安裝粘彈性轉角阻尼器的海洋平臺—搖擺墻體系抗震性能分析*

張紀剛，江志偉

(1.青島理工大學土木工程學院藍色經濟區工程建設與安全協同創新中心，山東青島266033;2.北京工業大學城市與安全減災教育部重點實驗室，北京100124)

0 引言

搖擺墻體系為新型可復位抗震結構(呂西林等，2011;周穎，呂西林，2011)，已有工程實例，并有學者進行了搖擺墻體系的抗震性能研究，認為搖擺墻能使原結構各層變形趨于一致，有效控制變形集中(曹海韻等，2011;曲哲，葉列平，2011;曲哲等，2011)，可發揮結構整體抗震及耗能能力。Patil和Jangid(2005)介紹了多自由度體系的導管架海洋平臺采用多種被動控制裝置，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的減振效果較好。Ma等(2010)提出了ETMD減振系統，是利用裝置內部設備進行控制的，結果表明ETMD減振系統在適當的頻比和質量比條件下具有較好的減振效果，但是ETMD系統受頻率限制比較大，控制頻域寬度很窄。Jin等(2007)研究了利用TLD對導管架海洋平臺進行抗震分析，并進行了試驗研究和數值分析，結果表明TLD的晃動頻率與平臺的自然頻率比值是控制抗震的關鍵因素，TLD的水與平臺的質量比越大越有利于減震。綜上所述，由于平臺的結構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，在導管架海洋平臺不易發揮作用，TMD和TLD在海洋平臺結構的減震是有條件的。結合搖擺墻結構的優點，本文提出一種新型海洋平臺—搖擺墻結構體系(張紀剛等，2012，2013)，提出在搖擺墻鉸接處設置粘彈性轉角阻尼器進行減震控制。

1 粘彈性轉角阻尼器

目前大部分阻尼器都是直線拉壓型，專用于控制轉動自由度的阻尼器還比較少，近年來也有相關學者提出了多種新型轉角阻尼器，具有較好的設計方案和動力學性能。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型特點，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角阻尼器的構造，其構造簡圖見圖2。圖2為圖4中H點處細部構造，在圖4所示鉸接點H處布置一個箱體，箱體可根據實際需求延紙面方向延長，內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，葉片可根據阻尼的需求調整個數和大小，當搖擺墻發生轉動時，搖擺墻帶動葉片，攪動箱體內的高粘稠性阻尼材料，產生巨大的阻尼力，從而耗散振動能量。

阻尼器的布置形式是多變的，由于海洋平臺—搖擺墻體系相對位移較小，而摩擦、金屬阻尼器等都是位移相關型阻尼器，本文將阻尼器布置于搖擺墻底部的鉸接點處，搖擺墻只有轉動自由度，且轉動位移較小，因此選用速度相關型的粘彈性轉角阻尼器進行耗能減震，并利用ANSYS來進行有限元計算。

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

圖2 粘彈性轉角阻尼器Fig.2 Viscoelastic rotary dampers

2 計算模型及參數

圖3為海洋臺平—搖擺墻體系原型，經簡化選取如圖4所示的三層海洋平臺搖擺墻體系，其中AD為海洋平臺原結構，EH為搖擺墻，BG、CF、DE為鏈桿，A點固接，B、C、E、F、G、H點均為鉸接。AD、EH、BG、CF、DE均選用BEAM23單元，質量m1、m2、m3為MASS21單元。為簡化計算，取層高h1=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，與圖4所示海洋平臺簡化模型相結合，根據經典的粘彈性材料的開爾文模型，在H點處粘彈性阻尼器應用COMBIN14單元，設置H點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模型，在H點阻尼器處提供抵抗變形的扭矩。采用3條經典的地震波——天津波(EW)、El-Centro波和Taft波進行抗震性能驗算，不改變3條波的頻譜特性，僅將3條波的地面運動最大加速度選為2.2 m·s－2。

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

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

3 計算結果

首先計算在H點(粘彈性阻尼器)無阻尼器情況下體系對天津波(EW)的反應，保持H點阻尼為0，依次增大H點剛度，為簡便計算，分別計算H點剛度值KH分別為0、10、102、103、104和105N·m/θ時，體系的地震反應和結構自振頻率的變化，結果見表1、圖5。

表1 天津波作用下阻尼器剛度和體系自振頻率、D點最大位移關系表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與阻尼器剛度關系Fig.5 Relationship between Dmaxand the stiffnessof damper under Tianjin wave

圖6 天津波下Dmax與阻尼器轉動阻尼關系Fig.6 Relationship between Dmaxand the rotary damping of damper under Tianjin wave

保持H點阻尼器剛度為0，依次增大H點阻尼，為簡便計算，分別計算取H點轉動阻尼值C分別為 0、10、102、103、104和 105N·m·s/θ時，體系的地震反應和結構自振頻率的變化，結果見表2、圖6。

由表2和圖6可知，在天津波作用下，D點最大位移隨著阻尼器轉動阻尼的增大而減小，阻尼的存在有減小結構地震反應的作用，并且隨著阻尼比的增大，結構的地震反應有繼續減小的趨勢，根據結構動力學原理，當阻尼增大到一定程度時，結構將鎖閉，不會發生振動。但是，阻尼器的阻尼不會無限制增大，也很難出現使結構完全鎖閉的情況，并且在很多情況下，經濟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點最大位移的減小量遞減，也就是說阻尼越大，單位阻尼對減振控制的貢獻越小，經濟性越差。

為了更好地說明問題，下面給出如圖4所示結構在EL-CENTRO波和TAFT波下的振動情況，見表3～6、圖7～10。

表2 天津波作用下阻尼器阻尼、阻尼比、D點最大位移關系表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下，盡管結構自振頻率的規律保持不變，阻尼器剛度對體系的抗震性能的影響依然是沒有規律的，因此在實際工程中，應當首先測量平臺所在位置的海底場地的卓越周期，綜合考慮平臺自身的剛度、粘彈性轉角阻尼器的剛度和平臺的質量等參數，使自振周期避開場地的卓越周期，以降低發生共振的概率。由表4、圖7b和表6、圖8b可知，即便是在動力系數比較大的EL-CENTRO波作用下，轉角阻尼的存在也會給體系的抗震性能帶來本質上的提升，但過大和過小的阻尼都會產生不利效果，所以實際中還需根據結構的抗震需求合理設計阻尼。下面選擇天津波和 TAFT波，取 KH=103N·m/θ、CH=105N·m·s/θ進行抗震驗算，對有無阻尼器的情況進行對比，結果見圖9。

表5 TAFT作用下阻尼器剛度和Dmax關系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，有無阻尼器D點位移對比Fig.9 Contrast of displacement of point D with and without damper under Taft(a)and Tianjin(b)wave

4 結論

本文通過對海洋平臺—搖擺墻體系中搖擺墻鉸接點處安裝粘彈性轉角阻尼器進行了有限元分析，并對阻尼器參數進行了簡單優化，可得出如下結論:

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

(2)可以通過調節阻尼器的剛度來調整結構的自振頻率，以降低結構與地震發生共振的概率;可以根據經濟等情況綜合考慮調節阻尼器阻尼以達到最好的消能減震效果。

(3)阻尼器的構造和性能還需進一步優化。

曹海韻，潘鵬，葉列平，等.2011.混凝土框架搖擺墻結構體系的抗震性能分析［J］.建筑科學與工程學報，28(1):64－69.

呂西林，陳云，毛怨君.2011.結構抗震設計的新概念——可恢復功能結構［J］.同濟大學學報(自然科學版)，39(7):942－948.

曲哲，和田章，葉列平.2011.搖擺墻在框架結構抗震加固中的應用［J］.建筑結構學報，32(9):11 －19.

曲哲，葉列平.2011.搖擺墻—框架體系的抗震損傷機制控制研究［J］.地震工程與工程振動，31(4):40 －50.

徐昕，周云，吳從曉.2012.扇形鉛粘彈性阻尼器性能的有限元分析研究［J］.防災減災工程學報，32(4):444 －451.

張紀剛，江志偉，李秋義.2013.剛度對海洋平臺—搖擺墻體系抗震性能的影響研究［J］.土木工程學報，46(增刊1)，287－291.

張紀剛，禚煥雯，江志偉.2012.基于搖擺墻體系的新型海洋平臺振動控制研究［J］.土木工程學報，45(增刊2):151－155.

周穎，呂西林.2011.搖擺結構及自復位結構研究綜述［J］.建筑結構學報，32(9):1－10.

Patil K.C.，Jangid R.S..2005.Passive Control of Offshore Jacket Platforms［J］.Ocean Engineering，32(16):1933 － 1949.

Jin Q.，Li X.，Sun N.，et al..2007.Experimental and Numerical Study on Tuned Liquid Dampers for Controlling Earthquake Response of Jacket Offshore Platform［J］.Marine Structures，20(4):238 －254.

Ma R.J.，Zhang H.T.，Zhao D.，et al..2010.Study on the Anti-vibration Devices for a Model Jacket Platform［J］.Marine Structures，23(4):434－443.