隔震装置范文（精选4篇）
隔震装置 第1篇
近年来, 我国高速铁路桥梁、近海大桥等日益增多, 为地区的交通运输和经济发展提供了重要保证。我国是一个多发地震的国家, 地震发生后桥梁的破坏会导致交通中断, 严重影响救灾的开展和灾后的恢复重建。随着对隔震技术的重视, 隔震桥梁得到了推广和应用。隔震支座可以吸收地震能量、减轻地震对桥梁的损害。但是, 在大震及超大震作用下会发生落梁的危险。对桥梁增加限位装置尤为重要。
目前, 国内外对限位装置的研究主要集中在普通桥梁, 对高速铁路隔震桥梁的地震反应研究还不多, 并且我国现行桥梁规范[1]仅把限位装置作为一种构造措施, 没有要求对其进行受力分析。通过大量的桥梁震害总结发现, 限位装置破坏的现象非常普遍[2]。在地震作用下, 桥梁结构因限位装置的参与改变了桥梁体系受力状态, 使桥梁下部结构内力分布和位移发生变化, 因此, 限位装置仅作为构造措施是不合理的[3]。关于限位装置在桥梁上的作用, 已有部分学者作出研究。陈志刚等[4]研究了拉索减震支座对钢构桥横向抗震性能的影响, 研究了拉索间隙和拉索刚度对桥梁抗震性能的影响。得出:拉索减震支座对主墩抗震性能的影响较小;初始间隙越小、拉索刚度越大, 拉索减震支座对主梁的约束作用越大。龚伟等[5]从提高纵桥向抗震性能的角度出发, 研究拉索减震支座和液体粘滞阻尼器对刚构桥纵向抗震性能的影响, 定性分析了两种装置对两端位移有减小的效果, 但会明显增大过渡墩的地震内力。
本文通过对一座高铁隔震桥梁进行动力时程分析, 研究纵向限位装置对桥面位移的影响, 并分析对桥梁墩柱抗震性能的影响。
2桥梁模型
本文的模型为某高铁简支桥梁, 桥梁共25跨, 为简化计算, 取桥梁的6跨 (6×32m) 进行分析。墩度23.5m, 桥面为C50箱型截面, 采用弹性梁单元, 桥墩为C30圆端型截面, 采用Mander本构, 钢筋为HRB335, 采用双线性本构。桥梁所在场地特征周期为0.45s, 设防烈度为8度, 场地加速度0.3g。
采用有限元软件SAP2000进行分析, 摩擦摆支座采用FPB单元模拟, 在SAP2000可以直接定义混凝土的Mander本构, 考虑无约束混凝土、约束混凝土, 并使用纤维截面划分钢筋混凝土单元。依据纵筋间距、直径及箍筋数量、直径、间距, 按照等量原则估算约束混凝土的提高作用。计算模型如图1。纵向限位装置选用拉索, 刚度取为50000N/mm, 间隙为50mm。拉索恢复力模型和抗震设计如图2和图3所示。
为了详细计算添加拉索纵向限位装置对桥面纵向位移的影响, 采用IDA的方法, 对隔震桥梁进行非线性时程分析。计算时选取七条天然地震波, 沿桥梁纵向输入。加速度峰值从0.2g增加到0.6g, 增幅为0.1g, 统计时程分析结果。
3计算结果
分别对加纵向限位装置与未加限位装置的隔震桥梁模型进行35次时程分析, 统计中墩桥面的相对位移, 并计算限位后相对于无限位减少的百分比 (限位率) , 结果如表1所示。由表1结果可知:随着地震动峰值的增加, 限位效果越明显。在地震动较小时, 几乎没有效果;地震动增大后, 可以发挥拉索的限位作用。由表中数值可知, 无限位时桥面相对于墩柱的最大位移为216mm, 限位后为116mm, 限位率46%。在大震及超大震作用下纵向限位装置可以有效降低桥面的位移, 从而减轻落梁的危险。
虽然限位装置对桥面的位移有很好地限制作用, 但也需考虑限位后对墩柱抗震性能的影响。限于篇幅只绘出天津波峰值加速度为0.4g时, 限位前后隔震支座支座滞回曲线、墩顶位移、墩底剪力和弯矩的变化情况, 如图4-图7所示。由分析结果可知:隔震桥梁加上纵向限位后, 由于拉索的作用限制桥面位移的同时支座的位移也受到限制, 隔震支座的滞回曲线所包围的面积越有减少, 但减少并不大, 说明隔震支座的耗能能力下降的并不明显;由于拉索固定于墩柱之上, 限位后墩顶的位移也有所增大;墩底的剪力和弯矩限位前后基本相同, 说明由于限位装置的作用对墩底增加的损害可以忽略不计。
4结论
⑴高铁隔震桥梁增加纵向限位装置拉索后, 可以有效降低在大震及超大震作用下桥面的位移, 防止落梁的发生。
⑵拉索初始间隙设置为50mm, 可以在地震动较大时限值桥面的位移, 同时对隔震支座的耗能能力影响不大, 对墩顶位移略有不利影响, 墩底弯矩和剪力基本不变。说明拉索在有效保护桥面防落梁的同时, 对墩柱的影响较小。
参考文献
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隔震装置 第2篇
高架电气隔震计算模型如图1。本文在进行高架电气隔震设计时发现, 对于高架电气设备的隔震不但要使隔震层的水平刚度小, 最重要的是隔震装置要能抵抗大震下的产生的倾覆力矩, 然而普通的橡胶隔震装置不能抵抗大震下在隔震层产生的倾覆力矩, 因此普通的橡胶隔震装置不适合应用于高架电气设备的隔震控制, 必须开发新的隔震装置对其进行隔震。
由高架电气设备对隔震装置的力学性能要求可知, 隔震装置必须能够承受大震下电气设备对其产生的拉力, 而且必须水平向的刚度较小。故开发的新型隔震装置如图2, 从图2可以发现, 该装置在水平向的刚度较小, 而竖向的刚度较大, 能够提供较大的拉力。该装置的钢材主要采用Q23s钢材, 以保证水平向刚度较小, 而且该装置材料造价较低, 材料可以就地取材, 因此比较容易实现。
对于隔震层x向水平刚度, 其由A构件X水平刚度的2倍与A构件Y向水平刚度2倍之和得到, 由于隔震装置为对称结构, 故隔震层Y向水平刚度与X向水平刚度相同。隔震装置的竖向刚度为A构件竖向刚度的4倍。隔震装置由钢材组成, 故阻尼比取2%。对于A构件的水平刚度和竖向刚度参数可根据有限元软件分析得到。
2 110kv电压互感器隔震设计
2.1 工程概况
该项目来源于某高烈度地区的新建110kv变电站工程, 根据《建筑抗震设防分类标准》和《建筑抗震设计规范》 (GB 50011-2001) , 设防烈度8度 (0.30g ) 。场地类别为II类, 设计分组第一组, 场地特征周期取Tg=0.35秒, 不考虑近场影响。设计目标减小电气设备的水平向地震加速度及设备顶点与底面的相对位移。隔震支座设置在支架顶部, 将110kv电压互感器与支架隔开, 以达到隔离地震能量、减小电压互感器水平地震作用的目的。
2.2 材料属性
对于上部结构110kv电压互感器由瓷套组成, 下部支架由钢材组成。
2.3 隔展装置刚度确定
采用有限元分析软件SAP200建立隔震装置的有限元模型, 通过计算分析小震下隔震层X向Y向水平刚度1.61X1护N/m, 大震下隔震层装置的部分屈服, 故考虑刚度的退化, 取小震时刚度的0.2倍。
2.4 计算分析与构造措施
(1) 结构基本周期。
(2) 隔震支座最大压力。
考虑竖向地震作用, 取构件重力荷载代表值的20%, 隔震支座的压力设计值由1.2X永久荷载标准值+0.2 X构件重力荷载代表值求得。计算结果表明, 隔震支座最大压力设计值小于隔震装置竖向承载压力。
(3) 隔震效率。
定义隔震效率为=隔震后设备顶点最大加速度/隔震前设备顶点最大加速度, 计算结果见下表:
(4) 罕遇地震时隔震支座验算。
①隔震层在罕遇地震作用下隔震层水平剪力标准值平均为8.91 KN, 设计值11.58 KN小于4个M18螺栓的剪力承载力设计值。②隔震支座在罕遇地震作用下隔震层的弯矩标准值平均为25.03KN, 螺栓的拉力设计值为25.73KN, 小于螺栓容许拉力值。③隔震装置A构件的拉力设计值为25.73KN, 小于竖向容许拉力值。④隔震支座在罕遇地震作用下平均最大位移为2.89cm。
(5) 隔震支座以上结构设计。
隔震层以上结构应采取不阻碍隔震层在罕遇地震下发生较大变形的措施。上部结构及隔震层部件应与周围固定物脱开, 与水平方向固定物的脱开距离>35mm。
(6) 隔震支座以下支架结构设计。
隔震层以下结构的强度、刚度、稳定性对上部结构安全至关重要, 应务必使该部分结构具有较大的安全储备。根据抗震规范GB50011-2001要求, 隔震层以下结构的地震作用和抗震验算, 应按罕遇地震作用下内力组合进行验算。水平剪力Vi为11.58KN, 轴力N为21.87KN弯矩为上部结构在罕遇地震作用下产生的弯矩+ViXH, H为支架柱高。
3 新型高架电气隔震装置试验探讨
(1) 试验目的。
本次试验的目的是定性分析该新型隔震装置可以增大非隔震结构的自振周期, 在较宽的频带内减小结构的动力响应。
(2) 试验内容。
用传递函数法确定隔震模型结构和非隔震模型结构的自振周期及振型。分别测量隔震模型结构和非隔震模型结构在扫频振动台上的动力响应, 扫频振动台输入激励的频率从2HZ到25HZ, 每0.5HZ扫频一次, 每次测量的加速度为结构在各个频率上的稳态加速度响应。
(3) 试验模型。
试验模型是一个刚悬臂结构, 上部电气设备由一根500mm长303的钢管来代替, 下部支架高400mm, 钢管型号为303, 隔震装置上下连接板为1001002, 底板为2602602的钢板, 可通过螺栓连接使结构固定在振动台台面上, 在下部支架与地板、下部支架与顶板和上部代替电气设备的钢管与下连接板处分别加四个加劲肋。隔震装置的设计如图3。
(4) 试验设备与采集系统。
试验设备与采集系统主要包括:
①力锤;②压电加速度传感器;③电荷适调器;④动态信号测试分析系统;⑤扫频振动台。
(5) 加速度传感器的布置。
对于试验模型模态参数的确定采用锤击法, 通过一点拾振多点击振的方法测定传递函数, 从而确定结构的振型和自振周期。把隔震结构和非隔震结构每5cm分为一份, 在隔震层上下各布置一个激振点, 在结构顶点布置加速度传感器进行测量锤击下的结构加速度响应。
(6) 试验步骤。
试验用两种激振方法分别激振:
①用力锤在各个激振点对结构进行激振, 以测量结构在水平方向的自振周期、阻尼比和振型等振动模态参数。
②通过扫频振动台对隔震结构和非隔震结构激振, 以测量隔震结构和非隔震结构在扫频振动台激振下的动力响应, 扫频频率从2HZ到25HZ, 每0.5HZ扫频一次。共有47个工况, 即为工况。
(7) 试验数据处理及结果分析。
通过多点激励单点拾振的方法测得结构的频响函数, 可以分析出非隔震结构的第一频率为19.04HZ, 第一阶阻尼3.66%隔震结构的第一频率为7.69HZ第一阶阻尼7.75%, 主要是由于在上部结构和下部支架连接处刚度较大, 加入了加劲肋, 下部结构比较刚所致。
分析可知, 非隔震结构放大系数最大值为17.977, 此时对应得输入激励频率20HZ, 故非隔震结构的基本频率在20HZ左右。隔震结构放大系数最大值为8.767, 此时对应得输入激励频率7.SHZ, 故隔震结构的频率在7.SHZ左右, 与锤击法试验结果基本相吻合。
摘要：通过对高架电气及支架动力特性分析, 开发适用于高架电气设备的隔震装置, 该装置水平刚度小, 与普通橡胶隔震装置不同的是新型隔震装置能够抵抗竖向拉力。把装置试用于110kv电压互感器的隔震控制, 仿真分析装置能够有效减小上部设备的动力响应, 保护电气设备的安全。最后通过试验定性验证了隔震装置能有效减小结构响应, 说明隔震装置的有效性。
关键词：高架电气,隔震装置,试验,设计
参考文献
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砂与橡胶粒复合隔震装置分析研究 第3篇
我国国土面积的41%位于7度或7度以上高烈度区,是世界上遭受地震灾害最严重的国家之一。20世纪全球因地震死亡总人数约120万,我国占50多万。其中死亡人数近60%为村镇人口。房屋倒塌是村镇地区人员伤亡重大的直接原因,而且直接经济损失的85～97%也来自房屋破坏。由于这些地区经济相对落后、抗震设防能力薄弱,在遭受同等地震烈度的条件下,农村人口伤亡和房屋倒塌程度远高于城市。在汶川地震、玉树地震中,问题再次突显。故寻求一种解决这个问题的方法可谓迫在眉睫。基础隔震是在建筑物下部结构与上部结构之间加设隔震层,通过延长结构自振周期、减少能量向上部结构传递来减弱上部结构地震响应、提高建筑物安全性和可靠性,比传统的抗震技术有更多优点。其主要可分为叠层橡胶支座隔震和滑移支座隔震。目前我国使用最多的是前者[1]。但其造价高昂,施工复杂,不太适合我国广大村镇中、低层房屋,如图1所示。后者与之相反,适合村镇房屋应用,但是滑移位移难以控制,残余位移相对较大,阻碍了应用推广。
综上所述,对村镇房屋建筑进行抗震、减震新型技术研究开发具有重要意义。据此,本文提出一种新型隔震装置-带钢绞线的砂与橡胶复合隔震垫。
1 砂-橡胶粒复合隔震垫构造及施工要求
基于此隔震装置面对的实际问题,砂-橡胶粒复合隔震垫通常位于基础顶面,其构造如图3所示,为了保证其功能的正常运作,现有施工构造要求如下。
(1)隔震垫层为矩形土工袋装砂-橡胶粒混合材料的形式,施工简单,且能满足标准化、批量化生产。施工时在底梁凝固前铺设,顶梁以隔振垫为底模。顶、底梁凝固后,对土工袋起到固定作用。
(2)顶梁设计为倒T形,一方面提高上部结构整体刚度、降低地震力对基础的冲切作用;另一方面增加接触面积,降低隔振垫法向应力,提高隔震效果。
(3)隔振垫底面与室外地坪同高,便于修养维护;且在隔震层内侧预留隔振沟,宽度大于罕遇地震滑移位移,内干铺油毡一层,填聚苯板(PT)。
b.砂-橡胶粒垫层刨面图
(4)为控制滑移位移,在钢筋混凝土底梁和顶梁之间加设钢绞线。钢绞线的长度除去两端锚固长度之和后,位于底梁与顶梁之间的长度 l应满足:
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式中 a-滑移隔震结构最大滑移位移;
b-砂垫层厚度。
2 砂-橡胶粒隔震层研究分析
土是一种包含土颗粒骨架、孔隙水、气在内的三相介质。砂本身是土的一种。鉴于土的性质及其抗剪强度理论[2,3],可以将隔震垫层内部砂-橡胶粒混合料等效为复合的土,将空隙水换做性能更优的橡胶粒。将隔震层基于土力学原理来分析研究,问题就变得简单、形象、直观。
2.1 隔震原理
在小震及风荷载作用下,隔震层处于弹性状态,不发生剪切破坏,上部结构底部与隔震层处于啮合-啮合阶段。由于隔震层抗剪强度较上部结构、下部结构小很多,在罕遇地震作用下,复合土垫层起到“保险丝”的作用,最先发生剪切破坏,隔震层经历啮合到滑移的过程,此时隔震层在阻挡地震作用向上部传递的同时消耗大量能量,从而减弱了上部结构的地震响应,起到隔震减振的效果。钢绞线的设置有效的避免了滑移位移过大,使其在不影响隔震效果的同时得到有效控制。下面从多个方面分析其作用原理。
(1)砂垫层本身是一种隔震支座,在地震作用下发生剪切破坏,产生滑移位移,出现剪切滑移面。由于土的抗剪强度理论亦满足库伦摩擦定律,所以砂垫层隔震为摩擦滑移隔震的一种,其抗剪强度可视为最大静摩擦力,残余强度视为滑动摩擦力。加载至土体破坏后产生剪切变形,由于土体空隙的存在,应力-应变曲线呈非线性,如图2所示。随着橡胶颗粒在复合隔震装置中含量的增多,其抗剪强度呈降低趋势[3],使其具有隔震作用。
(2)橡胶粒在变形后可以储存能量,起到缓冲作用。与日常生活中轮胎缓冲震动的道理是一样的。其可以缓冲竖向地震作用,对建筑物起保护作用。
(3)砂-橡胶粒垫层在剪切面产生以后,如图2所示,一个微小的剪切位移就能达到抗剪强度峰值,由于存在应变软化现象,然后随着位移增大抗剪强度τf逐渐降低为残余强度τc,与松砂抗剪强度接近,可以有效提高减震效果36%以上[4]。峰值强度与残余强度之比,称为土的灵敏度St。
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(4)土工袋的加设一方面减少了隔震层水平向滑移位移;另一方面限制了混合材料向四周散落,防止虫鼠破坏,对隔震垫层起保护作用。
(5)钢绞线在多遇地震作用下是不起作用的。当滑移隔震结构遭遇罕遇地震时,滑移位移过大会影响震后使用,甚至与其他建筑物碰撞产生次生危害,甚至发生倾覆。按公式(1)要求加设钢绞线后,可以有效控制滑移位移,并且不会影响建筑震效果。
综上所述,带钢绞线的砂-橡胶粒复合隔震垫层在继承砂垫层隔震性能的同时,具有了一定限制水平滑移位移和减缓竖向地震作用的功能,提高了地震作用下建筑物安全性和震后功能延续性。
2.2 案例概况
此处以宿迁地区某二层农村民房为算例,探讨带钢绞线的砂与橡胶粒复合隔震垫的隔震效果,并且采用有限元分析软件SAP2000建立模型,分析在不同地震动作用下钢绞线对滑移位移和隔震效果的影响。该民房为砌体结构,首层高3.2 m,二层高为3 m,墙厚为240 mm。其设防烈度为8度,设计基本地震加速度值为0.30 g,场地类别为Ⅱ类,设计分组为第二组。其结构平面图见图6。
2.3 数值计算
在SAP2000中建立传统抗震、滑移隔震、带钢绞线隔震三种模型后,采用EI-CENTRO波、迁安波、人工波分别经行计算分析。得出最大加速度、最大层间剪力、最大滑移位移的分析数据如表1～3。
由表1～2分析可知,地震发生时,摩擦滑移装置能有效降低建筑物最大加速度和层间剪力,有明显的减震效果,但是位移较大。
由表1～3分析可知,钢绞线在不影响隔震效果的同时有效控制滑移位移。在砂与橡胶粒复合隔震垫中加设钢绞线能有效避免滑移位移过大产生的危害。
3 结 论
从理论分析可知,带钢绞线的砂-橡胶粒复合隔振垫在继承砂垫层价格低廉、施工简单、效果明显的优点的同时,又增加了安全性能高、残余位移量少、减缓竖向地震作用的特点。另外可以标准化、批量化生产,降低造价,便于推广普及。通过实例计算验证了理论分析的科学性,证实了带钢绞线的砂-橡胶粒减震效果明显,说明此方法适合在广大村镇房屋建筑中推广应用。为了将这种优良的隔震装置应用于实际,仍需进行大量工作。建议参照对砂垫层的试验研究[5,6],通过试验说明垫层厚度、刚度、密实度、砂与橡胶粒配比、颗粒形状、以及基地压力等因素对减震性能[7]的影响,寻求合适的土工袋,为其标准化、批量化生产提供指导,推进其开发、应用、普及。
摘要：介绍了隔震技术及其工作原理,分析了村镇房屋抗震、减震新型技术研究开发的必要性。提出带钢绞线的砂与橡胶粒复合隔震装置;基于土的抗剪强度理论,阐述其作用机理,通过数值分析说明其隔震性能。这种新型隔震装置适合在村镇低矮建筑中推广应用,值得开发研究。
关键词：隔震技术,村镇房屋,复合隔震装置,算例分析
参考文献
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隔震装置 第4篇
目前,在工程结构隔震研究中,国内外学者对于水平隔震的研究开展了很多工作,而对竖向隔震的研究涉及较少。一般认为,水平地震对结构的破坏起控制作用,因此对隔震的研究长期以来集中在水平隔震上,并且在这方面已经取得了很多成果。但大量地震震害表明,竖向地震对结构物的影响有时是不能忽视的,它的作用有时会超过水平地震作用。由于结构竖向刚度大,其竖向固有周期与竖向地震波卓越周期相近,因而结构的竖向震动特性值得关注和研究。
对结构竖向隔震问题,Asano等考察了橡胶隔震层在Kobe地震下对结构竖向和摇摆振动的隔震作用[1];Lew等通过对结构的一些实测竖向地震反应记录的分析,认为较大烈度的竖向地震不会对隔震结构产生危害[2]。最近日本一些学者提出了利用传统的橡胶支座和普通弹簧、粘弹性阻尼器的组合结构进行水平向和竖向隔震,并进行了振动台试验[3]。但该机构使用普通的弹簧和阻尼器,竖向刚度较大,在有限范围内,又难以提供隔离竖向地震作用所需的阻尼,所以其竖向的耗能能力和隔震效果都有限。我国华中理工大学唐家祥教授在国内率先提出采用减少橡胶支座竖向刚度的途径来研究竖向隔震问题,开创了我国研究水平—竖向隔震支座先例。但由于橡胶支座同时也是竖向支撑元件,须保持足够的刚度和稳定性。因此橡胶支座的竖向刚度可减少范围非常有限,其竖向阻尼性能也较差,因而其隔竖向地震效果不可避免的受到影响。但这种方法用于设备基础的隔振具有十分优良的效果。
本文中所研究的水平—竖向复合隔震装置,由铅芯叠层橡胶支座和碟形弹簧竖向隔震装置串联组成,克服了上述缺点,能够有效起到隔离水平和竖向地震的作用,是一种新型的复合隔震装置。
2 设计内容
碟形弹簧竖向隔震装置的平面布局如图1所示:每个竖向隔震支座的压平荷载是6 t,在中间放一主碟形弹簧组(直径为80 mm),在直径200 mm的圆周上均布8个辅助碟形弹簧组(直径为40 mm)。
这种三维隔震装置下部为叠层橡胶,用来隔离水平地震作用,上部采用碟形弹簧竖向减震装置,以达到隔离竖向地震作用。通过试验、计算和分析,可知碟形弹簧竖向隔震装置具有较好的阻尼性能,阻尼比大约为0.18。
3 算例与分析
为了分析水平—竖向复合减震装置的减震效果,以某四层框架结构综合楼为例,同时输入水平和竖向地震波进行理论分析,柱网布置如图2所示,柱截面为400 mm×400 mm,梁截面为250 mm×500 mm,板厚100 mm,层高3 300 mm,抗震设防烈度为8度,Ⅱ类场地,设计第一组,采用C25混凝土,E=28 000 N/mm2。选择轴线进行计算。
水平隔震器采用夹层橡胶垫VP400;竖向隔震器的各参数参考前期试验结果为:竖向线性刚度20.0 kN/mm,屈服后刚度13 kN/mm,阻尼比0.2。
为了计算上的简化和讨论问题的方便,本文对计算模型作如下假设和简化:1)楼板在其自身平面内为绝对刚性,在平面外的刚度很小;2)进行地震反应分析时,构件的竖向和横向刚度仅考虑轴向刚度,不考虑梁的剪切刚度和弯曲的影响;并且所有构件仅考虑竖向平动位移,不考虑摇摆反应和自身的扭转反应;3)对水平隔震和竖向隔震分别进行分析,不考虑二者的耦合作用;计算结构的地震响应时,分别在水平方向(沿X和Y方向)输入两条地震加速度记录,在竖直方向(沿Z向)输入地震加速度记录。地震波记录采用适合Ⅱ,Ⅲ类场地土的El Centro波。本文采用SAP2000软件对复合隔震结构和非隔震结构进行时程响应非线性对比分析。
对该工程实例的动力特性进行了计算分析,首先由表1分别给出结构的水平和竖向基本自振周期,可以看出,隔震结构的水平基本周期是2.466 47 s,基本频率为0.405 Hz,竖向基本周期为0.606 46 s,基本频率是1.65 Hz;而非隔震结构水平基本周期为0.769 62 s,基本频率为1.3 Hz,竖向基本周期为0.228 24 s,基本频率是1.3 Hz;然后由表2给出的同一结构在3-D地震波作用下的自振周期,可以看出,非隔震结构的基本周期是0.769 50 s,基本频率是1.3 Hz,复合隔震结构的基本周期是2.416 38 s,基本频率是0.414 Hz。因此可以说水平—竖向复合隔震支座分别延长了结构的水平和竖向基本周期,更主要的是较好的延长了3-D地震波作用下结构的基本周期。
复合隔震结构层间最大位移的计算结果见表3。
计算得到的结构自振周期为:隔震结构的基本周期为2.416 38 s,基本频率为0.414 Hz;而非隔震结构基本周期为0.769 50 s,基本频率为1.300 Hz;即隔震支座延长了结构的基本周期。
4 结语
1)水平隔震后结构的各层剪力比相应的非隔震结构小33%以上,复合隔震后可以减少40%左右。因此,可以说明橡胶支座和复合隔震装置有效的减小了水平地震作用;
2)竖向隔震后结构的各层轴力比相应的非隔震结构小35%以上,复合隔震后可以减少42%以上。因此,可以说明碟形弹簧竖向隔震装置和复合隔震装置有效的减小了竖向地震作用;
3)水平隔震结构的最大层间位移比隔震前平均减少46%;竖向隔震结构可以减少30%左右,复合隔震结构可以减少50%以上,证明隔震结构能够显著降低上部结构的地震反应,隔震结构的主振型表现为上部结构的整体平动,变形集中在隔震层;
4)水平和竖向隔震结构的水平和竖向自振周期比相应非隔震结构的分别延长了220%和166%左右,复合隔震结构的自振周期延长了能够有效避开地震动的峰值加速度。
摘要：提出了一种水平—竖向复合隔震装置,以一栋四层框架结构为例,对其水平和竖向地震反应进行了分析,研究结果表明,复合隔震装置能简单有效地解决建筑结构的复合基础隔震问题,是一种理想的复合隔震装置。
关键词：水平—竖向,复合隔震装置,减震效果
参考文献
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