不同限位剛度下新型摩擦滑移隔震結構動力響應分析

張 超，張 慧，侯 偉

(陜西工業職業技術學院，陜西 咸陽 712000)

滑移隔震是一種新型的減隔震控制技術，具有安全、合理、有效而且經濟等優點[1]，采用“以柔克剛”的設計理念，通過在結構底部與基礎頂面之間設置滑移隔震層，阻隔地震能量向上部結構傳遞，使上部結構的地震反應明顯減小[2]。

學者針對純摩擦滑移隔震體系存在滑移量過大且震后不能自動復位的缺點，開發了帶有限位裝置的滑移隔震體系。韋俊等采用有限元軟件建立了一種新型具有限位裝置的滑移隔震三層框架結構的計算模型，并根據合理的碰撞前后滯回特性，進行了單向和雙向地震波作用下的隔震結構分析[3]。張延年等研究雙向耦合地震作用的影響，建立滑移隔震結構的參數優化設計模型，使用直接搜索算法和遺傳算法相結合的改進混合遺傳算法對6層滑移隔震結構的重要參數進行優化設計[4]。韓淼等對基礎隔震模型進行了軟碰撞限位振動臺模擬地震動試驗，分析實驗數據得出了預留距離與軟碰撞限位器剛度對結構層與隔震層位移反應的影響規律，根據結構層與隔震層位移反應均控制在允許范圍內的條件，優選出適用于本隔震試驗模型的軟碰撞限位器試驗工況[5]。劉臣等將橡膠與鉛芯合理組合形成一種新型的限位裝置，利用Matlab/Simulink建立新型限位裝置的仿真模型，通過數值模擬，確定帶限位裝置的隔震體系的自滑區長度，分析限位橡膠彈性剛度、剛度比及隔震層摩擦系數對結構動力響應的影響[6]。

綜合上述研究成果，滑移隔震結構基底滑移量與隔震層限位剛度有著緊密的關系。本文將二硫化鉬(MoS2)涂層材料作為摩擦材料，以U型帶片作為限位消能元件，組成新型摩擦滑移隔震裝置，并將其應用于結構中，形成新型摩擦滑移隔震結構。采用SAP2000有限元分析軟件，研究新型摩擦滑移隔震結構隔震層限位剛度與基底滑移量、上部結構的動力反應的關系。

1 新型摩擦滑移隔震裝置的組成

新型摩擦滑移隔震裝置主要由滑移支承元件和限位消能元件組成。滑移支承元件主要起隔離地震的作用和支承上部結構重量的作用，由上、下剛性支承板及中間用低摩擦系數材料組成。該摩擦材料成分主要是二硫化鉬(MoS2)[7]，西安建筑科技大學等單位對二硫化鉬的摩擦性能進行了多次試驗，試驗表明：該種摩擦材料的摩擦系數最終穩定在0.04～0.05[8]，本文將有關摩擦系數均設置為0.05。限位消能元件主要是吸收地震能量，減小地震波中長周期成分給滑移隔震結構帶來的變位，并對控制結構的扭轉滑移有一定的作用，它由普通A3鋼板冷彎而成的U型鋼片做成。新型摩擦滑移隔震裝置構造如圖1所示。

圖1 新型摩擦滑移隔震裝置(d為自滑區長度)

2 工程模型介紹

本文的計算模型為一棟5層鋼筋混凝土框架結構，首層層高為4.2 m，其余樓層層高為3.6 m。X方向2跨，軸間距為6 m；Y方向2跨，軸間距為6 m；抗震設防烈度為7度，地震加速度為0.15 g，地震分組為第一組，場地屬Ⅱ類場地，場地特征周期為0.35s；上部結構阻尼比為0.05。所有構件采用C30混凝土。底層柱截面750 mm×750 mm，其余各層柱截面為600 mm×600 mm，主梁截面為300 mm×600 mm，次梁截面為200 mm×400 mm，基礎框架梁截面全部取為300 mm×600 mm。樓板厚度為100 mm，屋面板厚度為120 mm。樓面恒荷載為5 kN/m2，活荷載為2 kN/m2；屋面恒荷載為7 kN/m2，不上人屋面活荷載為0.5 kN/m2；樓面外圍梁上作用填充墻荷載10 kN/m，屋面外圍梁上作用女兒墻荷載4 kN/m。

選取本文中所述的滑移支承元件和限位消能元件，滑移支承元件布置在每個底層框架柱下部與基礎頂部之間，限位消能元件沿著結構的X向和Y向布置在上下基礎梁之間。在X軸和Y軸方向沿著基礎梁下端布置軟鋼U型帶片。滑移隔震結構平面布置圖如圖2所示。

圖2 結構平面及隔震元件布置圖

3 有限元模型建立

在SAP2000有限元分析軟件中，采用Friction Isolator連接單元來模擬滑移隔震裝置的滑移支承元件，沿隔震層的上下兩層基礎梁，在每個框架柱下端均勻地布置一組Friction Isolator連接單元。對于新型摩擦滑移隔震結構，SAP2000提供的多段線性塑性連接單元無法真實地模擬新型摩擦滑移隔震裝置的限位消能元件。因此本文在多段線性塑性連接單元的基礎上，對限位器的骨架曲線進行修改。新型摩擦滑移隔震結構模型在柱底基礎周圍預留一定長度的自滑區，所以在骨架曲線的開始段采用一段水平剛度近似為零的直線對其進行模擬[9-10]。

4 限位器的加設情況說明

建立相應的未加設限位器及加設限位器的滑移隔震模型，具體限位器的加設情況見表1。隔震層限位剛度的計算方法見文獻[8]。

當結構布置多個不同方向的U型帶片時，通過試驗統計得到了隔震層的骨架曲線參數。

K1=K(n1+an2)

(1)

K2=0.15K1

(2)

式中：K1為隔震層屈服前剛度；K2為隔震層屈服后剛度；K為單個限位器的彈性剛度；n1為沿受力方向的限位器個數；n2為沿垂直于受力方向的限位器個數；a為側向限位器對剛度的影響系數，取0.6。

表1 限位器加設情況

5 工況分析

本文模型選擇兩種地震波，分別為天津波、EL-Centro波。天津波持時為19.2 s，記錄步長0.01 s。EL-Centro波持時為30 s，記錄步長0.02 s。針對本文的工程實例結構，根據自滑區長度應滿足的條件[8]，通過有限元分析，在天津波、EL-Centro波作用下，自滑區長度d取為140 mm。

分別在天津波、EL-Centro波作用下將加速度峰值調整到150gal、310gal，確定摩擦系數為0.05，建立新型摩擦滑移隔震結構模型，運用SAP2000進行有限元分析，研究在不同隔震層限位剛度下基底滑移量及上部結構動力響應的變化規律。

5.1 限位剛度對基底滑移量的影響

圖3為天津波和EL Centro波作用下新型摩擦滑移隔震結構基底最大滑移量隨隔震層限位剛度的變化圖。從圖3可知，在天津波基本烈度和罕遇烈度作用下，隔震結構基底最大滑移量變化趨勢基本相似，整個隔震層限位剛度變化范圍內基底最大滑移量變化幅度不大。在EL Centro波基本烈度和罕遇烈度作用下，當隔震層限位剛度小于11 030 kN/m時(即每根基礎梁下三個限位器)，隔震層限位剛度的變化對基底最大滑移量影響很大，隨著隔震層限位剛度的增加，基底最大滑移量減小明顯。

圖3 基底最大滑移量隨隔震層限位剛度的變化

5.2 限位剛度對基底剪力的影響

圖4為天津波和EL Centro波作用下新型摩擦滑移隔震結構基底剪力隨隔震層限位剛度的變化圖。從圖4可知，在天津波基本烈度和罕遇烈度作用下，隔震結構基底剪力隨隔震層限位剛度增加而增大。在隔震層限位剛度為7 354 kN/m時(即每根基礎梁下二個限位器)，基底剪力隨隔震層限位剛度的變化趨勢發生突變。在隔震層限位剛度小于7 354 kN/m時，變化趨勢平緩；在隔震層限位剛度大于7 354 kN/m時，變化趨勢陡增。在EL Centro波基本烈度作用下，隔震結構基底剪力隨隔震層限位剛度的增加而增大。但在EL Centro波罕遇烈度作用下，在隔震層限位剛度為7 354 kN/m時(即每根基礎梁下二個限位器)，基底剪力的基本趨勢有所變化。隔震層限位剛度小于7 354 kN/m時，基底剪力呈遞增趨勢；隔震層限位剛度增大到7 354 kN/m以后，基底剪力呈現局部波動的現象，出現時大時小的情況。

圖4 基底剪力隨隔震層限位剛度的變化

5.3 限位剛度對結構絕對加速度的影響

圖5為天津波和EL Centro波作用下新型摩擦滑移隔震結構最大加速度隨隔震層限位剛度的變化圖。從圖5可知，在天津波基本烈度和罕遇烈度作用下，隨著隔震層限位剛度增加，隔震結構三個代表層(隔震層、底層、頂層)的加速度呈現增大的趨勢。在EL Centro波基本烈度作用下，隔震結構三個代表層的加速度基本上隨隔震層限位剛度的增大而增大；在隔震層限位剛度為11 030 kN/m時(即每根基礎梁下三個限位器)，頂層加速度增加趨勢發生突變。在EL Centro波罕遇烈度作用下，隔震層加速度隨隔震層限位剛度增加而增加；頂層和底層加速度的變化趨勢接近，可總結為“增大、減小、增大”，存在兩個轉折點，分別為7 354 kN/m(即每根基礎梁下兩個限位器)、11 030 kN/m(即每根基礎梁下三個限位器)。

綜上所述，新型摩擦滑移隔震結構的基底剪力、三個代表層(隔震層、底層、頂層)的加速度基本上隨隔震層限位剛度增加而增大。與此同時，滑移隔震結構的隔震效果在減小。但結構三個代表層的加速度、基底剪力在某些隔震層限位剛度區段內呈現局部波動的現象，出現時大時小的情況。

6 結 語

本文采用SAP2000有限元分析軟件，研究了新型摩擦滑移隔震結構在不同隔震層限位剛度下基底滑移量及上部結構動力響應(基底剪力、結構絕對加速度)的變化規律。得出以下結論：

(1)在天津波和EL Centro波作用下，隨著新型摩擦滑移隔震結構隔震層限位剛度的不斷增加，基底滑移量衰減比較明顯，而后趨于平緩。

(2)在天津波和EL Centro波作用下，新型摩擦滑移隔震結構基底剪力基本上隨隔震層限位剛度增加而增大。但在EL Centro波罕遇烈度作用下，隔震結構的基底剪力出現了時大時小的現象。

(3)在天津波和EL Centro波作用下，隨著新型摩擦滑移隔震結構隔震層限位剛度的不斷增加，結構三個代表層的加速度基本上呈現遞增趨勢。但在EL Centro波作用下，在某些隔震層限位剛度區段內，結構代表層的加速度呈現局部波動的現象。