火電廠鋼支撐-框排架結(jié)構(gòu)動(dòng)力模型設(shè)計(jì)及試驗(yàn)

高向宇，史安琪，李楊龍,2，張國偉，王作杰，李振宇，孟 雅

(1.北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124；2.北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京 100044;3.北京建筑大學(xué)工程結(jié)構(gòu)與新材料北京高等學(xué)校工程研究中心，北京 100044)

大型火電廠作為生命線設(shè)施用于保障能源供應(yīng)，對(duì)于人民正常生活、社會(huì)正常運(yùn)作及震后修復(fù)都是至關(guān)重要的.1976年唐山地震中,唐山陡河電廠主廠房發(fā)生嚴(yán)重破壞[1].2008年汶川地震導(dǎo)致四川省內(nèi)多座火電廠受損，江油某電廠發(fā)生垮塌[2]，多座火電廠停運(yùn)，造成嚴(yán)重經(jīng)濟(jì)損失.

由于火電廠對(duì)功能的需求，廠房往往具有結(jié)構(gòu)及質(zhì)量布置不規(guī)則、承受荷載較大等特點(diǎn).已有研究顯示，混凝土結(jié)構(gòu)主廠房不太適合應(yīng)用在高烈度地區(qū)，鋼支撐-鋼框排架結(jié)構(gòu)因其結(jié)構(gòu)布置靈活、抗震性能良好成為高烈度地區(qū)火電廠的主要結(jié)構(gòu)形式[3].

針對(duì)火電廠主廠房，已有關(guān)于其子結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研究[4-8]以研究火電廠主廠房結(jié)構(gòu)的抗震性能為主，對(duì)主廠房空間框排架結(jié)構(gòu)動(dòng)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)及試驗(yàn)研究較為少見.由于模型設(shè)計(jì)及設(shè)備條件的復(fù)雜性，已有振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)鮮有進(jìn)行理論計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果相互比較的研究.其中沈祖炎等[9]設(shè)計(jì)并制作大縮比振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?；張文元等[10]以某大型火電廠鋼結(jié)構(gòu)主廠房的煤倉間部分為原型，設(shè)計(jì)制作1∶12的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，并通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究鉸接中心支撐框架體系的抗震性能；張士煉等[11]以火電廠懸吊煤斗結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)制作1∶12的動(dòng)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒⑦M(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明懸吊煤斗較支撐煤斗減震效果更加明顯；彭凌云等[12]對(duì)火電廠煤斗層的縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，驗(yàn)證懸吊煤斗質(zhì)量調(diào)諧阻尼器(tuned mass damper,TMD)對(duì)火電廠結(jié)構(gòu)的減震效果；王健澤等[13]基于某實(shí)際火電廠主廠房結(jié)構(gòu)發(fā)展了該火電廠主廠房的減隔震結(jié)構(gòu)體系，設(shè)計(jì)并制作1∶10的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究該體系的抗震性能.

本課題組以某實(shí)際工程為背景，通過結(jié)構(gòu)計(jì)算和非線性有限元分析對(duì)結(jié)構(gòu)的非彈性扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象進(jìn)行研究[14]，并對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化方案設(shè)計(jì)[15-16]，進(jìn)而選取橫向某榀框架為研究單元，進(jìn)行有側(cè)限低周往復(fù)加載試驗(yàn)，對(duì)比普通支撐-鋼框排架結(jié)構(gòu)與防屈曲支撐-鋼框排架結(jié)構(gòu)的抗震性能差異[17-18]，為進(jìn)一步驗(yàn)證課題組結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)成果，驗(yàn)證有限元模型分析結(jié)果的正確性，本文根據(jù)現(xiàn)有試驗(yàn)條件，以模型動(dòng)力特性一致性為設(shè)計(jì)原則，對(duì)原型結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造并將原型與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力特性分析，取得一致效果后，對(duì)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)按照1∶20縮尺比例進(jìn)行縮尺設(shè)計(jì).考慮到加工條件的限制，對(duì)大縮比后模型框架及支撐的截面進(jìn)行等效替換，并對(duì)框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)，進(jìn)而制作縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒⑦M(jìn)行白噪聲及模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，將試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，為進(jìn)一步研究奠定基礎(chǔ).

1 工程背景

工程原型為2×1 000 MW超超臨界燃煤機(jī)組的主廠房，抗震設(shè)防烈度為8度(0.20g)，設(shè)計(jì)地震分組為第1組，場(chǎng)地類別為Ⅳ類，場(chǎng)地特征周期0.65 s，結(jié)構(gòu)平面布置見圖1.

圖1 火電廠原型結(jié)構(gòu)平立面示意圖(單位：mm)Fig.1 Schematic diagram of the plane elevation of the prototype structure of the thermal power plant (unit:mm)

原型結(jié)構(gòu)由汽機(jī)房、除氧間、煤倉間三部分構(gòu)成，總長(zhǎng)度106 m(X向)，寬度57 m(Y向)，邊跨標(biāo)高61 m，結(jié)構(gòu)梁柱主要使用Q345鋼材，鋼支撐主要使用Q345工字鋼,部分使用Q235工字鋼，結(jié)構(gòu)X向共布置151根鋼支撐，Y向153根鋼支撐，結(jié)構(gòu)總質(zhì)量為50 203.16 t.

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 模型設(shè)計(jì)的幾個(gè)原則

1) 符合設(shè)備條件.進(jìn)行模擬地震振動(dòng)臺(tái)縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計(jì)首先需要考慮振動(dòng)臺(tái)的性能，本文對(duì)北京市及周圍的振動(dòng)臺(tái)進(jìn)行了充分的調(diào)研，最終可供試驗(yàn)的振動(dòng)臺(tái)如表1所示，按現(xiàn)有條件，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷钠矫骈L(zhǎng)度定為4 m左右，總質(zhì)量控制在30 t左右，最大的試驗(yàn)加速度工況控制在1.50g以內(nèi)，最大位移工況和傾覆力矩滿足設(shè)備要求.這樣，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計(jì)既保證了選擇的空間，又保證了振動(dòng)臺(tái)性能的發(fā)揮.

表1 可選用的大型振動(dòng)臺(tái)參數(shù)表Table 1 Optional large vibration table parameter

2) 動(dòng)力特性一致性原則.由于設(shè)備條件的限制，模型比例可能較小.為合理模擬結(jié)構(gòu)構(gòu)件，縮尺比例要控制在1∶20左右.為此，須對(duì)原有結(jié)構(gòu)尺度進(jìn)行縮減.為保持此類結(jié)構(gòu)質(zhì)量、剛度分布復(fù)雜的特點(diǎn)，保持高層除氧間和煤倉間鋼框架、低層汽機(jī)房結(jié)構(gòu)協(xié)同工作的特點(diǎn)，特別是煤斗部位質(zhì)量分布的特點(diǎn)，本文確立縮減前后應(yīng)保持結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性一致的原則.

根據(jù)上述原則，采用下列技術(shù)措施進(jìn)行設(shè)計(jì)：

① 將原有11個(gè)開間縮減為8個(gè)開間，去掉端部框架柱較密的開間，通過局部調(diào)整質(zhì)量、支撐的分布，實(shí)現(xiàn)模型振動(dòng)特性與理論模型和原型結(jié)構(gòu)一致.

② 將復(fù)雜節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)為剛性節(jié)點(diǎn)，重點(diǎn)考察結(jié)構(gòu)構(gòu)件、結(jié)構(gòu)體系布局和質(zhì)量布局的影響，防止試驗(yàn)過程中節(jié)點(diǎn)的局部失效引發(fā)的整體模型失效.

③ 對(duì)于截面構(gòu)造比較復(fù)雜且縮比尺寸較大的構(gòu)建，可根據(jù)剛度和承載力等效的原則進(jìn)行替換.

④ 在鋼樓面設(shè)置安裝螺栓，分組進(jìn)行螺栓連接，砝碼間設(shè)置薄橡膠片防止砝碼之間出現(xiàn)點(diǎn)接觸，砝碼分組之間保留足夠的間隙.

本文對(duì)原型結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部調(diào)整的情況可參見圖2.

圖2 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)平面示意圖(單位：mm)Fig.2 Schematic diagram oftest structure (unit:mm)

2.2 有限元分析驗(yàn)證

試驗(yàn)結(jié)構(gòu)需要具有與原型結(jié)構(gòu)相似的動(dòng)力特性，因此本文使用SAP2000軟件對(duì)原型結(jié)構(gòu)及試驗(yàn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，分析其動(dòng)力特性.其中原型結(jié)構(gòu)的框架及支撐均使用框架單元進(jìn)行建模，材質(zhì)為Q345，樓板使用shell單元建模，材質(zhì)為C20混凝土，所以截面均與原型結(jié)構(gòu)一致，有限元模型見圖3；試驗(yàn)結(jié)構(gòu)框架與原型結(jié)構(gòu)建模方法一致，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的兩端框架及荷載分布根據(jù)模態(tài)分析結(jié)果進(jìn)行調(diào)整，以保證與原型結(jié)構(gòu)相似，有限元模型見圖4，對(duì)原型結(jié)構(gòu)與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析結(jié)果見表2.

圖3 原型結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3 Finite element model of prototype structure

圖4 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.4 Finite element model of test structure

表2 原型結(jié)構(gòu)與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)模態(tài)周期對(duì)比Table 2 Comparison of modal periods between prototype and test structures

由表2及圖5可以發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過調(diào)整的結(jié)構(gòu)主要周期沒有發(fā)生明顯變化，除第6階周期相差較多外，其余周期誤差均控制在5.0%以內(nèi)，但是第6階振型參與系數(shù)已經(jīng)較小，因此可以認(rèn)為試驗(yàn)結(jié)構(gòu)與原型結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性相似.

2.3 縮尺設(shè)計(jì)

根據(jù)相似關(guān)系理論，確定縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷L(zhǎng)度相似比為1∶20，考慮到振動(dòng)臺(tái)的加載和承重能力，加速度相似比設(shè)為3.2，其他相關(guān)系見表3.

表3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗨葡禂?shù)Table 3 Similarity coefficient of test model

結(jié)合相似關(guān)系，縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ蚗向長(zhǎng)度3.90 m，Y向?qū)挾葹?.85 m，煤倉間房頂標(biāo)高為2.65 m，模型以樓板劃分共6層，質(zhì)量約為31 t，其中需要附加質(zhì)量27 t，附加質(zhì)量以分組砝碼的形式施加在樓板上，按此縮尺比例設(shè)計(jì)，當(dāng)試驗(yàn)?zāi)Ｐ吞幱诤庇龅卣鸸r(地震波加速度峰值為0.40g)，模型的輸入加速度放大為1.28g，也在可選振動(dòng)臺(tái)的能力范圍內(nèi).

主體結(jié)構(gòu)梁柱壁厚在經(jīng)過1∶20縮尺后，主要構(gòu)件變化較大，需要考慮結(jié)構(gòu)加工可行性及結(jié)構(gòu)可靠性.由于原有工字型梁柱最薄壁厚變?yōu)? mm左右，市場(chǎng)上無法購買合適的縮尺截面產(chǎn)品，由于壁厚過薄，采用鋼板焊接進(jìn)行制作對(duì)加工工藝提出較高要求，由于焊接產(chǎn)生大量的熱，在需求長(zhǎng)度內(nèi)無法保證平直，若全部構(gòu)件進(jìn)行焊接成型，時(shí)間及人工成本過高，因此所有工字型截面梁柱均根據(jù)截面等效原則替換為市場(chǎng)上常見的截面以方便構(gòu)件的采買，為保證軸向承載力、抗剪承載力及雙向抗彎剛度相似，經(jīng)過等效替換的框架截面如表4所示；支撐作為抗側(cè)力構(gòu)件，屬于軸向受力構(gòu)件，需盡量保證支撐的軸向承載力、抗彎剛度及長(zhǎng)細(xì)比與原結(jié)構(gòu)相似，試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂蚣芗爸谓孛嬉姳?.

表4 試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒孛嫘畔able 4 Test model section information

2.4 縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀邢拊獎(jiǎng)恿Ψ治?/h3>

本文使用SAP2000對(duì)縮尺模型進(jìn)行有限元建模，縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目蚣芗爸问褂每蚣軉卧M(jìn)行建模，樓板使用shell單元建模，由于實(shí)際采購條件的限制，框架及樓板材質(zhì)均為Q235，以原型結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性為目標(biāo)，調(diào)整縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷臉前迕尜|(zhì)量分布，對(duì)調(diào)整好的縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行模態(tài)分析，對(duì)比結(jié)果見表5.

表5 原型結(jié)構(gòu)與試驗(yàn)?zāi)Ｐ湍B(tài)分析對(duì)比Table 5 Comparison of modal analysis between prototype structure and tested model

表5可知，經(jīng)過縮尺的模型前2階振型與原型結(jié)構(gòu)變化較小，第3階周期與原型結(jié)構(gòu)差距尚可，上述截面等效替換和質(zhì)量分布調(diào)整的縮尺有限元模型可以保證動(dòng)力特性的相似性.本文將以此為根據(jù)，對(duì)縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行加工制作.

2.5 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)與制作

由于原型結(jié)構(gòu)經(jīng)過縮尺設(shè)計(jì)后尺寸較小，加工難度較大，為保證柱腳穩(wěn)定性，柱腳節(jié)點(diǎn)布置貫穿柱截面的加勁肋；交叉支撐節(jié)點(diǎn)使用節(jié)點(diǎn)板進(jìn)行連接，V型支撐在頂點(diǎn)處使用實(shí)心節(jié)點(diǎn).節(jié)點(diǎn)示意圖見圖6.

圖6 試驗(yàn)?zāi)Ｐ凸?jié)點(diǎn)示意圖Fig.6 Schematic diagram of test model nodes

縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷母郊淤|(zhì)量參考有限元模型的質(zhì)量分布，以配重塊的形式分組固定在樓板上，使用高強(qiáng)度絲桿穿過配重塊的凹槽與預(yù)留在樓板上的孔位，使用螺栓將其擰緊，配重塊之間留有至少2～3 mm的縫隙，防止配重塊緊靠在一起增加樓板剛度；由于配重塊存在制造誤差，配重直接接觸時(shí)會(huì)出現(xiàn)點(diǎn)接觸的狀況，在動(dòng)力試驗(yàn)中會(huì)產(chǎn)生影響試驗(yàn)結(jié)果的高頻噪聲，因此使用薄橡膠片墊在2層配重之間，同時(shí)橡膠片可以增加樓板與配重之間的摩擦力，防止發(fā)生相對(duì)錯(cuò)動(dòng)；考慮到模型底板抗彎承載力較低，底板使用角鋼增大其剛度，見圖7.除縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭黧w結(jié)構(gòu)外，其余附加質(zhì)量均在吊裝至臺(tái)面后再進(jìn)行安裝，配重安裝方法如圖8所示，試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D9所示.模型吊裝至臺(tái)面后通過底板通板孔與振動(dòng)臺(tái)進(jìn)行固定.

圖7 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷装錐ig.7 Test model floor

圖8 配重安裝方式示意Fig.8 Diagram of counterweight installation

圖9 試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.9 Test model

3 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)與有限元分析對(duì)比

3.1 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)采用北京建筑大學(xué)大型多功能振動(dòng)臺(tái)陣實(shí)驗(yàn)室SERVOTEST試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行.量測(cè)裝置有PCB加速度傳感器、拉線位移計(jì)及應(yīng)變片，數(shù)據(jù)采集設(shè)備為VibRunner數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).

3.2 模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果

為得到結(jié)構(gòu)的自振頻率，本文使用布置在底板及各層樓面的X、Y向加速度計(jì)所采集的數(shù)據(jù)計(jì)算傳遞函數(shù)(見圖10)，進(jìn)而求得結(jié)構(gòu)各階自振頻率和振型，測(cè)試結(jié)果與有限元對(duì)比見表6.

圖10 白噪聲試驗(yàn)傳遞函數(shù)Fig.10 White noise test transfer function

表6 有限元與試驗(yàn)?zāi)Ｐ湍B(tài)周期對(duì)比Table 6 Comparison of modal periods between finite element and experimental models

結(jié)果顯示，傳遞函數(shù)峰值明顯，不相干頻率段曲線平滑，說明配重的安裝方式有效減少了噪聲對(duì)試驗(yàn)的影響；但是第5階及以上高階振型試驗(yàn)與理論存在一定差異：例如第5階模態(tài)振型為Y向，第6階模態(tài)振型為扭轉(zhuǎn)；而白噪聲試驗(yàn)顯示第5階模態(tài)振型為扭轉(zhuǎn)，第6階模態(tài)振型為Y向.分析原因，差別主要來自于物理模型的質(zhì)量模擬與有限元計(jì)算模型不完全一致，前者受布置空間的制約.

3.3 加速度與位移響應(yīng)對(duì)比

為研究不同場(chǎng)地條件下結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，本文依照原型的場(chǎng)地條件以及其他3種不同場(chǎng)地條件選取了4條地震波，反應(yīng)譜曲線見圖11.依照原型結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)反應(yīng)譜生成了1條人工波，地震波加速度時(shí)程曲線見圖12，地震波信息見表7.其中，RGB波、DN1和DC1波在結(jié)構(gòu)周期點(diǎn)的反應(yīng)譜值滿足規(guī)范[19]要求，另外2個(gè)波形是對(duì)其他場(chǎng)地做個(gè)比較.

表7 地震波信息Table 7 Seismic wave information

圖11 地震波反應(yīng)譜與設(shè)計(jì)反應(yīng)譜Fig.11 Seismic wave response spectrum and design response spectrum

圖12 地震波加速度時(shí)程曲線(烈度或加速度幅值)Fig.12 Seismic wave acceleration time history curve

這里加速度給出DC1波與RGB波沿X向進(jìn)行地震激勵(lì)，地震波加速度峰值調(diào)幅為0.67g.本文采用加速度積分法，計(jì)算位移響應(yīng)，由于加速度傳感器在采集過程中不可避免地采集到某些高頻噪聲，本文使用MATLAB軟件提供的巴特沃斯濾波器對(duì)信號(hào)進(jìn)行濾波.

圖13、14為模型頂層同位置的試驗(yàn)和有限元相對(duì)加速度地面輸入加速度與模型頂層加速度的差值結(jié)果對(duì)比，可以看出試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果數(shù)據(jù)峰值及波形相近，但在6 s后的加速度衰減較快，圖14(a)具有類似現(xiàn)象.

圖13 DC1波激勵(lì)有限元模型與試驗(yàn)相對(duì)加速度結(jié)果對(duì)比Fig.13 Comparison of DC1 wave excitation finite element model and experimental relative acceleration results

圖14 RGB波激勵(lì)有限元模型與試驗(yàn)相對(duì)加速度結(jié)果對(duì)比Fig.14 Comparison of RGB wave excitation finite element model and experimental relative acceleration results

圖15、16為模型頂層同位置的試驗(yàn)與有限元相對(duì)位移(頂層相對(duì)于地面的位移)結(jié)果對(duì)比，可看出，二者峰值接近，但峰值過后衰減較快.分析原因，還是質(zhì)量模擬系統(tǒng)對(duì)此產(chǎn)生一定影響.砝碼組之間存在碰撞的可能性.

圖15 DC1波激勵(lì)有限元模型與試驗(yàn)位移結(jié)果對(duì)比Fig.15 Comparison of DC1 wave excitation finite element model and experimental displacement results

圖16 RGB波激勵(lì)有限元模型與試驗(yàn)位移結(jié)果對(duì)比Fig.16 Comparison of RGB wave excitation finite element model and experimental displacement results

在試驗(yàn)中過程中可以明顯聽到金屬塊碰撞的聲音，可以印證上述原因.本文認(rèn)為是配重固定的方式以及試驗(yàn)過程中螺栓產(chǎn)生的松動(dòng)耗散了部分能量，提高了結(jié)構(gòu)的阻尼，造成加速度和位移時(shí)程曲線在峰值過后試驗(yàn)結(jié)果較有限元結(jié)果偏低的現(xiàn)象.

4 結(jié)論

本文以某電力主廠房實(shí)際工程為背景，按振型一致性原則，進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)結(jié)構(gòu)模型設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究，得出了以下結(jié)論：

1)通過對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶自肼暅y(cè)試，傳遞函數(shù)計(jì)算結(jié)果顯示縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷哪B(tài)周期結(jié)果與有限元模型計(jì)算結(jié)果有較小誤差，表明按此原則設(shè)計(jì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛣?dòng)力特性與計(jì)算結(jié)果可以相互印證，證明試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)方法可行.試驗(yàn)也驗(yàn)證有限元模型的正確性，表明采用通用有限元方法對(duì)結(jié)構(gòu)模型做彈性分析結(jié)果是可信的.

2) 通過地震波激勵(lì)的模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)得到結(jié)構(gòu)加速度與位移響應(yīng)，與有限元時(shí)程分析結(jié)果對(duì)比顯示位移峰值與波形基本一致，表明本文設(shè)計(jì)的強(qiáng)度模型可以反映結(jié)構(gòu)在一定非線性狀況下的地震響應(yīng)，符合這種復(fù)雜質(zhì)量和剛度分布的結(jié)構(gòu)特點(diǎn).理論模型可為進(jìn)一步研究結(jié)構(gòu)彈塑性工作機(jī)理、優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供依據(jù).

3) 結(jié)合試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果，說明當(dāng)框排架結(jié)構(gòu)尺度過大，在進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)時(shí)若需要減小模型尺寸，按振型一致原則減少端部開間并適當(dāng)調(diào)整結(jié)構(gòu)兩端質(zhì)量、剛度的方法是合理可行的；采取剛性節(jié)點(diǎn)的制作方法是合理的；當(dāng)縮尺比例過大，造成構(gòu)件截面難以加工制作時(shí)，根據(jù)剛度等效與承載力等效原則進(jìn)行替換，可以在保證模型動(dòng)力特性及結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的前提下，有效提高模型制作質(zhì)量并增強(qiáng)可行性.

4) 試驗(yàn)結(jié)果顯示，本文所采用的配重安裝方式有效抑制可能產(chǎn)生的噪聲，但是相鄰配重組碰撞對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)造成一定影響.因此建議對(duì)于配重安裝高度超過2層的部位，應(yīng)進(jìn)一步提高砝碼組連接螺栓的剛度，且砝碼組的布置方向宜對(duì)相鄰組采取縱橫交叉的碼放方式，提升配重砝碼的有效性.

5) 本文采用同類型鋼材制作模型結(jié)構(gòu)，通過附加砝碼實(shí)現(xiàn)質(zhì)量相似比，加速度相似比實(shí)現(xiàn)慣性力相似，滿足振動(dòng)臺(tái)承載力、動(dòng)力輸出和工作頻率范圍等約束條件下的結(jié)構(gòu)動(dòng)力相似條件.可在現(xiàn)有設(shè)備條件下研究框排架結(jié)構(gòu)在彈性和一定范圍非線性狀態(tài)下的動(dòng)力響應(yīng).對(duì)于結(jié)構(gòu)進(jìn)入深度非線性問題，試驗(yàn)受到一定限制.改進(jìn)可在選用較低彈模材料制作構(gòu)件，或?qū)嶒?yàn)室大型臺(tái)陣建成后進(jìn)行更深入研究.