王瓊婷，宋春明，龍志林，張浩天，邢文政

(1.湘潭大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院， 湖南 湘潭 411105； 2.陸軍工程大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210007)

1 引言

伴隨高新技術(shù)的研發(fā)和武器裝備的日益先進(jìn)，地下工程的防護(hù)研究面臨著新的挑戰(zhàn)。貯液結(jié)構(gòu)廣泛地運(yùn)用于給水排水、石油化工等戰(zhàn)略資源儲備工程中，但由于貯液結(jié)構(gòu)自身的抗震能力較弱，當(dāng)受到武器打擊及偶然爆炸襲擊時(shí)，強(qiáng)烈的沖擊地震動會對箱體貯液結(jié)構(gòu)的安全造成巨大威脅，除提高自身強(qiáng)度外，箱體貯液結(jié)構(gòu)可有效采用合理的隔震措施來提高其抗震性能。

在地震動作用下箱體貯液結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)控制措施中，隔震是較有效的選擇[1]。Malhotr[2]研制出一種貯液結(jié)構(gòu)的隔震方法，發(fā)現(xiàn)隔震可顯著降低結(jié)構(gòu)側(cè)壁的應(yīng)力和傾覆力矩。Huang等[3]對比了隔震前后結(jié)構(gòu)的抗震性能，并對隔震結(jié)構(gòu)的安全性進(jìn)行了評估。Saha等[4]研究了儲液罐的基礎(chǔ)隔震技術(shù)，提出隔震系統(tǒng)能夠有效降低儲液結(jié)構(gòu)地震失效概率的觀點(diǎn)。Shekari等[5-6]用數(shù)值算法對基礎(chǔ)隔震貯液結(jié)構(gòu)在水平地震激勵下的動響應(yīng)進(jìn)行研究，認(rèn)為貯液結(jié)構(gòu)在長周期地震動作用下的隔震系統(tǒng)設(shè)計(jì)需給予重視。此外，在貯液結(jié)構(gòu)受地震動作用的抗震性能方面，貯水液位高度、結(jié)構(gòu)高度和地震動作用強(qiáng)度等因素對貯液結(jié)構(gòu)抗震性能有較大的影響[7-8]。

橡膠隔震是結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)隔震中比較成熟的技術(shù)，并廣泛地運(yùn)用于工程結(jié)構(gòu)中。Kelly和Chalhoub等[9-10]在貯液結(jié)構(gòu)的橡膠隔震振動臺試驗(yàn)研究中，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)加速度和結(jié)構(gòu)壁面流體動壓力在隔震后顯著減少。Yang等[11]對板式橡膠隔震貯液結(jié)構(gòu)的動力特性和地震反應(yīng)進(jìn)行了反應(yīng)譜分析，得出隔震技術(shù)可有效控制結(jié)構(gòu)的位移、速度和加速度響應(yīng)的結(jié)論。Chen等[12-13]研究了橡膠隔震矩形貯液結(jié)構(gòu)在地震動作用下結(jié)構(gòu)位移、應(yīng)力和液位晃動高度等動響應(yīng)規(guī)律，并發(fā)現(xiàn)帶限位裝置的滑動基礎(chǔ)隔震能有效降低貯液結(jié)構(gòu)壁面應(yīng)力和液位高度。孫建剛[14]對鋼儲罐進(jìn)行模型試驗(yàn)研究，分析了橡膠隔震貯液結(jié)構(gòu)在在不同周期地震動下的動響應(yīng)變化情況，發(fā)現(xiàn)橡膠隔震在中短周期地震動下減震效果更加明顯。

基于武器打擊產(chǎn)生的爆炸地震動，眾多學(xué)者計(jì)算出精確地爆炸地沖擊參數(shù)[15]，并研制出可以模擬爆炸沖擊震動環(huán)境的一系列大型試驗(yàn)設(shè)備[16]。然而現(xiàn)有研究大多集中在天然地震動作用，對爆炸地震動下箱體貯液結(jié)構(gòu)的隔震試驗(yàn)和分析尚少，缺少相關(guān)規(guī)律性的發(fā)現(xiàn)。因此，本文中對箱體貯液結(jié)構(gòu)進(jìn)行爆炸地震動隔震試驗(yàn)研究，通過改變爆炸地震動強(qiáng)度，分析無水和貯水液位狀態(tài)時(shí)結(jié)構(gòu)不同位置的加速度和應(yīng)變動響應(yīng)。同時(shí)運(yùn)用LS-DYNA數(shù)值模擬軟件對無水箱體結(jié)構(gòu)試驗(yàn)所測的動響應(yīng)進(jìn)行驗(yàn)證，為貯液結(jié)構(gòu)的爆炸沖擊震動隔震研究提供參考。

2 爆炸沖擊震動臺隔震試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)概況

箱體貯液結(jié)構(gòu)隔震試驗(yàn)在陸軍工程大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室研制的爆炸沖擊震動模擬平臺[17]上進(jìn)行。試驗(yàn)裝置通過落錘撞擊震動臺從而實(shí)現(xiàn)對臺面的加載，平臺可提供單次近半正弦加速度，通過調(diào)整落錘高度與臺面前的緩沖墊塊厚度來改變加載加速度的峰值與脈寬。該設(shè)備用以模擬因武器爆炸產(chǎn)生的地震動環(huán)境，如圖1所示。掛鉤1用可調(diào)節(jié)長度鋼絲繩固定在桁架，用于控制落錘釋放高度，掛鉤2通過鋼絲繩與卷揚(yáng)機(jī)相連用于升降落錘。具體操作如下：① 用掛鉤2鉤住錘子尾部，啟動卷揚(yáng)機(jī)將落錘提升到一定高度；② 用已調(diào)節(jié)好長度的掛鉤1勾住錘子尾部，使落錘位于加載高度，延長掛鉤2的鋼絲繩至落錘可撞擊臺面的適用長度；③ 釋放掛鉤1，落錘自然下落撞擊緩沖柔性墊塊后，從而對震動臺實(shí)施加載，撞擊同時(shí)啟動限位系統(tǒng)將落錘及時(shí)拉回防止造成二次撞擊。

圖1 試驗(yàn)設(shè)備示意圖Fig.1 Schematic diagram of test equipment

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑?01不銹鋼材質(zhì)的矩形無蓋箱體貯液結(jié)構(gòu)，質(zhì)量331 kg，外形尺寸為1 200 mm×900 mm×750 mm，壁厚10 mm，貯水情況下水位高度為500 mm，如圖2所示。模型與臺面之間的結(jié)構(gòu)隔震橡膠墊板厚3 cm，界面之間采用改性丙烯酸酯膠粘劑粘結(jié)。待膠粘劑達(dá)到使用強(qiáng)度后，用設(shè)備的最大加速度對模型進(jìn)行加載，觀測到結(jié)構(gòu)、隔震橡膠墊板和臺面之間固結(jié)良好，保證了試驗(yàn)加載時(shí)三者之間無相對滑移，可模擬實(shí)際工程中結(jié)構(gòu)的橡膠墊層隔震措施。

通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄結(jié)構(gòu)在沖擊時(shí)的加速度和應(yīng)變響應(yīng)數(shù)據(jù)，型號為DH5960動態(tài)信號采集儀，該數(shù)采具有16個通道，分辨率為24 bit，最大采樣頻率為200 kHz，本試驗(yàn)采用的采樣頻率為10 kHz。采取對應(yīng)傳感器來記錄本試驗(yàn)數(shù)據(jù)，型號為KD1020電荷型加速度傳感器，頻率響應(yīng)為0.5～2 000 Hz，加速度測量范圍為0～5 000 m/s2，傳感器布置如圖3所示。編號為A1～A4的加速度傳感器用于測結(jié)構(gòu)的加速度時(shí)程響應(yīng)，A0加速度傳感器置于臺面上，用于記錄加載時(shí)輸入震動臺面的加速度；編號為S1～S3的應(yīng)變片記錄結(jié)構(gòu)應(yīng)變數(shù)據(jù)。

圖2 結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)現(xiàn)場圖Fig.2 Structure model test site

圖3 結(jié)構(gòu)模型傳感器布置示意圖Fig.3 Structure model sensor layout

2.2 試驗(yàn)方案

根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)抗震規(guī)范》[18]，在工程結(jié)構(gòu)受地震作用的響應(yīng)研究中，通常取峰值加速度(PGA)作為地震動強(qiáng)度指標(biāo)。本試驗(yàn)將震動臺面的加速度作為加載加速度。選取3種不同落錘高度(50 cm、70 cm、90 cm)下落測得的爆炸沖擊震動平臺的加速度峰值(PGA)作為爆炸沖擊地震動加載的強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)。分別對模型進(jìn)行無水和貯水2種情況下的橡膠板隔震試驗(yàn)，2種情況下得到的地震動參數(shù)如表1所示。3種擺錘高度下落后測得的PGA范圍為12.7～21.8 g，震動臺面的加速度持時(shí)脈寬無水和貯水的均值分別為10.3 ms和12.6 ms。

表1 不同工況下試驗(yàn)加載參數(shù)

由表1可以看出箱體內(nèi)部貯水后，整個箱體貯液結(jié)構(gòu)的質(zhì)量增大，因此落錘在相同高度下落后對震動臺面產(chǎn)生的加載PGA變小，脈寬持時(shí)變大。以落錘下落高度為90 cm為例，震動臺面的在無水和貯水2種情況下加速度加載曲線如圖4所示，可以看出貯液后臺面加載加速度曲線峰值下降20.6%，脈寬延長26.5%。

圖4 2種工況下震動臺加速度加載曲線Fig.4 Shaking table acceleration loading curves under two working conditions

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 加速度響應(yīng)分析

3.1.1加速度時(shí)程響應(yīng)

A4測點(diǎn)位置為無蓋貯液結(jié)構(gòu)側(cè)向壁板的加速度最大響應(yīng)位置，具體分析該位置結(jié)構(gòu)的加速度時(shí)程響應(yīng)。圖5分別為落錘加載高度90 cm時(shí)，空箱和貯水2種工況下隔震前后測點(diǎn)A4結(jié)構(gòu)加速度隨時(shí)間的變化曲線，由圖5可看出，隔震前后的加速度時(shí)程曲線有明顯的區(qū)別。在各自的加載脈寬內(nèi)(無水=10.2 ms，貯水=12.9 ms)，隔震后的結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)峰值均小于未隔震狀態(tài)時(shí)結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)峰值，箱內(nèi)貯水時(shí)加速度峰值下降的更多，從非隔震時(shí)的47.12 g下降至隔震后的23.24 g，下降50.68%，同時(shí)隔震后結(jié)構(gòu)響應(yīng)的脈沖周期變長，無水與貯水時(shí)分別增加了19.80%和37.82%。加速度時(shí)程的峰值降低、周期變長，這一規(guī)律與已有結(jié)構(gòu)隔震研究結(jié)果一致[19]。加載結(jié)束后，2種工況下隔震結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)衰減較快且迅速趨于零，因此橡膠板隔震整體上對箱體貯液結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了良好的減震效果。

3.1.2減震效果分析

基于爆炸沖擊震動臺隔震試驗(yàn)所測數(shù)據(jù)，首先對橡膠隔震結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)進(jìn)行分析，同時(shí)與非隔震結(jié)構(gòu)的加速度動力響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行對比。為了更加具體地研究在橡膠板隔震后箱體貯液結(jié)構(gòu)的減震效果，將非隔震時(shí)傳感器A1測出的結(jié)構(gòu)底板加速度動響應(yīng)作為基準(zhǔn)參照，現(xiàn)定義減震率λ為

(1)

式中：Af,max為非隔震結(jié)構(gòu)底板峰值加速度，m/s2；Ag,max為隔震后結(jié)構(gòu)底板加速度峰值，m/s2。

圖6為空箱和500 mm貯水2種工況下隔震前后結(jié)構(gòu)底板加速度峰值及減震率，由式(1)計(jì)算加速度減震率，其中隔震后結(jié)構(gòu)加速度峰值明顯低于非隔震下的加速度峰值，減震率最大可達(dá)48.24%，且3種加載下貯水狀態(tài)的減震率均大于空箱狀態(tài)的減震率，這說明橡膠板隔震在箱體結(jié)構(gòu)貯水狀態(tài)時(shí)的減震效果更明顯。

圖5 隔震前后測點(diǎn)A4結(jié)構(gòu)加速度時(shí)程曲線Fig.5 Comparison of time-history curves of A4 structure acceleration before and after isolation

圖6 結(jié)構(gòu)底板加速度峰值和減震率直方圖Fig.6 Comparison of peak acceleration and damping rate of structure base plate

3.1.3加速度峰值放大系數(shù)分析

試驗(yàn)加載過程中，沿側(cè)壁板高度h從上至下共布置4個加速度傳感器，其中A2、A3、A4主要為測量壁板在250 mm、500 mm、750 mm高度位置的加速度響應(yīng)。在不同落錘高度加載下，對無水和貯水工況下結(jié)構(gòu)側(cè)壁不同高度位置的加速度響應(yīng)進(jìn)行分析，采用無量綱的加速度峰值(PGA)放大系數(shù)來研究，從而得出隔震結(jié)構(gòu)沿豎直高度的加速度放大效應(yīng)，并與非隔震對比觀測放大系數(shù)的變化情況。便于分析，將加速度峰值放大系數(shù)用結(jié)構(gòu)任一測點(diǎn)的加速度響應(yīng)峰值與輸入震動臺面加速度響應(yīng)峰值比值來定義。圖7為3種加載下，隔震前后加速度峰值(PGA)放大系數(shù)沿結(jié)構(gòu)高度的變化規(guī)律。

從圖7(a)、圖7 (b)空箱與貯水2種工況的PGA放大系數(shù)隨壁面高度的變化來看，非隔震結(jié)構(gòu)沿整個壁高范圍的放大系數(shù)均大于1，表明在爆炸地震波加載作用下，結(jié)構(gòu)壁板沿高度的響應(yīng)加速度相對震動臺面輸入值均有放大，且在結(jié)構(gòu)頂部(h=750 mm)的放大系數(shù)最大，放大效應(yīng)最為明顯。隔震后結(jié)構(gòu)沿高度的放大系數(shù)較非隔震時(shí)顯著減小，結(jié)構(gòu)底部及低高度(h=250 mm)內(nèi)的放大系數(shù)小于1，說明隔震后結(jié)構(gòu)在低高度范圍內(nèi)不產(chǎn)生放大效應(yīng)；受結(jié)構(gòu)自身響應(yīng)的影響，隔震后在結(jié)構(gòu)頂部及中高度(h=500 mm)范圍內(nèi)的放大系數(shù)在1～1.5，加速度響應(yīng)產(chǎn)生了一定的放大效應(yīng)。無水條件下，隔震前后的PGA放大系數(shù)從加速增長變?yōu)榫€性增長的趨勢；貯水條件下，由于液體附加質(zhì)量效應(yīng)，水位以下的放大系數(shù)從加速增長變?yōu)闇p速增長，因此橡膠板隔震對箱體貯液結(jié)構(gòu)峰值加速度的放大效應(yīng)具有削弱作用，且箱內(nèi)貯水時(shí)削弱作用更強(qiáng)。

圖7 隔震前后沿結(jié)構(gòu)高程加速度峰值放大系數(shù)的變化曲線Fig.7 Variation of amplification coefficient of peak acceleration along structural elevation before and after isolation

3.2 應(yīng)變響應(yīng)分析

3.2.1應(yīng)變時(shí)程響應(yīng)

根據(jù)在貯液結(jié)構(gòu)內(nèi)壁布置的應(yīng)變片所測數(shù)據(jù)，分析隔震前后結(jié)構(gòu)的應(yīng)變響應(yīng)。S1測點(diǎn)位置為應(yīng)變響應(yīng)峰值最大處，對該測點(diǎn)在隔震前后的應(yīng)變時(shí)程曲線進(jìn)行對比分析。

隔震前后的加速度和應(yīng)變響應(yīng)變化規(guī)律基本相似，差異主要體現(xiàn)在脈沖幅值和脈寬的不同上，加載錘高90 cm時(shí)，隔震前后S1測點(diǎn)的應(yīng)變時(shí)程曲線如圖8所示。結(jié)構(gòu)應(yīng)變時(shí)程曲線的第一個脈沖峰值在隔震后降低，但持時(shí)脈寬變長。在無水條件下，隔震后的應(yīng)變峰值相較于非隔震時(shí)下降13.65%，脈寬延長12.97%；而在貯水條件下，隔震后的應(yīng)變峰值減少45.41%，脈寬增加41.50%，結(jié)構(gòu)應(yīng)變響應(yīng)的隔震效應(yīng)在箱內(nèi)貯水時(shí)效果更好。與非隔震時(shí)的應(yīng)變響應(yīng)變化不同，隔震后結(jié)構(gòu)的應(yīng)變快速衰減，以無水工況為例，隔震后的第二個應(yīng)變峰值較第一個峰值下降了57.69%，說明隔震措施對結(jié)構(gòu)的應(yīng)變響應(yīng)有明顯的削弱效果。

圖8 隔震前后測點(diǎn)S1的應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.8 Comparison of strain time history curves of S1 before and after isolation

3.2.2應(yīng)變峰值沿結(jié)構(gòu)高程分析

選取應(yīng)變時(shí)程響應(yīng)曲線的第一個脈沖峰值作為該應(yīng)變峰值，圖9為隔震前后不同加載下、無水和貯水時(shí)結(jié)構(gòu)應(yīng)變峰值沿壁板高度的變化曲線。可以看出，無水條件下加載過程中結(jié)構(gòu)側(cè)壁的動態(tài)應(yīng)變從底部至頂部呈現(xiàn)減速增大的趨勢，在結(jié)構(gòu)頂部達(dá)到最大值；相比于空箱結(jié)構(gòu)，箱內(nèi)有水時(shí)應(yīng)變峰值沿壁面高度的分布情況發(fā)生變化，從底部至貯水液面的應(yīng)變峰值逐漸增大，水位以上的應(yīng)變沿壁高開始減小，在貯水水位處動態(tài)應(yīng)變峰值為最大值。在無水和有水2種工況下，隔震僅改變了貯液結(jié)構(gòu)應(yīng)變的峰值大小，并未改變應(yīng)變峰值沿壁板高度的整體變化規(guī)律。

3.2.3隔震對應(yīng)變沿高度分布的影響分析

為定量研究橡膠板隔震對結(jié)構(gòu)應(yīng)變峰值的削弱作用，以非隔震時(shí)結(jié)構(gòu)應(yīng)變峰值作基準(zhǔn)參照，將應(yīng)變峰值減少率μ的計(jì)算公式為：

(2)

式中：Ef,max為非隔震時(shí)結(jié)構(gòu)應(yīng)變峰值，με；Eg,max為隔震后結(jié)構(gòu)底板加速度峰值，με。

不同高度下結(jié)構(gòu)壁板的應(yīng)變峰值減少率μ由式(2)求出，圖10為無水和貯水時(shí)沿壁高的分布曲線?？梢钥闯?，箱內(nèi)有水和無水時(shí)的隨結(jié)構(gòu)高程的增大而變大，均呈現(xiàn)正相關(guān)趨勢；但貯水時(shí)不同壁高的均大于無水。因此，隔震對結(jié)構(gòu)應(yīng)變峰值的削弱受結(jié)構(gòu)自身高程的影響，在結(jié)構(gòu)頂部達(dá)到最大值。

圖9 隔震前后結(jié)構(gòu)應(yīng)變峰值沿壁板高度變化曲線Fig.9 The structural strain peak varying along the height of the panel before and after isolation

圖10 隔震后應(yīng)變峰值減少率沿高程分布曲線Fig.10 The peak strain reduction rate distributed along the elevation after seismic isolation

4 數(shù)值模擬分析

在模擬試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，運(yùn)用數(shù)值模擬對爆炸地震動下箱體貯液結(jié)構(gòu)的振動響應(yīng)進(jìn)一步分析。

4.1 物理模型及參數(shù)設(shè)定

采用LS-DYNA軟件對爆炸地震動下箱體結(jié)構(gòu)隔震試驗(yàn)進(jìn)行模擬。箱體結(jié)構(gòu)外尺寸為1 200 mm×900 mm×750 mm，壁厚10 mm，隔震板尺寸1 400 mm×1 000 mm×30 mm，震動臺面尺寸2 000 mm×1 300 mm×100 mm。箱體網(wǎng)格尺寸為5 mm，隔震板網(wǎng)格尺寸10 mm，震動臺面網(wǎng)格尺寸為50 mm時(shí)，數(shù)值模擬結(jié)果收斂，如進(jìn)一步減少各部分網(wǎng)格尺寸對模擬結(jié)果影響不大，但會增加計(jì)算時(shí)長和內(nèi)存溢出風(fēng)險(xiǎn)。有限元分析模型如圖11所示。

圖11 有限元網(wǎng)格模型示意圖Fig.11 Finite element mesh model

箱體、橡膠隔震板、震動臺面部分采用八節(jié)點(diǎn)單點(diǎn)積分實(shí)體單元進(jìn)行模擬。為了避免加載過程中可能出現(xiàn)的零能變形模式，最大沙漏能量控制在總能量的5%以下來保證數(shù)值模擬的精確性。箱體與隔震板、隔震板與震動臺面均采用共節(jié)點(diǎn)方式連接，不考慮箱體、隔震板和震動臺面之間的相對滑移，與試驗(yàn)工況符合。

計(jì)算中，箱體選用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型(MAT_3)，該模型可較好地反映201不銹鋼在爆炸地震動下的動響應(yīng)；橡膠板采用*MAT_ELASTIC模型(MAT_1)，由橡膠板生產(chǎn)廠家提供的橡膠材料相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和橡膠的力學(xué)性能[20]來計(jì)算模型參數(shù)；不考慮震動臺面的變形，認(rèn)為震動臺面為剛體，采用*MAT_RIGID模型(MAT_20)。數(shù)值模型中相關(guān)參數(shù)見表2所示。震動臺面使用剛體材料模型，在平臺上施加空箱無水試驗(yàn)時(shí)A0所測加載加速度，對試驗(yàn)進(jìn)行模擬。

表2 數(shù)值模擬中材料參數(shù)

4.2 試驗(yàn)與模擬的加速度響應(yīng)對比

依據(jù)試驗(yàn)時(shí)箱體上的4個加速度傳感器位置提取模型對應(yīng)位置的加速度時(shí)程曲線，并與試驗(yàn)結(jié)果對照分析。圖12是震動臺面加載加速度PGA為21.8g，脈寬為10.2 ms時(shí)，非隔震與隔震后箱體不同測點(diǎn)加速度的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果曲線。

圖12 不同測點(diǎn)加速度數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果曲線Fig.12 Comparison of numerical simulation and experimental results of acceleration at different measuring points

從圖12可以看出，數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，結(jié)構(gòu)加速度時(shí)程曲線的峰值與周期吻合較好，隔震前后模擬加速度與試驗(yàn)加速度的峰值偏差最大位置在箱體結(jié)構(gòu)頂部的A1測點(diǎn)處，偏差分別為4.6%和8.1%，結(jié)果偏差均在合理誤差范圍內(nèi)。因此本文所采用的數(shù)值模擬方法和參數(shù)合理，驗(yàn)證有限元模型的正確性。

4.3 結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)分析

圖13為箱體結(jié)構(gòu)在10 ms、20 ms、30 ms時(shí)刻的位移云圖，用其可以表現(xiàn)出結(jié)構(gòu)在結(jié)構(gòu)在受爆炸地震動作用過程中的位移響應(yīng)情況。地震動對非隔震結(jié)構(gòu)造成影響的最大區(qū)域主要集中在沿加載方向的兩側(cè)板中間，雙向側(cè)板形成主要由板一階振型決定的位移云圖；由于橡膠隔震墊的濾波和耗能作用，隔震后側(cè)板位移的最大區(qū)域逐漸不明顯，從下至上側(cè)壁的位移分布呈現(xiàn)分層現(xiàn)象，地震動從結(jié)構(gòu)底板至頂部的傳遞出現(xiàn)滯緩。

爆炸地震動過程中，箱體結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)主要發(fā)生在彈性階段。由圖13可知，加了橡膠隔震墊的側(cè)壁板位移峰值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于非隔震箱體結(jié)構(gòu)，非隔震結(jié)構(gòu)在10 ms時(shí)的最大位移為1.38 mm，隔震后的最大位移為0.43 mm，下降了68.84%。表明橡膠墊層具有十分顯著的隔震作用，起到很好的隔震效果。

圖13 加載過程中箱體結(jié)構(gòu)位移云圖Fig.13 Cloud diagram of box structure displacement during loading

5 結(jié)論

在爆炸沖擊震動模擬平臺上對箱體貯液結(jié)構(gòu)開展了橡膠墊板隔震試驗(yàn)研究，分析不同爆炸地震動強(qiáng)度、貯水和無水2種液位狀態(tài)下隔震結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)，并結(jié)合數(shù)值模擬進(jìn)行驗(yàn)證，對結(jié)構(gòu)整體進(jìn)行響應(yīng)分析，得出的主要結(jié)論有：

1) 結(jié)構(gòu)在貯水狀態(tài)下的減震率大于空箱狀態(tài)，隔震后貯液結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)峰值下降、周期變長。隔震后結(jié)構(gòu)在低高程內(nèi)不產(chǎn)生放大效應(yīng)，在結(jié)構(gòu)頂部及中高程內(nèi)有一定的放大效應(yīng)。橡膠板隔震對箱體貯液結(jié)構(gòu)的PGA放大系數(shù)具有削弱作用，且箱內(nèi)貯水時(shí)削弱作用更強(qiáng)。

2) 隔震僅使結(jié)構(gòu)的應(yīng)變響應(yīng)峰值降低，但未改變應(yīng)變峰值沿壁板高度的整體變化規(guī)律。隔震結(jié)構(gòu)應(yīng)變峰值的減少率沿結(jié)構(gòu)高程呈正相關(guān)，在結(jié)構(gòu)頂部減少率達(dá)到最大，應(yīng)變響應(yīng)的隔震效應(yīng)在箱內(nèi)有水時(shí)更顯著。

3) 通過試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比，兩者誤差在合理范圍內(nèi)。隔震后結(jié)構(gòu)側(cè)板的位移分布呈現(xiàn)分層現(xiàn)象，地震動從結(jié)構(gòu)底板至頂部的傳遞過程出現(xiàn)滯緩。