近斷層脈沖型地震動作用下“先滑后限”的滑移隔震結構動力響應分析

張慧　張超　侯偉

摘 要：采用“先滑后限”的隔震裝置，建立“先滑后限”的滑移隔震結構模型，輸入近斷層脈沖型和近斷層非脈沖型兩種地震波，對比分析“先滑后限”的滑移隔震結構在近斷層脈沖型地震動作用下的動力響應（層間位移、加速度、層間剪力）的變化規律。分析結果表明，近斷層脈沖型地震動作用下的各層層間位移、加速度、層間剪力較之近斷層非脈沖型地震動作用下對應層的層間位移、加速度、層間剪力明顯增大，且隨地震烈度的增加，層間位移、加速度的增大幅度在減小，而層間剪力的增大幅度在提高。因此，不能忽視近斷層脈沖型地震對“先滑后限”的滑移隔震結構的影響，從而確保結構設計安全。

關鍵詞：先滑后限;滑移隔震;近斷層脈沖型地震動;動力響應

中圖分類號：TU352.1 文獻標識碼：A 文章編號：1001-5922（2022）04-0188-05

Abstract： The “sliding， later limited” isolation device was adopted， and the “sliding， later limited” sliding isolation structure model was established. Two types of near-fault pulse and near-fault non-pulse seismic waves were input， and the dynamic response （interlayer displacement， acceleration and interlayer shearing force） of the “sliding， later limited” sliding isolation structure under the action of near-fault pulse ground motion was analyzed. Analysis results show that interlayer displacement， acceleration and interlayer shearing force subjected to near-fault pulse ground motion increase obviously than near-fault non-pulse ground motion， and with the increase of earthquake intensity， increase amplitude of interlayer displacement and acceleration is decreasing， but the increase amplitude of interlayer shearing force is increasing. Therefore， the impact of near-fault pulse earthquakes on “sliding， later limited” sliding isolation structure cannot be ignored， so as to ensure the safety of structure design.

Key words：? sliding， later limited; sliding isolation; near-fault pulse ground motion; dynamic response

1999年發生的集集地震給中國臺灣當地的建筑物造成了嚴重的破壞，近斷層地震動獨特的運動特征引起學者的關注和重視?；聘粽鸺夹g相比其他隔震技術具有獨特的隔震機理，受地面頻譜特性的影響較小，隔震結構基本不會出現共振現象，是一種安全可靠的隔震體系，引起了研究者的關注。眾多學者對近斷層地震動作用下隔震結構的地震響應和隔震性能等進行了研究。Somerville等[1]分別研究了靜態的滑沖位移效應和動態的破裂方向性效應兩種長周期脈沖的近斷層地震動對結構的影響。李小軍等[2]對結構高寬比與近斷層速度脈沖型地震動作用下的地震響應的關系展開了研究，指出隨著高寬比的增加，隔震支座的位移先增大后減小，而隔震結構的基底剪力和層間位移呈逐漸增大的趨勢。且隔震支座位移隨地震動峰值速度與峰值加速度比值的增大而增大。杜永峰等[3]指出結構響應與地震動強度指標的相關程度受震源機制、場地類別等影響，建議考慮震源機制和結構所在場地后通過不同地震動強度指標來調整和選擇地震動輸入。李爽等[4]研究表明，上盤效應在短周期段顯著，下盤效應的增大作用在長周期段顯著。盧智成等[5]研究了近場脈沖主余震地震動的延性系數特性，通過修正隨機組合構建方法構造了大量近場脈沖主余震地震動，采用標準化周期降低延性系數的離散性，并且分析了平均延性系數特性和余震的影響。

綜合上述，近斷層地震作用下滑移隔震結構的動力行為研究較少?！跋然笙蕖钡幕聘粽痼w系作為滑移隔震體系的一個重要分支，具有良好的隔震性能[6]。本文以U型帶片作為限位消能部件，摩擦材料采用了二硫化鉬涂層材料，組成了“先滑后限”的隔震裝置，并以此建立5層“先滑后限”的滑移隔震結構模型，輸入近斷層脈沖型和近斷層非脈沖型兩種地震波，對比分析“先滑后限”的滑移隔震結構在近斷層脈沖型地震動作用下層間位移、加速度、層間剪力等動力響應的變化規律。

1 工程概況

本文以一棟5層鋼筋混凝土框架結構作為計算模型，該結構底層層高為4.2 m，2～5層層高為3.6 m。X向和Y向均為2跨，跨距均為6 m;底層柱截面尺寸為750 mm×750 mm，其余各層柱截面尺寸為600 mm×600 mm，主梁截面尺寸為300 mm×600 mm，次梁截面尺寸為200 mm×400 mm，基礎框架梁截面尺寸為300 mm×600 mm。屋面板厚度為120 mm，各層樓板厚度為100 mm?？拐鹪O防烈度為7度，地震加速度為0.15 g，場地屬Ⅱ類場地，地震分組為第一組，場地特征周期為0.35 s;上部結構阻尼比為0.05。結構所有構件采用混凝土強度等級為C30。屋面恒荷載為7 kN/m2，不上人屋面活荷載為0.5 kN/m2;屋面外圍梁上作用女兒墻荷載為4 kN/m，樓面外圍梁上填充墻荷載為10 kN/m。

2 計算模型建立

2.1 滑移隔震裝置的組成

“先滑后限”的滑移隔震裝置主要由滑移支承部件和限位消能部件組成。限位消能部件是由Q235鋼板冷彎加工形成的U型鋼片[7]?；浦С胁考扇糠纸M成，即中間用低摩擦系數材料及上、下剛性支承板。其中低摩擦材料成分主要是二硫化鉬[8]，相關試驗表明：該摩擦材料的摩擦系數可最終穩定在0.04～0.05[9]，本文將摩擦系數設定為0.05。限位消能部件由普通Q235鋼板冷彎而成的U型鋼片做成?！跋然笙蕖钡母粽鹧b置構造如圖1所示，其中d為自滑區長度。

2.2 有限元模型建立

將限位消能部件和滑移支承部件布置在隔震層，限位消能部件布置在結構X向和Y向的上下基礎梁之間，每邊沿著基礎梁下端布置3個U型帶片限位裝置。在基礎頂部與每根底層框架柱下部之間布置滑移支承部件，滑移隔震結構的分析模型如圖2所示。

對于滑移隔震支座的滑移支承部件，采用有限元軟件SAP2000中的Friction Isolator連接單元進行模擬，將Friction Isolator連接單元布置在每根底層框架柱下端，該連接單元不能承受軸向拉力。由于本文要對“先滑后限”的滑移隔震結構進行模擬，所以SAP2000提供的多段線性塑性連接單元無法模擬限位消能部件的實際情況。在多段線性塑性連接單元的基礎上，對限位消能部件的骨架曲線進行修改，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自滑區長度進行模擬[10-12]。

圖3為“先滑后限”的滑移隔震結構限位消能部件骨架曲線示意圖。

限位消能部件的具體參數[9]為：屈服前剛度K1=383 N/mm，屈服后剛度為K2=90.5 N/mm;屈服力Py=10.06 kN，最大荷載Pmax=18.10 kN;屈服位移Yy=26.24 mm，最大位移為Ymax=156.46 mm。針對本文的工程實例結構，通過SAP2000有限元分析，在TCU102波、TCU067波作用下，最大自滑區長度[6]d都取為140 mm。

3 工況分析

本文選取的近斷層脈沖型地震動記錄為TCU102，持時為89.995 s，記錄步長0.005 s，圖4為近場脈沖型地震波TCU102的加速度和速度時程曲線，該地震波含有長周期速度脈沖。選取的近斷層非脈沖型地震動記錄為TCU067，持時為89.995 s，記錄步長0.005 s，該地震波無明顯的長周期速度脈沖，其加速度和速度時程曲線如圖5所示。兩條地震動記錄均來自于美國太平洋地震工程研究中心強震數據庫。

本文建立5層“先滑后限”的滑移隔震結構模型，分別將TCU102、TCU067兩條地震波的加速度峰值調整到150 cm/s2和310 cm/s2，研究在近斷層脈沖型地震波和近斷層非脈沖型地震波作用下“先滑后限”的滑移隔震結構加速度、層間位移、層間剪力的變化規律。

3.1 層間位移反應對比

圖6為TCU102波和TCU067波作用下結構的層間位移反應對比圖。從圖6可知，“先滑后限”的滑移隔震結構的層間位移均是隨著樓層高度的增加而減小。在近斷層脈沖型地震波TCU102基本烈度和罕遇烈度作用下，結構的第一層層間位移最大，分別為：16.36 mm、27.02 mm。而在近斷層非脈沖型地震波TCU067基本烈度和罕遇烈度作用下，結構的第一層層間位移同樣最大，分別為：6.86 mm、13.62 mm。由此可見，近斷層脈沖型地震波作用下各層層間位移均比近斷層非脈沖型地震波對應層的層間位移大，以第一層層間位移為例，基本烈度下增加了138%，罕遇烈度下增加了98%。由此可見，近斷層脈沖型地震作用下的層間位移顯著增大，使得傳統的隔震結構設計出現困難，隨地震烈度的增加，層間位移增大的幅度在減小。

3.2 加速度反應對比

圖7為TCU102波和TCU067波作用下結構的加速度反應對比圖。從圖7可知，“先滑后限”的滑移隔震結構的樓層加速度反應呈現“K”型（兩頭大、中間?。┓植?。在近斷層脈沖型地震波TCU102基本烈度作用下，隔震層加速度為108.63 cm/s2，頂層加速度為111.16 cm/s2。而在近斷層非脈沖型地震波TCU067基本烈度作用下，隔震層加速度為48.28 cm/s2，頂層加速度為58.26 cm/s2。表明：在近斷層脈沖型地震波的作用下各層加速度增大，其中隔震層加速度增大了125%，頂層加速度增大了99%。在近斷層脈沖型地震波TCU102罕遇烈度作用下，隔震層加速度為216.12 cm/s2，頂層加速度為193.57 cm/s2。而在近斷層非脈沖型地震波TCU067罕遇烈度作用下，隔震層加速度為137.32 cm/s2，頂層加速度為148.54 cm/s2。隨著地震烈度的提高，近斷層脈沖型地震波TCU102作用下隔震層和頂層的加速度相對于近斷層非脈沖型TCU067地震波作用下對應層的加速度增加幅度分別從125%、91%變為57%、30%，通過分析可知，由于近斷層脈沖型地震波具有明顯的脈沖效應，使得近斷層脈沖型地震作用下樓層加速度顯著增大，且隨地震烈度的增加，樓層加速度增大的幅度在減小。

3.3 層間剪力反應對比

圖8為TCU102波和TCU067波作用下結構樓層層間剪力對比圖。從圖8可知，“先滑后限”的滑移隔震結構的層間剪力均是第一層比較大，隨著樓層數的增加剪力在減小。兩種地震波基本烈度作用下，在近斷層脈沖型地震波TCU102作用下，隔震結構各層最大的層間剪力出現在第一層，其大小為1 891.70 kN，其余各層層間剪力相對隔震層均有所減小;在近斷層脈沖型地震波TCU102作用下，隔震結構各層最大層間剪力均大于近斷層非脈沖型TCU067地震波作用下的各層最大層間剪力，說明TCU102地震波具有明顯的脈沖特性，致使結構產生更大的層間剪力。隨著地震烈度的提高，“先滑后限”的滑移隔震結構各層最大層間剪力均有所增大，在TCU102地震波罕遇烈度作用下，第一層和頂層最大的層間剪力分別為3 404.65 kN、623.48 kN，而在TCU067地震波罕遇烈度作用下，隔震層和頂層最大的層間剪力應分別為1 540.13 kN、288.99 kN。通過分析可知，在基本烈度下，第一層和頂層層間剪力均增加了105%。在罕遇烈度下，第一層和頂層層間剪力分別增加了121%、115%。由此可知，隨著地震烈度的提高，近斷層脈沖型地震波TCU102作用下各層最大層間剪力相對于近斷層非脈沖型TCU067地震波作用下的各層最大層間剪力的增加幅度在提高。

綜上所述，“先滑后限”的滑移隔震結構各層層間位移、加速度、層間剪力均隨地震烈度的增加而增大。近斷層脈沖型地震波具有明顯的脈沖效應，使得近斷層脈沖型地震作用下的各層層間位移、加速度、層間剪力較之近斷層非脈沖型地震作用下對應層的層間位移、加速度、層間剪力明顯增大，且隨著隨地震烈度的增加，層間位移、加速度的增大幅度在減小，而層間剪力的增大幅度在提高。因此，不能忽視近斷層脈沖型地震對“先滑后限”的滑移隔震結構的影響，從而確保結構設計安全。

4 結語

本文研究了“先滑后限”滑移隔震結構在近斷層脈沖型地震波和近斷層非脈沖型地震波作用下層間位移、加速度、層間剪力的變化規律。得出以下結論：

（1）分析結果表明，近斷層脈沖型地震作用下的層間位移顯著增大，使得傳統的隔震結構設計出現困難，隨地震烈度的增加，層間位移增大的幅度在減小;

（2）分析結果表明，近斷層脈沖型地震波具有明顯的脈沖效應，使得近斷層脈沖型地震作用下樓層加速度顯著增大，且隨地震烈度的增加，樓層加速度增大的幅度在減小;

（3）分析結果表明，隨著地震烈度的提高，近斷層脈沖型地震地震波TCU102作用下各層最大層間剪力相對于近斷層非脈沖型TCU067地震波作用下的各層最大層間剪力的增加幅度在提高。

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