高耸型钢钢筋混凝土筒体结构设置调谐质量阻尼器的减震性能试验及数值研究

2020-11-05区彤刘淼鑫刘彦辉

特种结构 2020年5期

区彤刘淼鑫刘彦辉

(1.广东省建筑设计研究院有限公司广州510010；2.广州大学工程抗震研究中心 510405)

引言

随着经济的高速发展，国内外兴建了大量如景观塔、电视塔、航管塔等高耸建筑，高耸结构震动控制性能研究一直是抗震设计领域的热点[1-3]。高耸结构设置调谐质量阻尼器可以耗散结构震动能量，减小结构动力响应。李爱群等[4]设计了适应自立式高耸结构的环形TMD、TLD和TLCD三种调频阻尼装置，并给出这些阻尼装置的力学模型。方蓉等[5]研究了结构的高阶振型对烟囱类高耸结构的地震响应影响规律，并给出了高耸结构单阶振型贡献率推导计算公式等。欧进萍等[6]研究了高层建筑设置混合调谐质量阻尼器附加阻尼比计算设计方法，并给出了控制系统最优参数和附加等效阻尼比的推导公式。

也有大量学者对设置调谐质量阻尼器的高耸或高层结构做了试验及数值研究。田欢等[7]制作了一个设置有调谐质量阻尼器的结构试验模型，研究了简谐激励和地震波作用下调频质量阻尼器减震效果。卜国雄[8]以广州新电视塔为研究对象，进行了相关调谐质量阻尼器试件的振动台试验，给出了相关特性研究结果，并作出相关调谐质量阻尼器的动力可靠度分析和能量平衡分析。陈政清[9]等研制了耐久性更好的永磁式电涡流调谐质量阻尼器，并通过试验研究得出该新型阻尼器具有良好的阻尼性能。

大量的研究表明，高耸结构应用先进可靠的减震控制技术可有效提高高耸结构的减震性能，具有显著的工程意义和经济效益。本文以某实际高耸型钢钢筋混凝土筒体结构为对象，研究分析了此类高耸结构设置调谐质量阻尼器的减震性能。研究成果将为保障此工程的正常使用功能和在极端环境动力荷载作用下的结构安全，及此类高耸结构减震控制系统提供技术支撑和工程应用参考。

1 试验研究

1.1 试验概况

某景观塔高168.9m、高径比为13.4的型钢钢筋混凝土筒体结构，筒体墙厚600mm，筒体部分暗柱设置H型钢，H型钢规格为H300mm×300mm×20mm×22mm，原型结构布置见图1。试验模型的制作基于动力相似律，采用人工质量模拟的弹塑性模型进行设计。由于该高耸型钢钢筋混凝土筒体结构为重力敏感型结构，重力效应对结构的整体受力性能影响较大，故模型与原型加速度相似系数取1，以保证模型与原型重力效应相近。试验模型采用与原型材料类似材料进行制作，采用较小弹性模量的材料以减小试验模型的总重量，基于原型高耸结构混凝土的弹性模量，采用了与原型混凝土特性相似但不同配比的微粒混凝土制作试验模型。综合考虑试验振动台的平面尺寸、负载能力，以及试验模型的弹性模量，确定模型与原型尺寸比值为1∶20，模型与原型弹性模量比值为1∶4。模型与原型比例关系见表1。基于表1的比例关系，试验模型型钢采用H10mm×10mm×1mm×1mm模拟等代，筒体剪力墙、主次梁等钢筋混凝土构件截面按尺寸比例关系进行缩尺设计，混凝土构件配筋则基于对正截面承载能力和斜截面承载能力强度等效原则进行换算[10-19]。按照换算钢筋原则，试验模型筒体的墙体配筋为双层双向间距12.5mm的18#铁丝和双层双向间距25.0mm的20#铁丝。筒体暗柱也根据等效强度原则配置铁丝。试验模型及设备整体见图2，需指出的是，图中试验模型外部钢架为保护支架，与试验模型并无连接，不参与振动台试验。

图1 原型结构布置和试验模型测点布置Fig.1 Layout of monitoring points

表1 模型与原型比例关系Tab.1 Relationship between model and prototype

图2 试验模型及设备整体Fig.2 Diagram of the test model and equipment

1.2 试验方案

试验在振动台通过电液伺服方式由计算机进行加载控制，振动台台面尺寸为3m(长)×3m(宽)×1.2m(高)。试验分别进行6个自由度的加载，采用模拟和数字补偿技术得到最佳地震输入波形。模型的地震响应传感器与试验控制中心的数据采集系统相连，通过计算机实时采集数据。试验模型的传感器测点布置见图1，点A采集结构单方向动力数据，外围点B主要采集空间扭转动力数据。

试验采用调谐质量阻尼器质量比与原型一致的方法，原型结构安装了258t的消防水箱作为阻尼器质量并连接电涡流阻尼器，阻尼由电涡流阻尼器[9]提供。为保持试验模型阻尼器的质量比与原型一致，得到试验模型阻尼器的总质量为178.3kg，其中阻尼器模型原质量为100kg、配重质量为78.3kg。阻尼器试验模型见图3。模拟有控模型时，试验通过滑轨调整永磁体与铜板的间隙来调整阻尼比大小，以模拟电涡流阻尼作用。模拟无控模型时，则将滑轨锁定，不考虑调谐质量阻尼器作用。本文采用Den Hartog最优参数设计法[16]设计调谐质量阻尼器参数，阻尼器试验参数见表2。Den Hartog最优参数设计法不考虑主结构阻尼，设计方法如下:

式中:μ为阻尼器质量和原型第1阶振型参与质量的质量比；fopt和ξopt分别为调谐质量阻尼器最优频率比和最优阻尼比。

图3 阻尼器试验模型Fig.3 Damper test model

表2 阻尼器试验参数Tab.2 Test parameters of TMD

振动台试验激励地震波采用人工波(RH2TG045)、天然波1(TH002TG045)和天然波2(TH121TG045)[17]。三条激励地震波归一化的时程曲线见图4。分别进行7度设防烈度地震作用下无控模型和有控模型的地震模拟振动台试验，输入激励地震波加速度峰值均为1.0m/s2。

图4 激励地震波时程曲线Fig.4 Earthquake waves

1.3 试验研究结果分析

本文高耸结构模型为筒体结构，平面各方向动力特性较接近，为了更直观地评价高耸型钢钢筋混凝土筒体结构设置调谐质量阻尼器减震性能，试验结果分析仅给出模型抗侧较弱一侧单方向结构减震性能对比。无控模型与有控模型在不同地震波作用下加速度试验结果对比见图5。该高耸结构试件设置调谐质量阻尼器在人工波作用下加速度响应的减震率最大达到33%，在天然波1作用下加速度响应的减震率最大为8%，在天然波2作用下加速度响应的减震率最大达到18%。整体而言，三条波平均减震率最大为16%，人工波作用下的减震效果较大，试件设置调谐质量阻尼器后楼层加速度响应的减震效果较好。

图5 试验模型加速度结果Fig.5 Acceleration results of test model

无控模型与有控模型在不同地震波作用下楼层剪力试验结果对比见图6。该高耸结构试件设置调谐质量阻尼器在人工波作用下楼层剪力响应的减震率最大达到18%，在天然波1作用下楼层剪力响应的减震率最大为6%，在天然波2作用下楼层剪力响应的减震率最大为7%。整体而言，三条波平均减震率最大为9%，试件设置调谐质量阻尼器可减小楼层剪力响应。

图6 试验模型楼层剪力结果Fig.6 Shear force of test model

无控模型与有控模型在不同地震波作用下楼层位移试验结果对比见图7。该高耸结构试件设置调谐质量阻尼器在人工波作用下楼层位移响应的减震率最大达到22%，在天然波1作用下楼层位移响应的减震率最大为8%，在天然波2作用下楼层位移响应的减震率最大为7%。整体而言，三条波平均减震率最大为13%，人工波作用下的减震效果较大，整体减震效果较好。

无控模型与有控模型在不同地震波作用下试验模型顶部位移时程对比见图8，无控模型与有控模型在不同地震波作用下试验模型顶部加速度时程对比见图9。由图8和图9可见，该高耸结构试件设置调谐质量阻尼器的模型顶部位移和加速度响应在各地震波作用下均呈现出前期减震效果较小、后期减震发挥作用较大的趋势，这是因为试验中阻尼器试件产生减震效果存在滞后性。在人工波作用下顶部位移和加速度响应的减震率最大达到20%和16%，在天然波1作用下顶部位移和加速度响应的减震率最大达到8%和9%，在天然波2作用下顶部位移响应的减震率最大达到6%和1%。由以上对比可见，试件设置调谐质量阻尼器后，结构顶部位移和加速度响应的时长和幅度均有减小，降低了结构的累积损伤，对整体结构发挥了较好的减震和控制效果。

图7 试验模型楼层位移结果Fig.7 Displacement of test model

图8 试验模型顶部位移时程Fig.8 Time-history of displacement at the top of test model

试验研究结果可见，在高耸型钢钢筋混凝土筒体结构设置调谐质量阻尼器可以有效提高结构减震性能。

在设防烈度地震波加载试验后，本文对试验模型进行模态试验分析，对模型输入加速度峰值为0.05g、频带宽为0.1Hz～40Hz的白噪声，得到试验模型在地震作用后前四个振型的动力特性。

图9 试验模型顶部加速度时程Fig.9 Time-history of acceleration at the top of test model

2 数值研究

2.1 有限元模型

为研究高耸型钢钢筋混凝土筒体结构设置调谐质量阻尼器的减震性能，采用ETABS建立精细化有限元模型，阻尼模型采用Raleigh阻尼模型，原结构阻尼比取0.05。结构在地震下状况较好，模型采用弹性模型，计算方法为直接时间积分法。采用点质量模拟调谐质量阻尼器的质量，质量为258t。采用Link单元模拟阻尼器的刚度和阻尼，阻尼器有限元模型参数见表3。有限元模型见图10。有限元模型的激励地震波采用人工波(RH2TG045)、天然波1(TH002TG045)和天然波2(TH121TG045)。分别进行7度设防烈度地震作用下无控模型和有控模型的数值模拟分析，输入激励地震波加速度峰值均为1.0m/s2。

图10 原型结构有限元模型Fig.10 FEA model of prototype structure

表3 阻尼器有限元模型参数Tab.3 Numerical parameters of TMD

原型结构充分利用已有水箱及水箱中储藏消防用水的质量作为调谐质量，将安装的258t的消防水箱作为阻尼器质量并连接电涡流阻尼器，阻尼由电涡流阻尼器提供。数值研究模型的调谐质量阻尼器参数按实际工程阻尼器参数，阻尼器数值参数采用Den Hartog提出的不考虑主结构阻尼的调谐质量阻尼器最优参数设计方法设计。模拟有控模型时，有限元模型考虑水箱质量和电涡流阻尼器的共同作用。模拟无控模型时，则不考虑调谐质量阻尼器的作用，但原结构水箱荷载不变。本文高耸结构模型为筒体结构，平面各方向动力特性较接近，为了更直观地评价高耸型钢钢筋混凝土筒体结构设置调谐质量阻尼器的减震性能，数值研究结果分析仅给出模型抗侧较弱一侧单方向结构减震性能对比。

试验推算原型的动力特性由表1模型与原型比例关系得到。试验模型推算原型和有限元模型周期对比见表4。试验模型推算原型和有限元模型顶部加速度和位移对比见表5。由表4可见，试验模型和有限元模型前四个振型的周期相差率最大为10.86%。由表5可见，试验模型推算原型和有限元模型在不同的地震波作用下顶部加速度和位移相差率主要在15%以下。局部存在差异的原因主要是缩尺试验模型与原型的实际材料特性和阻尼系数差异、缩尺试验模型和原型在地震波能量输入差异、试验模型滑轨摩擦产生误差和测量数据采集的精度误差。由表4和表5对比，整体而言可认为试验模型推算原型和有限元模型的动力特性较为接近。

表4 试验模型推算原型和有限元模型周期对比Tab.4 Comparison of dynamic characteristics between test model and FEA model

表5 试验模型推算原型和有限元模型顶部加速度、位移对比Tab.5 Vertex acceleration and displacement comparison of test model and FEA model

2.2 数值研究结果分析

无控模型与有控模型在不同地震波作用下加速度数值分析结果对比见图11。该高耸结构试件设置调谐质量阻尼器在人工波作用下加速度响应的减震率最大达到17%，在天然波1作用下加速度响应的减震率最大达到16%，在天然波2作用下加速度响应的减震率最大达到15%。三条波平均减震率最大为16%，原型结构设置调谐质量阻尼器后发挥了较好的加速度响应减震性能。

图11 有限元模型加速度结果Fig.11 Acceleration response of FEA mode

无控模型与有控模型在不同地震波作用下楼层剪力数值分析结果对比见图12。该高耸结构试件设置调谐质量阻尼器在人工波作用下楼层剪力响应的减震率最大达到15%，在天然波1作用下楼层剪力响应的减震率最大为6%，在天然波2作用下楼层剪力响应的减震率最大为8%。整体而言，三条波平均减震率最大为10%，结构设置调谐质量阻尼器后可减小楼层剪力响应。

无控模型与有控模型在不同地震波作用下楼层位移数值分析结果对比见图13，由图13可见，该高耸结构试件设置调谐质量阻尼器在人工波作用下楼层位移响应的减震率最大达到15%，在天然波1作用下楼层位移响应的减震率最大达到13%，在天然波2作用下楼层位移响应的减震率最大达到17%。整体而言，三条波平均减震率最大为15%，设置调谐质量阻尼器对整体楼层位移响应有一定减震效果。

图12 有限元模型楼层剪力结果Fig.12 Shear force of FEA model

图13 有限元模型楼层位移结果对比Fig.13 Displacement of FEA model

图14 有限元模型顶部位移时程Fig.14 Time-history of displacement at the top of FEA model

无控模型与有控模型在不同地震波作用下有限元模型顶部位移时程对比见图14，无控模型与有控模型在不同地震波作用下有限元模型顶部加速度时程对比见图15。在人工波作用下顶部位移和加速度响应的减震率最大达到13%和17%，在天然波1作用下顶部位移和加速度响应的减震率最大达到12%和16%，在天然波2作用下顶部位移和加速度响应的减震率最大达到16%和15%。由以上对比可见，结构设置调谐质量阻尼器后，结构顶部位移和加速度响应的时长和幅度均有减小，降低了对结构的累积损伤，对整体结构发挥了较好的减震和控制效果。