試件斷裂對(duì)萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層影響的數(shù)值分析

李國(guó)強(qiáng)， 王　鵬， 孫建運(yùn)(.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上?！?009； .中國(guó)建筑股份有限公司技術(shù)中心，北京　0300)

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試件斷裂對(duì)萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層影響的數(shù)值分析

李國(guó)強(qiáng)1， 王鵬2， 孫建運(yùn)2(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200092； 2.中國(guó)建筑股份有限公司技術(shù)中心，北京101300)

摘要：萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)是中國(guó)建筑股份有限公司研制的重型結(jié)構(gòu)試驗(yàn)設(shè)備，試驗(yàn)系統(tǒng)的綜合功能和加載能力為世界同類設(shè)備之最。為減少試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)周邊辦公區(qū)域的影響，在設(shè)備的基座下面設(shè)置了隔振層。采用ANSYS瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析方法，針對(duì)試件斷裂對(duì)萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層的沖擊影響進(jìn)行了分析，提取了試驗(yàn)系統(tǒng)基座底部邊界角點(diǎn)的X、Y、Z方向位移和單個(gè)隔振器的Z方向受力時(shí)程曲線，對(duì)比分析了不同卸載時(shí)間對(duì)隔振響應(yīng)的影響，并校核了隔振器的安全性，對(duì)模擬試件斷裂的卸載時(shí)間提出了建議。針對(duì)不同隔振器數(shù)量布置的隔振層，計(jì)算了試件突然斷裂時(shí)隔振效果的區(qū)別，提出了隔振器數(shù)量的建議。

關(guān)鍵詞：斷裂；沖擊；隔振器；試驗(yàn)系統(tǒng)

萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)，是中國(guó)建筑股份有限公司技術(shù)中心大型結(jié)構(gòu)工程實(shí)驗(yàn)室研制的試驗(yàn)設(shè)備。該試驗(yàn)系統(tǒng)垂向加載能力最大值為10 800 t，具備水平雙向加載能力，試驗(yàn)空間可調(diào)，主要用來(lái)進(jìn)行結(jié)構(gòu)構(gòu)件和大型隔震支座在靜力、動(dòng)力荷載作用下的響應(yīng)和破壞模式研究，能夠?qū)崿F(xiàn)巨柱單向壓縮、巨柱壓剪、巨柱壓剪扭、大型剪力墻壓剪、梁柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)、復(fù)雜空間節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)、隔震支座壓剪等試驗(yàn)，建成后將成為世界上加載噸位最大的多功能試驗(yàn)系統(tǒng)。萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)的基座下部設(shè)置了隔振層，以減少試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)周圍辦公區(qū)域的影響。目前，對(duì)儀器設(shè)備采取隔振措施時(shí)，應(yīng)根據(jù)隔振要求，隔振材料和隔振器的性能、適用條件等作全面考慮，選用適當(dāng)?shù)母粽衿鞑拍苓_(dá)到預(yù)期的隔振效果[1-3]。萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)的隔振設(shè)計(jì)目標(biāo)，主要考慮以下幾個(gè)方面：試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)地基基礎(chǔ)的傳力不能超過(guò)地基承載力；基座位移不能超過(guò)一定限值，保證試驗(yàn)系統(tǒng)基座底部液壓管路安全；避免試驗(yàn)系統(tǒng)的振動(dòng)過(guò)大影響周邊環(huán)境。

對(duì)于試驗(yàn)系統(tǒng)來(lái)說(shuō)，試驗(yàn)過(guò)程中可能發(fā)生試件突然斷裂的情況，這會(huì)對(duì)隔振層造成沖擊作用，因此需要對(duì)隔振層的安全性能進(jìn)行評(píng)估。國(guó)內(nèi)的研究學(xué)者關(guān)于沖擊作用對(duì)隔振層影響的研究，主要有兩種思路。一些研究學(xué)者通過(guò)將設(shè)備的不同部分，合理簡(jiǎn)化成多剛體與彈簧的模型，利用振型疊加法、時(shí)間積分法進(jìn)行沖擊響應(yīng)的研究，這種方法的優(yōu)點(diǎn)是計(jì)算效率高，但因?yàn)闆]有考慮設(shè)備的變形，存在一定的局限性。比如，劉永明[4]進(jìn)行了多層隔振系統(tǒng)沖擊響應(yīng)研究，龐劍[5]進(jìn)行了具有剛度非線性雙層隔振系統(tǒng)的沖擊響應(yīng)研究。另一種思路，是建立有限元模型，輸入已知的沖擊荷載，分析隔振層的響應(yīng)。比如，陶懿[6]進(jìn)行了雙層隔振系統(tǒng)沖擊響應(yīng)的數(shù)值模擬。但是，對(duì)于隔振層在試件突然發(fā)生斷裂造成沖擊作用下的響應(yīng)模擬，還較少見諸文獻(xiàn)，而這樣的數(shù)值模擬對(duì)保證試驗(yàn)系統(tǒng)隔振設(shè)計(jì)的安全具有重要意義。

本文旨在針對(duì)試件受到垂向壓縮時(shí)突然發(fā)生斷裂或壓潰，對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層造成的沖擊作用進(jìn)行數(shù)值模擬，并分析基座底部邊界角點(diǎn)的位移時(shí)程曲線和單個(gè)隔振器的受力。該數(shù)值模擬方法具有一般性，適用于試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層在試件發(fā)生斷裂時(shí)安全性能的預(yù)測(cè)和評(píng)估。研究結(jié)果可為萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層的安全性能提供評(píng)估，也對(duì)今后校核其他試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層的設(shè)計(jì)安全提供了方法和思路。

1試驗(yàn)系統(tǒng)及隔振層介紹

萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)主要包括加載框架系統(tǒng)和液壓控制系統(tǒng)。加載框架系統(tǒng)主要包括：頂梁、移動(dòng)橫梁、框架立柱、基座、作動(dòng)器安裝支架等。加載框架系統(tǒng)三維示意圖如圖1所示。

圖1　加載框架系統(tǒng)示意圖Fig.1 The frame of FAST

加載空間最大高度為10 m(Z向)，垂向最大加載能力為10 800 t，水平X方向最大加載能力為600 t，X方向最大位移為1.5 m，水平Y(jié)方向最大加載能力為900 t，Y方向最大位移為0.5 m。

試驗(yàn)系統(tǒng)的基座下部設(shè)置隔振層，隔振層采用彈簧隔振器，單個(gè)隔振器豎向剛度為74.34 kN/mm，水平剛度為57.7 kN/mm，豎向阻尼為300 kNs/m，水平阻尼為600 kNs/m。隔振層共使用52個(gè)隔振器，每個(gè)角部布置13個(gè)，布置方案如圖2所示。根據(jù)彈簧隔振器的技術(shù)要求，單個(gè)隔振器最佳豎向承載力為120 t，極限豎向承載力為150 t，最大豎向位移為20 mm。因?yàn)橛驮垂苈窂脑囼?yàn)系統(tǒng)的基座內(nèi)部穿過(guò)，為了防止油源管路發(fā)生破壞，要求試驗(yàn)系統(tǒng)基座在發(fā)生振動(dòng)時(shí)的各方向絕對(duì)位移幅值不超過(guò)8 mm。

圖2　隔振器示意圖及布置方案Fig.2 Vibration isolator and its arrangement

2有限元模型

萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)的有限元模型采用ANSYS軟件建立。該模型采用shell181單元模擬鋼結(jié)構(gòu)板件，Solid185單元模擬基座中的混凝土。鋼結(jié)構(gòu)采用Q460鋼材，混凝土采用C60標(biāo)號(hào)?？紤]到試驗(yàn)系統(tǒng)的加載框架在試驗(yàn)中均處于線彈性階段，模型中各材料均采用彈性本構(gòu)關(guān)系。隔振層的模擬采用Combine14彈簧單元，設(shè)置在隔振器安裝區(qū)域的所有節(jié)點(diǎn)上，并將隔振層的總剛度和總阻尼平均分配到彈簧單元上。

首先計(jì)算了有限元模型的自振特性，表1給出了有限元模型的前三階自振頻率，圖3～圖5表明了試驗(yàn)系統(tǒng)的前三階模態(tài)。

表1　有限元模型前三階自振頻率

圖3　試驗(yàn)系統(tǒng)第一階模態(tài)(水平x方向)Fig.3 The first mode of FAST(horizontal X)

圖4　試驗(yàn)系統(tǒng)第二階模態(tài)(水平Y(jié)方向)Fig.4 The second mode of FAST(horizontal Y)

圖5　試驗(yàn)系統(tǒng)第三階模態(tài)(豎直Z方向)Fig.5 The third mode of FAST(vertical Z)

3試件斷裂沖擊響應(yīng)的模擬

試驗(yàn)系統(tǒng)在進(jìn)行逐步加載并保持荷載穩(wěn)定的過(guò)程中，系統(tǒng)的各個(gè)組成部分會(huì)發(fā)生變形，并儲(chǔ)存了大量應(yīng)變能。當(dāng)試件突然斷裂時(shí)，荷載會(huì)突然卸除，試驗(yàn)系統(tǒng)儲(chǔ)存的應(yīng)變能會(huì)迅速釋放，造成沖擊作用。

采用荷載步的方法模擬荷載的突然卸除，荷載步如圖6所示。0-t1：荷載施加階段，線性施加垂向荷載，達(dá)到試驗(yàn)系統(tǒng)的最大垂向加載能力10 800 t；t1-t2：荷載持續(xù)階段，垂向荷載保持10 800 t；t2-t3：卸載階段，垂向荷載快速減小到0，模擬試件突然發(fā)生斷裂；t3-t4：卸載后持續(xù)階段，試驗(yàn)系統(tǒng)因?yàn)槭艿酵蝗恍遁d造成的沖擊作用而發(fā)生振動(dòng)。整個(gè)荷載步階段均考慮重力荷載的作用。

圖6　荷載步示意圖Fig.6 The load step

王新敏[7]進(jìn)行了與圖6類似荷載步的計(jì)算。趙應(yīng)龍[8]在進(jìn)行船舶隔振系統(tǒng)的沖擊響應(yīng)計(jì)算時(shí)，首先采用模態(tài)分析，對(duì)比有限元計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的頻率，然后利用有限元瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析方法，計(jì)算沖擊作用。因此本文采用ANSYS瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析方法進(jìn)行求解。瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析方法，是用于確定結(jié)構(gòu)在承受任意的隨時(shí)間變化載荷作用下的位移、應(yīng)變、應(yīng)力的計(jì)算方法[9]。ANSYS在求解時(shí)使用Newmark時(shí)間積分方法，在離散的時(shí)間點(diǎn)上求解基本的運(yùn)動(dòng)方程。兩個(gè)連續(xù)時(shí)間點(diǎn)之間的時(shí)間增量為積分時(shí)間步長(zhǎng)，積分時(shí)間步長(zhǎng)的選擇對(duì)于計(jì)算結(jié)果的精度有較大影響，而固有頻率對(duì)積分步長(zhǎng)的選擇十分有用。因?yàn)楸疚年P(guān)注隔振層X、Y、Z三個(gè)方向的響應(yīng)，在積分步長(zhǎng)的選擇上，僅考慮三階以內(nèi)的頻率影響。

由于結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)可以看作是各階模態(tài)響應(yīng)的組合，積分時(shí)間步長(zhǎng)應(yīng)小到能夠解出對(duì)整體響應(yīng)有貢獻(xiàn)的最高階模態(tài)。并且，對(duì)于Newmark時(shí)間積分方案，已經(jīng)發(fā)現(xiàn)當(dāng)時(shí)間步長(zhǎng)取值20倍最高頻率時(shí)會(huì)產(chǎn)生比較合理精度級(jí)的解，合理的時(shí)間積分步長(zhǎng)可以用下式計(jì)算[7]。

(1)

式中：f為模型最高階的自振頻率

依據(jù)表1的前三階頻率計(jì)算結(jié)果，利用式(1)，時(shí)間積分步長(zhǎng)要取小于0.012 s。因此分析中對(duì)于加載階段、荷載維持階段、卸載后振動(dòng)階段的時(shí)間積分步長(zhǎng)取0.01 s，是滿足要求的。對(duì)于t2-t3的卸載階段，考慮到卸載時(shí)間非常短，積分步長(zhǎng)取為卸載時(shí)間的1/10。

4隔振層響應(yīng)分析

根據(jù)圖6所示的荷載步曲線，將垂向荷載施加在試驗(yàn)系統(tǒng)的移動(dòng)橫梁和基座上，荷載方向及位置如圖7所示。為了模擬試件斷裂時(shí)荷載的突然卸除，關(guān)鍵是卸載時(shí)間的合理選取，不同類型的試件發(fā)生斷裂時(shí)，可能會(huì)出現(xiàn)不同的卸載時(shí)間，對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)造成不同的沖擊作用。下面分別假設(shè)卸載時(shí)間為0.1 s、0.01 s、0.001 s，研究不同的卸載時(shí)間對(duì)試件斷裂造成沖擊響應(yīng)的影響，荷載步的其他相關(guān)時(shí)間設(shè)置如表2所示。

選取試驗(yàn)系統(tǒng)基座底部邊界角點(diǎn)，如圖7所示紅色標(biāo)記點(diǎn)A，分析在不同的卸載時(shí)間下，點(diǎn)A的X、Y、Z方向位移時(shí)程曲線，以及A點(diǎn)位置單個(gè)隔振器的Z向力，分析結(jié)果見圖8～圖11。張志[10]對(duì)隔振系統(tǒng)的沖擊響應(yīng)進(jìn)行了研究，通過(guò)對(duì)比圖8～圖10的位移沖擊響應(yīng)趨勢(shì)，可以定性判斷結(jié)果的正確性。

表2　荷載步時(shí)間設(shè)置(單位：s)

圖7　荷載施加示意圖Fig.7 The position of load in FEA model

圖8　不同卸載時(shí)間下點(diǎn)A的X方向位移時(shí)程Fig.8The displacement time history of point A in X direction

圖9　不同卸載時(shí)間下點(diǎn)A的Y方向位移時(shí)程Fig.9 The displacement time history of point A in Y direction

圖10　不同卸載時(shí)間下點(diǎn)A的Z方向位移時(shí)程Fig.10 The displacement time history of point A in Z direction

圖8為點(diǎn)A的X方向位移時(shí)程曲線，在0～1 s加載階段，X方向位移逐漸增大；在1～2 s荷載穩(wěn)定階段，X方向位移基本保持在-0.2 mm左右，并保持穩(wěn)定；突然卸載后，X方向位移會(huì)發(fā)生振蕩，不同的卸載時(shí)間會(huì)造成振動(dòng)幅值的不同。當(dāng)卸載時(shí)間為0.1 s時(shí)，最大振幅為0.2 mm。當(dāng)卸載時(shí)間為0.01 s時(shí)，最大振幅為0.3 mm。當(dāng)卸載時(shí)間為0.001 s時(shí)，最大振幅為0.4 mm。卸載時(shí)間越短，X向位移的振動(dòng)幅值越大。

圖9為點(diǎn)A的Y方向位移時(shí)程曲線，在0～1 s加載階段，Y方向位移逐漸增大；在1～2 s荷載穩(wěn)定階段，Y方向位移基本保持在0.14 mm左右，并保持穩(wěn)定；突然卸載后，Y方向位移會(huì)發(fā)生振動(dòng)，不同的卸載時(shí)間會(huì)造成振動(dòng)幅值的不同。當(dāng)卸載時(shí)間為0.1 s時(shí)，最大振幅為0.13 mm。當(dāng)卸載時(shí)間為0.01 s時(shí)，最大振幅為0.15 mm。當(dāng)卸載時(shí)間為0.001 s時(shí)，最大振幅為0.2 mm。卸載時(shí)間越短，Y向位移的振動(dòng)幅值越大。

圖10為點(diǎn)A的Z方向位移時(shí)程曲線，在0～1 s加載階段，Z方向位移逐漸增大；在1～2 s荷載穩(wěn)定階段，Z方向位移基本保持在14 mm左右，并保持穩(wěn)定；突然卸載后，Z方向位移會(huì)發(fā)生振動(dòng)，不同的卸載時(shí)間下Z方向位移的振動(dòng)幅值基本一致，最大振幅在3 mm以內(nèi)，滿足試驗(yàn)系統(tǒng)油源管路對(duì)基礎(chǔ)位移8 mm的要求。

圖11為點(diǎn)A位置處單個(gè)隔振器的Z方向受力時(shí)程曲線，在0～1 s加載階段，單個(gè)隔振器的Z方向力逐漸增大；在1～2 s荷載穩(wěn)定階段，Z方向力達(dá)到100 t左右，并保持穩(wěn)定；突然卸載后，Z方向力會(huì)發(fā)生振動(dòng)，不同的卸載時(shí)間下Z方向力的振動(dòng)曲線基本一致，Z方向力最大達(dá)到120 t，滿足彈簧隔振器的技術(shù)要求。

圖11　不同卸載時(shí)間下點(diǎn)A的單個(gè)隔振器Z方向力時(shí)程Fig.11 The force time history of point A in Z direction

5不同隔振器數(shù)量的影響

考慮到彈簧隔振器的技術(shù)參數(shù)已經(jīng)確定，隔振器的數(shù)量和布置成為了隔振層設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。根據(jù)圖2隔振器的布置示意圖，由于基座底部有十字形加勁區(qū)域的存在，隔振器需要對(duì)稱布置在基座底部的四個(gè)角部。由于空間限制，隔振器最多布置數(shù)量為60個(gè)，考慮到隔振器布置的對(duì)稱性，調(diào)整隔振器的數(shù)量分別為48、52、56、60，研究不同隔振器數(shù)量對(duì)于隔振效果的影響。

對(duì)于不同隔振器數(shù)量的模型，隔振效果的評(píng)價(jià)指標(biāo)是：當(dāng)試件發(fā)生斷裂，垂向荷載突然卸除時(shí)，有限元模型的基座底部角點(diǎn)A的X、Y、Z方向位移時(shí)程曲線和單個(gè)隔振器的Z向受力時(shí)程曲線。分析方法統(tǒng)一ANSYS瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析方法，卸載時(shí)間取為0.1s，分析結(jié)果見圖12～圖15。

圖12　不同隔振器數(shù)量布置下點(diǎn)A的X方向位移時(shí)程Fig.12 The displacement time history of point A in X direction on different number of vibration isolator

圖13　不同隔振器數(shù)量布置下點(diǎn)A的Y方向位移時(shí)程Fig.13 The displacement time history of point A in Y direction on different number of vibration isolator

圖14　不同隔振器數(shù)量布置下點(diǎn)A的Z方向位移時(shí)程Fig.14 The displacement time history of point A in Z direction on different number of vibration isolator

圖15　不同隔振器數(shù)量布置下點(diǎn)A的單個(gè)隔振器Z方向受力時(shí)程Fig.15 The forcet time history of point A in Z direction on different number of vibration isolator

通過(guò)對(duì)比不同隔振器數(shù)量布置下點(diǎn)A的隔振效果，可以得出以下結(jié)論。① 對(duì)于X方向和Y方向水平位移時(shí)程曲線，在0～2 s階段，不同隔振器數(shù)量布置方案之間的時(shí)程曲線基本重合。在2 s末發(fā)生垂向荷載的突然卸除后，不同隔振層之間的水平位移時(shí)程曲線差別也很小，隔振器數(shù)量的改變對(duì)于水平方向的振動(dòng)影響不大。② 對(duì)于Z方向位移時(shí)程曲線，在0～2 s階段，隔振器數(shù)量越少，Z方向位移越大。在2 s末發(fā)生垂向荷載突然卸除后，隔振器數(shù)量越少，Z方向位移的振動(dòng)越大。當(dāng)隔振器數(shù)量為48時(shí)，最大振動(dòng)幅值為3 mm，仍然符合基座振動(dòng)的位移要求。③ 對(duì)于單個(gè)隔振器的Z方向受力時(shí)程曲線，在0～2 s階段，隔振器數(shù)量越少，Z方向受力增長(zhǎng)越快，穩(wěn)定后的Z方向力也越大。在2 s末發(fā)生垂向荷載突然卸除后，隔振器數(shù)量越少，單個(gè)隔振器的Z方向受力振動(dòng)越大。

考慮到彈簧隔振器的技術(shù)要求，最佳豎向承載力要求120 t，最大豎向位移為20 mm。對(duì)比不同隔振器數(shù)量的四種隔振層的計(jì)算結(jié)果，不同隔振層的位移時(shí)程均能滿足技術(shù)要求，不同隔振層的單個(gè)隔振器Z方向受力計(jì)算結(jié)果如表3所示。

根據(jù)表3，當(dāng)隔振器數(shù)量為48時(shí)，垂向荷載消失后的振動(dòng)過(guò)程中，單個(gè)隔振器的Z向力大于120 t，不滿足技術(shù)要求。當(dāng)隔振器數(shù)量為60時(shí)，單個(gè)隔振器的Z方向受力始終小于100 t，沒有充分發(fā)揮隔振器的性能。綜合以上考慮，建議隔振器數(shù)量為52個(gè)或者56個(gè)。目前的設(shè)計(jì)方案為52個(gè)隔振器，如果考慮增大萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層的安全儲(chǔ)備能力，防止出現(xiàn)個(gè)別隔振器失效的情形，建議考慮安裝56個(gè)隔振器。

表3　不同隔振器數(shù)量下單支隔振器的受力值

6結(jié)論

(1) 利用荷載步模擬試件突然斷裂造成的沖擊作用時(shí)，卸載時(shí)間越小，X和Y方向的水平位移時(shí)程曲線在卸載后的振動(dòng)幅值越大；Z方向位移時(shí)程曲線和單個(gè)隔振器的Z方向受力在卸載后的振動(dòng)幅值，受到卸載時(shí)間的影響較小。綜合來(lái)看，對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)的隔振層進(jìn)行沖擊作用的數(shù)值模擬時(shí)，建議取卸載時(shí)間為0.1 s進(jìn)行分析。

(2) 基座底部角點(diǎn)的位移和單個(gè)隔振器Z方向受力均滿足技術(shù)要求，驗(yàn)證了萬(wàn)噸級(jí)多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)隔振層設(shè)計(jì)的安全性。該數(shù)值模擬方法，可以為將來(lái)其他試驗(yàn)設(shè)備的隔振層沖擊響應(yīng)分析提供參考。

(3) 隔振器的數(shù)量對(duì)隔振效果有顯著影響，數(shù)量過(guò)多，無(wú)法充分發(fā)揮每支隔振器的功能，造成浪費(fèi)；數(shù)量過(guò)少，試件斷裂時(shí)隔振器的受力過(guò)大，超過(guò)隔振器的技術(shù)要求，容易造成損壞。根據(jù)分析，本文建議隔振器的數(shù)量為52個(gè)或56個(gè)。

參 考 文 獻(xiàn)

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Numerical analysis for effects of specimen fracture on facility of advanced structural testing (FAST)

LIGuo-qiang1,WANGPeng2,SUNJian-yun2(1. State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China;2. China State Construction Technical Center, Beijing 101300, China)

Abstract:The facility of advanced structural testing (FAST) is planned to be manufactured by China State Construction Engineering Corporation Ltd (CSCEC). The maximum allowable value of vertical force is 10800t. It is necessary to consider the impact caused by the sudden fracture of specimen on the surrounding area. Here, the design of FAST and its isolation system were introduced briefly. The finite element simulation for the impact cause by the sudden fracture of specimen on FAST was conducted. Using the transient dynamic analysis method of Ansys, the loading steps were used to simulate sudden fracture of a specimen. Time-history curves of displace ments in X, Y and Z directions of the isolator and the isolator’s force in Z direction were used as the evaluation indexes for the impact effects. Through changing the unloading time, the effects of unloading time on the vibration responses were analyzed and compared. The requirements for displacement and force of the isolator were checked. Finally, some suggestions about unloading time to simulate fracture of specimen and the number of isolators were proposed.

Key words:fracture; impact; vibration isolator; testing system

中圖分類號(hào):TU375

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.05.035

通信作者王鵬 男，碩士，1989年12月生

收稿日期：2015-01-23修改稿收到日期：2015-03-20

第一作者 李國(guó)強(qiáng) 男，博士，教授，1963年2月生