近断层地震作用下隔震结构的损伤模式与控制

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密级公开分类号ＴＵ３５２．１ｍＸＩＡＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＩＣＡＬＵＮＩＶＥＲＳＩＴＹ硕士学位论文题目：近断层地震作用下隔震结构时损伤模式与控制作者：于娇指导教师：刘慧萍教授申请学位学科：防灾减灾工程及防护工程２０１８年５月１１日 密级公开分类号TU352.1XI’ANTECHNOLOGICALUNIVERSITY硕士学位论文题目:近断层地震作用下隔震结构的损伤模式与控制作者：黑体于4娇号指导教师：刘慧萍教授申请学位学科：防灾减灾工程及防护工程2018年5月11日 近断层地震作用下隔震结构的损伤模式与控制学科：防灾减灾工程及防护工程研究生签字：指导教师签字：摘要隔震作为一种行之有效的结构抗震技术，在工程结构中得到了广泛的应用，但震害经验表明隔震结构在强震作用下可能会遭受一定程度的损伤。同时，近断层脉冲型地震动作为一种危害极大的特殊地震动值得大家特别关注。目前国内外学者对隔震结构进行了一系列的研究，但隔震结构在近断层脉冲型地震动作用下的损伤与控制研究较少。隔震结构的损伤与控制研究对提高结构的抗震性能具有重要的现实意义，因此本文主要进行了以下方面的研究：（1）以近断层脉冲型地震动为输入，通过分析典型的地震动强度指标与隔震结构等效非线性SDOF体系地震响应之间的相关性，研究隔震结构近断层脉冲型地震强度指标。以隔震结构地震强度指标分析结果为依据，选择相关性较好的指标HI、VSI和PGA为控制条件，基于Q型系统类聚分析法分类筛选地震动，以控制结构地震响应离散性，并通过算例验证了这种分类筛选地震动方法是可行的。（2）本文研究依托于一5层隔震结构工程实例，运用SeismoStruct软件建立了结构数值分析模型。根据其平面布置规则及结构损伤分布，选择损伤较严重的一榀框架为代表，建模后通过增量动力时程分析，进行隔震结构损伤研究。确定结构损伤计算所需参数及结构损伤状态描述，运用Matlab编程并求解结构损伤指数。本文损伤计算试用了3种损伤模型，发现其计算结果相差不大，故取Kunnath损伤指数模型计算结果为损伤分析依据。（3）在隔震结构损伤计算的基础上，以损伤指数定义结构失效，利用Z-Score法、RSR法、TOPSIS法分析隔震结构在两类地震动作用下的主要失效模式，得到具有统计意义上的主要失效模式。同时采用编辑距离算法，简单评价结构主要失效模式，建议隔震结构主要失效模式统计分析选择Z分数法或RSR法。 （4）基于隔震结构在近断层脉冲型地震动作用下的损伤和地震失效模式分析，探究隔震结构附设阻尼装置的减震控制效果。在阻尼装置选定的情况下，以结构最大层间位移角、最大层剪力、结构响应时程、隔震支座最大位移、损伤指数等参数，主要对比分析了5种阻尼装置布置形式：各层均布、奇数层布置、偶数层布置、薄弱层布置、“位置逼近”布置方案，对结构的影响。建议结构阻尼装置布置采用各层均布或“位置逼近”法。最后针对隔震层地震响应，通过上移隔震层且结构层布置阻尼装置的方法来控制，减震效果明显。关键词：近断层脉冲型地震动；隔震结构；损伤；失效模式；控制 DamageModeandControlofIsolatedStructureundertheActionofNear-faultGroundMotionsDiscipline:DisasterPreventionandMitigationEngineeringStudentSignature:SupervisorSignature:AbstractSeismicisolationasoneoftheeffectiveanti-seismictechnologyhasbeenwidelyusedinengineeringstructures.Butexperienceinearthquakeshowsthatisolatedstructuresmaybedamagedtoacertaindegreeundertheactionofstrongearthquake.Meanwhile,near-faultpulse-likegroundmotionasaspecialkindofgroundmotionwithgreatharmdeservesspecialattention.Thoughaseriesofstudyonseismicisolationweredonebyscholarsathomeandabroad,studyaboutdamageorcontrolofisolatedstructuresundertheactionofnear-faultpulse-likegroundmotionsisless.Thestudyondamageandcontrolofisolatedstructureisofgreatrealisticsignificancetoimprovetheseismicperformanceofstructures.Therefore,thefollowingissuesareinvestigatedinthispaper:（1）Takingnear-faultpulse-likegroundmotionsasinputtoanalyzethecorrelationbetweenthetypicalgroundmotionintensityindicesandtheresponsesofSDOFsystemforisolatedstructure.Andstudyonnear-faultpulse-likegroundmotionintensityindicesforisolatedstructure.Basedonthestudyofgroundmotionintensityindices，thispaperadoptsthegroundmotionintensityindicesHI,VSIandPGAascontrolvariables.Amethodwhichwouldcontrolthediscretenessofstructureseismicresponseseffectivelyhasbeusedtoclassifygroundmotions.Atlast,theexamplehasprovedthefeasibilityofthismethod.（2）Structurenumericalanalysismodelbuildinginthispaperreliesonafive-storyisolationstructureprojectexamplebySeismoStructsoftware.Sincetheregularstructure,takingoneofthemostdamagedframesinthestructureastherepresentativetoestablishthestructuredamageanalysismodelanddynamictimehistoryanalysisiscarriedout.Parametersforstructuredamagecalculationanddescriptionofthestateofstructuredamagearedetermined.StructuredamagemodelsareprogrammedandsolvedbyMatlab.Therearethreedamage modelsandtheresultsofthemareveryclose.Finally,Kunnath'sdamagemodelisselectedtoanalyzethestructuredamage.（3）Structurefailurejudgmentisbasedonstructuredamagecalculation.Z-Score,RSRandTOPSISmethodsareusedtoanalyzethemainfailuremodeoftheisolationstructureundertheactionoftwotypesofgroundmotions.Soastatisticalconclusionofthemainfailuremodeoftheisolationstructureisobtained.Themainfailuremodeoftheisolationstructureisevaluatedbyaneditdistancealgorithm.TheZ-scoresorRSRmethodisrecommendedtoanalyzethemainfailuremodelofstructures.（4）Baseonthestudyofthedamageandmainfailuremodeofisolationstructureundernear-faultpulse-likegroundmotions,thecontroleffectofthedampingdeviceonthestructureisinvestigated.Therearefivedampingdevicesarrangementformssuchasputdampersoneachfloor,odd-numberredfloors,even-numberredfloors,weakfloorsand"betterfloors".Andtheeffectofarrangementformsonthestructureisevaluatedonparameterssuchasthemaximuminter-storeydriftangle,themaximuminterlayershearforce,structureresponsetimehistories,themaximumisolationbearingdisplacementanddamageindex.Itissuggestthatthedampingdevicesshouldbearrangedoneachflooror"betterfloors".Finally,theresponseoftheisolationlayeriscontrolledbybringtheisolationlayerforwardandarrangingthedampingdevicesontheotherstructurallayers.Theresultsshowproposedmethodispracticalandfeasibleinreducingtheseismicresponsesofstructures.KeyWords:near-faultpulse-likegroundmotion;isolatedstructure;damage;failuremode;control 目录1绪论.......................................................................................................................................11.1研究背景及意义..............................................................................................................11.2国内外研究概况..............................................................................................................31.2.1近断层地震动研究概况........................................................................................31.2.2结构地震损伤研究概况........................................................................................41.2.3隔震结构振动控制研究概况................................................................................71.3本文主要研究内容..........................................................................................................82隔震结构近断层脉冲型地震强度指标研究...........................................................................92.1近断层脉冲型地震动记录的选取..................................................................................92.2隔震结构等效SODF体系及其运动方程....................................................................122.3相关性统计分析............................................................................................................142.3.1地震动强度指标选取..........................................................................................142.3.2隔震结构脉冲型地震强度指标与响应的相关性分析......................................152.3.3算例验证..............................................................................................................202.4地震动记录的筛选........................................................................................................222.4.1基于Q型系统类聚分析法筛选地震动.............................................................222.4.2地震动筛选结果验证分析..................................................................................252.5本章小结........................................................................................................................263隔震结构地震损伤及失效模式分析.....................................................................................283.1工程概况及数值分析模型............................................................................................283.2隔震结构上部结构损伤计算........................................................................................313.2.1梁、柱单元能力参数确定..................................................................................313.2.2结构损伤状态描述..............................................................................................343.2.3构件损伤计算......................................................................................................353.2.4层与整体损伤计算..............................................................................................393.3隔震层损伤计算............................................................................................................413.3.1隔震支座损伤模型..............................................................................................413.3.2隔震层损伤模型..................................................................................................413.3.3损伤状态描述......................................................................................................413.3.4隔震层损伤计算..................................................................................................413.4隔震结构损伤失效模式统计分析................................................................................453.4.1失效模式识别方法..............................................................................................45i 3.4.2多指标综合评价法统计结构主要失效模式......................................................473.4.3编辑距离算法评价结构主要失效模式..............................................................523.5本章小结........................................................................................................................544隔震结构减震控制效果分析.................................................................................................564.1隔震结构附设阻尼装置模型的建立............................................................................564.1.1模型单元类型的选取..........................................................................................564.1.2阻尼器布置形式..................................................................................................564.2控制前后隔震结构响应对比........................................................................................584.2.1位移角..................................................................................................................584.2.2层剪力..................................................................................................................594.2.3顶层位移时程与加速度时程..............................................................................604.2.4隔震支座最大位移..............................................................................................614.3控制前后隔震结构损伤对比........................................................................................624.3.1隔震结构上部结构损伤值..................................................................................624.3.2隔震层损伤计算..................................................................................................624.4针对隔震层减震控制方案及效果分析........................................................................634.4.1位移角..................................................................................................................644.4.2层剪力..................................................................................................................644.4.3隔震支座最大位移..............................................................................................654.5本章小结........................................................................................................................665结论与展望.............................................................................................................................675.1结论................................................................................................................................675.2展望................................................................................................................................67参考文献.....................................................................................................................................69攻读硕士学位期间发表的论文.................................................................................................76致谢.........................................................................................................................................77学位论文知识产权声明.............................................................................................................78学位论文独创性声明.................................................................................................................79ii 1绪论1绪论1.1研究背景及意义长期以来，地震灾害始终是危及人类生命财产安全的重大自然灾害之一，其中地震引发的建筑物的倒塌或损伤，是造成人员伤亡及财产经济损失的重要原因。尤其是随着经济的快速发展和城镇化的不断推进，各类建筑物和构筑物越来越密集，地震给人类带来的损失也愈发严重。近年来，国内外地震频发，仅据我国国家地震科学数据共享中心（ChinaEarthquakeDatacenter）中国地震台网可监测到的国内外部分地震统计，自2015到2017[1]年约有120417次地震记录，其中6级及以上的地震记录约2812次，地震活跃可见一斑。我国是世界上地震灾害最严重的国家之一，四川、云南、青藏、台湾等地震活动频发，汶川、雅安、鲁甸等强烈地震，造成成千上万的房屋倒塌、人员伤亡失踪，损失惨重。图1.1所示为我国近年来几次地震中房屋损坏较为严重的震害图。因此，如何有效地避免和减轻地震灾害给人类造成的损失，做好抗震减灾工作，是土木工程研究人员以及工作人员等长期为之奋斗的目标。（a）台湾集集地震房屋震害（b）四川雅安地震房屋震害（c）台湾花莲地震房屋震害（d）四川汶川地震房屋震害图1.1地震房屋灾害1 西安工业大学硕士学位论文在此目标的指引下，地震工程相关学科和技术不断发展。其中随着强震记录仪技术的不断进步、地震动记录数据的积累、相关研究的发展，近几年，一种被认为是特殊的地震动——近断层地震动，因其在近期的几次大地震中都造成了近断层地区工程结构的严重破坏，如墨西哥城大地震、汶川地震、东日本大地震等，引起了各国学者的广泛关注。这些震害及研究均表明，近断层地震动作用对建筑结构的严重破坏、对人类生命和财产的潜在威胁问题已不能忽视，应引起足够的重视。另一方面抗震规范在近断层地震动方面存在不[2]足。我国《建筑抗震设计规范》（GB50011-2010）（以下简称“抗震规范”）中，地震影响系数曲线对近断层地震动所在周期段的取值问题，由于强震记录仪技术的局限性造成的近断层地震动资料的不足，而存在较大争议。目前，国内外规范均对这类地震动作用少有专门的规定。关于近断层地震动作用的研究任重而道远，亟需更多的思考和探索。对于地震灾害，积极的预防是防灾减灾的重要措施,因此土木工程相关的研究人员和工作人员，一直致力于工程抗震方面的研究。在这个背景下各种结构振动控制技术相继被提出。其中隔震和消能减震技术以其良好的控振性能，以及装置制造材料和技术的不断进步，已被广泛地应用于各工程领域，目前仅我国就约有6000多栋减隔震建筑，图1.2所示为我国减隔震建筑数量统计图。隔震建筑也在强震中经受了检验，如2011年东日本大[3]地震中日本仙台的东北大学隔震实验楼、2013年中国四川雅安芦山地震中芦山县人民[4]医院门诊楼、汶川地震后重建的汶川二小等。我国工程院院士周福霖曾称赞：“隔震技术是效果最好的抗震办法，到目前为止，世界上还没有一栋房屋采用隔震技术后被震倒”。以上事实均表明，隔震技术是一项有效提高建筑结构地震安全性、防止地震破坏的革新技术，且应用前景广泛。目前，已有大量隔震相关方面的研究成果，但其中关于隔震结构的[5]损伤研究较少。隔震结构在强震作用下可能会遭受一定程度的损伤，如何评价其损伤程度，是工程抗震和结构振动控制领域内一个重要且具有现实意义的问题。60005000幢我国约50%400030002000减隔震建筑/1000它国约50%02014201520162017年份/年（a）我国减隔震建筑数量（b）我国现有减隔震建筑数量占比图1.2我国减隔震建筑统计本文以当前强震作用所造成的房屋倒塌和人员伤亡教训、抗震设计对近断层地震动的局限性、隔震建筑不断增长以及结构振动控制发展前景广阔等作为研究背景，拟开展近断2 1绪论层地震动作用下隔震结构损伤模式与减震控制研究。1.2国内外研究概况1.2.1近断层地震动研究概况近断层（near-fault）地震动，也称为近场（near-field）或近源（near-source）地震动，目前在学术研究中并没有严格的区分，本文统一称为近断层地震动。它是指当震源距较小[6]时，震源辐射地震波中的近场和中场项不能忽略的区域的地震动。现阶段，近断层地震动并没有一个统一而具体的定义，关于近断层地震动的研究尚处于不成熟的阶段，需要更多更深入的研究。这些年，国内外学者对近断层地震动的研究主要集中在其近场脉冲效应方面，这正是[7]其对结构产生巨大破坏力的重要原因。但并非所有近断层地震动都包含有脉冲，那些无[8]脉冲的近断层地震动的特性与远场地震动几乎相同。所以本文将要研究的近断层地震动是这种最为特殊的——近断层脉冲型地震动。[9]其实早在60多年前的PortHueneme地震，研究者们就已经意识到了近断层地震动对结构的不良影响。限于当时可供研究的相关资料较少，近断层地震动的研究发展比较缓慢。直到1994年的Northridge地震和1995年的Kobe地震后，各国学者才开始广泛地关注近断层地震动。目前对近断层地震动的研究主要集中在两个方面，一是，关于近断层地震动自身特性、参数、分析识别方法等方面的研究；二是，其对结构的影响研究。[10]近断层地震动特性等研究方面：国外学者Bolt首先提出，速度脉冲可能是由快速[11]的断层滑动引起的。Aagaard等人通过对几次地震分析及模拟，研究了方向性效应、断[12]层机制对近断层地震动的影响。Bouchon等通过分析1999年Turkey地震，发现近断层[13][14]地震动断层破裂速度可以以超剪切速度传播。Padgett、ÖzgürAvşar、[15][16-17]Falamarz-Sheikhabadi等研究了近断层地震动强度参数。Mavroeidis等研究了近断层地震动及其与断层破裂过程的关系，并指出类似破裂滑动函数比位错模型更适合于模拟近[18]断层地震动。Loh提出基于经验模态分解与希尔伯特-黄变换（HHT）识别近断层地震[19][20]动。Shahi和Baker在Baker基于小波分析判别脉冲型地震动的方法的基础上对其提[21]出了修正和优化。Gillie等通过具有向前方向性近断层地震动作用下非线性单自由度体[22]系响应分析，提出具有与延性和周期相关的强度折减系数。MazzaF和VulcanoA分别分析了依据EC8抗震规范设计的3个框架结构在近断层地震动作用下的非线性动力响应，来验证当前规范的有效性，结果表明当前规范需要特别考虑近断层地震动。[23-25]我国学者刘启方、欧进萍、谢俊举等，从场地特征、震源机制、震级、断层距、[26-30]断层机制等因素，研究了近断层地震动特性。李雪红、董尧荣、韩淼、杨迪雄、周靖等，分别研究了不同近断层地震动强度参数，可以从中发现地震动参数输入对结构响应影响显著，不同情况应考虑选用不同地震动强度指标比较合理。李明、谢礼立等通过对近断层与[31-32]远场地震动特征参数的研究，划分了近断层临界断层距。方小丹、肖从真等学者从竖3 西安工业大学硕士学位论文向反应谱比值、竖向地震动作用、规范设计反应谱、最小剪重比、特征周期、结构基底抗震设计剪力等方面，指出了我国现行抗震规范在近断层地震动方面存在的不足。[33]近断层脉冲型地震动对结构的影响研究方面：1978年国外学者Bertero等首先分析了SanFernando地震中一家医院建筑结构响应，指出近断层脉冲是引起结构破坏的主要[34]原因。随后涌现出大量关于近断层地震动作用对结构影响的研究。Alavi和Krawinkler分析了近断层地震动作用下单自由度体系和多自由度体系结构响应特点，以及与结构周期[35-36]和脉冲周期之间的关系。Mortezaei和Ronagh先后提出了适用于远场和近场地震动作用的纤维加固钢筋混凝土柱的塑性铰长度计算公式，随后又研究了远场地震动和近场向前[37]方向性地震动作用下钢筋混凝土柱塑性铰长度计算。Mazza和Vulcano对只考虑重力荷载和水平地震作用的五层基础隔震框架结构，在不同加速度比近断层地震动作用下进行了[38]非线性动力分析，认为上部结构设计时也应该考虑竖向地震作用。Psycharis等运用蒙特卡罗模拟合成近断层脉冲型地震动，对近断层地震动作用下典型柱子进行了易损性分[39]析，考虑了震级、断层距两个工程需求参数作抗震可靠性评价。Ismail等研究了一种针对近断层地震动作用的RNC滚排隔震装置，克服了地震动大脉冲造成的隔震装置的较大[40-41]位移，平衡了隔震装置位移限制和结构的加速度。KojimaK和TakewakiI发现最大塑性变形可能发生在第一个脉冲之后也可能发生在第二个脉冲之后，这取决于输入水平。随后又以单自由度体系为研究对象，以双脉冲输入代替近断层脉冲型地震动，考虑结构的P-δ效应，推导了弹塑性结构在近断层地震动作用下动力稳定性准则的解析解。[42]我国学者，杨迪雄等对比分析了近断层地震动特征对3种结构体系地震响应的影[43]响。江义等对比分析了有、无速度脉冲的地震动对结构的影响差异，指出前者主要引起结构基本振型反应，而后者主要引起结构高阶振型反应，而且前者破坏力远大于后者。[44]文波和牛荻涛以变电站主体结构电气设备复合体系为研究对象，对比分析近断层地震动与远断层地震动作用下体系的地震反应，指出近断层地震动下结构体系破坏更严重。李[45]旭等具体研究了近断层地震特性对不同周期结构抗震性能的影响，指出近断层地震滑冲效应不但对高层结构产生不利影响，对某些短周期结构的影响同样不容忽视。樊剑、杨[46-52]迪雄、杜永峰、韩淼等，一批学者，从基础隔震、层间隔震、摩擦型隔震等隔震结构抗震性能、限位、抗倾覆性能、碰撞效应、增设阻尼器效果、振动台实验等方面，系统地研究了近断层地震动对隔震结构的影响。综上所述，近断层脉冲型地震动特性异于普通型地震动，且对建筑结构的破坏力较大，尽管近断层脉冲型地震动已引起国内外学者的广泛关注，但研究尚处于不成熟的阶段，需要更多的工作。1.2.2结构地震损伤研究概况损伤是一个广义的概念，最初主要用于损伤力学中作为一个描述材料或结构性能劣化的量。结构的地震损伤评估是由力学概念引申，通过结构反映参数描述“破坏”的一个较[53]为模糊的概念，并最终通过联系结构实际震害与结构抗震性能目标，形成的一种结构4 1绪论地震损伤评估方法。可以很好地用于抗震结构设计检验、震后损伤评估、结构抗震可靠度分析和预测等。造成结构地震损伤的因素相当复杂，国内外学者提出了各种适用于不同结构及分析方[54]法的损伤模型。各种损伤模型中，Hearn和Testa用截面面积的减少来表达损伤变量。[55][56]Powell和Allahabadi提出延性比损伤指数模型。Krawinkler和Zohrei通过钢试件的强[57]度、刚度和滞回能退化来描述损伤。Gosain最早提出关于能量的损伤评估方法。[58][59]DiPasquale和Cakmak用结构周期来描述损伤程度。Reinhorn和Valles提出了基于疲[60][61]劳的双参数损伤模型。目前常用的是Park-Ang提出的损伤模型。Kunnath在前者研究[62][63][64]基础上提出了改进的双参数损伤模型。我国王东升、牛荻涛、付国等学者通过研究也对Park-Ang双参数损伤模型进行了改进。同时针对不同结构类型的损伤模型相继被[65]提出。欧进萍等基于Park-Ang模型提出了针对钢结构的改进损伤模型。江近仁和孙景[66][67]江提出了砖结构的地震损伤模型。Barbat等提出评价一个地区结构损伤的能力谱法。为了能够合理的确定结构地震损伤性能目标与相应的损伤指数之间的对应关系，[68][69]Park-Ang、Ghobarah、牛荻涛、欧进萍、刘伯权、江近仁等上述学者还以震害经验和试验分析结果等为依据，对结构损伤指数范围划分了标准。划分范围虽不完全相同，但大致相近。综上所述，目前已提出各种各样的损伤模型，并用于各种结构的损伤分析，但模型不是过于简单与实际不符，就是模型中参数难以确定，过于繁琐难以应用。本文主要选用3种可以用于不同结构的损伤模型，对本文研究对象隔震结构进行损伤分析：一种较简便的单参数损伤模型，Powell和Allahabadi提出的改进的延性比损伤指数模型；一种目前广泛应用的Kunnath提出的修正的Park-Ang双参数损伤模型；以及我国学者牛荻涛基于Park-Ang损伤模型提出的改进的双参数模型，表达式如下。计算时取结构构件最大截面损伤指数作为构件损伤指数。（1）Powell和Allahabadi延性比损伤指数模型，表达式如下：1mDPA=(1.1)1u式中D为损伤指数，为最大延性系数，为极限延性系数。PAmu最早最简单的损伤指数模型就是延性比损伤指数模型，曾在结构损伤评估中被广泛应用。（2）Kunnath改进的损伤指数模型目前最著名、使用最广泛的就是Park-Ang双参数损伤模型，表达式如下：mDIPA&dEh(1.2)Puuy式中，为荷载作用下结构单元最大变形，为单元极限变形，P为单元屈服力，dEmuyh为单元滞回耗能，为组合系数。5 西安工业大学硕士学位论文Park-Ang基于退化的双参数损伤模型可以用于计算不同结构的损伤指数：构件的、楼层的以及结构整体的损伤。但是，对于楼层和整体损伤指数需要极限层间变形和顶层变形，也需要楼层响应的屈服剪力和基底屈服剪力。这些可以通过侧向非线性增量分析得到。为了确定估算楼层和整体的损伤指数，引入了一个基于不同构件吸收能力或整层耗能的加权因子。考虑到结构单元的塑性行为，Park-Ang模型中有一些参数难以计算，及模型存在的一些其它不足，Kunnath提出了联系结构弯矩和转角的改进的损伤修正模型，其表达式为：mrDEKh=(1.3)Muryu式中，为荷载作用下结构单元最大转角，为单元截面极限转角，为单元可恢复转mur角（一般取为弹性转角，即=），M为屈服弯矩，E为结构单元积累滞回耗能，ryyh为组合系数，考虑结构强度退化Park建议取0.1。（3）牛荻涛改进的损伤指数模型牛荻涛主要针对Park-Ang模型变形与耗能线性组合缺乏确切依据的不足之处，基于我国海城地震、唐山地震、天津地震中的八幢钢筋混凝土框架结构的原始设计资料和实际震害模型，对结构变形与累积耗能、极限变形与极限滞回耗能进行了分析，提出了改进的钢筋混凝土结构双参数损伤模型，其表达式为：EmhD+(1.4)NEuu式中，为荷载作用下构件单元最大变形，为构件单元极限变形，E为结构单元积累muh滞回耗能，E为结构单元极限滞回耗能，、为组合系数，其中取值为0.1387、取u值为0.0814。隔震结构损伤研究方面：隔震结构的抗震研究等较为成熟，并且规范规定了相应的设计方法。但是现行各国规范中隔震结构设计准则及许多相关研究，都是基于使隔震结构上部结构处于弹性状态或轻微塑性状态的假定，而近几年从隔震建筑的震后情况发现，在强震作用下隔震建筑存在上部结构进入塑性的现象。造成结构强震下抗震性能不能可靠预测和控制，进而出现不可控和不可预期的损伤失效。对此，学者们对隔震结构损伤做了一些研究。[70]常磊等针对高层混凝土框架及框架剪力墙基础隔震结构进行了损伤及耗能评价，[71]认为隔震结构体系周期延长系数越大，结构损伤越小。卫杰彬等通过分析层间隔震结[72]构地震损伤机理，发现结构损伤首先发生在隔震层及上部一到两层的梁构件上。何政等选取了三种描述钢筋混凝土构件损伤的模型，统计分析了地震动与损伤模型对结构损伤失效的影响，提出不同损伤模型在同一地震动作用下造成的结构损伤失效大致相同。杜东升[73]等研究了地震动频谱特性对隔震结构响应及损伤的影响，发现上部结构损伤因子随加6 1绪论[74]速度谱平均周期增加而增加。刘阳和刘文光等研究了近断层地震动和远源长周期地震动作用下考虑碰撞效应的偏心隔震结构损伤性能，指出长周期地震作用下考虑碰撞效应的[75]隔震结构损伤值较高，上部结构及隔震层偏心会对结构损伤产生不利响应。陈奕玮等通过IDA分析研究了大跨隔震及非隔震网架结构在地震下的损伤状况及概率，发现隔震[76]相较于非隔震大跨结构抗震性能较好。张尚荣对层间隔震结构和柱顶隔震结构的损伤破坏模式进行了统计分析，分析表明层间隔震结构隔震层先于上部结构梁破坏，而柱顶隔震结构反之。1.2.3隔震结构振动控制研究概况随着人们对地震危害的不断认识，以及对建筑结构安全性和舒适度要求的不断提高，建筑结构的振动控制变得越来越重要。结构振动控制按被控制系统是否有外部能源输入，可分为被动控制、主动控制、半主动控制和混合控制。被动控制由于其装置简单，实现便易，经济性与可靠性好等优点，已广泛地在各工程领域中得到应用，本文研究的隔震结构就是一种有效的结构被动控制，此外被动控制还包括耗能减震和吸震减震等。建筑结构的振动控制研究虽多，但其中关于隔震结构的研究较少。谭平、赵桂峰、何[77-79][80]文福等，通过改进隔震支座从而控制结构响应。杜永峰、朱前坤通过给隔震结构[81]上部结构加设阻尼器的办法来控制高层隔震结构风振响应。LoveJS等提出用调谐液[82]体阻尼器来控制隔震结构响应。颜桂云等通过在隔震层增设粘滞阻尼器来改善隔震结[83]构的减震效果。周福霖等通过改变隔震层位置来控制层间隔震结构减震效果。Taniguchi[84][85]T等利用质量阻尼器来控制隔震结构隔震支座位移。王亚楠等分析了TMD-基础隔震[86]混合控制方法的减震效果。李喜梅等将隔震技术与附加减震装置结合对曲线梁桥进行[87]控制。孙作玉等对滚球隔震结构利用半主动控制，来限制隔震层位移和改善结构控振[88]效果。张颖等将分段隔震的概念应用于高层隔震建筑减震控制中。上述学者通过对隔震结构进行振动控制，均不同程度得降低了结构的响应。综上所述隔震结构的振动控制大多利用减震技术，故本文隔震结构在地震动作用下的减震控制考虑沿用这个思路，通过给结构附设阻尼装置来进行减震控制。结构耗能减震技术是在结构物的某些部位设置耗能装置，通过耗能装置产生摩擦、弯曲弹塑性滞回变形来耗散或吸收地震输入结构的能量，以减小主体结构地震反应，从而避免结构产生破坏或倒[89]塌，达到减震控震的目的。耗能装置和支撑构件构成耗能部件。其中阻尼器是耗能部件的主体，我国抗震规范将其分为位移相关型阻尼器、速度相关型阻尼器和其他类型。其中常用的位移型阻尼器——金属阻尼器，以其性能优越、制作方便、材料利用率高、易于更换、经济性好、不受结构类型、层数等条件限制等优点，结构耗能减震中应用较多。金属阻尼器一般指利用金属材料（钢材、铅和形状记忆合金等）弹塑性变形来消耗地震输入结构能量的阻尼器。金属阻尼器根据使用时与主体结构连接方式不同可以分为：支撑式金属阻尼器和墙式金属阻尼器，支撑式金属阻尼器连接为直接连接，其原理是将结构变形直接传至阻尼器，通过阻尼器耗能达到减震目的。墙式金属阻尼器为间接连接，其原7 西安工业大学硕士学位论文理是将结构变形通过连接墙传至阻尼器。针对本文研究对象主要选用支撑式金属阻尼器。1.3本文主要研究内容本文以近断层脉冲型地震动为输入，以某实际工程隔震结构为研究对象，旨在分析近断层脉冲型地震动作用下隔震结构的损伤情况和失效模式，并对隔震结构进行减震控制，分析其减震效果。主要研究内容如下：（1）隔震结构近断层脉冲型地震动强度指标研究,依据确定的选波办法从PEER数据库选取近断层脉冲型地震记录作为地震激励样本，对几类典型的地震动强度指标与隔震结构等效非线性SDOF体系地震响应之间的相关性进行分析，并对研究结果进行算例验证。拟以地震动强度指标分析结果为控制条件，基于Q型系统类聚分析法，将近断层脉冲型地震动样本进行分类筛选，旨在筛选出造成结构响应较大且离散性较小的近断层脉冲型地震动集，以便于进行隔震结构损伤和失效模式分析，并通过算例分析验证这种地震动分类筛选方法是否可行。（2）依托某5层隔震结构工程实例，运用SeismoStruct软件建立结构数值分析模型，进行动力时程分析，根据其平面布置规则及结构损伤分布情况，取结构损伤最严重的一榀框架为代表，建模后通过增量时程分析进行结构损伤研究。确定结构损伤计算所需参数及结构损伤状态描述，运用Matlab进行编程并求解结构损伤指数。本文损伤计算拟采用3种损伤模型，比较损伤模型对结构失效模式分析的影响。在隔震结构损伤计算的基础上，以损伤指数判别结构构件失效，然后利用3种多指标综合评价法统计分析隔震结构在两类地震动作用下的主要失效模式，得到具有统计意义上的主要失效模式。并用编辑距离算法简单评价结构主要地震失效模式。（3）隔震结构减震控制分析，首先通过在隔震结构上部结构附设阻尼装置对结构地震响应进行控制，以结构层间位移角、层剪力、顶层位移时程、顶层加速度时程、楼层损伤指数、结构整体损伤指数以及隔震支座最大位移几个参数，对比分析阻尼布置形式对结构减震控制的影响。针对隔震结构隔震层地震响应，通过上移隔震层并在结构层附设阻尼装置对结构整体进行减震控制并分析其效果。8 2隔震结构近断层脉冲型地震强度指标研究2隔震结构近断层脉冲型地震强度指标研究确定合理有效的地震动强度指标是抗震分析的前提和关键，地震动作为结构抗震分析的输入，地震动强度指标是表征地震作用强弱的重要参数，在一定程度上定量评价了地震作用的影响因素，为地震动的分类筛选和时程分析合理选择地震动提供依据。倘若地震动强度指标与地震响应关系离散，地震作用造成的结构响应不显著，那么将无法可靠预测地震动对结构造成损伤的主要失效模式，因此隔震结构近断层脉冲型地震强度指标的研究是本文研究隔震结构损伤的首要任务和重要部分。[28]目前大量文献对地震动强度参数进行了研究。董尧荣等通过分析建议针对短周期[20]结构选取PGA作为强度指标，中、长周期结构选取PGV作为强度指标。Baker等发现传统地震动强度指标如Sa(T1)等不能很好地反映脉冲型地震动对结构响应的影响，建议采用由多个指标构成的向量型指标来描述地震动强度与结构地震响应之间的关系。叶列平[90][91]等认为可选PGV作为结构分析的单一指标。Yakut等研究结果表明，谱强度指标ASI、[29]VSI优于地面运动峰值速度PGV、峰值加速度PGA以及谱加速度Sa。李雪红等通过分析四类地震动强度指标，建议采用以Sa(T1)为代表的强度指标作为衡量地震动强度的指[92]标参数。耿方方等认为近断层地震动作用下位移型地震动强度指标用于高层隔震结构分析更为合理。对已有研究进行总结可以发现，结构类型不同、地震动特性不同，最终筛选出的适用于结构抗震性能研究的地震动强度指标也不一样，故应视具体情况进行专门研究，本章旨在研究适用于隔震结构的近断层脉冲型强度指标。2.1近断层脉冲型地震动记录的选取近断层地震动记录选取旨在三点：一为研究其地震动强度指标；二为分析其作用下结构地震响应，同时分析地震强度指标与结构响应的相关性；三是作为结构动力时程分析时输入结构的地震动记录原始数据库，用以分类筛选适合本文隔震结构损伤分析的近断层地震动集合。基于上述目的，本文首先在综合前人的研究基础上，确定所需脉冲型地震动选取办法选取地震动记录。近断层脉冲型地震动属于近断层地震动的一个特殊分支，想要得到近断层脉冲型地震动首先要得到近断层地震动，要对近断层区域有一定的了解。现有文献大都采用断层距定[6]义近断层区域，其中最具代表性的是李明、谢礼立等依据近断层异于其他地震动的特征参数，对近断层地震动区域的划分，详见表2.1。同时还指出近断层地震动区域受场地的影响较弱，故本文在研究隔震结构近断层脉冲型地震强度指标初步选波时忽略场地影响。9 西安工业大学硕士学位论文表2.1近断层区域划分的临界断层距/km震级/Mw5.05.56.06.57.07.58.08.59.0走滑断层192022242628293133逆断层262931343740424548混合断层222325283032343639本表中的数据引自文献[6]表3本文依据表2.1，从美国太平洋抗震研究中心（PEER）强震数据库，通过给定震级大小、震源距、是否类似脉冲型等条件，检索下载满足要求的近断层区域地震动数据。其次，近断层脉冲型地震动时程中是否包含明显的脉冲是其识别特征之一。于是2007年Baker提出了一种利用小波变换来定量判别地震动脉冲的方法，来取代之前大家简单直观地观察的方法，有效地减少了研究者的主观判断误差。其他研究者，如许智星还采用傅里叶变换对时域内的不规则波形信息进行处理，获取地震动的频域信息，从而根据傅里叶谱分布形式对其进行分辨，指出近断层脉冲型地震动频谱成分主要集中于0.1～2Hz，而普通地震动在各频段分布比较均匀。因此，总结已有研究，确定本文近断层脉冲型地震动的选取办法如下：（1）据表2.1确定断层类型、震级及其对应的临界断层距，从PEER地震动数据库中选取满足条件的近断层地震动记录；（2）根据Baker建议的方法，求解上步选取的每一条近断层地震记录的脉冲指标Ip，依据脉冲指标Ip大于0.85来判断该地震动为脉冲型地震动，其中Ip的表达式为：1Ip23.314.6RRPGV20.5Energy(2.1)1e式中，RR为剩余部分的峰值与原始速度时程峰值的比值；为剩余速度时程部分包PGVEnergy含的能量与原始速度时程包含能量的比值；（3）选择前两步确定的地震动中满足傅里叶谱频谱成分主要集中于0.1～2Hz；PGA≥0.05的地震动记录；最终根据以上方法在PEER数据库中选取了45条近断层脉冲型地震记录，如表2.2所示。表2.2近断层脉冲型地震记录编号测站名称分量震级/Mw断层距/km脉冲周期/sPGA/g77PacoimaDam(upperleftabut)1646.611.811.671.219150GilroyArray#62305.743.111.200.421159Agrarias0036.530.652.450.287161BrawleyAirport2256.5310.424.420.349171ElCentro-MelolandGeot.Array0006.530.073.260.317173ElCentroArray#100506.538.604.600.17310 2隔震结构近断层脉冲型地震强度指标研究编号测站名称分量震级/Mw断层距/km脉冲周期/sPGA/g181ElCentroArray#61406.531.352.710.447182ElCentroArray#71406.530.564.660.341185HoltvillePostOffice2256.537.505.150.258316ParachuteTestSite2255.9016.665.360.232451CoyoteLakeDam-SouthwestAbutment1956.190.530.840.713723ParachuteTestSite2256.540.952.390.432828Petrolia0007.018.180.920.591982JensenFilterPlantAdministrativeBuilding0226.695.433.580.411983JensenFilterPlantGeneratorBuilding0226.695.433.570.5711045Newhall-WPicoCanyonRd.0466.695.482.970.4191050PacoimaDam(downstr)1756.697.010.590.4161063RinaldiReceivingSta2286.696.501.250.8741084Sylmar-ConverterSta0526.695.353.230.6231085Sylmar-ConverterStaEast0116.695.194.110.8531114PortIsland(0m)0006.903.312.830.3481120Takatori0006.901.471.860.6181161Gebze0007.5110.926.380.2611477TCU031E7.6230.177.390.1151480TCU036E7.6219.837.350.1371481TCU038E7.6225.428.580.1451483TCU040E7.6222.067.970.1621489TCU049E7.623.7610.850.2791493TCU053E7.625.9511.740.2291496TCU056E7.6210.488.600.1561503TCU065E7.620.575.420.7901505TCU068E7.620.3213.310.5121510TCU075E7.620.894.770.3321511TCU076E7.622.744.610.3441515TCU082E7.625.168.180.2251519TCU087E7.626.9810.430.1221528TCU101E7.622.1110.180.2121529TCU102E7.621.499.450.3041530TCU103E7.626.088.860.1291548TCU128E7.6213.138.970.1441550TCU136E7.628.276.760.1742114TAPSPumpStation#100477.902.743.160.3336962ROLCS29E7.001.547.140.3906975TPLCN27W7.006.118.900.3008606WestsideElementarySchoolE7.2011.446.520.281从表2.2中随机选取3条地震动记录，作其实际速度时程谱和傅里叶谱，近断层脉冲型地震动的特性如图2.1所示。从图2.1可以明显看出地震动速度时程中包含的脉冲分量，同时傅里叶谱脉冲幅值明显。11 西安工业大学硕士学位论文1000.6500.500.4-500.3-1000.2Velocity[cm/sec]FourierAmplitude0.1-1500.004812162002468101214161820Time[sec]Frequency[Hz]（a）723速度时程（b）723傅里叶谱600.35300.3000.25-300.20-600.150.10-90FourierAmplitude0.05Velocity[cm/sec]-1200.00051015202502468101214161820Time[sec]Frequency[Hz]（c）1045速度时程（d）1045傅里叶谱1200.40900.35600.300.25300.2000.15-300.10Velocity[cm/sec]-60FourierAmplitude0.050.00010203040506070809002468101214161820Time[sec]Frequency[Hz]（e）2114速度时程（f）2114傅里叶谱图2.1近断层脉冲型地震动的速度时程和傅里叶谱2.2隔震结构等效SODF体系及其运动方程实际工程中，隔震技术常用于多层建筑结构，且以铅芯橡胶隔震支座（LRB）体系基础隔震结构居多。因此，本章以多层LRB基础隔震结构为隔震结构代表，重点研究近断层脉冲型地震动强度指标与多层LRB基础隔震结构（图2.2（a））脉冲型地震响应之间的关系。隔震支座的水平抗侧刚度远小于上部结构的抗侧刚度，它使多层隔震结构在地震作用下产生“类平动”运动特征，为研究方便将其简化为非线性SDOF体系（图2.2（b））12 2隔震结构近断层脉冲型地震强度指标研究来作为研究对象，体系的非线性力-变形关系（图2.2（c））与隔震层一致。ffyαkkuyu（a）多层LRB基础隔震结构（b）等效SDOF体系（c）双线性力-变形关系曲线图2.2隔震结构及其等效SDOF体系隔震结构等效非线性SDOF体系在地震作用下的运动方程可写为：mxcxfxx,mxg(2.2)式中，为体系的质量，为体系的粘性阻尼系数，mcfxx,为体系恢复力。隔震结构等效SODF体系的恢复力用隔震层恢复力来代替，是隔震层所有支座恢复力累加的结果。LRB隔震支座的恢复力采用Bouc-Wen模型进行描述，其数学表达式为：Fbkx1b1FZy(2.3)Fyykx1(2.4)式中屈服后刚度与屈服前刚度比k/k，k为铅芯橡胶隔震支座的初始刚度，k为隔2112震支座的屈服刚度，x为LRB的相对位移，F为LRB的屈服力，x为LRB屈服位移，byyZ为考虑材料滞回特性的无量纲分量，其表达式为：1xZAxxZZxZ(2.5)ybbb式中，x&为LRB的相对速度，A、β、γ、η为控制滞回环形状的无量纲参数，一般通过实b验确定，其它参数同前所述。将式（2.3）、（2.4）代入式（2.2），联立式（2.2）和式（2.5）得：mxcxkx1kxZygmx1(2.6)xZAxxZZxZy采用四阶龙格库塔法对式（2.6）进行求解，即可得到体系的非线性地震响应。表2.3所列为求解隔震结构等效SODF体系地震响应时，相关参数的取值。13 西安工业大学硕士学位论文表2.3等效SDOF体系参数取值T1/sT2/sxy/mmSRA0.20.631.0050.41.260.2510.61.900.1120.82.530.0631.03.160.0401.23.790.0281.44.430.0211.65.060.1100.01610.50.511.85.690.0122.06.320.0102.26.960.0082.47.590.0072.68.220.0062.88.850.0053.09.490.0040.50.5T1=2π(m/k1)，称之为第一周期或屈前周期；T2=2π(m/αk1)，称之为第二周期或屈后周期；SR=Fy/mg，称之为屈重比。2.3相关性统计分析2.3.1地震动强度指标选取基于以往学者的研究基础，本文共选取14个典型的地震动强度指标，包括加速度型、速度型、位移型和其它指标，见表2.4。本章将研究近断层脉冲型地震动的这些强度指标与隔震等效SDOF体系脉冲型地震响应之间的相关性。表2.4地震动强度指标类型指标表达式PGAmax()at1td2ArmsArms[()]atdtt0dtd2加速度型IaIa[()]atdt2g01.50.5IcIcatrmsd0.5ASIASIS(5%,)TdTa0.1Sa（T1）STa(5%,)114 2隔震结构近断层脉冲型地震强度指标研究类型指标表达式tdCAVCAVatdt()0PGVmax()vt1td2VrmsVrms[()]vtdtt0d速度型2.5VSIVSIS(5%,)TdTV0.112.5HIHIPSV(5%,)TdT2.40.1PGDmax()dt位移型1td2DrmsDrms[()]dtdtt0d其它V/AmaxPGVmaxPGA2.3.2隔震结构脉冲型地震强度指标与响应的相关性分析本文通过近断层脉冲型地震动强度指标与隔震结构脉冲型地震响应之间的相关性来评价各地震动强度指标的合理性，其相关性越好，说明强度指标越合理。具体步骤如下：（1）体系自振周期的取值范围为0.2s～3.0s，间隔0.2s，阻尼比取0.05。（2）轮流计算每一条地震记录对应的各地震动强度指标和该地震记录作用下体系的最大位移响应。（3）分析近断层脉冲型地震动强度指标与结构响应之间的相关性。本文相关性分析是双变量，统计学中广泛应用的双变量相关性分析方法主要有三种：1）Pearson相关系数（Pearsoncorrelationcoefficient）法Pearson相关系数法（PCC），也称为Pearson'sr或皮尔森积矩相关系数（PPMCC），由KarlPearson于十九世纪八十年代基于FrancisGalton的思想上提出。其总体相关性系数数学表达式为：XYcovXY,EXYXYXYXYXYEXYEXEY(2.7)EX22EX22EYEY式中X、Y为变量，cov为数学中常用的协方差，σ为数学中常用的标准差，μX为变量X的平均值，μY同理为变量Y的平均值，E是数学中常用的期望；应用于抽样样本时，将样15 西安工业大学硕士学位论文本的协方差和方差代入上式，得其样本相关性系数rxy的数学表达式为：ni1xiixyynxyiixiyirxynn222222xiixyynxixinyiyiii11(2.8)xyiinxy2222xiinxyny1n式中x、y为样本变量，n为样本数量，xxi1i为变量的平均值，y同理。n样本相关性系数rxy的精确度与样本数量n有关。Pearson相关系数ρX,Y、rxy的取值范围均为[-1,1]，其绝对值越接近1表明两个变量之间的相关程度越高，正值表示两个变量之间正相关，负值表示两个变量之间负相关，等于1时表示两个变量之间完全相关，等于0时表示两个变量之间完全不相关。Pearson线性相关系数分析要求：成对存在的两连续变量数据所来自的总体是服从正态分布或接近正态的单峰对称分布，并且数据至少在逻辑范围内必须是等间距的。本文研究的各对双变量不完全符合正态分布，故不选用此方法。2）Spearman秩相关系数（Spearman'srankcorrelationcoefficient）法Spearman秩相关系数法，也称为Spearman'srho，是一个非参数性质（与分布无关）的秩统计参数，用一个单调性函数来评价两个变量之间联系的强弱。Pearson相关系数法要求双变量必须是线性的，但是Spearman秩相关系数法只要求双变量是单调的（可以是线性的，也可以是非线性的），而且Spearman秩相关系数不但适用于连续变量，同时适用于离散变量、不服从正态分布的、分布类型未知的双变量。所以Spearman秩相关系数适用于一个更一般的双变量的相关性分析，适用范围更广。对于服从Pearson相关系数的数据也可以采用Spearman秩相关系数，将Pearson相关系数法中的变量用其相应的秩代替即可，但统计效能要低一些。其相关性系数rs数学表达式为:26dirs12(2.9)nn1式中，drgXrgY为双变量秩的不同，n为统计变量数量。iii同理Spearman秩相关系数rs的取值范围为[-1，1]，其值越接近1表明两个变量之间的相关程度越高。一般可根据相关性系数的大小将双变量之间的相关密切程度分为三个等级：r0:0.3表示相关程度较低，r0.3:0.6表示相关程度显著，r0.6:1表sss示相关程度很高。3）Kendall秩相关系数（Kendallrankcorrelationcoefficient）法Kendall秩相关系数，也称为Kendall'stau，由MauriceKendall于1938年提出。一般用于计算双变量之间的序相关，适用于两个变量具有相似的秩。综上诉述，本文采用Spearman秩相关系数来评价近断层脉冲型地震动强度指标与结16 2隔震结构近断层脉冲型地震强度指标研究构脉冲型地震响应之间的相关性。图2.3给出近断层脉冲型地震记录作用下，地震动强度指标ASI与不同基本周期T1隔震等效SDOF体系地震响应之间的Spearman相关性分析结果。从其散点分布图与相关性系数rs之间的对应关系可以看出，采用Spearman方法对相关性进行统计研究是合理的。r=0.7033.0rs=0.95425s2.5202.0151.5101.0最大位移响应/cm0.5最大位移响应/cm50.000.00.20.40.60.81.00.00.20.40.60.81.0ASI/（g*sec）ASI/（g*sec）（a）T1=0.2（b）T1=0.680160r=0.425sr=0.00170140s6012050100408030602040最大位移响应/cm10最大位移响应/cm20000.00.20.40.60.81.00.00.20.40.60.81.0ASI/（g*sec）ASI/（g*sec）（c）T1=1.0（d）T1=1.8图2.3ASI与结构最大位移响应之间的相关性表2.5所列为采用Spearman方法统计得到的近断层地震动强度指标与隔震等效SDOF体系脉冲型最大位移响应之间的相关性系数绝对值|rs|。以|rs|≥0.6作为判别地震动强度指标是否适用的界限值，从表2.5中可以看出，加速度型指标（除CAV外）适于0.2s≤T1≤0.8s的短周期隔震结构，由于指标CAV对应的相关系数值均小于0.6，不考虑用作地震动强度指标；速度型指标分为两类，其中，VSI和HI适于0.2s≤T1≤1.4s的短、中周期隔震结构，PGV和Vrms适于0.4s≤T1≤2.6s的短、中、长周期隔震结构，覆盖范围较广；位移型指标适于1.8s≤T1≤3.0s的中、长周期隔震结构；其它指标V/A适于2.0s≤T1≤3.0s的长周期隔震结构。17 西安工业大学硕士学位论文表2.5地震动强度指标与体系最大位移响应之间的相关系数绝对值|rs|加速度型速度型位移型其它T1/sPGAIaArmsIcASISa（T1）CAVVSIHIPGVVrmsPGDDrmsV/A0.20.9100.8550.8560.8880.9540.9550.5550.7910.7460.4980.3800.1840.2560.5930.40.8580.8110.8300.8540.8110.8040.4820.9040.8840.6810.5500.0850.2010.3490.60.7860.7790.7670.8050.7030.7880.4950.9140.9230.7610.6180.0060.1310.1910.80.7020.7330.7040.7520.6230.7490.5040.8660.9260.7830.6880.0630.0590.0881.00.5250.5850.5190.5920.4250.6850.4650.7340.8290.8160.770.1960.1150.1311.20.4070.5030.3850.4950.3110.5770.4730.6270.7390.8320.8050.330.2460.2521.40.3510.4860.3300.4670.2700.6250.5090.5610.6800.8330.8350.4280.3380.3031.60.1930.3800.1670.3420.1440.5390.4810.4020.5270.7880.8170.5710.4890.4301.80.0200.2320.0250.1740.0010.4730.4230.2090.3380.6800.7420.6580.5900.5282.00.0630.1680.1110.0990.0640.4270.4040.1280.2530.6440.7170.7160.6640.5832.20.1440.1080.2000.0270.1260.3660.3950.0340.1600.5890.6740.7760.7290.6232.40.1850.0710.2420.0130.1530.3250.3790.0210.1020.5500.6440.7990.7540.6322.60.2480.0280.3100.0680.2010.3220.3670.0880.0340.4930.5850.8410.7920.6482.80.2800.0140.3440.0910.2260.2890.3640.1160.0040.4570.5430.8720.8220.6543.00.3140.0030.3850.1240.2330.2160.3700.1690.0540.3910.4750.8950.8510.63118 2隔震结构近断层脉冲型地震强度指标研究图2.4所示为各地震动强度指标（除CAV外）对应的相关系数绝对值|rs|与周期T1的关系曲线，以下简称“相关系数曲线”。图2.4（a）为14个指标的“相关系数曲线”，观察界限值以上图形走势，发现同一类型的地震动强度指标与结构响应的相关性随结构周期变化的趋势相同，不同类型的则变化趋势不同。其中加速度型强度指标与结构响应的相关性随结构周期的增大而减小；速度型强度指标及其它与结构响应的相关性随结构周期的增加先增大后减小；位移型强度指标与结构响应的相关性随结构周期的增加而增大。相关系数曲线的分类化特征明显，根据其变化趋势可分为3类,图2.4（b）为3类指标的平均相关系数曲线。其中，第1类曲线簇由加速度型指标（PGA、Ia、Arms、Ic、ASI和Sa(T1)）和速度型指标（HI和VSI）对应的相关系数曲线组成，适于0.2s≤T1≤0.8s的隔震结构；第2类曲线簇由速度型指标（PGV和Vrms）对应的相关系数曲线组成，适于0.8s0.9003.2.3构件损伤计算采用增量动力时程分析法，以地震动峰值加速度为调控变量来调整地震动强度，以便观察结构的损伤发展情况，近断层脉冲型地震动峰值加速度调幅范围取0.2～1.0g，相对的普通地震动峰值加速度调幅范围取0.2～1.5g，间隔0.02g，并根据实际分析情况进行调整，以表2.8和表2.9所列的两类地震动为输入，逐次计算上部结构失效构件。首先通过3种损伤指数模型，试算同1条近断层脉冲型地震动不同PGA幅值作用下上部结构的梁柱构件损伤指数，表3.4和表3.5分别给出计算结果，图3.6给出损伤结果曲线图。表3.4隔震结构柱损伤指数PGA(g)损伤指数C1-2C2-2C3-2C4-2C1-3C2-3C3-3C4-3D0.6000.3720.4910.6460.0000.0000.0000.000PA0.500DK0.6140.3830.5180.6770.0030.0020.0090.009D0.6530.4230.5400.6970.0450.0460.0480.045ND0.7900.4840.7220.8780.0000.0000.0000.044PA0.520DK0.8090.4970.7570.9180.0030.0020.0110.057D0.8450.5360.7730.9310.0440.0460.0440.090ND0.8530.5160.7980.9540.0000.0000.0030.079PA0.525DK0.8740.5290.8360.9970.0030.0030.0140.093D0.9090.5690.8501.0080.0440.0460.0470.125ND1.0320.6141.0161.1730.0000.0000.1010.179PA0.540DK1.0600.6311.0611.2260.0030.0030.1150.196D1.0900.6681.0701.2290.0440.0460.1470.226ND1.3030.7841.3471.5090.0000.0000.2620.339PA0.560DK1.3410.8061.4071.5750.0040.0040.2800.361D1.3630.8391.4041.5670.0440.0450.3100.388ND1.4560.8891.5341.6990.0000.0000.3550.432PA0.570DK1.5010.9161.6041.7750.0040.0040.3770.458D1.5180.9451.5921.7590.0440.0450.4040.482N35 西安工业大学硕士学位论文表3.5隔震结构梁损伤指数PGA(g)损伤指数B1-2B2-2B3-2B1-3B2-3B3-3D0.5350.4970.7060.4260.2500.606PA0.500DK0.5650.5610.7370.4520.3020.632D0.5910.5530.7680.4800.3010.664ND0.6130.6190.8370.4990.3130.691PA0.520DK0.6480.7010.8760.5280.3730.721D0.6710.6770.9000.5550.3660.751ND0.6360.6610.8810.5190.3340.719PA0.525DK0.6720.7500.9230.5490.3960.751D0.6940.7200.9450.5750.3870.780ND0.7100.7841.0040.5770.3880.795PA0.540DK0.7520.8991.0560.6110.4570.831D0.7690.8451.0700.6350.4420.857ND0.8320.9891.1920.6640.4700.920PA0.560DK0.8831.1571.2620.7030.5520.965D0.8931.0531.2610.7230.5250.984ND0.9041.1111.2950.7150.5120.992PA0.570DK0.9621.3151.3760.7590.6021.043D0.9671.1771.3650.7750.5681.056N从表3.4和表3.5可以看出，3种损伤模型中Powell和Allahabadi延性比损伤指数模型计算结果相对较小，这主要是因为其未考虑累积耗能对循环损伤的影响，牛荻涛改进的Park-Ang损伤指数模型计算结果与Kunnath改进的Park-Ang的损伤指数模型计算结果也存在较小差异，这主要与变形与耗能的组合差异有关，但3种损伤模型得到的损伤值结果比较接近。1.51.21.20.90.9损伤指数0.6损伤指数0.60.30.00.3C1-2C2-2C3-2C4-2C1-3C2-3C3-3C4-3B1-2B2-2B3-2B1-3B2-3B3-3柱编号梁编号DK(0.500)DPA(0.500)DN(0.500)DK(0.520)DPA(0.520)DN(0.520)D(0.500)D(0.500)D(0.500)D(0.520)D(0.520)D(0.520)KAPNKAPNDK(0.525)DPA(0.525)DN(0.525)DK(0.540)DPA(0.540)DN(0.540)DK(0.525)DAP(0.525)DN(0.525)DK(0.540)DAP(0.540)DN(0.540)D(0.560)D(0.560)D(0.560)D(0.570)D(0.570)D(0.570)D(0.560)D(0.560)D(0.560)D(0.570)D(0.570)D(0.570)KPANKPANKAPNKAPN（a）不同PGA下隔震结构柱损伤指数曲线（b）不同PGA下隔震结构梁损伤指数曲线图3.6上部结构构件损伤指数曲线图从图3.6可以明显看出3种模型计算结果比较接近且趋势也较为一致。故适用于同类结构的损伤模型的选择对结构损伤分析影响不大，为简便计算，本文下面将依据Kunnath36 3隔震结构地震损伤及失效模式分析改进的Park-Ang的损伤指数模型进行计算和统计分析。如上所述对隔震结构分别输入两类地震动记录，得到结构地震响应，通过Kunnath损伤指数模型计算，得到结构的梁柱构件损伤指数，限于篇幅，分别随机挑选两类地震动中一条地震记录，给出其作用下构件损伤计算部分结果：近断层脉冲型地震动1114、普通地震动832，均非所选地震集中最不利地震动，计算损伤结果分别如图3.7、图3.8所示。（a）PGA=0.400（b）PGA=0.530（c）PGA=0.550（d）PGA=0.610图3.7近断层脉冲型地震下上部结构损伤从图3.7可以看出，近断层脉冲型地震动作用下隔震结构上部构件在8度罕遇地震下已出现轻微破坏，在9度罕遇地震下已严重损伤失效，底层构件全部损伤失效。近断层脉冲型地震动作用下，隔震结构上部结构底层先发生构件损伤失效，底层中柱先于梁损伤失效，损伤沿底层向上发展，发展迅速。37 西安工业大学硕士学位论文（a）PGA=0.400（b）PGA=0.600（c）PGA=1.170（d）PGA=1.190图3.8普通地震下上部结构损伤从图3.8可以看出，普通地震动作用下隔震结构的上部结构在8度罕遇地震下，甚至9度罕遇地震下都基本完好，直至地震动峰值加速度大于1.0g才开始出现构件失效。由此可见，普通地震动作用下比较安全的隔震结构在近断层脉冲型地震动作用下很可能偏于不安全。普通地震动作用下，隔震结构上部构件底层边梁先于柱损伤失效，这符合“强柱弱梁”的结构设计理念。比较图3.7和图3.8隔震结构上部结构构件损伤结果，也可以看出等值地震动峰值加速度，近断层脉冲型地震动作用下结构损伤远大于普通地震动作用结果，即近断层脉冲型地震动作用对结构破坏力远大于普通地震动。两类地震动作用下，结构损伤失效发展情况有显著差异。由此可见地震特性不同，对结构影响及损伤情况不同。但两类地震动作用下，隔震结构均是底层损伤情况相对较严重，而上层损伤相对较小，这是因为隔震结构在重力38 3隔震结构地震损伤及失效模式分析荷载作用下底层柱轴力最大，地震作用时产生较大剪力，内力耦合使结构底层损伤更严重。3.2.4层与整体损伤计算为了更清楚地分析结构损伤情况，计算结构楼层损伤指数及结构整体损伤。上部结构楼层及整体的损伤指数与局部损伤联系紧密，本文采用Park-Ang提出的楼层损伤指数模型，基于构件滞回耗能的权重系数与构件局部损伤组合的加权组合法计算。其具体方法是：根据构件的损伤指数，按照各个构件所占层滞回耗能比重，对构件损伤指数进行加权组合计算，其计算表达式为：DDstoryii(3.32)Ehii(3.33)Ehi式中，D为楼层损伤指数，D为第i构件的损伤指数，为第i构件的权重系数，E为storyiihi第i构件的滞回耗能。本文采用Park-Ang提出的结构整体损伤指数模型，基于楼层滞回耗能的权重系数与楼层损伤组合的加权组合法计算。与结构楼层损伤指数模型类似，其表达式为：DDoverallistorystory(3.34)Eiistory(3.35)Eistory式中，D为结构整体损伤指数，为第i层楼层的权重系数，E为第i层的滞回耗overallistoryi能。在隔震结构上部结构构件损伤计算的基础上计算结构楼层损伤指数，图3.9所示为计算得到的两类地震不同PGA强度楼层损伤指数曲线，其中竖向三条虚线分别为结构达到中等破坏、严重破坏与失效的临界值。5PGA=0.4005PGA=0.300PGA=0.600PGA=0.400PGA=1.170PGA=0.530PGA=1.1904PGA=0.5504PGA=1.200PGA=0.570PGA=1.230PGA=0.576PGA=1.3003PGA=0.5803PGA=1.400楼层PGA=0.610楼层22110.00.40.81.21.62.02.40.00.40.81.21.62.02.4损伤指数损伤指数（a）近断层脉冲型楼层损伤指数曲线（b）普通地震动楼层损伤指数曲线图3.9楼层损伤指数曲线39 西安工业大学硕士学位论文从图3.9两类地震动作用下的结构楼层损伤指数曲线可以看出，近断层脉冲型地震动作用下结构损伤情况较普通地震动严重，但两类地震动作用下楼层损伤指数曲线趋势相似。均呈现出结构底层损伤最严重，与前面构件损伤状态一致。随着地震动峰值加速度的增大，地震作用强度越来越大，结构损伤也越来越严重并向上层发展，但损伤基本集中在结构一层和二层，比较严重。其中一层处于严重破坏及以上状态，二层楼层结构基本处于中等破坏的状态，二层以上楼层均处于轻微破坏的状态。为了更好地描述结构的整体损伤状态，在结构层损伤指数计算的基础上计算上部结构整体损伤指数，得到结构整体损伤指数，如表所示3.6所列。表3.6结构整体损伤脉冲型PGA(g)0.3000.4000.5300.5500.5700.5760.5800.610Doverall0.0030.0330.5260.7140.9391.0201.0451.599普通型PGA(g)0.4000.6001.1701.1901.2001.2301.3001.400Doverall0.0100.0210.5260.5810.6080.6990.9411.514从表3.6可以看出，隔震结构上部结构在近断层脉冲型地震动作用下，在达到9度近断层脉冲型罕遇地震前已经失效倒塌；而在普通地震动作用下，9度罕遇地震下结构整体损伤指数很小，只是轻微破坏，甚至地震动峰值加速度达到1.0g之前都是轻微破坏，地震动峰值加速度接近1.3g结构才发生失效倒塌。为了更直观地观察结构整体损伤发展趋势，作结构整体损伤指数曲线图，如图3.10所示。1.81.61.51.41.21.21.00.90.80.60.6结构整体损伤指数结构整体损伤指数0.40.30.20.00.00.300.350.400.450.500.550.600.650.40.60.81.01.21.4PGAPGA（a）近断层脉冲型地震动（b）普通地震动图3.10结构整体损伤指数曲线从图3.10可以看出，近断层脉冲型地震动作用下隔震结构上部结构整体损伤程度虽然与普通地震动作用下不同，但是两类地震动作用下结构整体损伤发展趋势一致，随着地震动峰值加速度的增大，结构整体损伤指数增大，且损伤发展速度加快。40 3隔震结构地震损伤及失效模式分析3.3隔震层损伤计算3.3.1隔震支座损伤模型隔震结构隔震支座的受力和变形状态决定了隔震层的损伤。通常情况下，多层隔震结构隔震支座损伤主要是由于隔震支座的剪切变形过大引起的，故隔震支座的损伤指数，隔[95]震支座水平剪切损伤指数按下式计算：bmaxDb(3.36)bd式中，bmax为隔震支座的最大变形；bd为隔震支座的极限变形。规定当Db计算值大于1时，取值为1。我国现行抗震规范规定隔震支座的极限水平变形，应大于其有效直径的0.55倍和支座内部橡胶总厚度3倍二者的较大值。一直以来对隔震支座水平极限变形的取值问题国内外研究者做了大量隔震支座破断试验，统计其试验结果范围主要集中在300%～700%。刘阳通过对108个隔震支座破断试验样本的统计分析，指出形状系数4以上的支座，极限剪切应变基本达400%以上。基于上述研究并考虑到本文研究所选取的LRB支座性能，保守地取隔震支座极限剪切应变为350%（96mm×350%=336mm）。3.3.2隔震层损伤模型对隔震层损伤评价，隔震支座失效可能引起结构倾覆，故本文定义任一隔震支座失效则隔震层失效，取最大隔震支座损伤值作为隔震层的损伤，即结构隔震层损伤指数为：DDISmaxbi(3.37)式中，D为隔震层损伤指数，D为第i个隔震支座损伤指数。ISi3.3.3损伤状态描述隔震支座损伤指数其值均在0～1变化，其中1代表隔震支座损伤失效，隔震支座损伤状态描述，如表3.7所示。表3.7隔震支座损伤状态描述损伤状态未失效失效损伤指数D<113.3.4隔震层损伤计算从结构增量动力时程分析结果提取结构损伤计算参数，运用Matlab计算两类地震动作用下隔震支座、隔震层损伤指数，对应上部结构损伤状态，给出最大隔震支座损伤指数部分计算结果，分别如图3.11、3.12所示。41 西安工业大学硕士学位论文（a）PGA=0.400（b）PGA=0.530（c）PGA=0.550（d）PGA=0.610图3.11近断层脉冲下结构损伤指数42 3隔震结构地震损伤及失效模式分析（a）PGA=0.400（b）PGA=0.600（c）PGA=1.170（d）PGA=1.400图3.12普通地震动下结构损伤指数从图3.11和图3.12，可以发现隔震结构在地震作用下上部结构构件先于隔震支座损伤失效。在近断层脉冲型地震动作用下，隔震支座失效时上部结构底层构件基本全部失效；在普通地震动作用下，隔震支座失效时上部结构底层构件全部失效且二层梁基本全部失效。近断层脉冲型地震动对隔震支座的破坏较普通地震动更严重。由于隔震结构在地震作用下上部结构构件先于隔震支座损伤失效，故给出各条地震动作用下上部结构第一个构件损伤失效至隔震支座损伤失效的最大隔震支座损伤指数，即隔震层损伤指数，如表3.8、表3.9所示。43 西安工业大学硕士学位论文表3.8脉冲型地震作用下隔震层损伤指数地震动编号7239821045106310841085PGADISPGADISPGADISPGADISPGADISPGADIS0.5600.8080.6300.7840.6000.8220.7100.7500.7700.6941.3700.7880.5700.8180.6500.8110.6200.8620.7300.7760.7900.7211.4300.8250.5800.8460.6700.8460.6300.8810.7500.7980.8100.7471.4500.8380.6000.8930.7000.8980.6500.9170.8000.8650.8500.8011.5000.8710.6300.9640.7400.9680.6700.9530.8500.9300.9000.8671.6000.9360.6400.9880.7601.0000.7001.0000.9000.9950.9500.9321.7000.9980.6501.0000.9301.0001.0001.0001.7201.000111411201503150515292114PGADISPGADISPGADISPGADISPGADISPGADIS0.5300.8300.5000.7731.1500.8120.7100.7300.6200.8360.4600.7870.5500.8790.5200.8171.2000.8380.7200.7390.6300.8450.4800.8260.5700.9270.5400.8641.2300.8680.7500.7820.6500.8860.5000.8720.5800.9510.5600.9111.3000.9350.8000.8430.6700.9260.5200.9230.6000.9980.5800.9611.3400.9730.8500.9070.7000.9850.5400.9680.6101.0000.5900.9971.3600.9910.9000.9670.7101.0000.5601.0000.6001.0001.3801.0000.9301.000表3.9普通地震作用下隔震层损伤指数地震动编号15123186268570731PGADISPGADISPGADISPGADISPGADISPGADIS1.4000.7381.7000.8151.8000.7762.5200.8251.7000.6871.0500.7661.4200.7541.7500.8381.8300.7942.5700.8561.7500.7061.0800.7941.5000.8171.7700.8461.8600.8112.5800.8621.8000.7261.1000.8121.6000.8931.8000.8601.9000.8342.6100.8811.9000.7651.2000.9001.6500.9311.9000.9042.1000.9512.6400.8992.1000.8421.2500.9451.6700.9462.0000.9472.1500.9802.7000.9362.3000.9171.2700.9621.7000.9702.1000.9902.1700.9912.8000.9962.5000.9921.3000.9891.8001.0002.2001.0002.2001.0002.9001.0002.6001.0001.4001.000832860910163417662107PGADISPGADISPGADISPGADISPGADISPGADIS1.1700.7681.5700.7361.3900.7581.2300.7952.4500.6662.7500.7861.2000.7991.6100.7631.4300.7861.2500.8102.5000.6842.8000.8051.2100.8101.6200.7661.4500.6881.2700.8262.5600.7072.8500.8241.2300.8311.6300.7751.6000.9001.3000.8512.6000.7212.9000.8421.3000.9021.7000.8321.6300.9201.4000.9342.7000.7583.1000.9171.3500.9491.7500.8701.6700.9471.4500.9742.8000.7943.2000.9531.4000.9971.8000.9071.7000.9671.4700.9903.1000.8993.3000.9901.4201.0002.0001.0001.8001.0001.5001.0003.2001.0003.4001.00044 3隔震结构地震损伤及失效模式分析由表3.8、表3.9可以得到近断层脉冲型地震动作用下隔震结构上部构件发生失效时的平均地震动峰值加速度约为0.717g，隔震层损伤失效时平均地震动峰值加速度约为0.905g；普通地震动作用下隔震结构上部构件发生失效时的平均地震动峰值加速度约为1.728g，隔震层损伤失效时平均地震动峰值加速度约为2.202g。可以看出，近断层脉冲型地震动作用对隔震结构的破坏能力远大于普通地震动作用。而由于近断层脉冲型地震动对结构较强的破坏力，普通地震动作用下安全的隔震结构，在近断层脉冲型地震动作用下可能偏于不安全，存在隐患。3.4隔震结构损伤失效模式统计分析3.4.1失效模式识别方法识别结构的主要失效模式，把握结构的损伤机理，有益于结构的可靠度计算和提高结构的抗震性能。通过结构损伤计算结果，发现近断层脉冲型地震动作用下隔震结构构件损伤失效首先出现在底层中柱，其次是与中柱相邻的边跨梁，然后向上发展。普通地震动作用下隔震结构构件损伤失效首先出现在底层边跨梁，其次是与边跨梁相邻的中柱，然后向上发展，上层主要是梁损伤失效。从损伤计算结果中已经可以看出两类地震动的不同损伤发展和失效模式，但是并不直观详细。为了更准确详细地描述隔震结构在两类地震作用下结构损伤发展情况，本文进一步计算了隔震结构的主要失效模式。分析结构的失效模式，首先需要确定结构的失效准则。在该准则下，利用相关方法，可以识别出失效模式。本文基于结构损伤指数计算，采用损伤准则来定义结构构件的失效。不同地震作用下，各子结构可能会出现不同的失效次序，造成不同程度的损伤破坏。实际结构分析中，一般会有多个地震失效模式，使得对结构的破坏机理分析变得极为困难，但分析结构的全部可能失效模式几乎是不可行且没有意义的。事实上，大多数失效模式的发生概率是很小的，对整个结构系统的失效概率影响不是很大，而系统的失效概率往往就是由少数的发生概率较大的失效模式决定的，故一般只需枚举出少数的主要失效模式就足够了。目前传统的枚举主要失效模式的方法，按所采用的判别依据以及搜寻方式可分为两类：一是准则法，二是理性解析法。准则法按元件受力的严重程度来搜寻入选主要失效模式的构件，它最早由Moses提出，随后各国学者在此基础上发展了准则法。理性解析法以失效概率为指标来鉴别结构的主要失效模式。两者相比，前者相对简单方便，比较适合工程应用，后者更符合真实情况，但计算过程复杂。准则法采用载荷增量法，按构件的失效次序给出失效模式：结构的主要失效模式是指那些对结构整体失效概率影响较大的失效模式，一般来讲，承力能力较低的结构失效模式对结构整体失效概率影响较大。Moses认为如果构件的承力比较大，则该构件的受载情况就越严重，相应的失效概率就越大，更有可能入选同一失效路径。基于上述思想，本文通过各地震作用结构损伤严重程度，以损伤指数值来判别构件达到失效以及构件承受地震作用的严重程度，然后利用多元综合评价法统计计算结构的主要失效模式。其中按构件在各45 西安工业大学硕士学位论文条地震增量动力时程分析作用下（隔震层达到失效前）损伤指数以及出现次数来搜寻入选主要失效模式的构件，损伤指数未达到0.9的构件以及出现失效次数不大于三次的构件不选入主要失效模式元件，不作统计。两类地震各条地震动作用下构件失效次序，如表3.10、表3.11所示。表3.10各近断层脉冲型地震动作用下构件失效次序12345678910723C4-2B3-2C1-2C3-2B2-2B3-3B1-2C2-2B1-3/982C4-2B3-2C1-2C3-2B2-2B3-3B1-2C2-2C4-3B1-31045C4-2B3-2C1-2C3-2B2-2B3-3B1-2C2-2//1084C4-2B3-2C1-2C3-2B2-2B3-3B1-2C2-2B2-3B1-31085C4-2B3-2C1-2C3-2B2-2B3-3B1-2C2-2C4-3/1120C4-2B3-2C1-2C3-2B2-2B3-3B1-2C2-2B1-3/1503C4-2B3-2C1-2C3-2B2-2B3-3B1-2C2-2B1-3/1114C3-2B1-2C2-2C4-2B2-2B1-3B3-2C1-2//1529C3-2B1-2C2-2C4-2B2-2B1-3B3-2C1-2B3-3/2114C3-2B1-2C2-2C4-2B2-2B1-3B3-2C1-2C3-3/1505B1-2C3-2C2-2C4-2B1-3B2-2B3-2C1-2B3-3B2-31063B1-2C3-2C2-2B1-3C4-2B2-2B3-2C1-2B2-3B3-3“/”表示隔震层出现损伤失效。表3.11各普通地震动作用下构件失效次序123456789101112268B1-2C3-2C2-2C4-2B2-2B3-2B1-3B3-3C1-2B2-3C3-3/731B1-2C3-2C2-2C4-2B1-3B2-2B3-2C1-2B3-3B2-3C3-3B1-4186B1-2C3-2C2-2B1-3C4-2B2-2B3-2B2-3B3-3C1-2B1-4/832B1-2C3-2B3-2B1-3B2-2C2-2C4-2B3-3C1-2B2-3B1-4B3-41634B1-2C3-2B3-2C4-2C2-2B3-3B2-2C1-2B1-3B2-3B1-4B3-415B1-2C3-2B1-3C2-2C4-2B2-2B3-2B3-3C1-2B2-3B1-4C2-3123B3-2C4-2C1-2B3-3C3-2B2-2B1-2B2-3C2-2B1-3B3-4/2107B3-2C4-2C1-2B3-3C3-2B2-2B1-2B1-3B2-3C2-2B1-4C4-3910B3-2B3-3C4-2C1-2B2-2C3-2B1-2B2-3B3-4B1-3C2-2/1766B3-2B3-3B2-2B3-4C4-2C1-2B2-3C3-2B1-2B1-3B3-5B1-4570B3-3B3-2C4-2C1-2B2-2C3-2B1-2B2-3B3-4B1-3C2-2/860B3-2B1-2C4-2C3-2B2-2B3-3B1-3C1-2C2-2B2-3B1-4B3-4“/”表示隔震层出现损伤失效。从表3.10可以看出近断层脉冲型地震动作用下隔震结构主要失效模式比较明显，底层中柱先于梁首先发生失效，其次是与中柱相邻的边梁，再次是边柱，向上发展二层边跨梁先于柱发生失效。从表3.11仅可以看出普通地震动作用下隔震结构主要失效模式中底46 3隔震结构地震损伤及失效模式分析层边梁先于柱发生失效，之后构件失效路径很难通过直观观察发现，故接下来将利用多指标综合评价法定量统计计算结构主要失效模式。3.4.2多指标综合评价法统计结构主要失效模式多指标综合评价过程主要包括以下基本步骤：选取评价指标；选定所用无量纲化公式和合成公式；确定有关阈值、参数；确定指标权数；将指标实际值转化成评价值；求综合评价值；将被评对象排序。多指标综合评价的关键问题之一，是指标实际值到评价值的转化。本文依据构件损伤指数的实际值，判断构件失效次序，以构件失效次序为评价指标，统计分析隔震结构损伤模式。本文采用多指标综合评价方法对隔震结构主要失效模式作定量统计分析，这种方法可以整体且全面地评价事物。多指标综合评价具有相对性，其不同方法对同一评价问题的结果可能是不唯一的。这实际上是指标评价的相对性问题，评价的参照系变了，所以评价结[96]果就可能变化，但这一点并不影响评价结果的客观性。故本文选取3种多指标综合评价方法：Z-Score法、RSR法、TOPSIS法。来分析隔震结构的主要损伤模式，并简单评价3种方法在隔震结构主要损伤模式统计分析中的表现。（1）Z-Score法Z-Score法，Z分数法，也称标准分数，当n个评价对象m个评价指标时，其计算公式为：ZijXijXjXj(3.38)mZZiij(3.39)j1其中n1XXjij(3.40)ni1XVarX(3.41)jj式中，in1,2,,，jm1,2,,，X为第j个评价指标的均值，X为第j个评价指jj标的标准差，Z为第i个评价对象的Z分数。i在运用多指标综合评价时，会遇到“高优”与“低优”两类指标。值得注意的是，本文所谓的“高优”是指与评价结果正相关类指标，如本文以各条地震作用下构件失效次序为评价指标来计算主要失效模式的构件失效路径（次序），评价结果与评价指标是正相关的，则评价指标为“高优”指标；相反，“低优”是指负相关类指标。计算Z时，对于“高i优”的Z值予以“加上”；对于“低优”指标的Z值则应“减去”，这样Z分数将得到效ijij47 西安工业大学硕士学位论文果一致的结果。Z分数Z值的计算可解决2个问题：一是无量纲化。XX除以X后，此评iijjj价值的“单位”就消失了；二是从Z值可以初步判断其对均值的位置，即该指标是否高ij于均值，当ZX时，Z值为正，当ZX时，Z值为负。ijjijijjijZ分数法最终统计计算隔震结构在近断层脉冲型地震动作用下与普通型地震动作用下的失效模式结果分别如表3.12、表3.13所示。表3.12近断层脉冲型地震动作用下各失效构件Z值构件Z失效次序C4-2-12.3931C3-2-9.6822B3-2-4.2603B1-2-1.1624C1-20.3875B2-20.7756C2-24.2607B3-310.4578B1-311.6199表3.13普通型地震动作用下各失效构件Z值构件Z失效次序B3-2-11.0081B1-2-9.5602C3-2-9.2703C4-2-8.9804B2-2-3.7665B3-3-3.1876C1-20.8697C2-22.0288B1-32.6079B2-38.69110B3-414.77411B1-416.80212根据表3.12可得Z分数法计算得到的近断层脉冲型地震动作用下隔震结构主要损伤失效模式为：C4-2→C3-2→B3-2→B1-2→C1-2→B2-2→C2-2→B3-3→B1-3→隔震层；根据表3.13可得Z分数法计算得到的普通型地震动作用下隔震结构主要损伤失效模式为：B3-2→B1-2→C3-2→C4-2→B2-2→B3-3→C1-2→C2-2→B1-3→B2-3→B3-4→B1-4→隔震层。（2）RSR法RSR（RankSumRatio）法,是对每个评价对象的评价指标进行编秩，利用秩和比进48 3隔震结构地震损伤及失效模式分析行统计分析的一种方法，故也称为秩和比法。若对“高优”指标从小到大编秩，“低优”指标从大到小编秩，则计算的RSR值与指标正相关，如本文以各条地震作用下构件失效次序为评价指标来计算主要失效模式的构件失效路径（次序），则RSR值同指标值正相关则RSR值越小越好；反之，若对高优指标从大到小编制，低优指标从小到大编秩，则计算的RSR值与指标负相关。当n个评价对象m个评价指标时，其RSR值计算公式为：mRijRSRi(3.42)j1mn式中，Rij为所编秩的和，RSRi为第i个评价对象的RSR值，最小RSR1n，最大RSR1。当个评价指标的权重不同时，计算加权秩和比WRSR，其计算公式为：m1WRSRi.wRjij(3.43)nj1式中，wj为第j个评价指标的权重系数，wj1。RSR法的优点是简单方便，以非参数法为基础，一般不限制评价指标，适用于各种评价对象，参与计算的是秩次，可消除异常值的干扰，RSR值无量纲，综合能力强；缺点是由于用秩来代替指标值，对原始信息利用则不充分，结果可能有偏差。但是本文以构件失效次序为评价指标可以作为评价指标的秩，无需特别编秩，即直接利用指标原始数据，故不存在这个问题。本文评价指标为同类型地震动下的，故其比重不作区分，不计算其权重，故简单采用秩和比，不取加权秩和比。RSR法最终统计计算隔震结构在近断层脉冲型地震动作用下与普通型地震动作用下，统计结果分别如表3.14、表3.15所示。表3.14近断层脉冲型地震动作用下各失效构件RSR值构件RSR失效次序C4-20.2591C3-20.3242B3-20.4543B1-20.5284C1-20.5655B2-20.5746C2-20.6577B3-30.8068B1-30.833949 西安工业大学硕士学位论文表3.15普通型地震动作用下各失效构件RSR值构件RSR失效次序B3-20.2781B1-20.3132C3-20.3193C4-20.3264B2-20.4515B3-30.4656C1-20.5637C2-20.5908B1-30.6049B2-30.75010B3-40.89611B1-40.94412根据表3.14可得RSR法统计计算得到的近断层脉冲型地震动作用下隔震结构主要损伤失效模式为：C4-2→C3-2→B3-2→B1-2→C1-2→B2-2→C2-2→B3-3→B1-3→隔震层；根据表3.15可得RSR法计算得到的普通型地震动作用下隔震结构主要损伤失效模式为：B3-2→B1-2→C3-2→C4-2→B2-2→B3-3→C1-2→C2-2→B1-3→B2-3→B3-4→B1-4→隔震层。（3）TOPSIS法TOPSIS法通过检测评价对象与指标“最优值”、“最劣值”的距离来进行排序，评价对象越靠近“最优值”越好，即评价对象越远离“最劣值”越好；否则反之。其一般计算步骤如下：1）评价指标同趋势化：可用倒数法（1/X），多用于绝对数指标；或者差值法（100%-X），多用于相对指数，使各指标转化为“高优”（如果原指标已满足同趋势要求，则可略过此步）。2）指标归一化，归一化公式为：0.5n2ZijXijXij(3.44)i1求各指标平方和，原始数据除以“其平方和的方根”后，即为标准值归一化值Z。ij+3）确定各指标的“最优值”向量Z和“最劣值”向量Z：ZZZZ1,2,3,L,Zm(3.45)ZZZZ1,2,3,L,Zm(3.46)50 3隔震结构地震损伤及失效模式分析式中，Z为第m个指标的“最优值”，Z为第m个指标的“最劣值”。本文以各条地震mm动作用下构件失效次序为评价指标，则各地震动下评价指标“最优值”为1，“最劣值”为失效构件数量n。4）计算各评价指标值距“最优值”的距离，以及距离“最劣值”的距离，计算公式为：0.5m2DiZijZj(3.47)j10.5m2DiZijZj(3.48)j15）计算各指标值与“最优值”的相对接近程度C值，计算公式为：iCiDiDiDi(3.49)或计算各各指标值与“最劣值”的相对接近程度C值，计算公式为：iCiDiDiDi(3.50)6）按C值排列评价对象次序。i此种方法的优点是对数据分布类型及样本含量、指标多少无特殊要求，计算方法比较简便，排序结果充分利用原始数据信息，也能消除量纲，缺点是灵敏度不高。TOPSIS法最终统计计算隔震结构在近断层脉冲型地震动作用下与普通型地震动作用下结果分别如表3.16、表3.17所示。表3.16近断层脉冲型地震动作用下各失效构件TOPSIS法C值i构件RSR失效次序C4-20.2331C3-20.2722B3-20.4183B1-20.4794C1-20.5085B2-20.5216C2-20.5827B3-30.7378B1-30.740951 西安工业大学硕士学位论文表3.17普通型地震动作用下各失效构件TOPSIS法C值i构件RSR失效次序B3-20.2759611C4-20.2825412C3-20.2930893B1-20.3210244B2-20.4045045B3-30.4339146C1-20.5187547C2-20.5391028B1-30.5558019B2-30.7165110B3-40.79195911B1-40.92632512根据表3.16可得TOPSIS法计算得到的近断层脉冲型地震动作用下隔震结构主要损伤失效模式为：C4-2→C3-2→B3-2→B1-2→C1-2→B2-2→C2-2→B3-3→B1-3→隔震层；根据表3.17可得TOPSIS法计算得到的普通型地震动作用下隔震结构主要损伤失效模式为：B3-2→C4-2→C3-2→B1-2→B2-2→B3-3→C1-2→C2-2→B1-3→B2-3→B3-4→B1-4→隔震层。3.4.3编辑距离算法评价结构主要失效模式本文采用了3种多元评价方法统计计算隔震结构分别在两类地震动作用下的主要失效模式，从近断层脉冲型地震动统计计算结果：表3.12、表3.14、表3.16可以看出，3种方法计算得到的近断层脉冲型地震动作用下隔震结构的主要失效模式结果是一样的：C4-2→C3-2→B3-2→B1-2→C1-2→B2-2→C2-2→B3-3→B1-3→隔震层；而从普通型地震动计算结果：表3.13、表1.15、表3.17可以看出，3种方法计算得到的普通型地震动作用下隔震结构的主要失效模式有2种结果。其中Z-Score法和RSR法得到的结果是一样的：B3-2→B1-2→C3-2→C4-2→B2-2→B3-3→C1-2→C2-2→B1-3→B2-3→B3-4→B1-4→隔震层，称为普通型下结构主要失效模式1；而TOPSIS法计算结果与前两者有细微差别为：B3-2→C4-2→C3-2→B1-2→B2-2→B3-3→C1-2→C2-2→B1-3→B2-3→B3-4→B1-4→隔震层，称为普通型下结构主要失效模式2。对比2种结果，主要失效模式中构件失效次序2和4的构件有差异。为分析3种方法计算所得的普通型地震动作用下隔震结构的2种失效模式，本文采用编辑距离算法评价。编辑距离（EditDistance）,是指两个字串之间，由一个转成另一个所需的最少编辑操作次数。许可编辑操作包括将一个字符替换成另一个字符，插入以及删除一个字符。编52 3隔震结构地震损伤及失效模式分析辑距离作为一种相似度计算函数可以用于自然语言处理等，一般来说，编辑距离越小，两个字串的相似度越大。本文通过比较结构2种主要失效模式与各条地震动作用下结构失效模式的相似程度来评价。本文以结构失效模式作为“字串”，以一个构件为基本处理单元，通过计算各条地震动作用下的失效模式与前面计算得到的主要失效模式的编辑距离，即各条地震动作用下失效模式与主要失效模式的相似度，然后求其编辑距离平均值，来作为评价3种方法计算得到2种主要失效模式的评价指标。通过编辑距离平均值的计算，可以反映出主要失效模式在统计的所有失效模式中的差异性，编辑距离平均值越小（相似度越大），则意味着主要损伤模式与各失效模式的相似成分越多，彼此间的差异性越小。但用编辑距离定义失效模式的相似度也存在不足，因为编辑距离法本身只考虑了基本单元次序，但是未考虑字串中公共子串对相似度的影响，结果精度可能有待提高，但是针对本文主要失效模式评价已足够。以主要失效模式为“目标字串”，以各条地震动作用下失效模式为“源字串”，则构件个数为“字串”长度，当“目标字串”长度为n，“源字串”长度为m时，其计算步骤如下：（1）从0到n和0到m，构造（n+1）行（m+1）列矩阵，其中从1到n（m）按照失效模式排列构件，组成“字串”。（2）检查基本单元、检查“字串”，并将“目标字串”与“源字串”的相应基本单元两两比较，来定义替换操作的权值substituteCost，若两“字串”相同位置“字符”相同（两种失效模式某失效次序为同一构件）时，即targeti与sourcej相同时，则替换操作的权值substituteCost=0；否则，替换操作的权值substituteCost=2。用公式表示如下：0,targetisourcejsubstituteCost(3.51)2,其它其中定义插入操作的权值insertCost1；删除操作的权值deleteCost1。（3）计算矩阵基本单元编辑距离dij,，通过矩阵基本单元编辑距离的循环计算最终得编辑距离dnm,，其计算公式为：di1,jinsertCosttargetidij,mindi1,j1substituteCostsourcetargetji,(3.52)dij,1deleteCostsourcej其中d0,00(3.53)di,0i(3.54)53 西安工业大学硕士学位论文d0,jj(3.55)式中，in1,2,L,，jm1,2,L,。为了统一标准，取各失效模式的前10个构件计算编辑距离，计算所得主要失效模式与各条地震动作用下的失效模式的编辑距离值及其平均值，如表3.18所示。表3.18各失效模式与主要失效模式编辑距离失效15123186268570731832860910163417662107平均值模式d1610861288412612108.500d2108121010121041081089.333从表3.18可以看出，对比2个主要失效模式的编辑距离平均值d1、d2，主要失效模式1的编辑距离平均值d1更小，则相似度更大，即主要失效模式1与其它各失效模式的相似成分更多，故确定普通型地震动作用下隔震结构主要失效模式为主要失效模式1：B3-2→B1-2→C3-2→C4-2→B2-2→B3-3→C1-2→C2-2→B1-3→B2-3→B3-4→B1-4→隔震层。基于此，比较Z分数法、RSR法与TOPSIS法，TOPSIS法相较精度稍低，本文建议隔震结构主要失效模式的统计计算，宜采用Z分数法或RSR法。比较两类地震动作用下结构主要失效模式，隔震结构上部结构均先于隔震层发生损伤失效，但近断层脉冲型地震动作用下隔震结构上部结构底层柱先于梁发生损伤失效，结构损伤主要集中在结构一、二层。普通地震动作用下隔震结构上部结构底层梁先于柱发生损伤失效，结构损伤主要集中在结构底层，二层及以上仅出现梁损伤失效，柱构件直至隔震层失效也没有出现失效。3.5本章小结本章通过隔震结构增量动力时程分析，采用3种损伤模型，运用Matlab编程求解了近断层脉冲型和普通型地震动作用下隔震结构损伤，以损伤指数识别构件失效，基于多指标综合评价法统计分析结构主要失效模式，并用编辑距离算法简单评价了结构主要失效模式，主要得到如下结论：（1）地震动特性不同造成结构的地震响应和损伤情况不同。近断层脉冲型地震动作用对结构的破坏力远大于普通地震动。同一类型地震动作用相似，且3种损伤模型计算同一地震作用下隔震结构损伤指数，得到的结果比较接近且整体趋势也比较一致，说明损伤模型的选择对结构失效模式影响不大。（2）不同类型地震动作用下结构主要失效模式不同。两种地震动作用下隔震结构上部结构均先于隔震层损伤失效。分析上部结构，近断层脉冲型地震下上部结构底层中柱先于梁发生损伤失效，而普通地震下上部结构底层梁先于柱发生损伤失效，两种地震动作用下结构损伤都主要集中在一、二层。54 3隔震结构地震损伤及失效模式分析（3）3种多指标综合评价法计算隔震结构主要失效模式，其中Z分数法和RSR法计算得到的结果相同，与TOPSIS法结果略有差异。基于编辑距离算法定量评价结果，建议隔震结构主要损伤失效模式统计计算选择Z分数法或RSR法。55 西安工业大学硕士学位论文4隔震结构减震控制效果分析4.1隔震结构附设阻尼装置模型的建立4.1.1模型单元类型的选取如前所述，本文利用支撑式金属阻尼器对隔震结构进行减震控制，拟在上部结构层附设金属阻尼装置。隔震结构建模单元类型的选择如前所述，本节简单介绍阻尼装置单元类型的选取。金属阻尼器的力学模型大致有两类：一种是用复杂的数学公式予以描述的曲线型，主要有Ramberg-Osgood模型和Bouc-Wen模型等；另一种是分段线性化的折线型，主要是理想弹塑性模型和双线性模型等。曲线型恢复力模型与工程实际更为接近，但刚度确定和计算比较困难，目前较为广泛使用的是折线型模型。本文金属阻尼器采用李宏男、[97]李刚等人的试验研究确定参数：屈服位移x4.0mm，屈服力F410kN，初始刚度yyK102.5kN/mm，第二刚度系数0.05，原型试验滞回曲线如图4.1所示。由图4.1可以看出阻尼器的滞回曲线呈现双线性强化模型，故本文金属阻尼器建模单元类型选择杆系单元，其恢复力简化模型选择双线性模型，如图4.2所示。钢支撑杆选用弹性框架单元类型，通过给定单元参数EA、EI2、EI3和GJ值来具体定义单元性能，其中E为单元弹性模量、A为截面面积、I2和I3分别为对2轴3轴的截面惯性矩、G为刚性模量、J为抗扭截面系数，具体考虑了单元的材料、形状和面积。图4.1阻尼器滞回曲线图4.2阻尼器双线性模型4.1.2阻尼器布置形式影响金属阻尼器减震效果的因素主要有阻尼器自身特性和布置形式，当阻尼器选定时，阻尼器的布置形式对结构减震起主要影响，故本文主要探究阻尼器布置形式对结构减震控制效果的影响。耗能阻尼器布置在不影响建筑功能且最大限度地发挥其耗能作用的部位，通常是各层均布置为最优，其次是隔层布置，也可以在薄弱层布置，但后两者情况由56 4隔震结构减震控制效果分析于加大了个别层的层间刚度，需要考虑相邻层层间位移放大现象。故本文建立了5种阻尼布置方案，如图4.3所示：第1种方案，采取各层均布置，如图4.3（a）所示；第2种方案，采取奇数层布置，如图4.3（b）所示；第3种方案，采取偶数层布置，如图4.3（c）所示；第4种方案，采用薄弱层布置，依据上章计算的隔震结构层损伤指数，判定结构1层、2层为薄弱层，在此两层布置，如图4.3（d）；第5[98]种方案考虑“位置逼近”法布置。将层间位移定义为阻尼部件布置位置控制指数，逐层布置阻尼部件，首先计算出原结构地震作用下各层的位置指数，指数值最大的层布置金属阻尼器。然后寻找下一层金属阻尼器的布置位置，由于结构中已增加了一层耗能支撑而使结构体系的刚度和等效阻尼增大，因此，应对布置了一层金属阻尼器的新结构再次进行地震响应分析，找出各层位置指数，在指数值最大层布置第二层金属阻尼器。重复这个步骤，直到最大位置指数达到目标值，得到“位置逼近”法布置方案。本文“位置逼近”法布置时结构地震响应分析，取近断层脉冲型地震动2114峰值加速度0.55g（隔震层接近失效但还未失效）的时程响应。根据框架结构弹性层间位移角限值1/550，确定隔震结构层间位移目标值为5.45mm。据此确定的“位置逼近”法阻尼器布置如图4.3（e）所示。（a）各层均布（b）奇数层布置（c）偶数层布置（d）薄弱层布置57 西安工业大学硕士学位论文（e）“位置逼近”布置图4.3阻尼器布置方案限于篇幅，本文以选取的近断层脉冲型地震动中最不利地震动2114为例进行计算分析。分别对原隔震结构以及附设阻尼装置的隔震结构的5种方案进行增量动力时程分析，地震动峰值加速度调幅范围，取原隔震结构构件开始失效至隔震层失效的强度范围，约0.46～0.58g，间隔0.02g，得到结构的地震响应。4.2控制前后隔震结构响应对比4.2.1位移角近断层脉冲型地震动作用下各布置方案隔震结构上部结构各层最大层间位移角对比,如下图4.4所示。5方案50.58方案4方案30.564方案2方案10.54原结构方案530.52楼层方案4PGA(g)方案30.50方案22方案10.48原结构10.460.0000.0010.0020.0030.0040.0050.0060.0070.0000.0020.0040.0060.0080.0100.012层间位移角层间位移角（a）隔震结构各层最大层间位移角（b）隔震结构最大层间位移角IDA曲线图4.4最大层间位移角图4.4（a）取地震动峰值加速度0.46g时结构最大层间位移角地震响应结果为代表，图4.2（b）为各方案结构最大层间位移角IDA曲线。从图4.4（a）、（b）均可以明显看出，5种布置方案相较于原结构，结构层间位移角都有不同程度的减小，减少结构地震响应效果比较显著。从图4.4（a）可以看出，结构层间位移角相较于原结构大幅减小，5种布置58 4隔震结构减震控制效果分析方案最大层间位移角至少降低50%左右，其中各层均布和―位置逼近‖法布置方案得到的结构最大层间位移角结果比较接近，且相对其它3种布置方案降幅更大，减震效果更好，且变化均匀、稳定。另2种隔层布置方案结构响应结果相近，但是隔层布置结构层间位移角层间变化比较大，曲线比较波折。薄弱层布置方案，阻尼器所在结构原薄弱层减震效果明显，几乎与各层均布结果相近，但未布置阻尼器结构层结构响应比较大，结构响应在未布置阻尼层突变较大，这种布置方案效果不甚理想。从图4.2（b）各方案下结构最大层间位移角IDA曲线，可以容易比较出5种方案减震效果的优劣，曲线“斜率”越大结构在等值PGA下对应的层间位移角越小。可以比较出各层均布效果最好，其次是“位置逼近”法布置，然后是奇数层布置，薄弱层布置和偶数层布置效果相比较差。其中薄弱层布置与偶数层布置阻尼器数量相同，但薄弱层布置效果相较于偶数层布置，结构层间位移角小。综上所述，仅考虑结构最大层间位移角时，各层均布和“位置逼近”布置方案减震效果较好，薄弱层和偶数层布置方案较差。4.2.2层剪力近断层脉冲型地震作用下各布置方案隔震结构上部结构各层最大层间剪力对比，如下图4.5所示。0.585方案5方案4方案30.564方案2方案10.54原结构30.52方案5楼层PGA(g)方案40.50方案32方案20.48方案1原结构10.4610020030040050060070080030045060075090010501200各层最大剪力(kN)最大层剪力(kN)（a）隔震结构各层最大层间剪力（b）隔震结构最大层间剪力IDA曲线图4.5最大层剪力图4.5（a）取地震动峰值加速度0.46g时结构最大层间剪力地震响应结果为代表，4.5（b）为各方案下结构最大层间剪力IDA曲线。从图4.5（a）可以看出，偶数层布置方案，由于加大了偶数层的层间刚度，使结构底层剪力较原结构反而增大，是5种方案中减震效果最差的。其它4种布置方案相较于原结构层间剪力均有不同程度的降低，其中各层均布与“位置逼近”法布置减震效果最好且结果相似，这两种方案各层剪力变化均匀稳定，仅比较这两种布置方案，“位置逼近”法布置层间剪力略小。其次薄弱层布置方案最大层间剪力平均较小，相较于其它2种方案效果好。从图4.5（b）各方案下结构最大层间剪力IDA曲线，可以容易比较出5种方案减震效果的优劣，“斜率”越大结构在等值PGA强度下相应结构层间剪力越小。从图4.5（b）可以看出5种布置方案中，偶数层布置方案59 西安工业大学硕士学位论文最大层间剪力IDA曲线较原结构较大，其他4种方案较原结构最大层间剪力均有不同程度减小。可以看到各层均布和“位置逼近”法布置结构最大层间剪力IDA曲线几乎重合且减震效果相较最好，然后是薄弱层布置和奇数层布置方案，偶数层布置方案效果最差。综上所述，仅考虑结构最大层间剪力时，各层均布和“位置逼近”布置方案较好，偶数层布置方案较差。4.2.3顶层位移时程与加速度时程近断层脉冲型地震动作用下各布置方案上部结构顶层位移时程曲线，如下图4.6所示；顶层加速度时程曲线，如下图4.7所示。400300360方案5340方案4320300方案3280200260方案2240方案1220200原结构10027.427.527.627.727.80位移(mm)-100-200020406080100T(s)图4.6隔震结构顶层位移时程曲线800060004000)220000-2000-4000方案5加速度(mm/s-7,000方案4-6000-7,500方案3-8,000-8,500方案2-8000-9,000-9,500方案1-10,000-10000-10,500原结构27.327.427.527.627.7-12000020406080100T(s)图4.7隔震结构顶层加速度时程曲线图4.6和图4.7为地震动峰值加速度0.46g时的地震响应结果，从图4.6和图4.7可以看出，近断层脉冲型地震动作用下结构顶层位移时程曲线和加速度时程曲线均表现出大60 4隔震结构减震控制效果分析脉冲特性。5种方案下结构顶层位移时程曲线和加速度时程曲线与原结构均比较接近，局部放大时程曲线峰值位移和加速度，发现5种方案下结构顶层位移和加速度均有不同程度减小。为了清楚比较各布置方案下结构响应时程，作结构在近断层脉冲型地震作用下位移时程曲线峰值的IDA曲线，如图4.8所示；加速度峰值的IDA曲线，如图4.9所示。50013000方案5方案4450方案3)12000方案22方案1400原结构11000方案535010000方案4方案3顶层位移峰值(mm)3009000方案2顶层加速度峰值(mm/s方案1原结构25080000.460.480.500.520.540.560.580.460.480.500.520.540.560.58PGA(g)PGA(g)4.8隔震结构顶层位移峰值IDA曲线4.9隔震结构顶层加速度峰值IDA曲线从图4.8可以看出，结构附设阻尼装置后顶层位移峰值较原结构明显减小。5种布置方案中各层均布和―位置逼近‖法布置方案结构顶层位移峰值最小，偶数层布置和薄弱层布置较大。从图4.9可以看出，结构附设阻尼装置后顶层加速度峰值较原结构明显减小。5种布置方案中各层均布和―位置逼近‖法布置方案结构顶层加速度峰值较小，偶数层布置和薄弱层布置较大。综上所述，仅考虑结构顶层位移时程和加速度时程，各层均布和“位置逼近”法布置方案较好，偶数层布置和薄弱层布置方案较差。4.2.4隔震支座最大位移近断层脉冲型地震动作用下各布置方案结构隔震支座最大位移对比，如下图4.10所示。4003500.583002500.562000.54方案5位移(mm)150方案40.52方案3100PGA(g)方案20.50方案150原结构00.48原结构方案1方案2方案3方案4方案5布置方案0.46260280300320340360380PGA=0.46PGA=0.48PGA=0.50PGA=0.52PGA=0.54PGA=0.56PGA=0.58隔震支座最大位移（mm）（a）结构隔震支座最大位移（b）结构隔震支座最大位移IDA曲线图4.10结构隔震支座最大位移61 西安工业大学硕士学位论文图4.10（a）为近断层脉冲型地震各PGA下几种布置方案隔震支座最大位移，图中红色虚横线为本文所取隔震结构隔震支座极限位移限值（336mm）；图4.10（b）为结构隔震支座最大位移IDA曲线。从图4.10中可以看出各布置方案下结构隔震支座最大位比较接近，说明上部结构附设阻尼装置对隔震结构隔震层地震响应几乎没有影响，而且由于上部结构刚度增加，隔震支座位移反而略增。故若要控制隔震层地震响应，应考虑针对隔震层或者隔震支座进行专门的控制。4.3控制前后隔震结构损伤对比4.3.1隔震结构上部结构损伤值近断层脉冲型地震动作用下各布置方案隔震结构上部结构层损伤指数、整体损伤指数对比，分别如下图4.11（a）、（b）所示。5方案52.4方案42.2方案342.0方案21.8方案11.6原结构31.4楼层1.21.020.8整体损伤指数0.610.40.20.00.51.01.52.02.53.00.0原结构方案1方案2方案3方案4方案5层损伤指数布置方案（a）隔震结构层损伤指数（b）隔震结构上部结构整体损伤指数图4.11隔震结构损伤值图4.11取地震动峰值加速度0.58g时的地震响应结果为代表，从图4.11可以看出，5种布置方案下结构层损伤指数和整体损伤指数与原结构相比均明显大幅下降。其中各层均布、“位置逼近”法布置方案结构损伤值最小，即结构损伤值降幅最大，偶数层布置较其它几种方案较差。从图4.11（a）可以看出，结构附设阻尼耗能支撑后结构层损伤指数较原结构均减小，且几种方案结构层损伤指数较相近。从图4.11（b）可以看到，各层均布和“位置逼近”布置结构整体损伤指数最小，偶数层布置结构整体损伤指数最大。偶数层布置与薄弱层布置方案相比，结构耗能支撑数量相同，但薄弱层布置整体损伤指数明显小于偶数层布置。综上所述，仅考虑结构损伤指数，各层均布和“位置逼近”法布置方案较好，偶数层布置方案较差。4.3.2隔震层损伤计算近断层脉冲型地震动作用下各布置方案隔震结构隔震层损伤指数对比，如下图4.1262 4隔震结构减震控制效果分析所示。1.00.80.6损伤指数0.40.20.0原结构方案1方案2方案3方案4方案5布置方案PGA=0.46PGA=0.48PGA=0.50PGA=0.52PGA=0.54PGA=0.56PGA=0.58图4.12结构隔震层损伤指数从图4.12中可以看出各布置方案下结构隔震层损伤指数比较接近，说明上部结构附设阻尼装置对隔震结构隔震层损伤控制几乎没有影响，这与前面结构地震响应分析是一致的。故若要控制隔震层地震响应，应考虑针对隔震层或者隔震支座进行专门的控制。4.4针对隔震层减震控制方案及效果分析基于上节研究，本文考虑继续利用附设阻尼装置控制结构隔震层地震响应。由于隔震层的尺寸限制，把阻尼支撑布置在隔震层比较困难。故考虑把隔震层上移一层，即隔震层布置在一层和二层之间，并对其它结构层继续附设阻尼装置，来同时控制隔震结构隔震层与其它结构层地震响应，以下简称“隔震层控制方案”。结构布置如图4.13所示，其中隔震支座改用LRB700（主要参数包括等效刚度3.071KN/mm，屈前刚度20.26KN/mm，屈后刚度2.019KN/mm，屈服力127.7KN）。图4.13隔震层减震控制63 西安工业大学硕士学位论文4.4.1位移角近断层脉冲型地震动作用下隔震层控制方案与上节各层均布控制方案，结构各层最大层间位移角对比，如下图4.14所示。隔震层控制方案0.012各层均布法方案0.0100.0080.0060.004最大层间位移角0.0020.0000.460.480.500.520.540.560.58PGA图4.14隔震结构最大层间位移角从图4.14可以看出隔震层控制方案结构最大层间位移角大幅减小且变化稳定，结构减震效果较好。4.4.2层剪力近断层脉冲型地震动作用下隔震层控制方案与上节各层均布控制方案，结构最大层间剪力对比，如下图4.15所示。5隔震层控制方案5隔震层控制方案前各层均布方案前各层均布方案4433楼层楼层2211100200300400500600700800100150200250300350400450500550最大层间剪力/kN最大层间剪力/kN（a）PGA=0.46（b）PGA=0.58图4.15隔震结构最大层间剪力从图4.15可以看出隔震层控制方案对结构层间剪力减震控制效果不大，由于层间隔震，增大了结构底层构件截面面积和刚度等，导致结构底层剪力反而增大，其它层剪力值与各层均布控制方案比较接近。64 4隔震结构减震控制效果分析4.4.3隔震支座最大位移近断层脉冲型地震动作用下隔震层控制方案与上节各层均布控制方案，结构隔震支座最大位移对比，如下图4.16所示。400隔震层控制方案350前各层均布方案300250200150100隔震支座最大位移/mm5000.460.480.500.520.540.560.58PGA图4.16结构隔震支座最大位移从图4.16可以看出，隔震层控制方案结构隔震支座最大位移明显减小，结构减震效果较好。为分析隔震结构控制前后的减震效果，表4.1给出上节各层均布方案和本节针对隔震层控制方案控制前后减震效果的对比分析结果。表4.1隔震结构控制前后减震效果对比PGA0.460.520.58平均值原结构264.397/310.032/355.160/隔震层最大方案1262.031+0.89%315.723-1.85%369.279-3.98%-1.65%位移方案2154.921+41.41%218.221+29.61%284.873+19.80%+30.27%上部结构最原结构0.00694/0.00880/0.01132/大层间位移方案10.00052+92.51%0.00063+92.84%0.00074+93.46+92.94%角方案20.00029+95.82%0.00033+96.25%0.00036+96.82+96.30%“方案1”指代“各层均布方案”，“方案2”指代“针对隔震层控制方案”，“+”表示结果反应减弱，“-”表示结果反应增大，“/”表示不计。从表4.1中可以看出，隔震结构采用阻尼装置控制后，上部结构层间位移角均得到有效控制，平均最大降幅可达到96.30%；方案1对隔震层结构响应并无太大影响，方案2可有效控制隔震层隔震支座最大位移，平均降幅可达30.27%。由此可见，隔震结构控制后，确实得到有效控制，其抗震性能得到显著提高。本文的研究成果可为隔震结构的抗震性能不足进行设计或加固提供参考意见，具有较好的工程应用价值。65 西安工业大学硕士学位论文4.5本章小结本章针对近断层脉冲型地震动作用下隔震结构的地震损伤，分析利用金属阻尼支撑减震技术对隔震结构的减震控制效果，主要对比分析了阻尼布置形式对结构减震控制的影响，然后针对隔震层减震控制提出针对方案。通过对比分析上部结构层间位移角、层剪力、结构响应时程、损伤值、隔震支座最大位移等，主要得到以下结论：（1）阻尼布置形式影响结构响应，5种布置形式控制后结构层间位移角、位移和加速度时程峰值、损伤值较原结构均减小，说明隔震结构在强震下通过附设阻尼装置进行减震控制是可行的，可以明显提高结构的抗震性能。（2）结构5种阻尼装置布置方案中，各层均布方案和―位置逼近‖法布置减震控制效果最佳，结构抗震性能最好，薄弱层布置和偶数层布置形式结构抗震性能最差。但隔震结构上部结构层附设阻尼装置，只减小了上部结构地震响应，对隔震层并无影响，隔震结构隔震层控制时需要进行专门的研究。（3）针对隔震层地震响应，通过将结构隔震层上移至一层柱顶二层柱底，同时在其它结构层附设阻尼装置的方法，对结构进行减震控制，其对隔震结构减震控制效果明显，同时控制了结构隔震层和上部结构层的地震响应。以上控制方案可为隔震结构抗震加固等提供参考依据，具有较好的工程应用价值。66 5结论与展望5结论与展望5.1结论本文以隔震结构为研究对象，以近断层脉冲型地震动为输入，充分考虑地震作用的随机性和结构地震损伤失效模式的多样性，基于研究目的，主要进行了适合隔震结构的近断层脉冲型地震动强度指标研究、提出了简单有效地控制结构响应离散性的地震动筛选方法、结构近断层地震动作用下损伤对比分析、主要地震失效模式的统计计算和评价、结构利用阻尼装置进行减震控制等，得到如下主要结论：（1）隔震结构脉冲型地震动强度指标研究结果表明，与加速度型指标、位移型指标和其它指标V/A相比，速度型指标在短、中、长周期范围内均与隔震等效体系的脉冲型地震响应呈现出很高的相关性，适用范围更广。针对多层隔震结构抗震分析建议选择指标HI或VSI较好。以地震动强度指标为控制变量，基于Q型系统类聚方法进行地震动筛选分类，可以简单有效地控制结构地震响应的离散性。（2）地震动特性不同对结构的影响不同，结构的主要地震失效模式也不同。隔震结构在两类地震动作用下，上部结构均先于隔震层损伤失效。但近断层脉冲型地震动作用下，上部结构底层中柱先于梁发生损伤失效，普通型地震动作用下，上部结构底层梁先于柱发生损伤失效，两种地震动作用下结构损伤都主要集中在结构一、二层。隔震结构主要失效模式统计建议选择Z分数法或RSR法。（3）隔震结构附设阻尼装置能有效减小隔震结构的上部结构地震响应和损伤。比较5种布置形式：各层均布、奇数层布置、偶数层布置、薄弱层布置、“位置逼近”布置方案，建议选择各层均布或“位置逼近”法布置方案。隔震层上移后附设阻尼装置的针对结构隔震层控制方法，可同时降低隔震层和上部结构层地震响应。上述减震控制方法可为隔震结构抗震性能不足进行设计或加固时提供参考意见和指导，具有较好的工程应用价值。5.2展望本文对隔震结构的损伤及主要失效模式进行了分析，并对结构减震控制进行了探索，通过本文的研究，还有以下几个方面需要进一步的研究：（1）限于试验条件有限，本文隔震结构研究主要依赖于数值分析，需要进一步的试验研究。（2）增量动力时程法分析构件的失效模式。结构实际失效在于构件逐步失效退出工作，本文分析过程中，并未使构件失效退出工作。应考虑软件分析时如何实现在保持相应损伤状态时，使失效构件退出工作。（3）本文仅是通过附设阻尼装置对隔震结构进行减震控制，隔震结构减震控制需要67 西安工业大学硕士学位论文更多的研究。此外，本文研究依托一隔震工程实例，即只考虑了一种特定的结构情况，因此，对不同结构的地震损伤和失效模式还有待今后的进一步研究。（4）本文基于SeismoStruct平台进行增量动力时程分析，然后利用Matlab编程求解结构损伤指数，分析繁琐，计算量大，如何简化计算，评价结构损伤，对工程结构抗震具有重要意义，也是下一步研究要解决的问题之一。68 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学位论文知识产权声明学位论文知识产权声明本人完全了解西安工业大学有关保护知识产权的规定，即：研究生在校攻读学位期间学位论文工作的知识产权属于西安工业大学。本人保证毕业离校后，使用学位论文工作成果或用学位论文工作成果发表论文时署名单位仍然为西安工业大学。学校有权保留送（提）交的学位论文，并对学位论文进行二次文献加工供其他读者查阅和借阅；学校可以在网络上公布学位论文的全部或部分内容，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存学位论文。（保密的学位论文在解密后应遵守此规定）学位论文作者签名：指导教师签名：日期：78 学位论文独创性声明学位论文独创性声明秉承学校严谨的学风与优良的科学道德，本人声明所呈交的学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，学位论文中不包含其他人已经发表或撰写过的成果，不包含本人已申请学位或他人已申请学位或其他用途使用过的成果。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了致谢。学位论文与资料若有不实之处，本人承担一切相关责任。学位论文作者签名：指导教师签名：日期：79