安裝粘彈性轉(zhuǎn)角阻尼器的海洋平臺(tái)—搖擺墻體系抗震性能分析*

張紀(jì)剛，江志偉

(1.青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東青島266033;2.北京工業(yè)大學(xué)城市與安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100124)

0 引言

搖擺墻體系為新型可復(fù)位抗震結(jié)構(gòu)(呂西林等，2011;周穎，呂西林，2011)，已有工程實(shí)例，并有學(xué)者進(jìn)行了搖擺墻體系的抗震性能研究，認(rèn)為搖擺墻能使原結(jié)構(gòu)各層變形趨于一致，有效控制變形集中(曹海韻等，2011;曲哲，葉列平，2011;曲哲等，2011)，可發(fā)揮結(jié)構(gòu)整體抗震及耗能能力。Patil和Jangid(2005)介紹了多自由度體系的導(dǎo)管架海洋平臺(tái)采用多種被動(dòng)控制裝置，如粘彈性阻尼器、粘滯阻尼器以及摩擦阻尼器等在遭受波浪荷載作用時(shí)的減振效果較好。Ma等(2010)提出了ETMD減振系統(tǒng)，是利用裝置內(nèi)部設(shè)備進(jìn)行控制的，結(jié)果表明ETMD減振系統(tǒng)在適當(dāng)?shù)念l比和質(zhì)量比條件下具有較好的減振效果，但是ETMD系統(tǒng)受頻率限制比較大，控制頻域?qū)挾群苷in等(2007)研究了利用TLD對(duì)導(dǎo)管架海洋平臺(tái)進(jìn)行抗震分析，并進(jìn)行了試驗(yàn)研究和數(shù)值分析，結(jié)果表明TLD的晃動(dòng)頻率與平臺(tái)的自然頻率比值是控制抗震的關(guān)鍵因素，TLD的水與平臺(tái)的質(zhì)量比越大越有利于減震。綜上所述，由于平臺(tái)的結(jié)構(gòu)剛度較大且摩擦阻尼器、粘滯阻尼器、粘彈性阻尼器等為位移型或速度型阻尼器，在導(dǎo)管架海洋平臺(tái)不易發(fā)揮作用，TMD和TLD在海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)的減震是有條件的。結(jié)合搖擺墻結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)，本文提出一種新型海洋平臺(tái)—搖擺墻結(jié)構(gòu)體系(張紀(jì)剛等，2012，2013)，提出在搖擺墻鉸接處設(shè)置粘彈性轉(zhuǎn)角阻尼器進(jìn)行減震控制。

1 粘彈性轉(zhuǎn)角阻尼器

目前大部分阻尼器都是直線拉壓型，專用于控制轉(zhuǎn)動(dòng)自由度的阻尼器還比較少，近年來也有相關(guān)學(xué)者提出了多種新型轉(zhuǎn)角阻尼器，具有較好的設(shè)計(jì)方案和動(dòng)力學(xué)性能。徐昕等(2012)提出一種扇形鉛粘彈性阻尼器(圖1)，該阻尼器既有粘彈性材料的速度相關(guān)型特點(diǎn)，又有金屬阻尼器的大阻尼特性，是一種非常適合本研究的阻尼器。本文另提出一種新型粘彈性轉(zhuǎn)角阻尼器的構(gòu)造，其構(gòu)造簡(jiǎn)圖見圖2。圖2為圖4中H點(diǎn)處細(xì)部構(gòu)造，在圖4所示鉸接點(diǎn)H處布置一個(gè)箱體，箱體可根據(jù)實(shí)際需求延紙面方向延長(zhǎng)，內(nèi)部充滿高粘稠度粘彈性材料或者粘滯流體，在搖擺墻根部焊接若干攪拌葉片，葉片可根據(jù)阻尼的需求調(diào)整個(gè)數(shù)和大小，當(dāng)搖擺墻發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，搖擺墻帶動(dòng)葉片，攪動(dòng)箱體內(nèi)的高粘稠性阻尼材料，產(chǎn)生巨大的阻尼力，從而耗散振動(dòng)能量。

阻尼器的布置形式是多變的，由于海洋平臺(tái)—搖擺墻體系相對(duì)位移較小，而摩擦、金屬阻尼器等都是位移相關(guān)型阻尼器，本文將阻尼器布置于搖擺墻底部的鉸接點(diǎn)處，搖擺墻只有轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，且轉(zhuǎn)動(dòng)位移較小，因此選用速度相關(guān)型的粘彈性轉(zhuǎn)角阻尼器進(jìn)行耗能減震，并利用ANSYS來進(jìn)行有限元計(jì)算。

圖1 扇形鉛粘彈性阻尼器Fig.1 Sector lead viscoelastic damper

圖2 粘彈性轉(zhuǎn)角阻尼器Fig.2 Viscoelastic rotary dampers

2 計(jì)算模型及參數(shù)

圖3為海洋臺(tái)平—搖擺墻體系原型，經(jīng)簡(jiǎn)化選取如圖4所示的三層海洋平臺(tái)搖擺墻體系，其中AD為海洋平臺(tái)原結(jié)構(gòu)，EH為搖擺墻，BG、CF、DE為鏈桿，A點(diǎn)固接，B、C、E、F、G、H點(diǎn)均為鉸接。AD、EH、BG、CF、DE均選用BEAM23單元，質(zhì)量m1、m2、m3為MASS21單元。為簡(jiǎn)化計(jì)算，取層高h(yuǎn)1=h2=h3=2 m，m1=m2=m3=100 kg，AD彈性模量為E1=2×1011N/m2;為使高階自振頻率穩(wěn)定，取EH彈性模量為E2=2×1018N/m2，AD、EH的慣性矩均取為I1=I2=4.5×10－8m4。

以圖1和圖2所示阻尼器為模型基礎(chǔ)，與圖4所示海洋平臺(tái)簡(jiǎn)化模型相結(jié)合，根據(jù)經(jīng)典的粘彈性材料的開爾文模型，在H點(diǎn)處粘彈性阻尼器應(yīng)用COMBIN14單元，設(shè)置H點(diǎn)阻尼器的單元屬性為垂直于紙面的ROTZ方向單自由度抗扭轉(zhuǎn)模型，在H點(diǎn)阻尼器處提供抵抗變形的扭矩。采用3條經(jīng)典的地震波——天津波(EW)、El-Centro波和Taft波進(jìn)行抗震性能驗(yàn)算，不改變3條波的頻譜特性，僅將3條波的地面運(yùn)動(dòng)最大加速度選為2.2 m·s－2。

圖3 海洋平臺(tái)—搖擺墻體系Fig.3 Offshore platform with rocking wall

圖4 海洋平臺(tái)—搖擺墻體系簡(jiǎn)化模型Fig.4 Simplified model of offshore platformwith rocking wall

3 計(jì)算結(jié)果

首先計(jì)算在H點(diǎn)(粘彈性阻尼器)無(wú)阻尼器情況下體系對(duì)天津波(EW)的反應(yīng)，保持H點(diǎn)阻尼為0，依次增大H點(diǎn)剛度，為簡(jiǎn)便計(jì)算，分別計(jì)算H點(diǎn)剛度值KH分別為0、10、102、103、104和105N·m/θ時(shí)，體系的地震反應(yīng)和結(jié)構(gòu)自振頻率的變化，結(jié)果見表1、圖5。

表1 天津波作用下阻尼器剛度和體系自振頻率、D點(diǎn)最大位移關(guān)系表Tab.1 Natural frequency of the system and maximum displacement at point D in different damper stiffness under Tianjin wave

圖5 天津波下Dmax與阻尼器剛度關(guān)系Fig.5 Relationship between Dmaxand the stiffnessof damper under Tianjin wave

圖6 天津波下Dmax與阻尼器轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼關(guān)系Fig.6 Relationship between Dmaxand the rotary damping of damper under Tianjin wave

保持H點(diǎn)阻尼器剛度為0，依次增大H點(diǎn)阻尼，為簡(jiǎn)便計(jì)算，分別計(jì)算取H點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼值C分別為 0、10、102、103、104和 105N·m·s/θ時(shí)，體系的地震反應(yīng)和結(jié)構(gòu)自振頻率的變化，結(jié)果見表2、圖6。

由表2和圖6可知，在天津波作用下，D點(diǎn)最大位移隨著阻尼器轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼的增大而減小，阻尼的存在有減小結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的作用，并且隨著阻尼比的增大，結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)有繼續(xù)減小的趨勢(shì)，根據(jù)結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)原理，當(dāng)阻尼增大到一定程度時(shí)，結(jié)構(gòu)將鎖閉，不會(huì)發(fā)生振動(dòng)。但是，阻尼器的阻尼不會(huì)無(wú)限制增大，也很難出現(xiàn)使結(jié)構(gòu)完全鎖閉的情況，并且在很多情況下，經(jīng)濟(jì)性也是很多大阻尼器的限制條件，由圖6可知，隨著阻尼的增大，D點(diǎn)最大位移的減小量遞減，也就是說阻尼越大，單位阻尼對(duì)減振控制的貢獻(xiàn)越小，經(jīng)濟(jì)性越差。

為了更好地說明問題，下面給出如圖4所示結(jié)構(gòu)在EL-CENTRO波和TAFT波下的振動(dòng)情況，見表3～6、圖7～10。

表2 天津波作用下阻尼器阻尼、阻尼比、D點(diǎn)最大位移關(guān)系表Tab.2 Damping ration and maximum displacement at point D in different damping of damper under Tianjin wave

表3 EL-CENTRO波作用下阻尼器剛度和Dmax關(guān)系Tab.3 Relationship between the stiffness of the damper and Dmaxunder EL-CENTRO wave

表4 EL-CENTRO波作用下阻尼器阻尼和Dmax關(guān)系Tab.4 Relationship between the damping of the damper and Dmaxunder EL-CENTRO wave

由表3、圖7a和表5、圖8a可知，在不同的地震波激勵(lì)下，盡管結(jié)構(gòu)自振頻率的規(guī)律保持不變，阻尼器剛度對(duì)體系的抗震性能的影響依然是沒有規(guī)律的，因此在實(shí)際工程中，應(yīng)當(dāng)首先測(cè)量平臺(tái)所在位置的海底場(chǎng)地的卓越周期，綜合考慮平臺(tái)自身的剛度、粘彈性轉(zhuǎn)角阻尼器的剛度和平臺(tái)的質(zhì)量等參數(shù)，使自振周期避開場(chǎng)地的卓越周期，以降低發(fā)生共振的概率。由表4、圖7b和表6、圖8b可知，即便是在動(dòng)力系數(shù)比較大的EL-CENTRO波作用下，轉(zhuǎn)角阻尼的存在也會(huì)給體系的抗震性能帶來本質(zhì)上的提升，但過大和過小的阻尼都會(huì)產(chǎn)生不利效果，所以實(shí)際中還需根據(jù)結(jié)構(gòu)的抗震需求合理設(shè)計(jì)阻尼。下面選擇天津波和 TAFT波，取 KH=103N·m/θ、CH=105N·m·s/θ進(jìn)行抗震驗(yàn)算，對(duì)有無(wú)阻尼器的情況進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見圖9。

表5 TAFT作用下阻尼器剛度和Dmax關(guān)系Tab.5 Relationship between the stiffness of the damperand Dmaxunder TAFT wave

表6 TAFT作用下阻尼器阻尼和Dmax關(guān)系Tab.6 Relationship between the damping of the damper and Dmaxunder TAFT wave

圖7 EL-CENTRO波作用下，阻尼器剛度(a)及阻尼(b)與Dmax的關(guān)系Fig.7 Relationship between the stiffness(a)and damping(b)of damper and Dmaxunder EL-CENTRO wave

圖8 TAFT波作用下，阻尼器剛度(a)及阻尼(b)與Dmax的關(guān)系Fig.8 Relationship between the stiffness(a)and damping(b)of damper and Dmaxunder TAFT wave

圖9 Taft波(a)和天津波(b)作用下，有無(wú)阻尼器D點(diǎn)位移對(duì)比Fig.9 Contrast of displacement of point D with and without damper under Taft(a)and Tianjin(b)wave

4 結(jié)論

本文通過對(duì)海洋平臺(tái)—搖擺墻體系中搖擺墻鉸接點(diǎn)處安裝粘彈性轉(zhuǎn)角阻尼器進(jìn)行了有限元分析，并對(duì)阻尼器參數(shù)進(jìn)行了簡(jiǎn)單優(yōu)化，可得出如下結(jié)論:

(1)在搖擺墻底部鉸接點(diǎn)處安裝轉(zhuǎn)角阻尼器對(duì)海洋平臺(tái)搖擺墻體系的抗震性能具有顯著效果。

(2)可以通過調(diào)節(jié)阻尼器的剛度來調(diào)整結(jié)構(gòu)的自振頻率，以降低結(jié)構(gòu)與地震發(fā)生共振的概率;可以根據(jù)經(jīng)濟(jì)等情況綜合考慮調(diào)節(jié)阻尼器阻尼以達(dá)到最好的消能減震效果。

(3)阻尼器的構(gòu)造和性能還需進(jìn)一步優(yōu)化。

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