科技廠房及設備耐震評估與防震研究---總計畫暨子計畫：含隔振裝置之機電設備足尺寸振動台試驗研究(I)

(1)

行政院國家科學委員會專題研究計畫成果報告

科技廠房及設備耐震評估與防震研究--總計畫暨子計畫:含隔振裝置之機電設備足尺寸振動台試驗研究(I)

研究成果報告(完整版)

計畫類別：整合型

計畫編號： NSC 99-2625-M-011-002-

執行期間： 99 年 08 月 01 日至 100 年 07 月 31 日執行單位：國立臺灣科技大學營建工程系

計畫主持人：黃震興

計畫參與人員：碩士班研究生-兼任助理人員：鄭景文

報告附件：出席國際會議研究心得報告及發表論文

處理方式：本計畫可公開查詢

中華民國 100 年 09 月 27 日

(2)

行政院國家科學委員會補助專題研究計畫 □ 成果報告

□期中進度報告

含隔振裝置之機電設備足尺寸振動台試驗研究(I)

計畫類別：□ 個別型計畫 □ 整合型計畫計畫編號：NSC 99-2625-M-011-002

執行期間：九十九年八月一日至一百年七月三十一日

計畫主持人：黃震興國立台灣科技大學營建工程系教授計畫參與人員：鄭景文國立台灣科技大學營建工程系研究生

成果報告類型(依經費核定清單規定繳交)：□精簡報告 □完整報告

本成果報告包括以下應繳交之附件：

□赴國外出差或研習心得報告一份

□赴大陸地區出差或研習心得報告一份

■出席國際學術會議發表之論文各一份

□國際合作研究計畫國外研究報告書一份

處理方式：除產學合作研究計畫、提升產業技術及人才培育研究計畫、

列管計畫及下列情形者外，得立即公開查詢

□涉及專利或其他智慧財產權，□一年■二年後可公開查詢

執行單位：國立台灣科技大學營建工程系

中華民國

一百年七月三十一日

(3)

摘要

建築物的耐震性能除了由結構物本身耐震能力決定外，亦需考慮到非結構原件及機電設備的耐震能力。近幾年來，非結構物及機電設備物在地震中損壞的案例屢見不鮮，而非結構物及機電設備物損壞的結果，往往影響到建築物內部功能的正常運轉，最後可能導致建築物損失部分功能，嚴重甚至喪失整體建築當初設計的使用功能。

一般機電設備為了避免運轉時，將振動傳至樓版，往往在基座加裝彈簧避振器，以降低振動造成的噪音振動影響，然而在地震力作用下，加裝彈簧避振器的發電機卻比以螺栓錨定的固接方式更容易發生傾覆、失穩情況。

本文針對重要性建築結構內部的發電機系統，主要針對機電設備物常使用之彈簧避振器(YS-2-2400A)進行試驗，探討其力學行為和破壞方式並比對加裝橡膠抗震器(YS-7500EL)後之反應。本文試驗共可分為兩部分，擬靜態反覆載重試驗和動態振動台試驗，擬靜態反覆載重試驗目的在觀察彈簧避振器在不同階段其受力之力學行為；動態振動台試驗則在探討發電機系統在真實地震中所產生之各項反應。依據試驗結果，求得發電機系統之自然振動頻率、阻尼比等基本特性，最後根據其破壞模式，進一步提出其耐震改善建議。

(4)

Abstract

The seismic performance of a structure depends both on the performances of structure and nonstructural components. In recent years, it is not uncommon for the damages of electrical/mechanical systems during earthquakes, which has often led to the partial or complete loss of the function of building structures. It is therefore the aim of this study to evaluate the seismic resistance of an emergency power generator isolated by a spring vibration isolation system which has been commonly used for the electrical/mechanical system in structures to minimize the transmission of vibration of the operating electrical/mechanical system to the floor system.

Experimental study including the cyclic loading tests and shaking

table tests has been conducted for a full scale power generator supported

by four sets of spring vibration isolators (YS-2-2400A). The hysteretic

behavior and seismic responses of the isolation system is investigated. In

addition the damage mechanism of the isolator is also identified. Besides,

additional restrainer to enhance the seismic resistance (YS-7500EL) is

added to the vibration isolation system. Same tests are performed and the

test results are compared with those without the additional restrainers.

(5)

目錄

摘要... I Abstract ...III 目錄... IV 表索引... VII 圖索引...VIII

第一章緒論...1

1.1 研究背景 ...1

1.2 研究目的 ...2

1.3 文獻回顧 ...2

1.4 研究內容 ...4

第二章試驗儀器介紹 ...7

2.1 試驗設備 ...7

2.2 量測裝置 ...8

2.3 試驗佈置 ...9

第三章彈簧避振器之彈性理論 ...11

3.1 螺旋彈簧相關參數 ...11

3.2 軸向勁度理論公式推導 ...12

3.3 側向勁度理論公式推導(1)單位力法 ...13

(6)

3.4 側向勁度理論公式推導(2)擾態平衡法 ...15

3.4.1 彈簧軸向臨界荷重公式推導 ...20

3.5 側向勁度理論公式推導(3)能量法 ...23

第四章反覆載重試驗 ...27

4.1 反覆載重試驗設計 ...27

4.2 反覆載重試驗佈置 ...28

4.3 反覆載重試驗資料輸出 ...29

4.4 試驗結果初步觀察 ...29

4.4.1 反覆載重試驗觀察之結果討論 ...38

4.5 反覆載重試驗數據分析 ...38

4.5.1 彈簧避振器強度分析 ...38

4.5.2 彈簧勁度分析 ...39

4.6 小結...39

第五章振動台試驗 ...43

5.1 振動台試驗設計(設計地震力)...43

5.2 振動台試驗佈置 ...45

5.3 振動台試驗數據分析 ...45

5.3.1 遲滯迴圈分析 ...45

5.3.2 自振頻率、等效阻尼比分析 ...45

5.3.3 傾覆分析 ...46

5.3.4 放大倍率分析 ...46

(7)

5.3.5 其他基本資料分析 ...47

5.4 小結...47

第六章結論與建議 ...49

6.1 結論...49

6.2 建議...51

參考文獻...53

(8)

表索引

表 4. 1 TEST 1 之設計反覆三角波 ...55

表 4. 2 TEST 2 之設計反覆三角波 ...56

表 4. 3 各儀器裝設位置 ...57

表 4. 4 反覆載重試驗 ...57

表 4. 5 彈簧尺寸表 ...58

表 4. 6 彈簧避振器之軸向勁度 ...58

表 4. 7 隔振彈簧之側向勁度 ...59

表 4. 8 YS-1000A 與 YS-2400A 彈簧避振器之比較 ...59

表 5. 1 量測儀器裝設位置 ...60

表 5. 2 等效阻尼比(%) ...61

表 5. 3 發電機放大倍率 a

_m1

...62

表 5. 4 發電機放大倍率 a

_m2

...63

表 6. 1 試驗自然振動頻率比對 ...64

(9)

VIII

圖索引

圖 1. 1 隔振設備物常見破壞形式( 姚昭智教授攝) ...65

圖 2. 1 試驗構架拆解圖 ...66

圖 2. 2 柴油發電機正視圖 ...66

圖 2. 3 柴油發電機側視圖 ...66

圖 2. 4 彈簧避振器側視圖 ...67

圖 2. 5 彈簧避振器正視圖 ...67

圖 2. 6 彈簧避振器零件拆解圖 ...67

圖 2. 7 彈簧避振器零件組裝圖 ...68

圖 2. 8 橡膠抗震器 ...68

圖 2. 9 橡膠抗震器剖視圖 ...68

圖 2. 10 整體試驗基座安裝尺寸示意圖(正視圖) ...69

圖 2. 11 整體試驗基座安裝尺寸示意圖(側視圖)...69

圖 2. 12 彈簧避振器和橡膠抗震器組裝圖(正視圖) ...70

圖 2. 13 彈簧避振器組裝圖 ...70

圖 2. 14 橡膠抗震器組裝圖 ...70

圖 2. 15 (a.1)彈簧避振器與 LOAD CELL 之轉接板(上板)..71

圖 2. 16 (a.2)彈簧避振器與 LOAD CELL 之轉接板(下板)..71

圖 2. 17 (b)橡膠抗震器與 LOAD CELL 之轉接板 ...72

圖 2. 18 (c)連接 C 型鋼與橡膠抗震器之板 ...72

(10)

IX

圖 2. 19 (d)連接 C 型鋼與彈簧避振器之連結板...73

圖 2. 20 (e) C 型鋼之加勁板(彈簧避振器) ...73

圖 2. 21 (f) C 型鋼之加勁板...74

圖 2. 22 (g)轉接板...74

圖 3. 1 彈簧尺寸圖 ...75

圖 3. 2 彈簧軸向受力圖 ...75

圖 3. 3 彈簧元素受力圖 ...75

圖 3. 4 螺旋彈簧受側力圖 ...76

圖 3. 5 A 元素受力分析...76

圖 3. 6 A 元素剖面受力分析...76

圖 3. 7 兩端平行的螺旋彈簧變形分析(參考彈簧手冊) ...77

圖 3. 8 彈簧壓縮後的變形行為 ...77

圖 3. 9 彈簧側向受力正視圖 ...78

圖 3. 10 彈簧俯視圖 ...78

圖 3. 11 座標轉換關係圖 ...78

圖 4.1 反覆載重試驗中拉線式位移計和測力計裝置圖 ...79

圖 4. 2 反覆載重試驗 TEST 1(彈簧避振器) ...79

圖 4. 3 反覆載重試驗 TEST 2(彈簧避振器+橡膠抗震器) .79 圖 4. 4 反覆載重裝置方式(側視圖) ...80

圖 4. 5 試驗構架平面圖 ...81

圖 4. 6 TEST_1 反覆載重油壓致動器力量與位移關係圖 ...82

(11)

X

圖 4. 7 TEST_2 反覆載重油壓致動器力量與位移關係圖 ...82

圖 4. 8 TEST_1 東南側 YS-2-2400A 受力遲滯迴圈 ...83

圖 4. 9 TEST_1 西北側 YS-2-2400A 受力遲滯迴圈 ...83

圖 4. 10 TEST_2 東南側 YS-2-2400A 受力遲滯迴圈 ...84

圖 4. 11 TEST_2 西北側 YS-2-2400A 受力遲滯迴圈 ...84

圖 4. 12 TEST_1 西北側 YS-2-2400A 受力流程圖 ...85

圖 4. 13 TEST_1 YS-2-2400A 東南側受力流程圖 ...85

圖 4. 14 TEST_2 西北側 YS-2-2400A 受力流程圖 ...86

圖 4. 15 TEST_2 YS-2-2400A 東南側受力流程圖 ...86

圖 4. 16 西北側 YS-2400A 之遲滯迴圈 B 階段受力示意圖 .87 圖 4. 17 西北側 YS-2400A 之遲滯迴圈 B→C 階段受力示意圖 ...87

圖 4. 18 西北側 YS-2400A 之遲滯迴圈 D 階段受力示意圖 .88 圖 4. 19 西北側 YS-2400A 之遲滯迴圈 D→E 階段受力示意圖 ...88

圖 4. 20 西北側 YS-2400A 之遲滯迴圈 G 階段受力示意圖 .89 圖 4. 21 西北側 YS-2400A 之遲滯迴圈 H→I 階段受力示意圖 ...89

圖 4. 22 西北側 YS-2400A 之遲滯迴圈 I→J 階段受力示意圖 ...90

圖 4. 23 YS-1000A 彈簧避振器螺桿斷裂 ...90

圖 4. 24 YS-1000A 彈簧避振器外框架破壞 ...91

(12)

XI

圖 4. 25 YS-2400A 彈簧避振器螺桿螺牙破壞 ...91

圖 4. 26 YS-2400A 彈簧避振器承重蓋板銲道破壞 ...91

圖 4. 27 試驗過程 YS-2400A 彈簧避振器螺桿鬆脫 ...92

圖 4. 28 油壓致動器相同位移之迴圈比較(量測位置:油壓致動器) ...93

圖 4. 29 油壓致動器相同位移之迴圈比較(量測位置:發電機東南側) ...93

圖 4. 30 油壓致動器相同位移之迴圈比較(量測位置:發電機西北側) ...94

圖 5. 1 設備物需求反應譜 ...95

圖 5. 2 振動台試驗發電機裝置示意圖(正視圖) ...95

圖 5. 3 振動台試驗發電機底部量測儀器裝置圖 ...96

圖 5. 4 振動台試驗發電機頂部量測儀器裝置圖 ...96

圖 5. 5 振動台試驗座標方向(側視圖) ...96

圖 5. 6 振動台試驗座標方向( 正視圖 ) ...96

圖 5. 7 振動台試驗輸入地震力( CHY009_100% ) ...97

圖 5. 8 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 X 向，X 軸向反應) ....98

圖 5. 9 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 X 向，Y 軸向反應) ...98

圖 5. 10 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 X 向，Z 軸向反應) ..99

圖 5. 11 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 Y 向，X 軸向反應) ..99

圖 5. 12 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 Y 向，Y 軸向反應) 100

(13)

XII

圖 5. 13 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 Y 向，Z 軸向反應) 100 圖 5. 14 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 Z 向，X 軸向反應) 101 圖 5. 15 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 Z 向，Y 軸向反應) 101 圖 5. 16 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 Z 向，Z 軸向反應) 102 圖 5. 17 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 XYZ 向，X 軸向反應)

...102 圖 5. 18 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 XYZ 向，Y 軸向反應)

...103 圖 5. 19 TEST 1.彈簧避振器(輸入波 XYZ 向，Z 軸向反應)

...103

圖 5. 20 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 X 向，X 軸

向反應) ...104

圖 5. 21 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 X 向，Y 軸

向反應) ...104

圖 5. 22 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 X 向，Z 軸

向反應) ...105

圖 5. 23 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 Y 向，X 軸

向反應) ...105

圖 5. 24 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 Y 向，Y 軸

向反應) ...106

圖 5. 25 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 Y 向，Z 軸

向反應) ...106

圖 5. 26 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 Z 向，X 軸

(14)

XIII

向反應) ...107

圖 5. 27 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 Z 向，Y 軸向反應) ...107

圖 5. 28 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 Z 向，Z 軸向反應) ...108

圖 5. 29 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 XYZ 向，X 軸向反應) ...108

圖 5. 30 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 XYZ 向，Y 軸向反應) ...109

圖 5. 31 TEST 2.彈簧避振器+橡膠抗震器(輸入波 XYZ 向，Z 軸向反應) ...109

圖 5. 32 基本振動週期識別 ...110

圖 5. 33 振動台衝擊波試驗試驗之衰減反應 ...111

圖 5. 34 發電機傾覆分析(X 軸向輸入波) ...112

圖 5. 35 發電機傾覆分析(Y 軸向輸入波) ...113

圖 5. 36 發電機傾覆分析(XYZ 軸向輸入波) ...114

圖 5. 37 發電機傾覆分析(XYZ 軸向輸入波) ...115

圖 5. 38 構件放大倍率 a

_p

(均方根比) ...116

圖 5. 39 構件放大倍率 a

_p

(最大峰值比) ...117

圖 5. 40 西北側絕對加速度反應歷時(X 向) ...118

圖 5. 41 西北側絕對加速度反應歷時(Y 向) ...118

圖 5. 42 西北側絕對加速度反應歷時(Z 向) ...118

(15)

XIV

圖 5. 43 西北側相對位移反應歷時(X 向) ...119

圖 5. 44 西北側相對位移反應歷時(Y 向) ...119

圖 5. 45 西北側相對位移反應歷時(Z 向) ...119

圖 6. 1 反覆載重試驗發電機傾覆行為(正向加載) ...120

圖 6. 2 反覆載重試驗發電機傾覆行為(反向加載) ...120

(16)

1

第一章緒論

1.1 研究背景

台灣位於環太平洋地震帶，地震頻繁，加上早期結構技術較不完備，在震後往往造成大量財產損失，甚至人員嚴重傷亡，隨著建築結構技術的演進，建築結構耐震、隔減震設計方法推陳出新，使得結構物本身對地震力抵抗的能力有很大的提升，然而結構物內部之非結構構件及設備之耐震設計卻相對地落後。現今結構物內的非結構物設備系統重要性日趨重要，如重要機關內的通訊設備、醫院內部醫療設備、電子廠房的精密儀器、核能電廠的管線設備等等，當非結構物遭受地震力而損壞時，常會造成建築物功能性的喪失。以 1933 年的長堤地震(Long Beach)、1999 年台灣的 921 地震、2011 年日本的東北地震為例，皆因內部管線、設備或部分非結構物構件受損，導致震後無法發揮原有結構物預定的功能性，損害性等同於結構物本身受損的程度，也間接使得災後重建、救護更為艱難。近年來美、日及國內逐漸重視非結構物耐震性能的重要，紛紛將性能設計法納入耐震設計規範中，盼能提升建築物整體(包括非結構物元件和機電設備)的耐震性能，期望使建築結構在震後可維持正常機能的運作。

機電設備在建築物中扮演著不可或缺的一環，負責配置和控管整

棟建築能源的供輸。在重要結構中，以醫院和核電廠為例，倘若在地

震發生後，結構本身雖無嚴重損傷，卻可能因內部機電設備、內部管

線受損，使得災區醫院醫療能力銳減，嚴重甚至造成醫院癱瘓。而具

高度危險性的核電廠，因受地震作用下，使得原有供電系統產生損

壞，無法正常供電，可能使核反應溫度無法降低，將造成核電廠附近

區域陷入核災危機中。因此重要建築在震後能否維持正常機能，除考

量結構之耐震性能外，亦取決於如機電設備等重要非結構元件及設備

(17)

2

能否正常運轉。

1.2 研究目的

對重要結構(電子廠房、醫院)而言，機電設備屬整棟結構的核心之一，控制整棟結構物電源供輸，結構物能否正常運作取決於設備物正常的運作，而在結構物設備系統中，裝設彈簧避振器的機電設備為最常見之非結構破壞元件之一，如圖 1.1。彈簧避振器當原設計目的乃在於隔絕機電設備運作時所產生的垂直振動傳至樓板，但在受地震作用下，常造成上方的機電設備由於擺動過大，而從彈簧基座掉落，

導致機電設備無法正常運作。雖然目前國內已有數種耐震型彈簧避振器，但礙於耐震行為並無充分之試驗研究佐證，使得國內耐震型彈簧避振器使用率並不普及。而國內外對於彈簧避振器受震力學行為和相關參數設定的研究亦甚為稀少，有鑑於此，本研究將針對彈簧避振器進行相關研究試驗。

1.3 文獻回顧

一 . 振動台試驗相關文獻參考

1. Experimental Seismic Performance Evaluation of Isolation/Restraint Systems for Mechanical Equipment _Part 1 :Heavy Equipment Study ( Saeed Fathali and André Filiatrault，2007 )【1】

此文主要針對冷卻裝置(chiller)進行試驗，試驗方式為四個角落

裝設隔振系統並進行 73 種系統識別( system-Identification )和 72 種地

震測試(seismic tests)，最後分析在質心和角落處的加速度、振幅、能

量消散等反應情形。

(18)

3

二. 反覆載重試驗相關參考文獻

1. 設備隔振基座之反覆載重試驗研究(陳閔富，2008)【2】

此文則以質量塊與組合鋼架模擬機電設備垂直載重，在組合鋼架連接油壓致動器施以水平側向力，藉以觀察彈簧避振器受側向力與位移之遲滯迴圈行為。由於組合鋼架之寬高比為 1，在進行反覆載重試驗時，組合綱架產生明顯傾覆現象。

2. 機電設備隔振系統之反覆載重行為研究(陳怡，2009)【3】

基於文獻【2】在進行試驗中發生傾覆現象，故於此文改以組合鋼架寬高比大於 1，並觀察彈簧避振器在反覆載重試驗下之受力行為，其中試驗類型包括不同彈簧種類、排列方式下，彈簧避振器遲滯迴圈力學行為表現的差異性，並根據文獻【2】之彈簧側向勁度與軸向勁度公式，假設整體結構為單質點系統，求得本構架系統之軸向與側向自振頻率，進一步與試驗所得數值進行比較。

三. 彈簧勁度公式推導相關參考文獻

1. 螺旋彈簧隔振器之動態特性分析及應用 (方重凱，2004)【4】

考慮到物體迅速振動會產生振動和噪音，為了避免此種情況常會加裝彈簧隔振器，但是隔振器選擇並沒有一定的標準或規範，使得隔振器無法發揮預定效果，故著者針對金屬螺旋彈簧進行軸向、側向勁度公式推導，並探討彈簧避振器之減振量。試驗結果發現

(1)彈簧勁度受螺旋線斷面之直徑影響最大。

(2)在受垂直向激振後之螺旋彈簧在各軸向都有 90﹪以上之減振量；

在受水平向激振後之螺旋彈簧在各軸向都有 40﹪~ 90﹪不等之減振量。

2. 彈簧手冊_第二版 (張英會、劉輝航、王德成，2008) 【5】

(19)

4

此文根據市面上常見之彈簧種類、製造方式、材料特性及彈簧整體力學性質做詳細介紹。而筆者主要參考其圓柱螺旋彈簧單位力法和擾態平衡法公式推導的部分。

3. 螺旋圓彈簧的橫向剛度分析 (陽光武，2010)【6】

此文主要針對不同方式之彈簧側向勁度推導公式與試驗結果做比較，並探討不同彈簧計算高度與彎矩勁度值( B )、剪力勁度值( S )對側向勁度的影響大小。試驗結果發現:

(1) 對於不同公式之彎矩勁度值( B )與剪力勁度值( S )對側向勁度的影響，可發現差異不大。

(2) 彈簧的計算高度以彈簧壓縮前高度減掉垂直向壓縮量和螺旋線斷面之直徑與實驗值較為接近。

1.4 研究內容

本研究主要針對機電設備物常使用之彈簧避振器(YS-2-2400A) 進行試驗，探討其力學行為和破壞方式並比對加裝橡膠抗震器 (YS-7500EL)後之反應。各章節重點概述如下：

第二章為研究對象與試驗儀器的介紹，包括發電機、彈簧避振器、橡膠抗震器以及試驗當中量測所需要的儀器，如加速度計、位移計、測力計與設計之轉接板。

第三章為螺旋彈簧的彈性勁度推導，彈簧軸向與側向勁度對於隔振設備模態週期影響甚鉅；本文根據【2】、【3】、【4】，推導得螺旋彈簧軸向勁度理論值，而在側向勁度方面，本文則依據【2】、【4】所使用的單位力法和文獻【5】、【6】所使用之擾態平衡法及參考文獻【2】、

【3】所使用之能量法，最後再根據實驗結果檢核三種理論方法應用

(20)

5

於本研究之彈簧避振器側向勁度的準確性。

第四章為反覆載重試驗，此章節介紹反覆載重試驗試驗規劃，包括試驗過程中油壓致動器出力方式，設備物量測儀器裝置位置等等。

依據試驗結果，說明試驗過程中從目視觀察到之各個階段彈簧避振器受力行為，並分析其遲滯迴圈與側向勁度等特性。

第五章為振動台試驗，一開始先說明振動台實驗規劃，包含輸入地震力之設計依據，以 AC 156 準則設計人造地震歷時，以及根據擷取之實驗資料，求取自振頻率和等效阻尼比，並觀察發電機隔振系統在試驗過程中的受力反應與破壞機制。

第六章則為結論與建議。依本次反覆載重試驗與振動台試驗結果

歸納整理其結論，根據結果在此一併提出耐震改善建議，以期能有助

於往後研究發展。

(21)

6

(22)

7

第二章試驗儀器介紹

本章就試驗之發電機設備、彈簧避振器和橡膠抗震器作基本介紹，並說明試驗過程中所使用之量測儀器，包括測力計（Load Cell）、

外部水平位移計等等的構造原理和架設方式，最後簡介轉接板尺寸及其組裝方式。

如圖 2.1 所示，整體架構共可概分為承載物、組合鋼架、基座三部分。承載物採用的是 2.1 節介紹之柴油發電機，組合鋼架則以兩組 3.8m 長槽鋼加上兩組 1.37m 長槽鋼組立銲接而成，發電機和組合鋼架兩者重量共計 5.5 噸；至於基座方面，依試驗類型不同共可分為(1) 四個角落裝設彈簧避振器，及(2)除了裝設四個彈簧避振器外，在發電機長邊兩彈簧避振器間各裝設兩組橡膠抗震器(共四組橡膠抗震器)。

2.1 試驗設備

發電機:

如圖 2.2、圖 2.3 所示，本文之試驗對象為一般醫院建築適用之中型發電機，發電機用柴油引擎，品牌為美產康明斯(Cummins)，輸出馬力(1800rpm,HP)，600 千瓦，尺寸 3.8m×1.55m×2.2m (長×寬×高)。引擎型號:VTA28G-5，試驗過程中發電機並無運轉，視為震後緊急發電之用。

彈簧避振器:

型號為 YS-2-2400A25，屬螺桿束制型彈簧避振器，一組彈簧避振器

內含兩個大彈簧和兩個小彈簧，且可承受 2400 公斤重之垂直向靜載

(23)

8

重，螺旋彈簧可壓縮量為 25 mm，彈簧底部無任何固定措施，僅平放在外框之基座上。外框鐵材部分則使用黑鐵(SS41)，並且採熱浸鍍鋅處理，以防止外框生鏽，彈簧上部則由水平蓋板覆蓋，水平蓋板上方則有高度調整螺栓，除了可調整承重蓋板的高度外，在試驗過程中用以傳遞承重蓋板所承受之水平側力和垂直載重至彈簧；承重蓋板除了和中間高度調整螺栓以螺絲接合外，另外在兩側各銲接一支螺桿，

插入外框架上部的孔內；孔內則有裝設橡膠墊圈，可避免兩側螺桿直接碰撞到外框架。本試驗安裝之彈簧避振器適合用於安裝在冰水主機、冷卻水塔、發電機等空調設備下。其作用在於可隔絕發電機發動及運作時所產生之振動傳遞至建築結構。 ( 彈簧避振器實際圖形請參考圖 2.4、圖 2.5 所示，零件拆解、組裝圖參考圖 2.6、參考圖 2.7 ) 橡膠抗震器:

型號為 YS-7500EL，垂直方向採鉸接方式，在兩旁鉸接處各有一層橡膠墊圈，用以減緩軸向之水平地震力，內部則填充圓柱型橡膠，用以減緩側向之水平地震力。外框鐵材部分則使用黑鐵(SS41)，並且採熱浸鍍鋅處理。橡膠抗震器適用於安裝在冰水主機、冷卻水塔、發電機等空調設備下。可抵抗 0.75G 以上之水平地震力。( 橡膠抗震器相關圖形請參考圖 2.8、圖 2.9 )

2.2 量測裝置

1.測力計（Load Cell）:

採用國家地震中心提供之測力計，可量測得三軸向(水平剪力+軸力) 之力量，且三向之量測容量均為 20 噸。

2.外部水平位移計:

採用 MTS 公司出產之 Temposonics ⅡTransducer ，使用磁致伸縮工

作原理(Magnetosrictive Technology)量測位移。

(24)

9

3.拉線式位移計(Cable-Extension Displacement Sensor):

其功用在於可量得待測物任意角度之位移量，原理利用不銹鋼軟索連結於待測物上，而另一端裝載有訊號轉盤則安裝於固定端，當待測物產生移動時，軟索因應待測物的移動而產生伸縮，此時拉線式位移計內部的彈簧轉軸開始轉動，並且產生訊號。

4.加速度規:

採用 SETRA 公司出產之加速度規，其型號為 Model 141A，試驗範圍

±2g。

2.3 試驗佈置

整體基座配置請參考圖 2.10、圖 2.11。基座構架之設計重點分為兩部分，第一部分為發電機底座槽鋼與轉接板銲接處，第二部分則為彈簧避振器(橡膠抗震器)、測力計、強力地板之間與轉接板螺栓對接處，轉接板的施工裝置圖請參考圖 2.12~2.14，轉接板的尺寸圖請參考圖 2.15~2.22。施工步驟如下所示：

第一部份:

(1) (f)板銲接在欲裝設彈簧避振器和橡膠抗震器兩旁的槽鋼中，目的在於避免槽鋼產生變形，加強槽鋼勁度。

(2) 再將(e)板貼緊(f)板，加強(d)板的勁度。

(3) (c)、(d)板銲接在兩個(e)板之間，(d)板用來連接組合鋼架和彈簧避振器； (c)板則在於連接組合鋼架和橡膠抗震器。

(25)

10

第二部份:

(1) 在欲放置測力計（Load Cell）的地方裝設(g)板，並且以螺栓和測力計對接。

(2) 在欲裝設彈簧避振器的部分，測力計上方裝設(a.1)、(a.2)；欲裝設橡膠抗震器的部分，測力計上方裝設(b)板。

(3) 將彈簧避振器底部和(a)板連接，頂部和(d)固定接合。橡膠抗震

器底部和(b)板連接，頂部和(c)固定接合。

(26)

11

第三章彈簧避振器之彈性理論

3.1 螺旋彈簧相關參數

參考圖 3.1，有關彈簧之相關參數定義如下：

D : 螺旋彈簧之直徑，即通過彈簧圓心任意兩點線徑中心之距離。

d : 彈簧線徑，即彈簧螺旋線斷面的直徑。

l : 彈簧之螺旋線總長度。

n : 彈簧之有效工作圈數， l cos

n D

α

= π 。 h : 單圈螺距高。

J : 極慣性矩，

⁴

32 J ₌ π d _。

H

⁰

: 彈簧未受壓高度。

H : 彈簧受壓後高度。

α : 彈簧未受壓之螺旋角。

α〞: 彈簧受壓後的螺旋角。

α ΄ : 彈簧受壓後減少的的螺旋角，為 α－ α〞。

z : 彈簧壓縮量，H

0

－ H。

F : 作用於彈簧頂部之軸向力。

F

_r

: 作用於彈簧頂部之側向力。

B : 彈簧模擬成懸臂樑時之彎矩勁度值

S : 彈簧模擬成懸臂樑時之剪力勁度值

(27)

12

E : 螺旋線斷面之彈性係數。

G : 螺旋線斷面之剪力模數，

( )

2 1 G E

= υ

+ 。

3.2 軸向勁度理論公式推導

本節將推導彈簧軸向勁度之公式【2、3、4】，推導如下：

假設螺旋彈簧承受一軸向荷重 F，如圖 3.2 所示，對彈簧元素而言，

會產生扭矩 T(如圖 3.3)，此時可求得彈簧線徑所產生之剪應力τ

2 T = ⋅ ， F D 2 r = d

3

8 T r FD

J d

τ π

= ⋅ = (3.1)

根據虎克定律可求得扭轉所造成之剪應變

3

8FD

G d G

γ τ

= = π (3.2)

再利用剪應變和扭轉角的相對關係，得下式 2

2 d d d

d d

γ γ

α ′ = A =

A (3.3)

對整個螺旋彈簧線段積分，即可求得整個彈簧壓縮所造成的扭轉角

2

4 4

0 0

2 16 16

Dn Dn

FD FD n

d d

d d G d G

π

γ

π

α ^{′ =} ∫ ^A ⁼ ∫ π ^A ⁼ ^(3.4)

則整體壓縮量

3 4

8

z

2 D FD n d G

Δ = α ′ = (3.5)

由力量跟位移的關係式，求得螺旋彈簧的軸向勁度

(28)

13 4

8

3 z

z

F d G

k ⁼ Δ ⁼ D n ^(3.6)

3.3 側向勁度理論公式推導(1)單位力法

本節將以單位力法的方式進行彈簧側向勁度公式【 2 、 4 】之推導，推導方式如下：

假設彈簧頂部受到側向力 F ，且彈簧螺旋角

_r

α 很小，取距離頂部垂直距離 ξ 的元素 A 分析之 ( 如圖 3.4) ，則可求得側向力 F 對此元素所造

_r

成之彎矩 M ，推導如下 :

如圖 3.5 、圖 3.6 ，可將側力 F 作用於螺旋彈簧之彎矩

_r

M 分為三軸向之彎矩 M

_n

、 M

_b

、 T

_t

M = F

r

ξ (3.7)

n r

M = F ξ sin φ = M sin φ (3.8)

2

r b

M = − F D sin φ (3.9)

t r

T = F ξ cos φ = M cos φ (3.10)

令 F

_r

= F

₁_r

= ， 1 M

₁

= F

₁

ξ ξ = ，則可求得一單位側向力對此元素所造成之彎矩，如下

1

1 2 2

r b

F D D

M = − sin φ = − ^⋅ sin φ (3.11)

1n r 1

M = F sin ξ φ ξ = sin φ = M sin φ (3.12)

(29)

14

1t r 1r 1

T = F ξ cos φ = F ξ cos φ = M cos φ (3.13)

令 2

ds = D ⋅ d φ ，並利用單位力法可求得彈簧一圈之變形量

2 1 2 1 2 1

0

2

0

2

0

2

t t b b n n

r

T T Dd M M Dd M M Dd

f GJ EI EI

π

φ

π

φ

π

φ

Δ = ∫ + ∫ + ∫

2 2 2 3

2 1 2 1 2 1

0 0

2 4 2 2

r r 0

MM cos Dd F F sin Dd MM sin D d

GJ EI EI

π

φ φ

π

φ φ

π

φ φ

= ∫ + ∫ + ∫

3

1 1

2 8

^r ^r

D D

MM F F

EI GJ EI

π _⎛ _⎞ π

= ⎜ ⎝ + ⎟ ⎠ + (3.14)

考慮整體彈簧側向變形量，則上式可改為

1 r 1r

r

MM H F F H

f B n S n

Δ = +

⋅ ⋅ (3.15)

其中， H n 為單圈螺距高令

( )

2

4

32 2 1 2

HEI H E d

B E D n

Dn G

π υ

= = ⋅ ⋅

⋅ +

⎛ + ⎞

⎜ ⎟

⎝ ⎠

4

3 3

8 8 H E I HEd S π D n D n

= ⋅ ⋅ =

B : 彈簧模擬成懸臂樑時之彎矩勁度值

S : 彈簧模擬成懸臂樑時之剪力勁度值

(30)

15

式(3.15) 是沿著 z 軸方向單圈彈簧之總側向變形量，若以沿著 z 軸方向微小高度 dz 變形量表示微小側向變形量 df

_r

，如式 3.16 所示：

1 r 1r

r

MM F F

df dz dz

B S

= + (3.16)

則整個彈簧之側向變形為 f

_r

1 1

0 0

H H

r r

r

MM F F

f dz dz

B S

= ∫ + ∫ ^(3.17)

由力量跟位移的關係式，求得螺旋彈簧的側向勁度

3.4 側向勁度理論公式推導(2)擾態平衡法

本節將以擾態平衡法的方式進行彈簧側向勁度公式【5、6】之推導，

推導方式如下：

首先暫不考慮側向力 F

_r

對於彈簧元素造成之 M

_b

彎矩變形，根據擾態平衡法，假設彈簧上下兩端支承面平行，將彈簧視為兩端固定樑，同時受到軸力 F、側力 F

_r

作用，彈簧取一半分析，此時將彈簧視為懸

( )

3 3 2

4

8 4

1 2

3 3

r r r

r

F H F H F nD H

f = B + S = Ed ^⎡ ⎢ ⎣ + ^⎛ ⎜ ⎝ D ^⎞ ⎟ ⎠ + υ ^⎤ ⎥ ⎦

(3.18)

( )

4

2

3

4 8 1 2

3

r x

r

F Ed

k f H

nD D υ

= =

⎡ + ⎛ ⎞ + ⎤

⎢ ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ ⎥

⎣ ⎦

(3.19)

(31)

16

臂樑(如圖 3.7)，故彈簧在中間斷面處彎矩為零。

令

²

F k = B

此微分方程式的通解為

對上式做一次微分

邊界條件 z = ， 0 dx 0 dz = 0 1

r r

F F

ak a

F F k

+ = ⇒ = − 邊界條件 2

z = H ， x = 0

2 2 2

2

r

2 F H z d x k x k

dz F

⎛ − ⎞

⎜ ⎟

⎝ ⎠

+ = − ⋅ (3.20)

r

2 F H z x a sin kz b cos kz

F

⎛ − ⎞

⎜ ⎟

⎝ ⎠

= + − (3.21)

dx F

r

ak cos kz bk sin kz

dz = − + F (3.22)

2 2 0

2 2

r

H H

kH kH F a sin bcos

F

⎛ − ⎞

⎜ ⎟

⎝ ⎠

+ − =

1 0

2 2

F

r

kH kH

sin b cos F k

⎛ − ⎞ + =

⎜ ⎟

⎝ ⎠

(32)

17

可解得變形方程式為

由圖可知 z = ， 0 x = f

_r

式(3.25a)、式(3.25b)代入式(3.24)中，得 1

2 F

r

kH

b tan

F k

⎛ ⎞

= ⎜ ⎝ ⎟ ⎠

1 1

2 2

r r r

F F kH F H

x sin kz tan cos kz z

F k F k F

⎛ ⎞ ⎛ ⎞

= − + ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ − ⎜ ⎝ − ⎟ ⎠ (3.23)

1 2 1

2 2 2

r r r

r r

tan kH

F kH F H F

f tan f H

F k F F kH

⎡ ⎛ ⎞ ⎤

⎜ ⎟

⎢ ⎥

⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎝ ⎠

= ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ − ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ ⇒ = ⎢ ⎢ − ⎥ ⎥

⎢ ⎥

⎣ ⎦

(3.24)

令 2 2 kH H F

u = = B (3.25a)

2 2

F 4Bu

= H (3.25b)

3

2 2

2

1 1

2 2 2 2

4 4

r r

F tanu F H tanu

f H f

u u

Bu Bu

H

⎡ ⎤ ⎡ ⎤

= ⎢ ⎣ − ⎥ ⎦ ⇒ = ⎢ ⎣ − ⎥ ⎦

(33)

18

觀察式(3.26)與式(3.27)，可知η項與

3

24 F H

r

B 項分別代表軸向載重 F 與側向載重 F

_r

對 f

_r

的影響。

若考量側向力 F

_r

作用於彈簧元素之彎矩 M

b

，參考式(3.18)， M

^b

導致之側向變形為

將式(3.26)之

3

24 F H

r

B 項增設 f

_r^b

，可得

由於取一半的彈簧做分析，故將式(3.29)乘以二倍以考慮整體彈簧變形。

³

( )

3

3 24

r r

tanu u f F H

B u

⎡ − ⎤

⇒ = ⎢ ⎥

⎣ ⎦ (3.26)

令 ( )

3

3 tanu u

η = u ⁻ (3.27)

2 1

0

2

H

r r r

rb

F F F H

f dz

S S

= ∫ = ^(3.28)

³ ³

1 ¹²

₂

24 2 24

r r r

r

F H F H F H B

f = ^⎛ ⎜ ⎝ B + S ^⎞ ⎟ ⎠ η = B ^⎛ ⎜ ⎝ + H S ^⎞ ⎟ ⎠ η

( )

3 2

24 1

F H

r

3 D

B 2+ H η

υ

⎡ ⎛ ⎞ ⎤

= ⎢ ⎣ + ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ ⎥ ⎦ (3.29)

(34)

19

將式(3.27)代入式(3.31)，得下式

當 u = π 2 時， η 接近無限大(即彈簧產生挫屈現象，此時軸向負載稱為 F )，故

_c

u = π 2 時， F = F

_c

代入式(3.25b)

可得

再將式(3.33b)代入式(3.25a)內，改寫式(3.25a)為

( )

3 2

12 1

F H

r

3 D

B 2+ H η

υ

⎡ ⎛ ⎞ ⎤

= ⎢ ⎣ + ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ ⎥ ⎦ (3.30)

( )

3 2

12 1

x

H 3 D

k B 2+ H η

υ

⎡ ⎛ ⎞ ⎤

= ⎢ ⎣ + ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ ⎥ ⎦ (3.31)

³

( )

²

( )

3

1 3 12

x

tanu u

H 3 D

k B 2+ υ H u

⎡ ⎛ ⎞ ⎤ −

= ⎢ ⎣ + ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ ⎥ ⎦ ⋅ (3.32)

2 2 c

F B H

= π (3.33a)

F H

^c ₂ ²

B ⁼ π ^(3.33b)

2

_c

u F

F

= π (3.34)

(35)

20

3.4.1 彈簧軸向臨界荷重公式推導

考慮式 3.34 公式內含軸向臨界荷重(F

_c

)之參數，根據文獻【5】之內容，進行公式原理之推導，闡述如下：

彈簧在受軸向力 F 壓縮時，當 F 趨近於 F

_c

，彈簧不會沿 z 軸垂直向壓縮，而是會有類似柱挫曲的行為產生，如圖 3.8 所示，故在受壓面不單純只有軸向壓縮力，也會有剪力產生，表示如下

λ :彈簧模擬成懸臂樑受軸力變形時之截面的旋轉角。

由圖可得彈簧變形後之方程式

將式(3.40)微分後，可得

N F cos = λ ≈ F (3.35)

F

_r

= F sin λ ≈ F λ (3.36)

M = ⋅ F x (3.37)

M F x

d dz dz

B B

λ = = ^⋅ (3.38)

F

r

F S S

β = = λ (3.39)

( ) ¹

dx F

dz = − λ β + = − + ^⎛ ⎜ ⎝ S ^⎞ ⎟ ⎠ λ (3.40)

(36)

21

此方程式補解為

由邊界條件 z = ， 0 x = 0

( )

0 = D cos q 0 ⇒ D = 0 z = H ， x = 0

0 = C sin qH ⇒ sin qH = ⇒ 0 qH = n π

當 n = ， qH 1 = 則可求得最小軸向臨界荷重 π F

_c

將 n = ， qH 1 = 代入式(3.43) π

可解得臨界荷重為

2

1 0

d x F F

dz B S x

⎛ ⎞ + ⎜ + ⎟ =

⎝ ⎠ (3.41)

x = C sin qz + D cos qz (3.42)

F 1 F

q B S

⎛ ⎞

= ⎜ + ⎟

⎝ ⎠ (3.43)

2

2 2 2

1 1 0

c c c

c c

F F F F

H H F F S BS

B S B S H

π = ^⎛ ⎜ + ^⎞ ⎟ ⇒ π = ^⎛ ⎜ + ^⎞ ⎟ ⇒ + − ^{⎛ ⎞} ⎜ ⎟ π =

⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠

(37)

22

2

4 1 1

2

c

S B H

F S

⎡ ⎛ π ⎞ ⎤

⎢ ⎜ ⎝ ⎟ ⎠ ⎥

⎢ ⎥

= ⎢ + − ⎥

⎢ ⎥

⎣ ⎦

(3.44)

(38)

23

3.5 側向勁度理論公式推導(3)能量法

以下將介紹第三種彈簧理論側向勁度公式【2、3】，推導方式如下：

假設彈簧承受一側向力 F

_r

與彎矩 M

⁰

( 圖 3.9 )，並定義彈簧單圈螺距高為 h，及彈簧中心到螺旋線之水平距離為 R(D=2R)，並以彈簧圓柱之圓心 O 到彈簧底端 O ΄ ^{為起始點，沿} O 點順時針轉為正，取彈簧元素 A 分析之，令 A 點與 OO

^'

^之夾角為 θ ( 圖 3.10 ) 。

現以 i K

、 K j

、 k K

表示 x、y、z 軸之方向向量，則 A 點位置向量 r K

表示為

位於 A 點的側向力 F

_r

與彎矩力 M 各分別為

如圖( 圖 3.11 )所示，定義 α ^K 為沿著 A 點彈簧線圈切線方向之方向向量， β ^K 為沿著 A 點彈簧線圈法線方向之方向向量，根據向量座標轉換原理

r R cos θ i + R sin θ j + 2 θ h k

= ⋅ G ⋅ G π ⋅ ⋅ G

K (3.45)

F = F

r

⋅ G j

(3.46)

0

0 ^r

2 M M i r F

M i + F R cos θ k P θ h i π

= ⋅ + ×

⎛ ⎞

= ⋅ ⎜ ⎝ ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅ ⎟ ⎠ K K

K K K (3.47)

i K = cos θ β ⋅ − K sin θ α ⋅ K (3.48)

(39)

24

將上式之式( 3.48 )、式( 3.49 )代入式(3.47)中

將式( 3.50 )中沿方向向量 β ^G ^、 k G

以及 α ^G 之方向大小分別定義為 M

₁

、 M

2

、M

₃

，並依能量法

在實際情形下，彈簧避振器頂端近似於鉸接方式裝置，因此在彈簧頂部所受之彎矩 M

₀

= 0，故式( 3.52 )可改寫為

j = sin θ β ⋅ + K cos θ α ⋅

K K (3.49)

( )

0

0 0

2 2 2

2 2

r r

r

M F R cos k F h i M i F R cos k F h M i

F R cos k F h M cos sin

F h F h

F R cos k M cos M sin

θ θ

π θ θ

π

θ θ θβ θα

π

θ θ

θ θβ θα

π π

= ⋅ − +

⎛ ⎞

= − ⎜ − ⎟

⎝ ⎠

⎛ ⎞

= − ⎜ ⎝ − ⎟ ⎠ −

⎛ ⎞ ⎛ ⎞

= − ⎜ − ⎟ + ⎜ − ⎟

⎝ ⎠ ⎝ ⎠

K G G G

G G

G K K

　

(3.50)

2

2 2

2 2 2

3

1 2

0

2

0

2

0

2

n r

M

n r

M

n r

M

U ds ds ds

EI EI GJ

π π π

= ∫ + ∫ + ∫ ^(3.51)

1 2 3

2 2 2

0 0 0

n r n r n r

x

M

M M

M M M

U P ds P ds P ds

P EI EI GJ

π π π

Δ

∂

∂ ∂

⋅ ⋅ ⋅

∂ ∂ ∂ ∂

= = + +

∂ ∫ ∫ ∫ ^(3.52)

(40)

25

根據側力與位移之關係可得側向勁度 K

x

( ) ( )

( )

2 2 3

3 3

2 2 3

3 3

2 2 3

3

2 3 2

2

4 4

4 3 2 4 3 2

4 4

4 3 2 4 3 2

1 4

4 3 4 2

2 3 8

r r r

x

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⎛ ⎞ ⎛ ⎞

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⎝ ⎠ ⎝ ⎠

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⎞ ⎟⎟

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(3.53)

( )

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2

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Δ π υ υ π

π

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⎛ + ⎞

− +

⎜ ⎟

⎝ ⎠ ^(3.54)

(41)

26

(42)

27

第四章反覆載重試驗

反覆載重之試驗架設基本上已於第二章稍作說明，本試驗目的乃在探討發電機不均佈之垂直載重下，彈簧避振器之基本側向力學行為及其破壞機制。在試驗架設上乃於試驗結構之側向銜接一反力牆之油壓致動器進行反覆載重之位移輸入，其位移及力量之量測乃由拉線式位移計及測力計分別量測之，其安裝示意圖如圖 4.1 所示。

反覆載重之試驗基本上分為兩階段進行。第一階段之測試主要以彈簧避振器之反覆載重力學行為及破壞機制為主要探討目標。由於彈簧避振器裝置目的乃在降低發電機運作時之傳入樓板的振動量，因此彈簧避振器之側向力抵抗能力並非為其設計之基本考量，有鑑於此，

第二階段之測試乃於隔振系統中加入避震器 ( 橡膠抗震器 ) 以增加隔振系統之側向抵抗能力，而試驗的目的之一乃在探討避震器 ( 橡膠抗震器 ) 對彈簧隔振系統之側向力行為之影響。

4.1 反覆載重試驗設計

本節主要介紹油壓致動器輸出之設計，在設計過程中，為了避免油壓致動器持續加壓情況下，不僅造成非預期之破壞，也在試驗過程中產生危險，故捨棄力量控制，採位移控制。

油壓致動器輸入之位移歷時皆為一系列漸增反覆三角波，同一振

幅進行兩次循環，直至彈簧避振器試體破壞，以下將敘述位移控制之

輸入漸增位移振幅三角波。

(43)

28

TEST 1. 彈簧避振器:

此設計反覆三角波加載速率共分為兩階段，根據文獻【 2 】之設計方式，彈簧避振器在受水平側向力過程中，根據束制螺桿與外框皆處與否，分為非束制部分和束制部分兩階段受力情況，在非束制部分，即位移區間介於 0 mm ~ 6 mm 時，此階段系統之水平側向力由彈簧側向勁度提供；在束制部分，即位移區間達到 6 mm 之後，則為螺旋彈簧和外框同時承受水平側向力。考慮彈簧避振器有上述兩階段的承受水平側向力之情況，故將油壓致動器振幅增加速率分為兩部分，

詳細設計如表 4.1 所示。

TEST 2. 彈簧避振器+橡膠抗震器:

試驗設計如表 4.2 所示，考慮隔振系統加上橡膠抗震器後，增加了橡膠抗震器提供之水平側向勁度，相較於 TEST 1 相同出力條件下，彈簧避振器變形量相對較小，故將油壓致動器出力速度降低。除此之外，由於此組試驗加裝橡膠抗震器，能夠承受較大之水平側向力，為了避免試驗過程中因油壓致動器出力過大而使發電機底座發生非預期之破壞，故僅施做至 TEST 1 多 10 KN 的水平側向力。

4.2 反覆載重試驗佈置

本節主要介紹油壓致動器和發電機連接方式，以 TEST 2 ( 彈簧避

振器 + 橡膠抗震器 ) 為例，如圖 4.4 所示，在裝置油壓致動器一側兩旁

各銲接一塊鋼板，以鋼板和 I 型鋼樑銜接，而 I 型鋼樑以螺栓和油壓

致動器對接。在試驗過程中為了確保油壓致動器能有效輸出水平向的

側力，故在油壓致動器下方加裝千斤頂，調整高程以確保水平。量測

裝置佈置方面請參考圖 4.5 、表 4.3 。

(44)

29

4.3 反覆載重試驗資料輸出

在試驗過程中，油壓致動器架設於發電機南側，並輸出南北向之反覆水平側向力，本節擷取對角方向之西北側和東南側的彈簧避振器之力量與位移資料，繪製成力量與位移關係之遲滯迴圈，藉以探討其定性受力行為，其試驗結果請參考圖 4.6 ~ ^{圖 4.11。}

4.4 試驗結果初步觀察

本節根據現場觀察，並簡化 ( 每個迴圈最大受力值 )4.3 節所輸出遲滯迴圈圖，簡化後結果如圖 4.12~ 圖 4.15 所示，將觀測彈簧避振器

(YS-2400A) 不同受力行為劃分為下列各階段逐一探討之，其詳述如

下：

TEST 1. 彈簧避振器 (西北側):

發電機之西北側 YS-2400A 彈簧避振器的縱向受力單一遲滯迴圈圖如圖 4.12 所示，各階段之探討如下：

A-B 階段 :

油壓致動器啟動後開始正向加載，受到油壓致動器施力於發電機上，

發電機開始正向移動，伴隨著發電機的移動，彈簧避振器和發電機的接觸面－承重蓋板也產生位移，在此階段之水平剪力全由彈簧的側向勁度去抵抗。當位移達到 3mm 時，螺桿開始碰觸到外框之孔內橡膠墊圈，使得彈簧避振器的勁度略為提升(如圖 4.16)。

B-C 階段 :

油壓致動器持續正向加載，螺桿不斷擠壓橡膠墊圈，使得彈簧避振器

的勁度緩慢上升，直到承重蓋板位移量達到 6mm ，螺桿透過橡膠墊

(45)

30

圈接觸到彈簧避振器之外框，此時由彈簧側向勁度和外框共同承受水平剪力，為彈簧避振器提供額外側向束制的勁度，並使側向勁度趨於定值。在過程中，螺桿與橡膠墊圈碰撞擠壓處之反力，致使螺桿與承重蓋板接合處開始承受彎矩，並使螺桿產生些微彎曲變形，造成螺桿和承重蓋板接合處之螺牙磨損(如圖 4.17)。

C-D 階段 :

由於螺栓和承重蓋板螺孔存在孔隙 ( 承重蓋板之螺孔為 15mm ，螺栓

直徑為 12mm) ，當側向水平剪力克服承重蓋板和連接板之間的摩擦

力，此時連接板持續水平移動，但側向剪力卻無法有效傳遞至彈簧避振器上，因此造成位移持續增加但水平側力下降的情形產生 ( 如圖 4.18 ) 。

D-E 階段 :

油壓致動器持續正向加載，此時受到螺栓已接觸至螺孔邊緣影響，勁度開始回升，螺桿與承重蓋板接合處，而開始產生轉動，此時螺桿與承重蓋板接合界面處進一步磨損。當水平側向力克服螺旋彈簧底部與基座之間摩擦力，開始產生些微側向滑動，但由遲滯迴圈圖觀察，可發覺此階段螺旋彈簧滑動所造成強度影響不顯著。伴隨承重蓋板持續位移的關係，使得螺桿抵住外框，並且使外框開始承受垂直載重，另一方面原先螺旋彈簧垂直載重部分被外框承受，由於受到發電機傾覆的影響，螺旋彈簧壓縮量增加，且螺旋彈簧開始產生些微傾覆 ( 如圖 4.19 ) 。

E-F 階段:

油壓致動器開始正向卸載，受到螺旋彈簧開始由些微傾覆狀態逐漸恢

復水平狀態之影響，垂直載重也逐漸轉回由螺旋彈簧承受；同時在螺

桿與外框架之間作用力逐漸減小，降低螺桿旋轉角，但仍殘留著明顯

的旋轉位移。在持續正向卸載情況下，螺桿於 F 點處與外框完全分離。

(46)

31

F-G 階段 :

油壓致動器持續正向卸載，橡膠墊圈的形狀恢復至未受力狀態，螺桿與橡膠墊圈逐漸分離，回復到未受束制階段，此階段側向水平側向力全由螺旋彈簧之勁度抵抗。

G-H 階段 :

此階段承重蓋板回到原點，螺旋彈簧受到完整的軸向力，軸向壓縮量增加。在開始反向加載時，螺桿由於受到之前正向加載時的殘餘旋轉位移並未回復，故會比正向加載時更早接觸到橡膠圈 ( 如圖 4.20 ) 。 H-I 階段 :

帶有殘餘旋轉位移的螺桿擠壓到橡膠圈，透過橡膠圈開始碰觸到外框架，消除螺桿殘餘位移並復位。因為螺栓和承重蓋板之螺孔存在孔隙 ( 連接板之螺孔為 15mm ，螺栓直徑為 12mm ) 之影響，當承重蓋板和連接板之間的摩擦力小於側向水平力時，側向水平剪力無法有效傳遞至彈簧避振器上，故於此階段彈簧之勁度為負值 ( 如圖 4.21 ) 。 I-J 階段 :

油壓致動器持續反向加載，螺栓開始接觸到螺孔邊緣，迫使彈簧避振器水平勁度開始回升，螺桿與承重蓋板接合界面處產生轉動且磨損，

造成螺桿反向旋轉位移。此外，螺旋彈簧之高度相較於正向加載 D-E 階段略有抬升情況 ( 如圖 4.22) 。

J-K 階段 :

油壓致動器開始反向卸載，彈簧由抬升狀態逐漸恢復正向受載之狀態，同時在螺桿與外框架之間作用力與反作用力逐漸減小，並且降低螺桿反向旋轉量。

K-A 階段 :

(47)

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科技廠房及設備耐震評估與防震研究---總計畫暨子計畫：含隔振裝置之機電設備足尺寸振動台試驗研究(I)

行政院國家科學委員會專題研究計畫 成果報告