劉軍生 ，王社良，石 韻，曹曉輝

(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2.陜西省建筑科學(xué)研究院，陜西西安 710068)

摩擦滑移隔震體系主要依靠滑移層的水平滑動(dòng)隔斷地震作用，隔震效果取決于滑移層材料的選擇，課題組提出了一種采用二硫化鉬固體潤(rùn)滑劑涂層的新型分離式摩擦滑移隔震裝置，進(jìn)行了初步有限元分析[1-3]，并在有限元基礎(chǔ)上進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究[4]，以上研究表明該裝置摩擦系數(shù)能夠穩(wěn)定維持在 0.04左右，相比于傳統(tǒng)的潤(rùn)滑劑力學(xué)性能穩(wěn)定，摩擦系數(shù)較?。^小的摩擦系數(shù)能夠取得很好的隔震效果，但會(huì)引起隔震層水平位移過(guò)大[3]，為解決二硫化鉬固體潤(rùn)滑劑涂層新型分離式摩擦滑移隔震裝置滑移量大的缺陷，對(duì)試件改進(jìn)，采用軟鋼實(shí)體圓錐棒限位器，進(jìn)行一個(gè)帶限位裝置的新型摩擦滑移隔震結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究．進(jìn)一步研究該隔震裝置的工作性能，分析限位裝置對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能影響．

我國(guó)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011-2010)對(duì)隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)主要以疊層橡膠隔震系統(tǒng)為主，對(duì)摩擦滑移隔震結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)研究較少，使其應(yīng)用受到限制[5]．滑移隔震結(jié)構(gòu)采用軟化結(jié)構(gòu)的方式，即在上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)之間加入摩擦滑移裝置來(lái)控制、減少地震能量由下部向上部傳遞從而減輕上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)．

圖1 滑移隔震計(jì)算模型Fig.1 Sliding structure calculation model

在地震作用下，滑移隔震建筑存在兩個(gè)狀態(tài)，當(dāng)隔震層水平剪力小于隔震層的摩擦力時(shí)，建筑處于抗震狀態(tài)，建筑物此時(shí)所對(duì)應(yīng)的烈度為抗震烈度；當(dāng)隔震層水平剪力大于隔震層摩擦力時(shí)，建筑處于滑動(dòng)狀態(tài)，建筑物此時(shí)所對(duì)應(yīng)的烈度為隔震烈度，其計(jì)算模型如圖1所示．

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)雙烈度設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)試件，基于量綱理論，在綜合考慮振動(dòng)臺(tái)承載能力的基礎(chǔ)上，按照一致相似關(guān)系進(jìn)行五層鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)，縮尺比例為1：5，采用欠人工質(zhì)量模型，相似關(guān)系和相似系數(shù)為：試驗(yàn)的加速度相似比為1.97，長(zhǎng)度相似比為 0.2，時(shí)間相似比為 0.32．在試件底層柱腳處設(shè)置隔震支座，隔震支座采用9個(gè)直徑400 mm的二硫化鉬新型分離式摩擦滑移隔震支座，在每個(gè)支座處均設(shè)置軟鋼實(shí)體圓錐棒限位器，達(dá)到減小支座位移的目的．平面為 2×2跨矩形對(duì)稱布置，柱距1.2 m×1.2 m，模型底層高度0.84 m，其余四層每層高度0.72 m．二～五層每層配重25.6 kN．振動(dòng)臺(tái)試件模型見(jiàn)圖2，試件編號(hào)為XW-1．試驗(yàn)時(shí)將基礎(chǔ)底板與振動(dòng)臺(tái)固接．

圖2 振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)Fig.2 Shaking table model test

1.2 帶限位裝置的新型摩擦滑移支座設(shè)計(jì)及試驗(yàn)

充分利用了二硫化鉬固體潤(rùn)滑劑抗高壓、耐高溫、低摩擦和速度適應(yīng)范圍寬等優(yōu)點(diǎn)，將其作為涂層材料，以軟鋼實(shí)體圓錐棒作為限位消能裝置，示意如圖2（c）所示．上下鋼墊板分別通過(guò)預(yù)埋螺栓與混凝土結(jié)構(gòu)連接．在下摩擦板中加入疊層橡膠墊可以使隔震層各支座之間受力均勻，防止振動(dòng)工程中可能引起的結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)，橡膠墊的數(shù)量可以根據(jù)上部結(jié)構(gòu)的重量來(lái)確定；小盒防止了下摩擦板中的疊層橡膠與鋼板之間受拉破裂；預(yù)埋導(dǎo)向板上留有邊長(zhǎng)為2a的正方形孔槽，以避免X向?qū)虬逶赮向地震中受扭破壞；圓錐鋼棒限位器底端直徑為 D，高為H，沿著導(dǎo)向板滑移，自由滑移量為a，數(shù)量由上部結(jié)構(gòu)的剛度來(lái)確定．

課題組利用剪壓試驗(yàn)裝置（見(jiàn)圖 3）對(duì)該新型摩擦滑移裝置的摩擦滑移系數(shù)進(jìn)行測(cè)定，并得到該裝置的荷載—位移曲線（見(jiàn)圖4）．分析得出，該裝置在荷載作用下共經(jīng)歷三個(gè)階段：位移 0～1.2 mm時(shí)，為第一階段，即未接觸階段,該階段主要特征為位移持續(xù)增加而荷載不變，分析原因是由于滑塊與固定裝置存在縫隙，荷載—位移曲線表現(xiàn)為水平段，此時(shí)滑塊并未出現(xiàn)滑動(dòng)；位移1.2～1.9 mm時(shí)，為第二階段，即靜摩擦階段, 該階段主要特征為荷載增量遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于位移增量，荷載—位移曲線呈明顯上升段；位移達(dá)到1.9 mm至試驗(yàn)結(jié)束，為第三階段，即動(dòng)摩擦階段,該階段前期荷載—位移曲線首先表現(xiàn)為斜向上升，一旦滑塊完全滑動(dòng)，曲線趨于水平，荷載不變，位移持續(xù)增加．

試驗(yàn)結(jié)束以后，經(jīng)過(guò)檢查發(fā)現(xiàn)，試件蓋板與滑塊表面的摩擦面出現(xiàn)了磨損情況，形成轉(zhuǎn)移膜，摩擦系數(shù)經(jīng)測(cè)試達(dá)到0.04，分析原因是因?yàn)槎蚧f整體內(nèi)不形成交聯(lián)，故其分子輪廓光滑，這種光滑的分子輪廓使其具有低摩擦系數(shù)的特性，亦能在滑動(dòng)過(guò)程中在對(duì)偶面上形成薄的轉(zhuǎn)移膜．

圖3 滑移件試驗(yàn)裝置Fig.3 Friction test equipment

傳統(tǒng)的摩擦滑移材料聚四氟乙烯，存在冷流性，附著性大、高軸壓下易變形等缺點(diǎn)，而二硫化鉬固體潤(rùn)滑劑摩擦系數(shù)低，且其物理及化學(xué)性能穩(wěn)定，適用于隔震支座．

圖4 滑移件荷載—位移曲線Fig.4 Load-displacement curve

文獻(xiàn)[8]對(duì)軟鋼實(shí)體圓錐棒限位裝置進(jìn)行試驗(yàn)及理論分析，研究表明該限位裝置具有較好的延性和良好的耗能能力，并且各項(xiàng)同性，在受到隨機(jī)方向的地震作用或者多方向的地震作用時(shí)，仍然能夠體現(xiàn)出良好的限位消能特性，是一種比較理想的彈塑性阻尼器，并提出了一種計(jì)算該限位裝置剛度和屈服荷載的方法，見(jiàn)式(1)～(3)．

式中：P為屈服荷載；D為圓錐棒底部直徑；H為圓錐棒高度； f為圓錐棒采用鋼材的設(shè)計(jì)強(qiáng)度；k1為第一階段剛度；α1為與圓錐棒的斜率有關(guān)的調(diào)整系數(shù)，這里取α1為31 524；k2為第二階段剛度；α2為與圓錐棒的斜率有關(guān)的調(diào)整系數(shù)，取為6.2．

對(duì)軟鋼實(shí)體圓錐棒限位裝置設(shè)計(jì)采用文獻(xiàn)[8]的研究成果．

1.3 試驗(yàn)裝置、加載方案及數(shù)據(jù)采集

試驗(yàn)裝置及加載方案與文獻(xiàn)[4]一致，兩個(gè)試件分別采用 EL-centro波、天津波、人工合成波進(jìn)行地震波輸入．每組試件均經(jīng)過(guò)白噪聲掃頻后，按照表1所示工況進(jìn)行．考慮模型相似比后，地震波加速度峰值在7度（0.1 g）下調(diào)幅為197 gal、8度（0.2 g）下調(diào)幅為394 gal、8度（0.3 g）下調(diào)幅為591 gal．加速度傳感器及位移傳感器分別在基礎(chǔ)板（即振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面）、結(jié)構(gòu)底板和結(jié)構(gòu)每層頂板處布置，其中，結(jié)構(gòu)底板和每層頂板分別在四角（西南、西北、東南、東北）處沿x向和y向布置．

表1 試驗(yàn)加載工況Tab.1 Test condition

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

為方便對(duì)比描述，將試件編號(hào)為 XW-1，將文獻(xiàn)[4]中未設(shè)置限位裝置的二硫化鉬新型隔震結(jié)構(gòu)的試件編號(hào)為GZ-1．

在加載初期，試件XW-1反應(yīng)與文獻(xiàn)[4]中GZ-1一致，輸入197 gal（7度0.1 g）后結(jié)構(gòu)隔震支座無(wú)位移，上部結(jié)構(gòu)良好，結(jié)構(gòu)在小震作用下，靜摩擦力能夠阻止上部結(jié)構(gòu)與隔震裝置的相對(duì)滑動(dòng)，提供給隔震層初始剛度，此時(shí)限位器未工作．持續(xù)加載，在輸入394 gal（8度0.2 g），上部結(jié)構(gòu)4層梁處首先出現(xiàn)細(xì)小裂縫，與此同時(shí)，XW-1隔震支座的二硫化鉬滑移層克服靜摩擦力開(kāi)始滑動(dòng)，限位器受到碰撞力作用，產(chǎn)生變形，通過(guò)摩擦滑移作用削弱地震輸入能量向上部結(jié)構(gòu)的傳遞，并且由于鋼棒阻尼器的阻尼大，限位器的振動(dòng)也很快衰減，未測(cè)到結(jié)構(gòu)在地震作用下出現(xiàn)較長(zhǎng)時(shí)間振動(dòng)．該裝置起到消能減震的作用，且有效限制了結(jié)構(gòu)隔震層側(cè)移，隔震層側(cè)移為13.69 mm，相比于試件GZ-1側(cè)移降低14.7%（試件GZ-1結(jié)構(gòu)側(cè)移為15.71 mm）．隨著地震加速度的不斷增大，在輸入591 gal（8度0.3 g），XW-1裂縫逐漸增多，但裂縫寬度較小，未形成影響結(jié)構(gòu)使用性能的貫通裂縫，限位消能器出現(xiàn)塑性變形，耗散了地震能量且有效限制了上部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生過(guò)大滑動(dòng)位移，能量的耗散主要依靠隔震裝置及限位裝置完成，在大震下實(shí)現(xiàn)隔震減震目的．

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 模型動(dòng)力特性

為了測(cè)試模型的各階段頻率，觀察結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性變化，在試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)及每次振幅完成后對(duì)結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了白噪聲掃頻．通過(guò)動(dòng)力特性推定結(jié)構(gòu)等效剛度的退化情況．表2給出了試驗(yàn)?zāi)Ｐ妥哉耦l率變化．試件編號(hào)為XW-1，文獻(xiàn)[4]中未設(shè)置限位裝置的二硫化鉬新型隔震結(jié)構(gòu)的試件編號(hào)為GZ-1．

在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)開(kāi)始前，白噪聲掃頻得到模型的一階頻率為3.95 Hz，隨著地震動(dòng)強(qiáng)度增加，自振頻率降低，結(jié)構(gòu)在施加100 gal的地震作用后，一階自振頻率減小4.8%，在施加200 gal的地震作用后，一階自振頻率減小9.6%，模型自振頻率降低在10%之內(nèi)，說(shuō)明上部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了損傷，剛度有所降低，但損傷在可控范圍內(nèi)，這也和試驗(yàn)現(xiàn)象相符．

相比于未采用限位裝置的隔震結(jié)構(gòu)，試件XW-1一階自振頻率略有增加（BZS-1工況下增加14.5%，BZS-2工況下增加13.9%，BZS-3工況下增加13.9%）分析原因是因?yàn)橄尬谎b置一定程度上增加了結(jié)構(gòu)剛度，使地震作用下結(jié)構(gòu)吸收的能量更多．

表2 結(jié)構(gòu)自振頻率(Hz)Tab.2 Nature frequency/Hz

3.2 頂層位移及層間位移

以天津波為例，圖5給出了TJ-197工況下頂層位移時(shí)程曲線對(duì)比，根據(jù)頂層位移時(shí)程曲線提取各工況下最大時(shí)間點(diǎn)的頂層位移，如圖6所示．

當(dāng)?shù)卣鹱饔幂^小時(shí)，模型位移響應(yīng)較小，而位移傳感器受到外界影響大，因此各層位移均通過(guò)加速度在頻域內(nèi)積分獲得，位移傳感器做校核使用．通過(guò)圖中可以看出，在7度基本地震（0.1 g）和8度基本地震（0.2 g）工況下，兩個(gè)試件的頂點(diǎn)位移相差不大，隨著試驗(yàn)繼續(xù)進(jìn)行，在8度基本地震（0.3 g）工況下未采用限位裝置體系的頂點(diǎn)位移已經(jīng)達(dá)到 32.16 mm，明顯大于采用限位裝置體系．采用限位裝置后將頂點(diǎn)位移下降13.6%，起到了限位作用．

圖5 TJ-197工況下頂層位移時(shí)程曲線Fig.5 Top displacement time history curve with top displacement in TJ-197

表3給出了兩個(gè)試件層間位移對(duì)比，由于碰撞時(shí)限位裝置會(huì)產(chǎn)生小幅度震顫，因此增加限位裝置后層間位移略有上升，即限位器的加設(shè)增大了上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，但層間位移仍遠(yuǎn)小于規(guī)范要求．

圖6 頂層位移對(duì)比Fig.6 Comparison of top displacement

表3 層間位移對(duì)比Tab.3 comparison of story drift

3.3 加速度反應(yīng)對(duì)比

表4給出了XW-1和GZ-1在不同地震波激勵(lì)下結(jié)構(gòu)加速度放大系數(shù)．表4可以看出，限位器的加設(shè)使上部結(jié)構(gòu)的加速度增加，削弱了隔震裝置的減震效果．這也解釋了試驗(yàn)現(xiàn)象中試件 XW-1較GZ-1上部結(jié)構(gòu)裂縫增加更快的原因．

表4 加速度放大系數(shù)Tab.4 Acceleration amplification coefficient

4 結(jié)論

(1)動(dòng)力分析表明，采用帶限位裝置的新型分離式摩擦滑移系統(tǒng)隔震結(jié)構(gòu)相比于未設(shè)置限位裝置的隔震結(jié)構(gòu)自振頻率略有增加．隨著地震動(dòng)強(qiáng)度增加，模型自振頻率降低在10%之內(nèi)，上部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了損傷，但損傷不大．

(2)限位裝置可有效降低隔震層相對(duì)滑動(dòng)位移，新型摩擦滑移隔震支座降低了上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，設(shè)置限位器后層間位移角略有增加，但改進(jìn)后的隔震系統(tǒng)能夠控制結(jié)構(gòu)層間位移角在允許范圍內(nèi)，隔震效果良好，且具有良好限位復(fù)位能力，結(jié)構(gòu)可滿足抗震要求．

(3)建議進(jìn)一步研究，尋找最適用于高地震烈度區(qū)的合理限位裝置剛度.

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