張 浩，賈亞杰，梁發(fā)云，李通達

（1.同濟大學土木工程學院，上海200092；2.上海師范大學建筑工程學院，上海201418）

近年來國內(nèi)外學者不斷探討適用于地震帶深水環(huán)境的基礎型式，其中Rion-Antirion橋［1］具有較好的代表性。該橋持力層為深厚的軟弱沖積層，采用鋼管樁加固軟弱土體，在其上覆砂石墊層，并將預制裝配式主塔基礎明置于砂石墊層之上，從而形成墊層隔震基礎。這種墊層隔震基礎的關鍵創(chuàng)新之處在于：一方面，砂石墊層可以消減傳遞至上部結構的地震作用，保護橋梁上部結構；另一方面，樁頂與主塔基礎并不直接連接，樁頂約束減弱，上部結構施加給樁身的慣性作用降低；此外，主塔基礎以預制裝配式為主，樁頂與主塔基礎無需剛性連接，在深水環(huán)境中的施工難度大幅度降低。Rion-Antirion橋在2004年建成后經(jīng)歷了數(shù)次6級以上地震的考驗［2］，對我國強震地區(qū)深水橋梁的建設具有重要的參考價值。

墊層隔震基礎雖然在Rion-Antirion橋等實際工程中得到了成功應用，但更多地是從概念上把握，將加固后的土體作為均質(zhì)地基，采用明置基礎的設計方法［1］，其中仍有一些關鍵問題亟待解決，如墊層對于剛性基樁及上部結構地震動力響應的影響機制等。此外，墊層隔震基礎雖然目前在橋梁工程領域運用較少，但與此基礎形式類似的復合地基基礎（非連接式樁筏基礎）在建筑工程領域已經(jīng)有著較為廣泛的運用；然而，目前針對此類基礎的研究也主要集中在靜力方面［3-5］，對其動力性能方面的研究卻相對較少［6］。武思宇等［7-8］以建筑基礎為背景，初步研究了墊層隔震基礎的地震響應。韓小雷等［9］和Han等［10］采用數(shù)值模擬研究了地震作用下復合地基-筏板-建筑結構的動力響應，分析了該基礎的隔震效果。Gorini和Callisto［11］亦采用數(shù)值分析研究了與墊層隔震基礎相似的摩擦耗能基礎的地震響應。文獻［12］則通過對比淺基礎、樁筏基礎和墊層隔震基礎的離心模型試驗結果，指出與淺基礎和樁筏基礎相比，墊層隔震基礎可以顯著降低基礎沉降和上部結構傳遞至基礎的慣性力。已有文獻多以建筑基礎為背景，通過數(shù)值模擬或離心振動臺試驗分析墊層隔震基礎的地震響應，但對墊層隔震機理方面的研究仍然較少。鑒于此，Liang等［13］參考Rion-Antirion橋基礎形式，忽略主塔基礎形狀并假設與墊層接觸的上覆剛性基礎為筏板，開展了軟黏土中墊層隔震基礎-橋梁上部結構體系的離心振動臺試驗，重點研究了不同地震波作用下墊層對隔震基礎-上部結構體系動力響應的影響機制。

國內(nèi)外多個擬建的跨海工程位于地質(zhì)條件復雜的深水環(huán)境中，其海底以下相當范圍內(nèi)為砂土地基［14-15］。本文在上述研究的基礎上，針對砂土場地中的群樁基礎（連接式樁筏基礎）和墊層隔震基礎（非連接式樁筏基礎）開展地基-基礎-結構動力相互作用的離心振動臺試驗，并額外加入大振幅的長周期地震波輸入，對比不同峰值長短周期地震波作用下群樁基礎和墊層隔震基礎的動力響應，分析上部結構慣性效應和土體運動作用對2種基礎地震反應的影響，著重探討墊層隔震基礎的隔震機理。此外，結合動力離心模型試驗，采用Abaqus軟件建立三維有限元模型，開展參數(shù)分析，進一步研究墊層剛度和墊層厚度對墊層隔震基礎地震動力響應的影響規(guī)律。

1 墊層隔震機理的離心模型試驗

試驗采用同濟大學的TLJ-150型巖土離心機。開展試驗時，最大離心加速度50g，最大振動加速度20g，最大振幅6 mm，激振最長持時1 s，振動頻率20～200 Hz。離心機配置了由22層框架疊合而成的層狀剪切箱，每層框架厚24 mm。為吸收反射波，剪切箱內(nèi)壁貼有1 mm厚橡膠膜。

1.1 試驗模型

試驗土體采用普通干砂，級配曲線如圖1所示，絕大部分粒徑位于0.05～0.20 mm之間。砂土密度1 450 kg·m-3，試驗填土在50g應力條件下平均剪切波速約100 m·s-1。

圖1 砂土級配曲線Fig.1 Distribution curve of particle size of sand

設計離心加速度50g，模型與原型長度相似比為1：50，模型幾何、材料及動力特性相似比如表1所示。立柱、承臺（筏板）及樁采用鋁合金材料，上部集中質(zhì)量采用鋼鐵，模型尺寸及材料參數(shù)如表2所示。圖2為試驗模型。

圖2 試驗模型Fig.2 Test model

表1 模型試驗相似比Tab.1 Similitude relationships

表2 模型尺寸及參數(shù)Tab.2 Dimensions and parameters of model

1.2 傳感器布置

采用加速度傳感器、差動式位移傳感器、激光位移傳感器和應變片分別測量模型的加速度、位移以及樁身和立柱的彎曲變形（彎矩）。各傳感器編號及功能如表3所示，傳感器位置如圖3所示。值得注意的是，群樁基礎（連接式樁筏基礎）和墊層隔震基礎（非連接式樁筏基礎）模型采用同一套上部結構、立柱及樁基礎，且墊層厚度為1倍樁徑（對應原型0.6 m）；只是在開展模型試驗時，群樁基礎樁頂與承臺采用夾緊連接，夾緊長度為承臺厚度（20 mm），而墊層隔震基礎模型筏板為完整方形鋁合金板，與樁頂不連接；故墊層隔震基礎模型樁長270 mm（對應原型13.5 m），群樁基礎樁長250 mm（對應原型12.5 m）。

圖3 試驗模型及傳感器布置（單位：mm）Fig.3 Schematic view of model and instruments in centrifuge tests(unit:mm)

表3 各傳感器功能Tab.3 Function of each sensor

1.3 加載方案

地震波采用短周期成分豐富的El Centro波和長周期成分豐富的Mexico City波，并通過振動臺從模型箱外部施加水平地震波。因振動臺激振頻率為20～200 Hz，激振前，先根據(jù)相似比調(diào)整激振時間和振動幅值，然后對調(diào)整后的地震波進行20～200 Hz帶通濾波處理。圖4為處理后的地震波時程、傅里葉譜及反應譜，需要指出的是，為便于分析，圖4為激振試驗所對應的原型尺寸地震波。本試驗依次增加地震波峰值，激振El Centro波和Mexico City波，激振順序及工況名稱如表4所示。

表4 加載方案Tab.4 Test cases

圖4 輸入地震波時程、傅里葉譜及反應譜Fig.4 Time history,Fourier spectrum,and response spectrum of input seismic wave

1.4 試驗結果及分析

為便于分析，所有試驗結果均等效為原型結果。為驗證系統(tǒng)的可靠性，在土體底部布置加速度傳感器，并對比土底加速度和振動臺反饋加速度，比較二者是否一致。設振動臺反饋加速度傅里葉譜為F0(f)，土底加速度傅里葉譜為G0(f)，則土底加速度與反饋加速度傳遞函數(shù)為Z0(f)=G0(f)/F0(f)，其幅值|Z0(f)|為加速度放大譜。圖5為白噪聲激振下的土底-振動臺加速度傳遞函數(shù)，該放大譜幅值在0.4～4 Hz范圍內(nèi)保持在1附近，表明土底加速度和振動臺反饋加速度基本一致，剪切箱與振動臺之間加速度傳遞效果可靠，振動臺輸出加速度可視為土底實際輸入加速度。此外，為保持群樁基礎（連接式樁筏基礎）模型和墊層隔震基礎（非連接式樁筏基礎）模型結果的可對比性，有必要保持2組模型試驗的振動臺輸入地震波一致，且地表加速度相近。圖6為群樁基礎模型和墊層隔震基礎模型4組試驗的振動臺輸出加速度反應譜，雖然二者與理論輸出加速度反應譜（圖4）之間存在一定的差別，但4種工況下上述2類基礎模型試驗得到的振動臺輸出加速度反應譜非常接近，說明振動臺對同一種地震波的重復性較好。圖7為2組試驗4種工況下的地表加速度反應譜，不同工況下的地表加速度反應譜均較為接近，進一步說明了2組試驗模型土的物理力學性質(zhì)相似，且試驗結果的可對比性較高。

圖5 土底-振動臺加速度傳遞函數(shù)Fig.5 Acceleration transfer function of soil bottomshaking table

圖6 振動臺輸出加速度反應譜Fig.6 Acceleration response spectrum of output motion

圖7 地表加速度反應譜Fig.7 Acceleration response spectrum of ground surface

1.4.1 上部結構-筏板加速度

圖8為群樁基礎模型和墊層隔震基礎模型的上部結構加速度。當輸入地震波加速度峰值較小時，2種模型的上部結構加速度時程及傅里葉譜相似。輸入地震波加速度峰值增加，二者差異增加，墊層隔震基礎模型上部結構加速度時程峰值及其傅里葉譜幅值均小于同種工況下的群樁基礎，且頻率分布上也產(chǎn)生了一定變化，表明墊層起到了隔震作用。具體而言，輸入地震波為0.1g和0.3g的El Centro波時，墊層隔震基礎模型上部結構加速度正（負）峰值與群樁基礎上部結構加速度正（負）峰值的比例分別為1.00（1.00）和0.65（0.81）；輸入地震波為0.1g和0.3g的Mexico City波時，二者比例分別為0.68（0.74）和0.59（0.73），即強震時墊層隔震基礎模型上部結構加速度峰值約為群樁基礎上部結構加速度峰值的60%～80%，墊層隔震作用顯著。

導致墊層隔震基礎模型與群樁基礎模型的上部結構加速度不同的原因可能有2種：①群樁基礎的承臺與墊層隔震基礎的筏板加速度不同，導致輸入上部結構（立柱-上部質(zhì)量塊）的加速度不同；②因承臺與筏板的底部約束不同，承臺-結構與筏板-結構體系的動力特性不同，從而導致上部結構加速度響應不同。

圖9為各工況群樁基礎模型承臺和墊層隔震基礎模型筏板加速度反應譜。輸入地震波為0.1g的El Centro波時，承臺與筏板的加速度反應譜相似，輸入地震波為0.3g的El Centro波時，墊層隔震基礎的筏板譜加速度峰值明顯小于群樁基礎的承臺譜加速度峰值。輸入地震波為Mexico City波時，墊層隔震基礎的筏板譜加速度在0～0.5 s范圍內(nèi)大于群樁基礎承臺的譜加速度；而在0.5～1.0 s范圍內(nèi)，則小于群樁基礎承臺的譜加速度。

圖9 筏板（承臺）加速度反應譜Fig.9 Acceleration response spectrum of raft(cap)

設筏板（承臺）的加速度傅里葉譜為F(f)，上部結構的加速度傅里葉譜為G(f)，則上部結構/筏板（承臺）的加速度傳遞函數(shù)為Z(f)=G(f)/F(f)，傳遞函數(shù)的幅值|Z(f)|為加速度放大譜。圖10 a、10 b和圖10 c、10 d分別為群樁基礎（連接式樁筏基礎）的上部結構-承臺和墊層隔震基礎（非連接式樁筏基礎）的上部結構-筏板傳遞函數(shù)。群樁基礎的上部結構-承臺加速度傳遞函數(shù)幾乎不隨輸入地震波的變化而改變，各工況傳遞函數(shù)峰值對應的頻率均為1.5 Hz左右，即上部結構自振周期約為0.67 s。墊層隔震基礎的上部結構-筏板加速度傳遞函數(shù)則隨著輸入地震波的改變而發(fā)生顯著變化；輸入地震波分 別 為0.1g的El Centro和0.3g的Mexico City波時，傳遞函數(shù)峰值對應的頻率分別約為1.6 Hz和1.2 Hz，即自振周期分別約為0.63 s和0.83 s，上部結構體系自振周期逐漸增加。這是由于隨著輸入地震波加速度峰值的增加，群樁基礎模型的基礎對上部結構的約束強度幾乎不變，而隔震基礎模型的基礎對上部結構的約束逐漸減弱；即遭遇強震時，墊層與筏板之間將產(chǎn)生相對滑移，進而改變結構體系的剛度，其自振周期也會相應發(fā)生變化。

圖10 上部結構-筏板（承臺）加速度傳遞函數(shù)Fig.10 Acceleration transfer function of superstructure-raft(cap)

1.4.2 上部結構位移

圖11為各工況群樁基礎模型（連接式樁筏基礎）和墊層隔震基礎模型（非連接式樁筏基礎）上部結構相對振動臺位移時程。

從圖11可以看出，輸入地震波為0.1g和0.3g的El Centro波時，群樁基礎模型的上部結構殘余位移分別為1.8 mm和-3.7 mm，墊層隔震基礎上部結構殘余位移分別為18.3 mm和45.8 mm；輸入地震波為0.1g和0.3g的Mexico City波時，群樁基礎模型的上部結構殘余位移均為5.5 mm，墊層隔震基礎上部結構殘余位移分別為78.7 mm和122.7 mm。因群樁基礎樁頂與承臺剛性連接，故上部結構殘余位移較??；而墊層隔震基礎因筏板與剛性樁無直接連接，筏板水平向的約束只有筏板與墊層之間的摩擦作用，水平向約束要小得多，故上部結構殘余位移較大；群樁基礎上部結構殘余位移遠小于墊層隔震基礎上部結構殘余位移。

圖11 上部結構位移時程Fig.11 Displacement time history of superstructure

1.4.3 立柱與基樁彎矩

表5為2組模型各工況立柱彎矩正負峰值。輸入地震波為0.1g和0.3g的El Centro波時，墊層隔震基礎模型立柱彎矩正（負）峰值與群樁基礎模型立柱彎矩正（負）峰值的比例分別為1.00（0.90）和0.76（0.69）；輸入地震波為0.1g和0.3g的Mexico City波時，二者比例分別為0.61（0.62）和0.63（0.78）。強震時墊層隔震基礎模型立柱彎矩約為群樁基礎模型立柱彎矩的60%～80%，墊層隔震作用顯著。

表5 立柱彎矩正（負）峰值Tab.5 Positive and negative peak bending moment of column 單位：MN·m

圖12a和圖12b分別為群樁基礎模型和墊層隔震基礎模型在M3工況下的中心樁和角樁峰值彎矩。群樁基礎中心樁和角樁的頂部測點處彎矩最大，而墊層隔震基礎中心樁和角樁的中部測點處彎矩最大，最大彎矩峰值約為群樁基礎最大彎矩峰值的50%～60%。與群樁基礎的剛性連接相比，墊層隔震基礎的樁頂約束要弱得多，且強震作用下上部結構作用于隔震基礎的慣性力要小于群樁基礎的慣性力，故墊層隔震基礎將樁與筏板斷開可有效降低樁身的峰值彎矩。值得一提的是，群樁基礎和墊層隔震基礎模型采用同一套樁基模型；群樁基礎因樁頂接觸連接需要，夾入承臺內(nèi)部2 cm（原型為1.0 m），而墊層隔震基礎筏板與樁頂之間卻有著厚度為1倍樁徑（原型為0.6 m）的墊層；故同一樁基應變片在2組模型中的埋深不同，其各自實際測點亦如圖12標記點位置所示。

圖12 基樁峰值彎矩Fig.12 Peak bending moment of pile

2 影響因素的三維數(shù)值分析

基于前文群樁基礎（連接式樁筏基礎）與墊層隔震基礎（非連接式樁筏基礎）的離心振動臺試驗，采用ABAQUS軟件建立三維數(shù)值有限元模型。首先對比數(shù)值模擬和離心振動臺試驗的結果，驗證三維數(shù)值模型的合理性；然后對比群樁基礎模型和墊層隔震基礎模型的筏板轉(zhuǎn)角和樁身彎矩，進一步探討墊層隔震基礎的隔震機理；最后開展參數(shù)分析，研究墊層剛度和墊層厚度對墊層隔震基礎地震響應的影響。

2.1 三維數(shù)值模型的建立

采用有限元方法分析基礎地震響應時，選擇合適的模型邊界至關重要。為減小邊界反射波對計算結果的影響，常采用的邊界有黏性邊界、黏彈性邊界、無限元邊界和等位移邊界。黏性邊界及黏彈性邊界通過在土體外側施加黏性元件或黏彈性元件吸收應力波［16］。無限元邊界本質(zhì)上與黏彈性邊界相似，但無需計算元件參數(shù)［10］。等位移邊界定義模型側面相同高度處位移相同，無需計算元件參數(shù)，可以較好地模擬層狀剪切箱的側面邊界［17-18］。本文采用等位移邊界模擬土體側向邊界，同時適當增加振動方向土體計算區(qū)域，以降低反射波的影響。

因主要研究墊層隔震基礎（非連接式樁筏基礎）的隔震機理，故土體采用較為常用、參數(shù)較少且易于確定的彈性模型。根據(jù)前文離心振動臺試驗建立有限元模型并確定模型參數(shù)，土體密度1 450 kg·m-3，彈性模量50.0 Mpa，泊松比0.3，阻尼采用Rayleigh阻尼模型，即C=αM+βK，其中C為阻尼矩陣、M為質(zhì)量矩陣、K為剛度矩陣、α和β分別為2個比例系數(shù)，阻尼比取10%，在ABAQUS軟件中，設置α=0.942，β=0.010 6［19］。模型集中質(zhì)量、立柱、筏板及樁的參數(shù)如表2所示，并根據(jù)離心模型試驗所用材料反算出原型尺寸確定，其中上部結構材料為鐵，立柱和筏板材料為鋁，樁身彈性模量根據(jù)抗彎剛度等效，將空心樁等效為實心樁。

土體尺寸為40 m×30 m×20 m，采用C3D8R單元類型，全局網(wǎng)格尺寸1m，局部加密尺寸0.5 m，土體共包含85 760個單元。分別建立群樁基礎模型（連接式樁筏基礎）和墊層隔震基礎模型（非連接式樁筏基礎）。群樁基礎模型樁頂與承臺采用Tie接觸，墊層隔震基礎模型筏板與墊層采用接觸對摩擦接觸。通過設置同一高度處模型四周節(jié)點位移相同實現(xiàn)等位移邊界，模型如圖13所示。

圖13 三維數(shù)值計算模型Fig.13 Three dimensional numerical model

模型分析包含3個步驟：①平衡地應力；②施加上部結構荷載；③施加地震荷載。地震波采用El Centro地震波，時間間隔0.02 s，地震波時程、傅里葉譜及反應譜如圖4所示。

2.2 模型驗證

對比數(shù)值模擬和前文離心振動臺試驗結果，以驗證所建立的有限元模型的合理性。圖14為輸入地震波為0.1g的El Centro波時，群樁基礎模型振動臺試驗和有限元結果。值得注意的是，對比數(shù)值模擬和離心振動臺試驗結果時，數(shù)值模擬地震波采用振動臺實際輸出地震波，但時間間隔取0.02 s。由圖14可知，盡管數(shù)值模擬所得傅里葉譜幅值在較高頻率范圍內(nèi)（4～5 Hz）略低于試驗結果，但整體而言有限元結果與試驗結果接近，表明所建立的有限元模型較為合理。

圖14 數(shù)值模擬與離心振動臺試驗結果對比Fig.14 Comparison of numerical simulation and centrifuge shaking table test

2.3 參數(shù)分析

調(diào)整墊層隔震基礎（非連接式樁筏基礎）有限元模型的墊層參數(shù)，包括墊層剛度和墊層厚度，如表6所示，以分析這2個參數(shù)對墊層隔震基礎地震響應的影響。作為對比，同時分析群樁基礎模型有限元結果。

表6 參數(shù)分析取值Tab.6 Parameter analysis

圖15為群樁基礎（連接式樁筏基礎）承臺轉(zhuǎn)角。群樁基礎承臺最大轉(zhuǎn)角0.001 9，傅里葉譜最大幅值0.003 8，位于1.68 Hz處。圖16為群樁基礎模型中各樁樁位及其峰值彎矩。各樁樁頂處峰值彎矩較大，2列邊樁峰值彎矩接近，中心樁與邊樁及角樁峰值彎矩在埋深較淺部分差別較大，此部分受慣性作用影響較大。后續(xù)以樁4、樁5和樁6為例，分析不同工況樁身峰值彎矩。

圖15 承臺轉(zhuǎn)角Fig.15 Rotation angle of cap

圖16 群樁基礎樁身彎矩Fig.16 Pile bending moment of pile group foundation

2.3.1 墊層剛度的影響

圖17為不同墊層剛度的墊層隔震基礎模型的筏板轉(zhuǎn)角。墊層模量分別為50、75、100 MPa時，筏板最大轉(zhuǎn)角分別為0.005 7、0.005 0、0.004 7rad；傅里葉譜最大峰值分別為0.006 0、0.004 9、0.004 8 rad·s，最大峰值均位于1.68 Hz處。墊層剛度增加，筏板最大轉(zhuǎn)角略有降低，但仍遠大于群樁基礎承臺最大轉(zhuǎn)角；墊層模量為100 MPa時，筏板最大轉(zhuǎn)角約為群樁基礎承臺最大轉(zhuǎn)角的3倍。

圖17 不同墊層剛度的筏板轉(zhuǎn)角Fig.17 Rotation angle of raft with different stiffness of cushion

圖18為不同墊層剛度的墊層隔震基礎模型的樁身峰值彎矩。墊層剛度為50、75、100 MPa時，樁4最大峰值彎矩分別為94.2 kN·m（-51.0kN·m）、84.5 kN·m（-50.7 kN·m）和81.4 kN·m（-54.8 kN·m）；墊層剛度由50 MPa增加至100 MPa，最大峰值彎矩變化幅度在10%以內(nèi)。樁5和樁6的最大峰值彎矩同樣變化幅度較小，即改變墊層剛度對樁基峰值彎矩影響較小。

圖18 不同墊層剛度的墊層隔震基礎樁身彎矩Fig.18 Pile bending moment of cushioned pile raft foundation with different stiffnesses of cushion

2.3.2 墊層厚度的影響

圖19為不同墊層厚度的墊層隔震基礎模型的筏板轉(zhuǎn)角。墊層厚度分別為0.5d（300 mm），1.0d（600 mm）和1.5d（900 mm）時，筏板最大轉(zhuǎn)角分別為0.004 9、0.005 7、0.005 8 rad；傅里葉譜最大峰值分別為0.005 7、0.006 0、0.006 3 rad·s，最大峰值均位于1.68 Hz處。墊層厚度降低，筏板最大轉(zhuǎn)角略有降低，但變化幅度較小；墊層厚度為0.5d時，筏板最大轉(zhuǎn)角約為群樁基礎承臺最大轉(zhuǎn)角的3倍。

圖19 不同墊層厚度的筏板轉(zhuǎn)角Fig.19 Rotation angle of raft with different thicknesses of cushion

圖20為不同墊層厚度的墊層隔震基礎模型的樁身峰值彎矩。墊層厚度為0.5d、1.0、d1.5d時，樁4最大峰值彎矩分別為136.7 kN·m（-67.8 kN·m）、94.2 kN·m（-51.0 kN·m）和72.1 kN·m（-50.9 kN·m）；樁5最大峰值彎矩分別為50.3 kN·m（-59.5 kN·m）、45.6 kN·m（-54.0 kN·m）和45.3 kN·m（-54.1 kN·m）；樁6最大峰值彎矩分別為47.2 kN·m（-121.9kN·m）、42.1 kN·m（-79.2 kN·m）和42.1 kN·m（-60.9 kN·m）。墊層厚度由1.5d降低至0.5d，樁4最大峰值彎矩增加89.6%，樁5最大峰值彎矩增加11.0%，樁6最大峰值彎矩增加100.1%，即墊層厚度變化對樁身峰值彎矩的影響顯著。

圖20 不同墊層厚度的墊層隔震基礎樁身彎矩Fig.20 Pile bending moment of cushioned pile raft foundation with different thicknesses of cushion

3 結論

針對砂土中的群樁基礎（連接式樁筏基礎）和墊層隔震基礎（非連接式樁筏基礎），開展了地基-基礎-結構地震響應離心振動臺試驗和三維數(shù)值模擬，并通過對比2種基礎形式的上部結構加速度和位移、筏板（承臺）加速度和轉(zhuǎn)角以及立柱和樁身彎矩，探討了墊層隔震機理，分析了墊層剛度和墊層厚度等因素對墊層隔震基礎地震響應的影響，得到的主要結論有：

（1）群樁基礎上部結構-承臺加速度傳遞函數(shù)峰值及其對應頻率幾乎不隨輸入地震波的變化而改變；隨著輸入地震波峰值的增加，墊層隔震基礎上部結構-筏板加速度傳遞函數(shù)峰值及其對應頻率卻有所降低。

（2）與群樁基礎相比，墊層隔震基礎上部結構的峰值加速度和立柱的峰值彎矩降低，強震時分別約為群樁基礎上部結構加速度峰值和立柱彎矩峰值的60%～80%，墊層隔震作用顯著；強震下墊層隔震基礎上部結構峰值位移增加，且殘余位移較大。

（3）強震作用下墊層隔震基礎筏板與墊層產(chǎn)生相對滑動，則與群樁基礎相比，其上部結構傳遞至基礎的慣性力降低，且樁頂約束變?nèi)?，樁身最大峰值彎矩由樁頂處轉(zhuǎn)移至樁身中上部，且峰值彎矩值降低，最大彎矩峰值約為群樁基礎最大彎矩峰值的50%～60%。

（4）隨著墊層厚度的降低，筏板轉(zhuǎn)角略有降低，而樁身最大峰值彎矩增加幅度較大，墊層厚度變化對樁身峰值彎矩影響顯著；改變墊層剛度對筏板轉(zhuǎn)角和樁身峰值彎矩影響較小。

作者貢獻說明：

張浩：設計試驗方案，構建數(shù)值模型，撰寫論文。

賈亞杰：進行試驗研究，開展數(shù)值分析。

梁發(fā)云：提出研究課題，指導撰寫論文，審閱修訂論文。

李通達：協(xié)助試驗研究，處理試驗數(shù)據(jù)。