GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座沈陽廠家球冠圓板式支座報價低

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梁上進行靜、動力計算對比分析，在兩種模型中，其大變形值的誤差很??；兩種模型的階模態(tài)的大相對位移的誤差、兩種模型的階固有頻率的誤差也很小，說明該計算方法是有效的。 將本文計算的GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座、球冠圓板式支座單元應用到實橋中，通過大量的數(shù)值計算和理論分析，對比鐵路簡支梁橋是否采用減、隔震裝置的情況，得到了橋墩隔震和未隔震情況下的地震響應計算結(jié)果;根據(jù)簡支梁橋的設(shè)計特點，分析了不同場地地震激勵、不同地震烈度等因素對鐵路簡支梁橋減、隔震響應的影響特點。

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美國到 1989 已修建了 114 座隔震橋，包括對既有橋梁的抗震加固，其中有 95座隔震裝置使用鉛芯橡膠支座[9]。 美國次將GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座、球冠圓板式支座隔震技術(shù)用于橋梁是在 1984 年，用于對 Sierra Point Bridge 進行抗震加固。該橋原建于 1956 年，長 200m，寬 40m，水平方向略有彎曲
在GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座、球冠圓板式支座水平剪切應變相同、加載頻率一致、豎向面壓不同時,試驗體支座表現(xiàn)出不同的性能,試驗體支座1在水平剪切應變?yōu)?0%時的水平等效剛度比試驗體支座2小28. 81%;在水平剪切應變?yōu)闀r,其水平等效剛度比試驗體GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座、球冠圓板式支座2小33. 01%;在水平剪切應變?yōu)?75%時的水平等效剛度比試驗體支座2小36. 49%。而試驗體支座1的阻尼比在水平剪切應變?yōu)?0%時,比試驗體支座2大6. 29%;水平剪切應變?yōu)闀r大6. 34%;水平剪切應變?yōu)?75%時大7. 38%。
試驗曲線圖4和圖5及表2均表明,兩試驗體GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座、球冠圓板式支座在水平剪切應變相同、加載頻率一致而豎向面壓不同時,試驗體支座剛度及阻尼的變化。從試驗曲線圖4中,可見試驗體支座1的剛度小于試驗曲線圖5中試驗體支座2的剛度;試驗體GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座、球冠圓板式支座的阻尼比變化在表2中可以得知。本次試驗反映了試驗體支座隨豎向面壓增大,支座的水平剛度增加,阻尼比降低。此現(xiàn)象與鉛芯夾層GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座、球冠圓板式支座不同,鉛芯夾層橡膠支座的水平剛度是隨豎向面壓的增大而下降,阻尼比隨之上升[8],這說明了高阻尼復合橡膠與鉛的性能差別。同時也反映水平剪切應變增大時,其剛度趨于減小,阻尼比相應減小,但在剪切應變?yōu)?75%時阻尼比略有增加趨勢。試驗曲線圖6和試驗曲線圖7分別是試驗體支座1和試驗體支座2在水平剪切應

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GPZ（Ⅱ）盆式橡膠支座、球冠圓板式支座進行水平性能試驗是先將試驗體支座1置于電液伺服協(xié)調(diào)加載系統(tǒng)中,豎向施加設(shè)計荷載值至740 kN(10MPa),再對試驗體支座1分別進行水平剪切應變?yōu)?0%、、175%的相關(guān)性性能試驗。在水平剪切應變?yōu)?0%和時,水平力的加載頻率為0. 1Hz,位移分別為±36mm、±72mm,往復循環(huán)10次。而在水平剪切應變?yōu)?75%時,根據(jù)現(xiàn)行行業(yè)標準及經(jīng)驗在水平剪切應變大于后,其相應水平力的加載頻率要降低,同時為防止試驗中支座突然破壞或有物體飛出(支座中橡膠層與鋼板之間粘結(jié)質(zhì)量高低),所以將其水平力加載頻率設(shè)定為0. 05Hz,水平位移為±126mm往復循環(huán)10次,曲線圖見圖4。
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