許立英，林友勤，吳應(yīng)雄，胡廣杰，蘇福慶，章永偉

(1.西南科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，四川 綿陽 621010;2.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 福州 350108；3.華中科技大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院，湖北 武漢 430074;4.福建梓諾建筑工程有限公司，福建 廈門 361000;5.龍巖市西安建筑工程有限公司，福建 龍巖 364000)

目前基礎(chǔ)隔震技術(shù)被廣泛應(yīng)用于醫(yī)院、火車站等建筑。而大量的震害研究表明，建筑結(jié)構(gòu)在地震中發(fā)生碰撞是建筑物破壞甚至倒塌的重要原因之一。國內(nèi)外學(xué)者對建筑結(jié)構(gòu)碰撞問題展開研究。TSAI[1]發(fā)現(xiàn)碰撞會導(dǎo)致彈性剪切梁產(chǎn)生極高的加速度響應(yīng)，非線彈性的碰撞模型可以減小加速度響應(yīng)。Matsagar等[2]發(fā)現(xiàn)碰撞會導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)加速度增加，但發(fā)生碰撞的隔震結(jié)構(gòu)仍然比非隔震結(jié)構(gòu)的抗震性能好。Muthukumar等[3]發(fā)現(xiàn)不同模型的位移響應(yīng)很接近，地震動峰值加速度越大，碰撞過程中的能量損失越大。沈麒等[4]基于彈性和黏彈性碰撞模型，提出了彈塑性碰撞模型，并給出了等效碰撞周期和等效碰撞阻尼的計算公式。朱宏平，葉昆等[5]發(fā)現(xiàn)降低設(shè)防烈度設(shè)計隔震后的上部結(jié)構(gòu)不利于建筑抵抗極罕遇地震，使用大直徑和低橡膠剪切模量的鉛芯橡膠隔震支座有利于提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。彭剛輝等[6]發(fā)現(xiàn)碰撞剛度、恢復(fù)系數(shù)和間隙大小對隔震橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下發(fā)生碰撞時的峰值碰撞力、墩頂峰值位移以及隔震支座最大水平剪力均有較大影響。

按照目前我國規(guī)范要求設(shè)置隔離縫可以保證隔震層在罕遇地震下的變形需求，但我國實際發(fā)生的大地震的震中烈度比當(dāng)?shù)氐脑O(shè)防烈度大得多，這就意味著可能發(fā)生比罕遇地震更為強(qiáng)烈的地震動。

并且在最新的《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》[7](GB 18036—2015)在傳統(tǒng)“三級地震作用”基礎(chǔ)上增加了極罕遇地震作用，修改為“四級地震作用”。在極罕遇地震作用下基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)是否會出現(xiàn)隔震層水平變形超過隔震縫寬度而與周圍擋土墻碰撞的情況等均需要進(jìn)一步研究。

吳應(yīng)雄等[8]發(fā)現(xiàn)遠(yuǎn)場長周期地震動下的隔震結(jié)構(gòu)的放大效應(yīng)較普通地震動下的明顯，并對隔震層位移反應(yīng)的影響較大。陳啟冬等[9]研究發(fā)現(xiàn)隔震結(jié)構(gòu)在硬土地基上能發(fā)揮較好的減震效果，而軟土地基上減震效果明顯減弱，其抗震設(shè)計應(yīng)重點關(guān)注。王林建等[10]發(fā)現(xiàn)長周期作用下基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)減震效果比普通地震動差;大底盤樓層的減震效果在長周期地震動下，較塔樓明顯降低。吳應(yīng)雄等[11]通過國內(nèi)現(xiàn)有的隔震建筑構(gòu)造相關(guān)設(shè)計成果及存在問題的闡述，討論了我國隔震構(gòu)造技術(shù)研究的下一步發(fā)展方向。

本文的研究內(nèi)容主要涉及以下三個方面：

(1)介紹建筑結(jié)構(gòu)碰撞研究常用的碰撞分析方法以及各種碰撞模型的特點，并選用改進(jìn)的Kelvin模型進(jìn)行本文的研究。將上部結(jié)構(gòu)簡化為單自由度非線性體系，建立LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的碰撞分析模型以及LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)發(fā)生碰撞時的運動方程。

(2)采用疊加小波函數(shù)的方法對選取的22條地震動記錄進(jìn)行調(diào)整，使調(diào)整后的地震動平均加速度反應(yīng)譜與極罕遇地震加速度反應(yīng)譜相擬合。用MATLAB進(jìn)行非線性時程分析?；诜蔷€性時程分析的結(jié)果，比較碰撞和不碰撞兩種情況下，基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的動力響應(yīng)，研究隔震層與周圍擋土墻的碰撞對基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響。

(3)比較不同碰撞參數(shù)下，基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的碰撞響應(yīng)隨隔震系統(tǒng)力學(xué)性能參數(shù)和上部結(jié)構(gòu)屈服承載力的變化曲線，分析隔震系統(tǒng)力學(xué)性能參數(shù)、上部結(jié)構(gòu)屈服承載力以及碰撞模型參數(shù)對LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的碰撞響應(yīng)的影響。

1 基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)碰撞的基本理論及方法

1.1 改進(jìn)的Kelvin模型

Jankowski[12]將碰撞過程分為碰撞開始階段和碰撞恢復(fù)階段，發(fā)現(xiàn)碰撞過程中的能量損失主要發(fā)生在碰撞開始到碰撞力達(dá)到峰值的階段，碰撞力達(dá)到峰值后的碰撞恢復(fù)階段的能量損失很小。Kelvin模型在碰撞過程的兩個階段能量損失相等，而且在碰撞恢復(fù)過程中會產(chǎn)生負(fù)拉力，與實際情況不符。為了彌補(bǔ)Kelvin模型的不足，葉昆等[13]提出了改進(jìn)的Kelvin模型，并驗證了該模型對建筑結(jié)構(gòu)碰撞研究的適用性。改進(jìn)的Kelvin模型的碰撞力表達(dá)式如下：

(1)

c=ξδ

(2)

式中：ξ為阻尼常數(shù)，與回彈系數(shù)e有關(guān)，表達(dá)式如下：

(3)

非線性彈性分析模型的彈簧剛度與碰撞物體的材料屬性和形狀相關(guān)，在實際研究中很難確定，而Kelvin模型的彈簧剛度可以根據(jù)碰撞結(jié)構(gòu)的軸向剛度簡單而且合理的確定，在結(jié)構(gòu)碰撞研究中的應(yīng)用更為廣泛。Mahmoud等[14]對不同的接觸單元模型進(jìn)行了比較分析，發(fā)現(xiàn)不同模型的計算結(jié)果相差不大，但激烈碰撞時非線性模型的偏差更大。樊劍等[15]用不同碰撞分析模型研究摩擦型隔震結(jié)構(gòu)的碰撞響應(yīng)時，發(fā)現(xiàn)基于接觸單元法的不同碰撞模型間的計算結(jié)果相差不大，但線性碰撞模型的計算時間比非線性碰撞模型的要短。因此，本文將采用改進(jìn)的Kelvin模型模擬碰撞過程，研究基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下與周圍擋土墻的碰撞響應(yīng)。

1.2 基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)碰撞的分析模型

圖1 LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)與周圍擋土墻碰撞的分析模型

(4)

(5)

式中:FI、FS分別為隔震層和上部結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力;FP為隔震層與周圍擋土墻碰撞的產(chǎn)生碰撞力。

考慮到基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的上部結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下可能發(fā)生彈塑性變形，上部結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力模型采用雙線性模型，隔震層的恢復(fù)力模型也采用雙線性模型，如圖2所示。其中kE、kI分別為LRB隔震支座的屈服前和屈服后剛度；uYD、uYS分別為LRB隔震支座和上部結(jié)構(gòu)的屈服位移；QD、FY分別為LRB隔震支座和上部結(jié)構(gòu)的屈服剪力；kS為上部結(jié)構(gòu)的剛度；α為硬化系數(shù)。隔震層和上部結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力表達(dá)式如下所示：

圖2 LRB隔震支座和上部結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力模型

FI=kIuI+QD·zI(uI)

(6)

FS=αkSuS+(1-α)FY·zS(uS)

(7)

式中:zI(uI)、zS(uS)分別為隔震層和上部結(jié)構(gòu)的屈服函數(shù)。

基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)與周圍擋土墻的碰撞采用改進(jìn)的Kelvin模型進(jìn)行模擬，由改進(jìn)的Kelvin模型的碰撞力公式，隔震層碰撞產(chǎn)生的碰撞力表達(dá)式如下：

(8)

式中，阻尼系數(shù)c的表達(dá)式如下：

(9)

式中:k為碰撞剛度，e為回彈系數(shù)。

為了反映LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的動力特性，定義以下參數(shù)：上部結(jié)構(gòu)和整個LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的自振圓頻率，表達(dá)式如下：

(10)

上部結(jié)構(gòu)和整個LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的阻尼比，表達(dá)式如下：

(11)

上部結(jié)構(gòu)和整個LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的屈服強(qiáng)度比，表達(dá)式如下：

(12)

上部結(jié)構(gòu)和整個LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的質(zhì)量比，表達(dá)式如下：

(13)

以及碰撞力和整個LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)重量的比值，表達(dá)式如下：

(14)

將參數(shù)代入基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)碰撞的運動方程，得到：

(15)

(16)

2 碰撞對基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響

2.1 加速度反應(yīng)譜及地震動的選擇與調(diào)整

假設(shè)所在地區(qū)的設(shè)防烈度為8度，設(shè)計基本加速度0.3g，II類場地，設(shè)計地震分組為第二組，《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》[7](GB 18036—2015)規(guī)定的極罕遇地震的峰值加速度αmax=0.870g，特征周期Tg=0.45 s，放大系數(shù)反應(yīng)譜平臺值場地βm=2.5?；趫龅氐卣饎拥谋碚鲄?shù)，《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[16](GB 50011—2010)確定的第一拐點周期T0和周期范圍上限值Tm分別為0.1 s和6.0 s，下降速度控制系數(shù)γ為0.9。依據(jù)規(guī)范確定的相關(guān)參數(shù)，極罕遇地震作用的加速度反應(yīng)譜見圖3。

選用ACT-63推薦的22條地震動研究基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的動力響應(yīng)，詳細(xì)的地震動信息如表1所示。為了進(jìn)行時程分析，需要對選取的地震動進(jìn)行調(diào)整，使調(diào)整后的地震動平均加速度反應(yīng)譜與極罕遇地震加速度反應(yīng)譜相擬合。本文采用SeismoMatch軟件通過疊加小波函數(shù)的方法調(diào)整選用的22條地震動，調(diào)整后的地震動平均加速度反應(yīng)譜與極罕遇地震加速度反應(yīng)譜擬合情況如圖3所示，從圖3中可以看出，調(diào)整后的平均加速度反應(yīng)譜與極罕遇地震加速度反應(yīng)譜基本重合。

表1 地震動基本信息

圖3 調(diào)整后反應(yīng)譜與極罕遇地震作用反應(yīng)譜的擬合情況

2.2 LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的參數(shù)研究

2.2.1 上部結(jié)構(gòu)屈強(qiáng)比對基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)影響

本文研究假定結(jié)構(gòu)的超強(qiáng)系數(shù)ΩS=2.5，通過計算可以得到基底固定的上部結(jié)構(gòu)的屈服強(qiáng)度比qS,Fix=0.417。現(xiàn)行的建筑抗震設(shè)計規(guī)范規(guī)定，根據(jù)計算出的水平方向減震系數(shù)，可以在設(shè)防烈度的基礎(chǔ)上降半度、一度或者一度半對隔震后的上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震設(shè)計，這種方法使得上部結(jié)構(gòu)的屈服承載力下降。為了研究上部結(jié)構(gòu)屈服強(qiáng)度比對基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)的影響，定義上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)R，表達(dá)式如下：

(17)

R=1.0、1.5、2.0和3.0分別表示按照設(shè)防烈度、降半度、降一度和降一度半對隔震后的上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震設(shè)計。

隔震周期TI=3.464 s和隔震層的屈服強(qiáng)度比qD=0.06保持不變，通過改變上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)R改變上部結(jié)構(gòu)的屈服強(qiáng)度比qS。圖4比較了考慮碰撞和不考慮碰撞兩種情況下上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)μm隨上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)R的變化曲線。圖5給出了考慮碰撞和不考慮碰撞兩種情況下隔震體系平均最大剪應(yīng)變γm隨上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)R的變化曲線，表2比較了在考慮碰撞作用和不考慮碰撞兩種情況下，基礎(chǔ)固定結(jié)構(gòu)和按照不同設(shè)防烈度設(shè)計的基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)的值。

圖4 上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)變化曲線

圖5 隔震支座平均最大剪應(yīng)變變化曲線

表2 上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)

綜合圖4、圖5、表2可以得出：

(1)不考慮隔震層在極罕遇地震作用下與周圍擋土墻碰撞時，不降設(shè)防烈度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)的平均延性系數(shù)遠(yuǎn)小于基礎(chǔ)固定結(jié)構(gòu)的，降一度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)固定結(jié)構(gòu)的平均延性系數(shù)差不多；考慮碰撞時，在極罕遇地震作用下按照設(shè)防烈度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)固定結(jié)構(gòu)的平均延性系數(shù)差不多。說明按照設(shè)防烈度設(shè)計的基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)不發(fā)生碰撞時仍然有很好的抵抗極罕遇地震作用的能力，發(fā)生碰撞時的抗震性能降低，但仍然比基礎(chǔ)固定結(jié)構(gòu)的抗震性能要好。

(2)不考慮隔震層的碰撞時，在極罕遇地震作用下按照設(shè)防烈度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)的平均延性系數(shù)接近1，上部結(jié)構(gòu)即將出現(xiàn)彈塑性變形；考慮隔震層的碰撞時，在極罕遇地震作用下按照設(shè)防烈度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)遠(yuǎn)超過1，上部結(jié)構(gòu)已經(jīng)出現(xiàn)了彈塑性變形，說明基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的上部結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下很難保持彈性狀態(tài)。這種現(xiàn)象是因為極罕遇地震的能量很高，而隔震體系的耗能能力有限，上部結(jié)構(gòu)需要通過彈塑性變形耗散地震能量。而且碰撞作用限制了隔震層的水平變形，降低了隔震層消耗地震能量的能力，隔震體系發(fā)生碰撞后上部結(jié)構(gòu)需要通過彈塑性變形耗散更多的地震能量，從而產(chǎn)生的彈塑性變形更大。

(3)考慮碰撞和不考慮碰撞兩種情況下，隨著上部結(jié)構(gòu)屈服強(qiáng)度折減系數(shù)增加，上部結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)屈服承載力降低，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)都會加速增大。不考慮碰撞作用時，降一度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的平均延性系數(shù)大約是極限倒塌狀態(tài)的一半，降一度半設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的平均延性系數(shù)已經(jīng)遠(yuǎn)超過極限倒塌狀態(tài)的平均延性系數(shù)；考慮碰撞作用時，降半度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的平均延性系數(shù)已經(jīng)接近極限倒塌狀態(tài)的平均延性系數(shù)。降低上部結(jié)構(gòu)屈服承載力對上部結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響很大，降低設(shè)防烈度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下很有可能會發(fā)生倒塌，因此，采用降低設(shè)防烈度設(shè)計隔震后的上部結(jié)構(gòu)的方法不可取。

2.2.2 隔震體系屈強(qiáng)比對基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)影響

隔震周期TI=3.464 s保持不變，隔震體系的屈服強(qiáng)度比qD在0.01～0.15范圍內(nèi)變化。圖6給出了考慮碰撞和不考慮碰撞兩種情況下上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)μm隨隔震體系的屈服強(qiáng)度比qD的變化曲線。圖7給出了考慮碰撞和不考慮碰撞兩種情況下隔震體系平均最大剪應(yīng)變γm隨隔震體系的屈服強(qiáng)度比qD的變化曲線。

圖6 上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨隔震體系屈服強(qiáng)度比的變化曲線

圖7 隔震支座平均最大剪應(yīng)變隨隔震體系屈服強(qiáng)度比的變化曲線

結(jié)合圖6、圖7可以看出：

(1)不考慮隔震層和周圍擋土墻的碰撞時，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨著隔震體系屈服強(qiáng)度比的增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，說明存在臨界的隔震體系屈服強(qiáng)度比使上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)最小。隔震體系屈服強(qiáng)度比的臨界值與上部結(jié)構(gòu)屈服強(qiáng)度比有關(guān)，當(dāng)隔震體系屈服強(qiáng)度比超過臨界值時，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)在極罕遇地震作用下增加的幅度很??；考慮碰撞作用時，隨著隔震體系屈服強(qiáng)度比的增大，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)整體呈現(xiàn)減小的趨勢，但變化的速度減慢。因此，增大隔震體系的屈服承載力，既可以降低隔震結(jié)構(gòu)發(fā)生碰撞時上部結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)，又可以保證隔震結(jié)構(gòu)不發(fā)生碰撞時的抗震性能。

(2)不降設(shè)防烈度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下平均延性系數(shù)明顯小于降一度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)。不考慮碰撞作用時，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)最小值都小于極限倒塌狀態(tài)的平均延性系數(shù)；考慮碰撞作用時，不降設(shè)防烈度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)最小值不到限倒塌狀態(tài)平均延性系數(shù)的1/3，而降一度設(shè)計的上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)最小值接近極限倒塌狀態(tài)的平均延性系數(shù)。降一度設(shè)計的隔震結(jié)構(gòu)不考慮碰撞時上部結(jié)構(gòu)的平均延性系數(shù)高于按照設(shè)防烈度設(shè)計的隔震結(jié)構(gòu)碰撞時上部結(jié)構(gòu)的平均延性系數(shù)。說明極罕遇地震作用下，降低設(shè)防烈度對上部結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響超過了碰撞的影響。

3 碰撞參數(shù)對LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)的影響

3.1 恢復(fù)系數(shù)對碰撞響應(yīng)的影響

恢復(fù)系數(shù)是碰撞分析模型的重要參數(shù)，表示碰撞過程中的能量損失，研究表明鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)碰撞時恢復(fù)系數(shù)一般在0.4～0.7范圍內(nèi)變化。為了研究恢復(fù)系數(shù)對LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下碰撞響應(yīng)的影響，碰撞剛度2.25×109N/m，隔離縫寬度3.5TR保持不變，恢復(fù)系數(shù)在0.4～0.7范圍內(nèi)變化。圖8、圖9分別給出了不同恢復(fù)系數(shù)下，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)和平均最大碰撞力隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)(上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)、隔震體系屈服強(qiáng)度比和隔震周期)的變化曲線。

圖8給出上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線。從圖8中可以看出，不同恢復(fù)系數(shù)下，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)、隔震體系屈服強(qiáng)度比和隔震周期的變化曲線基本重合，說明恢復(fù)系數(shù)對LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)上部結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的碰撞響應(yīng)影響不大。

圖8 上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線(不同恢復(fù)系數(shù))

圖9給出了不同恢復(fù)系數(shù)下，平均最大碰撞力隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)(上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)、隔震體系屈服強(qiáng)度比和隔震周期)的變化曲線?？梢钥闯觯煌謴?fù)系數(shù)下，平均最大碰撞力隨上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)、隔震體系屈服強(qiáng)度比和隔震周期的變化曲線之間有差異但差別不大，說明增大恢復(fù)系數(shù)可以降低LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)碰撞時的碰撞力峰值，但影響的程度有限。

圖9 平均最大碰撞力隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線(不同恢復(fù)系數(shù))

3.2 碰撞剛度對碰撞響應(yīng)的影響

采用線性碰撞模型研究建筑結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)時碰撞剛度的取值范圍一般為1.0×109N/m～1.0×1010N/m,為了研究碰撞剛度對LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)的影響，恢復(fù)系數(shù)取0.5，隔離縫寬度取3.5TR。圖10、圖11分別給出了不同碰撞剛度下，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)和平均最大碰撞力隨上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)、隔震體系屈服強(qiáng)度比和隔震周期的變化曲線。

圖10 上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線(不同碰撞剛度)

圖11 平均最大碰撞力隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線(不同碰撞剛度)

可看出：碰撞剛度為1.00×109N/m和2.25×109N/m時，平均最大碰撞力隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線比較平滑，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線也比較平滑。碰撞剛度為5.00×109N/m時，平均最大碰撞力和上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)和隔震周期的變化曲線比較平穩(wěn)，隨隔震體系屈服強(qiáng)度比的變化曲線波動較大。碰撞剛度為1.00×1010N/m時，平均最大碰撞力和上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)和隔震周期的變化曲線波動較小，隨隔震體系屈服強(qiáng)度比的變化曲線波動較大。不同碰撞剛度下，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨隔震體系力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線基本重合。不同碰撞剛度下，平均碰撞力隨隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)性能參數(shù)變化曲線差別較大，碰撞剛度對平均碰撞力的影響較大，減小碰撞剛度可以降低碰撞力峰值。

4 結(jié) 論

(1)LRB基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下隔震支座水平變形極有可能會超過隔震縫的寬度，甚至?xí)^極限破壞狀態(tài)的變形，隔震層與周圍擋土墻的碰撞有效限制了隔震支座的水平變形。根據(jù)隔震支座的極限剪應(yīng)變設(shè)置適當(dāng)隔震縫的寬度，可以保障隔震支座在極罕遇地震下的安全。

(2)按照設(shè)防烈度設(shè)計的基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下的抗震性能仍然優(yōu)于基礎(chǔ)固定結(jié)構(gòu)，而降低設(shè)防烈度設(shè)計的基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)抵抗極罕遇地震的能力不足，在極罕遇地震作用下可能會倒塌，因此降低設(shè)防烈度設(shè)計隔震后的上部結(jié)構(gòu)的方法不可取。

(3)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)在極罕遇地震作用下與周圍擋土墻的碰撞能有效限制隔震支座的水平變形，但會顯著加劇上部結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)，使上部結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性變形階段。在保障隔震支座安全的情況下，應(yīng)盡量降低基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)發(fā)生碰撞的概率。

(4)不同碰撞參數(shù)下，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨上部結(jié)構(gòu)屈服折減系數(shù)、隔震體系力學(xué)性能參數(shù)的變化曲線基本重合，上部結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)對碰撞模型參數(shù)的變化不敏感。但碰撞剛度較大，而隔震體系屈服強(qiáng)度很小時，上部結(jié)構(gòu)平均延性系數(shù)隨隔震體系屈服強(qiáng)度比增加有較大波動。

(5)提高上部結(jié)構(gòu)或隔震體系的屈服承載力可以降低上部結(jié)構(gòu)的碰撞響應(yīng)，上部結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)對隔震周期的變化不敏感。