朱秀云，李建波，潘 蓉，孫 鋒

(1.生態(tài)環(huán)境部 核與輻射安全中心，北京 100082；2.大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部，遼寧 大連 116024)

核電站的地震安全性問題一直是核安全問題的重要方面，基底隔震技術(shù)是提高核電站地震安全性的有效手段之一[1-2]，美國規(guī)范ASCE4-16[3]規(guī)定了核電站水平向隔震的分析方法、設(shè)計和試驗的相關(guān)要求，為隔震技術(shù)在核電站中的應(yīng)用提供了技術(shù)支持。我國規(guī)范《核電廠抗震設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50267—2019)[4]指出在進(jìn)行技術(shù)和經(jīng)濟(jì)可行性的充分論證后，建筑物和構(gòu)筑物可采用基底隔震技術(shù)。目前，雖然水平向隔震技術(shù)廣泛應(yīng)用于民用和工業(yè)建筑、橋梁以及基礎(chǔ)設(shè)施等，在商業(yè)運行核電站中的應(yīng)用，只有法國的Cruas和南非的Koeberg核電站[5]。國內(nèi)外學(xué)者對核電站的水平向基底隔震的研究較成熟，且取得許多卓越的成果[6-11]。由于核電站的豎向抗震設(shè)計與水平向同等重要，1995年日本首次提出了豎直方向隔震的概念，對已經(jīng)采取水平向基底隔震快堆廠房內(nèi)的壓力容器與主回路重要設(shè)備進(jìn)行豎向隔震，開展了大量的試驗與計算分析研究[12-14]。近年來，國外學(xué)者對三維隔震部件進(jìn)行了研究，其中的豎向隔震部件采用密封空氣彈簧[15-16]、液壓油缸[17]、碟形彈簧[18-19]等。在國內(nèi)，熊世樹[20]研究了疊層橡膠支座串聯(lián)碟形彈簧支座組成的三維隔震系統(tǒng)，并對其進(jìn)行了力學(xué)性能試驗和民用建筑的地震反應(yīng)分析研究。趙亞敏等[21-22]設(shè)計了由多個碟形彈簧柱并聯(lián)而成的組合式碟形彈簧支座(CDSB)，具有易于調(diào)節(jié)豎向剛度、不需要額外附加阻尼器等優(yōu)點，并對其與疊層橡膠支座串聯(lián)形成的組合式三維隔震支座進(jìn)行了性能試驗研究[23]。

隨著低地震烈度區(qū)優(yōu)良廠址的日益減少，結(jié)合經(jīng)濟(jì)發(fā)展的用電量和減排需求，未來核電站建設(shè)勢必會向內(nèi)陸發(fā)展，特別是場地受彌散地震影響的高地震烈度區(qū)，其地震動的豎向分量往往比較大，甚至可能超過水平向分量。為了適應(yīng)內(nèi)陸高烈度區(qū)核電站建設(shè)的需要，非常有必要結(jié)合核電站廠房的重量和剛度均較大的特點，研發(fā)設(shè)計三維基底隔震支座并進(jìn)行三維隔震效果研究。本文基于CDSB特有的優(yōu)點，在綜合分析其構(gòu)成及設(shè)計理論的基礎(chǔ)上，設(shè)計4種不同組合方式的CDSB作為豎向隔震部件，并分別與鉛芯疊層橡膠支座串聯(lián)組成三維組合式隔震支座(3D-CIB)，以反應(yīng)堆廠房作為上部結(jié)構(gòu)，研究4種不同豎向剛度3D-CIB的隔震效果。

1 三維組合式隔震支座的設(shè)計

3D-CIB由兩部分組成，下部為鉛芯疊層橡膠支座(LRB)，作為水平向隔震部件，上部為CDSB，作為豎向隔震部件，兩者之間通過高強螺栓固定連接，3D-CIB的剖面如圖1a所示。其中，CDSB與傳統(tǒng)的碟形彈簧柱不同，由1個主碟形彈簧柱和多個輔助碟形彈簧柱并聯(lián)而成，輔助碟形彈簧柱以主碟形彈簧柱為中心而均勻分布，其平面如圖1b所示。主、輔助碟形彈簧柱的內(nèi)部均設(shè)有豎向?qū)驐U，導(dǎo)向桿的底部與底板剛性連接，以保證CDSB的水平向剛度足夠大。

a——剖面圖；b——平面圖圖1 3D-CIB的結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure diagram of 3D-CIB

CDSB采用有支承面的碟形彈簧，主、輔助碟形彈簧柱均采用“疊合+對合”[24]的復(fù)合組合方式，其中，主、輔助碟形彈簧柱的疊合片數(shù)分別為nC、nS(其中nS=nC)，主、輔助碟形彈簧柱的對合組數(shù)分別為iC、iS(其中iS=2iC)。主碟形彈簧和輔助碟形彈簧的外徑、內(nèi)徑、厚度、內(nèi)錐高度分別為DC、dC、t′C、h′C和DS、dS、t′S、h′S。根據(jù)《碟形彈簧》(GB/T 1972—2005)[24]有支承面碟形彈簧的負(fù)荷和變形關(guān)系，以單片主碟形彈簧為例，當(dāng)荷載FC作用在碟形彈簧的內(nèi)外圓周上時，產(chǎn)生變形fC，則：

(1)

式中：E為彈性模量；μ為泊松比；K1、K4為計算系數(shù)，其具體公式參見文獻(xiàn)[24]。

根據(jù)碟形彈簧剛度的定義，當(dāng)主碟形彈簧初始變形為fC時，其豎向剛度KC的計算公式為：

(2)

則，主、輔助碟形彈簧柱的豎向剛度KVC、KVS分別為：

KVC=nCKC/iC

KVS=nSKS/iS

(3)

式中，KC、KS分別為單片主、輔助碟形彈簧的豎向剛度。

最后，CDSB的豎向剛度KV CDSB為：

KV CDSB=KVC+mKVS

(4)

式中，m為輔助碟形彈簧柱的個數(shù)。

碟形彈簧的設(shè)計需權(quán)衡強度、承載力以及變形量，經(jīng)試算確定主、輔助碟形彈簧的尺寸，取DC/dC=DS/dS=3，h′C/t′C=h′S/t′S=0.5，DC/DS=dC/dS=t′C/t′S=h′C/h′S=2，其中，DC=320 mm，dC=106.7 mm，t′C=17.6 mm，h′C=8.8 mm。由式(3)、(4)可見，在滿足承載力的前提下，可以根據(jù)主、輔助碟形彈簧柱不同的疊合片數(shù)、對合組數(shù)以及輔助碟形彈簧柱個數(shù)靈活調(diào)節(jié)豎向剛度KV CDSB。本文共設(shè)計4種不同組合方式的CDSB，其輔助碟形彈簧柱的個數(shù)、主和輔助碟形彈簧的疊合片數(shù)、對合組數(shù)以及CDSB剛度的組合過程列于表1，可見，KV CDSB1>KV CDSB2>KV CDSB3>KV CDSB4。

表1 CDSB的組合參數(shù)與組合剛度Table 1 Combined parameter and assembled stiffness of CDSB

3D-CIB作為一種串聯(lián)組合式隔震系統(tǒng)，其中LRB具有較小的水平向剛度和較大的豎向剛度，CDSB因設(shè)有剛性導(dǎo)向桿，具有極大的水平向剛度。因而3D-CIB的水平向剛度僅考慮LRB的水平剛度KH LRB，豎向剛度按LRB和CDSB的串聯(lián)方式計算，則3D-CIB的水平向剛度KH 3D-CIB和豎向剛度KV 3D-CIB如下：

KH 3D-CIB=KH LRB

KV 3D-CIB=KV LRBKV CDSB/(KV LRB+KV CDSB)

(5)

式中，KV LRB、KV CDSB分別為LRB和CDSB的豎向剛度。

本文采用某型號的LRB，其直徑為770 mm，高度為271 mm，橡膠層總厚度為126.5 mm，極限剪切位移為379.5 mm，剪切模量為0.4 MPa，豎向剛度KV LRB=3.392×109N/m，豎向承載力為5 135 kN，剪應(yīng)變?yōu)?00%時的屈服前剛度為1.32×107N/m，屈服后剛度為1.2×106N/m，屈服力為113 kN，等效阻尼比為0.25。LRB分別與CDSB1～CDSB4串聯(lián)，組成3D-CIB1～3D-CIB4。

2 分析的基本數(shù)據(jù)

2.1 三維基底隔震反應(yīng)堆廠房

某反應(yīng)堆廠房由筏板基礎(chǔ)、安全殼和內(nèi)部結(jié)構(gòu)組成，其中雙鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼的高度為67.2 m，筒體的外徑和高度分別為51.2 m和55.8 m，混凝土的厚度為1.0 m，內(nèi)、外側(cè)鋼板厚度為20 mm。為了簡化建模，采用集中質(zhì)量模型模擬內(nèi)部結(jié)構(gòu)。采用大型商用有限元軟件ANSYS[25]建立三維基底隔震反應(yīng)堆廠房的有限元模型，如圖2所示，其中厚度為3.5 m筏板基礎(chǔ)的單元類型為Solid 185，安全殼的單元類型為Shell 181，內(nèi)部結(jié)構(gòu)集中質(zhì)量和梁的單元類型分別為Mass 21和Beam 188。反應(yīng)堆廠房的筏板基礎(chǔ)底部共布置245個隔震支座，如圖3所示。3D-CIB的水平向和豎向特性分別由非線性和線性彈簧與阻尼器的并聯(lián)進(jìn)行模擬，單元類型分別為COMBIN40和COMBIN14。

圖2 三維基底隔震反應(yīng)堆廠房的有限元模型Fig.2 Finite element model of nuclear reactor building with 3D seismic base isolation

圖3 3D-CIB布置圖Fig.3 Layout of 3D-CIB

2.2 地震動輸入

以技術(shù)導(dǎo)則RG1.60[26]中的反應(yīng)譜作為目標(biāo)譜，其生成的加速度時程作為輸入地震動，水平向和豎向地面運動峰值加速度均取為2.943 m/s2(0.3g，其中g(shù)=9.81 m/s2)，地震時程的總持續(xù)時間為28 s，時間步長為0.01 s。水平向和豎向加速度時程曲線如圖4所示。由于3個方向的地震加速度時程是統(tǒng)計獨立不相關(guān)的，本文采用3個方向同時輸入的方式進(jìn)行疊加。

a——水平x方向；b——水平y(tǒng)方向；c——豎直z方向圖4 地面運動輸入加速度時程曲線Fig.4 Acceleration time history of seismic motion

3 模態(tài)分析

對采用以上4種不同豎向剛度3D-CIB的三維基底隔震和非隔震反應(yīng)堆廠房分別進(jìn)行模態(tài)分析，得到反映結(jié)構(gòu)本身特性的主要頻率及振型，其主要頻率對比列于表2。由表2可見，與非隔震結(jié)構(gòu)相比，三維基底隔震反應(yīng)堆廠房的平動和扭轉(zhuǎn)自由度的自振頻率大幅度減小?？傮w上，水平向運動的自振頻率主要取決于3D-CIB的水平向剛度，隨著豎向剛度的減小而略減小；豎向運動的自振頻率隨著3D-CIB豎向剛度的減小而減小。此外，三維基底隔震反應(yīng)堆廠房的第1階振型如圖5所示，可見第1階振型不是沿x軸的純平動，而是擺動與平動的組合。

表2 反應(yīng)堆廠房的自振頻率對比Table 2 Comparison of natural frequency of nuclear reactor building

a——3D-CIB1；b——3D-CIB2；c——3D-CIB3；d——3D-CIB4圖5 三維基底隔震反應(yīng)堆廠房的第1階振型Fig.5 The first mode shape for nuclear reactor building with 3D seismic base isolation

4 隔震效果分析

為了綜合研究三維隔震支座的水平向和豎向隔震效果，對4種不同豎向剛度的3D-CIB耦合反應(yīng)堆廠房與非隔震反應(yīng)堆廠房分別開展動力時程分析。針對反應(yīng)堆廠房的加速度樓層反應(yīng)譜、加速度和相對位移響應(yīng)以及3D-CIB的豎向位移與軸力進(jìn)行了對比分析。

4.1 加速度樓層反應(yīng)譜

分別選取如圖2所示安全殼環(huán)吊位置節(jié)點12、內(nèi)部結(jié)構(gòu)的節(jié)點3和節(jié)點4，對比分析5%阻尼比的樓層反應(yīng)譜。由于內(nèi)部結(jié)構(gòu)在水平方向是對稱結(jié)構(gòu)，對于水平向，只對比x向的樓層反應(yīng)譜。以上節(jié)點的水平向和豎向樓層反應(yīng)譜對比分別如圖6、7所示。其中：FIXED表示筏基底部固定端，即非隔震結(jié)構(gòu)的計算結(jié)果；3D-CIB1表示筏基底部采取3D-CIB1的計算結(jié)果。以上節(jié)點的豎向樓層反應(yīng)譜的峰值(Smax)與對應(yīng)頻率(f)、譜峰值減小率(δ)、零周期加速度(ZPA)的對比列于表3。

a——節(jié)點12，x向；b——節(jié)點12，y向；c——節(jié)點3，x向；d——節(jié)點4，x向圖6 安全殼和內(nèi)部結(jié)構(gòu)水平向樓層反應(yīng)譜對比Fig.6 Comparison of floor response spectra of containment and internal structure in horizontal direction

a——節(jié)點12；b——節(jié)點3；c——節(jié)點4圖7 安全殼和內(nèi)部結(jié)構(gòu)豎向樓層反應(yīng)譜對比Fig.7 Comparison of floor response spectra of containment and internal structure in vertical direction

表3 豎向樓層反應(yīng)譜的峰值與對應(yīng)頻率以及ZPA對比Table 3 Comparison of peak value and corresponding frequency and ZPA of vertical floor response spectra

4.1.1水平向樓層反應(yīng)譜 由圖6可見，三維隔震結(jié)構(gòu)的樓層反應(yīng)譜均在水平向隔震頻率附近產(chǎn)生峰值狀態(tài)，且峰值附近以及左側(cè)的譜值均比非隔震結(jié)構(gòu)的反應(yīng)譜值偏大，而在其他頻率段(大于約1.0～2.0 Hz)的反應(yīng)譜相對于非隔震結(jié)構(gòu)均大幅度減小。與非隔震結(jié)構(gòu)相比，三維隔震結(jié)構(gòu)的譜峰值至少降低了80%。由于很少系統(tǒng)設(shè)備的水平向主頻會低于1.0～2.0 Hz，所以水平向隔震頻率附近的譜放大效應(yīng)對于系統(tǒng)設(shè)備的水平向抗震分析基本無影響。

此外，3D-CIB豎向剛度的變化對水平向樓層反應(yīng)譜的影響主要體現(xiàn)在隔震頻率附近的譜值，隨著豎向剛度的減小，譜峰值向低頻移動，且靠近隔震頻率右側(cè)的譜值隨著豎向剛度的減小而略減小，此譜值的減小與水平向隔震頻率隨豎向剛度的減小而略有減小是一致的。相比之下，3D-CIB的豎向剛度對其他高頻區(qū)域的譜值影響較小(即安全殼高于4.0 Hz，內(nèi)部結(jié)構(gòu)高于2.0 Hz)。因此，盡管小于約1.0～2.0 Hz的譜值較非隔震結(jié)構(gòu)放大，3D-CIB在降低水平向樓層反應(yīng)譜方面起到了顯著效果。

4.1.2豎向樓層反應(yīng)譜 由圖7可見，三維隔震結(jié)構(gòu)豎向樓層反應(yīng)譜的峰值明顯向低頻(1.3～2.8 Hz)移動，且峰值附近以及左側(cè)的譜值均比非隔震結(jié)構(gòu)的反應(yīng)譜值明顯放大，然而大于約4.0 Hz的譜值明顯減小。由于大多數(shù)系統(tǒng)設(shè)備的豎向主頻大于水平向主頻，且遠(yuǎn)大于隔震后反應(yīng)譜的峰值頻率(1.3～2.8 Hz)，所以三維隔震結(jié)構(gòu)豎向樓層反應(yīng)譜的峰值頻率能夠錯開設(shè)備的豎向主頻，雖然其小于約4.0 Hz的譜值大于非隔震結(jié)構(gòu)相應(yīng)的譜值，但基本不會對系統(tǒng)設(shè)備的豎向抗震分析產(chǎn)生不利影響。此外，隨著3D-CIB豎向剛度的減小，其計算的豎向樓層反應(yīng)譜峰值隨之減小，并向低頻偏移，譜峰值右側(cè)的譜值也減小。由表3可見，與非隔震結(jié)構(gòu)相比，三維基底隔震后安全殼和內(nèi)部結(jié)構(gòu)節(jié)點的譜峰值和ZPA均明顯降低，內(nèi)部結(jié)構(gòu)的譜峰值減小率約為35%～60%。

4.2 安全殼的加速度響應(yīng)

提取如圖2所示的安全殼不同標(biāo)高節(jié)點的水平向和豎向的絕對加速度響應(yīng)，其峰值如圖8所示?？傮w上，三維隔震安全殼的水平向和豎向加速度峰值隨高度的變化不大，整個廠房結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)剛體振動的特點，而非隔震安全殼的水平向和豎向加速度峰值隨高度明顯放大，尤其是在水平方向。三維隔震結(jié)構(gòu)的水平向加速度響應(yīng)較非隔震結(jié)構(gòu)大幅度減小，尤其安全殼頂部節(jié)點的減小率約為70%。此外，由不同豎向剛度的3D-CIB計算的水平向地震加速度峰值稍有差異，這表明3D-CIB的豎向剛度對水平向加速度響應(yīng)的影響較小。總之，3D-CIB對于水平向加速度具有顯著的隔震效果。

a——水平x向；b——水平y(tǒng)向；c——豎直z向圖8 安全殼的加速度響應(yīng)峰值對比Fig.8 Comparison of peak acceleration response of containment

雖然三維隔震結(jié)構(gòu)的豎向加速度峰值的降低不如水平向顯著，與非隔震結(jié)構(gòu)相比，3D-CIB仍有效衰減了安全殼中上部的加速度響應(yīng)，由3D-CIB1～4計算的安全殼頂部節(jié)點的加速度峰值減小幅度分別達(dá)到61.0%、71.0%、72.8%、75.6%。可見，3D-CIB的豎向剛度越小，其豎向加速度的隔震效果越好。

4.3 安全殼的相對位移響應(yīng)

考慮反應(yīng)堆廠房自重的情況下，對4種不同豎向剛度的3D-CIB耦合反應(yīng)堆廠房開展非線性動力時程分析。提取如圖2所示的安全殼不同標(biāo)高節(jié)點的水平向和豎向相對于地面的位移響應(yīng)，其峰值對比如圖9所示，其中，3D-CIB1+和3D-CIB1-分別表示由3D-CIB1計算的沿坐標(biāo)軸正向和負(fù)向的相對位移峰值。

由圖9可見，非隔震反應(yīng)堆廠房的水平向相對位移響應(yīng)非常小，安全殼頂部節(jié)點的位移峰值不超過1.5 cm。然而，三維基底隔震反應(yīng)堆廠房的水平向位移除了筏基處的平動位移，隨著高度的增加而不斷放大，而且隨著3D-CIB豎向剛度的減小，放大效應(yīng)更加明顯。由此可推斷，隔震支座豎向剛度的降低會增大上部安全殼的擺動效應(yīng)，進(jìn)而造成了安全殼的水平向位移隨高度的放大效應(yīng)。為了便于定量地評價此擺動效應(yīng)，引入擺動率的概念，即安全殼頂部節(jié)點相對于筏基的水平向相對位移與相對高度的比值。因而，由3D-CIB1～4計算的安全殼擺動率分別為1/1 302、1/943、1/571和1/395；與3D-CIB1相比，由3D-CIB2～4計算的擺動率分別為3D-CIB1的1.38、2.28和3.30倍?？梢?，3D-CIB豎向剛度的降低會明顯增大擺動效應(yīng)，3D-CIB豎向剛度的設(shè)計應(yīng)權(quán)衡其隔震效果與位移響應(yīng)(包括擺動效應(yīng))。此外，筏基處的水平向相對位移均小于8 cm，遠(yuǎn)小于LRB的極限剪切位移，即水平向位移限值37.95 cm。

如圖9c所示，非隔震安全殼的豎向相對位移非常小，接近于0，而三維基底隔震安全殼的豎向位移明顯放大，且沿z軸正向的位移峰值依然小于0。此外，安全殼筒體的豎向位移比穹頂頂部中心節(jié)點的豎向位移明顯偏大，這說明在地震過程中，安全殼發(fā)生了繞水平軸的上下擺動，同時合理解釋了由擺動效應(yīng)造成的安全殼水平向位移隨高度的放大效應(yīng)。

a——水平x向；b——水平y(tǒng)向；c——豎直z向圖9 安全殼的相對位移響應(yīng)峰值對比Fig. 9 Comparison of peak relative displacement response of containment

4.4 3D-CIB的動力響應(yīng)

4.4.13D-CIB的豎向位移 在自重疊加地震的作用下，提取如圖3所示沿y軸分布的17個隔震支座的豎向位移響應(yīng)，其峰值對比如圖10所示。由圖10可見，3D-CIB的豎向位移峰值均小于零，說明3D-CIB均處于受壓狀態(tài)，反應(yīng)堆廠房不存在傾覆的風(fēng)險；隔震支座的豎向剛度越小，其沿z軸正向和負(fù)向的受壓位移以及位移振動幅值越大。此外，靠近邊緣處3D-CIB的豎向位移幅值較中心位置的位移峰值明顯放大，且豎向剛度越小，放大效應(yīng)越明顯，這說明在地震作用下，筏板基礎(chǔ)發(fā)生了明顯的繞水平軸的上下擺動。以3D-CIB4為例，對位于如圖3所示的中心和邊緣處隔震支座的豎向位移時程進(jìn)行對比，結(jié)果如圖11所示。由圖11可見，在反應(yīng)堆廠房自重作用下，中心和邊緣位置3D-CIB4的初始豎向位移分別為-11.7 cm和-11.8 cm，隨后在重力疊加地震作用下，沿z軸正向、負(fù)向的位移峰值分別為-8.48、-14.07 cm和-4.78、-18.02 cm，即中心和邊緣位置支座的位移幅值分別為5.59 cm和13.24 cm，邊緣位置3D-CIB4的位移振動幅值是中心位置的2.37倍。

圖10 沿y軸隔震支座的豎向位移響應(yīng)峰值對比Fig.10 Comparison of peak vertical displacement response of 3D-CIBs along y axis

圖11 中心與邊緣位置3D-CIB4的豎向位移響應(yīng)對比Fig.11 Comparison of vertical displacement response of 3D-CIB4 located at center and edge

4.4.23D-CIB的軸力 在自重疊加地震的作用下，提取如圖3所示沿y軸分布的17個隔震支座的軸力峰值，結(jié)果如圖12所示，其中3D-CIB-G表示在反應(yīng)堆廠房的自重作用下，3D-CIB所承受的軸力。需要說明的是，3D-CIB的軸力以隔震支座受壓為正，受拉為負(fù)。由圖12可見，僅在上部反應(yīng)堆廠房的自重作用下，3D-CIB的初始軸力是均勻分布的。當(dāng)?shù)卣鹣蛳抡駝訒r，靠近邊緣處隔震支座的軸力比中間位置的軸力明顯偏大，且3D-CIB1所承受的壓力峰值最大，其次是3D-CIB2。邊緣位置3D-CIB1和3D-CIB2的軸力峰值分別為5 339 kN和5 021 kN，均小于CDSB1和CDSB2的臨界荷載5 608 kN和6 231 kN。其中，邊緣位置3D-CIB1的軸力峰值超出與之并聯(lián)的LRB的豎向承載力約4%，因而在實際工程應(yīng)用中，針對邊緣處的3D-CIB1，建議選擇大規(guī)格的LRB與CDSB1串聯(lián)，以滿足LRB豎向承載力的需求。此外，在自重疊加地震作用下，3D-CIB的軸力均大于零，說明均處于受壓狀態(tài)。

圖12 沿y軸3D-CIB的軸力峰值對比Fig.12 Comparison of peak axial force of 3D-CIB along y axis

5 結(jié)論

針對核電站廠房的重量和剛度均較大的特點，基于CDSB具有可根據(jù)其承載力和剛度需求靈活調(diào)整的優(yōu)點，設(shè)計了4種不同組合形式的CDSB，分別與鉛芯疊層橡膠支座串聯(lián)組成3D-CIB，研究不同豎向剛度的3D-CIB對反應(yīng)堆廠房三維隔震效果的影響。通過對比分析三維基底隔震和非隔震反應(yīng)堆廠房的動力特性和地震響應(yīng)，得出主要結(jié)論如下。

1) 三維基底隔震反應(yīng)堆廠房的平動和扭轉(zhuǎn)自由度的自振頻率較非隔震大幅度減小，水平向自振頻率主要取決于3D-CIB的水平向剛度，豎向自振頻率隨著3D-CIB豎向剛度的減小隨之減小。

2) 3D-CIB展示了良好的水平向和豎向加速度隔震效果，能夠有效地減小水平向和豎向的樓層反應(yīng)譜和加速度響應(yīng)；3D-CIB的豎向剛度越小，豎向隔震效果越好，但同時會相應(yīng)增大水平向和豎向的位移響應(yīng)。

3) 三維基底隔震反應(yīng)堆廠房在地震過程中表現(xiàn)出明顯的擺動效應(yīng)，引入擺動率的概念定量評價了擺動效應(yīng)，3D-CIB豎向剛度的降低會明顯增大擺動效應(yīng)，在設(shè)計中不容忽視，其豎向剛度的設(shè)計應(yīng)權(quán)衡其隔震效果與位移響應(yīng)(包括擺動效應(yīng))。