三維地震作用下應(yīng)用FPB單層球面網(wǎng)殼抗震性能

孔德文 ,范　峰,支旭東

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，150090哈爾濱；2.貴州大學(xué) 土木工程學(xué)院，550025 貴陽)

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三維地震作用下應(yīng)用FPB單層球面網(wǎng)殼抗震性能

孔德文1,2,范峰1,支旭東1

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，150090哈爾濱；2.貴州大學(xué) 土木工程學(xué)院，550025 貴陽)

摘要:為準確確定三維地震作用下應(yīng)用摩擦擺支座(FPB)單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的減震效果，在精細化建?；A(chǔ)上，分析了摩擦擺支座的隔震機理，并對摩擦擺支座單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)從靜力和動力兩個方面進行分析.靜力荷載作用下，從結(jié)構(gòu)內(nèi)力、變形和穩(wěn)定性3個方面分析摩擦擺支座對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)靜力力學(xué)性能的影響；三維地震作用下，應(yīng)用動力時程分析方法分析了地震動強度以及摩擦擺支座參數(shù)對單層球面網(wǎng)殼抗震性能的影響規(guī)律.結(jié)果表明:靜力作用下，加強外環(huán)桿件能有效改善摩擦擺支座對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的不利影響；三維地震作用下，地震動強度越大，摩擦擺支座隔震性能越好；摩擦擺支座的最優(yōu)摩擦系數(shù)隨著地震動強度的增大而增加；摩擦擺支座曲率半徑越大網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗震性能越好.

關(guān)鍵詞:單層球面網(wǎng)殼；摩擦擺支座；隔震；最優(yōu)摩擦系數(shù)；抗震性能

近年來，大跨空間結(jié)構(gòu)建造的比例不斷上升，如體育館、展覽館、以及大型裝配車間等，這些建筑通常為人口密集場所，且造價高昂，為了保證人們的生命財產(chǎn)安全，大跨空間結(jié)構(gòu)的隔震性能及措施研究顯得尤為重要.摩擦擺支座(friction pendulum bearing，F(xiàn)PB)作為一種典型的基礎(chǔ)隔震設(shè)備，由美國加州大學(xué)伯克利分校的Zayas等[1]提出，它具有良好的隔震性能，具有造價低、易施工、易維護、承載力高等特點.在此基礎(chǔ)上，許多隔震機理相近的摩擦擺支座形式得到了進一步發(fā)展，如VFPI[2]和MFPS[3].1997年，蔡崇興[4]推導(dǎo)了摩擦擺支座的有限元方程，并分析了其隔震機理；2005年，楊林等[5]對安裝摩擦擺支座的四層鋼框架結(jié)構(gòu)進行了振動臺試驗研究，結(jié)果表明摩擦擺支座具有良好的隔震性能.此后，許多學(xué)者對摩擦擺支座進行大量的試驗和數(shù)值分析[6-8]，并證明該種支座隔震設(shè)備的有效性.摩擦擺支座已在全世界數(shù)百座建筑中得到應(yīng)用，如西雅圖海鷹美式足球場、華盛頓州應(yīng)急指揮中心等[9].

目前，國內(nèi)外學(xué)者主要關(guān)注單向地震動作用下應(yīng)用摩擦擺支座結(jié)構(gòu)抗震性能的研究[10-12]，很少開展多維地震動作用下結(jié)構(gòu)動力性能的研究.2002年，朱玉華等[13]對應(yīng)用摩擦滑移支座的三層縮尺鋼框架結(jié)構(gòu)進行了多維振動臺試驗, 結(jié)果表明豎向地震動對上部結(jié)構(gòu)的水平地震響應(yīng)有顯著影響；另外，王建強等[14-15]分析了應(yīng)用摩擦擺支座的七層鋼混結(jié)構(gòu)雙向和多維地震動響應(yīng).同時，摩擦擺支座性能的有限元計算也在不斷發(fā)展，通常將其簡化為彈簧阻尼單元.2010年，薛素鐸等[16]利用有限元軟件SAP2000對應(yīng)用摩擦擺支座的雙層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)進行抗震性能分析，但這種簡化很難準確描述上部結(jié)構(gòu)和摩擦擺支座之間的相互作用.

本文將摩擦擺支座進行精細化建模，并應(yīng)用LS-DYNA軟件對應(yīng)用摩擦擺支座的單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)進行有限元分析，討論三維地震作用下地震動強度及摩擦擺支座參數(shù)(摩擦系數(shù)和曲率半徑)對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗震性能的影響規(guī)律.

1應(yīng)用摩擦擺支座結(jié)構(gòu)減震機理

摩擦擺支座由球面滑槽、滑塊以及連接上部結(jié)構(gòu)的蓋板組成，見圖1，滑塊是連接蓋板和滑槽的構(gòu)件，R為球面曲率半徑.根據(jù)圖示，應(yīng)用摩擦擺支座結(jié)構(gòu)的減震機理可從兩個方面進行分析，一方面是當?shù)卣饎幼饔迷诨凵蠒r，滑塊在滑槽內(nèi)滑動隔離一部分地震能量，另一方面是滑塊在滑槽內(nèi)滑動時，滑塊與滑槽之間相互摩擦消耗一部分能量.

首先，從受力的角度分析結(jié)構(gòu)的減震機理，圖2是滑塊受力圖，G是上部結(jié)構(gòu)的重力，N是滑槽支反力，T是滑塊與滑槽之間的滑動摩擦力，F(xiàn)是滑槽受到的水平剪力，根據(jù)平衡條件可得F的表達式為

(1)

應(yīng)用摩擦擺支座結(jié)構(gòu)的動力方程可寫為

(2)

另一方面，從耗能角度分析摩擦擺支座結(jié)構(gòu)的減震機理.摩擦擺支座的滯回曲線見圖3[1]，結(jié)構(gòu)在水平力或地震作用下，滑塊在滑槽內(nèi)滑動，摩擦擺支座的摩擦耗能大小等于滯回曲線所包裹面積.

圖1　摩擦擺支座示意

圖2　滑塊受力圖

圖3　FPB滯回曲線

2有限元模型建立

2.1摩擦擺支座有限元模型

假設(shè)滑塊在滑槽中滑動時，滑槽的形狀不發(fā)生變化，可以將滑槽簡化為一個剛性滑面，在有限元建模時，蓋板與滑塊采用SOLID164單元建模，剛性滑面采用SHELL166單元建模，材料的彈性模量為2.06×105MPa，材料泊松比為0.3.

圖1中摩擦擺支座具體尺寸，D1、D2和d的值分別取70、30和20cm，經(jīng)驗證尺寸滿足要求(滑槽為剛性面，分析摩擦擺支座滑塊，靜力時最大應(yīng)力在140MPa左右，動力時(PGA為400gal)最大應(yīng)力在190MPa左右)，蓋板、滑塊和滑面單元尺寸越小，計算結(jié)果越精確，但計算時間越長，當蓋板和滑塊單元尺寸小于4cm，滑面單元最大尺寸小于6cm時，單元大小的變化對結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響較小，因此取上述尺寸進行網(wǎng)格劃分，摩擦擺支座有限元模型見圖4；蓋板與滑塊以及滑塊與剛性面之間通過接觸連接(在LS-DYNA軟件中采用自動的點面接觸，除摩擦系數(shù)外，其余參數(shù)采用默認值)，上部結(jié)構(gòu)與蓋板頂面多個節(jié)點耦合連接(防止蓋板轉(zhuǎn)動).

圖4　摩擦擺支座有限元模型

2.2單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)有限元模型

選用K8型單層球面網(wǎng)殼作為研究對象，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1.

表1　網(wǎng)殼幾何參數(shù)

計算分析時采用彈性假設(shè)，在LS-DYNA有限元軟件中，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)桿件選用空間梁單元(BEAM161)進行模擬，節(jié)點定義為剛接，屋面荷載為1 kN/m2，用質(zhì)量單元(MASS166)模擬，材料的彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，結(jié)構(gòu)的阻尼比為0.02.選用固定鉸支座和實體摩擦擺支座，兩種支座均安裝在最外環(huán)節(jié)點的下部，網(wǎng)殼平面圖和支座布置見圖5，圖中?表示摩擦擺支座安裝位置.

圖5　摩擦擺支座布置

3網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)靜力性能分析

3.1內(nèi)力和變形分析

網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)選用表1中的模型，以曲率半徑為1 m，摩擦系數(shù)為0.1的摩擦擺支座為例，分析結(jié)構(gòu)靜力作用下的內(nèi)力和變形，并與鉸支座結(jié)構(gòu)所得結(jié)果進行對比，見表2.應(yīng)用摩擦擺支座的結(jié)構(gòu)變形和內(nèi)力明顯增加，這是因為將鉸支座改為摩擦擺支座以后，結(jié)構(gòu)的水平支承明顯減弱，因此，結(jié)構(gòu)的變形增加；應(yīng)用摩擦擺支座結(jié)構(gòu)最外環(huán)桿件起約束結(jié)構(gòu)水平變形的作用，因此，最外環(huán)桿件內(nèi)力增加(增加100多倍)，而其余桿件的作用沒有發(fā)生較大變化，所以應(yīng)力變化較小；加強最外環(huán)桿件能有效地減小結(jié)構(gòu)的變形，從7.50 cm減小到2.86 cm，除最外環(huán)桿件外，其余桿件應(yīng)力變化較小，如，肋桿、環(huán)桿和斜桿的應(yīng)力分別在35、36和43 MPa左右；由于截面積增加，外環(huán)桿件應(yīng)力也明顯降低.

表2　結(jié)構(gòu)靜力力學(xué)性能

3.2穩(wěn)定性分析

結(jié)構(gòu)應(yīng)用摩擦擺支座后，結(jié)構(gòu)受到的水平支承力由滑塊與滑槽之間的靜摩擦力提供，與鉸支座結(jié)構(gòu)相比，支座的水平支撐作用明顯減弱，摩擦擺支座對結(jié)構(gòu)承載能力產(chǎn)生不利影響.

對表1中3種摩擦擺支座單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)進行穩(wěn)定性分析，并與鉸支座結(jié)構(gòu)對比，見圖6.應(yīng)用摩擦擺支座網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的承載力明顯小于鉸支座結(jié)構(gòu)，而且結(jié)構(gòu)的整體剛度也明顯減弱,但隨著外環(huán)桿件的加強(模型一到模型三最外環(huán)桿件逐漸增強)，應(yīng)用摩擦擺支座的結(jié)構(gòu)承載力增加，并且結(jié)構(gòu)的整體剛度增強.因此，應(yīng)用摩擦擺支座結(jié)構(gòu)的承載能力明顯降低，但加強外環(huán)桿件有利于提高結(jié)構(gòu)的承載能力.

圖6　網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)荷載位移曲線

靜載下，摩擦擺支座不僅使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形增加，而且還使結(jié)構(gòu)承載能力降低；加強結(jié)構(gòu)的外環(huán)桿件不僅能夠有效減小結(jié)構(gòu)的變形[17]，而且能明顯提高結(jié)構(gòu)承載能力.因此，盡管應(yīng)用摩擦擺支座減弱了網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的靜力性能，但通過加強外環(huán)桿件，結(jié)構(gòu)的靜力性能能夠得到有效改善.

4FPB隔震效果分析

選用K8型單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)作為研究對象，以表1中模型二為例，摩擦擺支座參數(shù)、加載方案以及地震波的選取見表3，對三維地震動作用下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗震性能進行研究.

表3　FPB參數(shù)及加載方案

4.1結(jié)構(gòu)減震效果算例分析

以曲率半徑為1 m，摩擦系數(shù)為0.1的摩擦擺支座作為隔震裝置，對兩種支座形式(鉸支座和摩擦擺支座)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)施加El-Centro波，地震動強度為400 cm/s2.網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)部分地震響應(yīng)結(jié)果見表4(相對位移是指結(jié)構(gòu)中節(jié)點相對最外環(huán)節(jié)點的位移).

表4　網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)

分析表4可得，與鉸支座結(jié)構(gòu)相比，應(yīng)用摩擦擺支座網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)明顯減弱，如，頂點豎向加速度從39.8 m/s2減小到3.1 m/s2，減小了92.2%，而且桿件(除最外環(huán)桿件)的應(yīng)力均能減小40%以上.

為進一步說明摩擦擺支座隔震效果，對結(jié)構(gòu)所有桿件和節(jié)點的動力信息進行對比，見圖7.分析圖7(a)可得，除最外環(huán)桿件外，鉸支座結(jié)構(gòu)桿件動應(yīng)力的范圍為(0，150)MPa，而應(yīng)用摩擦擺支座結(jié)構(gòu)桿件的動應(yīng)力都小于40 MPa，桿件的動應(yīng)力明顯減小，說明摩擦擺支座的隔震效果明顯；分析結(jié)構(gòu)節(jié)點信息，如圖7(b)所示，可以得到相同結(jié)論.

圖7　網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)動力力學(xué)性能對比

4.2評價指標定義

由于結(jié)構(gòu)中桿件和節(jié)點數(shù)目較多，很難對其一一對比分析，為了方便比較，定義3個評價指標，分別為ρs、ρd和ρa(所有桿件中最大動應(yīng)力增大系數(shù)、所有節(jié)點中最大相對位移增大系數(shù)和最大加速度增大系數(shù))，具體表達式為：

(3)

(4)

(5)

式中：m和n分別是上部結(jié)構(gòu)的桿件數(shù)和節(jié)點數(shù)(不包括最外環(huán)桿件和節(jié)點)，σmaxj、dmaxi和αmaxi分別表示應(yīng)用摩擦擺支座網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的第j根桿件的最大動應(yīng)力、第i個節(jié)點的最大相對位移和加速度，同樣，表達式下部是鉸支座結(jié)構(gòu)相應(yīng)的值.由公式表達可以看出，當ρ≥1時，摩擦擺支座沒有減震效果；當ρ<1時，摩擦擺支座有減震效果，并且ρ值越小，減震效果越好.

4.3地震動強度影響

選取曲率半徑為1 m、摩擦系數(shù)為0.1的摩擦擺支座作為隔震設(shè)備，得到增大系數(shù)隨PGA變化的曲線見圖8.由圖8(a)可得，隨著地震動強度的增加，增大系數(shù)的值逐漸減小，說明桿件動應(yīng)力的減小幅度越大，當?shù)卣饎訌姸冗_到400 cm/s2時，動應(yīng)力能減小75%以上(增大系數(shù)小于0.25).為了更全面地分析網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗震性能，從水平和豎向兩個方面對結(jié)構(gòu)節(jié)點位移和加速度增大系數(shù)的變化規(guī)律進行分析，如圖8(b)所示，當?shù)卣饎訌姸却笥?0 cm/s2時，各增大系數(shù)的值都小于1，且隨著地震動強度的增加，其值逐漸減小，說明摩擦擺支座的隔震效果越好；由圖還可以看出，地震動強度較小時(El-Centro波，PGA<50 cm/s2)，X向加速度和相對位移的增大系數(shù)大于1，這是因為地震動強度較小時，摩擦擺支座的滑塊與滑槽之間仍處在粘滯狀態(tài)，且結(jié)構(gòu)的水平支承較弱，從而使得應(yīng)用摩擦擺支座網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的變形微弱增加，但變形仍然較小，因此，這種增加可忽略；隨著地震動強度的增強，滑塊在滑槽上滑動，從而使傳遞給結(jié)構(gòu)的地震能量減少，所以增大系數(shù)逐漸減小.總之，隨著地震動強度的增加，應(yīng)用摩擦擺支座網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗震性能逐漸增強.

圖8　地震動強度的影響

4.4摩擦系數(shù)影響

為保證摩擦擺支座的滑塊和滑槽之間良好的滑移性能，在支座的滑道內(nèi)襯聚四氟乙烯材料，聚四氟乙烯具有耐高溫的特點，其摩擦系數(shù)極低，根據(jù)不同的拋光層度，可以使摩擦系數(shù)在不同區(qū)間內(nèi)變化，此種支座的耐久性和可靠性已得到理論和實驗驗證[18-19].滑動速度和壓力大小等因素影響此種材料摩擦系數(shù)的大小，但影響較小[20]，因此，本文假設(shè)摩擦系數(shù)在滑動過程中保持常數(shù).

選取表3中方案一研究摩擦系數(shù)對摩擦擺支座隔震性能的影響，得到結(jié)構(gòu)評價指標變化曲線見圖9.隨著摩擦系數(shù)的增加，多數(shù)增大系數(shù)的值先減小后增加，說明并非摩擦系數(shù)越小隔震效果越好，例如，當摩擦系數(shù)小于0.05時，由于摩擦系數(shù)較小，使得滑塊與滑槽之間的相對位移增加，體現(xiàn)在圖2中就代表角度θ增加，根據(jù)式(1)得出水平剪力F增加，上部結(jié)構(gòu)的響應(yīng)也隨之增加，因此，摩擦系數(shù)較小時，各種評價指標的值反而較大.

由圖9還可看出，除X向相對位移增大系數(shù)變化曲線外，其余曲線的最低點(增大系數(shù)最小值所對應(yīng)的點)隨地震動強度的增大而逐漸右移，說明最優(yōu)摩擦系數(shù)(最低點對應(yīng)的摩擦系數(shù)值)隨地震動強度的增加而增加；X向相對位移增大系數(shù)變化幅度較小，因此，摩擦系數(shù)的變化對其影響較小.分析圖9還可得出，曲線的最低點多數(shù)落在區(qū)間(0.05, 0.15)上，即，4種不同地震動強度所對應(yīng)的最優(yōu)摩擦系數(shù)都在此區(qū)間上，與文獻[21]給出的區(qū)間相同.因此，摩擦系數(shù)在區(qū)間(0.05, 0.15)上取值時，支座的隔震效果較好.

4.5曲率半徑影響

選取表3中方案二研究曲率半徑的影響，得到結(jié)構(gòu)的評價指標變化曲線見圖10.圖中多數(shù)曲線都是逐漸下降的(增大系數(shù)逐漸減小)，由此說明，摩擦擺支座曲率半徑越大，隔震效果越好，這與文獻[10，16]所得結(jié)論相近；當曲率半徑大于2.0 m時，幾乎所有曲線都接近水平，說明此時曲率半徑的變化對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗震性能的影響較小，因此，可以選擇曲率半徑大于2.0 m的摩擦擺支座作為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的隔震設(shè)備.此外，根據(jù)圖1、2可得出，當滑塊和滑槽之間相對位移一定時，曲率半徑R越小，旋轉(zhuǎn)角度θ就越大，再根據(jù)式(1)，角度θ越大，恢復(fù)力F越大，因此，為了保證摩擦擺支座有良好的自恢復(fù)性能，摩擦擺支座曲率半徑越小越好.由圖10還可看出，當選用曲率半徑為1 m的摩擦擺支座作為隔震支座時，各增大系數(shù)的值較大，這是因為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的自振周期和摩擦擺支座的周期相近，分別為1.87和1.98 s，因此，不應(yīng)選擇周期與結(jié)構(gòu)自振周期相近的摩擦擺支座作為隔震設(shè)備.

圖9　摩擦系數(shù)影響規(guī)律

圖10　曲率半徑影響規(guī)律

綜上所述，當摩擦擺支座所用材料的摩擦系數(shù)為0.1時，選擇曲率半徑為2.0 m的摩擦擺支座作為隔震裝置可以使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗震性能最好.文獻[10，16]給出摩擦擺支座的曲率半徑應(yīng)該大于1 m，因此，曲率半徑為2.0 m的摩擦擺支座滿足這個要求.

5結(jié)論

1)靜載下，應(yīng)用摩擦擺支座網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)不僅內(nèi)力和變形增加，而且承載能力也明顯降低，但通過加強結(jié)構(gòu)的外環(huán)桿件可有效減弱此種不利影響.

2)隨著地震動強度的增加，摩擦擺支座的隔震效果增強，即，應(yīng)用摩擦擺支座的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)抗震性能增強.

3)隨著地震動強度的增加，摩擦擺支座的最優(yōu)摩擦系數(shù)取值也隨之增加；對于給定曲率半徑的摩擦擺支座，存在一個最優(yōu)區(qū)間，當摩擦系數(shù)在此區(qū)間上取值時，結(jié)構(gòu)的抗震性能較好.

4)摩擦擺支座的曲率半徑越大隔震效果越好，但曲率半徑越小，摩擦擺支座自恢復(fù)能力越強，因此，建議在保證良好恢復(fù)力的前提下，選取曲率半徑較大的摩擦擺支座作為隔震設(shè)備.

參考文獻

[1] ZAYAS V, LOW S, MAHIN S. The FPS earthquake resisting system [R]. Technical Report UCB/EERC-87 /01. Berkeley： University of California at Berkeley, 1987.

[2] PRANESH M, SINHA R. VFPI: an isolation device for aseismic design [J]. Earthquake Engineering and Structure Dynamic, 2000, 29:603-627.

[3] TSAI C S, CHEN B J, PONG W S, et al. Interactive behavior of structures with multiple friction pendulum isolation system and unbounded foundations [J]. Advances in Structural Engineering, 2004, 7(6): 539-551.

[4] TSAI C S. Finite element formulations for friction pendulum seismic isolation bearings [J]. International Journal for Numerical Methods in Engineering, 1997, 40(1): 29-49.

[5] 楊林, 周錫元, 蘇幼坡, 等. FPS摩擦擺隔震體系振動臺試驗研究與理論分析[J]. 特種結(jié)構(gòu), 2005, 22(4): 43-46.

[6] 楊林, 常永平, 周錫元, 等. FPS隔震體系振動臺試驗與有限元模型對比分析[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2008, 29(4): 66-72.

[7] LU L Y, LEE T Y, YEH S W. Theory and experimental study for sliding isolators with variable curvature [J]. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 2011, 40: 1609-1627.

[8] ARMIN M, GILBERTO M. Experimental simulation of base-isolated buildings pounding against moat wall and effects on superstructure response [J]. Earthquake Engineering And Structural Dynamics, 2012, 41: 2093-2109.[9] Earthquake Protection Systems(EPS). Technical characteristics of friction pendulum bearings [EB/OL]. (2011-03-30)[2014-09-20]. http://www.Earthquake protection. com /Technical Characteristicsof FPBearngs. pdf.[10]薛素鐸, 趙偉, 李雄彥. 摩擦擺支座在單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)隔震控制中的參數(shù)分析[J]. 北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 2009, 35(7): 933-938.

[11]王建強, 攸青言, 丁永剛, 等. 支座摩擦系數(shù)對摩擦擺基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的影響[J]. 世界地震工程, 2012, 28 (2): 98-102.

[12]DION C, BOUAANANI N, TREMBLAY R,et al. Real-time dynamic substructuring testing of a bridge equipped with friction-based seismic isolators [J]. Journal of Bridge Engineering,2012, 17(1): 4-14.

[13]朱玉華,呂西林. 滑移摩擦隔震系統(tǒng)在多向地面運動作用下的試驗研究[J]. 地震工程與工程振動, 2002, 22 (5): 77-84.

[14]王建強,管品武,李大望. 摩擦擺基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)雙向地震反應(yīng)分析[J]. 世界地震工程, 2005, 21 (3): 11-15.

[15]王建強,管品武,李大望. 摩擦擺基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)多維地震反應(yīng)分析[J]. 世界地震工程, 2009, 25 (4) : 92-96.

[16]KIM Y C, XUE S D, ZHUANG P, et al. Seismic isolation analysis of FPS bearings in spatial lattice shell structures [J]. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 2010, 9(1): 93-102.

[17]孔德文, 孫夢涵, 支旭東,等. 應(yīng)用摩擦擺支座的單層球面網(wǎng)殼地震相應(yīng)分析[J]. 土木工程學(xué)報(增刊1), 2012, 45: 158-162.

[18]CONSTANTINOU M, MOKHA A , REINHORN A. Teflon bearings in base isolation [J]. Journal of Structural Engineering, 19900, 116(2): 455-474.

[19]CONSTANTINOU M C, CACCESE J ,HARRIS H G. Frictional characteristics of teflon-steel interfaces under dynamic conditions [J]. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 1987, 15(6): 751-759.

[20]江子政. 復(fù)擺隔震器于防震工程之應(yīng)用[D]. 臺中: 逢甲大學(xué), 2004.

[21]JANGID R S. Optimum friction pendulum system for near-fault motions [J]. Engineering Structures, 2005, 27: 349-359.

(編輯趙麗瑩)

Seismic performance for single-layer reticulated shells with FPB under 3D ground motion

KONG Dewen1,2,FAN Feng1,ZHI Xudong1

(1.School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, 150090 Harbin, China;2.School of Civil Engineering, Guizhou University, 550025 Guiyang, China)

Abstract:To accurately determine the vibration reduction effect of single-layer reticulated shells with friction pendulum bearings (FPB), based on the refined finite element models, the isolation mechanism of FPB was given, and single-layer reticulated shells with FPB were analyzed from two aspects of static and dynamic. Structures were analyzed in three aspects including the internal force, deformation and stability under static loading, and were also researched through dynamic time-history analysis under 3-D earthquake waves. The impact of ground motion intensities and parameters of FPB on the seismic performance of single-layer latticed shell was discussed. The analysis results indicate that the static mechanics performance of a single-layer reticulated shell with FPBs can be improved by strengthening the outer ring bars. Under 3-D earthquakes, the bigger the ground motion intensity, the better isolation performance of FPB will be. The optimal friction coefficient of FPB increased with the increase of ground motion intensity. The bigger friction pendulum bearing curvature radius is, the better seismic performance of reticulated shell structure will be.

Keywords:single-layer reticulated shell；friction pendulum bearing(FPB)；isolation；optimal friction coefficient；seismic performance

中圖分類號:TU311.3

文獻標志碼:A

文章編號:0367-6234(2016)06-0010-07

通信作者:孔德文，kongdewen0608@126.com.

作者簡介:孔德文(1984—)，男，講師;

基金項目:國家自然科學(xué)基金重大計劃集成項目(91315301);

收稿日期:2014-09-23.

doi：10.11918/j.issn.0367-6234.2016.06.002

國家自然科學(xué)基金面上項目(51278152);

黑龍江省杰出青年科學(xué)基金(JQ2010-10).

范峰(1971—)，男，教授，博士生導(dǎo)師;

支旭東(1977—)，男，教授，博士生導(dǎo)師.