張 毅，李海洋，劉江濤，尚慶學(xué)，李吉超*，王 濤

(1.中國地震局 工程力學(xué)研究所 中國地震局地震工程與工程振動重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150080；2.地震災(zāi)害防治應(yīng)急管理部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150080；3.清華大學(xué) 土木工程系，北京 100084)

文物具有重要的文化和歷史價值，保護(hù)意義重大[1-2]。然而，近年來國內(nèi)外強(qiáng)烈地震對可移動文物造成了嚴(yán)重、不可逆的損壞[3-4]。2004年10月，日本新潟6.8級地震造成大量館藏浮放文物破壞且難以修復(fù)[5]；2007年3月，希臘Kefalonia地區(qū)發(fā)生5.9級地震，由于未采取有效固定措施，博物館內(nèi)眾多浮放文物遭受損傷[6]；2008年5月，汶川8.0級地震，僅四川省就有216家文物收藏單位的3 169件可移動文物受到不同程度破壞[7-8]；2013年4月，蘆山7.0級地震造成至少349件浮放文物被破壞[9]。

浮放文物[10-11]包括陶瓷、青銅器、玉器、金銀器、鐵器等，由于文物材質(zhì)、形狀、尺寸、重量、自身完好程度等各不相同，在地震作用下發(fā)生損壞的情況也不相同。通常而言，浮放文物在地震作用下容易產(chǎn)生滑移[12]、搖晃[13]、傾覆[14]，進(jìn)而導(dǎo)致碰撞、掉落而發(fā)生破壞。為防止文物發(fā)生破壞，博物館采用了重心下降法[15]、固定法（膠粘、磁吸）、滑動位移法、隔離墊層法[16]、懸吊法等傳統(tǒng)防震措施[17]，這些措施在一定程度上可以提高文物的抗震性能[18-19]，但也可能存在破壞文物、加固效果差、影響外觀等問題。

隔震技術(shù)[20]在建筑領(lǐng)域[21-22]已得到了廣泛應(yīng)用，也是保護(hù)浮放文物安全的有效手段之一。國內(nèi)外學(xué)者設(shè)計(jì)了多種隔震裝置，通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬[23]研究了這些裝置的控制效果。Berto等[24]采用摩擦擺支座對小型浮放物體進(jìn)行隔震，強(qiáng)調(diào)了采用雙向和3向輸入進(jìn)行試驗(yàn)的重要性，并發(fā)現(xiàn)根據(jù)單向試驗(yàn)結(jié)果簡單疊加容易低估雕像的最大位移。Caliò等[25-26]采用基礎(chǔ)隔震技術(shù)保護(hù)人物雕像和器皿，指出隔震效果隨著隔震系統(tǒng)周期的增加而增加，但周期的增加會導(dǎo)致隔震支座極限位移的增加。Sorace等[27]采用摩擦擺支座對細(xì)長的獨(dú)立柱和局部橫截面狹窄的青銅馬雕像隔震，柱底部和馬腿處最大應(yīng)力下降約83%、85%，隔震效果顯著。蔣巧玲等[28]采用雙向滾輪式裝置對展柜進(jìn)行隔震，由于不同方向隔震裝置組合的差異，X、Y向加速度峰值分別降至振動臺臺面的1/2、1/3。孔德睿等[29]采用橡膠-滑動套桿組合支座對陶瓷花瓶進(jìn)行振動臺試驗(yàn)，指出文物隔震應(yīng)避免與館舍發(fā)生共振。鄒爽等[30]基于滑移摩擦支座、黏滯阻尼器和復(fù)位彈簧研發(fā)了一種新型3維減隔震裝置，該裝置在選取合理的摩擦系數(shù)和彈簧剛度時可以同時降低文物加速度響應(yīng)和支座殘余變形?？傮w而言，目前針對文物保護(hù)的研究多關(guān)注隔震支座的減震效果，考慮文物滑移、傾覆的振動臺試驗(yàn)研究較少。

本文提出了一種模塊式金屬隔震支座，針對浮放文物進(jìn)行了振動臺試驗(yàn)，重點(diǎn)討論了支座的減震效果、自復(fù)位能力，以及文物的滑移、傾覆情況，為隔震裝置的推廣應(yīng)用提供了科學(xué)依據(jù)及基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

文物類型繁多，陶瓷類文物由于材料特性、外形結(jié)構(gòu)等因素具有易碎特征。在以往的地震中，花瓶破壞占陶瓷類文物破壞的大部分比重?？紤]到試驗(yàn)的性價比，本文采用普通陶瓷花瓶進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)現(xiàn)場如圖1所示，對于其他類型的文物，仍需要進(jìn)一步研究。圖1中：隔震支座與臺面固定連接，采用激光水準(zhǔn)儀進(jìn)行支座臺面調(diào)平，陶瓷花瓶浮放于隔震支座上，隔震支座頂部鋪設(shè)棉布近似模擬博物館展陳狀況；陶瓷花瓶的質(zhì)量為1.25 kg，底徑70 mm，口徑55 mm，高度230 mm。由于陶瓷花瓶底面較小、重心較高，極易發(fā)生傾覆，試驗(yàn)預(yù)加載中打碎了多個試驗(yàn)體，因此在花瓶內(nèi)部填充0.75 kg沙子以降低重心，重心高度約60 mm。將隔震技術(shù)與傳統(tǒng)抗震措施結(jié)合使用可以取得更好的文物保護(hù)效果，甚至是必要的。

圖1 隔震浮放花瓶振動臺試驗(yàn)Fig.1 Shaking table test of a seismic isolated freestanding vase

1.2 隔震支座設(shè)計(jì)

模塊式金屬隔震支座用于隔震水平地震，支座構(gòu)造如圖2所示，設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。圖2中，支座采用雙層雙向布置，由底板、中間板、頂板、封板、直線導(dǎo)軌、滑塊、彈簧及摩擦阻尼器等組成。其中：直線導(dǎo)軌布置在支座長度1/3～1/4位置處，用于約束支座運(yùn)動方向；彈簧元件交叉對稱布置，以便控制支座的水平剛度，通過預(yù)拉變形提供自復(fù)位能力，支座運(yùn)動中始終處于受拉狀態(tài)；摩擦阻尼器具有耗能作用，用于控制隔震支座的位移。摩擦阻尼器對位移的控制通過兩種作用體現(xiàn)，一是發(fā)生滑動后可提供等效剛度，二是通過滯回特性耗散地震能量。通過調(diào)整摩擦阻尼器的摩擦力，可以控制隔震支座的整體剛度和耗能性能。隔震支座的力-位移關(guān)系具有非線性特征，支座的實(shí)際位移需要通過計(jì)算獲得。每層的導(dǎo)軌數(shù)量（兩套）相對固定，彈簧和摩擦阻尼器的布置則較為靈活，可根據(jù)隔震要求調(diào)整位置、數(shù)量，具有模塊化特征。例如：彈簧數(shù)量可采用1組（兩條為1組）到4組，甚至更多；摩擦阻尼器可布置于支座中部（圖2），也可布置在兩側(cè)。另外，也可將摩擦阻尼器替換為黏滯阻尼器等其他裝置，以增加隔震支座的適應(yīng)性。為防止滑塊脫落，導(dǎo)軌端部設(shè)置擋塊作為限位裝置，也可將封板局部加厚進(jìn)行保護(hù)。隔震支座采用雙層雙向正交布置，實(shí)現(xiàn)水平地震作用解耦，不同方向可采用不同的設(shè)計(jì)。關(guān)于隔震支座構(gòu)造和設(shè)計(jì)方法的詳細(xì)介紹見文獻(xiàn)[31]。隔震支座的平面尺寸為400 mm×400 mm×72 mm，設(shè)計(jì)行程為120 mm。支座每層包含兩套直線導(dǎo)軌，1套摩擦阻尼器。由于花瓶質(zhì)量較輕，隔震支座頂板、中間板的質(zhì)量不可忽略，因此在支座上層、下層分別布置3組和4組彈簧。

表1 隔震支座組成部件及力學(xué)參數(shù)Tab.1 Components and mechanical parameters of isolation bearings

1.3 支座力-位移關(guān)系

隔震支座的力-位移關(guān)系主要取決于彈簧拉力、摩擦阻尼器和滑塊的摩擦力。彈簧始終處于彈性受拉狀態(tài)，幾何非線性現(xiàn)象不明顯，摩擦阻尼器和滑塊的摩擦力均表現(xiàn)為理想塑性，二者結(jié)合即可得到隔震支座的力-位移關(guān)系，可近似等效為雙線性模型，初始剛度無窮大，二次剛度為彈簧剛度，如圖3所示。由于上部花瓶質(zhì)量較輕，隔震支座上板、中間板的質(zhì)量不可忽略，因此滑塊的摩擦力不同，X向（上層）、Y向（下層）彈簧組數(shù)也不同，兩層的滯回曲線略有差異，隔震支座滯回性能參數(shù)見表2。由圖3可見：X向的起滑力（摩擦阻尼器+滑塊摩擦力）為4.75 N，參考?xì)堄辔灰茷?9.48 mm；Y向的起滑力為5.09 N，參考?xì)堄辔灰茷?9.77 mm。

表2 隔震支座滯回性能參數(shù)Tab.2 Hysteretic performance parameters of isolation bearing

圖3 隔震支座X向力-位移曲線Fig.3 X-direction force-displacement curve of seismic isolation bearing

1.4 試驗(yàn)工況

浮放文物通常布置在不同樓層，一些學(xué)者提出應(yīng)考慮結(jié)構(gòu)-展柜-文物動力放大效應(yīng)[32-33]。本文為了測試隔震支座的性能及隔震效果，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）[34]，選擇兩條天然地震動（El-Centro和Taft）和1條人工地震動（Artificial）作為臺面輸入，考察文物放置在建筑第1層的抗震性能，對于放置在其他樓層的情況也可采用類似的方法進(jìn)行研究。3條地震動時程歸一化曲線如圖4所示；地震動反應(yīng)譜與抗震設(shè)計(jì)反應(yīng)譜對比如圖5所示；考慮浮放文物耗能能力有限，阻尼比取0.02。其中，抗震設(shè)計(jì)反應(yīng)譜按照9度區(qū)Ⅱ類場地第2組確定，РGA為0.62g。

圖4 地震動時程Fig.4 Earthquake ground motions time-history

圖5 地震動反應(yīng)譜與設(shè)計(jì)譜對比Fig.5 Comparison of ground motions’ response spectra and design spectra

振動臺試驗(yàn)工況見表3，分為白噪聲工況與地震工況。由于安裝了摩擦阻尼器，初始剛度較大，自振頻率分析結(jié)果并不能反映隔震支座的實(shí)際隔震周期，因此不再進(jìn)行分析。地震動輸入РGA分別為0.20g、0.30g、0.40g、0.50g、0.62g，依次進(jìn)行單向、雙向或3向加載。對選取的每條地震動X、Y、Z3個方向的加速度值按照1.00∶0.85∶0.65的比例進(jìn)行調(diào)整。

表3 試驗(yàn)工況Tab.3 Test schedules

1.5 測量方案

隔震系統(tǒng)的測量方案如圖6所示。圖6中：在隔震支座頂部、振動臺臺面安裝3向加速度傳感器（A2、A1），測量不同工況下的加速度響應(yīng)；在隔震支座頂部、振動臺臺面安裝位移傳感器（D2-X、D2-Y、D1-X、D1-Y），測量不同工況下的位移響應(yīng)。

圖6 測量方案Fig.6 Measuring scheme

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 加速度響應(yīng)

0.62g單向地震動輸入下，隔震支座頂部與振動臺臺面的加速度時程如圖7所示。由圖7可知：隔震支座頂部的加速度峰值明顯小于振動臺臺面；在El-Centro、Taft和Artificial地震動作用下隔震支座頂部的加速度峰值分別為0.30g、0.24g和0.23g，為臺面加速度峰值的36.99%、37.39%、30.01%，隔震效果明顯。需要指出，隔震支座在不同地震動作用下的振動響應(yīng)具有差異性，對于El-Centro和Artificial而言，隔震支座在地震動持續(xù)時間內(nèi)的減震效果均較為明顯；而Taft地震動在25 s以后的激勵作用明顯減弱，隔震支座頂部與振動臺臺面的加速度響應(yīng)接近。

圖7 單向地震動作用下隔震支座頂部和臺面加速度時程Fig.7 Acceleration time history of isolation bearing top and shaking table under ground motion excitation

在0.62g的3向地震動輸入下，隔震支座頂部與振動臺臺面的Z向加速度時程如圖8所示。由圖8可見：隔震支座頂部的加速度峰值高于振動臺臺面加速度峰值；在El-Centro、Taft和Artificial地震動作用下，隔震支座頂部的加速度峰值分別為0.71g、0.52g和0.74g，放大倍數(shù)為1.86、1.71和2.20。

圖8 3向加載隔震支座頂部和臺面Z向加速度時程Fig.8 Z-direction acceleration time history of isolation bearing top and shaking table under three-dimensional excitations

2.2 位移響應(yīng)

在0.62g單向地震動輸入下，隔震支座頂部與振動臺臺面位移時程如圖9所示。由圖9可見：隔震支座在El-Centro、Taft、Artificial地震動作用下的最大位移分別為88.13、73.86及66.26 mm，高于臺面的最大位移，即65.81 mm；振動結(jié)束以后，隔震支座的殘余位移分別為17.82、26.45及27.47 mm，具有一定的自復(fù)位能力；隔震支座頂部位移、殘余位移均向負(fù)向偏移，這是由地震動特性決定的。隔震支座四周無運(yùn)動限制時，該偏移傾向沒有影響；對于單邊靠墻、雙邊靠墻等文物特殊擺放情況，需要進(jìn)一步研究。

圖9 單向地震動作用下隔震支座頂部和臺面位移時程Fig.9 Displacement time history of isolation bearing top and shaking table under unidirectional ground motion

進(jìn)一步計(jì)算隔震支座的變形即支座頂部與振動臺臺面位移之差，如圖10所示。由圖10可見，隔震支座在El-Centro、Taft和Artificial地震動作用下的最大變形分別為111.72、86.31及75.68 mm，小于隔震支座的設(shè)計(jì)位移（120 mm）。為了保證隔震支座具有較低的減震率，彈簧剛度取值較??；同時考慮隔震支座變形限制，采用相對較大的摩擦力控制隔震支座位移。因此，隔震支座在變形過程中并未圍繞初始零點(diǎn)進(jìn)行振動，中心線大致與殘余位移接近。

圖10 隔震支座變形時程Fig.10 Deformation time history of isolation bearing

殘余位移是隔震支座的性能參數(shù)之一，對于文物安全的影響不大。當(dāng)上部文物不發(fā)生滑動、傾覆時，隔震支座的殘余位移與文物特性無關(guān)，文物僅提供質(zhì)量屬性；當(dāng)文物發(fā)生滑動、傾覆時，非線性效應(yīng)將對支座殘余位移產(chǎn)生影響。隔震支座的殘余位移越小越好，具有自復(fù)位能力的隔震支座在地震后可不處理，具備應(yīng)對余震的能力。然而，對于小型支座而言，減震率、最大位移和殘余位移存在矛盾，為滿足減震率需求和最大位移限值，殘余位移可適當(dāng)放松。

2.3 滑動現(xiàn)象

文物的運(yùn)動模式包括滑移、搖擺、傾覆等，大多數(shù)工況下，花瓶與隔震支座頂板的運(yùn)動保持一致，未發(fā)生明顯現(xiàn)象，隔震支座具有良好的隔震效果。РGA為0.62g時，花瓶在單向、雙向、3向El-Centro輸入下均發(fā)生滑動，但未觀察到明顯的搖擺、碰撞現(xiàn)象，如圖11所示。由圖11可見：X向加載時，花瓶的滑移距離為41 mm；雙向加載時，花瓶X、Y向的滑移距離分別為60和20 mm，與單向加載相比，X向滑移增加46%；3向地震作用下，花瓶的滑移距離明顯增加，X向、Y向分別為90和51 mm，與雙向加載相比，分別增加50%和155%。文物搖擺是介于滑動和傾覆之間的過渡階段，非線性效應(yīng)較為明顯，建議采用降低重心、魚線綁扎等傳統(tǒng)措施降低發(fā)生搖擺的可能性，同時在底部鋪設(shè)柔軟布料防止文物底部抬落、碰撞導(dǎo)致?lián)p壞。

圖11 花瓶滑動位移Fig.11 Slip displacement of vase

隔震支座在0.62gEl-Centro地震動單向、雙向、3向作用下X向變形時程曲線如圖12所示。由圖12可見，在26.15、20.47及20.95 s左右，隔震支座達(dá)到X向最大變形（相對位移），向反方向運(yùn)動時產(chǎn)生了一個很大的相對速度，導(dǎo)致花瓶發(fā)生滑動，與攝像機(jī)記錄的滑動時間接近。

圖12 El-Centro作用隔震支座X向變形時程Fig.12 X-direction deformation time history of isolation bearing under El-Centro

3 試驗(yàn)討論

3.1 加速度減震效果

減震率越低，隔震支座的隔震效果越好。減震率λ定義為隔震支座頂部加速度atop與臺面輸入加速度atable的比值，如式（1）所示：

單向和3向地震動作用下，隔震支座X向減震率隨РGA的變化如圖13所示。由圖13可知，雙向與單向地震作用下結(jié)果差異不大，限于篇幅有限，不再贅述。同一地震動作用下，隔震支座減震率隨著РGA增大而降低。隔震支座的等效剛度由彈簧和摩擦阻尼器提供，隨著РGA增加，隔震支座水平變形增大，等效剛度降低，隔震周期增大，因此減震率降低。總體而言，隔震支座在El-Centro作用下的隔震效果最好，Artificial次之，Taft最差。РGA為0.62g時，單向、3向作用下隔震支座最大減震率分別為37.39%、37.87%。

圖13 不同工況下隔震支座X向減震率隨PGA的變化Fig.13 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along X-direction with PGA under different excitations

3向地震動作用下，隔震支座Y向減震率隨РGA的變化如圖14所示。由圖14可見，與X向相比，隔震支座Y向的減震率較為穩(wěn)定，下降趨勢不明顯。由于花瓶質(zhì)量較輕，隔震支座本身的質(zhì)量不可忽略，X向（上層）布置3組彈簧，Y向（下層）布置4組彈簧，而摩擦阻尼器出力是一致的，因此Y向減震效果更穩(wěn)定。РGA為0.62g時，在El-Centro、Taft和Artificial地震動作用下，隔震支座Y向的減震率分別為36.77%、33.85%、39.20%。

圖14 3向加載下隔震支座Y向減震率隨PGA的變化Fig.14 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along Y-direction with PGA under three-dimensional excitations

3向地震動作用下，隔震支座Z向減震率隨РGA的變化如圖15所示。由圖15可見，與X向、Y向相比，隔震支座在豎向不具備隔震效果，對豎向地震動存在放大作用。不同РGA幅值下，El-Centro和Taft的放大系數(shù)比較接近，為1.60～1.86和1.55～2.07；Artificial的放大系數(shù)更高，為2.20～2.62。

圖15 3向加載下隔震支座Z向減震率隨PGA的變化Fig.15 Variations of acceleration reduction ratios of isolation bearing along Z-direction with PGA under three-dimensional excitations

3.2 位移控制效果

3.2.1 相對位移峰值

不同地震動、不同РGA單向與3向輸入下，隔震支座的相對位移峰值如圖16所示。由圖16可見，隔震支座相對位移峰值隨著РGA增大而增大。隔震支座在El-Centro地震動作用下的變形最大，Taft次之，Artificial最小。與單向輸入相比，隔震支座的變形在3向輸入下有所增加。以El-Centro為例，РGA為0.62g時隔震支座在單向、3向作用下的最大變形分別為111.72和124.56 mm，變形相差11.49%。

圖16 隔震支座X向相對位移峰值Fig.16 Relative displacement peak of isolation bearing along X-direction

3.2.2 自復(fù)位能力

自復(fù)位能力是評價隔震支座性能的重要指標(biāo)，其含義是指在地震作用結(jié)束后，隔震裝置停止運(yùn)動并恢復(fù)到初始狀態(tài)的能力。不同РGA、不同地震動3向輸入情況下，隔震裝置的殘余位移如圖17所示。由圖17可見，隔震支座Y向殘余位移（7.25～17.65 mm）明顯小于X向（18.77～31.59 mm），且小于參考值。如第1.3節(jié)所述，隔震支座X向、Y向參考?xì)堄辔灰品謩e為49.48和39.77 mm，試驗(yàn)值僅為參考值的37.93%～63.84%、18.23%～44.38%。隔震支座變形較大時，彈簧產(chǎn)生的恢復(fù)力遠(yuǎn)大于摩擦力，隔震支座將向平衡位置（零位）運(yùn)動；恢復(fù)力與摩擦力平衡時，隔震支座仍具有一定的速度，因此繼續(xù)向平衡位置運(yùn)動，殘余位移進(jìn)一步減小。隔震支座的自復(fù)位能力受到地震動類型、地震動強(qiáng)度的影響[35]，X向最大殘余位移（31.59 mm）發(fā)生在0.50gEl-Centro輸入下，Y向最大殘余位移（17.65 mm）發(fā)生在0.40gEl-Centro輸入下。隔震支座兩個方向構(gòu)造相同，定性判斷兩個方向的地震響應(yīng)具有相近特征，因此未進(jìn)行以Y向?yàn)橹鬏S的試驗(yàn)。對于實(shí)際殘余位移的確定方法，今后將繼續(xù)開展試驗(yàn)和數(shù)值模擬工作。

圖17 隔震支座殘余變形Fig.17 Residual deformation of isolation bearing

3.3 文物滑移傾覆分析

根據(jù)《館藏文物防震規(guī)范》[36]，浮放文物在遭遇地震動產(chǎn)生滑移、傾覆的條件判別式分別如式（2）、（3）所示：

式（2）、（3）中：g為重力加速度；AH為文物所在位置的水平方向最大加速度；f為文物與支承面之間的靜摩擦系數(shù)；h為文物的重心至底面的高度；b為文物的重心在水平面上的投影點(diǎn)到底面邊緣的最小距離；Ks、K0分別為抗滑動安全系數(shù)、抗傾覆安全系數(shù)，均取1.4。計(jì)算得到花瓶抗滑移、抗傾覆的水平最大加速度為0.27g、0.33g。

不同РGA、不同地震動作用下，隔震支座頂部X向、Y向最大響應(yīng)加速度如圖18所示，取單向、雙向、3向輸入下水平方向響應(yīng)的最大值。由圖18可知，試驗(yàn)結(jié)果與公式計(jì)算具有較好的一致性：花瓶在所有工況下均未達(dá)到傾覆限值，因此未發(fā)生傾覆；РGA為0.62g時，花瓶在El-Centro作用下超過滑移限值，發(fā)生滑移現(xiàn)象。由式（2）和式（3）可知，浮放文物發(fā)生滑動、傾覆與水平方向最大加速度AH過大有關(guān)[36]，因此減小展陳文物水平方向加速度響應(yīng)是文物防震保護(hù)的關(guān)鍵之一。

圖18 滑移傾覆判斷Fig.18 Judgment of slip and overturning

4 結(jié) 論

本文提出了一種模塊式金屬隔震支座，主要元件包括直線導(dǎo)軌、彈簧和摩擦阻尼器，通過浮放花瓶的振動臺試驗(yàn)驗(yàn)證了隔震裝置的隔震效果，研究結(jié)論如下：

1）隔震裝置具有良好的隔震效果，隔震裝置頂部加速度為臺面輸入加速度的28.10%～78.01%，減震率隨著РGA的增大而降低。盡管如此，對于抗傾覆能力較差的文物仍需要采取傳統(tǒng)抗震措施輔助。

2）隔震支座在不同工況下最大殘余變形為31.59 mm，采用文中的計(jì)算方法可以保證隔震支座的實(shí)際殘余變形小于參考指標(biāo)。通過調(diào)整彈簧與摩擦阻尼器的力學(xué)參數(shù)，殘余位移可控。

3）文物滑動、傾覆現(xiàn)象與計(jì)算結(jié)果相符，通過選擇合適的隔震設(shè)計(jì)目標(biāo)，可使文物在地震中免遭破壞，達(dá)到防震保護(hù)的目的。

設(shè)計(jì)小型隔震支座時應(yīng)充分考慮減震率目標(biāo)、隔震位移需求、支座變形能力限制和自復(fù)位能力，多個目標(biāo)有時難以同時滿足，需要取舍。今后將結(jié)合黏滯阻尼器等組件進(jìn)一步提升隔震支座性能。