不同限位刚度下新型摩擦滑移隔震结构动力响应分析

张 超，张 慧，侯 伟

(陕西工业职业技术学院，陕西 咸阳 712000)

滑移隔震是一种新型的减隔震控制技术，具有安全、合理、有效而且经济等优点[1]，采用“以柔克刚”的设计理念，通过在结构底部与基础顶面之间设置滑移隔震层，阻隔地震能量向上部结构传递，使上部结构的地震反应明显减小[2]。

学者针对纯摩擦滑移隔震体系存在滑移量过大且震后不能自动复位的缺点，开发了带有限位装置的滑移隔震体系。韦俊等采用有限元软件建立了一种新型具有限位装置的滑移隔震三层框架结构的计算模型，并根据合理的碰撞前后滞回特性，进行了单向和双向地震波作用下的隔震结构分析[3]。张延年等研究双向耦合地震作用的影响，建立滑移隔震结构的参数优化设计模型，使用直接搜索算法和遗传算法相结合的改进混合遗传算法对6层滑移隔震结构的重要参数进行优化设计[4]。韩淼等对基础隔震模型进行了软碰撞限位振动台模拟地震动试验，分析实验数据得出了预留距离与软碰撞限位器刚度对结构层与隔震层位移反应的影响规律，根据结构层与隔震层位移反应均控制在允许范围内的条件，优选出适用于本隔震试验模型的软碰撞限位器试验工况[5]。刘臣等将橡胶与铅芯合理组合形成一种新型的限位装置，利用Matlab/Simulink建立新型限位装置的仿真模型，通过数值模拟，确定带限位装置的隔震体系的自滑区长度，分析限位橡胶弹性刚度、刚度比及隔震层摩擦系数对结构动力响应的影响[6]。

综合上述研究成果，滑移隔震结构基底滑移量与隔震层限位刚度有着紧密的关系。本文将二硫化钼(MoS2)涂层材料作为摩擦材料，以U型带片作为限位消能元件，组成新型摩擦滑移隔震装置，并将其应用于结构中，形成新型摩擦滑移隔震结构。采用SAP2000有限元分析软件，研究新型摩擦滑移隔震结构隔震层限位刚度与基底滑移量、上部结构的动力反应的关系。

1 新型摩擦滑移隔震装置的组成

新型摩擦滑移隔震装置主要由滑移支承元件和限位消能元件组成。滑移支承元件主要起隔离地震的作用和支承上部结构重量的作用，由上、下刚性支承板及中间用低摩擦系数材料组成。该摩擦材料成分主要是二硫化钼(MoS2)[7]，西安建筑科技大学等单位对二硫化钼的摩擦性能进行了多次试验，试验表明：该种摩擦材料的摩擦系数最终稳定在0.04～0.05[8]，本文将有关摩擦系数均设置为0.05。限位消能元件主要是吸收地震能量，减小地震波中长周期成分给滑移隔震结构带来的变位，并对控制结构的扭转滑移有一定的作用，它由普通A3钢板冷弯而成的U型钢片做成。新型摩擦滑移隔震装置构造如图1所示。

图1 新型摩擦滑移隔震装置(d为自滑区长度)

2 工程模型介绍

本文的计算模型为一栋5层钢筋混凝土框架结构，首层层高为4.2 m，其余楼层层高为3.6 m。X方向2跨，轴间距为6 m；Y方向2跨，轴间距为6 m；抗震设防烈度为7度，地震加速度为0.15 g，地震分组为第一组，场地属Ⅱ类场地，场地特征周期为0.35s；上部结构阻尼比为0.05。所有构件采用C30混凝土。底层柱截面750 mm×750 mm，其余各层柱截面为600 mm×600 mm，主梁截面为300 mm×600 mm，次梁截面为200 mm×400 mm，基础框架梁截面全部取为300 mm×600 mm。楼板厚度为100 mm，屋面板厚度为120 mm。楼面恒荷载为5 kN/m2，活荷载为2 kN/m2；屋面恒荷载为7 kN/m2，不上人屋面活荷载为0.5 kN/m2；楼面外围梁上作用填充墙荷载10 kN/m，屋面外围梁上作用女儿墙荷载4 kN/m。

选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个底层框架柱下部与基础顶部之间，限位消能元件沿着结构的X向和Y向布置在上下基础梁之间。在X轴和Y轴方向沿着基础梁下端布置软钢U型带片。滑移隔震结构平面布置图如图2所示。

图2 结构平面及隔震元件布置图

3 有限元模型建立

在SAP2000有限元分析软件中，采用Friction Isolator连接单元来模拟滑移隔震装置的滑移支承元件，沿隔震层的上下两层基础梁，在每个框架柱下端均匀地布置一组Friction Isolator连接单元。对于新型摩擦滑移隔震结构，SAP2000提供的多段线性塑性连接单元无法真实地模拟新型摩擦滑移隔震装置的限位消能元件。因此本文在多段线性塑性连接单元的基础上，对限位器的骨架曲线进行修改。新型摩擦滑移隔震结构模型在柱底基础周围预留一定长度的自滑区，所以在骨架曲线的开始段采用一段水平刚度近似为零的直线对其进行模拟[9-10]。

4 限位器的加设情况说明

建立相应的未加设限位器及加设限位器的滑移隔震模型，具体限位器的加设情况见表1。隔震层限位刚度的计算方法见文献[8]。

当结构布置多个不同方向的U型带片时，通过试验统计得到了隔震层的骨架曲线参数。

K1=K(n1+an2)

(1)

K2=0.15K1

(2)

式中：K1为隔震层屈服前刚度；K2为隔震层屈服后刚度；K为单个限位器的弹性刚度；n1为沿受力方向的限位器个数；n2为沿垂直于受力方向的限位器个数；a为侧向限位器对刚度的影响系数，取0.6。

表1 限位器加设情况

5 工况分析

本文模型选择两种地震波，分别为天津波、EL-Centro波。天津波持时为19.2 s，记录步长0.01 s。EL-Centro波持时为30 s，记录步长0.02 s。针对本文的工程实例结构，根据自滑区长度应满足的条件[8]，通过有限元分析，在天津波、EL-Centro波作用下，自滑区长度d取为140 mm。

分别在天津波、EL-Centro波作用下将加速度峰值调整到150gal、310gal，确定摩擦系数为0.05，建立新型摩擦滑移隔震结构模型，运用SAP2000进行有限元分析，研究在不同隔震层限位刚度下基底滑移量及上部结构动力响应的变化规律。

5.1 限位刚度对基底滑移量的影响

图3为天津波和EL Centro波作用下新型摩擦滑移隔震结构基底最大滑移量随隔震层限位刚度的变化图。从图3可知，在天津波基本烈度和罕遇烈度作用下，隔震结构基底最大滑移量变化趋势基本相似，整个隔震层限位刚度变化范围内基底最大滑移量变化幅度不大。在EL Centro波基本烈度和罕遇烈度作用下，当隔震层限位刚度小于11 030 kN/m时(即每根基础梁下三个限位器)，隔震层限位刚度的变化对基底最大滑移量影响很大，随着隔震层限位刚度的增加，基底最大滑移量减小明显。

图3 基底最大滑移量随隔震层限位刚度的变化

5.2 限位刚度对基底剪力的影响

图4为天津波和EL Centro波作用下新型摩擦滑移隔震结构基底剪力随隔震层限位刚度的变化图。从图4可知，在天津波基本烈度和罕遇烈度作用下，隔震结构基底剪力随隔震层限位刚度增加而增大。在隔震层限位刚度为7 354 kN/m时(即每根基础梁下二个限位器)，基底剪力随隔震层限位刚度的变化趋势发生突变。在隔震层限位刚度小于7 354 kN/m时，变化趋势平缓；在隔震层限位刚度大于7 354 kN/m时，变化趋势陡增。在EL Centro波基本烈度作用下，隔震结构基底剪力随隔震层限位刚度的增加而增大。但在EL Centro波罕遇烈度作用下，在隔震层限位刚度为7 354 kN/m时(即每根基础梁下二个限位器)，基底剪力的基本趋势有所变化。隔震层限位刚度小于7 354 kN/m时，基底剪力呈递增趋势；隔震层限位刚度增大到7 354 kN/m以后，基底剪力呈现局部波动的现象，出现时大时小的情况。

图4 基底剪力随隔震层限位刚度的变化

5.3 限位刚度对结构绝对加速度的影响

图5为天津波和EL Centro波作用下新型摩擦滑移隔震结构最大加速度随隔震层限位刚度的变化图。从图5可知，在天津波基本烈度和罕遇烈度作用下，随着隔震层限位刚度增加，隔震结构三个代表层(隔震层、底层、顶层)的加速度呈现增大的趋势。在EL Centro波基本烈度作用下，隔震结构三个代表层的加速度基本上随隔震层限位刚度的增大而增大；在隔震层限位刚度为11 030 kN/m时(即每根基础梁下三个限位器)，顶层加速度增加趋势发生突变。在EL Centro波罕遇烈度作用下，隔震层加速度随隔震层限位刚度增加而增加；顶层和底层加速度的变化趋势接近，可总结为“增大、减小、增大”，存在两个转折点，分别为7 354 kN/m(即每根基础梁下两个限位器)、11 030 kN/m(即每根基础梁下三个限位器)。

综上所述，新型摩擦滑移隔震结构的基底剪力、三个代表层(隔震层、底层、顶层)的加速度基本上随隔震层限位刚度增加而增大。与此同时，滑移隔震结构的隔震效果在减小。但结构三个代表层的加速度、基底剪力在某些隔震层限位刚度区段内呈现局部波动的现象，出现时大时小的情况。

6 结 语

本文采用SAP2000有限元分析软件，研究了新型摩擦滑移隔震结构在不同隔震层限位刚度下基底滑移量及上部结构动力响应(基底剪力、结构绝对加速度)的变化规律。得出以下结论：

(1)在天津波和EL Centro波作用下，随着新型摩擦滑移隔震结构隔震层限位刚度的不断增加，基底滑移量衰减比较明显，而后趋于平缓。

(2)在天津波和EL Centro波作用下，新型摩擦滑移隔震结构基底剪力基本上随隔震层限位刚度增加而增大。但在EL Centro波罕遇烈度作用下，隔震结构的基底剪力出现了时大时小的现象。

(3)在天津波和EL Centro波作用下，随着新型摩擦滑移隔震结构隔震层限位刚度的不断增加，结构三个代表层的加速度基本上呈现递增趋势。但在EL Centro波作用下，在某些隔震层限位刚度区段内，结构代表层的加速度呈现局部波动的现象。