屈文俊+陸霆寰+劉揚(yáng)明

建筑科學(xué)與工程學(xué)報(bào)2014年文章編號(hào)：16732049(2014)01003608

收稿日期：20140116

基金項(xiàng)目：“十一五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2006BAJ03A0704)

作者簡(jiǎn)介：屈文?。?958），男，河南輝縣人，教授，博士研究生導(dǎo)師，工學(xué)博士，

摘要：從隔震角度出發(fā)，探討了隔震措施能否提高某一典型的通信機(jī)房走線架結(jié)構(gòu)的抗震性能，在其設(shè)備樓板與承重支架間設(shè)置鉛芯橡膠支座進(jìn)行隔震處理，利用ANSYS有限元程序?qū)ζ溥M(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析。結(jié)果表明：結(jié)構(gòu)第1階振型的自振周期由2.33 s延長(zhǎng)至3.59 s，有效避開(kāi)了場(chǎng)地卓越周期；走線架上部在地震作用下的相對(duì)變形大幅降低（降幅為58.5%）；結(jié)構(gòu)頂部加速度響應(yīng)及基底地震剪力都有一定程度的減弱（降幅分別為10.4%，36.4%）；對(duì)走線架結(jié)構(gòu)的隔震處理能夠有效提高其抗震性能，隔震措施切實(shí)可行。

關(guān)鍵詞：通信機(jī)房；走線架；隔震；自振周期；振型；動(dòng)力時(shí)程分析

中圖分類號(hào)：TU352.1文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Feasibility Analysis of Seismic Isolation Method on Cable Tray

Structure in Communication RoomQU Wenjun, LU Tinghuan, LIU Yangming

（Department of Building Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China）Abstract: Basing on the seismic isolation, seismic isolation technology was taken into account to improve the seismic performance of the cable tray structure for a typical communication room. Taking advantage of seismic isolation technology by setting rubber seismic isolation bears between equipment floor and bearing member. Based on ANSYS finite element software, the dynamic time history analysis was carried out.The results show that the selfvibration period of the first vibration mode is from 2.33 s to 3.59 s,which avoids the site predominant period effectively. The relative deformation of cable tray structures on top decreases obviously(the reduction of 58.5%). The acceleration responses at the top of cable tray and the base shear get a certain degree of decrease(the reduction of 10.4% and 36.4%, respectively). By adopting seismic isolation technology,the seismic performance of the construction of cable tray structures can be improved and certain effects have achieved through seismic isolation.

Key words: communication room; cable tray; seismic isolation; selfvibration period; vibration mode; dynamic time history analysis

0引言

目前中國(guó)通信機(jī)房?jī)?nèi)的通信設(shè)備安裝設(shè)計(jì)主要采用傳統(tǒng)的抗震設(shè)計(jì)思想，《通信設(shè)備安裝抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（YD 5059—98）的基本點(diǎn)仍是抵御地震作用［1］，即走線架的各支撐架及相關(guān)加固點(diǎn)用螺栓或預(yù)埋件錨固于樓面，走線架頂部通過(guò)剛性連接拉結(jié)于結(jié)構(gòu)柱或墻上。本文中筆者則是從隔震的角度出發(fā)，通過(guò)設(shè)置隔震樓板，阻隔地震動(dòng)向上部通信設(shè)備的傳遞，減小上部設(shè)備的地震作用，實(shí)現(xiàn)隔震的目的。

隔震樓板的原理是，將通信機(jī)房?jī)?nèi)設(shè)置的一活動(dòng)樓板作為通信設(shè)備的受力層，走線架、電源機(jī)柜等設(shè)備錨固于該設(shè)備樓板上，然后在設(shè)備樓板和結(jié)構(gòu)承重構(gòu)件（梁、樓板）之間設(shè)置隔震支座。在地震作用下，隔震裝置能夠有效地阻隔、吸收結(jié)構(gòu)樓板傳遞給設(shè)備的地震動(dòng)能量，大大降低活動(dòng)設(shè)備樓板的地震作用，削減設(shè)備的動(dòng)力響應(yīng)峰值，從而使通信設(shè)備在強(qiáng)烈的地震作用下免遭損毀。

1隔震支座的有限元模型

設(shè)備樓板與結(jié)構(gòu)承重構(gòu)件之間的隔震裝置通常采用的是鉛芯橡膠支座（LRB）。鉛芯橡膠支座是由普通的橡膠支座中央插入鉛芯而構(gòu)成，由于鉛具有較低的屈服點(diǎn)和較高的塑性變形能力，使鉛芯橡膠支座的阻尼比可以達(dá)到20%~30%。鉛芯具有提高支座吸能能力，確保支座有適度的阻尼，同時(shí)還能增加支座的初始剛度。鉛芯橡膠支座既具有隔震作用，又具有阻尼作用，無(wú)需加設(shè)阻尼器，使隔震系統(tǒng)變得簡(jiǎn)單［2］。

鉛芯橡膠隔震支座采用修正雙線性RambergOsgood彈塑性恢復(fù)力模型，如圖1所示，其中，Q為荷載，δ為變形，Ku為鉛芯屈服前的剛度，δd為鉛芯的屈服變形，Qd為鉛芯的屈服荷載，Kd為L(zhǎng)RB屈服后的剛度，Keq為L(zhǎng)RB的水平有效剛度，δu為隔震支座的極限變形量。

圖1鉛芯橡膠隔震支座的恢復(fù)力模型

Fig.1Restoring Force Model of Lead Rubber

Seismic Isolation Bears本文隔震方案中的隔震裝置分布于設(shè)備樓板與結(jié)構(gòu)承重構(gòu)件之間，在建立隔震后的走線架有限元模型時(shí)進(jìn)行了一定簡(jiǎn)化，根據(jù)總水平剛度、豎向剛度、屈服荷載相等的原則，將隔震裝置等效為每根支撐立桿下獨(dú)立的隔震支座。

支撐架桿底部隔震支座的參數(shù)主要有：屈服前剛度Ku，屈服后剛度Kd，屈服荷載Qd，阻尼比ξ和豎向剛度Kv等［3］。

為保證機(jī)房設(shè)備樓板的正常使用并保證在當(dāng)?shù)卦O(shè)防烈度的常遇地震作用下，不至于產(chǎn)生過(guò)大的變形，選定隔震支座的屈服荷載應(yīng)當(dāng)大于走線架在常遇地震作用下支撐架底部剪力。針對(duì)一實(shí)際通信機(jī)房走線架，假設(shè)質(zhì)量（包括走線架質(zhì)量及其上布的線纜質(zhì)量）為31 817 kg，折算為等效總重力荷載代表值為249.45 kN，上海地區(qū)7度常遇地震下地震影響系數(shù)α為

α=(TgT)γη2αmax=0.034

式中：Tg為場(chǎng)地特征周期；T為結(jié)構(gòu)自振周期；η2為阻尼調(diào)整系數(shù)；αmax為地震影響系數(shù)最大值；γ為衰減指數(shù)。

通過(guò)計(jì)算可得支撐架底部地震剪力標(biāo)準(zhǔn)值為8.5 kN，假定該地震剪力由支撐架承擔(dān)，則每根支撐桿承受的地震剪力為0.124 kN，取支撐架下部隔震支座的屈服荷載Qd=0.2 kN。

由半剛接走線架模態(tài)分析結(jié)果可知，支撐架一階平動(dòng)自振頻率f=0.504 Hz，走線架結(jié)構(gòu)總質(zhì)量M=31 817 kg，則總抗側(cè)剛度K為

K=ω2M=（2πf）2M=319 065 N·m-1

式中：ω為支撐架角頻率。

支撐立桿平均抗側(cè)剛度為4.7 kN·m-1，筆者通過(guò)多次的試算，選定隔震支座屈服前的水平剪切剛度Ku=4 kN·m-1，屈服后的剪切剛度Kd=0.3 kN·m-1。

隔震支座的附加阻尼比取ξ=0.20［2］，則阻尼系數(shù)c為

c=ccrξ=2Mωξ=Kdπf1ξ=44.4 N·s·m-1

式中：ccr為臨界阻尼系數(shù)；f1為隔震支座自振頻率。

隔震支座的力學(xué)模型可以簡(jiǎn)化為由水平2個(gè)方向的非線性彈簧、粘滯阻尼器以及豎向的線性彈簧所組成。在ANSYS中，可以由若干單元組合來(lái)實(shí)現(xiàn)隔震支座的模擬。豎向剛度的模擬采用Combin14單元，在水平2個(gè)方向剛度的模擬則采用Combin40單元，3個(gè)彈簧單元不相交的各節(jié)點(diǎn)約束所有自由度，交點(diǎn)處節(jié)點(diǎn)約束轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，交點(diǎn)處與支撐架桿底部聯(lián)結(jié)［4］，見(jiàn)圖2。

圖2隔震支座簡(jiǎn)化模型

Fig.2Simplified Model of Seismic Isolation Bears圖3Combin40單元幾何形狀

Fig.3Element Geometric Shape of Combin40水平隔震單元采用Combin40單元（圖3），隔震單元水平方向的基本參數(shù)對(duì)應(yīng)Combin40單元中的實(shí)參數(shù)為：K2=Kd，K1=Ku-Kd。圖3中，C為阻尼比換算的阻尼系數(shù)。豎向單元采用Combin14單元來(lái)模擬，單元實(shí)常數(shù)取隔震單元豎向剛度，豎向彈簧長(zhǎng)度為0.1 m，模擬100 mm厚的隔震層。

通過(guò)在走線架有限元模型各支撐架立桿的底部設(shè)置隔震單元來(lái)實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的隔震，選定的實(shí)際通信機(jī)房走線架結(jié)構(gòu)的平面見(jiàn)圖4，走線架有限元模型見(jiàn)圖5，支撐架的截面見(jiàn)圖6，走線架結(jié)構(gòu)局部立面見(jiàn)圖7，材質(zhì)為鋁合金，其基本材性為抗拉強(qiáng)度Fy=245 MPa，彈性模量Ez=68 GPa。2隔震后的動(dòng)態(tài)模型分析

對(duì)隔震后的走線架有限元模型進(jìn)行動(dòng)力模態(tài)分析，得到前9階彈性階段的動(dòng)力參數(shù)，見(jiàn)表1，相應(yīng)的各階振型見(jiàn)圖8。

由表1及圖8可知，走線架結(jié)構(gòu)的第1階振型表現(xiàn)為結(jié)構(gòu)的整體扭轉(zhuǎn)，這說(shuō)明結(jié)構(gòu)整體的抗扭剛度較差。結(jié)構(gòu)第2階振型表現(xiàn)為y方向的平動(dòng)，第3階振型表現(xiàn)為x方向的平動(dòng)，且各立桿剪切變形均很小，相對(duì)位移主要集中在底部隔震單元上，上部結(jié)構(gòu)近似表現(xiàn)為一個(gè)整體，結(jié)構(gòu)發(fā)生整體平動(dòng)。前3階自振頻率比較接近，且數(shù)值遠(yuǎn)小于其后的高階自振頻率，有效質(zhì)量達(dá)到99%，這說(shuō)明結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性由前3階振型主導(dǎo)。第9階振型仍為局部模態(tài)，其出現(xiàn)得較晚，對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析的影響可以忽略不計(jì)。

對(duì)比結(jié)構(gòu)隔震前后的動(dòng)力參數(shù)，各階振型出現(xiàn)的順序完全一致，前4階低階振型自振頻率有較大程度的減小，高階振型變化不大。這說(shuō)明通過(guò)設(shè)置隔震單元，沒(méi)有改變結(jié)構(gòu)整體的剛度分布，有效地延長(zhǎng)了占結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性主導(dǎo)地位的低階振型的自振周期，使結(jié)構(gòu)進(jìn)一步避開(kāi)場(chǎng)地卓越周期，減小結(jié)構(gòu)地震作用。圖4走線架結(jié)構(gòu)平面（單位:mm）

Fig.4Plane of Cable Tray Structures (Unit:mm)圖5走線架有限元模型

Fig.5Finite Element Model of Cable Tray圖6支撐架截面(單位:mm)

Fig.6Cross Section of Support Frame (Unit:mm)圖7走線架結(jié)構(gòu)局部立面（單位:m）

Fig.7Part Elevation of Cable Tray Structures (Unit:m)3隔震后的動(dòng)力時(shí)程分析

在設(shè)置隔震支座后的走線架有限元整體模型上施以y方向上海人工SHWN2地震波，地震波峰值加速度為2.20 m·s-2，步長(zhǎng)0.02 s，地震波持時(shí)30 s。對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析，后處理提取得走線架頂部相對(duì)支撐架底y方向相對(duì)位移響應(yīng)及隔震層位移時(shí)程曲線如圖9，10所示，其中，t為時(shí)間。

由圖9可知，走線架采取隔震措施后，在y方向

表1隔震后走線架前9階振型

Tab.1The First Nine Vibration Modes of Cable Tray

Structures After Seismic Isolation階次f/HzT/sx方向平

動(dòng)參與

系數(shù)/%y方向平

動(dòng)參與

系數(shù)/%振型描述10.2923.4200.610.02整體扭轉(zhuǎn)20.3133.1920.0099.73y方向一階平動(dòng)30.3422.92198.980.00x方向一階平動(dòng)40.4762.1010.040.00整體二階扭轉(zhuǎn)50.6521.5320.000.08y方向整體彎曲60.9031.1080.000.01y方向整體二階彎曲70.9411.0630.190.00x方向整體彎曲81.2830.7800.000.00y方向整體三階彎曲91.5820.6320.000.00局部模態(tài)上海人工SHWN2地震波作用下，結(jié)構(gòu)頂部相對(duì)支撐架底部y方向相對(duì)位移響應(yīng)峰值出現(xiàn)于第6.88 s，其峰值為141.4 mm，相對(duì)應(yīng)的支撐架傾斜角為0.061 rad。由圖10可知，隔震層最大位移響應(yīng)發(fā)生于第7.3 s，其峰值為248.3 mm，結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移主要集中在抗側(cè)剛度較小的隔震層，隔震支座在罕遇地震作用下，其最大相對(duì)位移滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)［5］中有關(guān)限值的規(guī)定，對(duì)于橡膠隔震支座，該限值不超過(guò)隔震層內(nèi)橡膠總厚度的3倍［5］，為300 mm。

隔震后走線架頂部加速度響應(yīng)和速度響應(yīng)見(jiàn)圖11，12。由圖11可知，對(duì)走線架結(jié)構(gòu)進(jìn)行隔震后，在y方向地震波作用下，結(jié)構(gòu)頂部加速度響應(yīng)峰值出現(xiàn)在第5.58 s，其值為2.41 m·s-2，相應(yīng)于y方向基底輸入的地震波激勵(lì)加速度峰值2.20 m·s-2，動(dòng)力放大系數(shù)為1.10。結(jié)構(gòu)整體的抗側(cè)剛度較小，其在地震加速度激勵(lì)下，結(jié)構(gòu)所受地震作用較小，頂部加速度響應(yīng)放大較小。由圖12可知，速度響應(yīng)峰值為0.63 m·s-1，其發(fā)生于第6.12 s。

圖13，14為隔震后走線架在y方向地震作用下的各結(jié)構(gòu)層峰值相對(duì)位移曲線和各橋架層層間位移角時(shí)程曲線。由圖13可知，走線架采取隔震措施后，在地震波作用下，結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移主要集中在支撐架底部的隔震層，上部結(jié)構(gòu)各橋架層的相對(duì)變形很小，發(fā)生整體平動(dòng)為主的相對(duì)位移。由圖14可知：上部結(jié)構(gòu)近似發(fā)生剛體平動(dòng)，最大層間位移角發(fā)生在支撐架層，其峰值為0.061 rad；各橋架層層間位移角相對(duì)很小，其最大值僅為0.008 6 rad。

圖15為隔震后走線架在y方向地震作用下的基底剪力時(shí)程曲線。隔震加固后，基底剪力最大值圖8隔震后走線架結(jié)構(gòu)振型

Fig.8Vibration Modes of Cable Tray Structures After Seismic Isolation圖9走線架結(jié)構(gòu)頂部y方向相對(duì)位移響應(yīng)時(shí)程曲線

Fig.9Time History Curve of ydirection Relative

Displacement Response on Top of

Cable Tray Structures圖10隔震層y方向相對(duì)位移時(shí)程曲線

Fig.10Time History Curve of ydirection Relative

Displacement for Isolation Layer圖11隔震后頂部y方向加速度響應(yīng)時(shí)程曲線

Fig.11Time History Curve of ydirection Acceleration

Response on Top After Seismic Isolation圖12隔震后頂部y方向速度響應(yīng)時(shí)程曲線

Fig.12Time History Curve of ydirection Velocity

Response on Top After Seismic Isolation圖13隔震后y方向峰值相對(duì)位移曲線

Fig.13Time History Curve of Peak Value of ydirection

Relative Displacement After Seismic Isolation圖14隔震后y方向?qū)娱g位移角時(shí)程曲線

Fig.14Time History Curves of ydirection Interstory

Displacement Angle After Seismic Isolation圖15隔震后y方向基底剪力時(shí)程曲線

Fig.15Time History Curve of ydirection

Base Shear After Seismic Isolation圖16隔震后y方向基底剪力相對(duì)位移時(shí)程曲線

Fig.16Time History Curve of ydirectionBase

Shearrelative Displacement After

Seismic Isolation發(fā)生于第6.84 s，其峰值為29.7 kN。圖16為隔震后y方向基底剪力相對(duì)位移時(shí)程曲線。

對(duì)于長(zhǎng)周期隔震結(jié)構(gòu)，文獻(xiàn)［6］中建議對(duì)中國(guó)規(guī)范的設(shè)計(jì)反應(yīng)譜長(zhǎng)周期衰減曲線不分段，建議的反應(yīng)譜曲線如圖17所示，其中，η為斜率調(diào)整系數(shù)，η=1+0.05-ξ0.06+1.7ξ，α=(Tg/T)γηαmax，γ=1+0.05-ξ0.5+5ξ。

圖17反應(yīng)譜曲線

Fig.17Response Spectrum Curve由模態(tài)分析結(jié)果可知，采取隔震措施后，走線架結(jié)構(gòu)第1階振型的自振周期為3.42 s，故地震作用影響系數(shù)為

α=(TgT)γη2αmax=0.142

結(jié)構(gòu)總水平地震作用標(biāo)準(zhǔn)值FEK為

FEK=αGeq=35.44 kN

式中：Geq為結(jié)構(gòu)等效總重力荷載。

時(shí)程分析得到走線架結(jié)構(gòu)y方向最大基底剪力為29.7 kN=0.84FEK，時(shí)程分析結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果吻合較好。

圖16中的曲線形狀大致呈長(zhǎng)梭狀，這說(shuō)明結(jié)構(gòu)由于采用了隔震措施，結(jié)構(gòu)上地震作用減小，結(jié)構(gòu)桿件或節(jié)點(diǎn)未產(chǎn)生足夠大的塑性變形，結(jié)構(gòu)的耗能能力較差。

圖18,19分別為采取隔震措施后，走線架相對(duì)支撐架底部的峰值變形及隔震層的峰值變形云圖。由圖18可以看出，走線架相對(duì)變形峰值發(fā)生于第6.88 s，此時(shí)走線架頂部絕對(duì)位移為341.4 mm，走線架自身的相對(duì)變形為141.4 mm，橋架各層間相對(duì)位移可忽略不計(jì)，即橋架層發(fā)生整體平動(dòng)，結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移主要集中在隔震層以及橋架下方的支撐架層。由圖19可以看出，隔震層的相對(duì)位移峰值出現(xiàn)圖18第6.88 s時(shí)隔震后走線架最大

相對(duì)變形（單位:mm）

Fig.18Maximum Relative Deformation of Cable Tray

After Seismic Isolation when t=6.88 s (Unit:mm)圖19第7.30 s時(shí)隔震層峰值位移響應(yīng)（單位:mm）

Fig.19Peak Displacement Responses of Seismic

Isolation Layer when t=7.30 s(Unit:mm)于第7.30 s，其最大變形為253.2 mm，略微小于相關(guān)規(guī)范對(duì)隔震層最大變形的限值300 mm（3倍隔震層橡膠墊厚度）。隔震后走線架結(jié)構(gòu)上的地震作用明顯減小，各型材桿件最大應(yīng)力出現(xiàn)于第6.86 s，為174 MPa，小于桿件鋁合金型材的非比例延性強(qiáng)度245 MPa，桿件還未進(jìn)入塑性狀態(tài)。4隔震效果分析

將隔震前后結(jié)構(gòu)模態(tài)分析及7度罕遇y方向上海人工SHWN2地震波作用下彈塑性時(shí)程分析的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表2所示。

由表2可知，通過(guò)在走線架支撐架底部設(shè)置隔震支座，能有效增大結(jié)構(gòu)第1階振型的自振周期（結(jié)構(gòu)一階自振周期由2.33 s進(jìn)一步延長(zhǎng)為3.59 s），使結(jié)構(gòu)有效避開(kāi)場(chǎng)地卓越周期，使結(jié)構(gòu)更加具有柔性，有效抵御地震的作用。通過(guò)采取隔震措施，走線架頂部的加速度響應(yīng)略微降低（加速度響應(yīng)峰值降

表2走線架加固前后對(duì)比

Tab.2Comparisons of Cable Tray Before and

After Strengthening參數(shù)隔震前隔震后基本自振周期/s2.333.59最大位移/mm340.5141.4最大速度/（m·s-1）0.710.63最大加速度/（m·s-2）2.692.41最大基底剪力/kN46.729.7支撐架最大傾斜角/rad0.1460.061橋架最大層間位移角/rad0.007 40.008 6低為2.41 m·s-2，降幅為10.4%）；基底地震剪力峰值減?。ㄗ畲蠡准袅p小為29.7 kN，降幅36.4%），對(duì)應(yīng)的水平方向的減震系數(shù)為0.636，從基底剪力控制角度來(lái)看，隔震效果比較理想。

通過(guò)采取隔震措施，走線架主體結(jié)構(gòu)相對(duì)位移顯著減?。ńY(jié)構(gòu)相對(duì)位移峰值減小為141.4 mm，降幅58.5%）；支撐架以及橋架層發(fā)生的相對(duì)變形很小，各結(jié)構(gòu)層最大層間位移角顯著減?。ㄖ渭茏畲髢A斜角降為0.061 rad，降幅58.2%），從結(jié)構(gòu)相對(duì)位移控制角度來(lái)看，隔震取得了一定的效果。但是上部結(jié)構(gòu)的相對(duì)變形大幅減小，是犧牲隔震層的變形來(lái)實(shí)現(xiàn)的。本算例在罕遇上海人工SHWN2地震波作用下，結(jié)構(gòu)相對(duì)位移主要集中在隔震層上，隔震層相對(duì)位移峰值達(dá)到248.3 mm，隔震層的大變形減小了上部結(jié)構(gòu)的地震作用，從而減小了地震破壞。中國(guó)抗震規(guī)范規(guī)定，隔震層應(yīng)具有適宜的豎向承載力、側(cè)向剛度和阻尼，以滿足預(yù)期的水平方向減震系數(shù)和位移控制要求。在罕遇地震作用下，隔震支座自身的水平位移也需要嚴(yán)格控制。

對(duì)于本工程中的走線架結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)整體抗側(cè)剛度較弱，自振周期較長(zhǎng)（隔震前的基本自振周期達(dá)到2.33 s）。根據(jù)中國(guó)抗震規(guī)范的地震作用反應(yīng)譜推斷，對(duì)于長(zhǎng)周期建筑，結(jié)構(gòu)已經(jīng)處于加速度反應(yīng)譜下降段的平緩區(qū)域，通過(guò)隔震使結(jié)構(gòu)周期繼續(xù)延長(zhǎng)取得的減震效果將不明顯，地震剪力變化不會(huì)很大，即長(zhǎng)周期結(jié)構(gòu)隔震后基本沒(méi)有明顯的減震效果。而本文中采用時(shí)程分析時(shí)，長(zhǎng)周期走線架結(jié)構(gòu)通過(guò)采取隔震措施，仍然取得了一定的減震效果。這是由于長(zhǎng)周期結(jié)構(gòu)采取隔震措施后，結(jié)構(gòu)低階振型質(zhì)量的參與系數(shù)提高。對(duì)于非隔震結(jié)構(gòu)，低階振型質(zhì)量參與系數(shù)相對(duì)較小，高階振型的影響不能忽略，通過(guò)各階振型的地震剪力組合，結(jié)構(gòu)的最終基底剪力會(huì)遠(yuǎn)大于第1階振型的基底剪力。因此，長(zhǎng)周期結(jié)構(gòu)隔震后，在不顯著降低一階振型地震剪力的基礎(chǔ)上，隔震結(jié)構(gòu)能降低高階振型的影響，故長(zhǎng)周期結(jié)構(gòu)隔震也能取得一定的減震效果。5結(jié)語(yǔ)

在支撐架基底設(shè)置隔震支座后，結(jié)構(gòu)一階自振周期從2.33 s延長(zhǎng)至3.59 s，進(jìn)一步避開(kāi)場(chǎng)地卓越周期，減小結(jié)構(gòu)的地震作用。采取隔震措施后，在y方向地震作用下，結(jié)構(gòu)相對(duì)位移主要集中在水平剛度較弱的隔震層，隔震層變形最大值為248.3 mm，走線架自身相對(duì)位移峰值則由340.5 mm降低至141.4 mm，從變形角度考慮，取得了較好的隔震效果。走線架頂部加速度響應(yīng)小幅降低（降幅10.4%），基底地震剪力由46.7 kN降低為29.7 kN，降幅36.4%，水平方向減震系數(shù)為0.636，隔震減震效果較理想。隔震方案通過(guò)隔震支座的大變形，實(shí)現(xiàn)上部結(jié)構(gòu)的隔震減震。因此隔震層需要選定合理的水平剛度等參數(shù)，保證上部結(jié)構(gòu)隔震效果的同時(shí)，使隔震層自身變形嚴(yán)格控制在規(guī)定限值內(nèi)。對(duì)于某一特定結(jié)構(gòu)，隔震層隔震參數(shù)的設(shè)定、隔震支座布設(shè)位置、隔震支座施工工藝、隔震施工經(jīng)濟(jì)性的研究在結(jié)構(gòu)隔震方面將具有極為重要的意義。參考文獻(xiàn)：

References:［1］王恒新.郵電建筑和郵電通信設(shè)備安裝的隔震減震與控振技術(shù)概述［J］.郵電技術(shù)設(shè)計(jì),1999(4):3439.

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［2］王偉剛.基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)彈塑性動(dòng)力分析［D］.合肥:合肥工業(yè)大學(xué),2005.

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［3］楊青濤,魏陸順.ANSYS軟件隔震結(jié)構(gòu)分析的二次開(kāi)發(fā)［J］.低溫建筑技術(shù),2012(4):6769.

YANG Qingtao,WEI Lushun.The Secondary Development of ANSYS Software Analysis of Base Isolated Structures［J］.Low Temperature Architecture Technology,2012(4):6769.

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DU Dongsheng，WANG Shuguang,LIU Weiqing,et al.Discussion on the Seismic Reduction Effect of Isolated Long Period Highrise Buildings［C］//CUI Jinghao.Proceedings of the 17th National Conference on Structural Engineering:No.Ⅲ.Beijing:Editorial Office of Engineering Mechanics,2008:1821.

在支撐架基底設(shè)置隔震支座后，結(jié)構(gòu)一階自振周期從2.33 s延長(zhǎng)至3.59 s，進(jìn)一步避開(kāi)場(chǎng)地卓越周期，減小結(jié)構(gòu)的地震作用。采取隔震措施后，在y方向地震作用下，結(jié)構(gòu)相對(duì)位移主要集中在水平剛度較弱的隔震層，隔震層變形最大值為248.3 mm，走線架自身相對(duì)位移峰值則由340.5 mm降低至141.4 mm，從變形角度考慮，取得了較好的隔震效果。走線架頂部加速度響應(yīng)小幅降低（降幅10.4%），基底地震剪力由46.7 kN降低為29.7 kN，降幅36.4%，水平方向減震系數(shù)為0.636，隔震減震效果較理想。隔震方案通過(guò)隔震支座的大變形，實(shí)現(xiàn)上部結(jié)構(gòu)的隔震減震。因此隔震層需要選定合理的水平剛度等參數(shù)，保證上部結(jié)構(gòu)隔震效果的同時(shí)，使隔震層自身變形嚴(yán)格控制在規(guī)定限值內(nèi)。對(duì)于某一特定結(jié)構(gòu)，隔震層隔震參數(shù)的設(shè)定、隔震支座布設(shè)位置、隔震支座施工工藝、隔震施工經(jīng)濟(jì)性的研究在結(jié)構(gòu)隔震方面將具有極為重要的意義。參考文獻(xiàn)：

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在支撐架基底設(shè)置隔震支座后，結(jié)構(gòu)一階自振周期從2.33 s延長(zhǎng)至3.59 s，進(jìn)一步避開(kāi)場(chǎng)地卓越周期，減小結(jié)構(gòu)的地震作用。采取隔震措施后，在y方向地震作用下，結(jié)構(gòu)相對(duì)位移主要集中在水平剛度較弱的隔震層，隔震層變形最大值為248.3 mm，走線架自身相對(duì)位移峰值則由340.5 mm降低至141.4 mm，從變形角度考慮，取得了較好的隔震效果。走線架頂部加速度響應(yīng)小幅降低（降幅10.4%），基底地震剪力由46.7 kN降低為29.7 kN，降幅36.4%，水平方向減震系數(shù)為0.636，隔震減震效果較理想。隔震方案通過(guò)隔震支座的大變形，實(shí)現(xiàn)上部結(jié)構(gòu)的隔震減震。因此隔震層需要選定合理的水平剛度等參數(shù)，保證上部結(jié)構(gòu)隔震效果的同時(shí)，使隔震層自身變形嚴(yán)格控制在規(guī)定限值內(nèi)。對(duì)于某一特定結(jié)構(gòu)，隔震層隔震參數(shù)的設(shè)定、隔震支座布設(shè)位置、隔震支座施工工藝、隔震施工經(jīng)濟(jì)性的研究在結(jié)構(gòu)隔震方面將具有極為重要的意義。參考文獻(xiàn)：

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［3］楊青濤,魏陸順.ANSYS軟件隔震結(jié)構(gòu)分析的二次開(kāi)發(fā)［J］.低溫建筑技術(shù),2012(4):6769.

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［4］何文福,霍達(dá),劉文光,等.長(zhǎng)周期隔震結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)分析［J］.北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2008,34(4):391397.

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［5］GB 50011—2010,建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.

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［6］杜東升,王曙光,劉偉慶,等.長(zhǎng)周期高層隔震建筑的減震效果探討［C］//崔京浩.第17屆全國(guó)結(jié)構(gòu)工程學(xué)術(shù)會(huì)議論文集:第Ⅲ冊(cè).北京：《工程力學(xué)》雜志社,2008:1821.

DU Dongsheng，WANG Shuguang,LIU Weiqing,et al.Discussion on the Seismic Reduction Effect of Isolated Long Period Highrise Buildings［C］//CUI Jinghao.Proceedings of the 17th National Conference on Structural Engineering:No.Ⅲ.Beijing:Editorial Office of Engineering Mechanics,2008:1821.