新型組合隔震支座設(shè)計與性能研究

韓汶利 高向宇 吳凡 田杰 王作杰

摘要：在已有研究基礎(chǔ)上，為提高摩擦型組合隔震支座變形能力、改進各摩擦組件位移協(xié)調(diào)性，建立實體化和參數(shù)化計算模型，對新型三段兩級摩擦組合隔震支座進行構(gòu)造及內(nèi)力分析研究，使用ABAQUS軟件對摩擦阻尼器和組合隔震支座進行實體有限元模擬。針對設(shè)置常規(guī)隔震支座和新型組合隔震支座的某隔震結(jié)構(gòu)案例進行建模及非線性時程地震響應(yīng)分析，推導(dǎo)組合隔震支座出力和構(gòu)造參數(shù)的關(guān)系。研究結(jié)果表明，文章所采用的摩擦阻尼器參數(shù)化建模方法是準(zhǔn)確的，新型組合支座可明顯降低支座拉應(yīng)力，減小隔震層位移，提高結(jié)構(gòu)抗傾覆能力。文章提出的針對摩擦阻尼器的簡化單元可大幅提高有限元模型的計算效率。

關(guān)鍵詞：摩擦阻尼器; 組合支座; 有限元分析; 隔震層

中圖分類號： TU352.1????? 文獻標(biāo)志碼：A?? 文章編號： 1000-0844（2024）01-0146-10

DOI：10.20000/j.1000-0844.20221030002

Design and performance study of a novel isolation bearing

Abstract：?To improve the deformation capacity of composite rubber bearings with a friction damper and the displacement coordination of friction components， solid and parametric computational models were established based on existing studies. The structure and internal force analysis of the novel composed isolation bearing were studied， and a solid finite element simulation of the friction damper and composed isolation bearing was performed using ABAQUS software. Based on the modeling and nonlinear time-history seismic response analysis of an isolated structure with conventional isolation bearing and the proposed combined isolation bearing， the relationship between the output and structural parameters of the composite bearing was deduced. The research results show that the parametric modeling method of the friction damper adopted in this study is accurate， and the novel composite bearing obviously reduces the tensile stress of the bearing and displacement of the isolation layer， improving the overturning resistance of the structure. The proposed simplified element for the friction damper can greatly improve the calculation efficiency of the finite element model.

Keywords：friction damper; composite bearing; finite element analysis; isolation layer

0 引言

自從日本學(xué)者河合浩藏于1881年提出基礎(chǔ)隔震觀點以來［1］，各國研究者在隔震技術(shù)上不斷取得研究進展，隔震技術(shù)應(yīng)用日益廣泛，并在國內(nèi)外多次地震中均有不錯的表現(xiàn)。其中，疊層橡膠支座和鉛芯橡膠支座的使用率最高［2］。

然而，同性能化設(shè)防需求相比，現(xiàn)有常規(guī)橡膠隔震支座還存在一定不足，例如：鉛芯橡膠支座附加等效阻尼比隨位移變大逐漸變小［3］，在大位移下難以提供較大的等效阻尼比，不利于結(jié)構(gòu)抗震防護;橡膠支座采用薄鋼板和橡膠疊合硫化而成，抗拉能力低，抗傾覆能力不足。因此，研發(fā)大位移情況下等效阻尼比不隨位移變大而是明顯變小的隔震裝置具有重要意義。

為解決上述問題，國內(nèi)外學(xué)者不斷研究改進隔震支座，并取得了一些進展。2000年，Wilde等［4］將形狀記憶合金與橡膠支座組合，研究表明該支座不僅耗能能力提升，且水平恢復(fù)力與水平剛度均有一定程度的增加。2001年，趙世峰等［5］將軟鋼棒放置于橡膠隔震支座內(nèi)部組合，發(fā)現(xiàn)該組合在高烈度罕遇地震作用下具有優(yōu)秀的耗能能力，但在烈度較小的地震下作用不大。2003年，Seitaro等［6］設(shè)計出一種由鉛芯橡膠支座與金屬波紋管串聯(lián)使用的三維隔震裝置，增加了隔震支座的抗傾覆能力。Junji等［7］將橡膠隔震支座與滾動密封式空氣彈簧串聯(lián)，使支座增加了抵抗豎向地震的能力。2004年，熊世樹等［8］將鉛芯橡膠支座與蝶形彈簧組合，得到一種新的組合支座，研究證明該新型組合支座性能優(yōu)秀。2016年，程蓓等［9］將4個U型阻尼器置于天然橡膠支座的四個邊角，研究表明該種類型的組合支座耗能能力優(yōu)于同等尺寸的鉛芯橡膠支座。2019年，田杰等［10］將多根圓筒式摩擦阻尼器并聯(lián)在橡膠隔震墊外側(cè)，結(jié)果表明該支座耗能優(yōu)秀且兼具抗拉性能。2020年，王英卓等［3］將傳統(tǒng)橡膠支座豎向并聯(lián)金屬摩擦阻尼器，組合而成的新型隔震支座增加了支座在較大變形下的等效阻尼比。2021年，Sheikhi等［11］研究了裝有U型阻尼器的天然橡膠支座系統(tǒng)的性能，并準(zhǔn)確模擬了阻尼器的力學(xué)行為。然而，現(xiàn)有的組合隔震裝置還存在進一步改進空間：一是某些阻尼器裝置構(gòu)造相對復(fù)雜且占用較大空間;二是阻尼器與隔震支座協(xié)同工作有效性有待加強;三是組合隔震裝置最大側(cè)移能力尚存不足。

本文在文獻［10］基礎(chǔ)上，對摩擦阻尼器進行了改進，增加二級抱箍式摩擦阻尼器，在材料上使用摩擦片，摩擦阻尼器使用萬向鉸與隔震支座連接，使阻尼器和組合支座具有更大的變形能力;對摩擦阻尼器出力和構(gòu)造參數(shù)的關(guān)系進行推導(dǎo)，在構(gòu)造可行性方面對摩擦阻尼器進行實體有限元分析，驗證設(shè)計思路的可行性和技術(shù)參數(shù)的合理性;結(jié)合工程算例，建立12層框架隔震結(jié)構(gòu)有限元模型，對設(shè)置這種摩擦組合支座隔震方案與常規(guī)隔震方案進行對比研究。

1 組合支座設(shè)計

1.1 組合支座構(gòu)造

本文提出的摩擦阻尼器如圖1所示，可與鉛芯橡膠支座或疊層橡膠支座通過萬向鉸連接，組成組合隔震支座，如圖2所示。組合支座的核心部件為摩擦阻尼器，由于支座高度有限，要實現(xiàn)大位移就要求摩擦阻尼器具備很強的可變形能力。本文提出的三段兩級筒形金屬摩擦阻尼器，使用摩擦片與金屬摩擦產(chǎn)生摩擦力，既可增加位移又可提高耐磨性和摩擦出力穩(wěn)定性。本次設(shè)計阻尼器外部尺寸長度為250 mm，直徑40 mm，極限行程為500 mm。摩擦阻尼器兩端分別與隔震支座上下底板相連，當(dāng)?shù)谝患壸枘崞鞯竭_極限位移時第二級阻尼器啟動，在較小尺寸下具有較大的變形能力，可以實現(xiàn)地震作用下摩擦阻尼器與隔震支座共同工作的目的。

1.2 摩擦阻尼器工作機理

由摩擦阻尼器構(gòu)造圖可看出，阻尼器出力方式分兩種，分別為第一級的外摩擦和第二級的內(nèi)摩擦，兩者均由螺栓提供可調(diào)節(jié)預(yù)緊力。

第一級摩擦阻尼器工作原理為內(nèi)筒帶動的摩擦片與中筒內(nèi)壁摩擦產(chǎn)生摩擦力。螺栓提供預(yù)緊力，向內(nèi)擠壓楔塊，楔塊向外推擠楔環(huán)，使楔環(huán)外側(cè)的摩擦片與中筒內(nèi)壁產(chǎn)生擠壓摩擦。

螺栓預(yù)壓應(yīng)力與預(yù)緊力矩的關(guān)系為：

Tl=k·P0·d0 （1）

式中：Tl為擰緊扭矩;k為擰緊力系數(shù);P0為螺栓預(yù)緊力，由螺栓材料屈服極限以及設(shè)計需求確定;d0為螺栓直徑。

第一級摩擦阻尼器由楔塊和楔環(huán)組成（圖1），根據(jù)楔塊力學(xué)平衡條件，可求出壓應(yīng)力、斜面應(yīng)力與預(yù)緊力的關(guān)系。

楔塊傳力：

設(shè)τα=μlσα，方向如圖3所示。其中μl為楔塊與楔環(huán)間摩擦系數(shù)，τα楔塊外表面切應(yīng)力，σα為楔塊外表面壓應(yīng)力。假設(shè)τα、σα在楔塊表面均勻分布，由平衡條件可知，

式中：r′、r分別為楔塊上下底面半徑；ln為楔塊長度；α為楔塊側(cè)面傾角。

由τα=μlσα，得：

楔環(huán)傳力：

根據(jù)楔環(huán)部分的力學(xué)平衡條件可得（圖4）：

即：

式中：σ為楔環(huán)外表面壓應(yīng)力;τ為摩擦片外表面切應(yīng)力;μ2為摩擦片與中筒間摩擦系數(shù);lc為摩擦片長度;r″為中筒內(nèi)徑。

第一級摩擦阻尼器所提供的摩擦力大小Fl為：

第二級摩擦阻尼器工作原理為固定環(huán)擠壓摩擦片與中筒外壁摩擦。螺栓提供預(yù)緊力，向中間擠壓固定環(huán)，固定環(huán)向內(nèi)擠壓摩擦片，使摩擦片與中筒外壁之間產(chǎn)生壓應(yīng)力（圖5）。

根據(jù)固定環(huán)的力學(xué)平衡條件，可得：

即：

式中：P0為螺栓預(yù)緊力;n為固定環(huán)螺栓個數(shù);單側(cè)σr為摩擦片內(nèi)表面壓應(yīng)力;τr為摩擦片外表面切應(yīng)力;lc2為摩擦片長度;r為中筒外徑。

第二段摩擦阻尼器所提供的摩擦力F2大小為：

F2=2πrlc2τr=2πμnP0 （12）

由此，可依據(jù)實際需求控制摩擦阻尼器輸出力的大小。

阻尼器與隔震支座工作時，隔震層上下底面產(chǎn)生相對位移，阻尼器被拉長產(chǎn)生摩擦力，阻尼器軸向與豎直方向產(chǎn)生夾角，此時摩擦力的水平分力對隔震層位移產(chǎn)生一定的約束作用。阻尼器提供的水平約束力大小為：

豎向約束力大小為：

式中：P為水平約束力;P′為豎向約束力;F為阻尼器軸向摩擦力;H為支座高度;S為隔震層位移。

可以看出，隨著隔震層位移S的增加，阻尼器提供的水平約束力P也會增大，并且增大組合支座的抗剪承載力和等效阻尼比，達到控制隔震層位移的效果。阻尼器還可以提供豎向分力和豎向振動的阻尼比，在結(jié)構(gòu)中分擔(dān)部分傾覆力矩，降低隔震支座的拉應(yīng)力。根據(jù)設(shè)計需要，還可在第二級阻尼器外部再加裝抱箍式阻尼器，以實現(xiàn)更大的變形能力。

2 組合支座力學(xué)性能有限元分析

2.1 摩擦阻尼器有限元模型

采用ABAQUS 2020有限元軟件建立金屬摩擦阻尼器的實體有限元模型，如圖6所示。摩擦阻尼器材料為Q345鋼和摩擦片，采用雙線性模型。鋼材彈性模量為205 GPa，密度為7.85 g/cm3，屈服強度為345 MPa，泊松比為0.3。摩擦片材料彈性模量為2.2 GPa，密度為2.5 g/cm3，屈服強度為300 MPa，泊松比為0.25。預(yù)緊螺栓采用高強螺栓，彈性模量為205 GPa，密度為7.85 g/cm3，屈服強度為800 MPa，泊松比為0.3。鋼材和摩擦片均采用C3D8R單元進行模擬。

阻尼器中的摩擦片采用汽車剎車片材料，與金屬的摩擦系數(shù)可達到0.25～0.5。在ABAQUS 2020相互作用模塊中設(shè)置各部件間的接觸關(guān)系，采用硬接觸，摩擦系數(shù)μ取0.25。在荷載模塊中施加螺栓預(yù)緊力，使各部件達到摩擦阻尼器的預(yù)定狀態(tài);采取位移控制，施加位移荷載使摩擦阻尼器開始工作。

圖7為摩擦阻尼器在軸向位移為480 mm工況下的數(shù)值模擬結(jié)果。將摩擦阻尼器的兩處預(yù)緊螺栓按照設(shè)計值施加預(yù)緊力，看到在軸向位移工況下，摩擦阻尼器的滯回曲線為規(guī)則的矩形，作用力大小保持在30 kN左右。在滯回曲線中存在摩擦力凸起，是在第一級摩擦阻尼器滑動至第二級所在位置處產(chǎn)生的，即發(fā)生在兩段阻尼器交接的部分。凸起的原因是當(dāng)內(nèi)部阻尼器經(jīng)過該位置時，恰處于外部固定環(huán)卡緊的約束部位（該部位存在預(yù)壓應(yīng)力，有預(yù)緊作用），因而出現(xiàn)摩擦力增大的情況。這個摩擦力凸出的部分可以通過改變套筒的剛度（厚度）來調(diào)整，也可以作為第二級啟動摩擦阻尼器的啟動力，或可看作是阻尼力的耗能儲備。

可以看出，摩擦阻尼器模擬值與理論值基本吻合，表明所建模型和模擬結(jié)果印證了構(gòu)造設(shè)計和結(jié)構(gòu)建模分析的合理性，為有效評估阻尼器的力學(xué)參數(shù)提供了計算依據(jù)，為后續(xù)實驗做了前期驗證。

摩擦阻尼器工作過程中的應(yīng)力分布如圖8所示，在阻尼器第一級和第二級預(yù)緊螺栓處出現(xiàn)應(yīng)力集中。此處螺栓采用高強螺栓是合理的。未來的優(yōu)化方案中可通過增大第一級預(yù)緊螺栓直徑、第二級采用多對預(yù)緊螺栓來降低螺栓應(yīng)力。另外，其他部分應(yīng)力分布均勻，大小相近，說明構(gòu)造設(shè)計比較合理。

2.2 組合支座有限元模型

采用ABAQUS有限元分析軟件建立的鉛芯橡膠支座有限元分析模型如圖9所示。采用文獻［12］所述鉛芯橡膠支座實驗數(shù)據(jù)進行有限元模型驗證。鉛是一種理想的彈塑性體，抗剪強度很低，對塑性循環(huán)具有很好的耐疲勞性能。采用雙線性模型，彈性模量為17 GPa，密度為11.343 7 g/cm3，屈服強度為13.6 MPa，泊松比0.44。鋼板也采用雙線性模型，彈性模量為205 GPa，密度為7.85 g/cm3，屈服強度為345 MPa，泊松比0.3。鉛芯和鋼板都選用實體單元C3D8R模擬。橡膠屬于超彈性近似不可壓縮材料，具有較好的彈性，在外力作用下能發(fā)生大位移。此類材料具有復(fù)雜的材料非線性和幾何非線性，采用雜交單元C3D8H模擬，選用Mooney-Rivlin模型。各參數(shù)取值為：C10=0.06 MPa，C01=0.02 MPa，Dl=0.002 02。

隔震支座有限元模擬關(guān)鍵力學(xué)性能參數(shù)與實驗數(shù)據(jù)［12］對比列于表1。有限元模型模擬結(jié)果與實驗結(jié)果整體吻合良好，表明鉛芯橡膠支座數(shù)值模擬結(jié)果具有較高精度，可以有效評估隔震支座的力學(xué)性能。

在支座剪應(yīng)變達到100%時，不同層鋼板、橡膠的應(yīng)力分布大致相似。鉛芯橡膠支座頂層鋼板的Mises等效應(yīng)力主要集中在鉛芯圓孔四周，其他部分應(yīng)力分布均勻，大小相近。橡膠層整體的應(yīng)力較小，鉛芯周邊的橡膠應(yīng)力稍大。在支座剪應(yīng)變達到400%時，鋼板、橡膠的應(yīng)力在鉛芯圓孔四周及受拉的一側(cè)顯著增大。

下面進行組合支座的有限元建模分析?？紤]到有限元模型的計算效率和收斂性問題，在組合支座模型中，摩擦阻尼器采用軸向連接單元模擬代替。在ABAQUS相互作用模塊中創(chuàng)建連接截面，平移選項設(shè)置為軸向，設(shè)置摩擦系數(shù)μ=0.25，內(nèi)部接觸力為800 kN，將連接器高度設(shè)置為300 mm，該單元力學(xué)性能驗證如圖10所示。可以看到，該單元在軸向、水平向和豎向的力學(xué)性能與摩擦阻尼器的理論分析［10］吻合，其優(yōu)勢為可以隨支座高度變化自動調(diào)節(jié)摩擦阻尼器輸出力的大小，與實際情況吻合程度高。因此，可以將該連接器單元作為實體阻尼器模型的等效單元以達到簡化計算模型的目的。

將連接單元與前文中鉛芯橡膠支座有限元分析模型組合，得到組合支座有限元分析模型如圖11所示。下面討論不同參數(shù)下的計算比較。

剪切位移變化：將組合支座下底面固定，在頂面施加橡膠支座剪應(yīng)變?yōu)椤?00%、±250%和±400%時的位移荷載，得到組合支座與傳統(tǒng)隔震支座的滯回曲線結(jié)果對比如圖12所示?？梢钥吹剑M合支座的滯回曲線相比傳統(tǒng)隔震支座的滯回曲線更加飽滿，說明組合支座的耗能能力更加優(yōu)秀;隨著位移的增加，組合支座所能提供的水平力相對于鉛芯支座更大，說明隔震層位移越大，組合支座的優(yōu)勢越明顯;同時，還可以看到組合支座的屈服前剛度和切片強度與鉛芯橡膠支座幾乎相同，說明組合支座對隔震支座的初始剛度和初始屈服力影響很小。

摩擦力變化：考慮摩擦阻尼器起滑力大小設(shè)置不同對組合支座性能的影響。圖12所示為鉛芯橡膠支座及摩擦阻尼器起滑力為30 kN、50 kN，對應(yīng)的組合支座剪應(yīng)變分別為±100%、±250%及±400%時的滯回曲線結(jié)果對比。

由圖可得以下結(jié)論：在水平位移相同時，隨著摩擦阻尼器起滑力的增加，得到的滯回曲線越來越飽滿；組合支座的等效阻尼比會有不同程度的增大，且支座的屈服前剛度和切片強度沒有明顯變化。因此在實際工程應(yīng)用中，可通過調(diào)節(jié)阻尼器起滑力的大小或者組合支座中阻尼器的數(shù)量來達到目標(biāo)效果。

等效黏滯阻尼比：組合支座與傳統(tǒng)隔震支座在不同位移時對應(yīng)的等效阻尼比如表2所列，可以看到位移相同時，組合支座的等效阻尼比要大于傳統(tǒng)隔震支座;隨著位移的增加，傳統(tǒng)隔震支座與組合支座的等效阻尼比都有所下降，但是組合支座等效阻尼比下降幅度要小于傳統(tǒng)隔震支座;隨摩擦阻尼器起滑力的增大，組合支座的等效阻尼比有所增大;組合支座中摩擦阻尼器的起滑力越大，在位移增大時組合支座的等效阻尼比下降幅度越小。

應(yīng)力狀態(tài)：組合支座在剪應(yīng)變達到100%、400%時，各部分等效應(yīng)力分布除了支座部分鋼板層及橡膠層應(yīng)力與傳統(tǒng)鉛芯橡膠隔震支座大體相同外，在摩擦阻尼器與隔震支座的連接處應(yīng)力較大，如圖13所示。因此在設(shè)計制作組合支座時需要對連接部分予以適當(dāng)加強，以保證支座和摩擦阻尼器可以正常協(xié)同工作。

傳統(tǒng)隔震支座與組合支座中鋼板和橡膠層的應(yīng)力幾乎是一樣的，說明在位移控制加載條件下，鉛芯橡膠支座的工作狀態(tài)并未發(fā)生明顯變化，即并聯(lián)設(shè)置摩擦阻尼器并未干擾橡膠隔震支座的工作條件。值得指出的是，達到相同側(cè)移下所施加的剪力，組合支座相對鉛芯橡膠支座有明顯增加（圖12），表明在相同的隔震層間側(cè)移條件下，隔震層的恢復(fù)力因設(shè)置摩擦阻尼器而明顯提高。

3 組合支座隔震效果分析

3.1 模型概述

算例為一12層框架結(jié)構(gòu)辦公樓。抗震設(shè)防烈度地震作用為8度，設(shè)計基本地震加速度0.2g，建筑場地Ⅱ類（第一組），場地特征周期Tg=0.35 s。

采用現(xiàn)澆混凝土框架結(jié)構(gòu)體系，混凝土砌塊填充墻?？紤]建筑設(shè)計需求，首層高度4.2 m，其余各層3.6 m，主體結(jié)構(gòu)總高44.8 m;柱截面尺寸：第1～3層0.65 m×0.65 m（邊長），第4～5層0.60 m×0.60 m（邊長），第6～7層0.55 m×0.55 m（邊長），第8～9層0.50 m×0.50 m（邊長），第10～12層0.45 m×0.45 m（邊長），中柱與邊柱相同;梁截面尺寸：第1～7層橫梁分別為250 m×650 m（邊跨）、250 m×450 m（中跨），第8～12層橫梁為250 m×600 m（邊跨），中跨不變。材料選取：全部梁混凝土強度等級為C30，柱混凝土強度等級：第1～5層采用C40，6～8層為C35，其余為C30;受力鋼筋HRB335，構(gòu)造箍筋HPB300。其結(jié)構(gòu)平面布置如圖14所示。

結(jié)構(gòu)自重和活荷載一般是地震設(shè)計中的主要豎向荷載。在實際結(jié)構(gòu)設(shè)計中，框架梁上的填充墻和樓板自重都是按照均布荷載計算的。本文的建模計算中，樓面活荷載取2.0 kN/m2。為了對比分析常見隔震結(jié)構(gòu)與組合支座的隔震結(jié)構(gòu)在地震作用下的反應(yīng)，設(shè)計了三種不同的支座布置方案。

布置方案一：傳統(tǒng)支座隔震，隔震層在結(jié)構(gòu)平面外圍布置鉛芯橡膠支座，其余均為天然橡膠支座，支座直徑尺寸均為700 mm，支座參數(shù)列于表3。

布置方案二：組合支座隔震。將方案一中外圍鉛芯支座換成700 mm天然橡膠支座，并在每個外圍支座加裝4個摩擦阻尼器，摩擦力為40 kN，其余條件與布置方案一保持一致。

布置方案三：組合支座隔震。隔震層在結(jié)構(gòu)外圍布置組合支座，每個外圍支座加裝4個摩擦阻尼器。摩擦力為40 kN，與直徑600 mm的鉛芯支座組合，其余均為天然橡膠支座，支座直徑尺寸均為600 mm，支座參數(shù)列于表4。

本文中建筑物場地類型為Ⅱ類（第一組），進行時程分析時，選用了適合該類場地的2條天然波和1條人工波：

（1） Tabas，Iran波，加速度峰值為835.811 cm/s2，時間間隔為0.02 s，持時為30.84 s。

（2） Imperial Valley波，加速度峰值為139.489 cm/s2，時間間隔為0.005 s，持時為39.035 s。

（3） 人工波，加速度峰值為100 cm/s2，時間間隔為0.02 s，持時為20 s。

本文所選模型的建筑物抗震設(shè)防烈度為8度。進行時程分析時，設(shè)防地震、罕遇地震所選用的地震波的地震加速度時程最大值分別調(diào)整為200 cm/s2、400 cm/s2［13］，罕遇地震水平和豎向地震雙向加載，水平X向和豎向加速度時程最大值分別為400 cm/s2、260 cm/s2。

3.2 ABAQUS 2020中模型的建立

本文提出的組合支座由摩擦阻尼器和隔震支座兩部分組成，考慮到計算機計算效率和收斂性問題，將組合支座在模型中簡化為單元分析計算。簡化方法為：利用ABAQUS 2020有限元軟件中相互作用模塊，設(shè)定連接器在各個自由度的力學(xué)性能，達到代替實體模型的目的。其中摩擦阻尼器部分與前文中的簡化設(shè)定方法一致。隔震支座在相互作用模塊創(chuàng)建連接截面，平移類型設(shè)置為笛卡爾，旋轉(zhuǎn)類型設(shè)置為Cardan，按照隔震支座的力學(xué)參數(shù)設(shè)置各個自由度的力學(xué)性質(zhì)。該單元力學(xué)性能驗證如圖15所示，可以看到該單元的力學(xué)性能與直徑600 mm的鉛芯橡膠支座的理論值吻合良好，可以作為實體隔震支座模型的等效單元。將摩擦阻尼器單元與隔震支座單元組合使用，得到的組合支座單元滯回曲線如圖15所示，達到了初始剛度不變而耗能面積增加的預(yù)期。

為進一步驗證組合支座單元的合理性，選擇已有的組合支座壓剪試驗［10］進行對比。組合支座單元模擬值與實驗值對比見圖16，試驗曲線與模擬結(jié)果的等效阻尼比分別為0.091 9和0.099 8，結(jié)果表明該單元滯回曲線接近實驗值。實驗數(shù)據(jù)中有缺角，可能原因是組合支座中的多組摩擦阻尼器在反向加載時并不能同時啟動，而單元模擬為理想狀態(tài)。力學(xué)參數(shù)通過已有試驗結(jié)果標(biāo)定良好，可將該組合單元視為組合支座的等效單元。

采用ABAQUS 2020建立該結(jié)構(gòu)有限元模型（圖17）。ABAQUS模型中樓板采用殼單元模擬，框架柱采用線單元模擬，分別賦予相應(yīng)的截面屬性，模型前六階模態(tài)信息列于表5。上部結(jié)構(gòu)與隔震層剛度比越大，減震系數(shù)與頂層相對位移越小，隔震效果越好［14］。當(dāng)上部框架結(jié)構(gòu)偏剛時，隔震結(jié)構(gòu)的效果往往更好，因此本文在ABAQUS建模時未考慮砌體填充墻對上部結(jié)構(gòu)剛度和自振周期的影響，僅作為結(jié)構(gòu)質(zhì)量及荷載計入。

方案一為傳統(tǒng)支座隔震，方案二將結(jié)構(gòu)外圍鉛芯橡膠支座換成了天然橡膠支座與阻尼器組成的組合支座，而阻尼器對支座的初始剛度影響很小，因此方案二的結(jié)構(gòu)周期大于方案一;方案三采用了尺寸更小的支座，但由于外圍是鉛芯支座與阻尼器組合，剛度稍大于方案二，因此結(jié)構(gòu)周期相比方案二稍小，對比方案一也有了延長。

3.3 有限元模型結(jié)果及分析

摩擦阻尼器在時程分析中提供的水平力滯回曲線如圖18所示（Imperial Valley波，罕遇地震作用下雙向加載），呈現(xiàn)為“8”字型，與前文中的理論分析吻合。

罕遇地震作用時各方案底部剪力、隔震層位移、支座最大拉應(yīng)力，及傾覆力矩的有限元模擬結(jié)果對比分別列于表6～9。

通過表6～9可以看到在使用了組合支座的布置方案中，隔震層位移有了明顯減小，并且對底部剪力影響不大;通過加裝摩擦阻尼器，支座的拉應(yīng)力有了明顯降低，滿足了規(guī)范要求（隔震層橡膠支座在罕遇地震的水平和豎向地震同時作用下，拉應(yīng)力不應(yīng)大于1 MPa）［15］。甚至采用直徑更小的支座可以取得比傳統(tǒng)大尺寸支座更好的隔震效果，驗證了組合隔震方案在減隔震效果、支座的最大拉應(yīng)力、隔震層位移和傾覆力矩等方面的綜合效果。

4 結(jié)論

針對新型摩擦組合支座進行可行性研究，建立實體有限元模型，通過計算不同隔震方案對比研究，得到以下結(jié)果及建議：

（1） 新型摩擦阻尼器摩擦力大小可根據(jù)需求進行調(diào)節(jié)，三段兩級的摩擦阻尼器構(gòu)造可滿足隔震支座大變形及其與隔震支座協(xié)同工作的要求。

（2） 摩擦阻尼器可搭配天然橡膠支座或鉛芯橡膠支座使用，設(shè)置摩擦阻尼器的新型組合隔震支座在降低支座拉應(yīng)力、減小隔震層位移、提高結(jié)構(gòu)抗傾覆能力方面的效果均比較明顯。在結(jié)構(gòu)中使用新型組合支座可以達到甚至優(yōu)于大尺寸傳統(tǒng)隔震支座的效果，可以降低隔震支座的使用成本，對推進隔震技術(shù)的性能化有重要意義。

（3） 本文提出的針對摩擦阻尼器的簡化單元將摩擦阻尼器的幾何單元、力學(xué)指標(biāo)（剛度、承載力等）進行參數(shù)化建模。其相比實體建模傳力明確，并已解耦，可大幅提高計算效率。

建議在試件設(shè)計中進一步優(yōu)化摩擦阻尼器內(nèi)部和連接構(gòu)造，例如預(yù)緊系統(tǒng)和連接支座構(gòu)造，并針對運動機構(gòu)和力學(xué)性能開展試驗研究。

參考文獻（References）

［1］ 蘇經(jīng)宇，曾德民.我國建筑結(jié)構(gòu)隔震技術(shù)的研究和應(yīng)用［J］.地震工程與工程振動，2001，21（增刊1）：94-101.

SU Jingyu，ZENG Demin.Research and application of seismic isolation technology for building structures in China［J］.Earthquake Engineering and Engineering Dynamics，2001，21（Suppl01）：94-101.

［2］ 日本建筑學(xué)會.隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計［M］.北京：地震出版社，2006.

Architecture Institute of Japan.Design of isolated structure［M］.Beijing：Seismological Press，2006.

［3］ 王英卓，田杰，焦德民.一種常阻尼隔震支座開發(fā)及在建筑結(jié)構(gòu)的應(yīng)用研究［J］.建筑科學(xué)，2020，36（1）：123-129.

WANG Yingzhuo，TIAN Jie，JIAO Demin.Development of a constant damping isolation bearing and its application in building structure［J］.Building Science，2020，36（1）：123-129.

［4］ WILDE K，GARDONI P，F(xiàn)UJINO Y.Base Base isolation system with shape memory alloy device for elevated highway bridges［J］.Engineering Structures，2000，22（3）：222-229.

［5］ 趙世峰，程文瀼，張富有，等.帶限位鋼棒夾層橡膠隔震墊的特征與工程應(yīng)用［J］.特種結(jié)構(gòu)，2001，18（4）：18-19.

ZHAO Shifeng，CHENG Wenrang，ZHANG Fuyou，et al.The mechanical behavior and application of rubber bearing with steel stick［J］.Special Structures，2001，18（4）：18-19.

［6］ SEITARO O，KYOTADA N，MICHIAKI S，et al.Development of 3D seismic isolator using metallic bellows［C］//Transactions of the 17th International Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology Prague，Czech Republic，2003：K09-3.

［7］ JUNJI S，TADASHI T，KAZUYA O，et al.Research on 3D base isolation system applied to new power reactor 3D seismic isolation device with rolling seal type air spring：part 1［C］//Transactions of the 17th International Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology Prague，Czech Republic，2003：K09-4.

［8］ 熊世樹，唐建設(shè)，梁波，等.裝有3DB的三維隔震建筑的平扭-豎向地震反應(yīng)分析［J］.工程抗震與加固改造，2004，26（5）：17-22.

XIONG Shishu，TANG Jianshe，LIANG Bo，et al.Analysis oflateral-tensional and vertical seismic response for base isolated building with 3DB isolator［J］.Earthquake Resistant Engineering，2004，26（5）：17-22.

［9］ 程蓓，鄧烜，李世偉，等.新型鋼棒阻尼器隔震橡膠支座抗震性能試驗研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)，2016，46（8）：37-43.

CHENG Bei，DENG Xuan，LI Shiwei，et al.Experimental study on the seismic performance of a new type of isolation rubber bearing with U-shaped steel bar damper［J］.Building Structure，2016，46（8）：37-43.

［10］ 田杰，焦德民，孫天威，等.具有常阻尼特征和抗拉功能的隔震支座試驗研究［J］.工程抗震與加固改造，2019，41（6）：119-125，99.

TIAN Jie，JIAO Demin，SUN Tianwei，et al.Experimental study on isolation bearing with constant damping and tensile function［J］.EarthquakeResistant Engineering and Retrofitting，2019，41（6）：119-125，99.

［11］ SHEIKHI J，F(xiàn)ATHI M，RAHNAVARD R，et al.Numerical analysis of natural rubber bearing equipped with steel and shape memory alloys dampers［J］.Structures，2021，32：1839-1855.

［12］ 金曉飛，陳宇明，王化杰，等.基于多尺度有限元的隔震支座更換仿真分析［J］.施工技術(shù)（中英文），2022，51（13）：134-139.

JIN Xiaofei，CHEN Yuming，WANG Huajie，et al.Simulation analysis of isolation bearing replacement with multi-scale finite element method［J］.Construction Technology，2022，51（13）：134-139.

［13］ 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.建筑隔震設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)：GB/T 51408—2021［S］.北京：中國計劃出版社，2021.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China.Building isolation design standard：GB/T 51408—2021［S］.Beijing：China Planning Press，2021.

［14］ 肖聰.隔震層與上部結(jié)構(gòu)剛度比對隔震性能的影響［D］.長沙：湖南大學(xué)，2015.

XIAO Cong.Influence of stiffness ratio of isolation layer to superstructure on isolation performance［D］.Changsha：Hunan University，2015.

［15］ 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗檢疫總局.建筑抗震設(shè)計規(guī)范：GB 50011—2010［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development ofthe People's Republic of China，General Administration of Quality Supervision，Inspection and Quarantine of the People's Republic of China.Code for seismic design of buildings：GB 50011—2010［S］.Beijing：China Architecture & Building Press，2010.