楊云舟，賴正聰，王 晶

（1.昆明理工大學(xué)建筑工程學(xué)院，云南 昆明 650500； 2.云南省工程抗震技術(shù)研究中心，云南 昆明 650500）

0 引言

近年來地震頻發(fā)，隔震技術(shù)愈發(fā)受到人們關(guān)注，該技術(shù)使結(jié)構(gòu)在地震中具備較高的安全儲(chǔ)備，既可保護(hù)生命安全，又可保證財(cái)產(chǎn)安全。 目前對(duì)于隔震支座和隔震技術(shù)的研究主要以橡膠支座為重心，但橡膠支座存在橡膠老化、溫度適應(yīng)性差、耐久性低及污染環(huán)境等問題。 滑移摩擦隔震技術(shù)作為最早使用的隔震技術(shù)之一［1］，其基本原理是將隔震層設(shè)置為一個(gè)滑移層或滑動(dòng)層，地震時(shí)上部結(jié)構(gòu)通過滑移層相對(duì)于基礎(chǔ)做水平滑移運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)基礎(chǔ)與上部結(jié)構(gòu)解耦，通過滑動(dòng)摩擦耗散地震能量，減小傳入上部結(jié)構(gòu)的地震作用，降低上部結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)［2-5］。 而以摩擦滑移隔震技術(shù)為基礎(chǔ)的滑板隔震支座無復(fù)位功能，在大震下常常會(huì)產(chǎn)生不可控的滑移，且震后會(huì)有較大殘余位移，若增設(shè)限位裝置則會(huì)增加成本，且構(gòu)件與限位裝置碰撞會(huì)使結(jié)構(gòu)加速度產(chǎn)生擾動(dòng)，影響隔震效能［6-7］。

針對(duì)上述問題，部分學(xué)者提出了組合隔震的概念。 由橡膠隔震支座與摩擦滑板隔震支座組成的組合隔震體系在工程中運(yùn)用較為廣泛［8-10］，該隔震體系兼顧了2 種支座的優(yōu)點(diǎn)，避免了缺點(diǎn)。 李軒等［11］設(shè)計(jì)了一種以彈性滑板支座為主，輔以橡膠隔震支座及黏滯阻尼器的隔震系統(tǒng)，并驗(yàn)證了該組合隔震系統(tǒng)的有效性。 章征濤等［12］將組合隔震技術(shù)運(yùn)用于某高層結(jié)構(gòu)，取得了良好的隔震效果。 趙一敏［13］針對(duì)剛性滑板-復(fù)位橡膠新型組合式隔震支座設(shè)計(jì)了3 層鋼框架結(jié)構(gòu)模型作為上部結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，證明了該組合隔震支座具備可靠的承載能力、水平恢復(fù)力和摩擦耗能能力。

本文基于組合隔震體系，對(duì)滑動(dòng)摩擦元件與復(fù)位橡膠元件并聯(lián)組成的自復(fù)位剛性滑板隔震支座進(jìn)行研究，設(shè)置了不同豎向壓應(yīng)力、不同水平位移幅值及剛性滑塊不同初始位置的試驗(yàn)工況進(jìn)行壓剪試驗(yàn)，探究試件在不同工況下的滯回特性。 針對(duì)該支座出現(xiàn)性能不穩(wěn)定的問題，分析原因后對(duì)支座進(jìn)行優(yōu)化，對(duì)優(yōu)化后支座進(jìn)行壓剪試驗(yàn)并運(yùn)用有限元軟件ABAQUS 進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

1 自復(fù)位剛性滑板隔震支座基本構(gòu)造

自復(fù)位剛性滑板隔震支座基本構(gòu)造如圖1 所示。 其中：①上、下支座板均具有光滑的滑動(dòng)鏡面，剛性滑塊均可在滑動(dòng)鏡面上滑動(dòng)，即支座具備雙滑動(dòng)面，滑動(dòng)鏡面由不銹鋼拋光打磨形成；②剛性滑塊由球形板和中間座板組成，主材為鋼材，是自復(fù)位剛性滑板隔震支座的主要承載構(gòu)件，承擔(dān)上部結(jié)構(gòu)傳遞下來的全部豎向荷載，剛性滑塊上、下面均鑲嵌聚四氟乙烯（PTFE）板；③滑動(dòng)鏡面邊緣布置4塊限位塊，可控制剛性滑塊的極限位移；④支座邊緣設(shè)置4 個(gè)復(fù)位橡膠塊，復(fù)位橡膠不承擔(dān)上部結(jié)構(gòu)傳遞的豎向荷載，僅發(fā)生剪切變形。

圖1 自復(fù)位剛性滑板隔震支座Fig.1 Self-resetting rigid slide plate isolation support

自復(fù)位剛性滑板隔震支座將摩擦滑移元件與復(fù)位橡膠元件并聯(lián)組成一種新型隔震支座，該支座同時(shí)具備滑動(dòng)摩擦隔震技術(shù)與橡膠隔震技術(shù)的優(yōu)點(diǎn)并有效避免了各自的缺點(diǎn)。 復(fù)位橡膠在地震作用下僅發(fā)生剪切變形，為隔震層提供一定的復(fù)位力，有效減小震后殘余位移；剛性滑塊依靠靜摩擦力可以給隔震層提供一定的初始剛度，確保建筑在風(fēng)荷載及地面激勵(lì)較小時(shí)結(jié)構(gòu)可正常使用，在遭遇較大水平荷載（水平荷載大于隔震層摩阻力之和）時(shí)使隔震層與上部結(jié)構(gòu)解耦并通過摩擦消耗能量，消減上部的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。

自復(fù)位剛性滑板隔震支座水平豎向雙向解耦，各構(gòu)件共同工作又相互獨(dú)立，且具備復(fù)位、限位功能。 由于復(fù)位橡膠不承擔(dān)上部結(jié)構(gòu)傳遞的豎向荷載，在橡膠老化或損壞時(shí)無需更換整個(gè)支座，僅需拆卸螺栓即可更換橡膠元件，可不中斷上部結(jié)構(gòu)的使用功能。

2 自復(fù)位剛性滑板支座試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)加載裝置

本試驗(yàn)在電液伺服壓剪試驗(yàn)機(jī)（FJS1W5001）上進(jìn)行（見圖2）。 其額定垂直荷載為15 000kN，額定豎直行程為400mm，額定水平荷載為1 500kN，額定水平行程為520mm。 將自復(fù)位剛性滑板隔震支座和電液伺服壓剪機(jī)連接，下蓋板和支墩連接，上蓋板由豎向油壓千斤頂施加軸向力。 試驗(yàn)時(shí)垂直作動(dòng)器先逐級(jí)加載至指定值，并在整個(gè)試驗(yàn)過程中保持不變，之后由水平作動(dòng)器進(jìn)行位移加載直至試驗(yàn)結(jié)束。

圖2 加載裝置Fig.2 The loading device

2.2 隔震支座試件

本次試驗(yàn)的自復(fù)位剛性滑板隔震支座如圖3 所示，支座各部件尺寸如表1 所示。

表1 支座各部件尺寸Table 1 Dimensions of each component of the support

2.3 不同豎向壓力與水平位移對(duì)支座性能影響

為了研究豎向壓力與水平位移對(duì)自復(fù)位剛性滑板隔震支座滯回性能的影響，試驗(yàn)設(shè)置豎向壓力為20，30MPa，位移幅值為40，80，160mm 的試驗(yàn)工況。 根據(jù)試驗(yàn)所得的水平力-位移數(shù)據(jù)繪制支座整體在不同豎向壓力下的滯回曲線。 圖中取試驗(yàn)第3圈數(shù)據(jù)，如圖4 所示。 由圖可知，在水平位移一定時(shí)豎向荷載越大，滯回曲線越飽滿。 原因是隨著支座壓應(yīng)力增大，摩擦系數(shù)減?。?4］，但減小幅度小于壓力增大幅度，導(dǎo)致支座整體摩擦力增大，耗能效果增加，故滯回曲線更加飽滿。 豎向荷載一定時(shí)，水平位移幅值越大，滯回曲線面積也隨之增大，且當(dāng)水平位移較大時(shí)，滯回曲線出現(xiàn)突變。

圖4 不同豎向荷載支座整體滯回曲線Fig.4 Overall hysteresis curves of different vertical loads

2.4 剛性滑塊不同初始位置對(duì)支座性能影響

自復(fù)位剛性滑板隔震支座在第1 次工作結(jié)束后，剛性滑塊停留位置是隨機(jī)的，下次工作開始時(shí)，剛性滑塊從鏡面上的隨機(jī)位置開始滑動(dòng)。 為了研究剛性滑塊不同初始位置對(duì)支座整體性能的影響，本次試驗(yàn)設(shè)置了剛性滑塊在30MPa 豎向壓力下分別位于滑動(dòng)鏡面3 個(gè)不同初始位置的試驗(yàn)工況（見圖5）。 根據(jù)試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)繪制支座整體滯回曲線。取試驗(yàn)第3 圈數(shù)據(jù)，如圖6 所示。 圖中支座位移幅值為40，80，160mm，豎向壓力為30MPa；當(dāng)水平加載位移幅值為40mm 時(shí)，剛性滑塊初始位置為位置1，滯回曲線并未出現(xiàn)任何突變。 當(dāng)剛性滑塊初始位置為位置2、位置3 時(shí)，滯回曲線均出現(xiàn)突變。 其原因是在水平加載位移幅值為40mm 時(shí)，初始位置為位置2、位置3 的剛性滑塊在滑移一段距離之后與滑動(dòng)鏡面周邊布置的限位塊發(fā)生了1 次碰撞，因此滯回曲線發(fā)生突變。

圖5 剛性滑塊初始位置Fig.5 Rigid slider initial position

當(dāng)水平加載位移幅值為80mm 時(shí)，剛性滑塊初始位置為位置1，滯回曲線并未出現(xiàn)任何突變。 當(dāng)剛性滑塊初始位置為位置2、位置3 時(shí)，滯回曲線出現(xiàn)突變，原因與上述原因一致。

當(dāng)水平加載位移幅值為160mm 時(shí)，剛性滑塊初始位置為位置1，2，3 時(shí)的滯回曲線均出現(xiàn)突變，其原因是：該支座設(shè)計(jì)時(shí)單面滑動(dòng)位移極限設(shè)計(jì)值為100mm，該支座可雙面滑動(dòng)，支座整體的極限位移設(shè)計(jì)值為200mm。 因此當(dāng)支座位移超過100mm 時(shí)，滑塊滑動(dòng)一個(gè)周期將會(huì)產(chǎn)生2 次碰撞，故滯回曲線發(fā)生2 次突變。

3 支座有限元模擬與分析

3.1 建模及參數(shù)定義

為了更接近試驗(yàn)時(shí)支座的受力分布和工作情況，以上述試驗(yàn)的試件為對(duì)象建立1 ∶1 等比模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析。 模型建立過程中復(fù)位橡膠采用超彈性本構(gòu)Mooney-Rivlin 模型定義［15］，復(fù)位橡膠為超彈性體，且豎向荷載由剛性滑塊承擔(dān)，其不可壓縮常數(shù)應(yīng)為0，但考慮到有限元的計(jì)算過程及收斂情況，設(shè)置橡膠材料不可壓縮常數(shù)D1＝0.001，橡膠剪切模量取G＝0.65MPa。 模型鋼材選用Q235鋼，鋼材本構(gòu)采用雙曲線理想彈塑性模型，取彈性模量E＝210GPa，屈服后第2 階段剛度系數(shù)取0.002，泊松比為0.3。 龔健等［16］提出將支座滑動(dòng)摩擦的過程控制在彈性受力狀態(tài)，能夠較好地模擬滑動(dòng)摩擦的過程。 所以根據(jù)聚四氟乙烯（PTFE）板的實(shí)測(cè)值，采用與鋼材相同的各向同性彈性體本構(gòu)模型來定義PTFE 材料，故彈性模量E＝280GPa，泊松比為0.42，設(shè)計(jì)強(qiáng)度為30N／mm2。 模型網(wǎng)格劃分如圖7 所示。

圖7 支座有限元網(wǎng)格劃分Fig.7 Bearing finite element meshing

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比

運(yùn)用ABAQUS 對(duì)豎向壓力為30MPa、水平位移加載幅值為40，80，160mm 的試驗(yàn)工況進(jìn)行數(shù)值模擬分析。 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖8 所示。 由圖可知：支座整體滯回曲線飽滿，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，當(dāng)位移幅值較大時(shí)試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果均出現(xiàn)了滯回曲線突變的情況。通過ABAQUS 應(yīng)力云圖可以反映試驗(yàn)中難以觀察的滑塊碰撞情況及應(yīng)力應(yīng)變情況，如圖9 所示。 據(jù)此可分析滯回曲線突變?cè)颍涸谠撝ё袆傂曰瑝K承擔(dān)全部的豎向荷載，復(fù)位橡膠不承擔(dān)豎向力，隨著剛性滑塊的滑動(dòng)摩擦，當(dāng)初始滑動(dòng)面（下滑動(dòng)面）碰撞到限位塊時(shí)，剛性滑塊上的應(yīng)力分布發(fā)生了較大的改變。 從一開始應(yīng)力較為均勻分布到應(yīng)力向碰撞一側(cè)集中增大，導(dǎo)致滑動(dòng)摩擦接觸面上應(yīng)力增大，摩擦力也隨之增大，從而導(dǎo)致滯回曲線發(fā)生突變。 分析其構(gòu)造原因是該支座的剛性滑塊由球形板與中間座板組成，碰撞之后球形板與中間座板產(chǎn)生微小滑動(dòng)使應(yīng)力重分布，引起滯回曲線突變。

圖9 有限元分析Fig.9 Finite element analysis

4 支座優(yōu)化及試驗(yàn)研究

為了解決上述存在的問題，提高自復(fù)位剛性滑板隔震支座力學(xué)性能的穩(wěn)定性，對(duì)支座進(jìn)行優(yōu)化。將剛性滑塊優(yōu)化為一個(gè)整體，復(fù)位橡膠分開布置為上下2 層；中間設(shè)置1 塊復(fù)位板，該復(fù)位板能傳遞復(fù)位橡膠提供的復(fù)位力使剛性滑塊向初始位置滑動(dòng)復(fù)位，同時(shí)增加的復(fù)位板也可以控制剛性滑塊的極限位移，不會(huì)讓剛性滑塊滑出設(shè)計(jì)的滑動(dòng)鏡面，取代限位塊的作用。 剛性滑塊將不產(chǎn)生任何碰撞，解決了過往研究中因?yàn)橄尬谎b置的碰撞而帶來的各種難題，優(yōu)化后支座的構(gòu)造如圖10 所示。

圖10 優(yōu)化后的自復(fù)位剛性滑板隔震支座構(gòu)造Fig.10 Structure of self-resetting rigid slidingplate isolation support after optimization

由支座構(gòu)造可知，優(yōu)化后復(fù)位橡膠由原來的單層變?yōu)殡p層，即優(yōu)化前單個(gè)復(fù)位橡膠的剪切剛度為：

整體復(fù)位橡膠提供剛度為：

而優(yōu)化后單個(gè)復(fù)位橡膠的剪切剛度為：

優(yōu)化后上、下2 層復(fù)位橡膠提供的剛度相等且單層復(fù)位橡膠的剛度為：

根據(jù)剛度串聯(lián)公式［17］，優(yōu)化后復(fù)位橡膠提供的總剛度為：

式中：G為剪切模量（MPa）；A為橡膠橫截面積（mm2）；TR為橡膠厚度（mm）；Kq為優(yōu)化前單個(gè)橡膠的剪切剛度（kN／mm）；KqT為橡膠的總剪切剛度（kN／mm）；Kh為優(yōu)化后單個(gè)橡膠的剪切剛度（kN／mm）；K1hT為優(yōu)化后單層橡膠的剪切剛度（kN／mm）；KhT為優(yōu)化后橡膠的總剪切剛度（kN／mm）。

對(duì)比式（2），（5）可知，優(yōu)化前后復(fù)位橡膠元件為支座提供的總剛度不變，即使用橡膠量相同的情況下，優(yōu)化前后復(fù)位橡膠元件提供給支座整體的總剛度與復(fù)位力是一致的。 復(fù)位橡膠依舊不承受豎向荷載，僅發(fā)生剪切變形，為隔震層提供復(fù)位力和一定剛度。

優(yōu)化后隔震支座的工作過程可分為以下幾個(gè)階段。

1）第1 階段 該階段工作原理與優(yōu)化前的隔震支座一致，即自復(fù)位剛性滑板隔震支座依靠剛性滑塊提供的靜摩擦力而具備較大的初始剛度，當(dāng)水平激勵(lì)較小時(shí)（如強(qiáng)風(fēng)或微小地震下），上部結(jié)構(gòu)所受的剪力小于隔震層滑動(dòng)摩擦的臨界值（隔震層布置的支座最大靜摩擦力之和），支座不滑動(dòng)，此時(shí)自復(fù)位剛性滑板隔震結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)與傳統(tǒng)抗震結(jié)構(gòu)一致。

2）第2 階段 隨著水平激勵(lì)的增大，上部結(jié)構(gòu)所受的剪力大于隔震層滑動(dòng)摩擦的臨界值。 支座開始滑動(dòng)，發(fā)揮隔震效能，上部結(jié)構(gòu)自振周期增大，偏離地震卓越周期，滑塊通過滑動(dòng)摩擦耗散地震能，減弱上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)。 在滑動(dòng)過程中，當(dāng)剛性滑塊的初始滑動(dòng)面滑移到一定位移量，此時(shí)上、下2 層復(fù)位橡膠剪切變形量不一致，復(fù)位橡膠提供的復(fù)位力通過復(fù)位板傳遞到限位塊的力也不一致，導(dǎo)致初始滑動(dòng)面停止滑動(dòng)，另一個(gè)滑動(dòng)面開始滑動(dòng)，滑移到一定位移量時(shí)，初始滑動(dòng)面開始滑動(dòng)，另一滑動(dòng)面停止滑動(dòng)，依次循環(huán)往復(fù)。 復(fù)位板依靠復(fù)位橡膠的復(fù)位力對(duì)剛性滑塊實(shí)現(xiàn)了限位功能，完全摒棄需要通過碰撞來限位的方法。

3）第3 階段 隨著水平激勵(lì)的停止，隔震層因復(fù)位橡膠剪切變形提供的復(fù)位力大于摩阻力，隔震層在復(fù)位力的作用下開始復(fù)位。 同時(shí)復(fù)位橡膠提供的復(fù)位力傳遞到復(fù)位板，復(fù)位板與剛性滑塊同時(shí)向原位置復(fù)位。 每次工作結(jié)束后，剛性滑塊的最終位置基本在原位置周圍，下次滑塊滑動(dòng)時(shí)初始位置也與原初始位置基本一致。

為了驗(yàn)證自復(fù)位剛性滑板隔震支座優(yōu)化后的相關(guān)性能，聯(lián)系產(chǎn)家生產(chǎn)了一個(gè)優(yōu)化后的自復(fù)位剛性滑板支座進(jìn)行試驗(yàn)。 試驗(yàn)支座試件如圖11 所示，支座各部件尺寸如表2 所示。

表2 試件各部件尺寸Table 2 Dimensions of each component of the specimen

圖11 優(yōu)化后的自復(fù)位剛性滑板隔震支座Fig.11 The optimized self-resetting rigid sliding plate isolation bearing

本次試驗(yàn)主要對(duì)優(yōu)化前存在的問題及優(yōu)化后的性能穩(wěn)定性進(jìn)行研究。 為了研究優(yōu)化后自復(fù)位剛性滑板隔震支座否會(huì)出現(xiàn)優(yōu)化前滯回曲線產(chǎn)生突變的狀況，設(shè)置豎向應(yīng)力為30MPa，水平位移加載幅值為50，100，150，200，250mm 5 種試驗(yàn)工況。 同時(shí)為了研究該支座耗能耐久性，設(shè)置豎向應(yīng)力為30MPa，水平位移加載幅值為50mm，往復(fù)循環(huán)加載33 圈的試驗(yàn)工況。 設(shè)備信息與操作方式與上文試驗(yàn)一致。

根據(jù)試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)繪制滯回曲線，如圖12所示。

圖12 支座優(yōu)化后滯回曲線Fig.12 Hysteretic curve of optimized bearing

由圖12 可知：豎向應(yīng)力為30MPa，水平加載幅值為50，100，150，200，250mm 的試驗(yàn)工況下，支座的滯回曲線飽滿，隨著位移加載幅值增大，滯回環(huán)面積也增大，耗能能力也隨之增大，不同位移幅值下滯回曲線穩(wěn)定，未出現(xiàn)優(yōu)化前支座滯回曲線突變情況。

5 優(yōu)化后的支座有限元模擬與分析

以上述試驗(yàn)試件為數(shù)值模擬分析對(duì)象，同時(shí)為了更接近試驗(yàn)時(shí)支座的受力分布和工作情況，建立1 ∶1 等比模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析（見圖13），材料參數(shù)定義與模擬過程與上文一致。

圖13 優(yōu)化后支座有限元網(wǎng)格劃分Fig.13 Optimized bearing finite element meshing

優(yōu)化后的隔震支座試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比如圖14 所示，優(yōu)化后隔震支座試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果基本吻合（曲線略波動(dòng)是由于試驗(yàn)時(shí)電液伺服壓剪機(jī)油壓不穩(wěn)定），且該支座在任何位移量上滯回曲線均無突變。 與優(yōu)化前的支座相比，優(yōu)化后隔震支座無需產(chǎn)生碰撞即可對(duì)剛性滑塊完成限位，工作結(jié)束后滑塊可復(fù)位，支座整體隔震效能更加穩(wěn)定。

圖14 優(yōu)化后支座滯回曲線對(duì)比Fig.14 Comparison of the bearing hysteresis curves after optimization

6 結(jié)語

1）壓剪試驗(yàn)下自復(fù)位剛性滑板隔震支座滯回曲線飽滿，支座耗能與豎向壓應(yīng)力、水平位移幅值成正比，但水平位移幅值較大時(shí)支座滯回曲線出現(xiàn)突變。

2）支座剛性滑塊與限位塊碰撞時(shí)，滯回曲線出現(xiàn)突變，結(jié)合試驗(yàn)與有限元軟件分析，原因是剛性滑塊由球形板與中間座板組成，當(dāng)剛性滑塊滑動(dòng)碰撞到限位塊時(shí)，球形板與中間座板發(fā)生微小滑動(dòng)，致使剛性滑塊從應(yīng)力均勻分布到應(yīng)力向碰撞一側(cè)集中增大，導(dǎo)致摩擦力也隨之增大，從而使滯回曲線發(fā)生突變。

3） 對(duì)優(yōu)化后的支座進(jìn)行壓剪試驗(yàn)并運(yùn)用ABAQUS 進(jìn)行數(shù)值模擬分析，試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果一致，表明優(yōu)化后的支座滯回曲線突變問題得以解決，消除了剛性滑塊在滑移過程中因碰撞限位塊引起的隔震效能不穩(wěn)定狀況，構(gòu)造更加合理。