郭濤,管志成,孫光普,李國(guó)君

(西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

?

調(diào)頻振子-液體聯(lián)合水平減振的流固耦合機(jī)理研究

郭濤,管志成,孫光普,李國(guó)君

(西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

為了解決晃蕩液體在大幅值的水平加速度激勵(lì)下不再具有穩(wěn)定自由晃蕩頻率且無(wú)法滿足調(diào)頻條件而導(dǎo)致減振能力明顯下降的問題,提出了一種將調(diào)頻振子置入晃蕩液體中構(gòu)成聯(lián)合系統(tǒng)的減振方法。采用分離求解隱式耦合的方法對(duì)忽略結(jié)構(gòu)阻尼的聯(lián)合系統(tǒng)衰減結(jié)構(gòu)振動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬,計(jì)算結(jié)果表明,聯(lián)合系統(tǒng)能夠在保持振子共振吸能的基礎(chǔ)上充分利用液體晃蕩對(duì)振動(dòng)能量進(jìn)行耗散,具有優(yōu)于單純調(diào)頻質(zhì)量減振或晃蕩液體減振的性能。聯(lián)合系統(tǒng)在液體晃蕩時(shí)的減振作用優(yōu)于液體無(wú)法晃蕩時(shí)的情況;液體自由晃蕩頻率遠(yuǎn)離振動(dòng)頻率有助于振子保持共振吸能能力。在共振的容器中和振子的激勵(lì)下液體晃蕩具有強(qiáng)烈的耗能作用,這是聯(lián)合系統(tǒng)減振的主要機(jī)理。根據(jù)這一機(jī)理,在保證振子共振和增強(qiáng)液體耗能作用的思路下對(duì)聯(lián)合系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化,優(yōu)化后聯(lián)合系統(tǒng)即使忽略結(jié)構(gòu)阻尼,阻尼比也可達(dá)到5.6%。

調(diào)頻振子;晃蕩液體;水平減振;流固耦合;數(shù)值模擬

部分充液容器發(fā)生簡(jiǎn)諧振動(dòng)時(shí),若內(nèi)部的液體具有與容器振動(dòng)頻率相同的自由晃蕩頻率,則液體能夠通過調(diào)頻共振效應(yīng)快速地從容器振動(dòng)中吸收能量,并利用波浪碰撞、黏性耗散等消耗能量,實(shí)現(xiàn)容器及其關(guān)聯(lián)結(jié)構(gòu)的被動(dòng)減振,該類裝置稱之為調(diào)頻液體阻尼器(TLD)。Fujino等人率先采用實(shí)驗(yàn)的方法系統(tǒng)地研究了TLD,總結(jié)出淺水TLD理論及減振模型[1-4]。早期單純使用水作為減振介質(zhì)的TLD抑振能力有限,于是內(nèi)置隔網(wǎng)[5-6]、水平短板[7-8]、重泥水[9]、多模態(tài)并聯(lián)[10]、多縫屏[11]、超淺水[12]等技術(shù)先后用于改善液體的耗能能力。

TLD的基本理論與調(diào)頻質(zhì)量減振器(turned mass damper,TMD)相似,實(shí)踐中TMD需要合適的阻尼,以便在共振效應(yīng)被破壞前快速消耗能量。相比TMD,TLD設(shè)置簡(jiǎn)單,其駐波頻率通過改變水深進(jìn)行調(diào)節(jié)且容易被微弱振動(dòng)激發(fā),而且自身具備耗能作用等優(yōu)勢(shì)[13]。但是,當(dāng)結(jié)構(gòu)振動(dòng)對(duì)液體水平激勵(lì)的加速度幅值過大時(shí),TLD中液體的自由晃蕩頻率不再是駐波頻率和穩(wěn)定值,液體也無(wú)法與振動(dòng)結(jié)構(gòu)發(fā)生共振,此時(shí)晃蕩液體對(duì)此類振動(dòng)的抑制能力有限[14]。為增強(qiáng)晃蕩液體在非調(diào)頻情況下的減振效果,本文提出調(diào)頻振子與晃蕩液體聯(lián)合減振系統(tǒng)(簡(jiǎn)稱聯(lián)合系統(tǒng)),即在晃蕩液體中浸入一個(gè)固有頻率與激勵(lì)頻率相同的彈簧振子,利用調(diào)頻振子來增強(qiáng)減振系統(tǒng)吸能的作用,該系統(tǒng)結(jié)構(gòu)見圖1。

圖1 調(diào)頻振子與晃蕩液體聯(lián)合減振系統(tǒng)

圖1中,調(diào)頻振子浸入在晃蕩減振器的液體之中,既與晃蕩液體相互影響,又與晃蕩減振器并聯(lián)在振動(dòng)系統(tǒng)上。該系統(tǒng)類似于汪正興提出的振子-液體雙調(diào)頻減振方法[15],但液體無(wú)需滿足調(diào)頻條件。本文采用分離求解器隱式耦合的方法模擬了調(diào)頻振子-液體聯(lián)合減振器對(duì)水平振動(dòng)的衰減作用,從而驗(yàn)證了該系統(tǒng)的有效性。

1 物理模型與數(shù)值方法

1.1 物理模型

待減振結(jié)構(gòu)為外壁邊長(zhǎng)100 mm、壁厚5 mm的正方體鋼制封閉容器,其質(zhì)量約為2.127 4 kg。容器側(cè)壁與剛度為8 398.6 N/m的水平彈簧的一端連接,彈簧的另一端固定。在容器腔內(nèi)置入一個(gè)20 mm×20 mm×80 mm的鋼制振子,質(zhì)量為0.251 2 kg,鋼塊與容器側(cè)壁面用剛度為991.7 N/m的水平彈簧連接。容器內(nèi)充水至50%高度處,水質(zhì)量約為0.332 kg,水面沒過振子頂部25 mm。彈簧振子的角頻率

(1)

式中:K為彈簧剛度系數(shù);mS為振子質(zhì)量。容器與振子均具有10 Hz的固有頻率,使得振子能夠與容器發(fā)生共振。若忽略容器的激勵(lì)以及浸入液體中的振子,液體的駐波角頻率

(2)

式中:B、d分別為容器寬度、液體深度;g為重力加速度。容器內(nèi)液體的駐波頻率為2.82 Hz,認(rèn)為其偏離了結(jié)構(gòu)振動(dòng)頻率。由于聯(lián)合系統(tǒng)通過振子調(diào)頻共振來實(shí)現(xiàn)減振,所以該系統(tǒng)減振性能依賴于振子、晃蕩液體的固有頻率與振動(dòng)頻率的關(guān)系,而對(duì)結(jié)構(gòu)尺寸并不敏感,因此本文對(duì)上述聯(lián)合減振模型的研究具有一般性,其結(jié)論對(duì)實(shí)際工程問題同樣適用。

1.2 數(shù)值計(jì)算方法

聯(lián)合系統(tǒng)的內(nèi)部液體在容器的帶動(dòng)下發(fā)生受迫晃蕩,而調(diào)頻振子在共振效應(yīng)與容器進(jìn)行快速的能量交換的同時(shí),與液體發(fā)生相互作用,整個(gè)減振過程是一個(gè)復(fù)雜的流固耦合過程。本文使用商用軟件Ansys Workbench實(shí)現(xiàn)了流、固物理域的分離求解和隱式耦合,并對(duì)減振過程進(jìn)行了模擬[14],其中:固體域用Mechanical模塊按有限元法求解了基于虛功原理的單元平衡方程矩陣;流體域用CFX模塊按有限體積法求解了雷諾時(shí)均Navier-Stokes方程;在一個(gè)時(shí)間步內(nèi),兩個(gè)求解器在流固交界面上多次傳遞流體壓力與結(jié)構(gòu)位移的計(jì)算結(jié)果,以完成邊界條件的更新,達(dá)到計(jì)算收斂,滿足隱式計(jì)算的精度。

固體域的計(jì)算網(wǎng)格見圖2。容器與振子只具有水平方向的平移自由度,容器內(nèi)表面與振子外表面均為流固耦合界面,彈簧的質(zhì)量、阻尼及結(jié)構(gòu)間的接觸摩擦忽略。流體域中,固體、空氣與液體的自由交界面采用連續(xù)表面張力模型計(jì)算,并根據(jù)網(wǎng)格單元的體積權(quán)重進(jìn)行界面光順;振子運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的網(wǎng)格變形使用位移擴(kuò)散模型求解;湍流模型采用均化的標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型;計(jì)算精度為雙精度,以避免自由表面曲率計(jì)算時(shí)存在較大的舍入誤差;耦合時(shí)間步長(zhǎng)為0.002 s;其他計(jì)算設(shè)置詳見文獻(xiàn)[14]。

圖2 容器、振子的計(jì)算網(wǎng)格及彈簧連接示意

1.3 計(jì)算方法驗(yàn)證

使用文獻(xiàn)[8]中通過調(diào)頻晃蕩液體抑制4根柔性梁支撐的質(zhì)量塊振動(dòng)的實(shí)驗(yàn)對(duì)上述的數(shù)值方法進(jìn)行了驗(yàn)證。原實(shí)驗(yàn)中,振動(dòng)質(zhì)量塊約27.9 kg,由4根22 mm×3.5 mm×390 mm的柔性鋼柱支撐,其自由振動(dòng)頻率約為2.5 Hz。質(zhì)量塊上的長(zhǎng)方體容器尺寸為130 mm×210 mm×200 mm,容器內(nèi)水深100 mm,駐波頻率約為2.3 Hz。質(zhì)量塊的初始水平位移為1.30 mm±0.05 mm,激勵(lì)后質(zhì)量塊自由振動(dòng),且?guī)?dòng)容器中的液體晃蕩。調(diào)頻液體起初從質(zhì)量振動(dòng)中吸收能量,來加劇自身晃蕩、衰減振動(dòng),隨后晃蕩液體會(huì)將能量返還給質(zhì)量塊,反過來帶動(dòng)質(zhì)量塊振動(dòng)。該響應(yīng)過程的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與本文數(shù)值方法得到的結(jié)果見圖3。

圖3 調(diào)頻液體減振過程的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖3中,質(zhì)量塊振動(dòng)位移的數(shù)值解與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好,說明數(shù)值方法成功地預(yù)測(cè)了TLD與質(zhì)量塊之間的能量傳遞過程和微弱耗散的耦合過程,且可用于液體晃蕩減振過程中的流固耦合分析。

2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 聯(lián)合系統(tǒng)的減振性能

容器在初始振幅為5 mm的自由水平上進(jìn)行振動(dòng),同時(shí)調(diào)頻振子、晃蕩液體、聯(lián)合減振系統(tǒng)3種減振方式對(duì)容器振動(dòng)進(jìn)行了抑制,由此得到的0.6 s內(nèi)容器的響應(yīng)曲線見圖4。

圖4 3種減振方式下的振動(dòng)抑制效果對(duì)比

圖4中:使用調(diào)頻振子減振的容器響應(yīng)曲線在0.15、0.45 s時(shí)幅值最小,在0.3、0.6 s附近達(dá)到峰值,這是由于忽略了結(jié)構(gòu)自身的耗能阻尼后,能量?jī)H在振子與容器間往復(fù)傳播卻沒有耗散的緣故,說明TMD減振雖具有良好的吸能作用,但未考慮耗能的作用;使用液體晃蕩減振的容器位移曲線幅值緩慢衰減,表現(xiàn)出晃蕩對(duì)容器振動(dòng)的強(qiáng)伴隨性,吸能與耗能的表現(xiàn)均很差,等效阻尼比僅為0.81%;使用聯(lián)合減振的容器位移曲線具有先衰減后增強(qiáng)的特征,在0.3、0.6 s附近波峰幅值相較前2種方式均具有較大程度的衰減,等效阻尼比達(dá)到3.1%,說明聯(lián)合系統(tǒng)能夠有效地結(jié)合調(diào)頻振子的吸能作用和晃蕩液體的耗能作用。

為在0.6 s時(shí)達(dá)到相似的阻尼效果,需要TMD阻尼比達(dá)到7%。阻尼比為7%的TMD在抑制相同振動(dòng)的過程中容器與振子的位移響應(yīng)及其與聯(lián)合系統(tǒng)減振的對(duì)比見圖5。

圖5中:TMD在0.48 s后的振動(dòng)位移相位已經(jīng)與容器相同,說明TMD此時(shí)喪失了與容器位移相差π/2相位(共振吸能時(shí)振子滯后容器π/2相位,共振放能時(shí)振子領(lǐng)先容器π/2相位)的調(diào)頻共振功能,失去了高效抑振的能力;聯(lián)合系統(tǒng)的振子調(diào)頻能力減弱,但并未完全消失,而在0.9 s容器仍能與振子保持約0.4 π的相位差并被振子激勵(lì)振動(dòng),在1 s時(shí)的減振效果略優(yōu)于TMD。這說明聯(lián)合系統(tǒng)中的耗能作用與TMD阻尼并不相同,其在相似的耗能作用下對(duì)振子調(diào)頻能力的破壞更小,另外聯(lián)合系統(tǒng)同樣可以通過添加TMD阻尼來增強(qiáng)耗能作用。

(a)阻尼比為7%時(shí)的TMD減振

(b)TMD-液體聯(lián)合減振圖5 2種減振方式下容器與振子的位移響應(yīng)

2.2 聯(lián)合系統(tǒng)的減振機(jī)理

抑制容器振動(dòng)的初期聯(lián)合系統(tǒng)的振子或容器在具有最大振幅的幾個(gè)時(shí)刻點(diǎn)上容器內(nèi)的兩相分布與液體壓力場(chǎng)分布見圖6。

圖6中:在0 s,容器尚靜止于初始振幅并具有左(正)向運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì),容器內(nèi)振子、液體對(duì)容器的作用力為0;在0.052 5、0.075、0.105、0.130、0.185、0.240、0.315 s,容器的速度大小和方向分別為靜止(速度值較小)、右(反)向、靜止、左向、靜止、右向、靜止,而振子對(duì)容器的作用力的大小和方向分別為無(wú)作用(作用力值較小)、左向、無(wú)作用、右向、左向、右向、無(wú)作用,液體壓力對(duì)容器的作用力大小和方向分別為左向、無(wú)作用、右向、左向、右向、左向、左向,整個(gè)過程中振子先吸能后放能,致使容器振幅出現(xiàn)圖5b中先衰減后增強(qiáng)的結(jié)果,但最大幅值明顯減小。振子與晃蕩液體的能量均來自容器振動(dòng),多數(shù)情況下液體總是阻礙容器或結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng),造成總機(jī)械能耗散。

(a)0 s (b)0.052 5 s

(c)0.075 s (d)0.105 s

(e)0.130 s (f)0.185 s

(g)0.240 s (h)0.315 s圖6 聯(lián)合減振系統(tǒng)下容器內(nèi)兩相分布與液體壓力分布

在減振過程中,聯(lián)合系統(tǒng)的容器振動(dòng)使液體發(fā)生受迫晃蕩,而調(diào)頻振子與容器發(fā)生共振運(yùn)動(dòng),且?guī)?dòng)周圍液體伴隨運(yùn)動(dòng),液體在2種不同相位的激勵(lì)下引發(fā)不同相位的波浪,并在不斷碰撞壁面的同時(shí)發(fā)生黏性耗散。為考察液體晃蕩在聯(lián)合系統(tǒng)中的作用,將調(diào)頻振子置入容器后通過充滿水形成100%充液的減振系統(tǒng)。多種充液比下聯(lián)合系統(tǒng)的減振能力見圖7。圖7中,容器的振幅衰減隨充液比的增加而減小。50%充液容器的抑振效果最好,振子的吸能效果最強(qiáng);100%充液容器的衰減最慢,從中難以觀察到振子與容器的能量交換。這說明隨著充液比的增加,液體發(fā)生晃蕩難度越大,100%充液時(shí)無(wú)晃蕩,此時(shí)液體耗能作用僅來源于液體與結(jié)構(gòu)相對(duì)運(yùn)動(dòng)的碰撞及湍流黏性的耗散作用,不存在波浪碰撞與破浪破碎的耗能作用。隨著充液比的增加,液體的晃蕩能力逐漸減小,直至消失,這增強(qiáng)了振子剛性,破壞了振子的調(diào)頻能力?？梢?液體的晃蕩增強(qiáng)了聯(lián)合系統(tǒng)的減振性能。

圖7 多種充液比下聯(lián)合系統(tǒng)減振性能對(duì)比

為考察液體調(diào)頻條件對(duì)聯(lián)合系統(tǒng)性能的影響,通過改變?nèi)萜髋c振子的彈簧剛度系數(shù)將容器與振子的固有頻率修改為2.82 Hz,使得激勵(lì)加速度峰值降低為1.57 m/s2,或者通過重力加速度將液體駐波頻率修改為10 Hz,使得水平加速度的數(shù)值小于重力加速度的數(shù)值,這樣容器在自由振動(dòng)時(shí)振子與液體同時(shí)滿足調(diào)頻條件。聯(lián)合系統(tǒng)的振子與液體同時(shí)滿足調(diào)頻條件時(shí)的減振性能見圖8。

(a)調(diào)節(jié)彈簧剛度使振子、液體的調(diào)頻均為2.82 Hz

(b)調(diào)節(jié)重力加速度使振子、液體的調(diào)頻均為10 Hz 圖8 振子與液體同時(shí)滿足調(diào)頻條件時(shí)聯(lián)合系統(tǒng)的減振性能

圖8a聯(lián)合系統(tǒng)的減振能力低于圖8b,原因是在低加速度激勵(lì)下液體的晃蕩、碰撞等耗能效應(yīng)較差。2種調(diào)頻下的減振性能均不如液體未調(diào)頻時(shí)的情況,大約在5個(gè)振動(dòng)周期后振子振動(dòng)相位基本與容器保持一致,調(diào)頻共振的能力消失,此后的聯(lián)合系統(tǒng)的減振效果明顯減弱。

聯(lián)合系統(tǒng)中調(diào)頻振子不僅與液體并聯(lián)在振動(dòng)結(jié)構(gòu)上,還與晃蕩液體串聯(lián)。由振子耦合的動(dòng)力學(xué)分析可知,質(zhì)量相似且固有頻率同為ωS的雙振子串聯(lián)所組成的耦合系統(tǒng)將具有一對(duì)固有頻率,即

(3)

雙振子各自的自由振動(dòng)是以ω1、ω2簡(jiǎn)諧振動(dòng)的疊加,當(dāng)振子質(zhì)量相似且首級(jí)振子的質(zhì)量或剛度遠(yuǎn)大于次級(jí)振子時(shí),雙振子將近似具有各自原本的自由頻率。

由上述可見:振子與液體串聯(lián)且滿足調(diào)頻條件時(shí),振子的固有頻率會(huì)發(fā)生變化,此時(shí)振子無(wú)法與振動(dòng)結(jié)構(gòu)保持共振,從而造成聯(lián)合系統(tǒng)的減振能力下降;振子與液體的質(zhì)量相似,而液體駐波頻率明顯小于振子固有頻率時(shí),液體剛度遠(yuǎn)小于振子,此時(shí)液體中振子能夠與容器發(fā)生共振,液體的晃蕩受到振子與容器2種相同頻率卻不同相位的振動(dòng)的激勵(lì),以阻礙容器或振子運(yùn)動(dòng),促使波浪碰撞、破碎、強(qiáng)剪切流動(dòng)及湍流運(yùn)動(dòng)發(fā)生,致使能量在液體、振子和容器三者之間的往復(fù)傳遞中不斷耗散,從而保證了聯(lián)合系統(tǒng)的減振能力。

2.3 聯(lián)合系統(tǒng)的優(yōu)化策略

在聯(lián)合系統(tǒng)的減振過程中,耗能作用是將振動(dòng)最終被消除,吸能作用是振動(dòng)在前期快速衰減、耗能得到有效發(fā)揮。在調(diào)頻振子具有共振吸能作用的基礎(chǔ)上,盡量增強(qiáng)聯(lián)合系統(tǒng)的耗能效應(yīng)便可提高聯(lián)合系統(tǒng)減振能力。聯(lián)合減振過程中容器受到內(nèi)部振子與液體的作用力見圖9。

圖9 聯(lián)合系統(tǒng)減振中液體、振子對(duì)容器的作用力

圖9中,振子作用力幅值明顯大于液體作用力,說明振子對(duì)容器的影響更大,這是振子調(diào)頻共振的基礎(chǔ)。結(jié)合圖5b和圖6知,振子作用力由振子相對(duì)于容器的位移決定,液體對(duì)容器作用力的相位由容器初始位移相位決定,而振幅則受容器位移幅值影響較大。該作用力在振子激勵(lì)容器振動(dòng)時(shí)起阻礙作用,也是液體耗散的重要表現(xiàn)形式。在保持共振作用力為主的基礎(chǔ)上,適度增加液體作用力的比例,例如增加液體黏性、適當(dāng)增加液體質(zhì)量或減小振子質(zhì)量等,有助于提高系統(tǒng)的減振能力。

振子質(zhì)量為1.6 kg、液體為1000#硅油的聯(lián)合系統(tǒng)容器的響應(yīng)與原系統(tǒng)對(duì)比見圖10。圖10中,優(yōu)化后等效阻尼比達(dá)到5.6%,減振性能提升了約80%,證明了本文優(yōu)化思路的正確性。影響聯(lián)合系統(tǒng)減振能力的其他因素以及其他優(yōu)化思路還需要進(jìn)一步研究和討論。

圖10 優(yōu)化前后聯(lián)合系統(tǒng)對(duì)振動(dòng)容器的抑制能力對(duì)比

3 結(jié) 論

本文提出了調(diào)頻振子-液體聯(lián)合減振方法,并對(duì)聯(lián)合系統(tǒng)減振的流固耦合過程進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析了聯(lián)合系統(tǒng)具有減振能力的內(nèi)在機(jī)理及其優(yōu)化策略,由此得到如下結(jié)論。

(1)無(wú)阻尼TMD振子與容器中內(nèi)置50%的水組成的聯(lián)合系統(tǒng)可以給模型容器提供3.1%的等效阻尼比,其減振能力相當(dāng)于阻尼比為7%的TMD,且不會(huì)破壞振子的調(diào)頻特性。聯(lián)合系統(tǒng)結(jié)合了TMD與晃蕩液體的優(yōu)勢(shì),具有優(yōu)于兩者的減振能力。

(2)TMD-液體聯(lián)合系統(tǒng)本質(zhì)上是串、并聯(lián)并存的減振系統(tǒng),當(dāng)振子的固有頻率與激勵(lì)頻率近似,液體的駐波頻率遠(yuǎn)小于激勵(lì)頻率時(shí),調(diào)頻振子具有共振吸能的能力。液體受容器作用而劇烈晃蕩并與振子發(fā)生碰撞,是液體能量耗散的主要方式,充液比過大會(huì)影響液體的晃蕩而降低系統(tǒng)的減振性能。

(3)TMD-液體聯(lián)合系統(tǒng)減振時(shí),振子對(duì)容器的作用力足夠大才使得晃蕩液體不會(huì)破壞振子與容器的共振關(guān)系,而液體作用力是液體耗散能量的保證,優(yōu)化后的聯(lián)合系統(tǒng)應(yīng)當(dāng)在不破壞振子作用力為主導(dǎo)的基礎(chǔ)上提高液體作用力。適當(dāng)減小振子質(zhì)量、更換黏性工質(zhì)可以增加液體的作用力,使模型系統(tǒng)的等效阻尼比提高5.6%。

對(duì)于單一簡(jiǎn)諧振動(dòng)的抑制能力,聯(lián)合系統(tǒng)優(yōu)于TMD和TLD,對(duì)于地震等多激勵(lì)頻率下的振動(dòng)能否如TMD與TLD那樣采用多個(gè)不同頻率減振器并聯(lián)的方式實(shí)現(xiàn)減振,尚有待于進(jìn)一步研究。

[1] FUJINO Y, PACHECO B M, CHAISERI P, et al. Parametric studies on tuned liquid damper (TLD) using circular containers by free-oscillation experiments [J]. JSCE Struct Eng/Earthquake Eng, 1988, 5(2): 381-391.

[2] SUN L M, FUJINO Y, PACHECO B M, et al. Nonlinear waves and dynamic pressures in rectangular tuned liquid damper (TLD): simulation and experimental verification [J]. JSCE Struct Eng/Earthquake Eng, 1989, 6(2): 251-262.

[3] FUJINO Y, SUN L, PACHECO B M, et al. Tuned liquid damper (TLD) for suppressing horizontal motion of structures [J]. Journal of Engineering Mechanics, 1992, 118(10): 2017-2030.

[4] SUN L, FUJINO Y, KOGA K. A model of tuned liquid damper for suppressing pitching motions of structures [J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 1995, 24(5): 625-636.

[5] KANEKO S, YOSHIDA O. Modeling of deep water type rectangular tuned liquid damper with submerged nets [C]∥ASME Pressure Vessels & Piping Division Conference. New York, USA: ASME, 1994: 31-42.

[6] KANEKO S, YOSHIDA O. Modeling of deepwater-type rectangular tuned liquid damper with submerged nets [J]. ASME Journal of Pressure Vessel Technology, 1999, 121(4): 413-422.

[7] ANDERSON J, SEMERCIGIL S, TURAN ?. An improved standing-wave-type sloshing absorber [J]. Journal of Sound and Vibration, 2000, 235(4): 702-710.

[8] ANDERSON J, SEMERCIGIL S, TURAN ?. A standing-wave-type sloshing absorber to control transient oscillations [J]. Journal of Sound and Vibration, 2000, 232(5): 839-856.

[9] SUN L, KILUCHI T, GOTO Y, et al. Tuned liquid damper (TLD) using heavy mud [J]. WIT Transactions on the Built Environment, 1998, 38: SM980081.

[10]HONG-NAN L, YING J, SU-YAN W. Theoretical and experimental studies on reduction for multi-modal seismic responses of high-rise structures by tuned liquid dampers [J]. Journal of Vibration and Control, 2004, 10(7): 1041-1056.

[11]TAIT M J, EI DAMATTY A A, ISYUMOV N, et al. Numerical flow models to simulate tuned liquid dampers (TLD) with slat screens [J]. Journal of Fluids and Structures, 2005, 20(8): 1007-1023.

[12]MARSH A, PRAKASH M, SEMERCIGIL E, et al. A shallow-depth sloshing absorber for structural control [J]. Journal of Fluids and Structures, 2010, 26(5): 780-792.

[13]文永奎, 孫利民. 大跨度斜拉橋鋼塔施工階段制振用TMD、TLD裝置及其性能試驗(yàn) [J]. 地震工程與工程振動(dòng), 2008, 28(3): 157-164. WEN Yongkui, SUN Limin. TMD, TLD and performance tests for vibration control of steel tower of large span cable-stayed bridge during construction [J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2008, 28(3): 157-164.

[14]郭濤, 李國(guó)君. 內(nèi)嵌晃蕩液體減振的流固耦合分析 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2014, 48(9): 117-122. GUO Tao, LI Guojun. Fluid-structure interaction analysis for vibration suppression of interior sloshing liquid [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2014, 48(9): 117-122.

[15]汪正興, 王波, 鐘繼衛(wèi), 等. 液體質(zhì)量雙調(diào)諧減振器(TLMD)研究與應(yīng)用 [J]. 橋梁建設(shè), 2011(1): 10-13. WANG Zhengxing, WANG Bo, ZHONG Jiwei, et al. Research and application of tuned liquid and mass damper (TLMD) [J]. Bridge Construction, 2011(1): 10-13.

[本刊相關(guān)文獻(xiàn)鏈接]

郭濤,李國(guó)君.內(nèi)嵌晃蕩液體減振的流固耦合分析.2014,48(9):117-122.[doi:10.7652/xjtuxb201409020]

韓賓,文燦,于渤,等.泡沫填充波紋夾芯梁的面內(nèi)壓縮破壞模式分析.2014,48(11):37-43.[doi:10.7652/xjtuxb201411 007]

毛陽(yáng),陳志勇,史文庫(kù),等.磁流變液雙質(zhì)量飛輪扭振減振特性研究.2014,48(6):127-133.[doi:10.7652/xjtuxb201406 022]

張超,陳天寧,王小鵬,等.顆粒阻尼線性離散元模型參數(shù)的選取方法.2014,48(3):96-101.[doi:10.7652/xjtuxb201403 018]

舒歌群,趙文龍,梁興雨,等.約束阻尼結(jié)構(gòu)的振動(dòng)分析及結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究.2014,48(3):108-114.[doi:10.7652/xjtuxb201403020]

王成,緱錦,白俊卿,等.利用主成分分析的模態(tài)參數(shù)識(shí)別.2013,47(11):97-104.[doi:10.7652/xjtuxb201311018]

劉石,仲繼澤,馮永新,等.使用磁流變阻尼器的大型汽輪發(fā)電機(jī)定子端部繞組振動(dòng)控制.2013,47(4):39-43.[doi:10.7652/xjtuxb201304008]

王建偉,徐暉,季聰,等.內(nèi)嵌流體柔性板的流體自適應(yīng)減振機(jī)理數(shù)值分析.2008,42(5):612-616.[doi:10.7652/xjtuxb 200805022]

(編輯 苗凌)

Fluid-Structure Interaction Analysis of Vibration Suppression by Tuned Oscillator-Liquid Combined System

GUO Tao,GUAN Zhicheng,SUN Guangpu,LI Guojun

(Key Laboratory of Thermo-Fluid Science and Engineering, Ministry of Education, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

The ability of sloshing liquid to suppress vibration is weakened in the case of large motivating acceleration due to the inconstant free sloshing frequency. A combined system where a tuned spring oscillator is put into the sloshing liquid damper is presented. The vibration suppressing process of the structure with the combined system is numerically simulated with an implicit coupling approach of partitioned solvers. The results show that the combined system is endowed with greater ability to suppress vibration because of the dissipating effect of sloshing liquid as keeping the oscillator resonant absorbing ability. A large difference of the free frequencies between sloshing and oscillator is benefit to keep the tuned condition. The liquid sloshing is simultaneously motivated by resonant container and oscillator to enhance dissipating ability, which is considered as the main suppressing mechanism of the combined system. Following the frame that enhancing the liquid dissipating as keeping the oscillator tuned, the damping ratio even gets up to 5.6% in the optimized combined system without damping structure.

tuned oscillator; sloshing liquid; vibration suppression; fluid-structure interaction; numerical simulation

2015-03-10。 作者簡(jiǎn)介:郭濤(1984—),男,博士生;李國(guó)君(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。

時(shí)間:2015-10-23

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20151023.1103.006.html

10.7652/xjtuxb201601005

O328;TP391.9

A

0253-987X(2016)01-0028-06