带限位装置的新型摩擦滑移隔震结构振动台试验研究

刘军生 ，王社良，石 韵，曹晓辉

(1.西安建筑科技大学土木工程学院，陕西 西安 710055；2.陕西省建筑科学研究院，陕西西安 710068)

摩擦滑移隔震体系主要依靠滑移层的水平滑动隔断地震作用，隔震效果取决于滑移层材料的选择，课题组提出了一种采用二硫化钼固体润滑剂涂层的新型分离式摩擦滑移隔震装置，进行了初步有限元分析[1-3]，并在有限元基础上进行了振动台试验研究[4]，以上研究表明该装置摩擦系数能够稳定维持在 0.04左右，相比于传统的润滑剂力学性能稳定，摩擦系数较小．较小的摩擦系数能够取得很好的隔震效果，但会引起隔震层水平位移过大[3]，为解决二硫化钼固体润滑剂涂层新型分离式摩擦滑移隔震装置滑移量大的缺陷，对试件改进，采用软钢实体圆锥棒限位器，进行一个带限位装置的新型摩擦滑移隔震结构振动台试验研究．进一步研究该隔震装置的工作性能，分析限位装置对结构抗震性能影响．

我国《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)对隔震结构设计主要以叠层橡胶隔震系统为主，对摩擦滑移隔震结构的设计研究较少，使其应用受到限制[5]．滑移隔震结构采用软化结构的方式，即在上部结构和下部结构之间加入摩擦滑移装置来控制、减少地震能量由下部向上部传递从而减轻上部结构的地震反应．

图1 滑移隔震计算模型Fig.1 Sliding structure calculation model

在地震作用下，滑移隔震建筑存在两个状态，当隔震层水平剪力小于隔震层的摩擦力时，建筑处于抗震状态，建筑物此时所对应的烈度为抗震烈度；当隔震层水平剪力大于隔震层摩擦力时，建筑处于滑动状态，建筑物此时所对应的烈度为隔震烈度，其计算模型如图1所示．

1 试验概况

1.1 试件设计

根据双烈度设计方法设计试件，基于量纲理论，在综合考虑振动台承载能力的基础上，按照一致相似关系进行五层钢筋混凝土框架结构的试验模型设计，缩尺比例为1：5，采用欠人工质量模型，相似关系和相似系数为：试验的加速度相似比为1.97，长度相似比为 0.2，时间相似比为 0.32．在试件底层柱脚处设置隔震支座，隔震支座采用9个直径400 mm的二硫化钼新型分离式摩擦滑移隔震支座，在每个支座处均设置软钢实体圆锥棒限位器，达到减小支座位移的目的．平面为 2×2跨矩形对称布置，柱距1.2 m×1.2 m，模型底层高度0.84 m，其余四层每层高度0.72 m．二～五层每层配重25.6 kN．振动台试件模型见图2，试件编号为XW-1．试验时将基础底板与振动台固接．

图2 振动台模型试验Fig.2 Shaking table model test

1.2 带限位装置的新型摩擦滑移支座设计及试验

充分利用了二硫化钼固体润滑剂抗高压、耐高温、低摩擦和速度适应范围宽等优点，将其作为涂层材料，以软钢实体圆锥棒作为限位消能装置，示意如图2（c）所示．上下钢垫板分别通过预埋螺栓与混凝土结构连接．在下摩擦板中加入叠层橡胶垫可以使隔震层各支座之间受力均匀，防止振动工程中可能引起的结构扭转，橡胶垫的数量可以根据上部结构的重量来确定；小盒防止了下摩擦板中的叠层橡胶与钢板之间受拉破裂；预埋导向板上留有边长为2a的正方形孔槽，以避免X向导向板在Y向地震中受扭破坏；圆锥钢棒限位器底端直径为 D，高为H，沿着导向板滑移，自由滑移量为a，数量由上部结构的刚度来确定．

课题组利用剪压试验装置（见图 3）对该新型摩擦滑移装置的摩擦滑移系数进行测定，并得到该装置的荷载—位移曲线（见图4）．分析得出，该装置在荷载作用下共经历三个阶段：位移 0～1.2 mm时，为第一阶段，即未接触阶段,该阶段主要特征为位移持续增加而荷载不变，分析原因是由于滑块与固定装置存在缝隙，荷载—位移曲线表现为水平段，此时滑块并未出现滑动；位移1.2～1.9 mm时，为第二阶段，即静摩擦阶段, 该阶段主要特征为荷载增量远远大于位移增量，荷载—位移曲线呈明显上升段；位移达到1.9 mm至试验结束，为第三阶段，即动摩擦阶段,该阶段前期荷载—位移曲线首先表现为斜向上升，一旦滑块完全滑动，曲线趋于水平，荷载不变，位移持续增加．

试验结束以后，经过检查发现，试件盖板与滑块表面的摩擦面出现了磨损情况，形成转移膜，摩擦系数经测试达到0.04，分析原因是因为二硫化钼整体内不形成交联，故其分子轮廓光滑，这种光滑的分子轮廓使其具有低摩擦系数的特性，亦能在滑动过程中在对偶面上形成薄的转移膜．

图3 滑移件试验装置Fig.3 Friction test equipment

传统的摩擦滑移材料聚四氟乙烯，存在冷流性，附着性大、高轴压下易变形等缺点，而二硫化钼固体润滑剂摩擦系数低，且其物理及化学性能稳定，适用于隔震支座．

图4 滑移件荷载—位移曲线Fig.4 Load-displacement curve

文献[8]对软钢实体圆锥棒限位装置进行试验及理论分析，研究表明该限位装置具有较好的延性和良好的耗能能力，并且各项同性，在受到随机方向的地震作用或者多方向的地震作用时，仍然能够体现出良好的限位消能特性，是一种比较理想的弹塑性阻尼器，并提出了一种计算该限位装置刚度和屈服荷载的方法，见式(1)～(3)．

式中：P为屈服荷载；D为圆锥棒底部直径；H为圆锥棒高度； f为圆锥棒采用钢材的设计强度；k1为第一阶段刚度；α1为与圆锥棒的斜率有关的调整系数，这里取α1为31 524；k2为第二阶段刚度；α2为与圆锥棒的斜率有关的调整系数，取为6.2．

对软钢实体圆锥棒限位装置设计采用文献[8]的研究成果．

1.3 试验装置、加载方案及数据采集

试验装置及加载方案与文献[4]一致，两个试件分别采用 EL-centro波、天津波、人工合成波进行地震波输入．每组试件均经过白噪声扫频后，按照表1所示工况进行．考虑模型相似比后，地震波加速度峰值在7度（0.1 g）下调幅为197 gal、8度（0.2 g）下调幅为394 gal、8度（0.3 g）下调幅为591 gal．加速度传感器及位移传感器分别在基础板（即振动台台面）、结构底板和结构每层顶板处布置，其中，结构底板和每层顶板分别在四角（西南、西北、东南、东北）处沿x向和y向布置．

表1 试验加载工况Tab.1 Test condition

2 试验现象

为方便对比描述，将试件编号为 XW-1，将文献[4]中未设置限位装置的二硫化钼新型隔震结构的试件编号为GZ-1．

在加载初期，试件XW-1反应与文献[4]中GZ-1一致，输入197 gal（7度0.1 g）后结构隔震支座无位移，上部结构良好，结构在小震作用下，静摩擦力能够阻止上部结构与隔震装置的相对滑动，提供给隔震层初始刚度，此时限位器未工作．持续加载，在输入394 gal（8度0.2 g），上部结构4层梁处首先出现细小裂缝，与此同时，XW-1隔震支座的二硫化钼滑移层克服静摩擦力开始滑动，限位器受到碰撞力作用，产生变形，通过摩擦滑移作用削弱地震输入能量向上部结构的传递，并且由于钢棒阻尼器的阻尼大，限位器的振动也很快衰减，未测到结构在地震作用下出现较长时间振动．该装置起到消能减震的作用，且有效限制了结构隔震层侧移，隔震层侧移为13.69 mm，相比于试件GZ-1侧移降低14.7%（试件GZ-1结构侧移为15.71 mm）．随着地震加速度的不断增大，在输入591 gal（8度0.3 g），XW-1裂缝逐渐增多，但裂缝宽度较小，未形成影响结构使用性能的贯通裂缝，限位消能器出现塑性变形，耗散了地震能量且有效限制了上部结构产生过大滑动位移，能量的耗散主要依靠隔震装置及限位装置完成，在大震下实现隔震减震目的．

3 试验结果分析

3.1 模型动力特性

为了测试模型的各阶段频率，观察结构的动力特性变化，在试验开始时及每次振幅完成后对结构模型进行了白噪声扫频．通过动力特性推定结构等效刚度的退化情况．表2给出了试验模型自振频率变化．试件编号为XW-1，文献[4]中未设置限位装置的二硫化钼新型隔震结构的试件编号为GZ-1．

在振动台试验开始前，白噪声扫频得到模型的一阶频率为3.95 Hz，随着地震动强度增加，自振频率降低，结构在施加100 gal的地震作用后，一阶自振频率减小4.8%，在施加200 gal的地震作用后，一阶自振频率减小9.6%，模型自振频率降低在10%之内，说明上部结构出现了损伤，刚度有所降低，但损伤在可控范围内，这也和试验现象相符．

相比于未采用限位装置的隔震结构，试件XW-1一阶自振频率略有增加（BZS-1工况下增加14.5%，BZS-2工况下增加13.9%，BZS-3工况下增加13.9%）分析原因是因为限位装置一定程度上增加了结构刚度，使地震作用下结构吸收的能量更多．

表2 结构自振频率(Hz)Tab.2 Nature frequency/Hz

3.2 顶层位移及层间位移

以天津波为例，图5给出了TJ-197工况下顶层位移时程曲线对比，根据顶层位移时程曲线提取各工况下最大时间点的顶层位移，如图6所示．

当地震作用较小时，模型位移响应较小，而位移传感器受到外界影响大，因此各层位移均通过加速度在频域内积分获得，位移传感器做校核使用．通过图中可以看出，在7度基本地震（0.1 g）和8度基本地震（0.2 g）工况下，两个试件的顶点位移相差不大，随着试验继续进行，在8度基本地震（0.3 g）工况下未采用限位装置体系的顶点位移已经达到 32.16 mm，明显大于采用限位装置体系．采用限位装置后将顶点位移下降13.6%，起到了限位作用．

图5 TJ-197工况下顶层位移时程曲线Fig.5 Top displacement time history curve with top displacement in TJ-197

表3给出了两个试件层间位移对比，由于碰撞时限位装置会产生小幅度震颤，因此增加限位装置后层间位移略有上升，即限位器的加设增大了上部结构的地震反应，但层间位移仍远小于规范要求．

图6 顶层位移对比Fig.6 Comparison of top displacement

表3 层间位移对比Tab.3 comparison of story drift

3.3 加速度反应对比

表4给出了XW-1和GZ-1在不同地震波激励下结构加速度放大系数．表4可以看出，限位器的加设使上部结构的加速度增加，削弱了隔震装置的减震效果．这也解释了试验现象中试件 XW-1较GZ-1上部结构裂缝增加更快的原因．

表4 加速度放大系数Tab.4 Acceleration amplification coefficient

4 结论

(1)动力分析表明，采用带限位装置的新型分离式摩擦滑移系统隔震结构相比于未设置限位装置的隔震结构自振频率略有增加．随着地震动强度增加，模型自振频率降低在10%之内，上部结构出现了损伤，但损伤不大．

(2)限位装置可有效降低隔震层相对滑动位移，新型摩擦滑移隔震支座降低了上部结构的地震反应，设置限位器后层间位移角略有增加，但改进后的隔震系统能够控制结构层间位移角在允许范围内，隔震效果良好，且具有良好限位复位能力，结构可满足抗震要求．

(3)建议进一步研究，寻找最适用于高地震烈度区的合理限位装置刚度.

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