隔震結(jié)構(gòu)系統(tǒng)線性黏彈性液體阻尼器非平穩(wěn)響應(yīng)分析法

李創(chuàng)第，柏大煉，葛新廣，劉 鵬

(廣西科技大學(xué) 土建學(xué)院，廣西 柳州 545006)

目前，橡膠支座基礎(chǔ)隔震等減震技術(shù)已廣泛應(yīng)用于國內(nèi)外的實際工程[1]，振動頻率對橡膠隔震支座的阻尼和有效剛度影響較大[2-4]。建筑結(jié)構(gòu)設(shè)置隔震層之后，通常還需在隔震層增設(shè)黏彈性液體阻尼器來限制隔震層的過大位移[5]，這將導(dǎo)致隔震結(jié)構(gòu)的頻率依賴特性更加突出。隨著高層隔震技術(shù)的不斷發(fā)展[6]，普通橡膠支座目前常用的線性黏滯阻尼分析模型已不能充分表征振動頻率對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，各種基于線性黏彈性本構(gòu)關(guān)系的橡膠支座的分析模型已被提出[7-8]。此外，考慮頻率影響的橡膠支座的非線性分析模型也被提出[9]。由于實際地震動具有非平穩(wěn)隨機特性，且作為隔震結(jié)構(gòu)保護(hù)裝置的消能減震構(gòu)件(支座和阻尼器)的受力性能對隔震結(jié)構(gòu)的整體安全性有重大影響，如2011年3月11日發(fā)生在日本東北近海地震中，消能減震構(gòu)件的損傷和破壞均加劇了消能減震主體結(jié)構(gòu)的損傷和破壞[10]。因此我國《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》和《建筑消能減震技術(shù)規(guī)程》[11]均明確要求消能減震構(gòu)件在結(jié)構(gòu)設(shè)計基準(zhǔn)期內(nèi)應(yīng)具備足夠的抗震可靠度和良好的變形與耗能能力，故建立黏彈性阻尼器合理的抗震分析與設(shè)計方法是非常有必要的。

線性黏彈性阻尼器已廣泛用于各種土木結(jié)構(gòu)的被動控制，然而對于抗震結(jié)構(gòu)，國內(nèi)外均采用基于模態(tài)疊加法的反應(yīng)譜設(shè)計法，由于黏彈性耗能結(jié)構(gòu)的模態(tài)不具正交性，黏彈性阻尼器的振動機理及其與耗能主體結(jié)構(gòu)振動機理的相互關(guān)系仍不清楚，現(xiàn)有的分析法無法將黏彈性阻尼器和耗能主體結(jié)構(gòu)的響應(yīng)精確分解為各模態(tài)響應(yīng)的線性組合，導(dǎo)致黏彈性阻尼器和耗能主體結(jié)構(gòu)精確的抗震反應(yīng)譜設(shè)計法無法建立，因此黏彈性減振控制的實用設(shè)計理論及其在規(guī)范的應(yīng)用已被列為我國土木結(jié)構(gòu)振動控制領(lǐng)域近期需要深入研究的關(guān)鍵科學(xué)問題之一[12]。

具有記憶和頻率依賴特性的線性黏彈性阻尼器、支座和材料[13-15]的現(xiàn)有計算模型分為4類，即復(fù)模量模型及其近似[16-17]；一般微分模型及其近似[18-20]；分?jǐn)?shù)導(dǎo)數(shù)模型[21-23]；一般積分型模型[24-27]。其中一般積分型模型是最一般的模型，其余模型均為該模型的近似或無限逼近。

線性黏彈性耗能結(jié)構(gòu)的現(xiàn)有解析法分為擴階精確法和非擴階近似法兩類。

擴階精確法針對廣義Maxwell和Golla等[28]、分?jǐn)?shù)導(dǎo)數(shù)Kelvin等易擴階的近似模型，用擴階復(fù)模態(tài)法獲得解析解。因擴階方程組物理意義不夠明確，變量個數(shù)劇增，計算效率低，使該方法的實際應(yīng)用受到限制。研究表明：廣義Maxwell模型和分?jǐn)?shù)導(dǎo)數(shù)模型具有相互等效性[29]，且廣義Maxwell模型對黏彈性本構(gòu)關(guān)系的試驗擬合精度較分?jǐn)?shù)導(dǎo)數(shù)模型高[30]。因基于分?jǐn)?shù)導(dǎo)數(shù)模型的時域脈沖響應(yīng)函數(shù)是Mittag-Leffler特殊函數(shù)的線性組合，不僅計算復(fù)雜，而且無法與工程抗震設(shè)計反應(yīng)譜建立直接對應(yīng)關(guān)系，故在工程抗震分析中，有關(guān)文獻(xiàn)建議不采用該模型。

非擴階近似法主要是模態(tài)應(yīng)變能法和強行振型解耦法。因近似法采用復(fù)模量頻域建模方式，不能嚴(yán)格適用于非簡諧激勵的時域分析，且僅為一階小量近似，并采用了較多的近似假設(shè)，使其精度和適用范圍受到限制[31]。

關(guān)于線性黏彈性耗能結(jié)構(gòu)隨機響應(yīng)分析，目前應(yīng)用擴階復(fù)模態(tài)法，已獲得廣義Maxwell阻尼耗能多自由度結(jié)構(gòu)在平穩(wěn)濾過白噪聲激勵下的平穩(wěn)響應(yīng)解析解[32-34]和Maxwell阻尼耗能多自由度結(jié)構(gòu)在Shinozuka型均勻調(diào)幅濾過白噪聲激勵下的非平穩(wěn)響應(yīng)解析解[35]。然而對于一般線性黏彈性耗能結(jié)構(gòu)在平穩(wěn)和非平穩(wěn)濾過白噪聲激勵下的平穩(wěn)與非平穩(wěn)響應(yīng)分析法尚未建立。

關(guān)于線性黏彈性阻尼器的響應(yīng)分析，盡管阻尼器受力分析的重要性早已形成共識[36-40]。但由于分析的復(fù)雜性，目前僅獲得線性黏彈性耗能單自由度結(jié)構(gòu)在簡諧荷載激勵下一般黏彈性阻尼器穩(wěn)態(tài)響應(yīng)的解析解，尚未獲得黏彈性耗能結(jié)構(gòu)在任意荷載激勵下一般黏彈性阻尼器瞬態(tài)響應(yīng)的解析解。

經(jīng)典虛擬激勵法已廣泛應(yīng)用于未設(shè)置黏彈性阻尼器結(jié)構(gòu)的非平穩(wěn)隨機響應(yīng)的高效分析[41]，然而該法在每個離散頻點處都涉及到虛擬激勵作用下運動方程的時程積分，對于大型結(jié)構(gòu)，其計算量仍相當(dāng)大。為此，文獻(xiàn)[42-43]將經(jīng)典結(jié)構(gòu)動力方程轉(zhuǎn)化為狀態(tài)方程形式，通過建立任意離散時刻經(jīng)典結(jié)構(gòu)響應(yīng)關(guān)于時間截口隨機激勵的顯示線性表達(dá)式，建立了計算效率更高的快速虛擬激勵法，并將該法成功應(yīng)用于經(jīng)典非線性結(jié)構(gòu)非平穩(wěn)響應(yīng)的快速等效線性化分析[44]；然而目前的快速算法僅針對均勻調(diào)幅非平穩(wěn)隨機激勵作用下的經(jīng)典結(jié)構(gòu)，尚未考慮非均勻調(diào)幅非平穩(wěn)隨機激勵和設(shè)置阻尼器的耗能結(jié)構(gòu)，且算法涉及到指數(shù)矩陣和相關(guān)逆矩陣的計算，從而使該算法的適用范圍受到限制。

傳遞矩陣法的最大優(yōu)點是不需擴階，可直接獲得一般線性黏彈性耗能對稱結(jié)構(gòu)瞬態(tài)響應(yīng)的非擴階解析解。本文采用一般積分型黏彈性分析模型，將傳遞矩陣法應(yīng)用到一般線性黏彈性耗能非對稱結(jié)構(gòu)。在獲得一般線性黏彈性液體阻尼器在任意激勵作用下瞬態(tài)響應(yīng)非擴階模態(tài)疊加精確解的基礎(chǔ)上；應(yīng)用此解析解和快速虛擬激勵法，通過建立任意離散時刻隔震系統(tǒng)及其一般線性黏彈性液體阻尼器響應(yīng)關(guān)于時間截口隨機激勵的顯示線性表達(dá)式，建立隔震系統(tǒng)及其阻尼器在均勻與非均勻調(diào)幅濾過白噪聲地震激勵下非平穩(wěn)響應(yīng)的快速分析法，并使分析法不需要進(jìn)行矩陣求逆計算；為建立線性黏彈性阻尼器基于模態(tài)疊加的抗震反應(yīng)譜設(shè)計法以及抗震非平穩(wěn)可靠度分析法提供分析路徑；同時，也為建立考慮頻率影響的非線性隔震結(jié)構(gòu)在非平穩(wěn)地震激勵作用下非平穩(wěn)響應(yīng)的等效線性化分析法提供分析基礎(chǔ)。

1 結(jié)構(gòu)運動方程

(1)

(2)

(3)

圖1 結(jié)構(gòu)計算簡圖Fig.1 Structural calculation diagram

對于一般線性黏彈性液體阻尼器P(t)，其平衡剛度kp=0。當(dāng)僅考慮線性隔震支座的頻率依賴性質(zhì)時，可用P(t)表示黏彈性隔震支座的本構(gòu)關(guān)系，此時，取kb=0，cb=0；故在一般積分型本構(gòu)關(guān)系中，仍保留kp，以便使式(1)～式(3)更具廣泛適用性，只是在具體計算液體阻尼器P(t)的響應(yīng)時，取kp=0進(jìn)行計算。

將位移向量x0按上部結(jié)構(gòu)的前N,(N≤n)個振型展開，即

(4)

則式(1)和式(2)可化為非對稱微分—積分方程組

(5)

其中，

x=[x1,x2,,xm]T=

[x1,x2,xN,xb]T,(m=N+1)

(6a)

(6b)

C=diag[2ξ01ω01,,2ξ0Nω0N,2ξbωb]

(6c)

(6d)

(6e)

r=[r1,,rm]T=[r1,，rN,1]T

(6f)

(6g)

(6h)

式中：mi,ξ0i，ω0i,ri,(i=1～N)分別為振型φi對應(yīng)的廣義質(zhì)量、阻尼比、圓頻率和振型參與系數(shù)。

2 結(jié)構(gòu)系統(tǒng)特征值和傳遞矩陣

2.1 結(jié)構(gòu)特征值和特征向量分析

設(shè)結(jié)構(gòu)的初始條件為

(7)

對式(5)取拉氏變換，可得

(8)

(9)

(10)

結(jié)構(gòu)特征值方程為

det[D(s)]=0

(11)

(12)

式中：qk(s)和qk-1(s)分別為s的k次和次k-1多項式函數(shù)。

由式(11)可求出結(jié)構(gòu)的M個特征值sj。每個特征值sj對應(yīng)的結(jié)構(gòu)右、左特征向量(模態(tài))uj和vj，可由下列特征向量(模態(tài))方程求出

(13)

式中：j=1～M。

2.2 阻尼器特征值和特征向量分析

將阻尼器P(t)的本構(gòu)式(3)表示為

P(t)=LTg(t)

(14a)

(14b)

式中：L=[0 0 1]T，也即xb=LTx。

對式(14)取拉氏變換，并考慮關(guān)系式(8)，可得

(15a)

(15b)

故阻尼器的變換向量g(t)的傳遞矩陣Hg(s)和阻抗矩陣Dg(s)分別為

(16a)

(16b)

(16c)

由阻尼器P(t)的實際物理意義和其本構(gòu)關(guān)系式(3)知：P(t)≠0；故

(17)

也即

(18)

故阻尼器的變換向量g(t)的特征值方程為

(19)

由式(18)和式(19)知：g(t)的特征值與結(jié)構(gòu)位移x(t)的特征值完全相同。g(t)的每個特征值sj對應(yīng)的右、左特征向量ugj和vgj，可由下列特征向量方程求出

(20a)

(20b)

式中：j=1～M。

對比式(13)和式(20)，可得g(t)與x(t)的特征向量的對應(yīng)關(guān)系為

(21a)

(21b)

2.3 結(jié)構(gòu)傳遞矩陣解析式

由于結(jié)構(gòu)特征值sj是結(jié)構(gòu)傳遞矩陣的極點，故根據(jù)殘數(shù)理論，按照文獻(xiàn)[45]類似的方法(詳見附錄A)，可求得結(jié)構(gòu)傳遞矩陣的解析式為

(22a)

(22b)

其中，

(23a)

(23b)

2.4 阻尼器變換向量的傳遞矩陣解析式

將g(t)的傳遞矩陣Hg(s)按其特征值sj展開，按照文獻(xiàn)[45]類似的方法(詳見附錄B)，可求得g(t)的傳遞矩陣的解析式為

(24a)

(24b)

3 阻尼器和結(jié)構(gòu)時域瞬態(tài)響應(yīng)解析解

3.1 阻尼器瞬態(tài)響應(yīng)解析解

由式(15a)、式(16a)和式(24a)、式(10)，可得

(25)

對式(25)取拉氏逆變換，得

(26)

式中：δ(t)為Dirac delta函數(shù)。

對于t>0，阻尼器受力響應(yīng)可進(jìn)一步表示為

(27)

式中：aj(t)為初始條件產(chǎn)生的響應(yīng)

(28)

顯然，對于零初始條件，aj(t)=0，(j=1～M)。

同理，由式(15a)、式(16a)和式(24b)、式(10)，可得t>0時的阻尼器受力速率響應(yīng)解析解為

(29)

3.2 結(jié)構(gòu)位移與速度瞬態(tài)響應(yīng)解析解

同理，由式(8)、式(10)和式(22)，可得t>0時的結(jié)構(gòu)位移和速度瞬態(tài)響應(yīng)解析解分別為

(30a)

(30b)

3.3 結(jié)構(gòu)系統(tǒng)地震響應(yīng)解析式

由于所有用于工程實際的隨機非平穩(wěn)地震激勵模型均為零初始條件，由式(27)、式(29)、式(30)和式(6h)，在零初始條件下，結(jié)構(gòu)廣義位移、速度和阻尼器受力、受力速率響應(yīng)分別為

(31)

(32)

(33)

(34)

(35)

(36)

(37)

由式(31)～式(34)和式(36)、式(37)，原始結(jié)構(gòu)的位移、速度和阻尼器等響應(yīng)S(t)均可統(tǒng)一表示為

(38)

4 隔震結(jié)構(gòu)系統(tǒng)非平穩(wěn)響應(yīng)

4.1 非平穩(wěn)地震激勵模型

本文針對統(tǒng)計特性隨時間變化，但經(jīng)過足夠長時間后趨于平穩(wěn)態(tài)的非平穩(wěn)隨機地震激勵，采用Priestley提出的演變譜模型[46]，它可以表示為

(39)

4.2 結(jié)構(gòu)系統(tǒng)非平穩(wěn)響應(yīng)表達(dá)式

由式(38)知，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)一般響應(yīng)S(t)的非平穩(wěn)協(xié)方差函數(shù)的表達(dá)式為

(43)

4.3 非平穩(wěn)響應(yīng)特性分析的虛擬激勵法

將式(41)代入式(43)得

(44)

式中：Yj(ω，t)為標(biāo)準(zhǔn)一階系統(tǒng)對激勵a(ω,t)eiωt的響應(yīng)，即

(45)

(46)

根據(jù)虛擬激勵法，若構(gòu)造虛擬激勵

(47)

則由標(biāo)準(zhǔn)一階系統(tǒng)式 (45) ，產(chǎn)生的虛擬響應(yīng)必為

(48)

由式(48)和式(44)可得

由式(45)～式(48)知

(50)

對式(50)取時間步長Δt=ti+1-ti，進(jìn)行數(shù)值離散化得

(51)

式中：T=esjΔt。

在很小的時間步長Δt內(nèi)，通?？梢哉J(rèn)為激勵是線性變化的，則式(51)可表示為

(52)

其中，

(53)

(54a)

T0Q3f(ti-1)+Q2f(ti),i≥2

(54b)

其中，

Q3=TQ2+Q1

(55)

式中:f(t0)，f(t1),,f(ti)的系數(shù)若用Ai,0,Ai,1,,Ai,i表示，則式(54)可表示為

令

Wi=[Ai,0Ai,1Ai,i]

(57)

Ji=[f(t0)f(t1)f(ti)]T

(58)

則式(56)可進(jìn)一步表示為

(59)

ti時刻的系數(shù)Ai,0,Ai,1,,Ai,i只和結(jié)構(gòu)有關(guān)，且可用ti-1時刻的系數(shù)Ai-1,0,Ai-1,1,,Ai-1,i-1表示。

(60a)

(60b)

(60c)

根據(jù)式(60)建立各時刻對應(yīng)的系數(shù)如表1所示。

表1 各時刻對應(yīng)的系數(shù)Tab.1 Corresponding coefficients at each moment

由表1可知，為了得到各時刻對應(yīng)的系數(shù)，僅需計算f(t0)和f(t1)所對應(yīng)的2列，即Ai,0和Ai,1。且不需求逆計算，因此，可使計算更為高效。

式(61)的積分為無窮廣義積分，可按文獻(xiàn)[41-43]提出的方法計算。

5 算 例

5.1 多層隔震系統(tǒng)解析解的驗證分析

5.1.1結(jié)構(gòu)系統(tǒng)方程

對于40 m以下的多層隔震結(jié)構(gòu)，相對位移向量x0可按上部結(jié)構(gòu)第一振型φ1及其廣義坐標(biāo)x1(t)展開，即

x0=φ1x1(t)

(62)

此時，隔震結(jié)構(gòu)系統(tǒng)方程式(5)可化簡為

(63)

(64)

其中，

x=[x1,x2]T=[x1,xb]T;r=[r1,r2]T=[r1,1]T(65)

(66)

(67)

5.1.2驗證算例1：Maxwell阻尼隔震系統(tǒng)解析解分析

對于Maxwell阻尼隔震結(jié)構(gòu)，可用本文方法和復(fù)模態(tài)法求解，下面比較兩種方法結(jié)果。

對于Maxwell阻尼器P(t)，其松弛函數(shù)簡化為

(68)

(69)

5.1.2.1 本文方法

由式(11)和式(13)，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的特征值和特征向量方程分別為

(70)

D(sj)uj=0;D(sj)Tvj=0

(71)

由以上兩式，可求得結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的5個特征值sj及其對應(yīng)的5個右、左特征向量uj，vj,j=1～5。

由式(23)，可求得計算參數(shù)ηj為

(72)

(73)

由式(31)和式(33)，在零初始條件下，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)響應(yīng)為

(74)

5.1.2.2 復(fù)模態(tài)法

(1)結(jié)構(gòu)系統(tǒng)擴階方程

(76)

(77)

(78)

其中，

(79)

故結(jié)構(gòu)系統(tǒng)擴階狀態(tài)方程為

(80)

其中，

(81)

(82)

(83)

式中：0,I分別為2×2階零矩陣和單位矩陣。

(2)結(jié)構(gòu)系統(tǒng)特征值和特征向量分析

令

x=xjeλj t

(84)

(85)

R=Rjeλj t

(86)

則結(jié)構(gòu)系統(tǒng)右模態(tài)方程為

[Bλj+A]Φj=0

(87)

(88)

展開上式得

(89)

(90)

(91)

由式(91)，將Rj用xj表出，并代入式(89)，可得

(92)

(93)

對比式(70)、式(71)和式(93)知，λj=sj，xj=uj，j=1～5。故結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的特征值為sj，相應(yīng)的右特征向量Φj為在式(88)和式(92)中，令λj=sj，xj=uj可得。

結(jié)構(gòu)系統(tǒng)左模態(tài)向量方程為

[Bsj+A]TΨj=0,j=1～5

(94)

令

(95)

展開上式得

(96)

(97)

[LLT]Tyj+(sj+ug)χ1j=0

(98)

由式(97)和式(98)，將χ1j和χ0j用yj表出，并代入式(96)，可得

(99)

(100)

(101)

對比式(70)、式(71)和式(101)知，yj=vj，故結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的特征值為sj，j=1～5，相應(yīng)的左特征向量Ψj為在式(95)、式(99)和式(100)中，令yj=vj可得。

(102)

(3)結(jié)構(gòu)系統(tǒng)響應(yīng)分析

由復(fù)模態(tài)法[47]，在零初始條件下，結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)為

(103)

(104)

故結(jié)構(gòu)系統(tǒng)響應(yīng)x(t)和R(t)為

(105)

(106)

(4)阻尼器響應(yīng)分析

由式(64)和式(68)，阻尼器P(t)的響應(yīng)為

(107)

由于,

(108)

將式(108)代入式(107)，可得

P(t)=kpLTx+M0LTR

(109)

將式(105)和式(106)代入式(109)，可得

(110)

對比式(74)、式(75)和式(105)、式(110)可知，本文方法和復(fù)模態(tài)法結(jié)果完全相同。

5.1.3驗證算例2：結(jié)構(gòu)系統(tǒng)頻率響應(yīng)函數(shù)分析

5.1.3.1結(jié)構(gòu)系統(tǒng)頻率響應(yīng)函數(shù)解析式

由式(31)和式(33)，在零初始條件下，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)響應(yīng)的精確解為

(111)

式中：sj,ηj,uj,vj由式(11)、式(13)、式(23)計算。

由式(111)和式(112)，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的脈沖和頻率響應(yīng)函數(shù)分別為

(113)

(114)

(115)

(116)

而直接由結(jié)構(gòu)系統(tǒng)方程(63)和式(64)獲得的頻率響應(yīng)函數(shù)為

(118)

由于本文方法所得的頻率響應(yīng)表達(dá)式式(115)、式(116)和結(jié)構(gòu)系統(tǒng)方程直接所得的頻率響應(yīng)表達(dá)式式(117)、式(118)均為解析解，故應(yīng)相等。

5.1.3.2 驗證算例2

某8層框架隔震結(jié)構(gòu)，上部結(jié)構(gòu)層間質(zhì)量m01～m02為300×103kg，m03～m08為270×103kg；層間剛度k01～k02為4×105kN/m，k03～k08為3.5×105kN/m；上部結(jié)構(gòu)第一陣型阻尼比ξ1=0.05。隔震層質(zhì)量mb為410×103kg，隔震層等效圓頻率ωb為5.27 rad/s，等效阻尼比為ξb分別為0.10,0.15,0.2,0.25。

隔震層設(shè)置線性黏彈性液體阻尼器P(t)，平衡剛度kp=0 kN/m；松弛函數(shù)hp(t)的拉氏和傅氏變換取二次分式

其計算值取為ωp=9.45 rad/s；d1=28.4 rad/s；e1=65 rad/s；e2=950 rad/s。

圖2～圖4分別為按本文方法和結(jié)構(gòu)系統(tǒng)方程直接獲得的頻率響應(yīng)表達(dá)式的計算結(jié)果。由圖可知，本文方法和方程求解的結(jié)果完全相同，從而驗證了本文方法的正確性。

圖2 隔震層頻率響應(yīng)函數(shù)模 |Hxb(iω)|Fig.2 Calculation values of |Hxb(iω)| of isolated layer frequency response function

圖3 上部結(jié)構(gòu)頻率響應(yīng)函數(shù)模|Hx1(iω)|Fig.3 Calculation values of |Hx1(iω)| of the upper structure frequency response function

圖4 阻尼器受力頻率響應(yīng)函數(shù)模|Hp(iω)|Fig.4 Calculation values of |Hp(iω)| of damper’s force frequency response function

5.2 算例3：隔震結(jié)構(gòu)系統(tǒng)非均勻調(diào)幅地震響應(yīng)分析

某10層框架隔震結(jié)構(gòu)，上部結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示；結(jié)構(gòu)第一陣型阻尼比ξ1=0.05。隔震層質(zhì)量mb為375×103kg，隔震層等效圓頻率ωb為18 rad/s，等效阻尼比為ξb為0.20，數(shù)值離散時間步長Δt=0.02 s。

隔震層設(shè)置線性黏彈性液體阻尼器P(t)，平衡剛度kp=0 kN/m；松弛函數(shù)hp(t)的拉氏和傅氏變換取二次分式

其計算值取為ωp=[5.4 7.3 8.1 10.5] rad/s;d1=31.3 rad/s;e1=61.90 rad/s;e2=952.24 rad/s。

表2 耗能隔震結(jié)構(gòu)的上部結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.2 The upper structural parameters of energy dissipation isolated structure

其計算取值為：ωf=10.9 rad/s，ξf=0.96；S0=0.015 54 m2/s3。

調(diào)幅函數(shù)a(ω,t)分別取為Shinozuka-Sato型[48]均勻調(diào)幅和Spanos-Solomos型[49]非均勻調(diào)幅函數(shù)，計算參數(shù)取為

在Shinozuka-Sato型均勻調(diào)幅非平穩(wěn)地震激勵作用下，隔震層、上部結(jié)構(gòu)第五層及頂層的層間位移與速度響應(yīng)方差如圖5～圖10所示；液體阻尼器P(t)的受力響應(yīng)方差如圖11所示。

在Spanos-Solomos型非均勻調(diào)幅非平穩(wěn)地震激勵作用下，隔震層、上部結(jié)構(gòu)第五層及頂層的層間位移與速度響應(yīng)方差如圖12～圖17所示；液體阻尼器P(t)的受力響應(yīng)方差如圖18所示。

由計算結(jié)果可以看出：阻尼器受力響應(yīng)對隔震結(jié)構(gòu)系統(tǒng)響應(yīng)影響較大；ωp越大，也即設(shè)置阻尼器越多，則阻尼器總的受力響應(yīng)方差越大，結(jié)構(gòu)的系統(tǒng)響應(yīng)方差越小，也即減震效果越好。

圖5 Shinozuka-Sato型調(diào)幅函數(shù) 下隔震層位移響應(yīng)方差Fig.5 Variance of displacement response of isolation layer with Shinozuka-Sato amplitude modulated function

圖6 Shinozuka-Sato型調(diào)幅函數(shù)下 第五層層間位移響應(yīng)方差Fig.6 Variance of relative displacement response of fifth layer with Shinozuka-Sato amplitude modulated function

圖7 Shinozuka-Sato型調(diào)幅函數(shù)下 頂層層間位移響應(yīng)方差Fig.7 Variance of relative displacement response of top layer with Shinozuka-Sato amplitude modulated function

圖8 Shinozuka-Sato型調(diào)幅函數(shù)下 隔震層速度響應(yīng)方差Fig.8 Variance of velocity response of isolation layer with Shinozuka-Sato amplitude modulated function

圖9 Shinozuka-Sato型調(diào)幅函數(shù)下 第五層層間速度響應(yīng)方差Fig.9 Variance of relative velocity response of fifth layer with Shinozuka-Sato amplitude modulated function

圖10 Shinozuka-Sato型調(diào)幅函數(shù)下 頂層層間速度響應(yīng)方差Fig.10 Variance of relative velocity response of top layer with Shinozuka-Sato amplitude modulated function

圖11 Shinozuka-Sato型調(diào)幅函數(shù)下 隔震層阻尼器受力響應(yīng)方差Fig.11 Variance of isolation layer damper’s response force with Shinozuka-Sato amplitude modulation function

圖12 Spanos-Solomos型調(diào)幅函數(shù)下 隔震層位移響應(yīng)方差Fig.12 Variance of displacement response of isolation layer with Spanos-Solomos amplitude modulated function

圖13 Spanos-Solomos型調(diào)幅函數(shù)下 第五層層間位移響應(yīng)方差Fig.13 Variance of relative displacement response of fifth layer with Spanos-Solomos amplitude modulated function

圖14 Spanos-Solomos型調(diào)幅函數(shù)下 頂層層間位移響應(yīng)方差Fig.14 Variance of relative displacement response of top layer with Spanos-Solomos amplitude modulated function

圖15 Spanos-Solomos型調(diào)幅函數(shù)下 隔震層速度響應(yīng)方差Fig.15 Variance of velocity response of isolation layer with Spanos-Solomos amplitude modulated function

圖16 Spanos-Solomos型調(diào)幅函數(shù)下 第五層層間速度響應(yīng)方差Fig.16 Variance of relative velocity response of fifth layer with Spanos-Solomos amplitude modulated function

圖17 Spanos-Solomos型調(diào)幅函數(shù)下 頂層層間速度響應(yīng)方差Fig.17 Variance of relative velocity response of top layer with Spanos-Solomos amplitude modulated function

圖18 Spanos-Solomos型調(diào)幅函數(shù)下 隔震層阻尼器受力響應(yīng)方差Fig.18 Variance of isolation layer damper’s response force with Spanos-Solomos amplitude modulation function

6 結(jié) 論

為建立線性黏彈性阻尼器抗震動力可靠度分析法和基于反應(yīng)譜的模態(tài)疊加抗震設(shè)計法，對隔震結(jié)構(gòu)系統(tǒng)一般線性黏彈性液體阻尼器時域瞬態(tài)響應(yīng)的模態(tài)疊加解析解和非平穩(wěn)隨機地震響應(yīng)分析法進(jìn)行了系統(tǒng)研究，獲得了摘要所述結(jié)果。所獲得的結(jié)構(gòu)整體系統(tǒng)(含阻尼器)的時域瞬態(tài)響應(yīng)解析解具有明確物理意義，可視為現(xiàn)有黏滯阻尼非對稱定常結(jié)構(gòu)的經(jīng)典模態(tài)疊加解析解在線性非對稱頻率依賴結(jié)構(gòu)的推廣，能揭示頻率依賴系統(tǒng)的振動機理，即頻率依賴結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的瞬態(tài)響應(yīng)分析，歸結(jié)于其特征值和對應(yīng)特征向量(模態(tài))的分析；盡管頻率依賴耗能結(jié)構(gòu)的模態(tài)不具有正交性，耗能結(jié)構(gòu)方程不能用模態(tài)解耦，但耗能結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的各種響應(yīng)(含結(jié)構(gòu)位移、速度和阻尼器受力、受力速率)仍然可精確表示為物理意義明確的結(jié)構(gòu)各模態(tài)響應(yīng)的線性組合。此振動機理可為建立非對稱頻率依賴耗能結(jié)構(gòu)整體系統(tǒng)的精確模態(tài)分解反應(yīng)譜設(shè)計法提供分析路徑。

所建立的整體隔震系統(tǒng)的一般非平穩(wěn)隨機地震響應(yīng)(含結(jié)構(gòu)位移、速度和阻尼器受力、受力速率)分析法可直接應(yīng)用于隔震結(jié)構(gòu)系統(tǒng)各構(gòu)件基于泊松過程法的抗震動力可靠度分析；同時，也為建立考慮頻率影響的非線性隔震結(jié)構(gòu)在非平穩(wěn)地震激勵作用下非平穩(wěn)響應(yīng)的等效線性化分析法提供分析基礎(chǔ)。

(A1)

(A2)

式中：adj[D(s)]為D(s)的伴隨矩陣。

由正文式(11)，有

D(sj)adj[D(sj)]=adj[D(sj)]D(sj)=

Idet[D(sj)]=0

(A3)

式中：I為m階單位矩陣。比較正文式(13)和式(A3)，得

(A4)

式中：j=1～M；ai,bi均為常數(shù)。令

uj=[u1j,u2j,,umj]T

(A5)

從式(A4)知，伴隨矩陣adj[D(sj)]的每行各元素之比相等，即

(A6)

也即

(A7)

bi=kjuij,(i=1～m)

(A8)

式中：kj為比例常數(shù)，j=1～M。

將式(A8)代入式(A4)，得

(A9)

將式(A9)代入式(A2)，得

(A10)

(A11)

式中：j=1～M；ηj為常數(shù)。

下面求出ηj的表達(dá)式。由式(A1)和式(A10)，有

(A12)

(A13)

故有

ηi=1/γi

(A14)

(A15)

(A16)

式中：γi為常數(shù)；i=1～M；式(A16)由正文式(9)得出。

由式(A1)和式(A10)，H(s)的解析式為

(A17)

式中：常數(shù)ηj由式(A14)～式(A16)計算。

由式(A1)和式(A2)，sH(s)的解析式為

(A18)

(A19)

將式(A19)和式(A10)代入式(A18)，可得

(A20)

附錄B：g(t)傳遞矩陣Hg(s)解析式的推導(dǎo)

由于在附錄A的推導(dǎo)中，對結(jié)構(gòu)位移動剛矩陣D(s)和其逆矩陣(亦稱傳遞矩陣)D(s)-1=H(s)的具體形式未作任何假設(shè)；故解析式(A17)和式(A20)具有普遍性，也即：任意動剛矩陣D(s)的逆矩陣D(s)-1=H(s)和sH(s)均可通過動剛矩陣D(s)的特征值和特征向量解析表示，即

(B1)

(B2)

(B3)

式中：sj,uj和vj分別是動剛矩陣D(s)的特征值和相應(yīng)的特征向量，也即

det[D(sj)]=0,(j=1～M)

(B4)

(B5)

由于解析表達(dá)式(B1)～式(B3)對具有實際物理意義的任意動剛矩陣D(s)均成立。故對于g(t)的傳遞矩陣Hg(s)和sHg(s)，下列解析式均成立

(B6)

(B7)

(B8)

式中：sj是g(t)的動剛矩陣Dg(s)的特征值，其值與結(jié)構(gòu)位移x(t)的動剛矩陣D(s)的特征值完全相同；ugj和vgj分別是動剛矩陣Dg(s)對應(yīng)于特征值sj的右、左特征向量。

由正文式(16c)，可得

(B9)

將式(B9)代入式(B8)，可得

(B10)

將正文式(21)關(guān)于ugj和vgj的表達(dá)式代入式(B10)，可得

(B11)

由于uj是D(s)對應(yīng)于特征值sj的右特征向量，故D(sj)uj=0，代入關(guān)系式(B3)，式(B11)可化簡為

(B12)

也即

(B13)

將正文式(21)和式(B13)代入式(B6)、式(B7)，最終可得

(B14)

(B15)