田 坤，劉文光，孫 實(shí)，何文福

(上海大學(xué) 土木工程系，上海 200444)

地震災(zāi)害會(huì)造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失和人員傷亡，因此，如何減小地震造成的損失是土木工程學(xué)科研究的重點(diǎn)?；A(chǔ)隔震技術(shù)可以有效減小隔震結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，不僅可以保護(hù)建筑主體結(jié)構(gòu)的安全，也可以保護(hù)建筑物的附屬構(gòu)件不受破壞?；A(chǔ)隔震技術(shù)從20世紀(jì)70年代開始在實(shí)際工程中應(yīng)用，經(jīng)過將近50年的發(fā)展，在橡膠支座試驗(yàn)和理論分析等方面都取得了豐富的成果。Gent等[1-3]對(duì)橡膠塊的力學(xué)性能進(jìn)行了系統(tǒng)的研究。Takayama等[4]對(duì)鉛芯橡膠支座的極限變形和耗能能力進(jìn)行了試驗(yàn)研究。Abe等[5-6]對(duì)橡膠支座在多向加載情況下的性能進(jìn)行了試驗(yàn)和理論研究。張子翔等[7]提出一種用于描述支座在水平方向加載力學(xué)性能的宏觀滯回模型。

隨著隔震技術(shù)的發(fā)展和隔震建筑的興建，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)隔震結(jié)構(gòu)在理論研究、試驗(yàn)和應(yīng)用方面已經(jīng)展開研究。呂西林等[8]完成了高寬比為2.2的組合隔震結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。吳香香等[9]給出了基礎(chǔ)摩擦隔震的高寬比限值及豎向地震的影響。Kaplan等[10]對(duì)40層鋼框架高層隔震結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)研究。Ariga等[11]研究了基礎(chǔ)附加摩擦隔震系統(tǒng)的10層高層建筑結(jié)構(gòu)在長(zhǎng)周期地震作用下的共振響應(yīng)。Ikeda等[12-15]采用空間振動(dòng)地震響應(yīng)分析程序?qū)Ω邔痈粽鸾Y(jié)構(gòu)的上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)進(jìn)行研究，并評(píng)價(jià)了支座的提離現(xiàn)象；他們也研究了水平和豎向地震作用對(duì)高層隔震結(jié)構(gòu)支座拉伸的影響，并考察了實(shí)際強(qiáng)震下大高寬比隔震結(jié)構(gòu)拉伸反應(yīng)。何文福等[16]對(duì)5層鋼框架隔震結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究不同高寬比隔震模型在多維地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)。劉文光等[17]基于基底剪力和能量等效原則提出一種可快速計(jì)算高層隔震結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的單純質(zhì)點(diǎn)法。劉陽等[18]對(duì)復(fù)雜博物館結(jié)構(gòu)1/30縮尺模型進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。朱宏平等[19]在考慮隔震支座水平豎向力學(xué)性能耦合作用的基礎(chǔ)上對(duì)隔震結(jié)構(gòu)在近斷層水平-豎向地震聯(lián)合作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了研究。

當(dāng)水平隔震結(jié)構(gòu)遭受強(qiáng)地震作用時(shí)，隔震層會(huì)發(fā)生較大的水平位移，對(duì)橡膠隔震支座的豎向承載力產(chǎn)生影響，當(dāng)隔震層水平變形超過隔震溝預(yù)留寬度時(shí)，建筑結(jié)構(gòu)會(huì)與擋土墻發(fā)生碰撞，影響結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性。因此，為了控制隔震結(jié)構(gòu)的隔震層水平位移，增加上部結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，本文提出了曲面隔震結(jié)構(gòu)這一新型隔震結(jié)構(gòu)體系，在小幅增加上部結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)的前提下控制隔震層位移。根據(jù)整體結(jié)構(gòu)的支座平面布置及隔震層曲率半徑，對(duì)曲面隔震結(jié)構(gòu)隔震支座的豎向標(biāo)高及傾角進(jìn)行精細(xì)化設(shè)計(jì)，然后對(duì)隔震支座承臺(tái)進(jìn)行調(diào)整，確保隔震層進(jìn)行曲面運(yùn)動(dòng)時(shí)所有隔震支座變形協(xié)調(diào)。根據(jù)上部結(jié)構(gòu)柱端反力與相應(yīng)隔震支座的傾斜角度對(duì)支座實(shí)際受力狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算，根據(jù)隔震支座實(shí)際受力情況對(duì)隔震層支座進(jìn)行統(tǒng)一設(shè)計(jì)。傾斜隔震支座豎向分量的力承擔(dān)上部結(jié)構(gòu)重量，由于隔震層整體是一個(gè)對(duì)稱的球面，隔震支座均朝向隔震層曲率中心傾斜布置，因此隔震層中支座水平方向分量的力相互平衡，對(duì)整體隔震效果不會(huì)產(chǎn)生不利影響。當(dāng)受到地震作用時(shí)，上部結(jié)構(gòu)繞隔震層曲面的曲率中心轉(zhuǎn)動(dòng)，隔震層運(yùn)動(dòng)軌跡是一個(gè)球面(圖1)。然后針對(duì)曲面隔震結(jié)構(gòu)體系建立了隔震支座傾斜布置的簡(jiǎn)化單質(zhì)點(diǎn)分析模型，對(duì)其加速度傳遞系數(shù)和位移傳遞系數(shù)進(jìn)行了理論分析。最后制作了曲面隔震結(jié)構(gòu)模型，與平面隔震結(jié)構(gòu)模型和非隔震結(jié)構(gòu)模型分別進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，對(duì)比分析了曲面隔震結(jié)構(gòu)模型與平面隔震結(jié)構(gòu)模型及非隔震結(jié)構(gòu)模型的地震響應(yīng)。

1 簡(jiǎn)化模型理論分析

圖2為曲面隔震結(jié)構(gòu)雙排支座簡(jiǎn)化分析模型，其中x為曲面隔震結(jié)構(gòu)隔震層水平位移，x1為上部結(jié)構(gòu)質(zhì)心處水平位移，xg為地面的地震位移，R為曲面隔震結(jié)構(gòu)隔震層的曲率半徑，H為上部結(jié)構(gòu)質(zhì)心高度，2B為結(jié)構(gòu)寬度，Kh1為單排橡膠隔震支座水平剛度，Kv1為單排橡膠隔震支座豎向剛度。

圖1 曲面隔震結(jié)構(gòu)概念圖Fig.1 Schematic of curved surface isolated structure

曲面隔震結(jié)構(gòu)徑高比定義為隔震層曲率半徑與結(jié)構(gòu)高度的比值，假設(shè)結(jié)構(gòu)重心位于結(jié)構(gòu)形心，結(jié)構(gòu)總高度為2H，徑高比可寫為

(1)

曲面隔震結(jié)構(gòu)由于支座傾斜布置，因此在圖2所示曲面隔震結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化分析模型當(dāng)中，橡膠隔震支座自身的水平剛度和豎向剛度在整體模型水平方向分解之后的等效水平剛度Ke可寫為

Ke=2Kh1·cosθ+2Kv1·sinθ

(2)

其中θ為支座傾斜角度，簡(jiǎn)化分析模型中兩排支座傾斜角度相同，因此式(2)可寫為

Ke=Kh·cosθ+Kv·sinθ

(3)

其中Kh為隔震層隔震支座水平剛度之和，Kv為隔震層隔震支座豎向剛度之和。

根據(jù)幾何關(guān)系上式可寫為

(4)

曲面隔震結(jié)構(gòu)水平方向動(dòng)力學(xué)方程為

(5)

模型上部結(jié)構(gòu)質(zhì)心處水平位移和隔震層水平位移之間存在如下幾何關(guān)系

(6)

(7)

(8)

定義曲面隔震結(jié)構(gòu)體系的水平方向固有頻率ωn及阻尼比ξ

(a)曲面隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)模型

(b)曲面隔震結(jié)構(gòu)隔震層力學(xué)模型圖

(c)曲面隔震結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化分析模型

(9)

(10)

式中:ωnh代表隔震層總體水平剛度對(duì)應(yīng)固有頻率，ωnv代表隔震層總體豎向剛度對(duì)應(yīng)固有頻率。

曲面隔震結(jié)構(gòu)水平方向動(dòng)力學(xué)方程式(7)和式(8)分別可寫為

(11)

(12)

(13)

由此可得曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)

(14)

根據(jù)式(14)畫出曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)與結(jié)構(gòu)徑高比γ和外部激勵(lì)頻率與結(jié)構(gòu)自振頻率比值ω/ωn之間關(guān)系的三維圖。平面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)三維圖參照結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)[20]公式進(jìn)行繪制。圖3(a)為平面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)三維圖，圖3(b)、(c)、(d)分別為結(jié)構(gòu)高寬比為3、4、5時(shí)曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)三維圖。

從加速度傳遞系數(shù)三維圖中可以看出，平面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)只有一個(gè)峰值，但是曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)有多個(gè)峰值，并且隨著結(jié)構(gòu)徑高比的變化，加速度傳遞系數(shù)峰值出現(xiàn)位置也發(fā)生變化，這是由于曲面隔震結(jié)構(gòu)隔震層曲率與外部激勵(lì)產(chǎn)生共振引起的，進(jìn)行曲面隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)避開這個(gè)徑高比范圍。曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)大于平面隔震結(jié)構(gòu)，隨著結(jié)構(gòu)徑高比的增大，曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)趨向于平面隔震結(jié)構(gòu)。

(15)

由此可得曲面隔震結(jié)構(gòu)位移傳遞系數(shù)

(16)

參照式(16)畫出曲面隔震結(jié)構(gòu)位移傳遞系數(shù)與結(jié)構(gòu)徑高比γ和外部激勵(lì)頻率與結(jié)構(gòu)自振頻率比值ω/ωn之間關(guān)系的三維圖。平面隔震結(jié)構(gòu)位移傳遞系數(shù)三維圖參照結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)[20]公式進(jìn)行繪制。圖4(a)為平面隔震結(jié)構(gòu)位移傳遞系數(shù)三維圖，圖4(b)、(c)、(d)分別為結(jié)構(gòu)高寬比為3、4、5時(shí)曲面隔震結(jié)構(gòu)位移傳遞系數(shù)三維圖。

(a)平面隔震結(jié)構(gòu)

(b)曲面隔震結(jié)構(gòu)(高寬比3)

(c)曲面隔震結(jié)構(gòu)(高寬比4)

(d)曲面隔震結(jié)構(gòu)(高寬比5)

(a)平面隔震結(jié)構(gòu)

(b)曲面隔震結(jié)構(gòu)(高寬比3)

(c)曲面隔震結(jié)構(gòu)(高寬比4)

(d)曲面隔震結(jié)構(gòu)(高寬比5)

位移傳遞系數(shù)三維圖表現(xiàn)出與加速度傳遞系數(shù)三維圖相類似的規(guī)律，但是在結(jié)構(gòu)徑高比較小時(shí)曲面隔震結(jié)構(gòu)位移傳遞系數(shù)小于平面隔震結(jié)構(gòu)，隨著結(jié)構(gòu)徑高比的增大，曲面隔震結(jié)構(gòu)因產(chǎn)生共振使得位移傳遞系數(shù)增大并超過平面隔震結(jié)構(gòu)，隨著徑高比的進(jìn)一步增大，曲面隔震結(jié)構(gòu)位移傳遞系數(shù)趨向于平面隔震結(jié)構(gòu)。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

試驗(yàn)上部結(jié)構(gòu)模型采用的是5層鋼結(jié)構(gòu)模型，梁柱節(jié)點(diǎn)與梁梁節(jié)點(diǎn)均為焊接，模型各層層高均為980 mm，隔震層高度為380 mm，模型總高度為5 280 mm。模型X方向?qū)挾葹?10 mm，高寬比為6；模型Y方向?qū)挾葹? 620 mm，高寬比為3。試驗(yàn)?zāi)Ｐ透鳂?gòu)件均采用Q345鋼材，各桿件截面尺寸如表1所示,圖5和圖6分別為試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭偷琢簶?gòu)件尺寸詳圖。在模型1層和模型頂部各布置1 t配重，模型2～5層各布置2 t配重，配重總計(jì)10 t。試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗨脐P(guān)系如表2所示。根據(jù)曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度傳遞系數(shù)與位移傳遞系數(shù)的理論分析，在減小結(jié)構(gòu)位移反應(yīng)的徑高比范圍內(nèi)選取此次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)曲面隔震結(jié)構(gòu)模型徑高比，綜合考慮結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)、位移響應(yīng)和傾斜連接件加工等因素，此次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)曲面隔震結(jié)構(gòu)模型徑高比γ定為2.6。根據(jù)曲面隔震結(jié)構(gòu)隔震層設(shè)計(jì)方法，將隔震支座均朝向隔震層曲率中心傾斜布置，曲面隔震結(jié)構(gòu)模型照片及立面尺寸如圖7所示，曲面隔震層具體構(gòu)造形式如圖8所示。

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜅U件截面信息Tab.1 Member sections of model structure

(a) 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭鶚?gòu)件尺寸詳圖(側(cè)視圖)(b) 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭鶚?gòu)件尺寸詳圖(俯視圖)(c) 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭鶚?gòu)件尺寸詳圖(截面圖)

試驗(yàn)選取LRB100支座，支座直徑100 mm，高度70 mm，橡膠總厚度20 mm。鉛芯直徑13 mm，支座屈服力1.43 kN，隔震層屈重比4.9%。隔震層高度380 mm，其中支座高度70 mm、三向力傳感器高度140 mm和傾斜連接構(gòu)件及過渡板總高度170 mm。為防止上部結(jié)構(gòu)傾覆，在模型兩側(cè)分別安裝防傾覆裝置，防傾覆裝置主要由底部防倒塌支撐鋼墩和上部擋梁構(gòu)成。非隔震結(jié)構(gòu)模型是將上部鋼框架通過螺栓固定于振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面。非隔震結(jié)構(gòu)周期為0.31 s，平面隔震結(jié)構(gòu)通過理論計(jì)算得到隔震周期為0.87 s，曲面隔震結(jié)構(gòu)通過理論計(jì)算得到隔震周期為0.71 s。為方便描述，后文圖中將曲面隔震結(jié)構(gòu)(Curve Surface Isolated Structure)、平面隔震結(jié)構(gòu)(Normal Isolated Structure)和非隔震結(jié)構(gòu)(Non-Isolated Structure)分別簡(jiǎn)寫為CS-ISO、NOR-ISO和NON-ISO。

(a) 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷琢簶?gòu)件尺寸詳圖(側(cè)視圖)(b) 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷琢簶?gòu)件尺寸詳圖(俯視圖)(c) 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷琢簶?gòu)件尺寸詳圖(截面圖)

表2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭饕嗨葡禂?shù)Tab.2 Similitude factors of model structure

圖7 曲面隔震結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ图傲⒚娉叽缡疽鈭D(mm)Fig.7 Elevations of curved surface isolated structure model(mm)

圖8 曲面隔震結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ透粽饘訕?gòu)造形式詳圖Fig.8 Detail of isolation layer for curved surface isolated structure

為測(cè)量隔震層及上部結(jié)構(gòu)的位移，分別在隔震層和上部結(jié)構(gòu)的第1層、第3層和第5層頂部布置拉線式位移傳感器。為測(cè)量上部結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)，在上部結(jié)構(gòu)各層頂部布置三向加速度傳感器。為測(cè)量橡膠隔震支座的受力狀況，在橡膠支座底部安裝三向力傳感器。

2.2 地震波選取及試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)

此次試驗(yàn)所選地震波為El Centro波和Taft波，強(qiáng)震記錄來源于太平洋地震工程研究中心地面運(yùn)動(dòng)數(shù)據(jù)庫，地震波信息詳見表3。

表3 試驗(yàn)選用原始地震波參數(shù)Tab.3 Information of original seismic waves

地震波按照時(shí)間相似系數(shù)壓縮后按框架XYZ三方向輸入，實(shí)際加載工況見表4。此次試驗(yàn)中分別對(duì)曲面隔震結(jié)構(gòu)、平面隔震結(jié)構(gòu)和非隔震結(jié)構(gòu)三種結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，對(duì)比分析這三種結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。出于安全性考慮，非隔震結(jié)構(gòu)三向加載試驗(yàn)只進(jìn)行了加速度峰值為0.15g試驗(yàn)工況。

表4 試驗(yàn)工況Tab.4 Test cases

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 隔震層響應(yīng)

隔震結(jié)構(gòu)模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中，隔震層的地震響應(yīng)是關(guān)注的重點(diǎn)。圖9和圖10分別為三向加載El Centro地震波和Taft 地震波不同加速度峰值工況下曲面隔震結(jié)構(gòu)和平面隔震結(jié)構(gòu)支座滯回曲線對(duì)比圖。

圖9 三向加載El Centro地震波工況支座滯回曲線Fig.9 Hysteretic curves of the bearings under El Centro ground motion

從隔震支座的滯回曲線中可以看出，曲面隔震結(jié)構(gòu)模型支座的滯回曲線相對(duì)于平面隔震結(jié)構(gòu)來說更加飽滿，并且隔震層位移也相應(yīng)減小。這是由于曲面隔震支座傾斜布置，支座自身的豎向剛度在水平方向產(chǎn)生額外分量造成的。

圖11為Taft地震波不同加載加速度峰值工況下隔震層位移時(shí)程對(duì)比，圖12為隔震層位移峰值對(duì)比圖，圖中減小率表示的是曲面隔震結(jié)構(gòu)模型隔震層位移峰值相對(duì)于平面隔震結(jié)構(gòu)的減小程度。

三向加載El Centro地震波工況下，隔震層X方向和Y方向位移峰值減小均值分別為15.2%和14.6%；三向加載Taft地震波工況下，隔震層X方向和Y方向位移峰值減小均值分別為32.2%和11.2%。從隔震層位移時(shí)程對(duì)比中可以看出，曲面隔震結(jié)構(gòu)不但可以有效減小位移峰值，在除峰值外的其他時(shí)程區(qū)間位移減小率更加明顯。由于曲面隔震結(jié)構(gòu)的曲面運(yùn)動(dòng)特性及上部結(jié)構(gòu)重力作用，曲面隔震結(jié)構(gòu)隔震層位移衰減速度快于平面隔震結(jié)構(gòu)，有助于結(jié)構(gòu)快速恢復(fù)穩(wěn)定。

3.2 上部結(jié)構(gòu)響應(yīng)

圖13和圖14分別為三向加載El Centro地震波和Taft地震波不同加速度峰值工況下曲面隔震結(jié)構(gòu)和平面隔震結(jié)構(gòu)上部結(jié)構(gòu)各層加速度峰值圖。

圖10 三向加載Taft地震波工況支座滯回曲線Fig.10 Hysteretic curves of the bearings under Taft ground motion

從上部結(jié)構(gòu)加速度峰值圖中可以看出，曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)較平面隔震結(jié)構(gòu)有所放大，但是相對(duì)于非隔震結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)減小程度更加顯著，曲面隔震結(jié)構(gòu)的隔震效果良好。

圖15和圖16分別為三向加載El Centro地震波和Taft地震波不同加速度峰值工況下曲面隔震結(jié)構(gòu)和平面隔震結(jié)構(gòu)層間變形圖。圖17和圖18分別為三向加載El Centro地震波和Taft地震波不同加速度峰值工況下曲面隔震結(jié)構(gòu)和平面隔震結(jié)構(gòu)各層水平位移峰值圖。

從上部結(jié)構(gòu)層間變形圖中可以看出，由于曲面隔震結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)放大的原因，造成上部結(jié)構(gòu)層間變形的增大，但是隔震層位移得到有效控制，隔震層位移控制效果相對(duì)于上部結(jié)構(gòu)層間位移增大程度更加明顯。

從上部結(jié)構(gòu)各層水平位移峰值圖中可以看出，平面隔震結(jié)構(gòu)模型在0.15g加速度峰值輸入工況下，上部結(jié)構(gòu)各層位移峰值差別很小，上部結(jié)構(gòu)以平動(dòng)為主，隨著輸入加速度峰值的增大，上部結(jié)構(gòu)搖擺運(yùn)動(dòng)逐漸增大，各層水平位移峰值差距逐漸增大，結(jié)構(gòu)頂部水平位移峰值大于結(jié)構(gòu)底部；曲面隔震結(jié)構(gòu)模型在0.15g加速度峰值輸入工況下，上部結(jié)構(gòu)各層水平位移峰值X方向差別不大，但是在Y方向，結(jié)構(gòu)頂部位移峰值小于結(jié)構(gòu)底部，上部結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出繞隔震層曲率中心轉(zhuǎn)動(dòng)的運(yùn)動(dòng)特性，隨著輸入加速度峰值的增大，這種運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)更加明顯。綜合考慮結(jié)構(gòu)層間變形和結(jié)構(gòu)各層水平位移峰值，平面隔震結(jié)構(gòu)層間變形小于曲面隔震結(jié)構(gòu)，各層位移峰值大于曲面隔震結(jié)構(gòu)并呈現(xiàn)出頂部外甩的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，可以看出平面隔震結(jié)構(gòu)的傾覆搖擺運(yùn)動(dòng)較曲面隔震結(jié)構(gòu)更加明顯。曲面隔震結(jié)構(gòu)模型整體位移均小于平面隔震結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)在地震作用下的穩(wěn)定性優(yōu)于平面隔震結(jié)構(gòu)。

圖11 Taft地震波加載工況隔震支座位移時(shí)程Fig.11 Displacement time history curves of the bearings under Taft ground motion

圖12 隔震層位移最大值對(duì)比詳圖Fig.12 Comparison of maximum displacement of isolation layer for CS-ISO and NOR-ISO

圖13 三向加載El Centro地震波工況各層加速度峰值Fig.13 Peak acceleration responses of each floor under El Centro ground motion

圖14 三向加載Taft地震波工況各層加速度峰值Fig.14 Peak acceleration responses of each floor under Taft ground motion

圖15 三向加載El Centro地震波工況上部結(jié)構(gòu)層間變形Fig.15 Peak interlayer deformation of superstructure under El Centro ground motion

圖16 三向加載Taft地震波工況上部結(jié)構(gòu)層間變形Fig.16 Peak interlayer deformation of superstructure under Taft ground motion

圖17 三向加載El Centro地震波工況上部結(jié)構(gòu)水平位移峰值Fig.17 Peak horizontal displacement of superstructure under El Centro ground motion

圖18 三向加載Taft地震波工況上部結(jié)構(gòu)水平位移峰值Fig.18 Peak horizontal displacement of superstructure under Taft ground motion

4 結(jié) 論

本文針對(duì)提出的曲面隔震結(jié)構(gòu)這一新型隔震結(jié)構(gòu)體系建立了單質(zhì)點(diǎn)簡(jiǎn)化分析模型并對(duì)其進(jìn)行了理論分析，制作了鋼框架曲面隔震結(jié)構(gòu)模型，與平面隔震結(jié)構(gòu)模型和非隔震結(jié)構(gòu)模型分別進(jìn)行了地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1)理論分析結(jié)果表明，曲面隔震結(jié)構(gòu)體系加速度傳遞系數(shù)和位移傳遞系數(shù)會(huì)因?yàn)楦粽饘忧拾霃降脑虍a(chǎn)生新的共振峰值，并且共振峰值出現(xiàn)位置隨著結(jié)構(gòu)徑高比的變化而變化。曲面隔震結(jié)構(gòu)的加速度傳遞系數(shù)大于平面隔震結(jié)構(gòu)；當(dāng)結(jié)構(gòu)徑高比較小時(shí)，位移傳遞系數(shù)小于平面隔震結(jié)構(gòu)，隨著結(jié)構(gòu)徑高比的增大發(fā)生共振，曲面隔震結(jié)構(gòu)位移傳遞系數(shù)逐漸增加并且超過平面隔震結(jié)構(gòu)。合理選擇結(jié)構(gòu)徑高比，可以在小幅增加隔震結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)的前提下減小位移響應(yīng)，控制隔震層位移。

(2)曲面隔震結(jié)構(gòu)模型加速度響應(yīng)相對(duì)于平面隔震結(jié)構(gòu)有所增加，但是顯著小于非隔震結(jié)構(gòu)；曲面隔震結(jié)構(gòu)模型隔震層位移及上部結(jié)構(gòu)整體位移均小于平面隔震結(jié)構(gòu)，綜合考慮結(jié)構(gòu)層間變形和結(jié)構(gòu)各層水平位移峰值，曲面隔震結(jié)構(gòu)傾覆搖擺運(yùn)動(dòng)小于平面隔震結(jié)構(gòu)。

(3)由于曲面隔震結(jié)構(gòu)支座傾斜布置，支座的豎向剛度在水平方向產(chǎn)生一個(gè)分量，使得曲面隔震結(jié)構(gòu)隔震支座的滯回曲線相對(duì)于平面隔震結(jié)構(gòu)更加飽滿。

本文的研究對(duì)象主要針對(duì)民用建筑展開，今后將進(jìn)一步開展核電站等重要建筑的曲面隔震地震響應(yīng)控制研究。