王 斌，張展宏，陳 鵬，朱松曄，戴靠山

(1.四川大學(xué) 土木工程系，四川 成都 610207；2.四川大學(xué) 災(zāi)后重建與管理學(xué)院，四川 成都 610041；3.香港理工大學(xué) 土木及環(huán)境工程系，香港 999077)

在過(guò)去40年地震工程研究與實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)中，隔震技術(shù)被認(rèn)為是高烈度地區(qū)減輕地震災(zāi)害最有效的方式之一。隔震機(jī)制的實(shí)現(xiàn)主要是通過(guò)設(shè)置隔震層延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的周期并增加阻尼，從而有效減輕上部結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)[1]。隔震支座根據(jù)其工作特性不同，主要分為橡膠隔震支座、滑動(dòng)支座和滾動(dòng)支座[2]。在當(dāng)前實(shí)際工程中應(yīng)用最為廣泛的是鉛芯橡膠隔震支座（LRB）和摩擦擺隔震支座（FPS）。由于隔震層的剛度相比上部結(jié)構(gòu)小很多，因此隔震結(jié)構(gòu)變形主要集中在隔震層，隔震層的水平變形需求通常會(huì)很大[3]。

對(duì)于隔震支座來(lái)說(shuō)，除了要求具有良好的水平變形能力外，還需要具備可靠的豎向承壓能力、合適的阻尼性能和良好的變形復(fù)位能力[4]。對(duì)于當(dāng)前工程中常用的LRB和FPS，在強(qiáng)震作用下，隔震裝置雖然能夠很好地滿(mǎn)足大變形的需求，但是變形結(jié)束后，由于支座耗能的貢獻(xiàn)，在某些地震作用下隔震裝置很難自動(dòng)復(fù)位到初始狀態(tài)。隔震結(jié)構(gòu)如果在隔震層產(chǎn)生明顯的殘余變形，可能會(huì)對(duì)穿過(guò)隔震層的設(shè)備與管線等產(chǎn)生不利的影響，從而限制主體結(jié)構(gòu)的正常使用功能[5]。明顯的殘余變形也可能會(huì)導(dǎo)致隔震裝置難以保證在多次余震或未來(lái)地震中繼續(xù)有效地發(fā)揮作用。更為重要的是，如果隔震結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的殘余變形，在地震結(jié)束后欲將隔震層復(fù)位到初始位置是很困難的。當(dāng)前采用隔震技術(shù)的結(jié)構(gòu)絕大多數(shù)都是重要的城市基礎(chǔ)設(shè)施（如醫(yī)院、應(yīng)急中心），結(jié)構(gòu)使用功能的中斷會(huì)對(duì)社會(huì)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展帶來(lái)嚴(yán)重的影響[6]。隔震支座具有可靠的震后復(fù)位能力，是保證隔震結(jié)構(gòu)在震后使用功能正常發(fā)揮的關(guān)鍵因素之一[7]。目前，在隔震支座性能研究方面，相對(duì)于最大變形能力和耗能能力等特性而言，對(duì)支座變形后復(fù)位能力的研究相對(duì)較少。

雖然隔震技術(shù)比較成熟，但直到近些年隔震結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用才逐漸增多，所以到目前為止經(jīng)歷過(guò)強(qiáng)震的隔震結(jié)構(gòu)并不多。2007年10月，日本新潟地震中Toyota橋的支座在震后產(chǎn)生明顯的殘余變形，其水平殘余變形達(dá)200 mm，相當(dāng)于支座產(chǎn)生了160%的剪切變形，如圖1（a）所示[8]。2010年9月，新西蘭坎特伯雷地震中，建造于2005年的基督城女子醫(yī)院在地震中表現(xiàn)良好，但是在地震后發(fā)現(xiàn)支座在朝北的方向產(chǎn)生約25 mm的殘余變形，如圖1（b）所示[9]。2016年4月，日本熊本地震中，Oginosaka橋在震后產(chǎn)生了明顯的不可恢復(fù)變形，支座水平變形約250 mm，震后橋梁使用功能中斷；隨后日本政府部門(mén)組織工程單位對(duì)橋梁進(jìn)行修復(fù)，采用千斤頂?shù)却胧蛄簭?fù)位，如圖2所示[10]；修復(fù)工作于2017年11月完成，整個(gè)修復(fù)過(guò)程使得這座橋梁的使用功能中斷了將近20個(gè)月。

圖1 隔震支座震后的殘余變形Fig.1 Residual deformation observed in isolation bearings after earthquakes

圖2 2016年日本熊本地震中Oginosaka橋[10]Fig.2 Oginosaka bridge in 2016 Kumamoto Earthquake,Japan[10]

地震作用下，由于導(dǎo)致隔震層產(chǎn)生殘余變形的影響因素復(fù)雜，當(dāng)前對(duì)這方面的研究主要是通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和結(jié)構(gòu)動(dòng)力時(shí)程分析來(lái)進(jìn)行。Berton等[11]指出，支座的屈服強(qiáng)度Fy（或者是特征強(qiáng)度Qd）是影響支座殘余變形的一個(gè)關(guān)鍵因素。Ryan等[12]通過(guò)隔震結(jié)構(gòu)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和動(dòng)力時(shí)程分析研究表明，與布置有LRB的中等周期的隔震體系相比，布置FРS的長(zhǎng)周期隔震結(jié)構(gòu)在震后更容易產(chǎn)生殘余變形。LRB隔震結(jié)構(gòu)在支座變形后放置一段時(shí)間，其殘余變形不會(huì)恢復(fù)。Katsaras等[13]研究表明：如果隔震支座在設(shè)計(jì)有長(zhǎng)周期Tp（＞4 s）、大屈重比 （8%～15%） 和小屈服位移等特性的組合下，隔震結(jié)構(gòu)震后易產(chǎn)生明顯的殘余變形，其殘余變形最大值介于50～150 mm；隔震結(jié)構(gòu)的復(fù)位能力與地震動(dòng)輸入和支座本身的特性相關(guān)；影響支座殘余變形最主要的因素是支座在地震中的最大變形與支座在靜力卸載狀態(tài)下的殘余位移的比值?？梢钥闯?，在特征強(qiáng)度保持不變的情況下，增大支座的屈服后剛度可以減小支座的殘余變形。但Jangid等[14]認(rèn)為支座過(guò)大的屈服后剛度可能會(huì)導(dǎo)致隔震層上部結(jié)構(gòu)樓層加速度增大；在保持屈服后剛度不變的情況下，減小特征強(qiáng)度也可提升支座的復(fù)位能力，由于支座的特征強(qiáng)度主要由鉛芯決定，其本質(zhì)上是減小了支座中阻尼耗能的貢獻(xiàn)。Cardone等[15]以FРS為研究對(duì)象，得出結(jié)構(gòu)在多次地震作用下，支座的累積殘余變形比單次地震作用下平均增加了30%。

目前減少隔震結(jié)構(gòu)體系中支座殘余位移的方法主要分為兩大類(lèi)：一類(lèi)是在隔震層中布置單獨(dú)的復(fù)位裝置，與隔震支座共同作用形成自復(fù)位隔震層體系；另一類(lèi)是直接將復(fù)位元件與支座結(jié)合在一起，開(kāi)發(fā)自復(fù)位隔震支座。

Tsopelas等[16]為了減小橋梁結(jié)構(gòu)中滑板支座的殘余變形，在隔震層中設(shè)計(jì)了預(yù)壓液體復(fù)位裝置，在整個(gè)試驗(yàn)加載中，隔震體系的殘余位移幾乎為0；由于復(fù)位裝置呈現(xiàn)出典型的旗幟型滯回曲線，為隔震層提供了良好的自復(fù)位能力。這種設(shè)計(jì)從本質(zhì)上降低了整個(gè)隔震層的支座在靜力卸載狀態(tài)下的殘余位移。由于超彈性形狀記憶合金（SMA）材料在一定溫度范圍內(nèi)可以自動(dòng)恢復(fù)應(yīng)力誘發(fā)馬氏體相變變形的能力，整個(gè)加卸載過(guò)程中可以形成良好的旗幟型的滯回曲線并表現(xiàn)出優(yōu)秀的復(fù)位能力[17-19]。近年，利用SMA為隔震體系提供恢復(fù)能力的研究越來(lái)越多。Dolce等[20]將SMA裝置設(shè)計(jì)在隔震層中并進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，整個(gè)隔震體系不但具有良好的耗能能力，而且具備很好的自復(fù)位能力。Qiu[21]、Shook[22]和De Domenico[23]等通過(guò)數(shù)值計(jì)算進(jìn)一步驗(yàn)證了基于SMA裝置設(shè)計(jì)的自復(fù)位隔震層在整體結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)控制的優(yōu)越性。

當(dāng)前，開(kāi)發(fā)自復(fù)位隔震支座主要是通過(guò)超彈性SMA元件來(lái)實(shí)現(xiàn)。Choi等[24]將SMA絲布置在LRB的四周，當(dāng)支座發(fā)生水平變形時(shí)，SMA絲通過(guò)受拉變形為支座提供恢復(fù)力。Dezfuli等[25]將SMA絲的布置形式改進(jìn)為對(duì)角線交叉型，這樣自復(fù)位隔震支座的耗能與復(fù)位能力均得到提升。Zheng等[26]將SMA絲交叉布置在摩擦滑動(dòng)支座和彈性滑板支座中，對(duì)比分析表明隔震層的殘余變形明顯減小。但是，SMA絲表面光滑，在往復(fù)加載變形過(guò)程中往往需要可靠的錨固方式。與此同時(shí)，某些支座設(shè)計(jì)僅能滿(mǎn)足單向變形的需求，不能實(shí)現(xiàn)不同水平方向地震作用下支座的復(fù)位功能。

由于當(dāng)前國(guó)內(nèi)外相關(guān)隔震設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)支座的復(fù)位能力均有一定的規(guī)定，但是這些規(guī)定基本上都是基于經(jīng)驗(yàn)得出的，缺少對(duì)不同國(guó)家規(guī)范中支座復(fù)位能力的系統(tǒng)性評(píng)估；而目前針對(duì)隔震支座復(fù)位方式的研究大多只是概念設(shè)計(jì)。基于此，本文總結(jié)一些國(guó)家的設(shè)計(jì)規(guī)范中對(duì)隔震支座復(fù)位能力的要求，并對(duì)比不同規(guī)范之間支座復(fù)位能力的差異；以當(dāng)前在自復(fù)位結(jié)構(gòu)體系廣泛應(yīng)用的超彈性SMA為基礎(chǔ)，提出自復(fù)位隔震支座（SMA-LRB），并對(duì)傳統(tǒng)的LRB和SMA-LRB進(jìn)行試驗(yàn)研究；通過(guò)動(dòng)力非線性時(shí)程分析，對(duì)比不同規(guī)范設(shè)計(jì)下LRB與SMA-LRB的動(dòng)力響應(yīng)，研究地震輸入強(qiáng)度對(duì)隔震結(jié)構(gòu)震后復(fù)位能力的影響，驗(yàn)證SMA-LRB良好的震后復(fù)位能力。

1 不同設(shè)計(jì)規(guī)范中支座復(fù)位能力評(píng)估

為保證LRB和FРS等隔震支座在變形后具有良好的復(fù)位能力，不同國(guó)家的設(shè)計(jì)規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)對(duì)支座的復(fù)位能力均有相關(guān)的規(guī)定。不同設(shè)計(jì)規(guī)范中對(duì)隔震體系恢復(fù)能力的要求如圖3所示。

圖3 不同設(shè)計(jì)規(guī)范中對(duì)隔震體系恢復(fù)能力的要求Fig.3 Restoring capacity requirements of isolation system in different design codes

美國(guó)ASCE/SEI 7-16[5]中規(guī)定支座的恢復(fù)力ΔF應(yīng)該滿(mǎn)足在最大設(shè)計(jì)位移d對(duì)應(yīng)的力（Fd）要比d/2位移時(shí)的力（Fd/2）大0.025W（W為上部結(jié)構(gòu)的重量），以期望隔震支座能夠抵御余震或未來(lái)發(fā)生的地震，如圖3（a）所示。對(duì)于典型的隔震系統(tǒng)，其恢復(fù)力由式（1）表達(dá)：

式中，kp為支座的屈服后剛度。

以上分析可以看出，文獻(xiàn)[5]的規(guī)定本質(zhì)上是通過(guò)增大支座屈服后剛度和增加支座變形來(lái)滿(mǎn)足支座的恢復(fù)力。如果支座設(shè)計(jì)位移較大（高烈度區(qū)），比較容易滿(mǎn)足式（1）的要求；如果支座的設(shè)計(jì)位移較小（中烈度區(qū)），要滿(mǎn)足規(guī)范中對(duì)支座恢復(fù)力的要求時(shí)，通常只能采用增大支座屈服后剛度的措施。也就是說(shuō)，在不同設(shè)防烈度下進(jìn)行隔震設(shè)計(jì)時(shí)，需要采用不同屈服后剛度的支座才能滿(mǎn)足規(guī)范中支座恢復(fù)力的要求。但是，如果隔震支座的屈服后剛度較大，結(jié)構(gòu)的隔震效果將減弱，并且容易導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)樓層加速度增大。

美國(guó)AASHTO的隔震設(shè)計(jì)指南[27]降低了對(duì)支座的恢復(fù)力的要求，需要滿(mǎn)足式（2），同時(shí)基于kp得到的周期滿(mǎn)足Tp＜ 6 s。

中國(guó)《疊層橡膠支座隔震技術(shù)規(guī)程》（CECS16—2001）[28]中規(guī)定隔震支座的彈性恢復(fù)力應(yīng)滿(mǎn)足在隔震支座水平剪切應(yīng)變?yōu)?00%時(shí)，隔震支座的有效剛度K100與支座橡膠層總厚度Tr的乘積大于1.4倍的隔震支座水平屈服力設(shè)計(jì)值Fy（圖3（b）），也即滿(mǎn)足式（3）：

由于支座在100%剪切變形時(shí)，其水平變形d100等于Tr。以250%的剪切變形作為罕遇地震作用下支座對(duì)應(yīng)的最大變形d，式（3）可以等效為：

中國(guó)《建筑隔震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T51408—2021）[29]規(guī)定地震后應(yīng)使隔震層基本恢復(fù)原位，隔震層在罕遇地震作用下的水平最大位移所對(duì)應(yīng)的恢復(fù)力，不宜小于隔震層屈服力與摩阻力之和的1.2倍（圖3（c））。由于只分析支座自身的恢復(fù)能力，整個(gè)隔震層中的摩阻力可以忽略。此時(shí)，彈性恢復(fù)力Fe應(yīng)滿(mǎn)足式（5）：

歐洲Eurocode 8[30]要求隔震支座在變形d與d/2之間的恢復(fù)力滿(mǎn)足式（6）（圖3（d））：

當(dāng)δw=0.015 ，并且有dr=Qd/kp時(shí)，式（6）近似等效為：

式（6）、（7）中，δw為建議的系數(shù)，dr為支座在靜力卸載狀態(tài)下的殘余位移，Qd為特征強(qiáng)度。

如果隔震支座的屈重比取4%，那么歐洲規(guī)范的恢復(fù)力要求便是kpd≥0.035W，其要求是介于美國(guó)ASCE[5]與AASHTO[27]的要求之間。

通過(guò)以上對(duì)比可以看出，各個(gè)國(guó)家的設(shè)計(jì)規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)對(duì)隔震支座變形后復(fù)位能力的要求是不一樣的，甚至是存在明顯的差異。美國(guó)和歐洲在設(shè)計(jì)中對(duì)支座恢復(fù)力的要求與結(jié)構(gòu)自重W相關(guān)；但是，中國(guó)的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)中只規(guī)定了支座自身的特性，沒(méi)有考慮上部結(jié)構(gòu)的影響。從規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn)的解釋來(lái)看，這些支座恢復(fù)力的要求主要是基于經(jīng)驗(yàn)得出，缺少了足夠的理論分析基礎(chǔ)。需要說(shuō)明的是，在這些設(shè)計(jì)規(guī)定中，恢復(fù)力的大小和支座的變形相關(guān)，通過(guò)提高支座的屈服后剛度來(lái)增加支座的恢復(fù)力（也間接地減小了支座的dr值），而這種設(shè)計(jì)方法可能會(huì)減弱結(jié)構(gòu)的隔震效果，并且，在中、低強(qiáng)度的地震作用下，可能會(huì)存在恢復(fù)力不足的情況。所以，基于當(dāng)前規(guī)范的設(shè)計(jì)規(guī)定，可能并不能有效地解決隔震層產(chǎn)生殘余變形的問(wèn)題。

2 自復(fù)位隔震支座開(kāi)發(fā)與性能評(píng)估

2.1 自復(fù)位隔震支座

本文將超彈性鎳鈦SMA的“U”型阻尼器（SMAUD）與傳統(tǒng)的LRB相結(jié)合，開(kāi)發(fā)了自復(fù)位隔震支座（SMA-LRB），如圖4所示。

圖4 自復(fù)位隔震支座（SMA-LRB）Fig.4 Self-centering isolation bearing (SMA-LRB)

圖4中，SMA-UD沿著LRB周邊對(duì)稱(chēng)布置，其數(shù)量與尺寸與LRB匹配設(shè)計(jì)。由圖4可見(jiàn)，在SMA-LRB中，LRB承擔(dān)豎向承載力，并提供主要的耗能能力；SMA-UD提供絕大多數(shù)的自復(fù)位能力（橡膠也能發(fā)揮少量的復(fù)位功能），并且利用自身的超彈性變形提供少量的耗能。在支座的水平剪切變形中，與加載方向布置一致的SMA-UD發(fā)生滾動(dòng)-彎曲變形，與加載方向垂直布置的SMA-UD發(fā)生扭曲-彎曲變形，其變形如圖5所示。

圖5 在不同加載方向下支座的變形Fig.5 Deformation modes of isolation bearing under different loading directions

由圖5可以看出，SMA-UD的變形能力主要與其水平段的長(zhǎng)度相關(guān)。在SMA-UD安裝時(shí)設(shè)計(jì)高度調(diào)節(jié)板，以滿(mǎn)足SMA的尺寸與支座的高度。

SMA-LRB的優(yōu)點(diǎn)主要包括：1） 良好的耗能能力；2） 優(yōu)秀的自復(fù)位能力；3） 支座中不同元件設(shè)計(jì)靈活，SMA的變形能力大；4） SMA采用螺栓連接，安裝和震后檢查方便；5） 支座可以實(shí)現(xiàn)不同加載方向的功能需求。

設(shè)計(jì)兩類(lèi)小型的LRB和SMA-LRB支座，分別進(jìn)行剪應(yīng)變?yōu)?0%、100%及150%的往復(fù)加載試驗(yàn)，其滯回曲線如圖6所示。對(duì)于SMA-LRB，為了獲取更多的支座響應(yīng)，加載至200%。由圖6可以看出，兩類(lèi)支座都表現(xiàn)出穩(wěn)定的滯回性能，其中：LRB表現(xiàn)出良好的耗能能力，但是在150%變形卸載后其dr為15.8 mm；SMA-LRB由于其中超彈性SMA的貢獻(xiàn)，使得支座表現(xiàn)出良好的旗幟型滯回曲線，在200%變形卸載后，其dr僅為8.4 mm，表明支座具備良好的變形復(fù)位能力。

圖6 不同類(lèi)型支座的滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of different types of isolation bearings

2.2 隔震結(jié)構(gòu)震后復(fù)位能力評(píng)估

對(duì)不同設(shè)計(jì)規(guī)范中隔震體系復(fù)位能力的規(guī)定進(jìn)行對(duì)比，以單自由度隔震體系為例進(jìn)行地震響應(yīng)分析。單自由度體系按照不同規(guī)范的支座恢復(fù)力限值進(jìn)行設(shè)計(jì)，支座采用OpenSees中的Elastomeric Bearing （Bouc-Wen） Element進(jìn)行模擬，并在圖6中對(duì)分析模型進(jìn)行了驗(yàn)證。支座的參數(shù)取值見(jiàn)表1，不同規(guī)范限值所對(duì)應(yīng)的屈服后剛度見(jiàn)表2。為比較自復(fù)位隔震體系的動(dòng)力響應(yīng)，自復(fù)位隔震體系與傳統(tǒng)隔震體系的基本力學(xué)參數(shù)設(shè)置相同。由于支座參數(shù)取值來(lái)自于試驗(yàn)結(jié)果，所以自復(fù)位隔震體系具有較大的屈服后剛度。

表1 單自由度隔震體系力學(xué)特性Tab.1 Mechanical properties of single-degree-of-freedom isolation system

表2 不同設(shè)計(jì)規(guī)范支座屈服后剛度kpTab.2 Post-yield stiffness kp of different design code requirements kN·mm-1

在隔震體系屈重比為4%的設(shè)計(jì)條件下，根據(jù)各規(guī)范的規(guī)定，可以得出隔震體系恢復(fù)能力的大小順序?yàn)锳SCE[5]＞GB/T[29]＞CECS[28]＞Eurocode[30]＞AASHTO[27]。不同單自由度體系滯回曲線對(duì)比如圖7所示。圖7中，AASHTO[27]的規(guī)定要顯著低于其他設(shè)計(jì)規(guī)范的要求。由于ASCE[5]、AASHTO[27]和Eurocode[30]的規(guī)定與支座屈服后剛度和上部結(jié)構(gòu)重量相關(guān)，而CECS[28]和GB/T[29]的規(guī)定與屈服后剛度和屈服力相關(guān)。如果隔震體系的屈重比不同，上述恢復(fù)力的大小排序可能會(huì)發(fā)生一定的變化。

圖7 單自由度隔震體系滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of single-degree-of-freedom isolation system

由于近斷層地震容易造成隔震層較大的峰值變形，根據(jù)FEMA Р695[31]推薦的地震動(dòng)數(shù)據(jù)集，選擇1條具有脈沖特性的近場(chǎng)地震動(dòng)作為時(shí)程輸入（編號(hào)NGA-879，地震時(shí)間1992年，地址Landers，臺(tái)站Lucerne，地震動(dòng)持時(shí)48.125 s）。按照中國(guó)規(guī)范8度（0.3g）抗震設(shè)防考慮，分別輸入的地震加速度峰值為多遇地震110 cm/s2、設(shè)防地震300 cm/s2、罕遇地震510 cm/s2。

單自由度隔震體系的位移響應(yīng)時(shí)程如圖8所示。由圖8可見(jiàn)：在遭遇近斷層地震時(shí)，采用普通LRB的傳統(tǒng)隔震體系持續(xù)在偏離平衡位置進(jìn)行往復(fù)振動(dòng)，地震結(jié)束后具有較大的殘余變形；在遭遇同樣地震時(shí)，自復(fù)位隔震體系的隔震層會(huì)出現(xiàn)較大的變形，但是由于隔震體系內(nèi)在的復(fù)位機(jī)制（主要由SMA提供）能有效地恢復(fù)到初始平衡位置并維持在平衡位置附近往復(fù)振動(dòng)，使得隔震層的殘余變形可以忽略不計(jì)。由于AASHTO[27]關(guān)于支座恢復(fù)力的規(guī)定顯著放松，其殘余位移明顯大于其他設(shè)計(jì)規(guī)范的結(jié)果。按AASHTO[27]設(shè)計(jì)的傳統(tǒng)隔震體系在罕遇地震作用下殘余變形為79.2 mm，在設(shè)防地震作用下殘余變形為73.0 mm。而自復(fù)位隔震體系則表現(xiàn)出良好的震后復(fù)位能力，在罕遇與設(shè)防地震作用下殘余變形值分別為0.4和6.3 mm；在設(shè)防地震作用下，以中國(guó)GB/T[29]設(shè)計(jì)的傳統(tǒng)隔震體系的殘余變形達(dá)到46.6 mm，但在罕遇地震作用下隔震體系的恢復(fù)力有一定的增強(qiáng)，最終殘余變形為16.2 mm。分析可以得出：1） 屈服后剛度越大，對(duì)應(yīng)的傳統(tǒng)隔震體系恢復(fù)能力越強(qiáng)；2） 基于不同規(guī)范設(shè)計(jì)的傳統(tǒng)隔震體系雖然滿(mǎn)足規(guī)范中對(duì)支座恢復(fù)力的要求，但是在震后仍可能產(chǎn)生過(guò)大的殘余變形；3） 支座的殘余變形值與隔震層的最大變形值并無(wú)直接關(guān)系，在中等地震作用下（如設(shè)防烈度地震）也可能更容易出現(xiàn)殘余變形；4） 采用自復(fù)位隔震體系能顯著減小隔震層震后殘余變形，震后殘余變形可以忽略不計(jì)。

圖8 單自由度隔震體系位移時(shí)程Fig.8 Displacement time histories of single-degree-of-freedom isolation system

對(duì)比AASHTO[27]設(shè)計(jì)的傳統(tǒng)隔震體系與自復(fù)位隔震體系在罕遇地震輸入下的絕對(duì)加速度響應(yīng)時(shí)程，如圖9所示。由圖9可知，自復(fù)位隔震體系加速度響應(yīng)峰值（-1.52 m/s2）大于傳統(tǒng)LRB隔震體系加速度響應(yīng)峰值（-1.11 m/s2），這主要是因?yàn)椴捎玫腟MA-LRB有較大屈服后剛度。在實(shí)際應(yīng)用中，可以通過(guò)對(duì)SMA-LRB設(shè)計(jì)調(diào)整而降低支座的屈服后剛度來(lái)滿(mǎn)足結(jié)構(gòu)的需求。

圖9 單自由度隔震體系在罕遇地震輸入下加速度時(shí)程Fig.9 Acceleration time histories of single-degree-of-freedom isolation system

3 結(jié) 論

本文對(duì)比分析了當(dāng)前國(guó)內(nèi)外主要隔震規(guī)范對(duì)于隔震層復(fù)位能力的設(shè)計(jì)規(guī)定，提出了基于SMA的自復(fù)位隔震支座。通過(guò)單自由度隔震體系動(dòng)力時(shí)程分析，對(duì)比了不同規(guī)范設(shè)計(jì)的隔震體系與自復(fù)位隔震體系的地震響應(yīng)結(jié)果。主要結(jié)論如下：

1）盡管當(dāng)前的主要規(guī)范均對(duì)隔震層的復(fù)位能力有相關(guān)的規(guī)定，但震后調(diào)查和非線性時(shí)程分析結(jié)果表明，隔震結(jié)構(gòu)的震后復(fù)位仍然是一個(gè)不可忽視的問(wèn)題。

2）各國(guó)規(guī)范對(duì)于隔震層復(fù)位能力的規(guī)定，主要是基于支座屈服后剛度的限值要求，而影響支座殘余變形主要是地震輸入和支座自身特性?xún)煞矫娴囊蛩?，隔震層的靜力殘余位移值dr值直接影響震后殘余位移。

3）基于SMA的“U”型阻尼器與LRB相結(jié)合開(kāi)發(fā)的自復(fù)位隔震支座（SMA-LRB），不但具備良好的耗能能力，也具備優(yōu)秀的自復(fù)位能力，同時(shí)可以實(shí)現(xiàn)不同水平加載方向的功能需求。

4）基于不同規(guī)范限值設(shè)計(jì)的隔震體系，在地震作用下仍可能出現(xiàn)較大的殘余變形。本文提出的自復(fù)位隔震支座能有效減小震后殘余變形，增強(qiáng)了隔震結(jié)構(gòu)震后的復(fù)位能力，使得系統(tǒng)具有更優(yōu)秀的隔震效果。