双层锥形非粘结隔震支座力学模型及地震响应分析.pdf

第 29 卷 第 4 期2023 年 8 月（自然科学版）JOURNAL OF SHANGHAI UNIVERSITY(NATURAL SCIENCE EDITION)Vol.29 No.4Aug.2023DOI:10.12066/j.issn.1007-2861.2366双层锥形非粘结隔震支座力学模型及地震响应分析郝瑞康,何文福,张强,陈睦锋(上海大学 力学与工程科学学院,上海 200444)摘摘摘要要要:针对广大高烈度地区村镇房屋抗震能力不足的问题,提出了一种适用于低层及多层房屋抗震的具有较好的减震限位及简单实用特征的双层锥形非粘结隔震支座.首先,对双层锥形非粘结隔震支座变形理论进行了分析,得到支座的 3 阶力学性能特征和恢复力模型;其次,通过单层锥形隔震支座静力试验结果和有限元模型结果对比,验证了数值分析模型可靠性;进一步基于支座数值模型研究了橡胶材料厚度、支座倾斜角度、竖向压应力及水平位移等主要参数,对双层锥形隔震支座的力学性能及耗能能力的影响规律,结果表明橡胶材料厚度越大支座耗能越强,倾斜角度越大支座的第 3 阶刚度越大;最后通过对双层锥形隔震结构进行结构响应分析,结果表明采用双层锥形隔震支座的结构具有较好的减震效果.关关关键键键词词词:锥形隔震支座;非粘结;力学性能;有限元模拟中中中图图图分分分类类类号号号:TU 311;P 315.9文文文献献献标标标志志志码码码:A文文文章章章编编编号号号:1007-2861(2023)04-0745-13Mechanical model and seismic response analysis of adouble-layer conical unbonded base isolation bearingHAO Ruikang,HE Wenfu,ZHANG Qiang,CHEN Mufeng(School of Mechanics and Engineering Science,Shanghai University,Shanghai 200444,China)Abstract:To solve the insufficient seismic capacity of rural houses in high intensity ar-eas,a double-layer conical non-bonded isolation bearing that has a good damping limitand simple and practical characteristics is proposed for seismic resistance of low-rise andmultistorey buildings.Through the analysis of the deformation of the double-layer coni-cal unbonded isolation bearing,third-order mechanical properties and the restoring forcemodel of the bearing are obtained.The reliability of the numerical analysis model is verifiedby comparing the results of the static test of the single-layer conical non-bonded isolationbearing and those of a finite element model.Based on the numerical model of the bearing,the influence of the main parameters,such as the thickness of rubber material,inclinationangle of the bearing,vertical compressive stress and horizontal displacement on the me-chanical properties and energy dissipation capacity of the double conical isolation bearing,is further investigated.The results show that an increase in the thickness of the rubbermaterial leads to a higher energy dissipation of the bearing.Furthermore,the increase ininclination angle results in a higher third-order stiffness of the bearing.Finally,based onthe structural response analysis of the double conical non-bonded isolation structure,thestructure composed of the double conical non-bonded isolation bearing has good damping收稿日期:2021-09-15基金项目:国家自然科学基金项目(52078287);广西重点研发计划项目(桂科 AB19259011)通信作者:张强(1988),男,实验师,研究方向为工程结构减隔震.E-mail:746（自然科学版）第 29 卷effect.Key words:conical isolation bearing;unbonded;mechanical property;finite elementsimulation减隔震技术起源于 20 世纪,经过几十年的发展已经日趋成熟.隔震技术的基本原理主要是通过在结构物的基底设置隔震支座,使结构物与地基中的基础顶面分离,从而减少地震动向结构物的传递1.随着我国抗震设防要求的提高,高烈度区所占国土面积的比例也随之增大2.其中我国村镇民用建筑占有较大比例,但是大部分村镇建筑造价较低,基本未考虑抗震设防.隔震技术作为重要的抗震手段,能在不改变主体结构的同时有效提高建筑物抗震性能.但是,传统的叠层橡胶隔震支座自重大、制作工艺复杂且造价高昂,不适合大规模应用于我国村镇地区,因此有必要研发出一种适用性更广泛的简易支座.对于简易隔震支座,已有大量专业人员进行了研究.谭平等3提出了一种采用工程塑料板橡胶隔震支座的新型简易隔震支座,该支座将不饱和聚酯纤维加强复合材料板替代普通橡胶支座中的钢板,具有重量轻、造价低、运输与施工方便、适用于低矮村镇建筑等优点.田湾4开发了一种适合于高烈度寒冷地区村镇建筑的简易复合隔震体系,该隔震体系通过在建筑基底设置砂隔震垫层,同时在圈梁之间铺设摩擦滑移材料进行隔震;徐凯等5研究分析了选用 2 类不同的复合材料来替代传统橡胶支座中的钢板而形成的简易隔震支座;卜长明6针对砌体结构提出了沥青-砂垫层消能减震技术和捆绑橡胶束消能减震技术这 2 种简易消能减震技术;代宇飞7研究了一种针对新疆村镇地区的单层复合隔震体系模型;袁康等8针对村镇底层砌体建筑提出了一种在圈梁内布置橡胶束的新型简易滑移隔震体系;何文福等9提出了一种锥形非固结隔震支座,并对其进行了参数试验分析;黄思洋10提出了一种十字卡槽式简易隔震支座;李英民等11研究了在村镇建筑中应用滑移隔震技术的有效性和可行性;钱国桢等12对改性沥青阻尼垫与约束砂垫层这 2 种隔震方法进行了对比分析;赵少伟等13探讨了粒径砂垫层在不同厚度下的隔震效果;张超等14研究了橡胶粉的静等效刚度、吸能能力、进入隔震区频率点和隔震传递率随着目数、堆积厚度和承载重量变化的规律,为橡胶粉隔震垫的设计提供了依据;Tsang 等15-16提出了废旧轮胎橡胶-土混合隔震层,该方法可同时降低水平向和竖向地震响应;Fakhouri 等17提出了一种经济高效的提升滑动支座,并介绍了其工作原理,由于几何构造的独特性,故在减小水平位移上具有很大潜力;Nanda 等18研究了土工布作为摩擦滑移材料在地震作用下的耗能效果.为解决广大高烈度地区村镇房屋抗震能力不足的问题,新型的减隔震技术已受到研究人员广泛关注,但目前还缺乏能兼顾隔震减震性能、超设计地震限位功能、施工安装实用性和经济性的装置.本工作提出了一种双层锥形隔震支座,具有造价低廉、制作工艺简单的特点;推导出了支座水平刚度的计算公式,对可能影响支座耗能能力的各因素进行了参数分析;利用有限元软件对采用双层锥形隔震支座的结构进行了结构响应分析,验证了所提出的支座对结构的隔震效果.1双层锥形隔震支座构造及理论双层锥形隔震支座由上凹盖板、下凸盖板、夹层钢板、橡胶层组成,上下橡胶层为同种材料且厚度相同,支座示意图如图 1 所示.橡胶层与上下盖板、夹层钢板均无粘结.当发生地震时,支座通过橡胶层与夹层钢板的相互运动来减小刚度消耗能量,从而达到隔震的目的.图 1 中,R 为支座半径;R1为上凹盖板除去外侧圆环剩余部分的半径;r1为上凹盖板内部圆底部分半径;T1为橡胶层厚度;T2为夹层钢板厚度;T01为橡胶层在斜面部分的水平长度;第 4 期郝瑞康,等:双层锥形非粘结隔震支座力学模型及地震响应分析747L 为倾斜橡胶层沿斜面的母线长度;为支座倾斜角度R1r1RLT1T1T2?T1图 1 锥形固结支座示意图Fig.1 Schematic diagram of the conical consolidation bearing1.1运动状态双层锥形隔震支座在水平地震力作用下将发生相对位移.本工作根据相对位移大小,将其分为 3 个运动状态:水平剪切阶段、滑动摩擦阶段和倾斜橡胶层挤压阶段(见图 1).第一个运动状态为支座在水平地震力作用下开始运动,此时橡胶层受到水平剪切力作用,开始做水平剪切运动,当支座的整体相对位移等于橡胶层的整体水平剪切极限位移之和时,第一个运动状态结束,在这一状态下支座通过橡胶层的剪切变形耗能;第二个运动状态从支座水平橡胶层达到水平剪切极限位移后发生滑动摩擦开始,直到上凹盖板与夹层盖板的斜面均与倾斜橡胶层开始接触,在这一状态下支座主要通过克服摩擦力耗能,橡胶层不产生变形;滑动摩擦阶段结束后支座对斜面橡胶作水平挤压运动,2 层橡胶随着盖板的水平运动而产生变形,此为第 3 个运动状态.当橡胶层达到最大水平变形后第 3 个运动状态结束,在这一状态下支座通过橡胶垫的挤压变形耗能.?(a)?(b)?(c)?图 2 支座运动状态示意图Fig.2 Schematic diagram of the movement state of the bearing1.2水平剪切状态下刚度公式根据支座在水平地震力作用下的运动状态,推导出各阶段的刚度公式,得到其本构关系.水平剪切阶段,钢板与橡胶接触面为静摩擦力,且上下橡胶层为同种材料且厚度相同,因此剪切模量及剪切极限位移均相同.当支座进入水平剪切阶段时,上下 2 层橡胶同时开始运动且同时达到水平剪切极限位移,此时可等同普通橡胶支座.当考虑第 1 层橡胶(自上而下)单独工作时,支座水平刚度为19K1=GA1T1,(1)式中:G 为橡胶剪切模量;T1为橡胶层厚度;A1为第 1 层橡胶(自上而下)与支座盖板的水平748（自然科学版）第 29 卷接触面积,其中A1=R2 R21+r21,(2)式中:R 为锥形支座半径;R1、r1见图 1 所示,整理得第一阶段支座水平刚度:K1=GT1(R2 R21+r21).(3)当考虑第 2 层橡胶(自上而下)单独工作时,支座水平刚度为K2=GT1(R2+(R1 r1)(2q R1 r1),(4)式中:T2为夹层钢板厚度;q=?T2T1+1T1tan 2.(5)1.3滑动摩擦状态下刚度公式当上下水平橡胶层在水平地震作用下同时达到剪切极限位移后,支座上凹盖板与夹层钢板开始在橡胶层上发生滑动,此时滑动摩擦力 Fmax开始做功,Fmax=N,(6)式中:为盖板与橡胶的摩擦系数;N 为支座所受竖向力.1.4斜面挤压状态下刚度公式当在水平地震作用下完成滑动摩擦阶段后,支座上下盖板及夹层钢板开始压剪 2 层橡胶层的斜面部分.第 1 层斜面橡胶在地震力作用下最大水平位移为 01,则斜面橡胶圆周上其他受挤压点的水平变形量近似为01=01cos,(7)式中:为斜面橡胶圆周上其他受挤压点和圆心所连的直线与运动方向之间的夹角(见图 3),且 0 /2.单层倾斜橡胶的水平长度为T01=T1sin,(8)倾斜橡胶层沿斜面的母线长度为L=R1 r1cos,(9)被挤压的斜面橡胶层法向应力为=FA01=E01T01,(10)第 4 期郝瑞康,等:双层锥形非粘结隔震支座力学模型及地震响应分析74901011?图 3 支座橡胶层水平剖面示意图Fig.3 Horizontal sectional view of the rubber layer of the bearingA01为第 1 层斜面橡胶压缩面积,由几何关系可得出:A01=R1+r12L.(11)取 A01上一个面积微元,则该无穷小面积 dA01上的法向力为dF=E01T01dA01=E01T01R1+r12Ld,(12)则与水平地震力平行方向的作用力为dFh=dF cos=E01cosT1/sinR1+r12R1 r1cosd(cos),(13)对其进行积分,得出该阶段的刚度为K01=Fh01=E4T1(R21 r21)tan,(14)第 2 层斜面橡胶挤压时的刚度公式为K02=E4T1(R21 r21 2q(R1 r1)tan.(15)1.5支座整体运动刚度公式该支座为双层橡胶,每一层橡胶均考虑 3 个运动阶段,那么针对支座整体也是 3 个运动阶段,即水平剪切、滑动摩擦和斜面压剪.每个阶段上下 2 层橡胶层同步运动,也即同时发生水平剪切、滑动摩擦、斜面压剪.支座在每个阶段的刚度可由相应状态下单层橡胶刚度求得,由式K=1nXi=11Ki(16)750（自然科学版）第 29 卷可得,水平剪切阶段支座整体刚度为K=G2T1(R2 R21+r21)(R2+(R1 r1)(2q R1 r1)R2 R21+r21+q(R1 r1),(17)斜面挤压阶段支座整体刚度为K0=E tan8T1(R21 r21)(R21 r21 2q(R1 r)R21 r21 q(R1 r).(18)支座的理论滞回曲线如图 4 所示.KKKK?图 4 支座理论滞回曲线Fig.4 Theoretical hysteresis curves of the bearing2单层锥形隔震支座数值模拟及试验验证在得出了双层锥形隔震支座的刚度公式后,当锥形隔震支座为单层橡胶时,其 2 个阶段刚度公式为式(3)和(14).从刚度公式中可以看出,支座的橡胶层厚度及倾斜角度是影响锥形支座耗能的关键因素.本工作采用 Abaqus 有限元软件对单层锥形隔震支座进行模拟,分析上述2 个因素对其耗能能力的影响,为验证支座数值模型可靠性,刘文光等20对支座进行相应工况数值模拟.2.1有限元模型为研究橡胶材料厚度及倾斜角度对支座耗能能力的影响,在 Abaqus 有限元软件中建立了倾斜角度分别为 30、45、60的 3 组支座,橡胶材料厚度分别设计有 8 和 10 mm.以倾斜角度为 30、橡胶材料厚度为 10 mm 支座为例,详细尺寸如图 5 所示.有限元模拟各试验工况如表 1 所示.针对单个支座建模,首先在软件中建立上凹盖板、下凸盖板和橡胶层的部件,将材料的力学性能赋予到各自对应的部件,橡胶材料采用 Mooney-Rivlin 模型21.之后,将其装配成单层锥形隔震支座,在各部件接触面建立摩擦相互作用.接着对隔震支座进行边界条件和荷载分析步的设置:将支座底面进行固定处理,限制支座底面 x、y、z 3 个方向的自由度;对支座进行压剪试验,在其上表面施加相应的竖向荷载,此为第 1 个分析步;对支座上凹盖板施加水平位移荷载,此为第 2 个分析步.对隔震支座进行网格划分,上凹盖板、下凸盖板选用 C3D8R 单元,橡胶层选用 C3D8RH 单元,工况 1 所用有限元模型如图 6 所示.第 4 期郝瑞康,等:双层锥形非粘结隔震支座力学模型及地震响应分析751?3904248483908742195115701098图 5 单层锥形隔震支座尺寸(mm)Fig.5 Size of single-layer conical isolation bearing(mm)表 1 有限元模拟各试验工况Table 1 Various test conditions of finite element simulation工况倾斜角度/()橡胶厚度/mm水平位移幅值/mm竖向压应力/MPa13010562458543601056xyzzxy图 6 支座有限元模型Fig.6 Finite element model of bearing2.2试验验证图 7 为各工况试验与模拟结果对比.从图中可以看出,模拟所得的支座的力-位移曲线与试验所得数据曲线均呈现双锥形的特性,曲线趋势大致相同.在支座倾斜角度较小时,理论曲线与试验曲线吻合较好,各阶段刚度变化趋势与预期一致;在支座倾斜角度较大时,斜面压剪阶段的尖角段有所差别,最大水平反力均相同.3双层锥形隔震支座参数分析由上述支座整体刚度公式可看出,双层锥形隔震支座的刚度主要与支座的倾斜角度、橡胶材料厚度有关,因此采用 Abaqus 有限元软件建立不同倾斜角度及橡胶材料厚度组合的支座模型,分析其在不同竖向压应力及水平位移下的刚度及耗能能力.双层锥形隔震支座直径为390 mm,支座有限元模拟工况如表 2 所示.752（自然科学版）第 29 卷64202462001000100200?/kN?/kN?/kN?/mm(a)?(b)?(c)?6420246?/mm6420246?/mm?20010001002003002001000100200300图 7 各工况试验与模拟结果对比Fig.7 Comparisons of test results and simulation results under various working conditions表 2 支座有限元模拟工况Table 2 Finite element simulation condition of bearing工况倾斜角度/()单层橡胶厚度/mm水平位移幅值/mm竖向压应力/MPa1301010624510106360101064301010453015104630201047301013283010134930101361030101543.1不同倾斜角结果对比以不同倾斜角度进行对比试验,双层锥形隔震支座橡胶材料厚度采用单层 10 mm,水平加载位移 10 mm,竖向压应力 6 MPa,分别在 30、45、60这 3 种不同倾斜角度进行分析,滞回曲线如图 8(a)所示.从图 8(a)可以看出,倾斜角度为 30的支座试件所形成的滞回环面积最大,压剪阶段所形成的尖角最饱满;倾斜角度为 60的支座试件所形成的滞回环面积最小,压剪阶段所形成的尖角较窄;倾斜角度为 90时支座滞回曲线的双锥形最为明显.可见,在相同橡胶材料厚度和加载情况下,倾斜角度越小其耗能能力越大,压剪阶段的水平刚度也随倾斜角度增大而减小.图 9(a)为支座在不同倾斜角度下的等效刚度与等效阻尼.从图中可以看出,倾斜角度增大,支座等效刚度增大;倾斜角度增大,支座等效阻尼先增大后减小.3.2不同橡胶层厚度结果对比以不同橡胶材料厚度进行对比试验,双层锥形隔震支座倾斜角度设为 30,水平加载位移10 mm,竖向压应力 4 MPa,分别在橡胶材料单层厚度为 10、15 和 20 mm 进行分析.滞回曲线如图 8(b)所示.第 4 期郝瑞康,等:双层锥形非粘结隔震支座力学模型及地震响应分析753由图可知,在支座倾斜角度和加载位移相同时,使用不同厚度橡胶层的试件所形成的滞回曲线面积随厚度增大而有所增大;水平剪切阶段的刚度略有差异,斜面压剪阶段的刚度随厚度增大而减小.图 9(b)为支座在不同橡胶层厚度下的等效刚度与等效阻尼.从图中可以看出,橡胶层厚度增大,支座等效刚度减小,等效阻尼增大.3.3不同竖向压应力结果对比针对不同竖向压应力进行对比试验,双层锥形隔震支座倾斜角度设为 30,单层橡胶层厚度为 10 mm,水平加载位移为 10 mm,分别针对竖向压应力为 2、4 和 6 MPa 进行分析,滞回曲线如图 8(c)所示.由图可知,在加载位移相同时,随着竖向压应力的增大,所围成滞回环整体形状变得更加尖锐,即斜面压剪阶段的尖角更为明显.不同压应力下的最大摩擦力增大比例与应力增大比例不同,原因是橡胶材料与盖板之间的摩擦系数会随着竖向压应力变化.图 9(c)为支座在不同竖向压应力下的等效刚度与等效阻尼.从图中可以看出,竖向压应力增大,支座等效刚度增大,等效阻尼先增大后减小.3.4不同加载位移结果对比针对不同加载位移进行对比试验,双层锥形隔震支座倾斜角度设为 30,单层橡胶材料厚度为 10 mm,竖向压应力为 4 MPa,分别针对水平加载位移 10、13 和 15 mm 工况进行数值分析,滞回曲线如图 8(d)所示.从图中可以看出水平加载位移越大,滞回曲线所围成的面积越大,试件耗能性能越好,但加载位移的变化对滞回曲线的影响稍小.图 9(d)为支座在不同水平加载位移下的等效刚度与等效阻尼.从图中可以看出,水平加1555151 00050005001 000?/kN?/kN?/kN?/kN?/mm(a)?1?2?3?(b)?4?5?6?(c)?7?8?9?(d)?4?8?10?155515?/mm155515?/mm20 1001020?/mm?1?2?3?4?5400200020040060030003006006003000300600?6?7?8?9?4?8?10图 8 各工况试件滞回曲线对比Fig.8 Comparisons of hysteresis curves of specimens under various working conditions30456040506070?/()(d)?0.30.40.50.60.7?1015205152535?/mm0.400.450.500.550.60?2461020304050?/MPa?/(kNmm1)?/(kNmm1)?/(kNmm1)?/(kNmm1)0.350.400.450.500.55?1013163031323334?/mm0.350.400.450.500.55?(b)?(a)?(c)?图 9 各工况试件等效刚度与等效阻尼Fig.9 Equivalent stiffness and equivalent damping of specimens under various working conditions754（自然科学版）第 29 卷载位移增大,支座等效刚度增大,等效阻尼先增大后减小.4隔震结构地震响应分析4.1有限元算例为研究双层锥形隔震支座的隔震效果,应用有限元软件对双层锥形隔震结构进行结构响应分析,计算双层锥形隔震结构与原结构的加速度响应、层间剪力与层间位移.以一栋 3 层基础隔震的钢筋混凝土框架结构为例,在基础层设置双层锥形隔震支座.该结构的抗震设防烈度为 8 度,设计基本加速度为 0.2 g,场地类别为 类.结构立面图如图 10 所示,总高为 9.3 m,底层层高 3.3 m,标准层高 3 m,总重为 743 t.选用 2 条天然波(Landers、Cape)和 1 条人工波(RH1)进行地震动分析.按照 8 度设防水准进行加载(对应峰值加速度为 0.2 g).x 方向与 y 方向的输入峰值之比为 11.为分析研究双层锥形隔震支座不同倾斜角度及不同橡胶层厚度对结构响应的影响,故当设置倾斜角度为 30时,单层橡胶层厚度分别为 10、15 和 20 mm 的 3 组支座;以及单层橡胶层厚度为 10 mm 时,倾斜角度分别为 30、45和 60的 3 组支座,分析不同因素对结构的影响.支座布置如图 11 所示.以倾斜角为 30、橡胶材料厚度为 10 mm 支座为例,详细尺寸如图 12 所示.6 0003 3003 000 3 0006 0006 0009 300图 10 结构立面图(mm)Fig.10 Elevation view of the structure(mm)DCBA12346 0002 1006 00014 10018 0006 0006 0006 000?图 11 支座布置图(mm)Fig.11 Layout drawing of bearing(mm)第 4 期郝瑞康,等:双层锥形非粘结隔震支座力学模型及地震响应分析7553018018043078015012012012612678029430186图 12 双层锥形隔震支座尺寸(mm)Fig.12 Size of double-layer conical isolation bearing(mm)4.2结构响应对比双层锥形隔震结构在 3 条地震波输入下的各项结构响应与原结构对比如图 13、14 所示.图 13 为支座倾斜角度为 30时,单层橡胶材料厚度分别为 10、15 和 20 mm 的 3 组支座所得的结构响应平均值.从图中可以看出,双层锥形隔震支座隔震效果明显,且橡胶厚度越大其隔震效果越明显.针对结构层间加速度分析,3 组橡胶支座均使结构顶层层间加速度降低 70%左右;针对结构层间位移分析,结构最大层间位移角为 1/524.针对结构层间剪力分析,3 组支座中层间剪力最少降低 41%.图 14 为单层橡胶材料厚度为 10 mm 时,倾斜角度分别为 30、45和 60的 3 组支座所得的结构响应平均值.从图中可以看出,双层锥形隔震支座隔震效果明显,且倾斜角度越小其隔震效果越强.针对结构层间加速度分析,3 组橡胶支座均使结构顶层层间加速度降低 60%以上;针对结构层间位移分析,结构最大层间位移角为 1/506.针对结构层间剪力分析,3 组支座中层间剪力最少降低 40%.123450123?/(mms2)(a)?(b)?(c)?02468123?/mm01 0002 0003 000123?/kN10 mm?15 mm?20 mm?图 13 不同橡胶层厚度下的结构响应Fig.13 Structural responses under different rubber layer thicknesses756（自然科学版）第 29 卷0123456123?0246812301 0002 0003 000123?/(mms2)(a)?(b)?(c)?/mm?/kN30?45?60?图 14 不同倾斜角度下的结构响应Fig.14 Structural responses at different tilt angles5结论本工作对双层锥形隔震支座进行了变形理论分析及有限元模拟,研究了双层锥形隔震支座的力学性能,并对支座的倾斜角度、橡胶材料厚度、水平加载位移及竖向压应力对支座力学性能的影响进行了分析,结论如下.(1)通过理论分析,得到了双层锥形隔震支座的恢复力模型.双层锥形隔震支座在运动时经历水平剪切、滑动摩擦及斜面挤压 3 个阶段,支座主要在水平剪切和斜面挤压这 2 个阶段消耗能量.(2)支座刚度大小主要与支座橡胶材料厚度、倾斜角度有关,通过有限元软件对单个双层锥形隔震支座进行有限元模拟可以发现:支座倾斜角度越大,支座第 3 阶刚度越大;橡胶材料厚度越大,支座所形成的滞回环面积增大;竖向压应力和水平加载位移增大,支座耗能也有所增大.(3)通过对双层锥形隔震结构进行结构响应分析可见,加支座后结构隔震效果明显,结构顶层加速度降低 60%;隔震结构最大层间位移为 1/506,在许可范围内;层间剪力减小了 40%.参参参考考考文文文献献献:1 李国强,张杰.建筑结构抗震设计 M.北京:中国建筑工业出版社,2014.2 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局,中国国家标准化管理委员会.GB 183062015.中国地震动参数区划图 S.北京:中国质检出版社,2015.3 谭平,徐凯,王斌,等.基于新型简易隔震支座的村镇建筑隔震性能研究 J.土木工程学报,2013,46(5):64-70.4 田弯.高烈度寒冷地区村镇建筑简易复合隔震技术数值分析 D.重庆:重庆大学,2015.5 徐凯,谭平,王斌,等.两类新型简易隔震支座的试验性能对比研究 J.地震工程与工程振动,2014,34(6):11-18.6 卜长明.村镇建筑简易消能减震技术抗震性能研究 D.重庆:重庆大学,2012.7 代宇飞.新疆村镇简易复合隔震建筑地震响应特征研究 D.新疆石河子:石河子大学,2018.8 袁康,郭军林,李英民.村镇建筑新型简易滑移隔震体系拟静力试验研究 J.工业建筑,2015,45(11):30-34.第 4 期郝瑞康,等:双层锥形非粘结隔震支座力学模型及地震响应分析7579 何文福,曾一峰,许浩,等.锥形非固结隔震支座理论模型参数试验研究及其结构地震响应分析 J.工程力学,2020,37(5):217-227.10 黄思洋.村镇砌体结构简易隔震措施试验研究 D.昆明:昆明理工大学,2019.11 李英民,刘流.村镇建筑简易滑移隔震技术抗震设防目标及技术措施 J.工业建筑,2015,45(11):24-29;57.12 钱国桢,许哲,石树中,等.两种农村简易隔震试点建筑介绍 J.工程抗震与加固改造,2014,36(2):27-34.13 赵少伟,窦远明,郭蓉,等.基础下砂垫层隔震性能振动台试验研究 J.河北工业大学学报,2005(3):92-97.14 张超,王瑞,林振荣.橡胶粉隔震性能的试验研究 J.工程抗震与加固改造,2011,33(6):52-57.15 Tsang H H.Seismic isolation by rubber-soil mixtures for developing countries J.EarthquakeEngineering&Structural Dynamics,2008,37(2):283-303.16 Tsang H H,Lo S H,Xu X.Seismic isolation for low-to-medium-rise buildings using granulatedrubber-soil mixtures:numerical study J.Earthquake Engineering&Structural Dynamics 2012,41:2009-2024.17 Fakhouri M Y,Igarashi 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