【摘要】：為了避免立式儲罐自復(fù)位滾動隔震體系的支座位移過大導(dǎo)致支座失效,同時達到在不同地震動作用下,減震效應(yīng)明顯的目的,設(shè)計了一種變剛度限位滾動隔震裝置,以便適應(yīng)地震動特性變化以及儲液高度變化的影響。利用有限元分析軟件ADINA進行數(shù)值仿真分析,采用彈簧-阻尼系統(tǒng)模擬隔震層,非線性彈簧單元模擬限位裝置,流體采用勢流體單元,罐壁采用殼單元,建立15×104m3儲罐模型。在加速度峰值為0.4 g不同地震動激勵下,尤其是近斷層長周期地震作用下,對加入限位裝置前后儲罐的地震響應(yīng)進行對比,結(jié)果表明:采用限位裝置后,支座位移得到明顯控制,基底剪力、基底彎矩以及動液壓力卻都有不同程度的放大,但相比非隔震情況下仍有較好的隔震效果,晃動波高略有增大。建議在采用變剛度滾動隔震措施時,可考慮綜合減震方案,優(yōu)化減震效果。
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圖片說明： 地震工程與工程振動第37卷接觸彈簧的層數(shù)逐漸增加，剛度逐級增加，其限位效果越來越好的目的。第1層限位彈簧由一個彈簧組成，彈簧剛度為8×108N/m，第2層和第3層由兩個限位彈簧組成，每個彈簧剛度為4×108N/m，每個隔震支座由四個滾珠和20根彈簧組成，由于滾動隔震體系的隔震效果很好，當支座位移較小時，不需要對其進行限位，因此限位裝置預(yù)留距離為0．15m，隔震支座示意簡圖如圖1所示。圖1隔震支座示意圖Fig．1Schematicdiagramofisolationbearing1．3隔震層參數(shù)本文模擬的隔震支座為變剛度限位滾動隔震支座，其中滾動隔震采用彈簧單元模擬，隔震周期Tb=3s，隔震層等效黏滯阻尼比ζ=0．1。隔震層彈簧剛度系數(shù)Kb和阻尼系數(shù)Cb為［8］:Kb=m·2πT()bCb=ζm·4πTb表2非線性彈簧參數(shù)Table2Theparametersofthenonlinearspring相對位移(m)力(N)0．1500．22101266．30．29303797．60．35564195．2根據(jù)上述公式可求出代替隔震層的彈簧的總剛度和阻尼，本文有限元模型隔震層采用505個變剛度限位滾動隔震支座即505根彈簧，由于代表隔震層的彈簧串聯(lián)，需總剛度和阻尼平均分配得出每個彈簧單元水平剛度系數(shù)K1和阻尼系數(shù)C1。限位裝置由3層彈簧構(gòu)成，因其隨著支座位移的增加，接觸彈簧的層數(shù)變多，剛度也隨之提高，所以采用非線性彈簧單元模擬限位裝置，每1層限位彈簧總剛度取8×108N/m，即在接觸第1層、第2層、第3層彈簧時隔震層分別增加8×108N/m、1．6×109N/m、2．4×109N/m的剛度，需將限位提供的剛度平均分配給每根限位彈簧，每根非線性彈簧具體參數(shù)見表2。1．4有限元單元選取變剛度限位滾動隔震立式儲罐模型與隔震層等效模型如圖2、圖3所示，罐壁及罐底?
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圖片說明： 的彈簧串聯(lián)，需總剛度和阻尼平均分配得出每個彈簧單元水平剛度系數(shù)K1和阻尼系數(shù)C1。限位裝置由3層彈簧構(gòu)成，，因其隨著支座位移的增加，接觸彈簧的層數(shù)變多，剛度也隨之提高，所以采用非線性彈簧單元模擬限位裝置，每1層限位彈簧總剛度取8×108N/m，即在接觸第1層、第2層、第3層彈簧時隔震層分別增加8×108N/m、1．6×109N/m、2．4×109N/m的剛度，需將限位提供的剛度平均分配給每根限位彈簧，每根非線性彈簧具體參數(shù)見表2。1．4有限元單元選取變剛度限位滾動隔震立式儲罐模型與隔震層等效模型如圖2、圖3所示，罐壁及罐底板采用四節(jié)點等參殼單元，液體采用勢流體單元計算。隔震層采用彈簧單元，限位裝置采用非線性彈簧單元，采用Newmark數(shù)值分析法進行動力求解。圖2儲罐有限元模型圖3隔震層彈簧單元模型Fig．2TheFEmodelofverticalstoragetankFig．3Thespringelementmodelofisolationlayer126
【作者單位】： 蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院;大連民族大學(xué)土木工程學(xué)院;
【基金】：國家自然科學(xué)基金項目(51478090)~~
【分類號】：TE972

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本文編號：2514953