鄒爽，池永昌容，五十子幸樹，福見祐司，井上范夫

（1.廣州大學(xué)工程抗震研究中心，廣州510405；2.日本東北大學(xué)，日本仙臺(tái)980-0845）

連接型摩擦阻尼器對(duì)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)位移控制的試驗(yàn)研究

鄒爽1，池永昌容2，五十子幸樹2，福見祐司2，井上范夫2

（1.廣州大學(xué)工程抗震研究中心，廣州510405；2.日本東北大學(xué)，日本仙臺(tái)980-0845）

為了避免和減輕由過(guò)大的隔震層位移引起的損害，井上等人提出了一種控制隔震層位移的新型控制裝置-連接摩擦阻尼器。介紹了阻尼器的構(gòu)造和工作原理，通過(guò)對(duì)阻尼器進(jìn)行單體試驗(yàn)和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究阻尼器的性能、控制效果以及對(duì)上部結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明：連接型摩擦阻尼器具有完全彈塑形恢復(fù)力特性，對(duì)隔震層最大位移制控效果明顯，同時(shí)也會(huì)略微放大上部使結(jié)構(gòu)加速度。由于連接型摩擦阻尼器連接后隔震層剛度增加，使得上部結(jié)構(gòu)的高頻振動(dòng)成分增加。但是，在連接型摩擦阻尼器連接的瞬間，并未出現(xiàn)加速度急劇增加的問(wèn)題。

基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)；位移控制；振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)；摩擦阻尼器；高頻振動(dòng)

0 前言

滑移隔震技術(shù)具有簡(jiǎn)單易行，造價(jià)低廉，受地面運(yùn)動(dòng)頻率特性的影響較小，幾乎不發(fā)生共振現(xiàn)象，發(fā)生滑移位移后，不影響其支座的豎向承載能力等優(yōu)點(diǎn)。但是，滑移隔震技術(shù)也有較明顯的缺點(diǎn)，即在大震作用下基底產(chǎn)生很大的位移，容易引起隔震結(jié)構(gòu)與周圍維護(hù)結(jié)構(gòu)之間發(fā)生碰撞，給結(jié)構(gòu)帶來(lái)不利影響[1-3]。2011年日本東北大地震中，檢測(cè)到最大隔震層位移達(dá)到0.335m，超過(guò)設(shè)計(jì)值0.3m的隔震層預(yù)留安全距離[4]。Nagarajajan[5]等利用美國(guó)1994年Northridge地震中一座滑移隔震結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行了系統(tǒng)識(shí)別，發(fā)現(xiàn)在地震中隔震結(jié)構(gòu)的基底板與基坑發(fā)生了碰撞，并增大了上部結(jié)構(gòu)的加速度和剪力。為了克服這個(gè)缺點(diǎn)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了例如摩擦擺結(jié)構(gòu)，恢復(fù)力摩擦結(jié)構(gòu)以及帶限位裝置的滑移隔震結(jié)構(gòu)。由于較大的滑移量，往往將這些隔震結(jié)構(gòu)的摩擦系數(shù)設(shè)計(jì)的較大，使得這些控制結(jié)構(gòu)雖然能減小基底最大滑移量，但卻放大了中小地震作用時(shí)上部結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。針對(duì)于此，Inoue等人提出了一種帶有連接部件，并可只在大震時(shí)發(fā)揮作用，有效控制隔震層位移的新型阻尼器-連接型摩擦阻尼器（以下簡(jiǎn)稱FDC）。FDC是一種當(dāng)阻尼器的變形超過(guò)設(shè)定的連接距離時(shí)，開始發(fā)揮作用，抑制隔震層位移的被動(dòng)減震裝置。對(duì)于小震或中等強(qiáng)度地震，F(xiàn)DC不發(fā)揮控制作用，僅靠摩擦滑移支撐就足以達(dá)到較好的控制效果，避免了由于安裝了阻尼器而放大了上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的弊端。對(duì)于大地震，F(xiàn)DC開始發(fā)揮作用，將基底滑移位移控制在一個(gè)可接受的范圍內(nèi)。因此，這種連接型摩擦阻尼器對(duì)地震強(qiáng)度較大或較小的范圍均有效。

本文中，介紹FDC的構(gòu)造和工作原理，并通過(guò)對(duì)阻尼器進(jìn)行單體試驗(yàn)和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，來(lái)確認(rèn)其性能、位移控制效果以及探討FDC對(duì)上部結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性的影響。

1 FDC的構(gòu)造原理及特點(diǎn)[6-7]

圖1所示為FDC構(gòu)造。FDC由摩擦和連接兩部分組成。摩擦部分由內(nèi)部摩擦拉桿、摩擦套筒以及兩側(cè)的螺旋彈簧構(gòu)成。阻尼器的摩擦力是由內(nèi)部摩擦拉桿和摩擦套筒之間的摩擦而產(chǎn)生。通過(guò)調(diào)節(jié)摩擦套筒緊固內(nèi)部摩擦拉桿的程度來(lái)控制摩擦力的大小。兩側(cè)螺旋彈簧提供一定大小的彈性剛度，衰減連接部分連接時(shí)的沖擊作用，抑制高頻振動(dòng)的響應(yīng)。連接部分是由外部拉桿和內(nèi)部摩擦拉桿構(gòu)成，一旦發(fā)生連接非人力作用不再斷開。阻尼器的連接距離可人為設(shè)定。

FDC工作過(guò)程中分為兩個(gè)階段：

（1）連接前：阻尼器的變形小于設(shè)定連接距離LS，F(xiàn)DC不發(fā)揮作用（如圖1a所示）。

（2）連接后：阻尼器的變形超過(guò)設(shè)定連接距離LS（如圖1b所示），外部拉桿和內(nèi)部摩擦拉桿發(fā)生連接，并傳遞內(nèi)部摩擦拉桿上產(chǎn)生的摩擦力。當(dāng)內(nèi)部摩擦拉桿上產(chǎn)生力的作用時(shí)，首先摩擦部分的兩根螺旋彈簧發(fā)生伸縮，發(fā)揮彈性恢復(fù)力的作用。當(dāng)內(nèi)部摩擦拉桿上產(chǎn)生的作用力大于設(shè)定的摩擦力Fd時(shí)，摩擦套筒和內(nèi)部摩擦拉桿之間開始發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，產(chǎn)生摩擦力?；诖斯ぷ髟?，F(xiàn)DC具有如圖2所示的完全彈塑性恢復(fù)力特征。

由于每個(gè)FDC只能在一個(gè)方向上發(fā)生連接，所以，在實(shí)際應(yīng)用中，往往要在位移的正方向和負(fù)方向上分別安裝1個(gè)或多個(gè)FDC共同作用。

圖1 FDC構(gòu)造圖Fig.1 Mechanism of FDC

圖2 FDC的力學(xué)模型Fig.2 Mechanicalmodel of the FDC

2 FDC的單體試驗(yàn)

為了把握FDC的力學(xué)特征，對(duì)阻尼器試件進(jìn)行單體加載試驗(yàn)。試驗(yàn)裝置的設(shè)置情況如圖3所示，將阻尼器的一端固定在固定夾具上，另一端通過(guò)力傳感器連接到振動(dòng)臺(tái)的裝配架上，沿著阻尼器的軸向加載。阻尼器的行程為±100mm，摩擦力的大小（Fd≦1.0 kN）。

設(shè)定FDC的連接距離為70 mm。采用振幅90

圖3 FDC的設(shè)置Fig.3 The setup of FDC

3 FDC的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)

3.1試驗(yàn)概況

將一個(gè)3層鋼框架固定在隔震層上構(gòu)成了本實(shí)驗(yàn)中的隔震體系，如圖5所示。。隔震層是由一個(gè)mm，周期為3s的正弦波反復(fù)加載，得到如圖4所示的摩擦力-變形關(guān)系。由圖4可知，當(dāng)阻尼器變形小于70mm時(shí)，阻尼器不發(fā)生連接，此時(shí)阻尼器的摩擦力僅為0.03 kN。當(dāng)變形達(dá)到設(shè)定連接距離70 mm瞬間，阻尼器發(fā)生連接，摩擦力以74.5 kN/m的彈性剛度線性增加，直至達(dá)到設(shè)定摩擦力Fd。阻尼器發(fā)生連接后，摩擦力-變形關(guān)系曲線平滑，可以確認(rèn)阻尼器連接后性能的穩(wěn)定性。直線滑動(dòng)軌道和螺旋彈簧構(gòu)成。由靜力加載和自由振動(dòng)試驗(yàn)測(cè)得：直線滑動(dòng)軌道摩擦力為0.061kN，螺旋彈簧剛度為12.4 kN/m，隔震體系的質(zhì)量、剛度和固有周期如表1所示。上部3層框架的衰減系數(shù)為0.1%。振動(dòng)模態(tài)如圖6所示。在在以下兩種模式下進(jìn)行試驗(yàn)。

圖4 FDC的摩擦力-變形關(guān)系Fig.4 The friction-deformation relation of the FDC

圖5 隔震體系立面圖Fig.5 Elevationmap of the isolation system

圖6 振動(dòng)模態(tài)Fig.6 Vibrationmodes

（1）沒(méi)安裝FDC：隔震體系的隔震層中不安裝FDC。

（2）安裝FDC：分別將FDC的摩擦力設(shè)定為Fd=0.5 kN和0.9 kN，連接距離為L(zhǎng)S=50mm，讓阻尼器發(fā)生連接發(fā)揮作用。

隔震體系分別在包含隔震臺(tái)架在內(nèi)的4個(gè)質(zhì)點(diǎn)系（4DOF）的情況下和通過(guò)限制上部3層框架的層間位移將上部視為剛體的1個(gè)質(zhì)點(diǎn)系（1DOF）的情況下進(jìn)行試驗(yàn)。整個(gè)試驗(yàn)的共有6個(gè)試驗(yàn)工況，如表2所示。隔震層中安裝作為衰減裝置的油壓阻尼器和作為位移控制裝置的FDC，阻尼器設(shè)置情況如圖7所示。油壓阻尼器的粘性衰減系數(shù)為2.1 kNs/m（相對(duì)于總質(zhì)量的16.7%）。FDC的參數(shù)采用單體試驗(yàn)結(jié)果。

表2 隔震體系固有周期Table 2 Natural Period of the the isolation system

表1 隔震體系的剛度、質(zhì)量、固有周期Table 1 M ass，stiffness and natural period of the isolation system

3.2試驗(yàn)工況和輸入地震波

圖7 阻尼器的設(shè)置Fig.7 The settings of damper

利用振動(dòng)臺(tái)在水平方向上進(jìn)行加載試驗(yàn)。由于只有一個(gè)FDC試件，因此先分析沒(méi)安裝FDC的情況下隔震層的位移時(shí)程曲線，確認(rèn)先達(dá)到連接距離的位移方向，然后將FDC安裝在此方上。并輸入地震波采用了El Centro NS方向地震記錄（1941年Imperial valley地震）和八戶港灣EW方向的地震記錄（1968年日本十勝沿海地震）。在4DOF沒(méi)安裝FDC的情況下，使得隔震層最大位移達(dá)到90 mm，來(lái)設(shè)定輸入地震波的輸入大小分別為61.0%、51.5%。輸入地震波的加速度反應(yīng)譜如圖8所示。由圖8可知，一階固有周期附近隔震體系的響應(yīng)基本相同。高階周期附近處，EI－Centro NS波輸入時(shí)隔震體系的響應(yīng)更大。所以，在此僅給出EI－Centro NS波輸入時(shí)試驗(yàn)結(jié)果。

3.3試驗(yàn)結(jié)果

圖8 加速度反應(yīng)譜Fig.8 Acceleration response spectra of inputground motions

（1）時(shí)程曲線和滯回曲線。圖9所示為CASEA1和CASEA4試驗(yàn)工況下，頂層和隔震層加速度、隔震層位移的時(shí)程曲線。圖10所示為隔震層加速度的傅里葉振幅。由圖9可知，1DOF和4DOF情況下隔震層位移幾乎重合。4DOF情況下的響應(yīng)加速度要比1DOF情況下的響應(yīng)加速度大，而且高頻振動(dòng)成分增加，特別是在隔震體系的頂層。由圖10可知，4DOF情況下結(jié)構(gòu)的2階振動(dòng)成分增加。圖11所示為CASE A4和CASE B-1兩試驗(yàn)工況下的試驗(yàn)結(jié)果的比對(duì)。雖然，由于安裝了FDC，使得隔震體系的高頻振動(dòng)成分和最大響應(yīng)加速度增加，但是，在阻尼器發(fā)生連接的瞬間并未發(fā)現(xiàn)劇烈的加速度增加的現(xiàn)象，并且與未安裝FDC的情況相比，隔震層的最大位移被減小了40%左右。

圖9 時(shí)程曲線Fig.9 The time-history curve of response

圖12所示為CASE A4和CASE B-1兩試驗(yàn)工況下的滯回曲線。比較圖2和圖12可知，雖然在滑移摩擦過(guò)程中摩擦力出現(xiàn)脈沖響應(yīng)，但是對(duì)結(jié)構(gòu)的響應(yīng)影響不大。并且，阻尼器能夠按照預(yù)先設(shè)計(jì)地發(fā)生連接，發(fā)揮阻尼力的作用。

（2）最大響應(yīng)值。圖13所示為隔震體系的最大響應(yīng)值。由圖可知在4DOF情況下，頂層和1層加速度較大，2層加速度相對(duì)較小。出現(xiàn)這樣的情況是因?yàn)槿鐖D6所示的2階振動(dòng)成分的影響增大所致。這符合圖12得出的結(jié)論。

圖10 隔震層加速度傅里葉振幅（CASEA1；CASEA4）Fig.10 Fourier amplitude spectra of the response acceleration on isolated first floor（CASEA1；CASEA4）

圖11 響應(yīng)時(shí)程曲線（CASEA4；CASEB4-1）Fig.11 Response time histories（CASEA4；CASEB4-1）

圖12 滯回曲線（CASEA4和CASEB4-1工況）Fig.12 The hysteresis curves of the isolated story and the FDC

圖13 最大響應(yīng)值Fig.13 Maximum response values

CASE A4情況下，隔震層最大位移為90mm，安裝FDC后,最大位移被控制在50～60mm范圍內(nèi)。CASE B4-1情況下，隔震體系最大加速度和各層層間位移沒(méi)有大幅增加。CASE B4-2的情況下，雖然對(duì)隔震層的位移控制效果與CASE B4-1的情況相同。但是，最大加速度和最大層間位移卻比CASE B4-1的情況增加（表3）。

表3 試驗(yàn)工況Table 3 Test conditions

圖14 加速度傅里葉振幅（4DOF）Fig.14 Fourier amplitude spectra of the response acceleration（4DOF）

4 振動(dòng)特性

圖14所示是CASE A4和CASE B4-1兩試驗(yàn)工況中測(cè)得的響應(yīng)加速度的傅里葉振幅。分別用實(shí)線表示CASE A4工況下隔震體系的固有頻率（如表1所示），用虛線表示CASE B4-1工況阻尼器已發(fā)生連接的情況下，隔震體系的固有頻率。此情況時(shí)隔震層的彈性剛度為86.9kN/m，是螺旋彈簧的剛度12.4kN/m和FDC的彈性剛度74.5kN/m之和。如虛線所示第一固有頻率為0.77Hz。

圖15 振動(dòng)模態(tài)比較Fig.15 Comparison of Participation Vectors

圖15所示為4個(gè)質(zhì)點(diǎn)系，沒(méi)安裝FDC和安裝FDC時(shí)試件的振動(dòng)模態(tài)的比較。由圖15可知，安裝了FDC的情況，高階振動(dòng)模態(tài)影響增加，使得具有高頻成分的響應(yīng)加速度增加（如圖14所示）。另外，阻尼器本身具有彈塑性滯回特性，將加劇高頻振動(dòng)成分的增加，但是增加的幅度不大。并且，F(xiàn)DC對(duì)位移響應(yīng)的控制效果明顯，所以該阻尼器應(yīng)該被采用。

5 結(jié)語(yǔ)

試驗(yàn)結(jié)果表明，F(xiàn)DC可以有效地控制隔震層的過(guò)大位移。在阻尼器連接之后結(jié)構(gòu)的高頻振動(dòng)稍微增加。另外，安裝FDC后，隔震層剛度的增大而引起了高頻成分的增加。所以，今后有必要對(duì)阻尼器的摩擦力、剛度和連接距離等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，使其發(fā)揮最優(yōu)的控制作用。

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Control of Seism ic Response Displacement of Base Isolated Structure Specimen by Friction Dam per w ith Coupling M echanism

ZOU Shuang1，IKENAGA Masahiro2，IKAGO Kohyu2，F(xiàn)UKUMIYuji2，INOE Norio2

（1.Earthquake Engineering Research&TestCenter ofGuangzhou University，Guangzhou 510405，China；2.Tohoku University，Sendai980-0845，Japan）

To avoid ormitigate the damage caused by such excessive displacement,a new device for controlling seismic displacement of base isolated structure by themeans of a friction damper with couplingmechanism was proposed by Inoue at al.In this paper,the structure and working principle of the damper was introduced. Through the harmonic loading test and shaking table test,the performance of damper，control effect and impact on the vibration characteristics of the upper structure was researched.The results show that the damper withelastic perfectly has plastic restoring force characteristics.After installing the damper，the maximum response displacement of the isolated story is controlled effectively，and themaximum acceleration on the superstructure is slight increased.Due to the increase of the stiffness of the isolation layer after the damper is coupled，the higher order vibration components is increased.But there is no obvious increase in the acceleration of the isolated structure in the moment of the damper connection.viscous dampers as the isolation layer，the shaking table test for amid-story isolation structure was conducted.For a four-story steel framemodel,the locations of isolation layer are set at bottom of the first story，top of the first story,top of the second story or top of the third story in turn.Changing the location of isolation layer，acceleration，story displacement and story shear force coefficientweremeasured.The results show thatmid-story.

Base isolated structure；Control of seismic response displacement；Shaking table test；Friction damper；Highermode vibration

TU352.12

A

1001-8662（2016）04-0097-07

10.13512/j.hndz.2016.04.015

鄒爽，池永昌容，五十子幸樹，等.連接型摩擦阻尼器對(duì)基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)位移控制的試驗(yàn)研究[J].華南地震，2016，36（4）：97-103. [ZOU Shuang，IKENAGA Masahiro，IKAGO Kohyu，et al.Control of Seismic Response Displacement of Base Isolated Structure Specimen by Friction Damperwith Coupling Mechanism，2016，36（4）：97-103.]

2016-08-26

廣東省自然科學(xué)基金項(xiàng)目（2016A939310255）

鄒爽（1984-）,女，助理研究員，主要從事防震減災(zāi)工作.

E-mail：zoushuang_2015@163.com.