地铁车辆段新型隔振支座的设计及工程应用
0 引言
地铁车辆段上盖物业因为可以提高城市土地资源利用率,获取丰厚的投资回报,在全国各大城市得到大力推广。但是地铁车辆段上盖物业也存在一些不容忽视的问题,如地铁运行诱发的上盖物业振动和噪声 [1,2],地铁车辆段上盖物业的抗震安全性问题。谢伟平等 [3]针对地铁车辆段上盖物业存在的振动舒适度问题以及缺乏相应有效减振措施的现状,开发了一种地铁车辆段新型隔振支座; 其研究结果表明,该新型隔振支座能够有效减小由于列车运行所引起的结构振动,但该新型隔振支座的设计方法仍然不成熟,且布置该新型隔振支座之后其对结构抗震性能的影响也有待进一步研究。
近年来,国内外学者针对建筑物振动控制措施进行了大量研究并取得了丰富的研究成果。谢伟平等 [3]提出了一种新型隔振支座,该支座具有良好的隔离车致振动效果,并可以根据工程需要通过调节橡胶块倾斜角度来调整隔振支座的水平刚度和竖向刚度。Northwood [4]指出在对地铁上盖物业进行减振设计的同时,还应保证建筑物在风荷载和地震作用下具有足够的结构稳定性和安全性。孟庆利等 [5]提出并研制了一种三维隔震装置,试验表明该三维隔震装置能够有效减小结构的水平和竖向加速度响应,起到三维隔震的作用。李爱群等 [6,7]开发了一种新型三维多功能隔振支座(3D-MIB),研究表明:该三维隔振支座能有效提高地铁沿线建筑物的振动舒适度,并能有效降低罕遇地震下隔振结构的水平地震作用,但放大了罕遇地震下隔振结构各层的竖向加速度响应。陈浩文 [8]为提高结构的舒适性,将厚肉型橡胶支座用于地铁沿线建筑物的隔振设计,获得了良好的减振效果。
综上所述,现有建筑物振动控制措施研究多关注于减振效果,大多数研究并未对所提出的刚度计算公式和设计方法进行试验或数值模拟验证,无法判断其公式的可行性; 另外,对地震作用下减振结构的抗震性能以保证建筑物的安全性,这一方面缺乏考虑。为此,本文基于已研发的新型隔振支座开展了试验和数值模拟分析。
1 新型隔振支座的设计
1.1 结构形式与特点
新型隔振支座的结构形式见图1 [9],该支座由上、下连接板,上、下固定块,橡胶固定销和高阻尼橡胶块组成。高阻尼橡胶块倾斜布置,且每个高阻尼橡胶块均由多层钢板和多层高阻尼橡胶板交替叠合而成。
该支座具有以下特点:1)橡胶块倾斜布置使该支座具有一定的水平限位能力,并可以根据工程需要,通过调节橡胶块倾斜角度来使得该隔振支座具有适宜的竖向刚度和水平刚度。适宜的竖向刚度保证了支座对上部结构的承载力与稳定性,同时又具有良好的隔离车致振动效果; 适宜的水平刚度和限位能力使支座具有一定的水平变形能力,但又不至于发生倾覆破坏。2)高阻尼橡胶块在有效降低结构固有频率、隔离列车振动向上传递的同时,能够较大程度耗散振动能量,减小结构的振动响应,从而实现减振功能。3)结构设计简单、制造成本低廉,适宜大批量推广使用。
图1 新型隔振支座示意图
1.2 刚度计算公式的推导及验证
倾斜布置的橡胶块决定了新型隔振支座在竖向和水平向的刚度均由橡胶块的压缩刚度和剪切刚度两部分构成。为便于推导相应的刚度计算公式,分别定义支座的整体坐标系OXYZ和各橡胶块的局部坐标系oxyz,如图1(b)所示。OXYZ中,X,Y轴均平行于下连接板,且X轴由1橡胶块指向2橡胶块,Y轴由3橡胶块指向4橡胶块; Z轴垂直于下连接板。oxyz中,x,y轴分别平行于橡胶块倾斜面内的两条棱,且x轴由支座边缘指向中心,y轴垂直于x轴; z轴垂直于倾斜面。
分别令支座发生单位竖向位移(沿Z轴)和单位水平位移(沿X轴),得到各橡胶块的位移状态如图2所示。在忽略压缩变形和剪切变形相互影响的情况下,图2中将橡胶块位移分解为沿x,y轴的剪切位移和沿z轴的压缩位移,由此求出支座在竖向和水平向的反力(即刚度):
KV=4(krccos2α+krssin2α) (1)KH=2(krcsin2α+krscos2α+krs) (2)ΚV=4(krccos2α+krssin2α) (1)ΚΗ=2(krcsin2α+krscos2α+krs) (2)
式中:KV,KH分别为隔振支座的压缩刚度和剪切刚度; krc,krs分别为单个橡胶块的压缩刚度和剪切刚度,可按《橡胶支座 第3部分:建筑隔震橡胶支座》(GB 20688.3—2006) [10]附录C,D中有关推荐公式进行计算;α为橡胶块与水平面的夹角。
需要说明的是,由于本支座在水平方向上具有一定的限位能力,因此不再适用《橡胶支座 第1部分:隔震橡胶支座试验方法》(GB 20688.1—2007) [11]中规定的通过施加剪切位移来测定支座剪切性能,而改用在恒定压应力作用下施加恒定剪应力来测定支座剪切性能的方法。在单个橡胶块压应变ε和剪应变γ很小时,必须要考虑压应变和剪应变对剪切模量系数的影响。剪切模量系数Cvk与压应变ε之间的关系如式(3)和图3所示,剪切模量系数Csk与剪应变γ之间的关系如式(4)和图4所示。
Cvk=ε−0.13 (ε∈(0,3.5)) (3)Csk=⎧⎩⎨⎪⎪0.779⋅γ−0.43γ−0.25γ−0.12(γ∈(0,0.1))(γ∈[0.1,0.2])(γ∈(0.2,3.5)) (4) Cvk=ε-0.13 (ε∈(0,3.5)) (3)Csk={0.779⋅γ-0.43(γ∈(0,0.1))γ-0.25(γ∈[0.1,0.2])γ-0.12(γ∈(0.2,3.5)) (4)
由于支座橡胶块倾斜角度不同,其单个橡胶块的剪切模量系数的取值自然也不同。根据隔振支座橡胶块倾斜角度不同,基于21组数值模拟结果的统计数据提出了新型隔振支座的压缩刚度放大系数β和剪切刚度放大系数ε′,如表1所示。
图2 单位位移条件下橡胶块的位移分解图
图3 剪切模量系数 与压应变关系图
图4 剪切模量系数 与剪应变关系图
当橡胶块倾斜角度在表1所列角度范围之间时,按线性内插法选取放大系数。
考虑到足尺试验成本大,ABAQUS软件在分析非线性问题特别是在模拟橡胶这种超弹性材料时具有较高的精确性,本文采用ABAQUS数值模拟结果来验证理论推导的刚度计算公式的可行性。利用ABAQUS软件建立了新型隔振支座有限元模型(图5),并对其进行了压缩和剪切性能的数值模拟分析,该有限元模型的基本参数如表2所示,6种不同工况下隔振支座力学性能的数值模拟结果见表3。同时为了说明数值模拟结果的有效性,也对比了其中一种工况下的试验结果(图6),此工况橡胶块倾角45°,具有一定代表性,对比结果见表4。本文选用Mooney-Rivlin本构模型来模拟橡胶材料 [12],该本构模型的相关系数取C1=0.391 3,C2=0.019 6,D1=0.002。建模时选用杂交实体单元C3D8H来模拟高阻尼橡胶,避免了采用普通实体单元模拟橡胶材料产生的体积自锁,以二阶四面体单元C3D10M来模拟上、下连接板及上、下固定块,以单层非协调实体单元C3D8I模拟夹层钢板,避免了完全积分时一阶单元产生剪切自锁 [13]。
隔振支座刚度放大系数 表1
倾角α/° |
0 | 5 | 15 | 25 | 35 | 45 |
β |
0.74 | 0.75 | 0.80 | 0.89 | 1.05 | 1.16 |
ε′ |
0.62 | 0.69 | 0.84 | 0.98 | 1.11 | 1.60 |
图5 新型隔振支座有限元模型
图6 新型隔振支座压剪试验图
新型隔振支座基本参数 表2
隔振支座属性 |
数值 |
橡胶剪切模量G/(N/mm2) |
0.821 8 |
橡胶块纵向尺寸a/mm |
320 |
橡胶块横向尺寸b/mm |
320 |
连接板纵向尺寸ac/mm |
860 |
连接板横向尺寸bc/mm |
860 |
夹层钢板厚度Tj/mm |
5 |
上、下连接板厚度Tl/mm |
40 |
钢板屈服强度fl/(N/mm2) |
345 |
橡胶极限拉伸强度σb/(N/mm2) |
20.37 |
不同工况下隔振支座的数值模拟结果 表3
工况 |
倾斜角度 /° |
橡胶层厚度 /mm |
橡胶层数 /层 |
压缩刚度 /(kN/mm) |
剪切刚度 /(kN/mm) |
1 |
45 | 16.5 | 3 | 599.3 | 359.0 |
2 |
35 | 16.5 | 3 | 628.4 | 196.1 |
3 |
25 | 16.5 | 3 | 643.5 | 82.6 |
4 |
35 | 20 | 3 | 396.1 | 118.7 |
5 |
35 | 13 | 3 | 1 085.4 | 317.6 |
6 |
35 | 13 | 4 | 813.5 | 238.1 |
工况1试验结果与数值模拟结果对比 表4
类型 |
压缩刚度/(kN/mm) | 剪切刚度/(kN/mm) |
试验结果 |
520.0 | 395.2 |
数值模拟结果 |
599.3 | 359.0 |
误差 |
15.3% | 9.2% |
刚度公式计算值与数值模拟结果对比 表5
工 况 |
公式计算值 |
数值模拟值 | 压缩刚 度误差 /% |
剪切刚 度误差 /% |
||
压缩刚度 /(kN/mm) |
剪切刚度 /(kN/mm) |
压缩刚度 /(kN/mm) |
剪切刚度 /(kN/mm) |
|||
1 |
511.9 | 358.5 | 599.3 | 359.0 | 14.6 | 0.1 |
2 |
619.4 | 166.2 | 628.4 | 196.1 | 1.4 | 15.2 |
3 |
641.3 | 82.72 | 643.5 | 82.6 | 0.3 | 0.1 |
4 |
363.8 | 98.99 | 396.1 | 118.7 | 8.2 | 16.6 |
5 |
1 180.2 | 313.1 | 1 085.4 | 317.6 | 8.7 | 1.4 |
6 |
885.1 | 234.8 | 813.5 | 238.1 | 8.8 | 1.4 |
从表4中可以看出,采用数值模拟方法计算出的新型隔振支座的水平刚度和压缩刚度与试验测得的支座刚度误差在16%以内,从而认为该数值模拟方法能够较好地模拟该新型隔振支座的基本力学性能。
从表5中可以看出,采用上述刚度计算公式计算出的支座刚度与数值模拟结果误差最大为16.6%,满足《橡胶支座 第3部分:建筑隔震橡胶支座》(GB 20688.3—2006) [10]中所要求的B类支座30%的压缩刚度许用偏差和25%的剪切刚度许用偏差,从而验证了上述刚度计算公式的可行性。
1.3 设计方法
新型隔振支座的参数设计可分为以下几步:
(1)确定单个橡胶块的承压面积。依据现行《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) [14]确定新型隔振支座在最不利荷载组合下的轴力设计值,再由单个橡胶块的压应力限值确定其承压面积。
(2)确定单个橡胶块的压缩刚度。考虑到上部结构竖向刚度较隔振层大,可将上部结构视为单质点体系,其固有频率为ω=K/M−−−−−√(Kω=Κ/Μ(Κ为隔振层的总刚度,M为上部结构的总质量)。当ω给定时,可以确定,将K按各支座所承担轴力的大小比例分配到所有支座,即可得到每个支座的竖向刚度Ki,进而可以确定单个橡胶块的压缩刚度。
(3)确定单个橡胶块的具体设计方案。根据《橡胶支座 第3部分:建筑隔震橡胶支座》(GB 20688.3—2006) [10]中,结合步骤(1)和(2)对橡胶块的橡胶层厚度、钢板厚度、橡胶层数和钢板层数进行设计。
(4)确定单个橡胶块的倾斜角度。结合步骤(3)的设计结果,使用1.2节推导出的刚度计算公式分别计算橡胶块倾斜角度为0°,5°,15°,25°,35°,45°时隔振支座的压缩刚度和剪切刚度。将这6种工况下隔振支座的刚度代入结构进行计算,分析支座对地铁振动的隔离效果,确定能够满足上盖物业减振目标的最优倾斜角度范围,假设该范围为a°～b°。将范围a°～b°继续等分,重复上述步骤,得到最优倾斜角度范围c°～d°。多次迭代,直到最优倾斜角度范围m°∶n°差值小于1°时,停止计算。选定倾斜角度为(m°+n°)/2,求出支座刚度后代入结构进行计算,考察隔振结构在多遇和罕遇地震作用下的层间位移角,以及支座在罕遇地震作用下的水平位移是否满足限值要求。如果满足抗震要求,则确定倾斜角度为(m+n)°/2; 如果不满足抗震要求,则适当调整橡胶块倾斜角度,使其同时兼顾隔离地铁振动效果和抗震安全性。
需要说明的是,由于《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) [14]仅给出普通橡胶隔震支座的水平位移限值,因此作为替代,本文以控制单个橡胶块的剪切位移不超过限值为标准。设罕遇地震作用下支座在X,Y和Z方向的位移绝对值分别为uX,uY和uZ。由图1(b)和图2可知,1,2橡胶块在x和y方向的最大位移分别为uXcosα+uZsinα和uY,3,4橡胶块在x和y方向的最大位移分别为uYcosα+uZsinα和uX。因此,新型隔振支座在罕遇地震作用下的位移应满足如下条件:
⎧⎩⎨⎪⎪max(uXcosα+uZsinα,uYcosα+uZsinα)<min(0.55la,3Tr)max(uX,uY)<min(0.55lb,3Tr) (5){max(uXcosα+uΖsinα,uYcosα+uΖsinα)<min(0.55la,3Τr)max(uX,uY)<min(0.55lb,3Τr) (5)
式中:la,lb分别为内部橡胶平行于x轴和y轴的边长; Tr为橡胶层总厚度。
(5)连接件设计。支座连接件包括连接板、固定块竖板和斜板、螺栓以及其他相关配件。应对其分别进行设计和验算,使其满足规范要求。
2 工程实例分析
2.1 工程概况
某地铁车辆段上盖物业由上部住宅和下部平台两部分组成。其中,上盖盖体底层为运用库,层高为10.9m,2层为车库层,层高为5.3m,转换层以上部分为6层住宅,住宅顶层标高为34.2m。该工程抗震设防烈度为7度,设计基本地震加速度值为0.1g,场地特征周期0.45s,设计地震分组为第一组,Ⅲ类场地。
2.2 有限元模型的建立及地震波的选取
采用盈建科软件分别建立如图7所示的地铁车辆段上盖物业有限元模型。图7(a)为设置隔振支座的隔振结构有限元模型,图7(b)为非隔振结构有限元模型。隔振结构的隔振层设置在盖上车库层(底部平台2层)柱子中部,如图7(a)所示。梁柱单元采用空间杆单元进行模拟,楼板采用壳单元进行模拟,隔振支座采用节点单元进行模拟。
图7 地铁车辆段上盖物业的有限元模型
选取Ⅲ类场地土,天然地震波Taft波、El-Centro波(简称EL波)和人工波,计算结构在多遇地震和罕遇地震作用下的响应。按照《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) [14],7度设防地区在多遇、罕遇地震作用下的水平加速度时程曲线峰值分别取35,220cm/s2。将平台短跨方向的加速度峰值设为该值,短跨(X向)、长跨(Y向)及竖向(Z向)的峰值加速度加载比例为1∶0.85∶0.65。
隔振支座相关参数 表6
| 型号 | 支座直径 /mm |
橡胶块规格 |
倾角 α/° |
设计承载力 /kN |
竖向刚度 /(kN/mm) |
水平变形(50%) |
||||
面积/mm2 |
厚度 /mm |
第一形状 系数S1 |
第二形状 系数S2 |
等效刚度 /(kN/mm) |
等效阻尼比 /% |
|||||
| Ⅰ | 800 | 2802 | 16.5 | 4.2 | 5.7 | 25 | 3 410 | 388.0 | 51.0 | 13 |
Ⅱ |
860 | 3202 | 16.5 | 4.8 | 6.5 | 25 | 4 455 | 641.3 | 82.7 | 13 |
Ⅲ |
1 000 | 3602 | 16.5 | 5.5 | 7.3 | 25 | 5 638 | 995.1 | 126.6 | 13 |
Ⅳ |
1 200 | 4502 | 16.5 | 6.8 | 9.1 | 25 | 8 809 | 2 252.3 | 281.4 | 13 |
Ⅴ |
1 400 | 5802 | 16.5 | 8.7 | 11.7 | 25 | 14 634 | 5 509.5 | 679.1 | 13 |
Ⅵ |
1 600 | 6402 | 16.5 | 9.7 | 12.9 | 25 | 17 819 | 7 697.1 | 945.3 | 13 |
2.3 隔振支座的选型与布置
为减小列车运行对上部住宅的振动影响,采用新型隔振支座按照1.3节的设计方法对其进行隔振设计,所设计支座的各参数见表6,具体平面布置见图8。需要说明的是,为了兼顾支座的减振效果和上部结构的稳定性,取等效阻尼比为13%,固有频率为7Hz,此考虑避开了地铁列车运行诱发振动的主频段,可以实现移频作用 [3],而水平剪应变50%情况下等效阻尼比为13%,可以实现耗能作用 [15]。另外,由于该新型隔振支座在水平方向上具有一定的限位能力,因此本文仅采用式(1),(2)计算了隔振支座叠层橡胶块剪应变在50%范围内的剪切刚度,未考虑叠层橡胶块的屈服后刚度。最终的计算结果显示,最不利支座上叠层橡胶块的最大剪应变仅为10.3%,说明该设计方法合理。
图8 新型隔振支座的布置示意图
2.4 计算结果分析
本文主要研究设置新型隔振支座建筑物的抗震安全性,由于地震作用是“强振”,车致振动是“弱振”,两者对建筑物的影响是不同的,而地震作用一般以水平向作用为主,抗震验算一般只考虑水平向作用,所以只进行水平向的抗震性能分析。
图9(a)为隔振结构与非隔振结构在多遇地震作用下各楼层最大层间剪力对比曲线。从图中可以看出,随着楼层的增高,各楼层的最大层间剪力表现出逐渐减小的趋势,且隔振结构与非隔振结构相比,各楼层最大层间剪力均有明显降低。层间剪力最大值及各层层间剪力的最大比值均出现在建筑底层,在El Centro波(简称EL波)、Taft波以及人工波作用下,隔振结构的底层最大剪力分别为7 349.1,7 668.6和6 054.1kN,非隔振结构的底层最大剪力分别为11 940.8,15 050.3和13 411.3kN,水平向减震系数分别为61.6%,51.0%和45.1%。楼层最大层间剪力在转换层平台与上部住宅之间存在着明显的转折,原因在于转换层平台与上部住宅之间的刚度具有明显突变。
图9(b)为隔振结构与非隔振结构在多遇地震作用下各楼层的加速度峰值对比曲线。从图中可以看出,各楼层的加速度峰值近似随着楼层的增高而增大,最大加速度峰值出现在顶层。在EL波、Taft波和人工波作用下,隔振结构顶层的加速度峰值分别为818.2,715和633.3mm/s2,非隔振结构顶层的加速度峰值分别为1 414.5,1 928.3和1 760.9mm/s2,EL波、Taft波和人工波下,隔振结构较非隔振结构加速度峰值分别减少了42.2%,62.9%和64.0%。
图9 楼层最大响应对比曲线
从图9(a),(b)可知:隔振结构与非隔振结构相比,各楼层的最大层间剪力和加速度峰值均有明显降低,表明布置有该新型隔振支座的隔振建筑具有良好的隔离地震效果。
对比计算所得各楼层的层间位移角,发现结构X方向上的层间位移角均大于Y方向上的层间位移角。因此,表7和表8仅分别列出了隔振结构与非隔振结构在多遇地震和罕遇地震作用下X方向上的最大层间位移角。由表可知,隔振结构在多遇地震和罕遇地震作用下各楼层的层间位移角均小于非隔振结构,隔振结构在多遇地震作用下的最大层间位移角为1/2 696,满足框架结构弹性层间位移角限值1/550的要求; 隔振结构在罕遇地震作用下的最大层间位移角为1/459,满足框架结构层间位移角限值1/50的要求。说明该新型隔振支座能够有效降低结构的地震响应,具有较大的安全储备。
对所有隔振支座在罕遇地震作用下的最大剪切位移统计后发现,所有隔振支座中最大剪切位移出现在图8中标记“*”的支座(最不利支座)处,该支座橡胶块的最大剪切位移为5.09mm,满足式(5)所给出的小于0.55la或0.55lb(198mm)及3Tr(148.5mm)的要求。分析其原因在于该新型隔振支座具有一定的水平限位能力,在罕遇地震作用下仅发生很小的水平位移,从而使橡胶块的剪切变形远小于其限值。
多遇地震作用下X向最大层间位移角 表7
楼层 |
隔振结构 |
非隔振结构 | ||||
EL波 |
Taft波 | 人工波 | EL波 | Taft波 | 人工波 | |
| 8 | 1/4 630 | 1/5 376 | 1/5 988 | 1/1 707 | 1/1 296 | 1/1 374 |
7 |
1/3 356 | 1/3 760 | 1/4 329 | 1/1 263 | 1/923 | 1/993 |
6 |
1/2 696 | 1/2 933 | 1/3 472 | 1/1 040 | 1/739 | 1/809 |
5 |
1/3 015 | 1/3 290 | 1/4 082 | 1/1 282 | 1/868 | 1/945 |
4 |
1/3 012 | 1/3 003 | 1/3 891 | 1/1 252 | 1/826 | 1/945 |
3 |
1/3 300 | 1/3 165 | 1/4 329 | 1/1 385 | 1/910 | 1/1 068 |
2 |
1/5 141 | 1/4 762 | 1/6 135 | 1/2 416 | 1/1 951 | 1/2 135 |
1 |
1/14 085 | 1/13 158 | 1/16 394 | 1/1 675 | 1/1 335 | 1/1 488 |
罕遇地震作用下X向最大层间位移角 表8
楼层 |
隔振结构 |
非隔振结构 | ||||
EL波 |
Taft波 | 人工波 | EL波 | Taft波 | 人工波 | |
8 |
1/749 | 1/942 | 1/1 052 | 1/289 | 1/226 | 1/241 |
7 |
1/576 | 1/654 | 1/754 | 1/213 | 1/160 | 1/173 |
6 |
1/459 | 1/509 | 1/600 | 1/178 | 1/129 | 1/142 |
5 |
1/529 | 1/563 | 1/691 | 1/210 | 1/146 | 1/164 |
4 |
1/499 | 1/509 | 1/657 | 1/206 | 1/137 | 1/157 |
3 |
1/541 | 1/534 | 1/719 | 1/232 | 1/148 | 1/173 |
2 |
1/923 | 1/860 | 1/1 138 | 1/466 | 1/333 | 1/422 |
1 |
1/2 445 | 1/2 294 | 1/2 882 | 1/310 | 1/230 | 1/285 |
仍采用1.2节所述的有限元建模方法,建立图8中标记“*”的支座有限元模型。该有限元模型的基本参数按照表6中的设计参数,表中未提及的参数则与1.2节有限元建模参数完全相同。提取出在罕遇地震作用下该隔振支座顶板的位移时程数据,加载到该有限元模型上进行计算分析。结果表明,在地震作用过程中,该支座夹层钢板上出现的最大应力为164.9MPa,远小于夹层钢板的屈服应力345MPa; 该支座叠层橡胶上出现的最大应力为14.32MPa,小于橡胶材料的极限拉伸强度20.37MPa。
由于隔振层中最不利支座上橡胶块的剪切位移满足限值要求; 且最不利支座在地震作用下夹层钢板上出现的最大应力远小于钢板的屈服应力,叠层橡胶上出现的最大应力远小于橡胶材料的极限拉伸强度。因此,该新型隔振支座在罕遇地震作用下,支座自身不会发生破坏。
3 结论
(1)为完善地铁车辆段新型隔振支座的设计方法,本文推导了该隔振支座的刚度计算公式并使用试验和数值模拟相结合的方法验证了该公式的正确性。
(2)与非隔振结构相比,隔振结构各楼层的层间剪力、加速度峰值和层间位移角均有明显降低,在多遇和罕遇地震作用下的层间位移角均小于规范限值,具有较大的安全储备。
(3)新型隔振支座在罕遇地震作用下的剪切位移远小于其限值,且最不利支座在最不利荷载作用下夹层钢板上出现的最大应力远小于钢板的屈服应力,叠层橡胶上出现的最大应力小于橡胶材料的极限拉伸强度。说明在地震作用下,该新型隔振支座自身不会发生破坏。
[2] LAI C G,CALLERIO A,FACCIOLI E,et al.Prediction of railway-induced ground vibrations in tunnels[J].Journal of Vibration and Acoustics,2005,127(5):503-514.
[3] 谢伟平,王政印,孙亮明.地铁车辆段新型隔振支座的减振效果研究[J].振动与冲击,2018,37(10):63-70.
[4] NORTHWOOD T D.Isolation of building structures from ground borne vibrations[J].The American Society of Mechanical Engineers′ Seminar on Isolation of Mechanical Vibration,Impact,and Noise.1973,1:87-101.
[5] 孟庆利,林德全,张敏政.三维隔震系统振动台实验研究[J].地震工程与工程振动,2007,27(3):116-120.
[6] 李爱群,王维.三维多功能隔振支座设计及其在地铁建筑减振中的应用[J].地震工程与工程振动,2014,34 (2):202-208.
[7] 王维,李爱群,周德恒,等.新型三维多功能隔振支座设计及其隔振分析[J].东南大学学报(自然科学版),2014,44(4):787-792.
[8] 陈浩文.厚肉型橡胶隔振支座在地铁周边建筑物隔振中的应用[D].北京:清华大学,2014.
[9] 谢金哲,叶仙,孙亮明,等.一种减振器:CN105133745A[P].2015-12-09.
[10] 橡胶支座第3部分:建筑隔震橡胶支座:GB 20688.3—2006 [S].北京:中国标准出版社,2006.
[11] 橡胶支座第1部分:隔震橡胶支座试验方法:GB 20688.1—2007 [S].北京:中国标准出版社,2007.
[12] 吴宜峰,王浩,李爱群,等.新型多功能隔震支座力学性能的数值模拟与实验验证[J].工程力学,2018,35(2):195-202.
[13] 孙新阳,王维国,王荫.新型橡胶隔震支座临界行为理论模型研究[J].振动与冲击,2017,36 (10):7-12.
[14] 建筑抗震设计规范:GB 50011—2010 [S].北京:中国建筑工业出版社,2010.
[15] 沈朝勇,周福霖,崔杰,等.高阻尼隔震橡胶支座的相关性试验研究及其参数取值分析[J].地震工程与工程振动,2012,32(6):95-103.