樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用下新型抗拔摩擦擺支座對單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響

劉毅，薛素鐸，潘克君，李雄彥

(1. 北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京，100124；2. 中車建設(shè)工程有限公司，北京，100078 3. 北京市弘都城市規(guī)劃建筑設(shè)計院，北京，100045)

樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用下新型抗拔摩擦擺支座對單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響

劉毅1,2，薛素鐸1，潘克君3，李雄彥1

(1. 北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京，100124；2. 中車建設(shè)工程有限公司，北京，100078 3. 北京市弘都城市規(guī)劃建筑設(shè)計院，北京，100045)

基于設(shè)計提出的銅基面抗拔摩擦擺支座(FPB)試驗研究和數(shù)值模擬，將銅基面抗拔摩擦擺支座以雙線性模型簡化，并結(jié)合樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用(PSSI)、黏彈性人工邊界相關(guān)理論，采用整體有限元法建立樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用的隔震(PSSII) 單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)模型，研究樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用下銅基面抗拔摩擦擺支座對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響及地震波輸入的空間效應(yīng)問題。研究結(jié)果表明：銅基面抗拔摩擦擺支座使樁?土?結(jié)構(gòu)作用下的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的節(jié)點加速度峰值衰減50%～60%，網(wǎng)殼桿件的內(nèi)力衰減50%～80%，地震波頻譜特性對抗拔摩擦擺支座的隔震效應(yīng)有著不可忽略的影響；PSSII體系網(wǎng)殼節(jié)點加速度最大值未必在地震波垂直入射時最大，入射角度45°～60°是一重要的考慮區(qū)間；當(dāng)?shù)卣鸩ㄈ肷浣嵌葹?5°～80°時，在進行抗震計算時可按國家標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定進行地震波輸入，當(dāng)不在此范圍時，不宜按照規(guī)范規(guī)定進行地震波輸入，應(yīng)考慮地震波的空間效應(yīng)。

單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)；樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用；豎向抗拔摩擦擺支座；地震響應(yīng)；入射角度

大跨空間結(jié)構(gòu)具有自重輕、柔性大、阻尼小的特點，對地震荷載較敏感[1]，地震荷載是評價大跨空間結(jié)構(gòu)安全性的重要指標(biāo)。傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計方法主要依靠增加結(jié)構(gòu)或構(gòu)件自身的強度、延性、耗能能力來抗震，該方法容許很大的地震能量從地面?zhèn)鬟f給結(jié)構(gòu)，可確保結(jié)構(gòu)的整體性和防止結(jié)構(gòu)倒塌的發(fā)生，但易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損傷。隨著大跨空間結(jié)構(gòu)廣泛用于大型體育場館、會展中心、機場機庫、大型娛樂場所等公共建筑，其跨度越來越大，且結(jié)構(gòu)形式不斷創(chuàng)新，傳統(tǒng)的抗震設(shè)計方法越來越難以滿足結(jié)構(gòu)的安全性和適用性要求。于是部分學(xué)者開始研究新抗震技術(shù)，主要包括被動控制技術(shù)、主動控制技術(shù)、半主動控制技術(shù)及混合控制技術(shù)[2]。被動控制技術(shù)具有無需外部能量供給、工作條件要求較低、工作性能穩(wěn)定性易保證等優(yōu)點，在實際工程中得到了廣泛的研究和應(yīng)用[3]。隔震技術(shù)是被動控制技術(shù)中的一種控制機理，通過在上部結(jié)構(gòu)與下部支承結(jié)構(gòu)或基礎(chǔ)之間設(shè)隔震消能裝置，減小地震能量向上部的傳輸，從而達到減小上部結(jié)構(gòu)振動的目的，發(fā)展的較早且成熟，在工程中應(yīng)用廣泛。肖建春等[4]提出了預(yù)應(yīng)力網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中加勁板式橡膠支座的計算模型及設(shè)計方法，可充分利用預(yù)應(yīng)力，有效地將網(wǎng)殼與支承結(jié)構(gòu)連成整體。施衛(wèi)星等[5]在上海國際賽車場新聞中心屋蓋結(jié)構(gòu)采用復(fù)合隔震支座實現(xiàn)高位隔震，通過利用滑動摩擦耗能及橡膠支座提供的側(cè)移剛度限制支座發(fā)生過大的水平變形，降低了結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)。徐慶陽等[6]通過建立柱與網(wǎng)架屋蓋相互作用的整體模型，研究了在柱頂設(shè)置鉛芯橡膠支座和滑移支座隔震裝置對網(wǎng)架結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。陸偉東等[7]對昆明新國際機場航站樓進行了1/60縮尺的振動臺試驗，試驗通過在基礎(chǔ)部位設(shè)置鉛芯橡膠支座，研究了在隔震工況下機場航站樓地震響應(yīng)與不考慮隔震工況下響應(yīng)的差異。朱忠義等[8]結(jié)合深圳機場T3航站樓屋頂，采用整體隔震模型，研究了普通疊層橡膠墊、鉛芯橡膠墊對T3航站樓結(jié)構(gòu)減震耗能作用。李雄彥等[9]基于網(wǎng)架大跨維修機庫，開發(fā)了相應(yīng)的復(fù)合摩擦隔震支座，并根據(jù)試驗結(jié)果提出相應(yīng)的計算理論模型?，F(xiàn)階段對于大跨隔震技術(shù)的研究集中于上部屋蓋結(jié)構(gòu)或屋蓋結(jié)構(gòu)與支承體系的整體結(jié)構(gòu)，對同時考慮土?結(jié)構(gòu)相互作用和隔震耦合條件下大跨空間結(jié)構(gòu)動力性能的研究未見相關(guān)報道。因此，從建立土?結(jié)構(gòu)相互作用和隔震相耦合模型出發(fā)，研究大跨空間結(jié)構(gòu)的抗震性能具有重要意義。本文作者基于設(shè)計提出的銅基面抗拔摩擦擺支座、樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用、黏彈性人工邊界等相關(guān)理論，結(jié)合試驗和數(shù)值模擬結(jié)果將銅基面抗拔摩擦擺支座以雙線性模型簡化，并獲得新型抗拔摩擦擺支座的摩擦因數(shù)。采用整體有限元法建立樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用的隔震(PSSII)單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)模型，同時建立樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用(PSSI)單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)模型，研究樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用下銅基面抗拔摩擦擺支座對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，同時研究地震波輸入的空間效應(yīng)問題，分析在Northridge波和Kobe波作用下PSSII體系中網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)桿件內(nèi)力、節(jié)點位移、加速度響應(yīng)。

1　銅基面抗拔摩擦擺支座

1.1支座構(gòu)造

銅基面抗拔摩擦擺支座由下底座、中間滑塊、抗拔擋板、擋塊、上部蓋板等部分構(gòu)成，如圖1所示?；蹆?nèi)滑動面上附有自主研發(fā)的新型青銅基復(fù)合減摩材料，該材料具有摩擦因數(shù)小、承載力高的特點，滑塊下表面為拋光不銹鋼板，采用鍍鉻處理，以減小滑動面間的摩擦因數(shù)?；瑝K上球面和擋塊下球面間的相對轉(zhuǎn)動提供支座的轉(zhuǎn)動能力，滑塊在滑槽中的滑動產(chǎn)生水平位移，擋塊和抗拔擋板之間的接觸實現(xiàn)抗拔。

圖1　支座示意圖Fig. 1 Schematic diagram of bearing

1.2支座試驗及有限元模擬

試驗?zāi)Ｐ蜑镕PB3000型豎向抗拔摩擦擺支座，支座豎向設(shè)計承載力為3 MN，抗拔承載力為600 kN，設(shè)計轉(zhuǎn)角為0.06 rad，徑向允許位移為70 mm，采用鑄鋼ZG275?485H及Q235制造，材料本構(gòu)關(guān)系選用彈塑性模型，鋼材的彈性模量為2.1×1011Pa，泊松比為0.3，設(shè)計強度為210 MPa，屈服強度為235 MPa，極限強度為425 MPa，摩擦材料為銅基復(fù)合材料。

試驗主要測試FPB3000型豎向抗拔摩擦擺支座的滯回性能及摩擦因數(shù)，豎向加載為1，2和3 MN；水平向采用位移控制，采用正弦位移曲線，控制幅值(±Am)為±70 mm，加載頻率分別為0.05 Hz與0.10 Hz；試驗加載方案如表1所示，對FPB3000進行有限元模擬，與試驗數(shù)據(jù)進行對比，三維數(shù)值有限元模型，如圖2所示。

表1　滯回性能試驗加載方案Table 1 Experimental loading scheme of hysteretic property

圖2　有限元模型Fig. 2 Finite element model

圖3所示為FPB3000水平力數(shù)值模擬和試驗的滯回曲線對比圖，表2所示為數(shù)值模擬與試驗曲線在控制幅值為?Am/2，0和Am/2的水平力差值。由圖3和表2可看出：試驗所得水平力與數(shù)值模擬值吻合較好?？紤]到試驗設(shè)備系統(tǒng)誤差、數(shù)據(jù)采集誤差、加工誤差等不確定因素的影響，可認為該支座的三維數(shù)值模擬是合理的且具有較好的精度。表3所示為不同工況下支座的摩擦因數(shù)，摩擦因數(shù)的平均范圍為0.096～0.107。

表2　水平力差值Table 2 Horizontal difference value　kN

圖3　模擬與試驗滯回曲線對比Fig. 3 Hysteretic loops comparisons between simulation and experiment

表3　不同工況下摩擦因數(shù)Table 3 Friction coefficient under various conditions

2　樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用

用有限元法對無限域或半無限域進行動力分析時，為精確反映結(jié)構(gòu)與地基土的動力相互作用，通常的作法是人為截取一定的地基土域，并在土域的邊界設(shè)置人工邊界模擬近場能量向無限域的散射。在近場波動有限元分析中，人工邊界面l結(jié)點i方向的集中質(zhì)量有限元總波場運動方程[10]為

式中：ml為結(jié)點l的集中質(zhì)量；klikj和clikj分別為結(jié)點k方向j對于結(jié)點l方向i的剛度和阻尼系數(shù)；ukj和分別為結(jié)點k方向j的位移和速度；為結(jié)點l方向i的加速度；fli為在結(jié)點l方向i處無限遠場對有限近場的作用應(yīng)力；Al為人工邊界面上結(jié)點l的影響面積。對于三維問題，n=3，即下標(biāo)i和j為1, 2, 3，分別對應(yīng)直角坐標(biāo)x, y, z。將人工邊界處的總波場分解為內(nèi)行場(上標(biāo)R表示)和外行場(上標(biāo)S表示)。內(nèi)行場是指就人工邊界的局部而言從無限域通過人工邊界進入有限域的波場，而外行場是指從有限域通過人工邊界進入無限域的波場。人工邊界結(jié)點l方向i的總位移uli和作用應(yīng)力fli可分別寫為：

外行場采用黏彈性人工邊界條件模擬，人工邊界結(jié)點l方向i的應(yīng)力?運動關(guān)系可以寫為

式中：uli為結(jié)點l方向i處位移；分別為內(nèi)行場、外行場在結(jié)點l方向i處產(chǎn)生的位移；分別為內(nèi)行場、外行場在結(jié)點l方向i處產(chǎn)生的作用應(yīng)力；Kli和Cli分別為結(jié)點l方向i的彈簧剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)，參照表4進行選取。表4中：E為地基的彈性模量；λ和G為拉梅常數(shù)；ν為土體的泊松比；ρ為地基的質(zhì)量密度；R為結(jié)構(gòu)的幾何中心到人工邊界的距離；A和B為量綱一的常數(shù)，依次推薦取為0.8和1.1； cp和cs為地基的縱波和橫波波速。

表4　三維黏彈性邊界彈簧剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)Table 4 Spring stiffness and damping coefficient of three dimensional viscoelastic boundary

由式(1)～(4)整理可得

式中：δij=1(i =j時)；δij=0(i ≠j時)。

式(5)為考慮無限域輻射阻尼和地震波輸入條件下人工邊界結(jié)點的集中質(zhì)量有限元運動方程。其中，式(5)左邊增加的2項為模擬波場向無限域輻射而施加的黏彈性人工邊界條件，其物理角度相當(dāng)于在結(jié)點l方向i施加1個另一端固定的并聯(lián)彈簧?阻尼器單元，如圖4所示，其中KBT和CBT為切向彈簧剛度和阻尼系數(shù)，KBN和CBN為法向彈簧剛度和阻尼系數(shù)。

式(5)右邊表示地震荷載，即通過入射波得到的人工邊界結(jié)點l方向i處的內(nèi)行場所對應(yīng)的等效荷載，其中前2項表示產(chǎn)生內(nèi)行場反應(yīng)所需抵抗人工邊界物理元件的結(jié)點力，第3項表示產(chǎn)生內(nèi)行場反應(yīng)所需抵抗近場介質(zhì)的結(jié)點力。地震動輸入時，通過地表加速度時程進行積分反演，求出內(nèi)行場位移時程和速度時程，確定人工邊界表面應(yīng)力時程，通過編寫程序即可實現(xiàn)黏彈性邊界的地震動輸入。圖5所示為相應(yīng)的運行程序流程，計算程序的合理性與正確性已在文獻[14]進行了詳細論證。

圖4　三維黏彈性人工邊界條件Fig. 4 Three-dimensional viscoelastic artificial boundary

圖5　黏彈性邊界程序流程圖Fig. 5 Program flow chart of viscoelastic boundary

3　樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用隔震網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)

3.1結(jié)構(gòu)模型

根據(jù)文獻建立樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用下的3向單層網(wǎng)格柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)[15]，網(wǎng)殼跨度為20 m，長度為30 m，矢跨比為1/5，屋面恒載為0.5 kN/m2，網(wǎng)殼斜桿外徑×壁厚為165 mm×5 mm，其他桿外徑×壁厚為102 mm×4 mm；柱網(wǎng)為20 m×10 m，柱高為6 m，鋼柱外徑×壁厚為600×40 mm；鋼材選用Q235，密度為7 800 kg/m3，泊松系數(shù)為0.3，彈性模量為2.06×1011Pa?；A(chǔ)采用承臺全樁基礎(chǔ)，承臺斷面長×寬為4 m×4 m，承臺厚度為1 m，全樁長為16 m，采用2×2根長度為15 m的鉆孔灌注樁，混凝土采用C30；采用Mohr?Coulomb條件作為土體的本構(gòu)計算模型，彈性模量E=250 MPa，泊松系數(shù)取為0.3，阻尼比取為0.10，密度為2 000 kg/m3，黏聚力為19 kN，摩擦角為32°，膨脹角為25°；樁與土之間的摩擦因數(shù)為0.3。

3.2有限元建模

圖6　有限元計算模型Fig. 6 Finite element calculation model

采用ABAQUS軟件建立有限元模型如圖6所示，由FPB3000試驗可知新型摩擦擺支座的三維數(shù)值模擬是合理的，因此，根據(jù)所建立的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)設(shè)計與結(jié)構(gòu)相符的FPB100支座，符號“▃”表示支座，施加于柱頂，此支座的豎向承載力為100 kN，豎向抗拔力為20 kN，徑向允許位移為70 mm，數(shù)值模擬所得的滯回曲線如圖7所示。依據(jù)FPB100的滯回曲線，將支座進行雙線性簡化，分析可得FPB100支座摩擦因數(shù)為0.102，滿足試驗所得的范圍0.096～0.107，初始剛度K1=7.825×106N/m，屈服剛度K2=1.834×105N/m，以CONNECTOR單元實現(xiàn)雙線性模擬支座，下部土體和樁基均采用實體單元C3D8R模擬，上部網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)以BEAM單元模擬。

圖7　FPB100滯回曲線Fig. 7 Hysteresis loop of FPB100

3.3輸入地震動參數(shù)

為研究樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用下新型抗拔摩擦擺支座對單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響及地震波輸入的空間效應(yīng)問題，今選取日本Kobe波及美國Northridge波加速度記錄作為地震動輸入，對PSSI和PSSII體系下單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)進行分析。地震動截取能反映波動特性的前20 s時程進行輸入[16]，并將輸入加速度峰值調(diào)整為2.2 m/s2，輸入地震動的加速度時程曲線如圖8所示。

圖8　不同地震波加速度時程曲線Fig. 8 Acceleration time history curves of different waves

3.4PSSI下新型抗拔摩擦擺支座對單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響

圖9所示為在Kobe波和Northridge波作用下，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中心節(jié)點(N1)在PSSI模型和PSSII型體系下的節(jié)點加速度、節(jié)點位移沿X方向的時程曲線。圖10所示為在Kobe波和Northridge波作用下，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)縱向直桿(L1)和斜桿(D1)的桿件內(nèi)力時程曲線。表5所示為在不同地震波作用下，PSSI體系與PSSII體系中所有桿件中節(jié)點加速度最大值與桿件內(nèi)力最大值比較。由圖9、圖10和表5可以看出：在Kobe波和Northridge波作用下，PSSII模型體系的節(jié)點加速度明顯較在PSSI模型體系減小，加速度衰減50%～60%，表明新型豎向銅基面抗拔摩擦擺支座對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)起到了明顯的隔震效果。PSSII模型體系的節(jié)點位移明顯較在PSSI模型體系增大，表明新型豎向銅基面抗拔摩擦擺支座使得PSSII體系較PSSI體系變?nèi)?，從而致使?jié)點位移增加。PSSII模型體系中網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)斜桿和縱向桿件的內(nèi)力明顯減小，內(nèi)力最大值衰減50%～80%，表明新型豎向銅基面抗拔摩擦擺支座使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)桿件的內(nèi)力減小，達到了理想的隔震效果，有利于網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗震，應(yīng)當(dāng)在工程中推廣利用。

在不同地震波作用下，抗拔摩擦擺支座使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的節(jié)點加速度、桿件內(nèi)力衰減程度和節(jié)點位移的增大程度不同，這表明地震波頻譜特性對抗拔摩擦擺支座的隔震效應(yīng)有著不可忽略的影響。

3.5地震波輸入角度對PSSII體系地震響應(yīng)影響

從波傳播的物理機制方面來講，由于地震波的入射角度(地震波入射方向與豎向的夾角)不同，使地震波在場地中發(fā)生不同的反射和折射，使地表各點的地震波發(fā)生不同程度的疊加，引起結(jié)構(gòu)中各支承所受的激勵不同，致使結(jié)構(gòu)各點振動的相位和振幅產(chǎn)生差異[17]，成為影響大跨空間結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的一個重要因素。因此，本節(jié)探討Kobe波和Northridge波在不同角度入射下，PSSII網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中所有節(jié)點的加速度最大值及所有網(wǎng)殼桿件中內(nèi)力最大值隨入射角的變化情況。

圖9　網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)節(jié)點N1加速度和位移時程曲線Fig. 9 Node N1acceleration and displacement time history curves of cylindrical reticulated shell

圖10　網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)斜桿和縱向桿件應(yīng)力時程曲線Fig. 10 Stress time history curves of diagonal and longitudinal member of cylindrical reticulated shell

圖11所示為在Kobe波和Northridge波作用下，網(wǎng)殼所有節(jié)點中水平(X向)、豎向(Z向)加速度最大值隨入射角度變化情況。圖12所示為在Kobe波和Northridge波作用下，網(wǎng)殼所有斜桿、縱向直桿中內(nèi)力最大值隨入射角度變化情況。由圖11和圖12可以看出：在不同地震波作用下， PSSII體系網(wǎng)殼節(jié)點豎向加速度最大值隨入射角度增大呈減小的趨勢，在入射角為50°左右出現(xiàn)明顯的拐點；PSSII體系網(wǎng)殼節(jié)點水平加速度最大值隨著入射角度的增大呈先增大后減小的趨勢，在50°左右出現(xiàn)最大值。PSSII體系中網(wǎng)殼的斜桿和縱向直桿內(nèi)力最大值隨著入射角度的增大呈減小趨勢，在45°～60°之間衰減緩慢。PSSII體系中網(wǎng)殼節(jié)點加速度最大值、桿件內(nèi)力因地震波差異而不同，這是由地震波的頻譜特性引起的。

研究表明地震波斜入射下PSSII體系地震響應(yīng)與地震波的頻譜特性有關(guān)；PSSII體系網(wǎng)殼節(jié)點加速度最大值未必在地震波垂直入射時最大，入射角度45°～60°是一重要的考慮區(qū)間。

表5　不同體系下節(jié)點加速度最大值與桿件內(nèi)力最大值比較Table 5 Comparison of maximum acceleration and internal force of members in various structural system

圖11　網(wǎng)殼節(jié)點加速度最大值與入射角度的關(guān)系Fig. 11 Relationship between the maximum acceleration of shell node and incident angle

圖12　網(wǎng)殼斜桿內(nèi)力與入射角度關(guān)系Fig. 12 Relationship between the maximum stress of shell members and incident angle

表6　PSSII體系柱底水平加速度最大值與豎向加速度最大值的比值Table 6 Ratio between horizontal maximum acceleration and vertical maximum acceleration of PSSII column base

3.6地震波輸入的空間效應(yīng)問題

GB 50011—2010“建筑抗震設(shè)計規(guī)范”[18]第5.1.2條規(guī)定：結(jié)構(gòu)采用三維空間模型等需要雙向(2個水平)或三向(2個水平和1個豎向)地震波輸入時，其加速度最大值通常按照1.00(水平):0.85(水平):0.65(豎向)的比例調(diào)整進行地震動輸入，按此規(guī)定水平與豎向加速度最大值的比例為1.00:0.65或1.00:0.76。本文研究了考慮在PSSI作用下隔震網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在不同地震動入射角度下邊樁、內(nèi)樁柱底水平加速度最大值和豎向加速度最大值的比值，探討地震波輸入的空間效應(yīng)問題。表6所示為在不同角度地震波入射下，PSSII體系柱底水平加速度最大值與豎向加速度最大值的比值。由表6可以看出：在Kobe波和Northridge波作用下，入射角度在55°～80°之間結(jié)構(gòu)體系柱底的水平加速度最大值與豎向加速度最大值的比例大致符合“建筑抗震設(shè)計規(guī)范”規(guī)定1.00 (水平):0.85(水平):0.65(豎向)的比例。地震波入射角在0°～50°和80°～90°時，柱底的水平加速度最大值與豎向加速度最大值的比例明顯不符合“建筑抗震設(shè)計規(guī)范”規(guī)定。柱底的加速度最大值因地震波的不同而異，與地震波頻譜特性有關(guān)。

研究表明，“建筑抗震設(shè)計規(guī)范”規(guī)定地震波輸入時，水平與豎向的加速度最大值按比例1.00:0.65或1.00:0.76輸入并非完全合理的，水平和豎向地震波輸入比例與地震波的入射角度有關(guān)，當(dāng)?shù)卣鸩ㄈ肷浣嵌葹?5°～80°時，可按規(guī)范規(guī)定進行地震波輸入；當(dāng)不在此范圍時，不宜按照規(guī)范規(guī)定進行地震波輸入，應(yīng)當(dāng)考慮地震波入射的空間效應(yīng)。

4　結(jié)論

1) 在地震作用下，銅基面抗拔摩擦擺支座使樁?土?結(jié)構(gòu)作用下的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的節(jié)點加速度最大值衰減50%～60%，網(wǎng)殼桿件的內(nèi)力衰減50%～80%，起到了明顯的隔震效果。

2) 在不同地震波作用下，同時考慮樁?土?結(jié)構(gòu)相互作用和新型豎向抗拔摩擦擺支座隔震下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的節(jié)點加速度、桿件內(nèi)力衰減程度和節(jié)點位移的增大程度不同，這表明地震波的頻譜特性對抗拔摩擦擺支座的隔震效應(yīng)有著不可忽略的影響。

3) 地震波的入射角度對PSSII體系地震響應(yīng)有著重要影響，PSSII體系網(wǎng)殼節(jié)點加速度最大值未必在地震波垂直入射時最大，入射角度45°～60°是重要的響應(yīng)范圍。

4)“建筑抗震設(shè)計規(guī)范”規(guī)定地震波輸入時，水平與豎向的加速度最大值按比例1.00:0.65或1.00:0.76輸入并非完全合理的，水平和豎向地震波輸入比例應(yīng)與地震波的入射角度有關(guān)，當(dāng)?shù)卣鸩ㄈ肷浣嵌葹?5°～80°時，可按規(guī)范規(guī)定進行地震波輸入，當(dāng)不在此范圍時，不宜按照規(guī)范規(guī)定進行地震波輸入，應(yīng)當(dāng)考慮地震波的空間效應(yīng)。

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(編輯 劉錦偉)

Effect of a new friction pendulum bearing on seismic response of single-layer cylindrical reticulated shell considering pile-soil-structure interaction

LIU Yi1,2, XUE Suduo1, PAN Kejun3, LI Xiongyan1
(1. School of Architecture and Civil Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China; 2. CRRC Construction Engineering Co. Ltd., Beijing 100078, China; 3. Homedale Architects, Beijing 100045, China)

Based on the numerical and experimental study of a new type friction pendulum bearing (FPB) with stainless steel interfaces and anti-uplift device, the new bearing was simplified with the bilinear model. A single-layer cylindrical reticulated shell model was established in consideration of the pile?soil?structure interaction and isolation (PSSII) by integral finite element method combined with theories of pile?soil?structure interaction and viscoelastic boundary. The new bearing impacts on the seismic response of single-layer cylindrical reticulated shell were discussed, as well as the spatial effect of input seismic wave. The results show that the nodal peak acceleration of the shell decrease by 50%?60%, and the internal force of the structural members decrease by 50%?80%. The effect of spectrum characteristics of seismic wave on the isolation effects of the new bearings cannot be ignored. The peak acceleration of the PSSII systemmay not appear at the maximum value in the vertical incident of the seismic wave, and the incident angle 45°?60° is an important range which should be considered carefully. The national standard should be followed in seismic calculation when the incident angle of seismic wave is between 55° and 80°. On the other hand, the code should not be followed, and the spatial effect of seismic wave should be considered independently.

single-layer cylindrical reticulated shell; pile?soil?structure interaction; vertical anti-uplift friction pendulum bearing; seismic response; incident angle isolation

TU311.3

A

1672?7207(2016)03?0967?10

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.03.033

2015?03?02；

2015?05?17

國家自然科學(xué)基金資助項目(51078010，51278008)；北京市自然科學(xué)基金資助項目(8112005) (Projects(51078010, 51278008) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(8112005) supported by the Beijing Municipal Natural Science Foundation)

劉毅，博士，工程師，從事大跨空間結(jié)構(gòu)、地下空間結(jié)構(gòu)抗震方面研究；E-mail: chrisbin@emails.bjut.edu.cn