趙守江，柏文，戴君武

(1.故宮博物院，北京，100009；2.中國地震局工程力學(xué)研究所 地震工程與工程振動重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱，150080；3.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)

近現(xiàn)代隔震技術(shù)作為結(jié)構(gòu)振動控制的有效方法，目前已廣泛應(yīng)用于工程實(shí)踐，其性能與效果也在多次地震災(zāi)害中得到了檢驗(yàn)[1-3]。與此同時，適用于浮放物體的隔震裝置在設(shè)計(jì)研發(fā)方面也取得了很大進(jìn)展[4-5]。尤其是近年來，國內(nèi)發(fā)生的多起強(qiáng)烈地震導(dǎo)致如醫(yī)療儀器、通信設(shè)備以及館藏文物等浮放物體的嚴(yán)重?fù)p壞[6-8]，從而引發(fā)了越來越多的關(guān)注與研究。這類隔震裝置多為被動式的機(jī)械系統(tǒng)，能夠利用自身的長周期特性來避開地震能量相對集中的頻段，并通過耗能機(jī)構(gòu)抑制位移響應(yīng)，從而大幅度降低振動的傳遞。與疊層橡膠支座的剪切變形不同[9]，其水平位移是通過內(nèi)部起支撐作用的運(yùn)動副利用自身相對移動來實(shí)現(xiàn)。鑒于浮放物體一般體型小、質(zhì)量輕，運(yùn)動副的可選型式多樣，因此適用的隔震裝置種類繁多且各具特點(diǎn)。

在已有的隔震裝置中，曲線軌道式是一種結(jié)構(gòu)簡單、經(jīng)濟(jì)性較強(qiáng)的水平隔震裝置[10-11]。它保留了摩擦擺支座的部分特性，具有對地震激勵頻率范圍的低敏感性和高穩(wěn)定性以及較好的自限位、復(fù)位功能，而且整體上更加輕便，構(gòu)造也更靈活。但目前仍存在一些問題：首先，相比于直線導(dǎo)軌式[12]的嵌入配合，曲線軌道與滾輪之間不能夠承受豎向拉力，如何提高裝置的整體性是設(shè)計(jì)的一個重點(diǎn)；其次，由于地震動傳播方向的任意性，正交布置的兩層軌道需進(jìn)行水平解耦，故常采用下凹式軌道面或帶有輪緣的滾輪來提供側(cè)向力避免脫軌。倘若設(shè)計(jì)方案不夠合理或加工、安裝精度不高，滾輪在運(yùn)動過程中會發(fā)生卡滯，影響裝置性能的穩(wěn)定。與此同時，由于構(gòu)造差異較大，應(yīng)用于浮放物體的隔震裝置在性能評估和試驗(yàn)方法方面還不夠完善。例如，現(xiàn)階段大多僅對裝置進(jìn)行地震模擬試驗(yàn)以測量它在某特定條件下的隔震效率，對其性能參數(shù)尤其是阻尼特征的描述較為模糊，對運(yùn)行的可靠性或穩(wěn)定性更是缺乏檢驗(yàn)。

由于隔震裝置原理成熟且相對簡單，穩(wěn)定可靠的構(gòu)造設(shè)計(jì)能夠有效地促進(jìn)其推廣應(yīng)用。為此，通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化，設(shè)計(jì)出一款基于新型抗側(cè)移組件的曲線軌道式隔震裝置。該裝置既具有整體性強(qiáng)，運(yùn)行穩(wěn)定可靠，加工與安裝難度低的優(yōu)勢，又可在此基礎(chǔ)上進(jìn)行結(jié)構(gòu)衍變來擴(kuò)展性能。本文首先介紹它的基本構(gòu)造和原理，對比理論與試驗(yàn)結(jié)果來驗(yàn)證模型的運(yùn)行質(zhì)量。然后以雨花閣樓面文物為對象進(jìn)行具體裝置設(shè)計(jì)，試驗(yàn)研究樣機(jī)的隔震效果，并探討建筑濾波效應(yīng)對該類隔震裝置設(shè)計(jì)的影響，旨在為浮放物體隔震裝置的研發(fā)和應(yīng)用提供借鑒。

1 曲線軌道式隔震裝置

1.1 基本構(gòu)造與原理

該類型隔震裝置一般由弧形軌道和裝有滾輪的滾動框互相配合而成[13]，如圖1所示。與直線導(dǎo)軌式不同，滾動框在軌道上的運(yùn)動軌跡是一條曲線。擺動周期由弧形軌道的曲率半徑確定，與上部質(zhì)量無關(guān)。當(dāng)滾動框在軌道上運(yùn)動時，重力會產(chǎn)生回復(fù)力，阻尼則由滾輪與輪軸接觸面間的摩擦或額外設(shè)置的耗能機(jī)構(gòu)提供。通過在垂直方向正交疊放兩套單向隔震裝置即可實(shí)現(xiàn)任意水平方向的隔震。

圖1 曲線軌道式基本結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Basic structure diagram of curved track type

針對現(xiàn)有隔震裝置存在的問題，設(shè)計(jì)出一套抗側(cè)移組件，如圖2所示。該組件包括直線導(dǎo)軌、滑塊、導(dǎo)向軸，升降座以及螺母。其中，導(dǎo)向軸的底部法蘭與滑塊固定連接，上部導(dǎo)軸與升降座的通孔配合；升降座可沿導(dǎo)軸上下移動，且受限于頂端螺母。圖3所示為一例加裝抗側(cè)移組件的單向水平隔震裝置[14]。具體地，直線導(dǎo)軌固定于裝有弧形軌道的底板上；升降座與滾動框?yàn)楣潭ㄟB接，通過升降座與導(dǎo)軸間的軸向移動來適應(yīng)滾動框在水平運(yùn)動過程中的高度變化；導(dǎo)軸頂端的螺母將滾動框與底板連成一整體，防止其脫離。

圖2 抗側(cè)移組件設(shè)計(jì)Fig.2 Design of anti-lateral movement component

圖3 單向曲線軌道式設(shè)計(jì)Fig.3 Design of unidirectional curved track type

優(yōu)選的滾動直線導(dǎo)軌副為標(biāo)準(zhǔn)件，技術(shù)成熟，價(jià)格低廉。由于滑塊與直線導(dǎo)軌間為嵌入式配合，滑塊可同時承受上下左右方向的負(fù)荷及彎矩[15]，所以抗側(cè)移組件既能夠?yàn)闈L動框提供可靠的側(cè)向支撐，又能避免其脫離傾覆，兼具了導(dǎo)向和抗拉功能，提高了隔震裝置的穩(wěn)定性和整體性。而且滾動直線導(dǎo)軌副所產(chǎn)生的附加摩擦力(由自身阻力和側(cè)向力產(chǎn)生)相對極小，對滾動框的運(yùn)動影響可以忽略；舍棄了輪緣構(gòu)造的滾輪僅起支撐作用，功能簡化，大大降低了裝置的加工和組裝難度。

通常曲線軌道式可以藉由輪軸間的摩擦耗能，利用兩者的直徑比或材質(zhì)來調(diào)整阻尼參數(shù)。這種耗能方式構(gòu)造簡單，動力特性與上部的質(zhì)量無關(guān)。若為了應(yīng)對多水準(zhǔn)地震作用的考驗(yàn)，提高自適應(yīng)性，在此基礎(chǔ)上裝置也可進(jìn)行結(jié)構(gòu)衍變。例如，抗側(cè)移組件中滑塊與升降座之間添加波簧或碟簧，使滑塊也能分擔(dān)一定的荷載。由于滾動直線導(dǎo)軌副的摩擦因數(shù)極小，因此，拉低了裝置初始的整體摩擦因數(shù)，更易于裝置啟動；隨著升降座在水平移動過程中高度的增加，滑塊分擔(dān)的荷載減少，整體摩擦因數(shù)增大，有利于抑制位移響應(yīng)。另外，滾輪也可直接采用滾動軸承，通過增設(shè)獨(dú)立的阻尼機(jī)構(gòu)來輔助耗能。

1.2 運(yùn)動方程

除不用考慮水平向耦合效應(yīng)外，曲線軌道式隔震裝置(不包括衍生型)與傳統(tǒng)摩擦擺的力學(xué)模型基本一致。根據(jù)已有的研究成果[16]，曲線軌道式的力學(xué)模型可為線彈性彈簧與摩擦阻尼器的結(jié)合。在水平地震動激勵下，其運(yùn)動方程為

式中：m為滾輪所支撐的質(zhì)量；u為相對位移；R為軌道的曲率半徑；mg/R為隔震裝置的剛度；sgn(?)為符號函數(shù)；為地震動加速度；Fd為隔震裝置的綜合摩擦力，具體為

式中：μ為滾輪的摩擦因數(shù)；f為抗側(cè)移組件的摩擦阻力。一般而言，滾動直線導(dǎo)軌副的摩擦因數(shù)約為0.004，在采取措施降低滑塊的預(yù)壓力和刮油片阻力后，抗側(cè)移組件的摩擦阻力f相對較小可忽略不計(jì)。此時裝置的響應(yīng)加速度a簡化為

2 裝置性能試驗(yàn)

根據(jù)式(1)和式(2)可知，曲線軌道式的動力特性與上部質(zhì)量無關(guān)，理論上通過調(diào)整軌道曲率半徑和摩擦因數(shù)即可改變隔震裝置的剛度和阻尼特性，滿足特定的隔震需求。因此，針對上述設(shè)計(jì)方案的性能試驗(yàn)，其目的更側(cè)重于檢測試驗(yàn)裝置的運(yùn)行質(zhì)量，驗(yàn)證各零部件尤其是抗側(cè)移組件能否發(fā)揮預(yù)期功能。

2.1 模型與方法

鑒于方案模型的性能檢驗(yàn)不受外形尺寸的影響，本著便于安裝和節(jié)約材料的原則，設(shè)計(jì)制作了一款單向水平隔震試驗(yàn)?zāi)Ｐ停鐖D4所示。其弧形軌道為不銹鋼材質(zhì)，寬度為8 mm，曲率半徑為2 m，擺動周期為2.84 s，極限位移為±100 mm。滾輪外徑為19 mm，外圈為不銹鋼材質(zhì)，內(nèi)嵌石墨銅套。輪軸為不銹鋼材質(zhì)(未拋光)，直徑為6 mm。抗側(cè)移組件中滾動直線導(dǎo)軌副為MGN9C型滑塊及配套導(dǎo)軌，每根導(dǎo)軌上配2個滑塊。模型底板為鋁材，中部設(shè)置限位塊。滾動框以及載物架也均為鋁材。滾輪所支撐的總質(zhì)量為5.1 kg。

圖4 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图安贾肍ig.4 Test model and setup

試驗(yàn)采用一套單向水平地震模擬振動臺。臺面長×寬為0.6 m×0.6 m，行程為±150 mm，最高速度為0.85 m/s。選用松下HG-C1400型激光位移傳感器進(jìn)行位移測量，測量中心距離和測量范圍為(400±200) mm，精度分別為300 μm(測距200～400 mm)和800 μm(測距400～600 mm)。加速度傳感器為941B型低頻拾振器，靈敏度為0.3 V·s2/m。其他輔助試驗(yàn)設(shè)備還包括微型S型拉力傳感器及變送器等。

試驗(yàn)前先測量滾輪在2條平直軌道上運(yùn)動時的摩擦因數(shù)；然后將試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷牡装骞潭ㄓ谡駝优_面上，軌道方向與振動臺運(yùn)動方向成45°角；配重固定于載物架頂部；振動臺和試驗(yàn)?zāi)Ｐ头謩e布置一個加速度傳感器，與模型軌道方向保持一致。試驗(yàn)除采用振幅為5 cm，頻率為1 Hz的正弦波激勵外，還進(jìn)一步利用地震波輸入來檢驗(yàn)?zāi)Ｐ偷倪\(yùn)行情況，得到響應(yīng)時程曲線，并與理論分析結(jié)果進(jìn)行對比。所選地震波為1994年Northridge地震CDMG24278臺站的090分量，峰值加速度為0.568g。

2.2 結(jié)果分析

圖5所示為正弦波作用下試驗(yàn)和理論分析所得模型的相對位移時程曲線。其中，對試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬時，采用實(shí)測的振動臺面加速度作為輸入激勵，并假定動靜摩擦因數(shù)一致。經(jīng)測量，當(dāng)滾輪支撐的總質(zhì)量為5.1 kg、移動速度為20 mm/s時，滾輪摩擦因數(shù)約為0.06。

圖5 正弦波作用下模型的相對位移時程曲線對比Fig.5 Comparison of relative displacement time-history curves of model under sine wave

由圖5可知：試驗(yàn)?zāi)Ｐ统鯐r保持靜止，在激勵輸入后能夠快速地進(jìn)入穩(wěn)態(tài)振動。穩(wěn)態(tài)反應(yīng)下的位移響應(yīng)曲線光滑且無毛刺和突變，頻率與振幅基本保持恒定。理論分析與試驗(yàn)所得時程曲線吻合良好，進(jìn)一步驗(yàn)證了裝置運(yùn)行的可靠性與準(zhǔn)確性。

圖6所示為試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮贜orthridge地震波作用下的振動響應(yīng)結(jié)果。由于地震波的特性更加復(fù)雜，單純試驗(yàn)雖可評估模型的隔震性能，但無法判斷其運(yùn)行狀況，因此必須借助理論計(jì)算對比分析，通過結(jié)果的吻合程度驗(yàn)證試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷倪\(yùn)行質(zhì)量以及數(shù)值模型的準(zhǔn)確度。此處采用曲線擬合優(yōu)度指標(biāo)RNL來衡量圖中曲線的吻合程度[17]，其計(jì)算公式如下：

圖6 地震波作用下模型的動態(tài)響應(yīng)時程曲線對比Fig.6 Comparison of dynamic response time-history curves of model under seismic wave

式中：為試驗(yàn)數(shù)據(jù)；yi為理論數(shù)據(jù)。RNL愈接近于1，表示兩者的吻合性愈好。該指標(biāo)將殘差平方和與相對誤差有機(jī)結(jié)合在一起，幾何意義清晰且計(jì)算簡單。截取試驗(yàn)?zāi)Ｐ晚憫?yīng)較劇烈的6～15 s時間段進(jìn)行分析，并與峰值比ρpeak比較，如表1所示。

表1 吻合度指標(biāo)RNL與ρpeakTable 1 Indices of agreement RNL and ρpeak

由表1可知：采用地震波輸入時，理論分析與試驗(yàn)數(shù)據(jù)雖略有差別但整體上較為吻合，其中相對位移吻合程度要優(yōu)于加速度吻合程度。相較于單一的峰值比，采用時程曲線對比顯然更能全面表現(xiàn)理論與試驗(yàn)的吻合程度。從圖6可以看出：試驗(yàn)與分析所得曲線不僅在趨勢上大致相符，而且各峰值吻合度較高。以上結(jié)果表明：即便在復(fù)雜激勵下，試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭械目箓?cè)移組件依然能夠提供可靠的側(cè)向支撐且未產(chǎn)生負(fù)面作用；隔震裝置設(shè)計(jì)方案合理，質(zhì)量穩(wěn)定可靠。

需要說明的是，試驗(yàn)中振動臺輸入激勵與模型的運(yùn)動軌道成45°夾角，因此它的一個激勵分量與模型水平運(yùn)動方向相同，促其運(yùn)動，另一分量與運(yùn)動方向垂直，使之產(chǎn)生側(cè)向慣性力。而上述理論分析均未考慮式(2)中抗側(cè)移組件的摩擦阻力f，即忽略了側(cè)向慣性力所產(chǎn)生的影響。試驗(yàn)與理論結(jié)果對比差異不明顯，因此，抗側(cè)移組件充分發(fā)揮了解耦作用，在分析中僅需考慮運(yùn)動方向上的激勵即可。若正交疊放兩層單向隔震裝置形成一套完整的水平隔震系統(tǒng)，忽略兩層間的耦合效應(yīng)是切實(shí)可行的。

3 應(yīng)用研究

以故宮雨花閣整體防震保護(hù)為背景，參考文獻(xiàn)[18]中相關(guān)研究，嘗試對樓內(nèi)器物進(jìn)行隔震裝置設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究。由于地震波經(jīng)建筑的濾波和放大后，在各層樓面會形成新的絕對加速度時程曲線，簡稱樓面波，因此選取最不利的頂層樓面進(jìn)行分析，將樓面波作為輸入波。其中，浮放文物和隔震裝置的質(zhì)量與建筑自身相比均可忽略不計(jì)，因此，無需與建筑結(jié)構(gòu)組成復(fù)合體系進(jìn)行動力分析。

3.1 雙層同向曲線軌道式設(shè)計(jì)

為兼顧陳列文物的展示效果，隔震裝置體積不易過大，因此，弧形軌道的長度受到了限制。借鑒雙凹摩擦擺的構(gòu)造特點(diǎn)[19]，在同一輪軸上設(shè)置內(nèi)外滾輪，分別對應(yīng)上下層弧形軌道，形成了雙層同向曲線軌道式構(gòu)造，如圖7所示。在相同平面尺寸的前提下，該構(gòu)造能夠獲得更大的位移容量和更低的裝置高度。經(jīng)受力分析可知，若忽略自重，除輪軸外，滾動框承受的剪力為零；同軸的兩滾輪間距小，框架所受的彎矩也很低。因此該構(gòu)造能夠極大地縮減構(gòu)件截面尺寸，并降低框架的加工與裝配難度。

圖7 雙層同向曲線軌道式設(shè)計(jì)Fig.7 Design of double-layer codirectional curved track type

依據(jù)該構(gòu)造，在圖4所示方案模型的基礎(chǔ)上，組裝出一套完整的曲線軌道式隔震裝置樣機(jī)(未含外罩)，如圖8所示。它是由2套雙層同向曲線軌道式正交疊放而成。其長×寬×高為400 mm×400 mm×71 mm，質(zhì)量為4.1 kg，極限位移為±200 mm。零部件的材質(zhì)、規(guī)格或加工質(zhì)量等均與方案模型保持一致。由式(3)可知：在極限位移范圍內(nèi)，樣機(jī)的加速度響應(yīng)峰值不超過0.16g。

圖8 隔震裝置樣機(jī)Fig.8 Prototype of isolation device

3.2 振動臺試驗(yàn)

根據(jù)文獻(xiàn)[18]可知，雨花閣南北向一階固有頻率為1.45 Hz。當(dāng)分別輸入峰值加速度(PGA)為0.2g的El Centro波、Taft波和Ninghe波后，頂層樓面波的峰值加速度分別擴(kuò)大到0.54g、0.67g和0.41g，其頻譜特征也發(fā)生較大改變。圖9所示為頂層樓面波與相應(yīng)地面輸入波的傅里葉譜對比。

圖9 輸入波和頂層樓面波的傅里葉譜圖Fig.9 Fourier spectra of input and top floor waves

由圖9可知：雨花閣本體結(jié)構(gòu)不僅能夠增強(qiáng)與自身頻率相近區(qū)段的振動能量，還起到了類似低通濾波的效果，即它可通過并輕微放大輸入波低頻段的振動能量，同時削弱其高頻成分。樓面波因此既反映了建筑結(jié)構(gòu)的性質(zhì)，又夾帶著地震激勵特性。

隔震裝置樣機(jī)固定于振動臺面，底層軌道與振動臺的運(yùn)動方向保持一致。樣機(jī)頂板總質(zhì)量為2.2 kg。試驗(yàn)時分別輸入3條頂層樓面波，結(jié)果如表2所示。由表2可知：在El Centro和Taft樓面波作用下，隔震裝置的位移響應(yīng)均在允許范圍內(nèi)，減震效率分別為77%和82%。但在Ninghe樓面波作用下，裝置的位移響應(yīng)將超出極限位移，滾動框與限位塊發(fā)生了碰撞，加速度響應(yīng)峰值極大，后期應(yīng)用時須采取措施如增加裝置的阻尼耗能或軌道長度。上述現(xiàn)象的原因主要是隔震裝置的響應(yīng)對輸入波中的低頻成分更敏感。雖然El Centro波和Taft波的卓越頻率與建筑頻率接近，它們樓面波的加速度增幅較大，但Ninghe波的低頻成分更豐富，對隔震裝置的振動影響更顯著。

表2 樓面波作用下樣機(jī)的峰值響應(yīng)Table 2 Peak response of prototype under floor waves

同時還發(fā)現(xiàn)，相同條件下對樣機(jī)進(jìn)行多次測試，其振動響應(yīng)結(jié)果存在些許差異。這里僅列出樣機(jī)頂板和滾動框在El Centro樓面波作用的振動響應(yīng)結(jié)果，如圖10和圖11所示。由圖10可知：在兩次El Centro樓面波作用下，樣機(jī)頂板的加速度響應(yīng)曲線吻合良好；相對位移響應(yīng)曲線整體趨勢保持一致，多數(shù)峰值大體相等，局部差值較大。圖11所示的中間滾動框的兩次相對位移響應(yīng)結(jié)果卻差異顯著，在多個相同的時間段內(nèi)，滾動框或運(yùn)動或靜止，其狀態(tài)存在不確定性，進(jìn)而對頂板響應(yīng)產(chǎn)生些許影響。分析其原因可能為：雙層同向曲線軌道式為雙自由度體系，非線性動力響應(yīng)受性能參數(shù)和初始狀態(tài)影響大；且輪軸與滾輪之間實(shí)質(zhì)為滑動摩擦，不僅動、靜摩擦因數(shù)略有差異，隨動性差，還受到加工和裝配精度的影響，滾輪與上下軌道間的協(xié)同性不夠理想。工程中隔震裝置若采用多重摩擦擺構(gòu)造樣式，其性能的可靠性與穩(wěn)定性應(yīng)予以重視。

圖10 El Centro樓面波作用下樣機(jī)頂板響應(yīng)時程曲線Fig.10 Dynamic response time-history curves of prototype roof under El Centro floor wave

圖11 El Centro樓面波作用下滾動框相對位移時程曲線Fig.11 Relative displacement time-history curves of rolling frame under El Centro floor wave

3.3 濾波效應(yīng)對隔震裝置的影響

如前文所述，普通非隔震建筑對地面輸入的原始波有放大和濾波效應(yīng)[20-21]，進(jìn)而影響到樓面上隔震裝置的分析和設(shè)計(jì)。但是或因體型復(fù)雜，或因工作量較大，有時建筑的樓面波難以獲取。若借鑒現(xiàn)有的研究成果[22-23]，根據(jù)樓面加速度放大系數(shù)，直接采用調(diào)幅后的原始波作為裝置設(shè)計(jì)條件顯然更加便捷。因此，為研究濾波效應(yīng)的影響，針對式(1)所示的單自由度曲線軌道式隔震體系，擺動周期摩擦因數(shù)取0.06，不考慮其他附加摩擦力，采用上述3條樓面波以及調(diào)幅后的原始地震波進(jìn)行反應(yīng)譜分析，結(jié)果如圖12所示。

圖12 相同峰值加速度的原始波和樓面波作用下曲線軌道式的反應(yīng)譜Fig.12 Response spectra of curved track type under original and floor waves with the same peak acceleration

由圖12可知：在周期0～1 s段，原始波和樓面波所引起的隔震裝置加速度反應(yīng)譜以及位移反應(yīng)譜均差異明顯，尤其是在擺動周期與樓面波的卓越周期(0.69 s)相近時，裝置的振動響應(yīng)十分劇烈。隨著隔震裝置周期增大，在原始波或樓面波作用下其反應(yīng)譜曲線逐漸平緩。周期1～2 s段大致屬于過渡段，無論是加速度反應(yīng)譜還是位移反應(yīng)譜，波動開始趨于穩(wěn)定。在周期2～4 s區(qū)段，譜曲線的波形單調(diào)且變化幅度更小，其中隔震裝置在原始波作用下的振動響應(yīng)均大于在樓面波作用下的響應(yīng)，且兩者的差距隨周期增大而逐漸縮小甚至曲線發(fā)生重合。鑒于隔震裝置的周期大多位于該區(qū)段，遠(yuǎn)離建筑的自振周期，因此，在建筑樓面波不易獲取的情況下，作為一種簡化方法，選用調(diào)幅后的原始波進(jìn)行隔震裝置設(shè)計(jì)是可行的且偏于安全。

4 結(jié)論

1) 優(yōu)化后的曲線軌道式隔震裝置包含底板、弧形軌道、滾動框(含滾輪)以及抗側(cè)移組件等基本組件。它具有整體性強(qiáng)、運(yùn)行質(zhì)量高以及結(jié)構(gòu)可擴(kuò)展等優(yōu)勢。零部件結(jié)構(gòu)簡單，功能清晰，降低了制造難度。

2) 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷母鞑考軌虬l(fā)揮預(yù)期功能，理論分析與試驗(yàn)所得結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了設(shè)計(jì)方案的合理性。其中抗側(cè)移組件依靠優(yōu)良的水平解耦能力，極大提高了模型的穩(wěn)定性和可靠性。

3) 在此基礎(chǔ)上，結(jié)合案例所設(shè)計(jì)的樣機(jī)不僅高度低、位移大且傳力路徑更簡潔合理。但是樣機(jī)為非線性雙自由度體系，重復(fù)試驗(yàn)的響應(yīng)結(jié)果存在差異。在工程應(yīng)用中，對這種類似雙凹摩擦擺構(gòu)造的隔震裝置，須關(guān)注其性能是否穩(wěn)定可靠，并努力提高加工和裝配精度。

4) 若隔震裝置周期遠(yuǎn)離建筑結(jié)構(gòu)的自振周期，建筑的濾波效應(yīng)對其設(shè)計(jì)影響并不顯著。此時，依據(jù)樓面加速度放大系數(shù)，選用調(diào)幅后的原始波作為隔震裝置設(shè)計(jì)依據(jù)是可行的且偏于安全。