熊仲明，张 超，高俊江

(1.西安建筑科技大学 土木工程学院，西安 710055；2.中联西北工程设计研究院，西安 710082)

基础滑移隔震技术是一项新型的减震控制技术。近年来，冶金部建筑研究总院和西安建筑科技大学等单位对基础滑移隔震结构体系进行了较全面和系统的研究[1-4]，并先后在兰州、银川、太原、唐山、西安等城市采用聚四氟乙烯为摩擦材料，以U型带片和圆锥棒为限位装置建造了滑移隔震试点工程。

由于滑移隔震结构设计与施工技术研究还不完善，在国内尚未形成系统，如何检验滑移隔震技术在设计与施工中的可靠性，一直都是束缚滑移隔震技术推广应用的关键问题。目前国内主要通过对滑移隔震结构进行整体试推来检验隔震效果，并在一些地区进行了现场试推试验。例如:对位于西安市东南郊的青龙小区(西区)C组团3号楼住宅进行了现场试推，它是国内首次对整栋滑移隔震结构进行整体试推，现场测得的滑移隔震层摩擦系数与设计值相吻合[5-6]。对位于太原市区的九层隔震砌体房屋也成功进行了整体试推试验，将上部结构沿横向整体水平推移了25 mm，最后又反向推回使之复位。试推结果表明：滑移隔震结构的隔震层能够实现整体一致滑移，从而部分地切断地震能量向上部结构的传递[7]，取得了较好的社会与经济效益。

但目前国内对基础滑移隔震结构试推与复位技术分析研究还是不够深入，没有形成系统的研究成果。对于一些关键性的技术问题，缺乏系统的分析研究。以至于基础滑移隔震结构试推与复位技术常常出现了方案选择的盲目性，造成试推的整体失败。其问题主要表现在：① 试推点布置过于集中，试推点的变形不能相互协调，对隔震层造成了不同程度的破坏，以至于出现裂缝，潜在地对上部结构产生一定的损伤。② 试推点布置过少，试推荷载不能近似模拟地震作用，造成了试推点的局部受力和变形过大等问题。

为了使滑移隔震结构试推与复位技术更好地发展与应用，本文利用SAP2000有限元分析软件对上述的失败原因进行分析研究，通过模拟局部荷载作用位置，研究了在不同工况作用下隔震层顶部基础梁的受力及变形特点，得到了上部结构附加内力和变形最小的试推方案。同时，进行了在不同工况作用及整体荷载作用下结构动力响应分析，得到了局部荷载作用与整体荷载作用下结构的动力响应的对比关系。实际工程算例表明，合理地分散布置试推点的多条轴线多点加载方案基本可以满足滑移隔震结构试推与复位的要求，可作为一种检测滑移隔震结构设计与施工效果的有效方法。

1 滑移隔震装置的组成

本文采用带有限位装置的摩擦滑移隔震体系，滑移隔震装置由滑移支承和限位消能两种元件组成，装置构造如图1所示。其中，滑移支承元件是由上、下刚性支承板及中间用低摩擦系数材料聚四氟乙烯喷涂的不锈钢板组成，它主要起支承上部结构重量和隔离地震的作用。限位消能元件是由普通A3钢板冷弯而成的U型钢片做成。它的作用是吸收地震能量，抑制地震波中长周期成分给摩擦滑移隔震结构带来的变位，并且对限制结构的扭转滑移有一定的控制作用。

图1 滑移隔震系统装置图

2 试推与复位系统的设计原理

试推时，以隔震层底部的基础梁提供反力，千斤顶提供试推力，通过隔震层顶部的梁板结构体系来克服滑移隔震支座的静摩擦力，从而带动上部结构沿着滑移隔震支座的摩擦面产生水平滑移，然后再反向推回至原位即复位。在上下基础梁上各安装一个工具式钢牛腿，各试推推力点的千斤顶安装在上下钢牛腿之间。通过变换上下钢牛腿的位置可以成功实现滑移隔震结构的复位[6]。 图2为牛腿设置和千斤顶安装示意图。试推时，要求千斤顶推力合力的作用线与滑移隔震支座最大静摩擦力或滑动摩擦力的合力作用线保持一致，不能使上部结构产生扭转，不损伤结构，从而保证无损试推。为了能够承受水平推力荷载和竖向的墙体荷载，防止上部结构在试推过程中产生过大的附加内力和变形，底部基础梁和顶部基础梁需要具备足够的强度和刚度，且上部基础梁与楼板现浇成梁板体系。

图2 牛腿设置和千斤顶安装示意图

3 试推与复位过程的荷载确定及应注意的问题

3.1 试推与复位过程的荷载确定

3.1.1 竖直荷载

填充墙及楼板的自重，按均布荷载施加到框架梁上。

框架结构活荷载标准值：楼面：2 kN/m2；不上人屋面：0.5 kN/m2

3,1,2 水平动力荷载

水平动力荷载是沿试推方向施加的与试推方案和摩擦力大小有关的动力荷载。图3表示一个试推过程中水平动力荷载和摩擦反力与时间之间的关系图。其中，曲线1表示水平动力荷载与时间的关系；曲线3表示摩擦力与时间的关系；曲线2表示水平动力荷载与摩擦力的差值与时间的关系。通过理论分析，滑移隔震结构试推过程中受到的实际的动力荷载的大小就是水平动力荷载与摩擦力的差值[8]。

图3 一个试推过程中水平动力荷载、摩擦反力随时间的变化情况

3.1.3 振动

振动荷载主要包括地脉动荷载、滑移隔震结构附近环境引起的振动荷载(打夯和车辆)和试推过程中的动力荷载的加载、卸载及千斤顶顶推失效对结构的振动。目前，这些荷载的大小主要根据现场动态实时检测结果取值。

3.2 试推与复位过程应注意的问题

(1) 力的合力轴线应尽可能与建筑物重心一致，试推推力点要尽可能地均匀分布，试推是用推力来模拟地震力，只有当推力点很多时才能近似于地震作用。试推时底层起到传递推力，调整推力的作用，此时不能将楼板视为平面内刚度无限大的板，而应当计算其在传递推力时受的变形。

(2) 推力传递的可靠性十分重要，在推力传递路线上各传力部件局部集中，每个集中点处都设置推力点，推力点的设置要做到既不增加楼板费用，又能把推力分布开的最佳方案[5]。

4 试推与复位的工程模拟及有限元分析

4.1 工程概况

本文采用的计算模型为一栋5层钢筋混凝土框架结构，层高均为3 m，总高度15 m。X方向为5跨，轴间距4 m；Y方向为2跨，轴间距为5 m；场地属Ⅱ类场地中的第二组，抗震设防烈度为7°，场地特征周期为0.4 s；取上部结构的阻尼比为0.05；所有构件采用C30混凝土。纵轴方向梁的截面尺寸为300 mm×500 mm，横轴方向梁的截面尺寸为300 mm×600 mm，基础梁截面尺寸为300 mm×600 mm，柱截面尺寸为600 mm×600 mm，板厚取100 mm。楼板面层荷载为3 kN/m2，梁上线荷载6 kN/m。

选取本文中所述的滑移支撑元件和限位消能元件，滑移支撑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。X轴方向沿着基础梁下端每边布置2个软钢U型带片，Y轴方向沿着基础梁下每边布置3个软钢U型带片，结构平面布置及隔震元件布置图如图4所示。

图4 结构平面及隔震元件布置图

4.2 试推方案的比较

本文提出了多条轴线上多点加载的方案并且分析了三种工况下的滑移隔震结构的工作性能。试推时，如果只考虑在滑移隔震结构移动方向的后端施加水平动力荷载，摩擦阻力的累计增加将会使顶部基础梁产生很大的拉力或者压力，从而导致顶部基础梁受力不均匀，增加隔震层顶部基础梁的轴向力和累计变形值，最终使上部结构产生附加内力和变形。各工况下的加载点布置见图5，加载力的大小见表1。

图5 理论加载情况下加载力及加载点布置

4.3 试推推力的设计及分级加载机制

在对滑移隔震结构进行试推时，试推力必须要大于等于最大静摩擦力，上部结构方可移动。在已知摩擦系数的情况下，试推过程的推力设计值可按照式(1)和(2)进行计算。

(1)

(2)

本文利用PKPM软件对模型进行了计算，得出了滑移隔震结构底层各根柱子的轴力，根据式(1)和(2)计算出沿试推方向每条轴线上的加载力的大小及总加载力的大小，见表1。

表1 理论加载情况下各工况加载力(kN)

在滑移隔震结构试推过程中，试推需遵循分级加载机制[9]。第一级加载到设计荷载的50%，后面便每级加载10%直至达到设计荷载的80%，当超过设计荷载的80%后，应该每级加载5%，直至建筑物开始滑动。

这样便可以更加准确的预测出实际试推荷载的大小从而确定滑移隔震结构的摩擦系数。采用分级加载可以有效地防止结构移动过程中的偏移，并且结构的振动减小很多。

4.4 各工况下隔震层顶部基础梁的受力和变形特征

本文利用SAP2000有限元分析软件对三种工况下滑移隔震结构的模拟加载进行分析，研究滑移隔震结构隔震层顶部基础梁在千斤顶提供的试推荷载作用下的受力和变形特征，从而确定最佳的试推方案。在三种工况试推力的作用下，可以得到理论加载情况下各条轴线上基础梁的最大轴向力和累计变形值，具体的数值见表2和表3，其中压应力为“-”，拉应力为“+”；轴向压缩变形为“-”，拉伸变形为“+”。

表2 理论加载情况下基础梁最大轴力(kN)

由表2和表3可知，两条轴线多点加载与单条轴线多点加载相比较，基础梁最大轴向力和累计变形值可以减小40%左右；三条轴线多点加载与单条轴线多点加载相比较，基础梁最大轴向力和累计变形值可以减小79%左右。因此采用分散布置试推点的方案可以有效地减小隔震层顶部基础梁的最大轴向力和累计变形值，从而可以减小上部结构的附加内力和变形，并且可以在不影响承载力的情况下适当地减小隔震层顶部基础梁的截面尺寸，降低试推时的工程造价。

表3 理论加载情况下基础梁累积变形值(mm)

与此同时，多条轴线多点加载与单条轴线多点加载相比较，采用多条轴线多点加载方案可以免去大吨位的顶推设备，能够有效地控制顶部基础梁的偏离，试推时基础梁的水平推力可以减小很多，这样便可以减少工具式钢牛腿的截面尺寸。另外，采用多条轴线多点加载方案，可以对滑移隔震结构施加比较均匀的顶推力，可以保证施工过程中的安全。但是多条轴线多点加载需要较多的设备，操作水平要求比较高。

4.5 局部荷载作用和整体荷载作用下结构动力响应分析

滑移隔震结构试推过程中，在千斤顶推力和摩擦力共同作用下，结构处于变速状态，由此产生的加速度会对结构产生额外的平移内力，从而引起结构的晃动与倾斜。加速度过大，剪力超过结构构件的抗剪承载能力，将会出现结构构件开裂的现象，从而降低结构的使用寿命和耐久性。因此，在对滑移隔震结构试推过程进行受力分析时，不可忽略平移内力对结构的影响，从而确保建筑物试推后的整体性和稳定性。对滑移隔震结构在三种工况下的移动加速阶段进行动力时程分析，考虑到千斤顶的回程150 mm，本文建议匀速平移阶段的试推速度(即加载阶段末的速度)取2.5 mm/s，从而确定最大试推力为1 537 kN。

动力响应分析时，输入的不同工况的加载时程与图3是一致的，具体的荷载时程曲线为“倒V”型。荷载时程曲线的输入时间步长取为0.02 s，将试推力的荷载时程曲线的荷载时间步数据编制到Excel中，按照本文提到的三种工况试推布置方案，采用SAP2000有限元分析软件对建筑物进行试推过程中的动力时程分析。由于试推荷载作用点分布在局部隔震支座处，因此本文将三种工况下的试推时程荷载看作是局部荷载作用。

整体荷载是指在全部轴线上所有节点处施加的荷载。本文根据水平动力的大小，计算出试推过程中的振动加速度时程曲线[8]，其加速度峰值为0.004 5 m/s2，进行结构动力反应分析，其结果可看做整体荷载作用的响应。SAP2000动力时程分析结果如下：

(1) 局部荷载作用和整体荷载作用下最大加速度比较

图6为局部荷载作用和整体荷载作用下最大加速度对比图。从图6可知，在试推时程荷载作用下，滑移隔震结构的各层最大加速度均比较小。局部荷载(工况一、工况二和工况三)作用下，一、二、三层加速度相同，四层和五层加速度逐渐增大；整体荷载作用下，前两层加速度相同，三、四、五层加速度逐渐增大。局部荷载作用下，随着布置试推点的轴线数量的增多，上部结构加速度响应越来越小而且越来越接近整体荷载作用下的结构加速度响应。局部荷载作用下，滑移隔震结构试推与复位过程中产生的振动加速度不再呈“K”型分布[1]，底部前三层的加速度比较小，顶层加速度比较大。工况一(单条轴线多点加载)和工况二(两条轴线多点加载)大于工况三(多条轴线多点加载)作用下上部结构的加速度响应。 分析结果表明滑移隔震结构在试推时程荷载作用下的加速度比较小，对滑移隔震结构影响比较小，不会影响滑移隔震结构日后的正常使用。

(2) 局部荷载作用和整体荷载作用下最大层间位移的比较

图7 为局部荷载作用和整体荷载作用下最大层间位移反应对比图。从图7可知，在工况二和工况三试推时程荷载作用下，滑移隔震结构的各层最大层间位移基本上小于工况一试推时程荷载作用下的各层最大层间位移。局部荷载和整体荷载作用下，层间位移均是第一层比较大，上部各层逐渐减小。由于层间位移非常小，上部结构各层之间几乎没有错动，表现为上部结构的整体平移运动。局部荷载作用下，随着布置试推点的轴线数量的增多，上部结构层间位移越来越小，而且越来越接近整体荷载作用下的结构各层层间位移反应。滑移隔震结构在试推时程荷载作用下，上部结构层间位移相对比较小，结构产生的损伤比较轻微，不会影响建筑物的正常使用和外观。

图6 局部荷载作用和整体荷载作用下最大加速度对比

(3) 局部荷载作用和整体荷载作用下最大层间剪力的比较

图8为局部荷载作用和整体荷载作用下最大层间剪力对比图。从图8可知，上部结构各层最大层间剪力由底层向上层逐渐减小，在工况三试推时程荷载作用下，上部结构各楼层的最大层间剪力小于工况一和工况二试推时程荷载作用下的各楼层最大层间剪力。局部荷载作用下，随着布置试推点的轴线数量的增多，上部结构的层间剪力越来越小而且越来越接近整体荷载作用下结构的层间剪力。

综上所述，在工况三(三条轴线多点加载)试推时程荷载作用下，结构的动力响应小于工况一(单条轴线多点加载)和工况二(两条轴线多点加载)试推时程荷载作用下的结构动力响应，也最接近整体荷载作用下的结构动力响应。因此在对滑移隔震结构进行试推与复位时，应该尽量将试推点分散布置在多个位置，这样便可以使每个试推点就近克服摩擦阻力，减小试推过程中上部结构的动力响应，从而不影响滑移隔震结构日后的正常使用和耐久性。同时，局部荷载作用下，多条轴线多点加载可以减小上部结构的动力响应，而且与整体荷载作用下的结构动力响应最为接近。

5 现场工程试推实测与分析

工程实例[5]选用位于西安市东南郊的青龙小区(西区)C组团的3号楼，此住宅的现场试推在国内尚属首例。本工程通过SAP2000有限元分析，将不同的试推方案进行比较，以荷载分配值均衡为一组的原则，选取应力分布集中，并且位移过大的角点，以及转折点作为试推点，如图9所示。该工程在二层、四层楼板完成及主体完成进行三次试推，试推装置采用工具式钢牛腿。推力是通过一个推力平台传递到各推力点，推力平台上下各设置一个推力底座。具体方法是采用22个同步的油压千斤顶分为6组进行试推，同组千斤顶采用并接的方法，为保证千斤顶供油的同步性，所有千斤顶均采用等长油路与油泵连接。本工程的试推荷载采用分级加载制度。试推时，为便于控制，各组千斤顶按荷载率同步加荷，推力分级施加，前期每级增量不大于估计“滑移推力”的20%，接近滑移推力前改为5%一级，以确保滑移推力的测读误差不大于5%。考虑到推力作用的滞后现象，每级推力加完后应保持数分钟，在此期间观察上部结构的水平变位。

试推中监测结构的纵向(沿推力方向)和横向位移。位移用百分表测定，监测点设在结构的8个角的轴线的两端，共设百分表16只。千斤顶和试推仪表布置如图9所示。试推的水平位移的监测结果见表4。

表4 试推水平位移表(mm)

由表4可知，当荷载率接近92%时，全部滑移隔震层摩擦力均被克服，保持荷载困难，位移量迅速增加。通过计算，结构的平均摩擦系数接近0.1，与预期值吻合；表4中的各轴线的位移始终均衡发展，表明合理的分散布置试推点的多条轴线多点加载方案是成功的，做到了千斤顶推力合力的作用线与滑移隔震支座最大静摩擦力或滑动摩擦力的合力作用线保持一致，且各条轴线在滑移时平移距离基本相同，使上部结构不会产生整体扭转。因此，合理地分散布置试推点的多条轴线多点加载方案基本可以满足滑移隔震结构试推与复位的要求，可作为一种检测滑移隔震结构设计与施工效果的有效方法。

6 结 论

本文通过SAP2000有限元分析软件对基础滑移隔震框架结构在不同工况作用下的试推与复位方案进行了有限元分析，得出以下结论：

(1) 分析结果表明，采用多条轴线多点加载方案可以有效地减小隔震层顶部基础梁的最大轴力和累计变形值，从而可以减小上部结构附加内力和变形。

(2) 分析结果表明，采用多条轴线多点加载可以免去大吨位的顶推设备，能够有效地控制顶部基础梁的偏离，试推时基础梁的水平推力可以减小很多，这样便可以减少工具式钢牛腿的截面尺寸。另外，采用多条轴线多点加载方案，可以对滑移隔震结构施加比较均匀的顶推力，可以保证施工过程中的安全。

(3) 分析结果表明，局部荷载作用下，多条轴线多点加载可以减小上部结构的动力响应，且与整体荷载作用下的结构动力响应最为接近。

(4) 工程实例试推的结果分析表明，尽量分散布置试推点的多条轴线多点加载方案基本可以满足滑移隔震结构试推与复位的要求，可作为一种检测滑移隔震结构设计与施工效果的有效方法。

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