铅挤压阻尼器对网壳结构的减振控制

（铅）粘弹性阻尼结构的试验与研究粘弹性阻尼结构是一种结构控制技术，常用于建筑物、桥梁等工程中，通过引入粘弹性材料以提高结构的减振性能和耐震能力。

本文将介绍（铅）粘弹性阻尼结构的试验与研究，深入探讨其原理、设计与应用。

（铅）粘弹性阻尼结构在近年来得到了广泛的研究和应用。

它通过将铅等粘弹性材料引入结构，利用其特殊的动力学性能来减少结构的振动响应。

铅具有较高的密度和较好的粘弹性能，具备良好的能量耗散能力和调节能力。

因此，将铅材料引入结构可以有效减小地震或风载荷引起的结构响应，提高结构的安全性能。

（铅）粘弹性阻尼结构的设计与优化是关键问题。

首先，需要选取合适的粘弹性材料来实现对结构振动的控制。

目前，常用的粘弹性材料有铅、黄铜、聚氨酯等。

其中，铅材料具有较好的性能和可靠性，常被用于粘弹性阻尼结构中。

其次，需要确定阻尼器的数量、位置和刚度等参数。

这些参数的选择与结构的减振要求、材料的特性和实际应用有关。

通过试验与研究，可以得出不同参数设置下结构的振动响应，并进行优化。

试验是研究（铅）粘弹性阻尼结构性能的重要手段。

试验可以通过模型试验和全尺寸试验两种形式进行。

模型试验通常采用减比例模型来模拟实际结构，通过加载震动，观察结构的振动响应。

全尺寸试验则直接对实际结构进行试验，获取真实数据。

试验可以验证理论模型的准确性，评估结构的减振效果，为设计与优化提供参考。

同时，试验还可以研究结构在不同负荷条件下的响应特性，预测其在实际应用中的性能。

在试验中，需要关注结构的动态特性和粘弹性材料的性能。

动态特性包括自振频率、阻尼比等参数，可以通过振动台试验等方法测定。

粘弹性材料的性能包括刚度、阻尼比等指标，可以通过单轴压缩试验、拉伸试验等方法获得。

通过试验与研究，可以得出（铅）粘弹性阻尼结构的性能特点。

首先，该结构能够显著减小结构的振动响应，降低结构自身的振荡能量。

其次，该结构能够提高结构的耐震性能，增强结构的抗震能力。

最后，该结构具备较好的可预测性和可靠性，能够适应不同的结构类型和工程需求。

（铅）粘弹性阻尼结构的试验与研究共3篇（铅）粘弹性阻尼结构的试验与研究1铅粘弹性阻尼结构是结构控制领域中一种常用的被动控制手段，在减震、减振等方面有着广泛的应用。

本文将介绍铅粘弹性阻尼结构的试验与研究。

一、引言结构振动是工程领域中的一个重要问题，它不仅会对结构的安全性和使用寿命产生负面影响，而且还会对周围环境产生一定的噪声和振动。

因此，研究和探讨结构振动的控制手段是非常重要的。

铅粘弹性阻尼结构作为一种被动控制手段，因其结构简单、可靠性高以及适用范围广等优点，逐渐受到了广泛的关注。

二、铅粘弹性阻尼结构原理铅粘弹性阻尼结构由铅、弹簧和阻尼器三部分组成。

其主要原理是通过阻尼器中铅的黏性特性和弹簧的弹性特性，将结构振动的能量转化为热能，从而实现结构的减振和减震效果。

三、铅粘弹性阻尼结构试验研究1.试验设备铅粘弹性阻尼结构试验系统主要由振动台、铅粘阻尼器和振动传感器等组成。

其中振动台为试样施加振动荷载，铅粘阻尼器作为结构的控制装置，振动传感器用于测量结构的振动响应。

2.试验方法在试验中，首先需要对试样进行预处理，即先对其进行单自由度系统结构参数的实验识别，比如质量、刚度、阻尼等，然后再选取合适的铅粘阻尼器和弹簧参数进行试验。

试验中可以采用单向或双向振动荷载，通过改变振动频率和振幅等参数进行试验，得到不同振动频率下的结构响应和阻尼比等数据。

同时也可以通过对比试验，比较结构在有无铅粘弹性阻尼器的情况下的振动响应和控制效果。

3.试验结果试验结果表明，铅粘弹性阻尼结构能够有效地减少结构的振动响应。

并且该结构在低频振动时的控制效果更好。

同时，铅粘弹性阻尼结构还具有阻尼力随振幅增大而增大的特点，这与实际工程中的情况较为符合。

四、结论本文介绍了铅粘弹性阻尼结构的试验与研究，试验结果表明，铅粘弹性阻尼结构具有很好的控制效果和应用前景。

但是，该结构在实际工程中的应用还需综合考虑多种因素，包括结构的尺寸、质量、振动频率等等。

振 动 与 冲 击第26卷第8期J OURNAL OF V IBRAT I ON AND SHOCKVo.l 26No .82007粘弹铅芯阻尼器在控制输电塔风振反应中的应用收稿日期:2006-10-30 修改稿收到日期:2006-12-05第一作者尹 鹏男, 博士, 1982年出生尹 鹏, 李 黎, 梁政平(华中科技大学土木工程与力学学院建筑工程系,武汉 430074)摘 要 以晋东南~南阳~荆门1000k V 输电线路中最常用输电塔为例,为高柔的风敏感结构,有必要对其抗风性能进行分析。

以此为工程背景,采用了双层粘弹性材料和铅组合的粘弹铅芯阻尼器进行风振控制。

为了不削弱塔杆,将粘弹铅芯阻尼器平行于角钢并联安装于塔杆上,对其具体构造进行了初步地设计。

然后根据本工程输电塔的特点,对单塔和塔线耦合体系采用7种方案进行粘弹铅芯阻尼器的布置。

编制了风速模拟程序,模拟了适用于本工程的横线向脉动风速场。

采用时程分析方法,针对7种阻尼器布置方案计算了单塔和塔线耦合体系在模拟的风荷载作用下的风振响应,进行了时域内的控制效果分析。

计算结果表明,所设计的控制系统达到了很好的减振效果,为将来的试验和安装提供了较为准确的理论依据。

关键词:输电塔,粘弹铅芯阻尼器,风振控制中图分类号:TU 311.3;TM 753 文献标识码:A输电塔是一种工程数量巨大而且做枢纽电力导线支架的高耸结构。

作为重要生命线工程的电力设施,输电线系统的破坏会导致供电系统的瘫痪,这不仅严重地影响人们的生产建设、生活秩序,而且可能会引发火灾等次生灾害,给社会和人民生命财产造成严重的后果。

1 工程背景与力学分析的数值模型特超高压工程是我国/十一五0期间最重大的工程之一,举世瞩目。

它的建设对我国经济的持续发展将产图1 呼高56m 猫头塔生重大作用,只许成功,不许失败。

而输电塔结构作为特高压输电线路的支撑体,它的破坏会导致整个供电系统的瘫痪,这不仅严重影响人们生产建设、生活秩序,关系到国计民生,而且还会产生火灾等次生灾害,给社会和人民的生命财产造成严重的后果。

单层网壳结构的粘滞阻尼器减振分析
刘应扬;许文祥
【期刊名称】《低温建筑技术》
【年(卷),期】2012(034)003
【摘要】在单层网壳上设置控制系统,可有效地提高结构的抗震性能；如何在结构中合理地布置粘滞阻尼器,从而取得理想的控制效果,是当前亟待解决的问题.本文提出无控单层网壳结构在地震波作用下,所有时间增量步两端节点相对位移的绝对值的和较大的杆件所在的区域为粘滞阻尼器的优化布置区域.以单层柱面网壳为例,对比分析了按本文提出的粘滞阻尼器布置准则布置阻尼器与采用其他布置方法对网壳结构减振效果的不同,并讨论了布置粘滞阻尼器对结构节点位移和极限承载力的改善.
【总页数】3页(P49-51)
【作者】刘应扬;许文祥
【作者单位】天津大学建筑工程学院,天津300072;天津大学建筑工程学院,天津300072
【正文语种】中文
【中图分类】TU33
【相关文献】
1.粘滞阻尼器在大跨度桁架结构减振中的应用
2.拟负刚度与粘滞阻尼混合减振结构的动力特性与减振效果分析
3.工程结构粘滞流体阻尼器的减振机制与控振分析
4.网壳结构的粘滞阻尼减振分析与试验研究
5.单层柱面网壳的粘滞阻尼器减振分析
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铅盘阻尼器耗能减震的性能研究
尹新生;孙浩
【期刊名称】《吉林建筑工程学院学报》
【年(卷),期】2014(031)003
【摘要】本文基于结构被动控制的理论基础上,研制了铅盘阻尼器,阐述铅盘阻尼器的构造和材料组成.通过ABAQUS分析铅盘阻尼器的滞回曲线及其耗能性能,对比不同盘叠加数、盘间距,使其滞回曲线越近饱和,达到最佳耗能减震效果.
【总页数】3页(P9-11)
【作者】尹新生;孙浩
【作者单位】吉林建筑大学寒地绿色建筑技术工程中心,长春130118;吉林建筑大学寒地绿色建筑技术工程中心,长春130118
【正文语种】中文
【中图分类】TU375.3
【相关文献】
1.应用粘滞性阻尼器的耗能减震建筑的抗震性能研究 [J], 马腾飞
2.分层剪切式铅阻尼器耗能性能研究 [J], 杜传知;邱廷琦;骆明成;夏玉龙
3.火电厂悬吊煤斗结构限位铅阻尼器耗能减震问题研究 [J], 廖翌棋;高政国;姚德康
4.波纹钢管铅阻尼器耗能性能分析研究 [J], 周云;吴胜
5.双曲型不锈钢管铅阻尼器性能研究 [J], 曾一凡;邓雪松;周云
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铅阻尼器对网壳结构地震倒塌影响分析杨明飞;徐赵东【摘要】综合考虑网壳结构杆件的失稳与失效,利用ANSYS/LS-DYNA软件建立网壳结构的数值模型,分析判别了网壳结构在强震作用下的倒塌破坏模式,包括动力强度破坏、动力失稳破坏和综合破坏三个类型.接着将铅阻尼器以能量等效的原则加入到网壳结构中,在三条不同地震波激励的情况下,分析了铅阻尼器减振系统对网壳结构倒塌模式的影响.结果证实:加入铅阻尼器减振系统之后,网壳结构的倒塌临界荷载被提高了1.11倍,同时网壳结构中的屈服杆件比例提高了3.29倍,与未加铅阻尼器减振系统的情况相比,网壳结构更倾向于发生动力强度破坏.【期刊名称】《西安建筑科技大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2015(047)002【总页数】5页(P224-228)【关键词】网壳结构;铅阻尼器;倒塌模式;能量等效原则;动力强度破坏【作者】杨明飞;徐赵东【作者单位】安徽理工大学土木建筑学院,安徽淮南232001;东南大学土木工程学院,江苏南京210096;东南大学土木工程学院,江苏南京210096【正文语种】中文【中图分类】TU393.3大跨度和超大跨度建筑物及作为其核心的空间结构技术的发展状况已成为代表一个国家建筑科技水平的重要标志之一．对网壳结构设计来说，随着网壳跨度的逐步增大，深入研究其抗震性能则具有重要意义，尤其在强震作用下网壳结构的倒塌模式和破坏机理等[1-2]．而加入减振控制系统是降低网壳结构在强震下振动的重要手段，随着网壳结构振动控制工作的普遍开展，控制系统对网壳结构倒塌模式的影响如何值得深入研究．文献[3-4]将粘滞阻尼器减振系统加入到单层网壳和柱壳结构中进行了数值分析和试验研究，结果证实粘滞阻尼器减振系统对该类型的结构具有较好的减震效果，同时能够提高结构的抗倒塌能力．文献[5-7]总结了大跨网壳结构的减震控制研究现状，对已经应用的减振系统进行分析，提出了对该类型结构进行减震控制时需要解决的若干问题．文献[8-9]分别研究了大跨网壳、网架结构的倒塌模式，并利用ANSYS/LS-DYNA对典型大跨网架、网壳结构进行了倒塌全过程模拟，得出了各项倒塌指标．文献[10]将多维隔减震支座加入到大跨网格结构中，结果表明，大跨网格结构的倒塌临界荷载被显著提高．这些研究为大跨网格结构的减振及抗倒塌研究奠定了基础．本文以施威德勒网壳结构为例，对加与未加铅阻尼器减振系统的网壳倒塌进行了数值模拟，从不同的指标入手，对比分析了强震作用下减振系统对网壳结构倒塌模式的影响，为其工程应用提供了参考．1 网壳结构的倒塌模式网壳结构倒塌是一个动态连续的过程，从杆件的角度来说可能同时存在着失稳和失效的问题，因此为了准确得到其倒塌破坏模式，在研究过程中本文综合考虑杆件的失稳与失效，对结构进行了数值分析．1.1 模型建立以施威德勒网壳作为代表进行研究．其中，结构的矢跨比分别为 1/3、1/4、1/5和 1/6，利用ANSYS/LS-DYNA建立的结构数值模型如图1-1所示．网壳结构的杆件尺寸见表 1.1．为保证网壳结构“薄膜内力”有效传递，结构周边采用钢筋混凝土环梁对壳体进行约束，下部采用钢柱进行支撑，柱子上端铰接在网壳的所有周边节点上，下端固结于地面（图中最下端的结构代表刚性地面，地面使用Solid164单元模拟），同时为了保证网壳下部结构的刚度，在钢柱之间采用钢管进行交叉支撑．其中环梁截面为600 mm×600 mm，钢柱子截面Φ 3 50×16 mm和钢支撑截面Φ150×8mm，环梁的混凝土采用C30，壳体表面布置均布荷载2kN/m2，网壳结构所有钢材选用 Q235．其中，梁、柱、支撑和结构杆件使用Beam161单元模拟．网壳结构杆件的材料模型采用塑性随动强化模型，这种模型的优势就是可以考虑应变失效（本文失效应变采用 0.02），通过在 0（仅随动强化）或 1（仅各向同性强化）间调整参数β来选择各向同性或随动强化，应变率使用Cowper-Symonds模型来导出，其屈服应力为：式中：σ0是初始屈服应力；ε˙是应变率；C和P是应变参数；β是硬化参数；为有效塑性应变；EP是塑性硬化模量，可记为：式中：E是材料的弹性模量； tanE 是材料的切线模量．图1 网壳结构数值模型Fig.1 The numerical model of reticulated shell structure表1 网壳结构杆件布置Tab.1 The structural layout of reticulated shell structure径向主肋/mm×mm环向副肋/mm×mm其余杆件/mm×mm跨度/m Φ150×5 Φ120×5 Φ100×5 401.2 网壳结构倒塌模式数值结果在地震动三维输入条件下，利用IDA的分析方法，通过数值模拟得出了典型的施威德勒网壳结构倒塌模式．其中，动力强度破坏类型和动力失稳破坏类型分别如图2（矢跨比为1/5，峰值加速度2 200 gal的Taft波作用）和图3（矢跨比为1/3，峰值加速度1 800 gal的Elcentro波作用）所示．图2 动力强度破坏类型Fig.2 Dynamic strength failure图3 动力失稳破坏类型Fig.3 Dynamic instability failure从图2和3可以看出，对于不同的破坏类型而言，网壳结构的破坏基本从周边杆件及节点处开始．尤其位于环梁上的支座节点受力较大，但是在地震波作用于结构的初期，支座处节点并未发生屈服，结构基本处于弹性工作状态．随着地震波加速度峰值的逐渐增大，网壳结构周边个别杆件在节点的位置开始出现屈服现象，但并未影响网壳结构“薄膜内力”的传递，结构仍然保持其稳定状态，如图2(a)和3(a)所示．随着地震波的持续输入，网壳结构周边出现的塑性杆件数量逐渐增多，随后部分杆件在轴向压力的作用下出现了弯曲失稳，结构的振动也较之前有明显的加剧，如图2(b)和3(b)所示，但是此时网壳结构中尚没有出现杆件的失效现象．当地震波的加速度到达其峰值附近的时候，在某些网壳结构中开始有杆件失效现象（由于杆件的塑性应变达到了失效应变），如图2(c)所示．由于杆件的失效造成结构稳定状态发生改变同时也影响了其“薄膜内力”的传递，尤其是结构中径向主肋杆的失效，对结构的稳定性影响较大．在经历较长时间的塑性发展之后，网壳结构发生了动力强度破坏，如图2(d)所示．但是对于某些网壳结构来说，当结构周边出现大量的失稳杆件之后并没有发生杆件失效现象，而是失稳杆件的数量急剧增多，其主要集中在第一、二排（由外环向内环）区域，这直接导致了结构的某个局部瞬时失去了抵抗能力，出现局部的凹陷现象，如图3(c)所示．随着局部凹陷的迅速扩展，网壳结构在较短时间内发生了动力失稳破坏，如图3(d)所示．但是有还有一些网壳结构在倒塌的过程中，塑性发展也不深入，失稳杆件数量介于动力强度破坏和动力失稳破坏之间，称之为综合破坏类型．2 加入铅阻尼器后网壳结构倒塌模式近几年，8度及以上的地震频发，尤其日本2011年3月11日在东北海域发生的9度强震，实测地震加速度峰值接近3 000 gal，结构在强震下的倒塌必将成为今后结构研究方面的热点问题之一．为了研究铅阻尼器减振系统对网壳结构倒塌模式的影响，文中以能量相等为原则，将铅阻尼器减振系统加入到施威德勒网壳结构当中，对附加铅阻尼器减振系统的网壳结构进行了倒塌分析．2.1 铅阻尼器的等效鉴于铅阻尼器的力学特性，其存在初始刚度K，当阻尼器达不到初始刚度的时候，其充当支撑杆件的作用，而当阻尼器达到初始刚度时，其刚度K变为零，其作用类似于粘滞阻尼器．由此本文将其等效为粘滞阻尼器的形式加入到网壳结构当中进行倒塌分析．其出力等效为：等效粘滞阻尼器的滞回曲线为：由能量等效原理：式中： LeS 为铅阻尼器等效的滞回面积； LeE 为一圈铅阻尼器滞回曲线的耗能，可由试验测试得到；C为铅阻尼器等效的阻尼系数．假定在强震下铅阻尼器发生0.1 m的相对位移时阻尼器发生失效，即失效位移 x0 = 0 .1m ．同时，铅阻尼器的耗能为E Le = 4 F Le x0= 2 × 1 04J ．铅阻尼器的最高频率取为 1Hz，可以推出其阻尼器系数C=1× 1 05Nms= 1 00kNms ．将铅阻尼器等效为粘滞阻尼器加入到网壳结构中．其中，阻尼器的两端分别铰接在网壳结构的节点，同时为了不让网壳结构产生局部刚度突变，改变薄膜内力的传递路径，因此沿网壳结构的周边环向均匀布置铅阻尼器，如图4所示．图4 铅阻尼器布置图Fig.4 Lead damper layout2.2 铅阻尼器减振系统对网壳结构倒塌的影响分析在分析的过程中，选择了两种矢跨比的施威德勒网壳结构为例，其中矢跨比分别为1/3和1/5．加入铅阻尼器减振系统之后，网壳结构的倒塌临界荷载见表 2，失效杆件数量和屈服杆件比例统计见表3．表2 网壳结构倒塌临界荷载（gal）Tab.2 The collapse critical loads of reticulated shell structure (gal)注：括号内为无铅阻尼器减振系统情况下网壳结构的倒塌临界荷载．矢跨比 Elcentro波 Taft波人工波1/3 3 800(1 800) 3800(1 800) 4 800(2 300)1/5 4 600(2 400) 4 400(2 200) 6 800(3 400)由表2可知：通过与无铅阻尼器减振系统情况下倒塌临界荷载对比，矢跨比为1/3时，在Elcentro波和Taft波作用下，网壳结构的倒塌临界荷载分别提高了1.11倍；在人工波的作用下，网壳结构的倒塌临界荷载提高了 1.09倍．矢跨比为 1/5时，在Elcentro波作用下，网壳结构的倒塌临界荷载提高了0.92倍；在Taft波和人工波的作用下，网壳结构的倒塌临界荷载分别提高了1.0倍．表3 网壳结构中屈服杆件比例(%)和失效杆件统计Tab.3 The yield bar ratios (%) and failure bar statistics注：括号内为无铅阻尼器减振系统情况下网壳结构中屈服杆件比例和失效杆件数量统计情况．Elcentro波 Taft波人工波矢跨比失效杆件数量屈服杆件比例破坏类型失效杆件数量屈服杆件比例破坏类型失效杆件数量屈服杆件比例破坏类型1/3 4(2) 6.5(3.6) 失稳破坏 0(0) 13.3(3.1) 综合破坏 2(0) 24.2(14.6) 强度破坏1/5 6(6) 41.4(29.2) 强度破坏 1(1) 29.0(30.0) 强度破坏 7(0) 34.9(15.6) 强度破坏同时可以看出，有无铅阻尼器减振系统，网壳结构的倒塌临界荷载均随着结构矢跨比的增加而减小．铅阻尼器减振系统的加入并未影响网壳结构倒塌临界荷载随结构矢跨比的变化规律．由表3可知：通过与无铅阻尼器减振系统情况下屈服和失效杆件比例对比，矢跨比为1/3时，在Elcentro波的作用下，网壳结构的屈服杆件比例提高了0.81倍；在Taft波的作用下，网壳结构的屈服杆件比例提高了3.29倍；在人工波的作用下，网壳结构的倒塌临界荷载提高了0.68倍．矢跨比为1/5时，在Elcentro波的作用下，网壳结构的屈服杆件比例提高了0.42倍；在Taft波的作用下，网壳结构的屈服杆件基本与未加铅阻尼减振系统情况下持平；在人工波的作用下，网壳结构的屈服杆件比例提高了1.24倍，同时失效杆件的数量基本保持不变．在不同矢跨比情况下，网壳结构加入铅阻尼器减振系统后，屈服杆件比例均得到了较大幅度的提高，但是在结构倒塌的瞬时，失效杆件数量增加不多．加与未加铅阻尼器减振系统情况下，网壳结构的倒塌情况如图5所示．从图5可以看出，加与未加铅阻尼器减振系统的情况下，网壳结构破坏的位置明显不同．未加铅阻尼器减振系统情况下，破坏位置在周边两排杆件区域；加铅阻尼器减振系统情况下，由于阻尼器的加强作用，破坏的位置在靠近顶部的局部区域．同时，铅阻尼器减振系统明显地提高了网壳结构对地震波破坏作用的抵抗能力，尤其对矢跨比较大网壳结构的倒塌临界荷载有明显的提升，最高幅度达到1.11倍．主要原因是由于铅阻尼器消耗了大量的地震能量，同时也对网壳结构易失稳的区域起到了支撑的作用，增加了结构的整体性．屈服杆件的数量图5 网壳结构倒塌对比Fig.5 The comparison of reticulated shell structure collapse3 结论将铅阻尼器减振系统加入到不同矢跨比的网壳结构中，对其进行了理论和数值分析，得出以下结论：(1) 网壳结构的倒塌过程分为：动力强度破坏、动力失稳破坏和综合破坏类型；(2) 铅阻尼器减振系统可以明显地提高网壳结构在强震下的抗倒塌能力，倒塌临界荷载提高了1.11倍；(3) 加入铅阻尼器减振系统之后，屈服杆件的比例明显增加，网壳结构更倾向于发生动力强度破坏．参考文献 References[1] 沈世钊, 支旭东. 球面网壳结构在强震下的失效机理[J]. 土木工程学报, 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第7卷 第4期2008年 8月广州大学学报(自然科学版)Journa l of G uang zhou U n i ve rsity(N atura l Sc i ence Editi on)V o.l 7 N o .4Aug . 2008收稿日期:2007-12-10; 修回日期:2008-03-18作者简介:龙耀坚(1982-),男,硕士研究生,主要从事结构减震技术与应用研究.文章编号:1671-4229(2008)04-0085-06高层建筑铅芯橡胶阻尼器减震效果的计算分析龙耀坚,冼巧玲,温留汉,刘建安(广州大学工程抗震研究中心,广东广州 510405)摘 要:近30多年来,国内外学者提出了很多工程结构减震控制新技术、新体系.其中,以增加结构阻尼比为主的消能减震控制技术是一种有效、安全、经济且较为成熟的工程减震技术.文章对现有正在使用的某大楼进行了罕遇地震下的变形验算,在确定了该结构进行消能减震加固时需要的附加有效阻尼比后,采用铅芯橡胶阻尼器作为消能部件,计算分析了结构安装阻尼器前后动力特性的变化以及遭遇设防烈度对应的罕遇地震作用下的反应.结果表明,采用铅芯橡胶阻尼器进行抗震加固后,各层层间位移平均下降幅度达2014%~2717%,各层扭转角平均下降幅度达3618%~4316%,取得了良好的减震效果,结构的抗震性能满足GB50011-2001建筑抗震设计规范的要求,对高层建筑结构抗震加固提供了一套切实可行的方法.关键词:消能减震;抗震加固;铅芯橡胶阻尼器;动力分析中图分类号:TU 352 文献标识码:A近30多年来,国内外学者提出了很多工程结构减震控制新技术、新体系[1].其中,以增加结构阻尼比为主的消能减震控制技术是一种有效、安全、经济且较为成熟的工程减震技术,它属于减震控制中的被动控制.消能减震控制技术能有效地减轻结构的变形和损伤,改善结构的抗震性能[2].近年来,此项技术已在国内外许多工程中得到应用,既用于新建结构[3],也用于既有结构的加固[4],既用于中、低层建筑,又用于高层建筑,作为一项新技术得到广泛认可.本文针对某大楼由于建筑抗震等级的提高以及规范标准的变更而导致的抗震性能不足,采用动力分析方法对安装阻尼器前后的结构抗震性能进行对比,并提出了合理的加固方案.1 工程概况该大楼所在地区抗震设防烈度为7度,场地土类别为Ò类.该大楼于1993年按GBJ 11-89建筑抗震设计规范丙类建筑设计,13层框架抗震墙结构,主体高度4417m,抗震设防等级为三级,于1995年建成并使用.图1为改变用途后该结构标准层平面布置图.该大楼现因改变用途而成为乙类建筑,抗震设防等级提高为二级,因此,抗震能力不能满足GB50011-2001建筑抗震设计规范[5]的要求.2 结构的抗震验算2.1 结构动力特性分析对本大楼进行的现场实测结果表明,结构长轴向和短轴向的第一阶自振周期分别为0178s 和0166s ,结构阻尼比为2.18%,结构的扭转效应显著.本大楼原结构短轴向有很多填充墙,使得该结构短轴向刚度比长轴向刚度大,从而导致该结构短轴向周期比长轴向周期小.由图1可知,结构的电梯井设置在平面的左下角位置,电梯井为钢筋混凝土筒体结构,有很大的侧移刚度,从而导致整个结构的刚度中心与质量中心分离,导致扭转效果明显.2.2 罕遇地震作用验算依据现行抗震设计规范的要求,采用底部剪力法对原结构进行了罕遇地震下的变形验算.混凝土结构的等效阻尼比取5%,计算得知结构的最大层间位移角为1/60,超过了现行抗震设计规范规定的框架)剪力墙结构弹塑性层间位移角限值1/100,表1为计算结果.提高结构阻尼可以降低结构的地震反应,现假定该结构具有附加有效阻尼比15%,使得结构的等效阻尼比达到20%,在此假定下对本大楼进行罕遇地震下的变形验算,结果如表1所示,计算结果表明结构的层间位移角全部符合现行抗震设计规范的限值要求.由以上分析可知,通过合理的布置阻尼器,使结构的等效阻尼比达到20%,可以使得本大楼的抗震性能符合现行抗震设计规范的要求.3 结构抗震加固方案3.1 消能支撑的型式根据本大楼的实际情况,提出采用铅芯橡胶阻尼器作为消能部件.该阻尼器的主要参数:初始刚度为12广州大学学报(自然科学版)第7卷图1 标准层平面图F ig .1 L ayout o f the standard fl oor表1 原结构与消能减震结构计算T able 1 R esu lt of the o ri g ina l buil d i ng &retro fitted bu ildi ng层数原结构层间位移/c m原结构层间位移角(等效阻尼比为5%)消能减震结构层间位移/c m消能减震结构层间位移角(等效阻尼比为20%)12 4.161/842.381/14711 4.381/802.521/13910 4.761/742.771/1279 5.131/683.011/1168 5.501/643.261/1087 5.201/613.141/1026 5.251/603.171/1015 5.131/623.101/1034 4.731/682.911/1103 4.061/792.501/1282 2.991/1071.861/17211.541/2590.961/417kN #mm-1,屈服力为50k N,屈服后刚度与初始刚度比为011.阻尼器的构造图如图2所示,图3为阻尼器试件的试验滞回曲线,曲线形状稳定饱满,表明该阻尼器具有良好的耗能能力.图4为本文根据本大楼的结构特点提出的阻尼器安装方式.图2 阻尼器构造图(mm )F i g .2 Constitute o f the da m pe r(mm )图3 阻尼器滞回曲线F i g .3 L oad -defor m a tion hysteresis curves o f the da m pe r图4 消能支撑装置图F i g .4 D e tail s of t he energy d i ssi pati on dev ice3.2 消能支撑的布置文献[6]给出了消能支撑在建筑结构中的布置原则:在结构平面上,消能支撑的布置应使结构的扭转效应尽量减小,以增强结构的抗侧刚度,并应尽量使结构的质量中心与刚度中心重合;在立面上,消能支撑应布置在层间剪切位移较大的部位.该大楼的消能支撑尽量布置在远离电梯井的部位和结构的下部楼层:在第1、2、3、4、7、8、9层安装消能支撑,其中,横向布置15个,纵向布置13个.消能支撑布置结构平面图如图5所示.86第4期龙耀坚等:高层建筑铅芯橡胶阻尼器减震效果的计算分析图5 消能支撑布置结构平面图F i g.5 Locations of t he ene rgy diss i pati on dev i ce4 结构动力分析4.1 计算模型和分析方法针对该大楼进行了模拟地震的动力时程分析,计算模型如图6所示.结构的梁、柱采用三维杆单元,结构的楼板以及剪力墙采用4节点壳单元.阻尼器采用非线性单元双折线模型模拟,其初始刚度、屈服后刚度和屈服力由试验确定[7].选取E l Centro -N S 、T aft 和建筑结构所在场地的场地波三种地震波进行动力时程分析,每条地震波沿结构短轴向输入进行计算分析.4.2 结构动力特性分析表2给出了结构在未加消能支撑和加消能支撑时的前12阶周期和模态.设置消能支撑后,结构横向和纵向的图6 计算模型F i g .6 A nalysis model表2 结构的周期及质量参与系数T able 2 Per i ods and m odal pa rti c i pati ng m ass ratios o f the structure模态阶数未加消能支撑结构加消能支撑结构周期U XUYRZ周期U XUY RZ 11.48620.15000.55000.02221.36930.63000.03440.008121.41870.52000.16000.01651.36410.02940.68000.100031.09040.00700.01610.63001.04080.00070.00020.560040.57280.01150.07850.01040.52960.00960.08590.008150.45930.17000.01210.00010.44920.17000.01050.000160.37400.00100.00860.03430.35070.00100.00860.049170.31810.00400.07720.13000.31520.00390.08180.120080.24290.00100.00370.01470.22680.01060.00310.012690.21980.05310.00020.00010.21560.04510.00010.0032100.19630.00120.01820.00560.18720.00050.02030.0049110.17260.01350.00110.00320.17140.01560.00050.0011120.16680.00470.00300.02270.16610.00080.00430.0168累计质量参与系数0.93690.92870.88970.88970.91710.92960.8840注:U X 和UY 为该振型X 和Y 向的质量参与比,RZ 为该振型绕Z 轴的质量参与比.87广州大学学报(自然科学版)第7卷侧移刚度均有所提高.本大楼实际结构中有很多填充墙,建模时只考虑了这些填充墙的质量而忽略了它们的刚度,导致表2中结构的计算周期比实测周期长.4.3 结构反应4.3.1 位移反应图7、图8和图9为El Centro -N S 波、T aft 波和场地波大震作用下原结构和消能减震结构顶层的水平位移时程曲线,结构在设置了消能支撑后具有较好的减震效果.图7 E l C entro -N S 地震波作用下位移时程曲线F ig .7 D isp l ace m ent ti m e h i story under E l Centro-N S se i s m i cwaves图8 T aft 地震波作用下位移时程曲线F ig .8 D isp l ace m ent ti m e history under T aft se i s m ic waves图9 场地波作用下位移时程曲线F ig .9 D isp l ace m ent ti m e history under field se i s m i c w aves 图10、图11和图12为E l Centro -N S 波、T aft 波和场地波大震作用下原结构和消能减震结构的层间位移曲线,结构在3种地震波作用下侧移分布规律相似,最大层间位移角出现在结构的竖向刚度有变化的楼层:第9层和第13层.计算结果显示,原结构在3种地震波作用下最大层间位移角达1/119.在2.2罕遇地震作用验算中得知结构最大层间位移角达1/60,超过了现行抗震设计规范规定的位移角限值1/100,以此作为消能减震加固的主要依据.由计算结果可知,消能减震结构的最大层间位移角,E l Centro -NS 地震波作用下为1/178,T aft 地震波作用下为1/206,场地波作用下为1/298,均满足我国现行抗震设计规范的要求.综合分析可知,结构加固后具有抵御该大楼所在地区7度大震的能力.图10 E l C entro -N S 地震波作用下层间位移F ig .10 Story drifts under E l Centro -NS se i s m i c w aves图11 T aft 地震波作用下层间位移F i g.11 S tory dr ifts under T aft se i s m ic w aves图12 场地波作用下层间位移F i g.12 Story dr ifts under field se i s m ic w aves设置消能支撑后结构的层间位移均减小,减小的各层层间位移最大幅度:E l Centro -NS 地震波作用下达6417%,T a ft 地震波作用下达5917%,场地波作用下达5319%.而88第4期龙耀坚等:高层建筑铅芯橡胶阻尼器减震效果的计算分析减小的各层平均层间位移幅度:E l Cen tro -N S 地震波作用下为2717%,T aft 地震波作用下为2014%,场地波作用下为2212%,如表3所示.计算结果分析表明,结构在3种地震波作用下的反应由强到弱依次为:T a ft 波、E l Centro -NS 波、场地波,而消能支撑在这3种地震波作用下均具有理想的消能减震效果.4.3.2 扭转反应由表2可知,结构的第三阶振型为扭转模态,并且现场实测结果显示原结构扭转效应较大,因此有必要比较原结构和消能减震结构的扭转反应大小.图13、图14和图15分别给出了E lCentro -NS 波、T aft 波和场地波大震作用下原结构和消能减震结构的扭转反应.图13 E l Centro -N S 地震波作用下扭转反应F i g .13 To rsi on under E l Centro -N S seis m icwaves图14 T aft 地震波作用下扭转反应F i g .14 T o rs i on under T a ft se i s m i c w aves设置消能支撑后结构的扭转反应减小,减小的各层平均扭转角幅度:E l C entro -N S 地震波作用下为38.0%,T a ft 地震波作用下为43.6%,场地波作用下为36.8%,如表3所示.设置消能支撑后,不仅降低了结构的水平侧移和层间位移,还很大程度上降低了结构的扭转反应,使结构的抗震性能得到很大程度上的改善.图15 场地波作用下扭转反应F i g .15 T o rsion under fi e l d seis m i c waves 表3 平均层间位移和平均扭转角T able 3 A verag e o f the story dr ifts &ave rage of the torsionang les 地震波平均层间位移/m 未加消能支撑 加消能支撑下降/%E l C entro -N S 0.015900.0115027.7T a ft 0.014700.0117020.4场地波0.009000.0070022.2地震波平均扭转角下降/%未加消能支撑 加消能支撑E l C entro -N S 0.002160.0013438.0T a ft 0.002110.0011943.6场地波0.001170.0007436.85 结 论本文对某大楼原结构进行了罕遇地震下的变形验算,在确定了该结构进行消能减震加固时需要的附加有效阻尼比后,采用铅芯橡胶阻尼器作为消能部件,计算分析了结构安装阻尼器前后动力特性的变化以及遭遇设防烈度对应的罕遇地震作用下的反应,得到以下几点结论.(1)原结构在罕遇地震下的变形验算,最大层间位移角为1/60,超过了现行抗震规范规定的位移角限值1/100.(2)设置消能支撑后结构的层间位移均有下降,降低的各层平均层间位移幅度:E l C entro -N S 地震波作用下为2717%,T a ft 地震波作用下为2014%,场地波作用下为2212%.消能支撑在这3种地震波作用下具有理想的消能减震效果,增加了结构自身抵御地震的能力,提高了结构的安全度.89广州大学学报(自然科学版)第7卷(3)设置消能支撑后结构的扭转反应减小,减小的各层平均扭转角幅度:E l C entro-N S地震波作用下为3810%, T a ft地震波作用下为4316%,场地波作用下为3618%.设置消能支撑后,结构的抗震性能在很大程度上得到改善.(4)结构加固后具有抵御该大楼所在地区7度大震的能力.参考文献:[1]周福霖.工程结构减震控制[M].北京:地震出版社,1997.ZHOU Fu-li n.Se is m ic contro l of struc t ure[M].B eiji ng:Se i s m o l og ica l P ress,1997.[2]王亚勇,薛彦涛,欧进萍,等.北京饭店等重要建筑的消能减振抗震加固设计方法[J].建筑结构学报,2001,22(2):35-39.W ANG Y a-yong,XUE Y an-tao,OU J i n-p i ng,e t a.l Structura l ana l ysis and des i gn o f se is m ic 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the buil d i n g w it h out retrofitti n g.The ant-i se is m ic capab ility of the bu il d i n g satis-fies the seis m ic requ ire m ents after se is m ic retrofit by adding energy dissi p ation dev ice.K ey w ords:ener gy d issipati o n;se is m ic retrofi;t lead-rubber da m per;dyna m ic ana l y sis=责任编辑:刘少华> 90。

矿产资源开发利用方案编写内容要求及审查大纲
矿产资源开发利用方案编写内容要求及《矿产资源开发利用方案》审查大纲一、概述
㈠矿区位置、隶属关系和企业性质。

如为改扩建矿山, 应说明矿山现状、
特点及存在的主要问题。

㈡编制依据
(1简述项目前期工作进展情况及与有关方面对项目的意向性协议情况。

(2 列出开发利用方案编制所依据的主要基础性资料的名称。

如经储量管理部门认定的矿区地质勘探报告、选矿试验报告、加工利用试验报告、工程地质初评资料、矿区水文资料和供水资料等。

对改、扩建矿山应有生产实际资料, 如矿山总平面现状图、矿床开拓系统图、采场现状图和主要采选设备清单等。

二、矿产品需求现状和预测
㈠该矿产在国内需求情况和市场供应情况
1、矿产品现状及加工利用趋向。

2、国内近、远期的需求量及主要销向预测。

㈡产品价格分析
1、国内矿产品价格现状。

2、矿产品价格稳定性及变化趋势。

三、矿产资源概况
㈠矿区总体概况
1、矿区总体规划情况。

2、矿区矿产资源概况。

3、该设计与矿区总体开发的关系。

㈡该设计项目的资源概况
1、矿床地质及构造特征。

2、矿床开采技术条件及水文地质条件。