計提供理論依據(jù)。

本文分析遠場長周期地震動的運動特征。采用集中塑性鉸模擬梁柱的塑性性能，系統(tǒng)分析鋼筋混凝土大底盤層間隔震結構在遠場長周期地震作用下的非線性減震性能與隔震支座變形特性。提出在隔震層增設黏滯阻尼器形成組合隔震系統(tǒng)，減弱遠場長周期地震、特別是遠場類諧和地震對隔震結構非線性反應產(chǎn)生的不利影響，控制隔震支座由于地震動中的長周期成份，尤其類諧和成份導致類強迫振動而產(chǎn)生的超限變形。

1 遠場長周期地震動的運動特征

遠場長周期地震動不僅具有長持時、低頻成份豐富等特點，且部分地震動后期振動階段具有明顯的多個循環(huán)脈沖特性，類似諧和振動。遠場長周期地震動中的長周期成份不僅對長周期隔震結構產(chǎn)生不利影響，更可能因其類諧和特性導致長周期隔震結構發(fā)生強迫振動，造成隔震支座變形過大而破壞或結構產(chǎn)生更大損傷。本文根據(jù)文獻[10]判別遠場長周期地震，從美國太平洋地震工程研究中心強震數(shù)據(jù)庫中選取集集地震( 1999) 的8條遠場長周期地震動記錄，如表1所示，其中ILA004、ILA056、ILA048、CHY093為遠場類諧和地震動。同時選取3條普通遠場地震動記錄Taft、ELcentro與DLT352。將遠場長周期地震動的加速度峰值調(diào)為200 gal，分別獲得到地震動的加速度時程、加速度反應譜與傅里葉能量譜，如圖1～圖3所示。

表1 選用地震動信息

圖1為遠場長周期地震動的加速度時程曲線。由圖表明，遠場長周期地震動CHY093、ILA004與ILA056不僅具有長周期、持時長的特點，并且這三條地震動振動后期階段具有很明顯的簡諧特性，其中CHY093中的諧波時程成份加速度峰值與普通時程成份加速度峰值比相對較小，約為0.225，ILA004與ILA056中的諧波時程成份加速度峰值與普通時程成份加速度峰值比相對較大，分別為0.575與0.73。KAU015具有長持時而并無明顯的諧波成份。

圖1 遠場長周期地震動加速度時程Fig.1 Acceleration time histories of far-field long-period ground motion

圖2為地震動作用下結構加速度反應譜。由圖(a)表明，普通地震動加速度反應譜峰值出現(xiàn)在周期為0.3～0.4 s區(qū)間，且當周期在0.7 s左右反應譜快速下降。圖(b)表明，遠場非類諧和地震動加速度反應譜峰值出現(xiàn)在0.9～1.2 s區(qū)間，且結構周期大于1.0 s后，遠場長周期非諧和地震動的加速度反應譜比普通地震動加速度反應譜大，而地震動TCU110加速度反應譜還出現(xiàn)了雙峰效應。由圖(c)表明，結構周期大于1.0 s后，遠場類諧和地震加速度反應譜明顯大于普通地震動加速度反應譜，且在4～7 s區(qū)間還出現(xiàn)了雙峰的現(xiàn)象。分析表明，遠場長周期地震，尤其遠場類諧和地震，對于周期較長的隔震結構將產(chǎn)生更為不利的影響。

圖3為地震動的傅里葉能量譜。由圖表明，Taft的傅里葉能量譜主要集中在頻率1～10 Hz之間的區(qū)域；而遠場類諧和地震動ILA004與ILA056的傅里葉能量譜主要集中在頻率0.1～1 Hz之間，表明具有豐富的低頻成分且能量分布集中于低頻成分區(qū)間，其振動能量明顯比普通地震動大很多。由圖及結合圖1(b)，(c)地震動時程后期諧波振動階段表明，兩條遠場類諧和地震動的諧波振動周期分別約為4.81 s與4.98 s，具有大的振動能量，表明類諧和振動對于長周期的隔震結構具有很強的破壞作用。

圖2 地震動下結構加速度反應譜Fig.2 Acceleration response spectrum of structures under ground motions

圖3 傅里葉能量譜Fig.3 Fourier energy spectrum

2 層間隔震結構分析模型

某幢十層大底盤層間隔震結構，裙房2層，塔樓8層?？傞L為46.2 m，寬為33 m。1～2層層高4.2 m，3～10層層高3.6 m，隔震層層高1.6 m。設防烈度8度，地震設計分組第二組，設計地震加速度為0.2 g，場地類別為Ⅱ類。柱混凝土強度等級C40，梁混凝土強度等級C30。隔震層上部結構、下部結構的設計參數(shù)如表2、表3所示。隔震層位于大底盤頂部與塔樓之間，采用鉛芯橡膠隔震支座(LRB)與普通橡膠隔震支座(LNR)，支座的主要性能見表4。抗震結構第一自振周期為1.47 s，隔震結構第一自振周期為2.99。利用Midas/gen建立層間隔震結構有限元模型如圖4(a)所示，隔震支座的平面布置如圖4(b)所示。

在本文隨后的分析中，梁柱塑性鉸采用集中鉸模型，鉸的滯回模型采用由屈服強度和屈服剛度折減率定義，采用隨機硬化滯回模型，在框架梁端與框架柱端考慮集中塑性鉸。對抗震結構與層間隔震結構在不同類型地震波作用下進行動力彈塑性分析。

(a) 有限元分析模型

(b) 隔震支座平面布置圖圖4 層間隔震結構分析模型Fig.4 Analysis model of the mid-story isolation structure

樓層邊柱尺寸(mm×mm)配筋中柱尺寸(mm×mm)配筋角柱尺寸(mm×mm)配筋1～2層裙房400×400822400×400822400×4008221～3層(含塔樓下部)700×7001232800×8001632700×7001632塔樓4～5層700×7001225800×8001228700×7001225塔樓6～10層600×6001225700×7001225600×6001225

表3 梁截面配筋信息

表4 隔震支座主要性能

3 層間隔震結構非線性地震反應分析

3.1 設防烈度下隔震結構非線性反應分析(PGA=2 m/s2)

表5為普通地震與遠場長周期地震作用下層間隔震結構的減震系數(shù)。由表說明，隔震層上部結構在普通地震動下取得了良好的減震效果。遠場長周期非類諧和地震動作用下，隔震層上部結構各樓層的層間剪力相比抗震結構有較明顯減小，由于地震動中的長周期成份的影響，其平均減震系數(shù)大于普通地震動下的平均減震系數(shù)，減震效果劣于普通地震下的減震效果。此外，由于地震波中類諧和成份的影響，導致遠場長周期類諧和地震動作用下隔震層上部結構的減震效果不明顯，減震系數(shù)在0.56～0.98之間。

同時還表明，隔震層下部結構在遠場長周期類諧和地震動ILA004、ILA056、ILA048作用下的層間剪力相比抗震結構明顯放大，最大值分別放大了22%、53%與27%。分析其原因，主要為通過隔震使結構周期延長后，地震動中的長周期諧和成分激發(fā)了長周期的隔震結構類強迫振動所導致。

表5 層間隔震減震系數(shù)

表6 不同類型地震動作用下隔震支座最大位移

類諧和地震動CHY093作用下隔震結構除底層外，各樓層層間剪力有一定的減震效果，未出現(xiàn)其他類諧和地震動產(chǎn)生的放大效應，主要是因為其諧波成份的加速度峰值與普通成份的加速度峰值比相對較小所致。此外，其余類型地震動作用下隔震層下部結構的平均減震系數(shù)均小于1.0，但減震效果不明顯。因此，應加強隔震層下部結構的設計。

表6為普通地震動與遠場長周期地震動作用下隔震支座的最大位移值。由表可知，普通地震動作用下隔震層的最大位移均小于8 cm，而遠場長周期非類諧和地震動作用下隔震支座的位移明顯增大，相比普通地震動平均增大了3.8倍。遠場類諧和地震動作用下隔震支座的位移顯著增大，相比普通地震動平均增大了7.1倍；其中，類諧和地震動ILA004、ILA056、ILA048作用下隔震層的最大位移值分別為64.6 cm、62.8 cm與58.4 cm，超過隔震支座允許最大變形值的1.95倍、1.9倍和1.77倍。分析表明，在遠場長周期地震動作用下，特別是遠場類諧和地震動下，由于地震波中的長周期成份，尤其是類諧和成份的影響，隔震支座最大位移較普通地震顯著增大，甚至超越隔震支座的容許變形值，將導致隔震支座發(fā)生破壞。

圖5 遠場長周期地震動作用下結構響應Fig.5 Responses of structures under far-field long-period ground motions

圖5為遠場長周期地震動作用下結構的層間位移角。由圖表明，遠場非類諧和地震動作用下層間隔震結構各樓層的層間位移角減震率均達50%以上，取得了較好的減震效果。遠場類諧和地震動ILA004與ILA056作用下各樓層的層間位移角減震效果不明顯，尤其ILA056作用下的最大層間位移角放大了29.1%。類諧和地震動CHY093作用下隔震結構除底層外，層間位移角減震效果較明顯，未出現(xiàn)其他類諧和地震動產(chǎn)生的放大效應。分析表明，遠場類諧和地震動作用下隔震結構不僅無法起到減震效果，還增大了地震動對隔震結構的破壞作用。

分析還表明，普通地震作用下層間隔震結構未發(fā)生塑性變形，處于彈性階段。而遠場長周期地震下，尤其類諧和地震下，隔震結構產(chǎn)生了塑性變形。

圖6為一榀橫向框架結構在類諧和地震動ILA004作用下抗震、層間隔震的塑性鉸分布。由圖表明，由于地震波中類諧和成份的影響，抗震結構與層間隔震結構均產(chǎn)生了大量的梁端塑性鉸，但隔震結構的梁端塑性鉸相比抗震結構減少，具有一定的減震效果。

圖6 ILA004下抗震與隔震結構塑性鉸分布Fig.6 Plastic hinge distribution of mid-story isolation structure and seismic structure under ILA004

3.2 罕遇地震下隔震結構非線性反應分析(PGA=4 m/s2)

圖7為普通地震動作用下層間隔震結構與抗震的地震響應。由圖表明，普通地震動作用下隔震層上部結構各樓層的峰值層間剪力與彈塑性層間位移角均取得了良好的減震效果，減震率達50%以上。隔震層下部結構峰值層間剪力與彈塑性層間位移角減震效果不明顯，甚至有放大效應，如普通地震動ELcentro、Taft與DLT352作用下的V隔震/V抗震的最大值分別為1.26、1.02與0.92。分析表明，普通地震下隔震層上部結構具有很好的減隔震效果，而隔震層下部減震效果不明顯，甚至有不利影響，因此需加強隔震層下部結構設計。

(a)峰值層間剪力 (b)彈塑性層間位移角圖7 普通地震動作用下結構響應Fig.7 Responses of structures under ordinary ground motions

圖8為遠場長周期地震動作用下層間隔震結構與抗震結構的響應。由圖表明，由于長周期諧和成份的影響及其具有大的振動輸入能，導致遠場長周期類諧和地震動ILA048、ILA004、ILA056、CHY093作用下隔震結構的峰值層間剪力相比抗震結構顯著放大，最大值分別放大了52.6%、52.2%、94.8%與15.4%；除CHY093外，ILA048、ILA004、ILA056作用下最大彈塑性層間位移角也分別放大了72.9%、33.6%與122.5%。

圖8 遠場長周期地震動作用下結構響應Fig.8 Responses of structures under far-field long-period ground motions

同時表明，由于CHY093中的諧波成份加速度峰值與普通成份加速度峰值比較小，隔震結構反應的放大效應相對不明顯。由圖還表明，遠場長周期非類諧和地震動TTN008、KAU015、TAP012、TCU110作用下，隔震層上部結構各樓層的峰值層間剪力與彈塑性層間位移角相比抗震結構有不同程度減小，V隔震/V抗震的最大值分別為0.803、0.897、0.644、0.574，而θp隔震/θp抗震的最大值分別0.629、0.758、0.362、0.44。隔震層下部結構峰值層間剪力減震效果不明顯，V隔震/V抗震的最大值分別1.24、1.12、0.82、0.50，彈塑性層間位移角有不同程度的減小。

圖9為遠場長周期類諧和地震動ILA004、ILA056、CHY093作用下的隔震支座位移時程曲線。

圖9 隔震支座位移時程Fig.9 Displacement time histories of rubber bearing

由圖表明，遠場長周期類諧和地震動作用下隔震支座的位移時程呈現(xiàn)類簡諧振動的現(xiàn)象，對于ILA004的簡諧區(qū)間為40～100 s，ILA056的簡諧區(qū)間主要為60～100 s，CHY093的簡諧區(qū)間主要為70～120 s。結合圖1中遠場類諧和地震動的加速度時程曲線，表明在遠場類諧和地震動下隔震支座發(fā)生與地震激勵相似的類簡諧強迫振動，類簡諧強迫振動周期與類諧和地震激勵周期基本相同。類簡諧強迫振動導致隔震支座變形過大，ILA004、ILA056作用下分別達到1.33 m、1.52 m。由于CHY093中諧波成份的加速度峰值與普通成份的加速度峰值比相對較小，隔震支座位移時程的簡諧特性相對較弱。

表7為普通強震與遠場長周期強震下隔震支座的位移。由表說明，由于遠場長周期地震動中的長周期成份豐富，隔震結構在其作用下隔震支座最大位移顯著大于普通強震下的最大支座位移，非類諧和地震動與類諧和地震動作用下的隔震支座最大位移平均值分別為普通強震下的3.13倍與6.56倍，遠超隔震支座的容許位移限值33 cm。特別地，在遠場類諧和地震動作用下，由于類諧和地震動的強迫振動效應，致使隔震支座位移出現(xiàn)明顯的簡諧特性，隔震支座的最大位移達1.52 m，為隔震支座容許位移限值的4.6倍。需要特別指出的是，多數(shù)遠場長周期地震動，尤其是遠場類諧和地震動作用下的隔震支座已經(jīng)破壞失效，將導致隔震層上部結構傾覆失穩(wěn)。

圖10為一榀橫向框架結構在地震動DLT352、ILA004作用下抗震結構與層間隔震結構的塑性鉸分布。由圖表明，在普通地震動DLT352作用下，抗震結構中產(chǎn)生了大量的塑性鉸，但在層間隔震結構中除底層柱底產(chǎn)生塑性鉸外，其余樓層塑性鉸完全消失。在遠場類諧和地震動ILA004作用下，層間隔震結構的梁柱塑性鉸不但沒有減少，反而有所增加，且塑性鉸的塑性發(fā)展程度大于抗震結構。分析表明，層間隔震結構對于普通地震減震效果良好，但對于遠場類諧和地震，層間隔震結構不僅不具減震效果，反而加劇隔震結構的損傷。

圖10 結構塑性鉸分布Fig.10 Plastic hinge distribution of structures

4 層間組合隔震控制

由前文分析表明，在遠場長周期地震、尤其在遠場類諧和地震作用下，層間隔震結構未能表現(xiàn)出良好的減震性能，隔震層變形顯著增大，易產(chǎn)生隔震支座破壞，導致隔震層上部結構傾覆失穩(wěn)。因此，提出在隔震層增設黏滯阻尼器形成層間組合隔震體系，減弱遠場長周期地震、特別是遠場類諧和地震對隔震結構產(chǎn)生的不利影響，控制隔震層變形不超越隔震支座的容許變形值，保護隔震層免遭破壞。

黏滯阻尼器是一種無剛度、速度相關型耗能器，其阻尼力可表達為:

F=CdVα

(1)

式中：Cd為阻尼系數(shù)；V為阻尼器速度；α為速度指數(shù)。

表7 不同類型強震下隔震支座最大位移

本文采用 8個黏滯阻尼器，在結構的隔震層布置。工程中黏滯阻尼器的速度指數(shù)通常為0.3～0.6，同時借鑒顏桂云等阻尼器參數(shù)優(yōu)化分析結果，選取阻尼系數(shù)Cd為 1.0× 103kN·s/m，速度指數(shù)α為0.5。分析在遠場長周期地震作用下層間組合隔震的減震性能及其對隔震層的限位保護效果。

圖11為在遠場類諧和地震動ILA004、ILA056設防烈度作用下的結構響應。由圖表明，組合隔震結構各樓層的峰值層間剪力相比層間隔震結構有明顯的減小; 相比抗震結構，隔震層上部結構峰值層間剪力也得到了一定程度的減小，而隔震層下部結構峰值層間剪力也未超越抗震結構。彈塑性層間位移角相比抗震結構與層間隔震結構顯著減小了約40%～50%。

圖11 設防烈度地震作用下結構響應Fig.11 Responses of structures under fortification intensity ground motions

圖12為遠場類諧和地震動LA004、ILA056罕遇地震作用下的結構響應。由圖表明，組合隔震結構各樓層的峰值層間剪力相比層間隔震結構有明顯的減小，且峰值層間剪力均未超越抗震結構。除底層的彈塑性層間位移角略有減少外，其余各樓層彈塑性層間位移角相比抗震結構與層間隔震結構顯著減小了約40%～50%。因此，組合隔震能比較有效地減小遠場類諧和地震對隔震結構的破壞。

圖12 罕遇地震作用下結構響應Fig.12 Responses of structures under rarely ground motions

表8為組合隔震與層間隔震結構的隔震支座最大位移。由表說明，在遠場長周期設防烈度地震作用下，層間隔震結構的隔震支座位移大于普通地震下的隔震支座位移，且部分地震動，如ILA048、ILA004、ILA056、TCU110下隔震支座位移都超越了隔震支座的允許位移限值；而組合隔震結構的隔震支座位移得到了有效的控制，均小于隔震支座的允許位移限值。

同時還表明，遠場長周期罕遇烈度地震作用下的隔震支座位移，除TAP012地震動外，其余地震動的隔震支座位移均遠超隔震支座位移允許限值，尤其在類諧和地震動ILA004、ILA056與ILA048作用下，隔震支座位移分別達到了133 cm、152 cm和135 cm，此時隔震支座已破壞。在組合隔震控制后，除TCU110作用下隔震支座位移略微超越隔震支座允許位移外，其余遠場長周期地震動作用下的隔震支座位移均滿足要求。分析表明，組合隔震能夠有效的控制遠場長周期地震，尤其類諧和地震作用下隔震支座的變形，減小遠場長周期地震對隔震層的破壞作用。

表8 組合隔震與層間隔震下隔震支座最大位移

圖13為遠場類諧和地震動ILA004作用下一榀橫向框架結構的塑性鉸分布情況。組合隔震相比層間隔震結構與抗震結構，梁柱端的塑性鉸有不同程度的減少，且塑性鉸的塑性發(fā)展程度小于層間隔震結構與抗震結構，表明組合隔震能較有效減少塑性鉸的產(chǎn)生或抑制塑性鉸塑性程度的發(fā)展，降低遠場長周期強震給結構帶來的損傷。

圖13 結構塑性鉸分布Fig.13 Plastic hinge distribution of structure

5 不同周期的隔震結構算例驗證

為了驗證前文所述研究目的，不失一般性，隔震結構應具有多樣性。因此，此處采用顏桂云等的大底盤層間隔震結構為驗證算例，驗證遠場長周期類諧和地震動對隔震結構的不利影響。該大底盤層間隔震結構第一自振周期為2.55 s，相對應的抗震結構第一自振周期為1.01 s，隔震結構的其余相關參數(shù)詳見顏桂云等的研究。采用表1中的地震動為輸入，地震動的峰值地震加速度調(diào)整至4 m/s2，對層間隔震結構與抗震結構進行動力彈塑性分析。選取其中部分內(nèi)容與以說明。

5.1 罕遇地震下隔震非線性結構響應

圖14為遠場類諧和地震動作用下層間隔震結構與抗震結構的響應。由圖表明，遠場長周期類諧和地震動下層間隔震結構基本無減震作用，同時ILA048、ILA004作用下隔震結構的峰值層間剪力相比抗震結構有所放大，最大值分別放大了2.4%、3.3%；ILA048、ILA004作用下，θp隔震/θp抗震最大值分別為1.03與1.08。

圖14 遠場長周期類諧和地震動下層間隔震結構響應Fig.14 Responses of mid-story isolated structures under far-field long-period harmonic-alike ground motions

圖15為遠場長周期類諧和地震動ILA004作用下的隔震支座位移時程。由圖表明，遠場長周期類諧和地震動作用下隔震支座的變形到達138.6 cm，且呈現(xiàn)類諧和振動。

圖15 隔震支座位移時程Fig.15 Displacement time histories of rubber bearing

5.2 層間組合隔震控制

圖16為在遠場類諧和地震動ILA004罕遇地震作用下的結構響應。由圖表明，組合隔震結構各樓層的峰值層間剪力相比層間隔震結構有明顯的減小，隔震結構V組合隔震/V抗震最大值為0.64；其彈塑性層間位移角相比抗震結構顯著減小了約40%～50%。

圖16 遠場長周期類諧和地震動下組合隔震結構響應Fig.16 Responses of structures under rarely ground motions

表9為組合隔震與層間隔震結構的隔震支座最大位移。由表說明，在遠場長周期罕遇地震作用下，層間隔震結構的隔震支座位移大于普通地震下的隔震支座位移，且除了地震動TAP012外，其余遠場長周期地震下隔震支座變形均超限，遠場類諧和地震下隔震支座的平均變形達到普通地震下的9.43倍，而組合隔震結構的隔震支座位移得到了有效的控制，均小于隔震支座的允許位移限值。

6 結 論

本文進行了遠場長周期地震作用下層間隔震結構的非線性減震分析，提出在隔震層增設黏滯阻尼器形成組合隔震系統(tǒng)，削弱遠場長周期地震的不利影響，得出如下結論：

(1)遠場長周期地震動具有長持時、長周期成份豐富及能量主要集中于低頻區(qū)間等特征，其中部分地震具有類諧和特性。遠場長周期地震在結構周期大于1.0 s后的加速度反應譜比普通地震加速度反應譜大，尤其遠場類諧和地震加速度反應譜明顯大于普通地震動加速度反應譜，且出現(xiàn)了雙峰的現(xiàn)象，表明遠場長周期地震，尤其遠場類諧和地震對周期較長的隔震結構產(chǎn)生更為不利的影響，甚至對結構造成損傷破壞。

表9 不同類型強震下隔震支座最大位移

(2)層間隔震結構在遠場長周期地震作用下的減震效果相比普通地震作用下的減震效果變差。特別在遠場類諧和地震作用下，由于長周期類諧和成份的影響，設防烈度時隔震層上部、下部結構即產(chǎn)生塑性變形，隔震支座最大位移遠超隔震支座允許位移值；罕遇地震時層間隔震結構的彈塑性層間位移角與層間剪力相比抗震結構幾乎無減小，甚至顯著放大；隔震支座最大位移達隔震支座允許位移的4.6倍，將導致隔震支座破壞而使隔震層上部結構傾覆失穩(wěn)。因此，基于LRB與LNR的層間隔震不能滿足結構對遠場長周期地震的減震要求。

(3)在隔震層增設黏滯阻尼器形成組合隔震體系后，組合隔震結構能較有效地控制遠場長周期地震、特別是遠場類諧和地震作用下隔震層上部結構、隔震層的彈塑性地震響應，尤其可顯著減小隔震支座的最大位移，使其不超越隔震支座的允許位移值，防止隔震支座破壞而導致隔震層上部結構傾覆失穩(wěn)。此外，隔震層下部結構的減震效果相對不明顯，因此需加強隔震層下部結構設計。

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