何文福，黃君量，許 浩，陳睦鋒，MIYAMA TAKAFUMI

（1.上海大學(xué)力學(xué)與工程科學(xué)學(xué)院土木工程系，上海 200444；2.帝塚山大學(xué)現(xiàn)代生活學(xué)部，奈良 631-8585）

引言

核電廠的隔震設(shè)計(jì)目標(biāo)是在保留核電站機(jī)組原先核島廠房上部結(jié)構(gòu)及內(nèi)部所有配套核設(shè)施的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)不變的前提下，僅在其核島基礎(chǔ)底板下設(shè)置隔震支座，減小傳遞到核電廠上部結(jié)構(gòu)及內(nèi)部設(shè)施的地震作用，使地震輸入能量大部分被消耗在隔震層，從而有效保障核電廠在突發(fā)強(qiáng)地震條件下的安全性［1-4］。當(dāng)核電廠設(shè)置隔震支座時，隔震層在地震作用下的位移變大，會對核電廠結(jié)構(gòu)造成破壞，由此帶來的后果十分嚴(yán)重。因此在提高核電廠隔震結(jié)構(gòu)的隔震效果的同時降低隔震層位移是非常必要的。

傳統(tǒng)隔震裝置在水平向具有良好的隔震效果，卻無法對豎向地震起到隔震作用，甚至可能會擴(kuò)大豎向地震影響。大量的觀測和試驗(yàn)表明豎向地震動的影響被顯著低估［5-6］。三維隔震的主要難點(diǎn)在于高承載力和低隔震剛度的矛盾。Kitamura 等［7］對一個快速反應(yīng)堆進(jìn)行了三維隔震設(shè)計(jì)，反應(yīng)堆和主要部件被懸掛于碟形彈簧支撐的樓層中，并驗(yàn)證其隔震效果。Micheli 等［8］分析評估了典型地震激勵對采用基礎(chǔ)隔震系統(tǒng)建筑物的主要影響，研究了反應(yīng)堆的安全殼水平和豎向隔震技術(shù)。王濤等［9］提出了一種核電廠三維基礎(chǔ)隔震技術(shù)，驗(yàn)證了三維隔震系統(tǒng)在水平方向具備與傳統(tǒng)隔震系統(tǒng)相同的隔震性能且有效地實(shí)現(xiàn)了核電廠內(nèi)部設(shè)備及管道的豎向隔震。Lee 等［10］提出了一種豎向隔震裝置，通過數(shù)值模擬及振動臺試驗(yàn)研究表明該裝置能有效降低豎向震動。劉文光等［11］進(jìn)行了核電廠隔震結(jié)構(gòu)在單向、雙向和三向地震輸入下的振動臺試驗(yàn)和數(shù)值分析，結(jié)果表明：隔震技術(shù)能有效降低核電廠上部結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，在單向和雙向輸入下，上部結(jié)構(gòu)具有良好的減震效果。

上述所提出的三維隔震以犧牲承載能力所需的豎向剛度來達(dá)到豎向隔震的效果。當(dāng)較低豎向剛度的隔震裝置去承受較大重量的結(jié)構(gòu)時，會導(dǎo)致裝置的靜載位移變大，所以對裝置的變形能力產(chǎn)生了更高的要求。一些學(xué)者通過正負(fù)剛度系統(tǒng)并聯(lián)的高靜低動系統(tǒng)去實(shí)現(xiàn)三維隔震。高靜低動系統(tǒng)的優(yōu)勢在于可獲得較高的靜載剛度承受重量并減小靜位移，同時具有較低的動載剛度可達(dá)到良好的隔震效果。

Huang 等［12］研究了由歐拉梁形成的負(fù)剛度元件和傳統(tǒng)線性隔振器組成的高靜低動剛度非線性隔振器的動態(tài)特性。Wang 等［13］提出了一種簡單的負(fù)剛度隔震結(jié)構(gòu)，并對其理論進(jìn)行了參數(shù)分析，說明了裝置的高靜低動特性。Yao 等［14］提出了由輪滾子機(jī)構(gòu)和垂直彈簧組成的高靜低動剛度隔振器，證明高靜低動隔振器可以實(shí)現(xiàn)比線性隔振器更好的隔振性能。

正負(fù)剛度并聯(lián)的三維隔震系統(tǒng)已經(jīng)被廣泛研究，但多用于機(jī)械及航空工程領(lǐng)域，現(xiàn)有的高靜低動三維隔震系統(tǒng)在土木工程領(lǐng)域的研究和應(yīng)用還處于起步階段，也很少用于解決核電廠三維隔震問題。

基于上述難題，本文針對核電廠結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)了一種三維隔震系統(tǒng)，通過將斜置橡膠支座和負(fù)剛度裝置并聯(lián)可實(shí)現(xiàn)高靜低動的豎向隔震特性，通過理論研究、靜力試驗(yàn)和數(shù)值模擬探討了核電廠高靜低動三維隔震系統(tǒng)的隔震效果。

1 核電廠高靜低動三維隔震系統(tǒng)

本文所采用的核電廠結(jié)構(gòu)為典型的壓水堆核電機(jī)組，反應(yīng)堆廠房結(jié)構(gòu)主要由三大部分組成：筏板基礎(chǔ)、安全殼體結(jié)構(gòu)及內(nèi)部結(jié)構(gòu)設(shè)施。其中筏板基礎(chǔ)為型鋼筋混凝土厚板，厚度約為5.8 m。安全殼為圓柱形筒體結(jié)構(gòu)，頂部為半球穹頂，通過環(huán)梁與圓柱體連接。安全殼由兩部分組成，外周為厚約1 m 的預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，內(nèi)襯為8 mm 厚的鋼板層。安全殼是保護(hù)內(nèi)部反應(yīng)設(shè)備、承受內(nèi)壓及激烈的溫度變化、抵抗外部荷載作用的重要結(jié)構(gòu)，內(nèi)部為安全殼內(nèi)樓板及鋼筋混凝土墻體。圖1 為核電廠高靜低動三維隔震系統(tǒng)，核電廠的隔震層位于核電廠的核島下部，三維隔震支座在隔震層中均勻布置。核電廠高靜低動三維隔震系統(tǒng)由水平隔震單元、高靜低動隔震系統(tǒng)和豎向限位桿組成。水平隔震單元由傳統(tǒng)隔震橡膠支座構(gòu)成，位于高靜低動隔震系統(tǒng)上方實(shí)現(xiàn)水平隔震。高靜低動隔震系統(tǒng)由提供正剛度的斜置橡膠支座和提供負(fù)剛度的負(fù)剛度裝置并聯(lián)構(gòu)成，豎向限位桿限制系統(tǒng)的水平位移，保證了只在豎向發(fā)生運(yùn)動，使得水平與豎向運(yùn)動解耦，便于對裝置的理論分析與設(shè)計(jì)。高靜低動隔震系統(tǒng)中負(fù)剛度裝置與斜置橡膠支座的剛度匹配，使三維隔震系統(tǒng)在豎向平衡位置處實(shí)現(xiàn)準(zhǔn)零剛度，進(jìn)而達(dá)到高靜低動的效果。

圖1 核電廠高靜低動三維隔震系統(tǒng)Fig.1 High-static-low-dynamic three-dimensional isolation system for nuclear power plant

2 隔震動力學(xué)模型

2.1 理論分析

負(fù)剛度裝置構(gòu)造如圖1 所示，主要由球鉸、拱球、彈簧、擋板、傳力桿和水平限位桿組成。球鉸與傳力桿用螺栓固定，位于兩個對稱拱球之間。考慮到安裝誤差和施工誤差，拱球中心處的靜平衡位置有一定的離散性，拱球中間靜平衡位置的表面被加工成小范圍的平面區(qū)域。每個拱球與兩根彈簧連接，水平限位桿穿過拱球和擋板上的孔，最后通過螺栓固定在擋板上，以保證拱球的水平位移。彈簧安裝在水平限位件上，通過調(diào)節(jié)擋板的位置調(diào)整其初始壓縮量。在豎向載荷作用下，球鉸在傳力桿的帶動下做豎向運(yùn)動，并與拱球緊密接觸。彈性恢復(fù)力由彈簧壓縮提供，負(fù)剛度裝置在不同豎向位移下球鉸的受力角度發(fā)生變化，產(chǎn)生了可變剛度的特性。

斜置橡膠支座構(gòu)造如圖1 所示，主要由上連接板、下連接板、聚四氟乙烯滑塊和鉛芯橡膠支座組成。鉛芯橡膠支座固定在傾斜的下連接板上，下連接板固定在下封板上?？紤]到需要足夠的剪切變形，鉛芯橡膠支座被傾斜切割。上連接板和下連接板的傾角相同。上連接板上部的滑塊與上封板接觸。由于上封板的限制，上連接板在上封板摩擦面上發(fā)生水平滑動。

圖2 為高靜低動隔震系統(tǒng)的變形圖及本構(gòu)模型，斜置橡膠支座的受力變形圖如圖2（a）所示，在豎向荷載P的作用下，由于上連接板和下連接板有傾角，P可分解為剪切力P1和軸向力P2。鉛芯橡膠支座在軸向力和剪切力作用下變形，摩擦力f由滑塊與上連接板之間的摩擦產(chǎn)生。當(dāng)豎向荷載和變形發(fā)生變化時，摩擦力也會改變，呈現(xiàn)出支座加載和卸載方向相反的狀態(tài)，使得斜置橡膠支座在加載與卸載時的理論公式不同。

圖2 高靜低動隔震系統(tǒng)的變形圖及動力學(xué)模型Fig.2 Deformation diagram and constitutive model of high-static-low-dynamic isolation system

圖2（d）為斜置橡膠支座在加載與卸載工況下的豎向動力學(xué)模型，初始位置定義為斜置橡膠支座未受力時的狀態(tài)，此時定義豎向位移y1為0；靜平衡位置與負(fù)剛度裝置靜平衡位置一致，豎向位移y1為h，其中h=L；最終位置同負(fù)剛度裝置最終位置y1=2h；定義斜置橡膠支座向下運(yùn)動時的速度v1＞0，向上v1＜0。其豎向剛度為：

式中Kpos為斜置橡膠支座豎向剛度；Kd為鉛芯橡膠支座的屈服后剛度；Kv為鉛芯橡膠支座的豎向剛度；Kh為鉛芯橡膠支座的屈服前剛度；μ為滑塊與上封板的摩擦系數(shù)；?鉛芯橡膠支座的斜置角度。

斜置橡膠支座的豎向屈服力可定義為鉛芯橡膠支座屈服時的豎向力，故豎向屈服力Pd可寫為：

式中Qd為鉛芯橡膠支座的屈服力。

負(fù)剛度裝置的受力變形圖如圖2（b）所示，初始位置定義為球鉸與拱球剛接觸時的位置；靜平衡位置定義為拱球中心處；最終位置定義為球鉸和拱球剛好脫離的位置；初始位置的豎向位移y=0。定義負(fù)剛度裝置向下運(yùn)動時的速度v＞0，向上v＜0。球鉸從初始位置到最終位置的豎向位移y的取值范圍為：

其物理意義為球鉸與拱球處于接觸狀態(tài)。式中，r1為拱球半徑；r2為球鉸半徑。

圖2（e）為負(fù)剛度裝置在加載與卸載工況下的豎向動力學(xué)模型，其數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

式中Fnv為豎向力；r0為彈簧的初始壓縮量；k為單側(cè)彈簧的剛度；θ為球鉸與拱球的圓心連線與水平方向的夾角；μ為球鉸與拱球的摩擦系數(shù)；Kneg為豎向剛度；C=r1+r2；L=［（2r1+r2）r1］0.5。

可以看出，在加卸載曲線中存在大范圍的負(fù)剛度部分和小范圍的正剛度部分，加載曲線和卸載曲線呈現(xiàn)出中心對稱特點(diǎn)。

由斜置橡膠支座提供高靜載剛度，保證了系統(tǒng)的承載能力和隔震層靜載時的小變形，負(fù)剛度裝置提供負(fù)剛度，與高靜載剛度同時作用，保證了系統(tǒng)在動載時的低剛度。斜置橡膠支座和負(fù)剛度裝置通過上封板和下封板并聯(lián)，形成了如圖2（c）所示的具有高靜剛度和低動剛度的高靜低動隔震系統(tǒng)。圖2（f）為高靜低動隔震系統(tǒng)的動力學(xué)模型。隔震系統(tǒng)的豎向剛度KHSLDS為斜置橡膠支座的剛度和負(fù)剛度裝置的剛度的疊加：

斜置橡膠支座在變形期間提供正剛度，負(fù)剛度裝置在變形期間主要提供負(fù)剛度。因此，高靜低動隔震系統(tǒng)的力學(xué)性能分為高剛度部分和低剛度部分。從初始位置到靜平衡位置的等效剛度較高，隔震層的靜載荷位移小，表現(xiàn)出較高的靜載剛度；在地震作用下，隔震層表現(xiàn)出較低的動剛度。

2.2 試驗(yàn)裝置及加載工況

為了驗(yàn)證高靜低動三維隔震體系的力學(xué)性能效果，分別對斜置橡膠支座、負(fù)剛度裝置以及高靜低動隔震系統(tǒng)進(jìn)行豎向靜力加載試驗(yàn)。傳感器采用試驗(yàn)機(jī)原裝傳感器，試驗(yàn)加載裝置為豎向試驗(yàn)力200 kN、拉伸壓縮行程1200 mm 的CTM9200 電子萬能試驗(yàn)機(jī)。

圖3（a）為負(fù)剛度裝置試驗(yàn)圖，試驗(yàn)裝置參數(shù)見表1，試驗(yàn)采用位移控制加載。在試驗(yàn)開始時，球鉸處于靜態(tài)平衡位置，對應(yīng)的y=40 mm。加載系統(tǒng)從靜平衡位置往復(fù)豎向加、卸載，具體加載工況如表2所示。

表1 負(fù)剛度裝置參數(shù)Tab.1 Parameters of negative stiffness device

表2 各裝置試驗(yàn)工況Tab.2 Test cases of different devices

圖3 靜力試驗(yàn)裝置Fig.3 Static force test devices

圖3（c）為斜置橡膠支座試驗(yàn)圖，支座的傾角為45°，理論豎向剛度為0.83 kN/mm。具體物理參數(shù)如表3 所示，加載系統(tǒng)從靜平衡位置反復(fù)豎向加、卸載。試驗(yàn)采用位移控制加載，具體加載工況如表2所示。

表3 斜置橡膠支座參數(shù)Tab.3 Parameters of inclined rubber bearing

如圖3（b）所示，負(fù)剛度裝置和斜置橡膠支座并聯(lián)，組成了高靜低動隔震系統(tǒng)。為了證明隔震系統(tǒng)的高靜態(tài)剛度和低動態(tài)剛度理論，進(jìn)行了不同速度下的豎向循環(huán)試驗(yàn)。試驗(yàn)加載系統(tǒng)從靜平衡位置開始反復(fù)豎向加、卸載，試驗(yàn)工況如表2 所示。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)2.1 節(jié)提出的理論模型，計(jì)算出負(fù)剛度裝置、斜置橡膠支座和高靜低動隔震系統(tǒng)靜平衡位置處的理論剛度，分別為-0.46，0.83 和0.37 kN/mm。表4 為靜平衡位置處各工況下的試驗(yàn)剛度與理論剛度對比，可以看出各工況下在靜平衡位置處的試驗(yàn)剛度與理論值接近，誤差均小于15%。與僅有斜置橡膠支座對比，由負(fù)剛度裝置和斜置橡膠支座并聯(lián)組成的高靜低動隔震系統(tǒng)在靜平衡位置處的剛度較小，符合理論預(yù)期。

表4 靜平衡位置處各工況下的試驗(yàn)剛度與理論剛度對比Tab.4 Comparison of test stiffness and theoretical stiffness at static balance position

圖4 為各工況下豎向滯回曲線與理論曲線的對比，可以看出試驗(yàn)結(jié)果與理論結(jié)果吻合較好，曲線形狀相似，驗(yàn)證了該理論的可行性，證明了所提理論模型的正確性。

圖4 各工況下豎向滯回曲線與理論曲線對比Fig.4 Comparison of vertical hysteresis curve and theoretical curve for each test case

對比圖4（a）～（c），可以看出負(fù)剛度裝置的試驗(yàn)曲線與理論曲線存在一些差異，且不同加載速率下的誤差趨勢是不同的。在理想設(shè)計(jì)加工條件下，裝置中各個部件充分潤滑，裝置處于低摩擦狀態(tài)，此時加載速率對試驗(yàn)結(jié)果無影響，但在實(shí)際試驗(yàn)中，由于試件加工精度有限，各部件表面粗糙度偏大，且未實(shí)現(xiàn)充分潤滑，不同加載速率下受到摩擦影響，在速率不同的試驗(yàn)過程中摩擦產(chǎn)生的卡頓現(xiàn)象導(dǎo)致剛度產(chǎn)生了差異。

圖4（g）～（i）為高靜低動隔震系統(tǒng)滯回曲線與理論曲線的對比，在位移范圍-30～30 mm 之外，球鉸沒有運(yùn)動到負(fù)剛度作用部分，整體剛度比較高。當(dāng)位移在-30～30 mm 范圍內(nèi)，球鉸運(yùn)動到負(fù)剛度作用部分，隔震系統(tǒng)整體剛度下降。說明高靜低動隔震系統(tǒng)可提供穩(wěn)定的高靜態(tài)剛度和低動態(tài)剛度。

結(jié)合圖4 和表4 中工況1～3 可以看出當(dāng)加載速率為15 mm/min 時負(fù)剛度裝置靜平衡位置處的剛度比加載速率為60 mm/min 時的小24.3%。從工況4～6 可以看出加載速率不影響斜置橡膠支座靜平衡位置處的剛度。從工況7～9 可以看出當(dāng)加載速率為15 mm/min 時高靜低動隔震系統(tǒng)靜平衡位置處的剛度比加載速率為60 mm/min 時的??；說明加載速率大時高靜低動隔震系統(tǒng)靜平衡位置處的剛度大。

考慮到各裝置的制造和裝配誤差，試驗(yàn)結(jié)果與理論結(jié)果的差異是可以接受的。每種情況下得到的性能參數(shù)基本接近，證明各裝置的力學(xué)性能相對穩(wěn)定。

3 核電廠高靜低動三維隔震結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析

3.1 多質(zhì)點(diǎn)桿系模型簡介及分析工況

為了分析本文提出的高靜低動三維隔震系統(tǒng)對核電廠隔震結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響，本節(jié)對CAP1400型壓水堆核電機(jī)組隔震結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行動力分析。

核電廠結(jié)構(gòu)有特殊的抗震性能需求，與其配合使用的支座需具有較大的性能裕度。CAP1400 隔震結(jié)構(gòu)中隔震層布置在核島安全殼底板處，共使用了450 只隔震支座，支座設(shè)計(jì)面壓為4 MPa，選定支座型號為LRB1200，核電廠原結(jié)構(gòu)與隔震結(jié)構(gòu)的動力特性如表5 所示。

表5 核電廠原結(jié)構(gòu)與隔震結(jié)構(gòu)的動力特性Tab.5 Dynamic characteristics of the original structure and the isolation structure of the nuclear power plant

各支座參數(shù)如表6 所示。模型節(jié)點(diǎn)分為幾大區(qū)域，圖5（a）為核電廠關(guān)鍵區(qū)域分布圖，ASB 為輔助廠房和屏蔽廠房，SCV 為鋼安全殼，CIS 為安全殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)，RCL 為反應(yīng)堆冷卻劑回路。

表6 CAP1400 高靜低動隔震系統(tǒng)參數(shù)Tab.6 Parameters of CAP1400 HSLD isolation system

圖5 關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)分布和分析模型Fig.5 Key node distribution and analysis model

采用ANSYS 軟件建立核島結(jié)構(gòu)有限元分析模型如圖5（b）所示，核島上部結(jié)構(gòu)采用集中質(zhì)量桿系模型，主要采用3D 梁單元BEAM4 和質(zhì)量單元MASS21 模擬。

3.2 地震波選取原則

考慮到核電廠需要較高抗震性能要求和標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)需求［15］，本節(jié)提出了適用于核電廠抗震分析的地震波選取原則，具體如下：

（1）時程應(yīng)以國內(nèi)外代表性實(shí)測地震記錄為基準(zhǔn)，實(shí)測記錄應(yīng)從美國NGA 數(shù)據(jù)庫或其他國內(nèi)外強(qiáng)震記錄數(shù)據(jù)庫中選取，盡量選取具有代表性的大震記錄，且所選用的實(shí)測記錄應(yīng)與目標(biāo)譜具有基本相同的反應(yīng)譜特征。

（2）時程的三分量之間必須滿足統(tǒng)計(jì)獨(dú)立，即每組中任何兩向時程的相關(guān)系數(shù)的絕對值不超過0.16［16］。時程的總持時不小于20 s，強(qiáng)震持時不小于6 s，時步不大于0.01 s。對于非線性結(jié)構(gòu)分析，時程可通過調(diào)整實(shí)測強(qiáng)震記錄的幅值獲得，但不得改變原始實(shí)測強(qiáng)震記錄的相位。

（3）計(jì)算地震波時程在阻尼比5%的反應(yīng)譜時，所選用的頻率點(diǎn)在0.1～1 Hz，1～10 Hz，和10～100 Hz 三個區(qū)間內(nèi)均不少于100 點(diǎn)，且這些頻率點(diǎn)在0.1～50 Hz 的對數(shù)坐標(biāo)系內(nèi)呈均勻分布。在這些頻率點(diǎn)下，由時程求得的反應(yīng)譜值應(yīng)分別與目標(biāo)反應(yīng)譜值進(jìn)行對比。

（4）對于地震波時程在阻尼比5%時的反應(yīng)譜，（3）中頻率點(diǎn)下的譜值不得低于目標(biāo)反應(yīng)譜值超過10%。在特定頻率點(diǎn)附近不超過10%的頻率范圍內(nèi)，地震波反應(yīng)譜值允許低于目標(biāo)反應(yīng)譜，但低于目標(biāo)反應(yīng)譜的頻率點(diǎn)不得超過9 個。其在上述頻率點(diǎn)下的譜值不得超過目標(biāo)反應(yīng)譜值的1.3 倍，否則需檢驗(yàn)時程的平均功率譜密度（PSD）能否在頻率0.3～25 Hz 范圍內(nèi)包絡(luò)目標(biāo)功率譜密度的80%。

（5）對時程的速度積分和位移積分結(jié)果進(jìn)行評價，通過調(diào)整加速度時程的基線改善速度和位移時程的零線漂移現(xiàn)象，對于非線性分析，加速度時程的基線調(diào)整同樣不得改變實(shí)測記錄的相位譜。此外，時程的位移峰值滿足RG1.60 導(dǎo)則中1g峰值加速度對應(yīng)36 in 峰值位移的要求。

基于上述原則，通過對選取的實(shí)測地震波進(jìn)行頻域調(diào)幅且保留實(shí)測記錄的相位，本文根據(jù)RG1.60 水平和豎向規(guī)范反應(yīng)譜選取水平和豎向的地震動時程，分別為El Centro，Taft，New1 和New2。選取的 地震波時程平均反應(yīng)譜與規(guī)范反應(yīng)譜對比如圖6所示。

圖6 規(guī)范RG1.60 反應(yīng)譜與選出的地震波平均反應(yīng)譜對比Fig.6 Comparison between RG1.60 code response spectrum and average seismic wave response spectrum

3.3 靜載階段設(shè)計(jì)結(jié)果分析

僅有重力作用時，核電廠高靜低動三維隔震結(jié)構(gòu)的隔震層在靜載下產(chǎn)生豎向變形，隔震層的中心支座的豎向靜載變形位移為102.02 mm。

3.4 動載階段響應(yīng)結(jié)果分析

在關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)區(qū)域ASB，SCV，CIS 和RCL 各取一個節(jié)點(diǎn)進(jìn)行響應(yīng)結(jié)果分析。圖7 為四條地震波下不同峰值輸入時各區(qū)域關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)隔震與非隔震加速度響應(yīng)包絡(luò)值，圖中非隔震結(jié)果為實(shí)線，隔震結(jié)果為虛線。定義減震率為輸入加速度和響應(yīng)加速度的差值與輸入加速度的比，局部放大圖中的減震率α用灰實(shí)線表示?？梢钥闯鎏岢龅暮穗姀S高靜低動三維隔震系統(tǒng)與未隔震核電廠相比，水平和豎向加速度響應(yīng)均有明顯的降低。水平隔震結(jié)構(gòu)的減震率可達(dá)40%，豎向減震率可達(dá)50%。各區(qū)域的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)隔震后的加速度放大系數(shù)均小于1，0.9g輸入下豎向加速度控制在設(shè)計(jì)目標(biāo)內(nèi)。

圖7 四條地震波下不同峰值輸入時各區(qū)域關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)隔震與非隔震加速度響應(yīng)包絡(luò)值Fig.7 The envelope value of the isolated and non-isolated acceleration responses of key nodes in each region under four seismic waves with different peak input

圖8 為El Centro 波下上部結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)在地震波幅值0.6g作用時的三向隔震與非隔震反應(yīng)譜對比圖，從圖中可以看出在上部結(jié)構(gòu)周期為0.2～0.3 s 范圍內(nèi)三維隔震系統(tǒng)能有效降低設(shè)備三個方向的響應(yīng)，響應(yīng)大小均能達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo)。

圖8 0.6g El Centro 波輸入時上部結(jié)構(gòu)隔震與非隔震反應(yīng)譜對比Fig.8 Comparison of response spectrum between isolation and non-isolation of superstructure with 0.6g El Centro wave input

圖9 給出了El Centro 波下內(nèi)部設(shè)備節(jié)點(diǎn)在幅值0.6g的El Centro 地震波作用時的三向隔震與非隔震反應(yīng)譜對比圖，從圖中可以看出在設(shè)備自振周期0.1 s 左右范圍內(nèi)三維隔震系統(tǒng)能有效降低設(shè)備三個方向的響應(yīng)大小，并且隨著輸入地震動的增大減震效果越好。高靜低動三維隔震系統(tǒng)能夠在三個方向上有效隔離地震作用，降低結(jié)構(gòu)重要節(jié)點(diǎn)以及設(shè)備重要節(jié)點(diǎn)的加速度響應(yīng)。

圖9 0.6g El Centro 波輸入時內(nèi)部設(shè)備隔震與非隔震反應(yīng)譜對比Fig.9 Comparison of response spectrum between isolation and non-isolation of internal equipment with 0.6g El Centro wave input

圖10 為El Centro 波下不同地震峰值輸入時的中心支座滯回曲線，圖中可以看出水平Y(jié)向響應(yīng)較X向大，0.9g輸入時支座硬化效果明顯，滯回曲線形狀與預(yù)期一致。Z向正剛度承擔(dān)了大部分靜載，減小了斜置支座的剪切變形，在地震作用下，正負(fù)剛度同時作用，大大降低了動載時的豎向剛度。

圖10 El Centro 波下不同地震峰值輸入時的中心支座滯回曲線Fig.10 Hysteresis curves of central support with different El Centro wave seismic peak inputs

為進(jìn)一步說明高靜低動隔震系統(tǒng)的響應(yīng)優(yōu)勢，建立等效靜剛度模型作為對比，等效靜剛度模型與高靜低動隔震系統(tǒng)具有相同的靜載剛度，重力靜載作用下隔震層豎向變形一致。圖11 為El Centro 波下高靜低動隔震系統(tǒng)與等效靜剛度模型的中心支座滯回曲線對比，從圖中可以看出等效靜剛度模型由于剛度過大，產(chǎn)生的位移小于高靜低動隔震系統(tǒng)，滯回耗能能力偏弱，隔震層豎向軸力放大。高靜低動隔震系統(tǒng)既能夠?qū)崿F(xiàn)良好的豎向隔震效果，又能充分利用動位移進(jìn)行滯回耗能，高靜低動隔震系統(tǒng)可以選取合適靜載剛度，設(shè)計(jì)滿足工程需要的初始靜載位移，在不同的性能目標(biāo)要求下均可滿足結(jié)構(gòu)性能指標(biāo)

圖11 El Centro 波下高靜低動隔震系統(tǒng)與等效靜剛度模型的中心支座滯回曲線對比Fig.11 Comparison of hysteresis curves between high-static-low-dynamic isolation system and the equivalent static stiffness model with El Centro wave input

4 結(jié)論

本文提出了一種核電廠高靜低動三維隔震系統(tǒng)，并建立了該系統(tǒng)的理論模型。對其進(jìn)行了靜力試驗(yàn)和針對核電廠模型的數(shù)值模擬，從中得出：

（1）提出的核電廠高靜低動三維隔震系統(tǒng)主要由提供水平隔震的水平隔震單元和提供垂直隔震的高靜低動隔震系統(tǒng)組成。高靜低動隔震系統(tǒng)由提供正剛度的斜置橡膠支座和提供負(fù)剛度的負(fù)剛度裝置構(gòu)成。該系統(tǒng)的豎向理論模型說明其具有較高的靜剛度以提供靜載荷承載能力，具有較低的動剛度，可提供有效的隔震性能。

（2）通過靜力試驗(yàn)驗(yàn)證，斜置橡膠支座具有較好的承載力和較大剛度，負(fù)剛度裝置呈現(xiàn)明顯負(fù)剛度特性，高靜低動隔震剛度系統(tǒng)在動載階段滯回曲線飽滿，具有較小剛度特征。通過理論模型與試驗(yàn)結(jié)果的對比，表明所提出的高靜低動隔震支座理論模型能較好地反映該系統(tǒng)力學(xué)特性。

（3）通過對核電廠高靜低動三維隔震系統(tǒng)在地震下的響應(yīng)進(jìn)行分析，表明地震作用下，高靜低動三維隔震系統(tǒng)對核電廠上部結(jié)構(gòu)和內(nèi)部設(shè)備三向加速度均有良好的降低效果。該系統(tǒng)減震率可達(dá)40%以上，提高了核電廠結(jié)構(gòu)在三向地震作用下安全性。