考虑加强转换层影响的橡胶支座隔震结构模型相似设计方法

任祥香，许沛东，卢文胜，2

（1.同济大学土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092；2.同济大学结构防灾减灾工程系，上海 200092）

引言

橡胶支座隔震技术通过在结构基础底部或层间设置橡胶支座，不仅能够改变结构自振特性，还吸收并消耗掉部分地震能量，减小结构在地震作用下的反应［1-2］。在隔震技术应用于新型结构类型前，一般要经过科学合理的理论分析与试验验证。其中，利用模型振动台试验方法探索隔震结构的地震反应是一条有效的技术途径［3-5］。限于振动台台面尺寸、承载能力和试验时间与费用等因素，隔震结构的振动台模型试验一般采用缩尺模型。在缩尺模型设计时，为满足隔震层对上部结构整体性的要求，保障上部结构竖向荷载和水平地震作用的有效传递，通常在模型上部结构与隔震层连接处设置加强转换结构，对上、下竖向构件的不连续性进行过渡［6-7］。加强转换层不仅能够满足荷载传递的要求，还为模型的吊装以及隔震支座与振动台台面的连接提供便利。然而，加强转换层同时会对隔震结构模型的整体地震反应产生不可忽略的影响［8-9］。

郑宁等［10］研究发现，在竖向荷载作用下，隔震结构的转换梁的最大拉应力大于非隔震结构，并产生较大位移，建议在隔震设计时对转换结构层进行适当加强。岳衍等［11］通过一系列研究，给出了厚板转换结构的设计策略，包括对转换板的选择应使用厚度比较大的材料以满足其抗冲切与抗剪的要求等。张光宁等［12］研究发现，厚板转换层通过对竖向荷载的重分布使得支座负荷区域压力更加均匀化，优化了橡胶支座的压力分布，并减小了罕遇地震下支座受拉的概率。王林建等［13］研究了带厚板转换层建筑的隔震性能，发现厚板转换层延长了结构的周期，减少了隔震结构上部结构的地震作用，从而提高了结构的抗震性能。由此可知，在隔震结构缩尺模型试验中，设置加强转换层会优化隔震结构的地震反应，这将会使得模型结构试验结果偏于乐观，不能真实反应原型结构的地震反应。因此，非常有必要进一步研究加强转换层对隔震结构整体地震反应的影响并进行定量评估。

因此，文中在已有研究的基础上，提出具有典型代表性的隔震结构缩尺模型的等效简化模型。基于OpenSEES软件，建立具有不同自振周期的上部结构的隔震结构模型，分别从变化加强转换层质量、刚度和高度出发，采用参数化研究的方法，研究转换层参数变化对隔震结构加速度、位移和力的反应影响。在定量分析的基础上，提出考虑加强转换层影响的橡胶支座隔震结构模型相似设计方法，为今后橡胶支座隔震结构缩尺模型相似设计提供参考。

1 带加强转换层的隔震结构简化模型

在基于文献［14］提出的两自由度隔震结构等效模型的基础上，将橡胶支座隔震结构缩尺模型简化为如图1所示的简化模型。上部结构简化为单自由度体系［14］，Ks、ms、和Cs分别为上部结构的等效刚度、等效质量和等效阻尼。加强转换层简化为具有一定刚度和质量的梁，加强转换层的高度由3个竖向支墩的高度模拟，KT、mT、HT分别为加强转换层的刚度、质量和高度。隔震层则采用3对水平和竖向刚度弹簧进行模拟，Kh、Kv和CI分别代表橡胶支座的水平和竖向刚度以及隔震层的阻尼。

图1 带加强转换层的隔震结构简化模型Fig.1 Simplified model of the base-isolated structures with a reinforced transfer layer

根据现有研究［14］，上部结构以第一周期和按规范计算的基底剪力相等为等效原则，用原结构总质量和阻尼作为等效质量ms与等效阻尼Cs，等效刚度Ks的计算方法为：

式中，ω1为原结构的第一振型圆频率。

转换层的等效刚度KT、等效质量mT与等效高度HT取为原结构转换层的实际刚度、质量与刚度。隔震层3个弹簧的等效水平和竖向刚度确定原则为：两侧边弹簧的等效刚度为中间弹簧等效刚度的一半，3个弹簧等效刚度的总和等于原结构隔震层全部支座刚度；隔震层等效阻尼CI等于原结构隔震层阻尼。

本模型主要针对以剪切变形为主的隔震结构。基于OpenSEES软件建立如图2所示的等效简化模型。其中，单元1～6和单元14采用zerolength element单元，单元2～13采用beamcolumn element单元。

图2 OpenSEES模型Fig.2 OpenSEES model

为系统地研究不同隔震结构的转换层参数变化对隔震结构动力反应的影响，使得分析结果更具有代表性和典型性，文中建立了7个不同的隔震结构模型。这7个结构模型的转换层和隔震层、上部结构的质量和阻尼均相同，但上部结构的刚度不同，从而使得上部结构的自振周期不同，分别为0.17，0.30，0.40，0.80，1.20，1.60、2.00 s。将两组天然地震动和一组人工地震动输入到OpenSEES数值模型，各组地震动信息如表1所示。

表1 输入地震动Table 1 Input ground motions

2 转换层参数变化对隔震结构地震反应的影响规律

2.1 转换层质量变化对隔震结构地震反应的影响

为研究转换层质量变化对隔震结构地震反应的影响，保持隔震结构转换层的刚度与高度不变，将转换层的质量增加为上部结构总质量的0.2倍到1.0倍，对比结构加速度、位移、基底剪力和支座竖向压力反应。

不同隔震结构的加速度反应随着转换层质量变化的规律如图3所示。如图3（a）所示，整体上，隔震结构在转换层处的加速度反应随着转换层质量的增加而减小，对于上部结构周期不同的隔震结构，转换层质量变化对隔震结构在转换层处的加速度反应影响程度不同，上部结构的周期大于1.60 s时，转换层质量增加20%会使得结构在转换层处的加速度反应减小20%以上。如图3（b）所示，对于上部结构周期不同的隔震结构，转换层质量变化对结构顶部的加速度放大系数影响程度不同。对上部结构的周期在0.17～0.40 s的隔震结构，转换层质量增加为上部结构的0.2倍时，结构顶部的加速度放大系数减小10%左右。对上部结构的周期为1.60～2.00 s的隔震结构，转换层质量增加为上部结构的0.2倍时，结构顶部的加速度放大系数减小不超过10%；转换层质量增加为上部结构的1.0倍时，结构顶部的加速度放大系数减小12%～20%。

图3 转换层质量变化对不同隔震结构的加速度放大系数影响Fig.3 The influence of the transfer layer mass on the amplification coefficients of the acceleration of different isolated structures

转换层质量变化对不同隔震结构的位移反应影响如图4所示。如图4（a）所示，对上部结构的周期为0.17～1.20 s的隔震结构，转换层质量变化对隔震结构在转换层处的位移反应影响较为一致，转换层处位移反应随着转换层质量的增加而减小。当转换层质量增加为上部结构的0.2倍，转换层位移反应减小少于2%。当上部结构的周期为2.00 s时，转换层处位移反应随着转换层质量的增加而减小。当转换层质量增加为上部结构的0.2倍，转换层位移反应增加27%。如图4（b）所示，隔震结构上部结构的周期越大，上部结构的层间位移越大。当上部结构的周期为0.17～1.20 s，转换层质量变化对隔震结构上部结构层间位移影响较为一致，层间位移反应随着转换层质量的增加而减小。当转换层质量增加为上部结构的1.0倍时，层间位移反应减小约34%～54%。当上部结构的周期为1.60～2.00 s，当转换层质量增加为上部结构的1.0倍，层间位移反应减小约20%～27%。因此，当上部结构的自振周期较小时，转换层质量变化对结构转换层处的位移反应影响较小，而对上部结构的层间位移影响较大。当上部结构的自振周期较大时，转换层质量变化对结构转换层的位移反应影响相对加大，而对上部结构的层间位移影响相对较小。

图4 转换层质量变化对不同隔震结构的位移反应影响Fig.4 The influence of the transfer layer mass on the displacement response of different isolated structures

转换层质量变化对不同隔震结构的基底剪力与支座竖向力影响分别如图5与图6所示。当上部结构的自振周期不超过0.80 s时，转换层质量变化对隔震结构基底剪力反应的影响相对较小。随着上部结构自振周期的增大，转换层质量变化对隔震结构基底剪力反应的影响逐渐变大。当上部结构自振周期为2.0 s时，转换层质量增加为上部结构的0.2倍会使得结构的基底剪力增大27%。因此，当上部结构的刚度较大时，转换层质量的变化对隔震结构基底剪力反应影响相对较小，当上部结构的自振周期较大时，转换层质量的变化对隔震结构基底剪力反应影响较大，且随着转换层质量的增加，基底剪力反应增加。

图5 转换层质量变化对不同隔震结构的基底剪力影响Fig.5 The influence of the transfer layer mass on the base shear response of different isolated structures

图6 转换层质量变化对不同隔震结构支座竖向力影响Fig.6 The influence of the transfer layer mass on the vertical force response of the bearings of different isolated structures

对上部结构自振周期不同的隔震结构，转换层质量变化对支座最大竖向力的影响规律相类似。随着转换层质量的增加，全部支座的最大竖向力呈线性增加。这主要是因为转换层质量的增加使得隔震结构的整体质量增加，从而增加了支座承受的竖向荷载。应注意的是，橡胶隔震支座竖向抗拉性能较弱，在地震作用下容易发生受拉失效，在本研究中未考虑支座的抗拉性能。

通过以上研究可知，当加强转换层的质量超过上部结构质量的0.4倍时，转换层质量增加对不同周期上部结构的加速度、位移和反应的影响较大，尤其是对结构加速度的影响超过20%，因此，转换层质量不宜超过上部结构的0.4倍。

2.2 转换层刚度变化对隔震结构地震反应的影响

将转换层刚度分别增加为原来刚度的4、16、64、256、1 024和4 096倍，本部分研究转换层刚度变化对隔震结构加速度、位移、支座剪力和支座竖向力的影响。

转换层刚度变化对结构加速度反应的影响如图7所示。当转换层刚度增加量小于原刚度的16倍时，结构在转换层处的加速度反应随着转换层刚度的增加而略有所增大，增大的程度与上部结构的周期未呈现出明显的关系。随着转换刚度的继续增加，转换层处的加速度反应不再呈现出明显的变化。因此，转换层刚度的变化对结构的加速度反应影响不大。

图7 转换层刚度变化对不同隔震结构的加速度放大系数影响Fig.7 The influence of the transfer layer stiffness on the amplification coefficients of the acceleration of different isolated structures

转换层刚度变化对隔震结构位移反应的影响如图8所示。总体上，转换层刚度变化对隔震结构位移反应的影响较小。如图8（b）所示，对上部结构的周期超过0.17 s的隔震结构，当转换层刚度增加为原刚度的16倍时，上部结构的层间位移反应增加7%～10%。随着转换层刚度的继续增加，转换层刚度的影响趋于稳定。

图8 转换层刚度变化对不同隔震结构的位移反应影响Fig.8 The influence of the transfer layer stiffness on the displacement response of different isolated structures

转换层刚度变化对不同支座剪力反应的影响如图9所示。对上部结构周期为0.17 s的隔震结构，转换层刚度的变化与支座剪力未呈现出相关关系；对上部结构周期为0.20～1.60 s的隔震结构，支座剪力随着转换刚度的增加而增加。当转换层刚度增加为原刚度的16倍时，支座剪力增加13%～14%，随着转换层刚度继续增加，支座剪力基本保持不变。对上部结构周期为2.00 s的隔震结构，支座剪力随着转换层刚度的增加而增加，当转换层刚度增加为原刚度的16倍时，支座剪力增加8%，随着转换层刚度继续增加，支座剪力稍有增加，但增加幅度不大。

图9 转换层刚度变化对不同隔震结构的支座剪力影响Fig.9 The influence of the transfer layer stiffness on the shear force response of the bearings of different isolated structures

转换层刚度变化对支座竖向力反应的影响如图10所示。随着转换层刚度的增加，边支座B1和B3的竖向力逐渐增大，中间支座B2的竖向力逐渐减小。对于上部结构周期不同的隔震结构，转换层刚度对结构支座位移反应的影响规律类似。当转换层刚度增加为原刚度的256倍时，支座B1和B3的竖向力增加24%～29%，支座B2的竖向力减小24%。当转换层刚度继续增加时，支座B1和B3的竖向力稍有增加，增幅约为2%～7%，支座B2的竖向力稍有减小，幅度约为8%，转换层刚度对支座的竖向力影响趋于稳定。通过对比可知，随着转换层刚度的增加，竖向荷载在支座间的分布呈现出均匀化的趋势。当转换层刚度增加为原刚度的4 096倍时，3个支座的竖向荷载基本相同。

图10 转换层刚度变化对不同隔震结构支座竖向力影响Fig.10 The influence of the transfer layer stiffness on the vertical force response of the bearings of different isolated structures

通过以上分析可知，当转换层刚度不超过原刚度的16倍时，转换层刚度增加对不同周期上部结构的加速度、位移和力反应的影响控制在20%以内，因此，转换层刚度不宜超过原刚度的16倍。

2.3 转换层高度变化对隔震结构地震反应的影响

转换层高度变化对结构加速度反应的影响如图11所示。整体上，转换层处和结构顶部的加速度放大系数随着转换层高度的增加而减小。如图11（a）可知，对于上部结构周期不同的隔震结构，转换层高度变化对转换层处的加速度反应影响规律基本一致。当转换层高度变为原高度的1.5倍左右时，转换层处加速度反应减小2%左右，影响较小。当转换层高度变为原高度的3.5倍左右时，转换层加速度反应减小超过18%，影响相对较大。如图11（b）可知，对于上部结构周期不同的隔震结构，转换层高度变化对上部结构顶部的加速度反应影响规律不太一致。当转换层高度变为原高度的1.5倍左右时，结构顶部加速度反应减小2%左右。当转换层高度变为原高度的3.5倍左右时，上部结构周期为0.80 s的隔震结构顶部加速度减小超过20%，而上部结构周期为1.2 s的隔震结构顶部加速度减小7%左右。

图11 转换层高度变化对不同隔震结构的加速度放大系数影响Fig.11 The influence of the transfer layer height on the amplification coefficients of the acceleration of different isolated structures

转换层高度变化对隔震结构位移反应的影响如图12所示。如图12（a）可知，当隔震结构的上部结构不超过1.20 s时，隔震结构在转换层处的位移反应随着转换层高度的增加而减小，而对于上部结构大于1.20 s的隔震结构，转换层处的位移反应随着转换层高度的增加而减小后又有所增加。对上部结构刚度较大的隔震结构，转换层高度对位移反应的影响较大，对上部结构刚度较小的隔震结构，转换层高度对位移的影响相对较小。例如，当转换层高度增加为原高度的3.5倍时，对上部结构周期为0.17 s的隔震结构，转换层的位移反应减小10%左右，而对上部结构周期为2.0 s的隔震结构，转换层的位移反应减小约2%。如图12（b）可知，当转换层高度增加为原高度的1.5～2.5倍时，对上部结构周期不同的隔震结构，转化层高度增加对结构位移反应的影响程度相类似。当转换层高度增加为原高度的3.5倍时，对上部结构周期不同的隔震结构，转换层高度增加对结构位移反应的影响程度不同，总体的规律为上部结构刚度越大，受转换层高度的影响越大，而上部结构刚度越小，受转换层高度影响相对较小。例如，当转换层高度增加为原高度的3.5倍时，对上部结构周期为0.17 s的隔震结构，转换层的位移反应减小27%左右，而对上部结构周期为2.0 s的隔震结构，转换层的位移反应减小约14%。

图12 转换层高度变化对不同模型的位移反应影响Fig.12 The influence of the transfer layer height on the displacement response of different isolated structures

转换层高度变化对隔震支座水平剪力的影响如图13所示。随着转换层高度的增加，支座的水平剪力反应减小。对于上部结构周期不同的隔震结构，转换层高度对支座水平剪力的影响程度类似。当转换层高度增加为原高度的2.0倍时，隔震支座的水平剪力减小2%～11%左右。

图13 转换层高度变化对不同隔震结构的支座剪力影响Fig.13 The influence of the transfer layer height on the shear force response of the bearings of different isolated structures

通过以上分析可知，当转换层高度不超过原高度的2.5倍时，转换层高度增加对不同周期上部结构的加速度、位移和力反应的影响控制在20%以内，因此，转换层高度不宜超过原高度的2.5倍。

3 考虑加强转换层影响的隔震结构模型相似设计方法

3.1 考虑加强转换层影响的隔震结构模型相似设计方法

加强转换层在隔震结构模型动力试验中的影响不可忽略，在模型相似设计时应给与足够的重视并采取专门的设计。转换层的具体设计方案应按照试验主要目的不同而采取不同的设计方案。转换层的相似设计应采用使模型的关键参数与原型结构相应参数满足相似关系的原则进行设计。在确定转换层的具体设计方案时，可通过材料和结构形式的调整，优化加强转换层设计，从而相应地减小其对试验关键参数的影响。此外，在设计转换层时应确保模型转换层与模型上部结构的总重量满足振动台的承载能力。

当通过优化加强转换层设计以减小转换层对隔震结构的动力反应影响的方法受到限制时，可以在对隔震结构典型计算模型进行预分析的基础上，对模型试验结果做相应地考虑。对于以剪切变形为主的隔震结构，可根据已有研究，采取将加强转换层的质量计入上结构总质量的方式进行相似关系设计按图14所示的设计方法进行设计，具体设计流程为：

图14 加强转换层影响的隔震结构模型相似设计方法Fig.14 Similitude design method considering the influence of the reinforced transfer layer for isolated structural models with rubber bearings

（1）综合考虑振动台平立面尺寸、承载能力与模型材料等试验条件的要求，初步确定几何相似常数SL、加速度相似常数Sa和弹性模量相似常数SE等3个控制参数。

（2）基于控制参数，通过量纲分析法推导出结构层面的相似常数，如质量相似常数Sm和刚度相似常数SK。

（3）基于原型隔震层的总水平刚度，根据刚度相似常数推导出模型隔震层总水平刚度的理论值，确定模型橡胶支座的数量与布置。其中，当模型隔震层橡胶支座的数量及布置与原型隔震层不同时，可按式（2）进行布置以保证模型与原型隔震层整体抗倾覆刚度满足相似要求。

（4）模型上部结构设计所需的其他相似常数，包括荷载相似常数和其他材料与结构层面的相似常数也可以在3个控制参数的基础上通过量纲分析法推导出来，常用相似常数与控制相似常数的关系如表2所示。

表2 原型与模型相似关系Table 2 The similitude relationship between the prototype and the model

（5）根据模型隔震层中隔震支座的布置设计转换层，为满足上部结构竖向荷载的传递要求，转换层须具有足够的抗冲切承载力与抗剪承载力。此外，转换层与上部结构的总重量须满足振动台承载力的要求。

3.2 案例分析

3.2.1 模型结构相似设计

某结构为框架-核心筒结构体系［15］，该隔震结构包括隔震层1层和上部结构16层，其中隔震层层高为2.4 m，上部结构一层层高为5.4 m，2～13层层高为3.6 m，14层～16层层高分别为1.5，4.4、3.8 m。结构高度为58.3 m，宽31.2 m。隔震层在30个位置布置了铅芯橡胶支座，结构隔震层的的总屈服前刚度为817 700 kN/m，屈服后刚度62 500 kN/m，等效刚度为94 400 kN/m，总屈服力为5 300 kN。该结构位于高烈度区，结构抗震设防烈度9度，设计地震分组为第二组，Ⅱ类场地，场地的特征周期为0.4 s。结构的设计使用年限为50年，属于标准设防类。

为研究该结构在不同水准地震作用下的抗震性能，检验结构是否满足抗震性能要求，对该结构进行模型振动台试验，振动台性能参数如表3所示。模型相似设计步骤为：

表3 地震模拟振动台性能指标Table 3 Parameters of the shaking table

（1）在模型设计时，须保证模型结构的平面尺寸满足振动台台面尺寸的要求，立面尺寸满足模型制作场地高度及试验室吊装行车的高度要求，且缩尺后模型与转换层的总重满足振动台承载能力的要求。综合考虑试验条件与模型材料性能，确定模型几何相似常数SL=1/15，SE=0.20，Sa=1.50。

（2）基于3个控制参数，根据量纲分析法推导出质量相似常数Sm=5.93×10-4和刚度相似常数SK=1.33×10-2。

（3）根据刚度相似常数与原型隔震结构隔震层的总水平刚度推导出模型隔震层总水平刚度的理论值，并保证模型隔震层中支座数量与布置与原型结构保持一致。

（4）设计模型转换层，保证转换层具有足够的抗冲切与抗剪承载力，且转换层与上部结构模型的总重量满足振动台承载力的要求。

（5）模型上部结构设计所需的其他相似常数，包括荷载相似常数和其他材料与结构层面的相似常数根据3个控制参数推导，如表2所示。

原型结构的质量约为19 845 t，设计完成后的模型上部结构质量为11.77 t，转换层质量约为4 t，约为上部结构质量的0.3倍，将转换层质量计入上部结构的质量，重新调整结构的相似常数。调整后的模型质量相似常数为模型上部结构与转换层的总重量与原型结构总重量的比值，为7.95×10-4。相应地，屈服力相似常数为1.19×10-3，刚度相似常数为1.79×10-2。根据调整后的相似常数完成模型结构的相似设计。模型结构与原型结构参数如表4所示。

表4 模型与原型结构参数Table 4 Structural parameters of the model and the prototype

3.2.2 相似设计方法验证

为验证模型相似设计方法的有效性，分别将原型结构与模型结构进行简化，建立如图2所示的OpenSEES数值模型，通过对比原型结构与模型结构在不同地震输入下的地震反应对两者间的相似关系进行评估。如图2所示，在原型结构的数值模型中，左右两侧弹簧（水平弹簧或竖向弹簧）是中间弹簧相应刚度的一半，三个弹簧的水平刚度总和等于原型结构隔震层总刚度；上部结构质量等于原型结构总质量；上部结构的周期等于原型上部结构的第一周期。将表1所示的Northbridge-M地震波作为原型结构的地震输入，加速度峰值为0.14 g。

对应地，模型结构采用相同的简化准则建立模型结构OpenSEES数值模型，原型结构与模型结构的OpenSEES数值模型参数如表5所示。按照相似关系调整表1所示的Northbridge-M地震波的加速度峰值和时间间隔，地震波的持续时间压缩为原地震波的0.21倍，加速度峰值为原地震波的1.5倍，将调整后的地震波输入模型结构中。

表5 OpenSEES数值模型参数Table 5 Parameters of the OpenSEES numerical models

对模型与原型的OpenSEES数值模型进行上部结构加速度、层间位移反应和隔震层支座水平力和竖向力反应的相似评估。为方便比较分析，先将模型OpenSEES数值模型的地震反应通过相似关系推回到原型水平，然后与原型结构OpenSEES数值模型的分析结果进行对比。

原型与模型结构在Northridge-M地震波作用下的上部结构加速度、位移与支座力反应时程曲线如图15～图18所示。原型与模型的加速度反应时程满足相对较好的相似关系。原型结构的加速度峰值为0.104 g，模型结构的加速度峰值为0.120g，模型结构的加速度反应比原型结构增加约15%。在这种情况下，模型试验结果偏于严峻。原型与模型结构的最大层间位移值为33.5 mm和32.9 mm，相对误差不超过2%，能够达到较好的相似。

图15 原型与模型加速度反应相似评估Fig.15 Similitude evaluation of the acceleration response between the model and the prototype

图18 原型与模型竖向力反应相似评估Fig.18 Similitude evaluation of the vertical force response between the model and the prototype

原型支座B1和B3的最大剪力为5937 kN，相应的模型支座B1和B3的最大剪力为6 423 kN，相对误差不超过8%；原型支座B2的最大剪力为6030 kN，相应的模型支座B2的最大剪力为6 030 kN，相对误差不超过7%。因此，模型与原型支座的水平剪力能够达到较好的相似。原型支座B1和B3的最大竖向力为56.2×103kN，相应的模型支座B1和B3的最大竖向力为72.2×103kN，相对误差为29%；原型支座B2的最大竖向力为108.8×103kN，相应的模型支座B2的最大竖向力为82.1×103kN，相对误差为-25%。因此，相对原型结构来说，模型结构竖向力在支座间的分布更加均匀，使得模型试验较难模拟支座的最大竖向荷载工况。因此，当支座间的竖向荷载分布是试验研究的关键参数时，应采取特殊的设计解决因转换层失真带来的影响。

图16 原型与模型位移反应相似评估Fig.16 Similitude evaluation of the displacement response between the model and the prototype

图17 原型与模型支座水平力反应相似评估Fig.17 Similitude evaluation of the shear force response between the model and the prototype

4 结论

基于已有的研究成果，提出了针对隔震结构缩尺模型的带加强转换层的简化模型和关键参数；建立某框架-核心筒橡胶支座隔震结构OpenSEES模型，分别从转换层的质量、刚度和高度变化3个方面研究转换层参数变化对隔震结构地震反应的影响规律，获得以下主要结论：

（1）提出带加强转换层的隔震简化模型模拟隔震结构缩尺模型及其关键参数，并通过关键参数分析其对隔震结构地震反应的影响规律。

（2）转换层质量的增加会减小隔震结构的加速度反应和上部结构层间位移反应，增大支座剪力与竖向力反应；转换层刚度的增加增大支座的水平剪力，并改变竖向荷载在支座间的分布，使得支座间的竖向荷载分配呈现均匀化趋势；转换层高度的增加会减小转换层处的加速度反应和上部结构层间位移反应，减小支座的水平剪力，而增大支座的最大竖向荷载。

（3）提出考虑转换层影响的隔震结构模型相似设计方法。对以剪切变形为主的隔震结构，可采用将转换层质量算入到上部结构中的方式进行相似设计，能够使得隔震结构的水平地震反应达到较好的相似；而转换层刚度的增加，则有利于模型支座的竖向力分布更加均匀。