上海交通大学学报

上海交通大学学报（自然版）, 2021, 55(6): 672-680 doi: 10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.031

基于复阻尼模型等效的黏性阻尼模型时域计算方法

孙攀旭1, 杨红,1,2, 赵志明1, 刘庆林3

1.重庆大学 土木工程学院, 重庆 400045

2.重庆大学 山地城镇建设与新技术教育部重点实验室, 重庆 400045

3.深圳信息职业技术学院 交通与环境学院, 广东 深圳 518172

Time-Domain Calculation Method of an Equivalent Viscous Damping Model Based on Complex Damping Model

SUN Panxu1, YANG Hong,1,2, ZHAO Zhiming1, LIU Qinglin3

1. School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 400045, China

2. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area of the Ministry of Education, Chongqing University, Chongqing 400045, China

3. School of Traffic and Engineering, Shenzhen Institute of Information Technology, Shenzhen 518172, Guangdong, China

通讯作者: 杨红,男,教授,博士生导师,电话(Tel.):13452348727;E-mail:yangh@cqu.edu.cn.

责任编辑: 陈晓燕

收稿日期: 2020-01-27  

基金资助: 国家自然科学基金项目(51578343)
重庆市研究生科研创新项目(CYB18036)

Received: 2020-01-27  

作者简介 About authors

孙攀旭(1990-),男,河南省许昌市人,博士生,从事结构抗震设计与计算

摘要

复阻尼模型的阻尼矩阵构造容易,仅依赖于材料损耗因子和结构刚度矩阵,但具有时域发散、非因果性等缺陷.从结构的固有特征恒定出发,推导了材料损耗因子与结构阻尼比的等效关系,进而得到与复阻尼模型等效的黏性阻尼模型.该阻尼模型不仅克服了复阻尼模型的缺陷,同时保留了复阻尼模型直接依赖材料损耗因子的便捷性.针对比例阻尼体系,依据材料损耗因子和结构振型阻尼比的关系,提出了基于复阻尼模型等效的黏性阻尼模型实振型叠加法.针对非比例阻尼体系,依据材料损耗因子和子结构振型阻尼比的关系,借助分块Rayleigh阻尼和状态空间法,提出了基于复阻尼模型等效的黏性阻尼模型复振型叠加法.通过算例分析验证了本文方法的可行性和正确性.

关键词： 复阻尼; 黏性阻尼; 等效; 损耗因子; 振型阻尼比

Abstract

The damping matrix of the complex damping model is easy to be constructed, which only depends on the material loss factor and the structural stiffness matrix. However, the complex damping model has some shortcomings, such as time-domain divergence and causality. Structural inherent characteristics are constant, so that the equivalent relationship between material loss factor and structural damping ratio is deduced and the viscous damping model which is equivalent to complex damping model is obtained. The proposed damping model overcomes the shortcoming of the complex damping model. Besides, the convenience that the complex damping model is directly dependent on material loss factor is retained. According to the equivalent relationship between the material loss factor and structural modal damping ratio, the real mode superposition method based on the proposed damping model is suggested for the proportional damping system. For the non-proportional damping system, according to the equivalent relationship between the material loss factor and modal damping ratio of the substructure, the complex mode superposition method based on the proposed damping model is proposed by the aid of Rayleigh damping and the state space method. The example analysis proves the feasibility and correctness of the proposed method.

Keywords： complex damping; viscous damping; equivalent; loss factor; modal damping ratio

PDF (1139KB) 元数据 多维度评价 相关文章 导出 EndNote| Ris| Bibtex  收藏本文

本文引用格式

孙攀旭, 杨红, 赵志明, 刘庆林. 基于复阻尼模型等效的黏性阻尼模型时域计算方法[J]. 上海交通大学学报（自然版）, 2021, 55(6): 672-680 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.031

SUN Panxu, YANG Hong, ZHAO Zhiming, LIU Qinglin. Time-Domain Calculation Method of an Equivalent Viscous Damping Model Based on Complex Damping Model[J]. Journal of shanghai Jiaotong University, 2021, 55(6): 672-680 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.031

目前,最常用的阻尼模型是黏性阻尼模型和复阻尼模型[1].黏性阻尼模型具有数学简易性、物理上满足因果性等优点[2],但黏性阻尼模型的计算依赖于结构振型阻尼比,结构振型阻尼比通常需要由试验测定,过程较为复杂[3].复阻尼模型直接依赖于材料的阻尼特性,不需要进行振型阻尼比的测定[4],但具有时域发散[5]及非因果性[6]等缺陷.因此,寻找两种阻尼模型之间的等效关系,构建一种等效于复阻尼模型的黏性阻尼模型具有重要意义.

为构建等效复阻尼模型,Yang等[7]依据线弹性体的时域本构关系,采用最小二乘法使其近似等于频域内的复阻尼本构关系.Reggio等[8]采用Maxwell-Wiechert本构模型,在频域范围内近似等效于复阻尼本构模型.Wang[9]在频域内采用Rayleigh阻尼矩阵等效复阻尼矩阵.李暾等[10]基于谱矩相等原则构建出一种等效复阻尼模型,但上述方法的计算过程较为复杂.文献[3,11-12]依据复阻尼模型和黏性阻尼模型的自由振动响应,构建出损耗因子和阻尼比的近似2倍关系.在此基础上,本文以基于复阻尼模型的频率相关黏性阻尼模型[13,14]为依据,从结构固有特征恒定的角度出发,构建了材料损耗因子与结构阻尼比的更合理等效关系,进而建立了与复阻尼模型等效的黏性阻尼模型(以下简称“复阻尼等效-黏性阻尼模型”).

对于单一阻尼特性材料组成的黏性阻尼体系,阻尼矩阵满足经典阻尼条件,可直接采用实振型叠加法进行计算[15].在具体结构分析中,采用振型阻尼比构造阻尼矩阵更为直观方便[16].本文利用材料损耗因子与结构振型阻尼比的等效关系,建立了复阻尼等效-黏性阻尼模型的实振型叠加法.

对于不同阻尼特性材料组成的黏性阻尼体系,阻尼矩阵为非比例阻尼矩阵,实振型叠加法将不再适用.针对非比例阻尼体系,Clough等[15]提出可以通过构造不同阻尼比的子结构,由分块Rayleigh阻尼矩阵叠加得到非比例阻尼矩阵.在此基础上,进一步利用状态空间法实现非比例阻尼体系的复振型叠加法[17,18,19].但分块Rayleigh阻尼矩阵的构造依赖于子结构的振型阻尼比,子结构振型阻尼比的确定是困难的.为解决该问题,本文基于新提出的更合理的材料损耗因子与对应子结构振型阻尼比的等效关系,建立了复阻尼等效-黏性阻尼模型的复振型叠加法.

1 损耗因子与阻尼比的等效关系

1.1 复阻尼模型与黏性阻尼模型等效

基于复阻尼模型的单自由度体系时域运动方程为

m¨x(t)+kx(t)+iηkx(t)=f+if'
(1)

式中:m为结构的质量;t为时间;k为结构的刚度;η为材料损耗因子;f为外激励荷载;f'为f的复化对偶项^([20]);x(t)为结构的位移; ¨x(t)为结构的加速度;i为虚数单位,即i= √-1.

式(1)对应的自由振动方程为

¨x(t)+ω2x(t)+iηω2x(t)=0
(2)

式中:ω为结构的自振频率, ω=√km.

求解式(2),剔除发散项[21],可得到对应的自由振动响应为

x(t)=e-λHt(A1sinωHt+A2cosωHt)
(3)

式中:

λH=√2ηω22√ω2+√ω4+η2ω4ωH=√12ω2+12√ω4+η2ω4A1=·x(t0)+λHx(t0)ωHA2=x(t0)}
(4)

ωH为结构的有阻尼自振频率;λH为自由振动的衰减系数;A1 和A2 为待定系数,可由初值条件确定;t0 为初始时刻;x(t0)为初始位移; ·x(t0)为初始速度.

基于黏性阻尼模型的单自由度体系时域运动方程为

m¨x(t)+kx(t)+2ξkω·x(t)=f
(5)

式中:ξ为结构的阻尼比; ·x(t)为结构的速度.

式(5)对应的自由振动方程为

¨x(t)+ω2x(t)+2ξω·x(t)=0
(6)

求解式(6)可得

x(t)=e-λVt(C1sinωVt+C2cosωVt)
(7)

式中:

λV=ξωωV=ω√1-ξ2C1=·x(t0)+λVx(t0)ωVC2=x(t0)}
(8)

ωV为结构的有阻尼自振频率;λV为自由振动的衰减系数;C1和C2为待定系数,可由初值条件确定.

为构建阻尼比与损耗因子的等效关系,依据结构的固有特征恒定,将复阻尼模型与黏性阻尼模型的自由振动响应等效[3,11-12],自由振动响应的等效不仅包括衰减系数的等效,还包括有阻尼自由振动频率的等效,即

λV=λH
(9)
ωV=ωH
(10)

进一步得

ξ=√22√√1+η2-1
(11)
√1-ξ2=√22√1+√1+η2
(12)

式(11)和(12)无法同时成立,表明复阻尼模型与黏性阻尼模型的自由振动响应是无法直接等效的.究其原因,复阻尼模型的自由振动解需要舍弃发散解,在数学上是非完整解,对应的有阻尼自振频率和衰减系数均随着损耗因子的增大而增大.而黏性阻尼模型的有阻尼自振频率随着阻尼比的增大而减小,衰减系数随着阻尼比的增大而增大.因此,理论上复阻尼模型和黏性阻尼模型的自由振动响应是不能等效的.

1.2 频率相关黏性阻尼模型与黏性阻尼模型等效

为克服复阻尼模型的时域发散缺陷,依据时频域转换原则可得到基于复阻尼模型的频率相关黏性阻尼模型[13,14],对应的时域运动方程为

¨x(t)+ω2x(t)+ηω2˜ω˙x(t)=f
(13)

式中:˜ω为结构的振动频率.

式(13)对应的自由振动方程为

¨x(t)+ω2x(t)+ηω2˜ω˙x(t)=0
(14)

求解式(14)可得

x(t)=e-λFt(B1sinωFt+B2cosωFt)
(15)

式中:

λF=√2ηω22√ω2+√ω4-η2ω4ωF=√12ω2+12√ω4-η2ω4B1=·x(t0)+λFx(t0)ωFB2=x(t0)}
(16)

ωF为结构的有阻尼自振频率;λF为自由振动的衰减系数;B1和B2为待定系数,可由初值条件确定.

频率相关黏性阻尼模型与黏性阻尼模型等效,可得

λV=λFωV=ωF}
(17)

式(17)可转化为

ξω=√2ηω22√ω2+√ω4-η2ω4
(18)
ω√1-ξ2=√12ω2+12√ω4-η2ω4
(19)

式(18)和(19)是相同的,可得到结构阻尼比与材料损耗因子之间的关系式为

ξ=√22√1-√1-η2
(20)

综上,频率相关黏性阻尼模型与黏性阻尼模型的自由振动响应是可以直接等效的,据此建立的材料损耗因子与结构阻尼比的等效关系具有更合理的物理意义.

将式(20)代入式(6),将结构有阻尼自振频率代入式(14),此时,式(6)和(14)具有相同的数学表达式,即

m¨x(t)+kx(t)+√2kω√1-√1-η2·x(t)=0
(21)

式(21)为复阻尼等效-黏性阻尼模型的时域自由振动方程.

基于构建的材料损耗因子与结构阻尼比的等效关系,频率相关黏性阻尼模型和黏性阻尼模型具有相同的自由振动方程,从而保证了结构的自由振动响应和自由振动耗散能量是相同的.

频率相关黏性阻尼模型克服了复阻尼模型的时域发散缺陷,但与复阻尼模型的频响函数相同,仍具有物理上非因果性的缺陷,同时阻尼项中包含结构振动频率的未知项,计算过程较为复杂.新建立的复阻尼等效-黏性阻尼模型可克服复阻尼模型时域发散、非因果性的缺陷,同时保留了复阻尼模型直接依赖材料损耗因子的便捷性和黏性阻尼模型的数学简易性,且材料损耗因子与结构阻尼比的等效关系也更合理.

损耗因子较小时,可作如下近似

√1-η2≈1-12η2
(22)

式(20)可进一步近似为

ξ≈12η
(23)

式(23)表明,当损耗因子较小时,损耗因子与阻尼比是近似的2倍关系,与文献[3,11-12,22-23]中小阻尼比情况下损耗因子与阻尼比的关系是一致的.

在此基础上,对损耗因子近似为2倍阻尼比的适用范围进行分析,相对误差可表示为

ε=|η-2ξη|
(24)

以5%的相对误差作为界定依据,式(24)可进一步转化为

|η-√2√1-√1-η2η|≤5%
(25)

求解式(25),可得

η≤0.5808
(26)

综上,当 η≤0.5808时,损耗因子和2倍阻尼比的相对误差小于5%,可近似认为损耗因子与阻尼比服从2倍关系.

2 单一阻尼特性材料组成的比例阻尼体系

基于黏性阻尼模型的多自由度体系运动方程为

M¨x(t)+Kx(t)+C·x(t)=-MIg(t)
(27)

式中:M为结构的质量矩阵;K为结构的刚度矩阵;C为结构的阻尼矩阵;I为与外激励加速度输入有关的向量,与g(t)方向相同的位移自由度元素为1;g(t)为外激励加速度;x(t)为结构的位移向量; ·x(t)为结构的速度向量; ¨x(t)为结构的加速度向量.

式(27)对应的无阻尼振型向量

φ=[φ1φ2…φN]
(28)

x(t)可由振型向量线性表达:

x(t)=∑n=1Nxn(t)φn
(29)

单一阻尼特性材料的比例阻尼体系可直接采用实振型叠加法,将式(29)代入式(27),可得

¨xn(t)+ω2nxn(t)+2ξnωn·xn(t)=-γng(t)n=1,2,…,N
(30)

式中: ξn 为第n阶振型对应的振型阻尼比;ωn 为第n阶振型对应的无阻尼自振频率;γn 为第n阶振型对应的振型参与系数,满足

ωn=√φTnKφnφTnMφnγn=φTnMIφTnMφn}
(31)

材料的损耗因子在一宽泛的频率范围内是近似不变的[4],因此单一材料结构的振型阻尼比在一宽泛频率范围内是近似不变的.通过试验可直接测得材料的损耗因子,进一步由式(20)可得到振型阻尼比为

ξn=√22√1-√1-η2
(32)

将式(32)代入式(30),可得到 xn(t).由式(29)可得到x(t),进而完成了式(27)的求解,即实现了复阻尼等效-黏性阻尼模型的实振型叠加法,可方便地计算由单一阻尼特性材料组成的比例阻尼体系的动力响应.

3 不同阻尼特性材料组成的非比例阻尼体系

对于混合结构而言,无法直接利用材料损耗因子得到整体结构的振型阻尼比.只能依赖于材料损耗因子得到相应子结构对应的振型阻尼比.由式(20)可得

ξj,n=√22√1-√1-η2j
(33)

式中: ξj,n为第j种材料对应子结构第n阶振型的振型阻尼比;ηj 为第j种材料的损耗因子.

依据子结构的振型阻尼比,需要进一步依赖于Rayleigh阻尼模型,采用分块Rayleigh阻尼模型构建结构的阻尼矩阵

C=∑j=1SαjMj+βjKj
(34)

式中: S为材料的种类数目;Mj 为第j种材料对应的子结构质量矩阵;Kj 为第j种材料对应的子结构刚度矩阵;αj 和βj为对应的Rayleigh阻尼系数.

选择结构的两阶重要振型,式(34)可进一步转化为

αj2ωm+βjωm2=2ξj,mαj2ωn+βjωn2=2ξj,n}
(35)

式中:ωm 为第m阶振型的无阻尼自振频率;ξj,m 、ξj,n 第j种材料对应子结构第m阶、第n阶振型的振型阻尼比.

求解式(35),可得到Rayleigh阻尼系数,进而得到结构的阻尼矩阵,但通常情况下,结构的阻尼矩阵是非比例的,无法直接采用实振型叠加法.结构运动方程可等价为

{M¨x(t)+Kx(t)+C·x(t)=-MIg(t)M·x(t)-M·x(t)=0
(36)

式(36)可进一步表示为

P·y(t)+Qy(t)=F
(37)

式中:

P=[CMM0],Q=[K00-M]y(t)=[x(t)·x(t)],F=[-MIg(t)0]

式(37)对应的复特征值为

λi=-σi+iωdiλ*i=-σi-iωdi}i=1,2,…,N
(38)

式中: σi 为第i阶振型的衰减系数;ωdi 为第i阶振型的有阻尼自振频率.

对应于2N个复特征值的复特征向量为

Φi=[ϕiϕ*iλiϕiλ*iϕ*i]
(39)

式中: ϕi为N维复向量,ϕ*i为ϕi的共轭向量.

令

ωi=ϕRiKϕiϕRiMϕi2ξiωi=ϕRiCϕiϕRiMϕi}
(40)

式中: ϕRi为ϕi的共轭转置向量.

由式(38)、(40)可得

σi=ξiωiωdi=ωi√1-ξ2i}
(41)

位移向量x(t)可由复特征向量线性表示

x(t)=∑i=1N[ϕiyi(t)+ϕ*iy*i(t)]
(42)

利用复特征向量的正交性,可得

·yi(t)-λiyi(t)=-δig(t)
(43)
δi=ϕTiMIϕTiCϕi+2λiϕTiMϕi
(44)

求解式(43),可得到 yi(t).将 yi(t)和 y*i(t)代入式(42),得到x(t),即实现了复阻尼等效-黏性阻尼模型的复振型叠加法,可计算由不同阻尼特性材料组成的非比例阻尼体系的动力响应.

4 算例分析

4.1 算例1

如图1所示,以4自由度体系为例,其具体参数取值见表1,各楼层的材料阻尼特性相同,从而构建了由单一阻尼特性材料组成的算例模型A,材料的损耗因子为0.60.模型A的初始状态为静止状态,分别采用基于复阻尼模型的频域计算方法(FFZ)和本文提出的复阻尼等效-黏性阻尼模型实振型叠加法(EVR)计算El Centro波和Taft波作用下模型A的动力响应,结果如图2、3所示.图中:t为时间,d为位移,a为加速度.其中,基于复阻尼模型的频域计算方法剔除了方程中的发散项,计算结果可视为精确解[24].不同方法计算的模型A顶层动力响应峰值对比如表2所示.

图1

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图1   模型A示意图

Fig.1   Schematic diagram of Model A


表1   模型A参数

Tab.1  Parameters of Model A

层数质量×10-3/kg刚度×10-5/(N·m-1)
15.03.0
24.02.5
33.02.0
42.01.5

新窗口打开| 下载CSV


图2

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图2   El Centro波作用下模型A顶层响应

Fig.2   Top floor responses of Model A in El Centro wave


图3

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图3   Taft波作用下模型A顶层响应

Fig.3   Top floor responses of Model A in Taft wave


表2   模型A动力响应

Tab.2  Dynamic responses of Model A

参数El Centro 波Taft 波
FFZ[24]EVRFFZ[24]EVR
位移峰值时间/s3.483.484.244.22
位移峰值/cm10.056710.91705.67695.4814
峰值相对误差/%—8.55—3.44
加速度峰值时间/s12.0011.964.224.22
加速度峰值/(cm·s-2)252.0428228.1943209.7324197.1087
峰值相对误差/%—9.46—6.02

新窗口打开| 下载CSV


El Centro波作用下,EVR和FFZ的位移时程响应近似相等,均在t=3.48s达到位移峰值(图2(a)),位移峰值的相对误差为8.55%.EVR和FFZ的加速度时程响应近似相等,EVR在t=11.96s处达到加速度峰值,FFZ在t=12.00s处达到加速度峰值(图2(b)),加速度峰值的相对误差为9.46%.Taft波作用下,EVR和FFZ的位移时程响应近似相等,EVR在t=4.22s处达到位移峰值,FFZ在 t=4.24s处达到位移峰值(图3(a)),位移峰值的相对误差为3.44%.EVR和FFZ的加速度时程响应近似相等,均在t=4.22s处达到加速度峰值(图3(b)),加速度峰值的相对误差为6.02%.因此,EVR和FFZ的计算结果近似相等,证明了等效于复阻尼模型的黏性阻尼模型实振型叠加法的正确性.

4.2 算例2

如图4所示,以2自由度体系为例,其具体参数取值见表3.第1层和第2层选择不同阻尼特性的材料,进而构建由不同阻尼特性材料组成的模型B, 其中,第1层、第2层材料的损耗因子分别为0.70、0.40.

图4

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图4   模型B示意图

Fig.4   Schematic diagram of Model B


表3   模型B参数

Tab.3  Parameters of Model B

层数质量×10-3/kg刚度×10-5/(N·m-1)
13.02.0
22.01.5

新窗口打开| 下载CSV


依据第一阶振型和第二阶振型,可得到模型B对应的分块Rayleigh阻尼矩阵为

C=[0.6525-0.3358-0.33582.0433]×104
(46)

模型B的初始状态为静止状态,分别采用FFZ和本文提出的复阻尼等效-黏性阻尼模型复振型叠加法(EVC)计算El Centro波和Taft波作用下模型B的动力响应,结果如图5、6所示.不同方法计算的模型B顶层动力响应峰值对比如表4所示.

图5

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图5   El Centro地震波作用下模型B顶层响应

Fig.5   Top floor responses of Model B in El Centro wave


图6

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图6   Taft地震波作用下模型B顶层响应

Fig.6   Top floor responses of Model B in Taft wave


表4   模型B动力响应

Tab.4  Dynamic responses of Model B

参数El Centro 波Taft 波
FFZ[24]EVCFFZ[24]EVC
位移峰值时间/s12.3212.304.044.02
位移峰值/cm5.37425.57973.06643.1938
峰值相对误差/%—3.82—4.15
加速度峰值时间/s11.7611.769.849.84
加速度峰值/(cm·簚s-2)351.1148321.1245217.1560196.1360
峰值相对误差/%—8.54—9.68

新窗口打开| 下载CSV


El Centro波作用下,EVC和FFZ的位移时程响应近似相等,EVC在t=12.30s处达到位移峰值,FFZ在t=12.32s处达到位移峰值(图5(a)),位移峰值的相对误差为3.82%.EVC和FFZ的加速度时程响应近似相等,均在t=11.76s达到加速度峰值(图5(b)),加速度峰值的相对误差为8.54%.Taft波作用下,EVC和FFZ的位移时程响应近似相等,EVC在t=4.02s处达到位移峰值,FFZ在t=4.04s处达到位移峰值(图6(a)),位移峰值的相对误差为4.15%.EVC和FFZ的加速度时程响应近似相等,均在t=9.84s处达到加速度峰值(图6(b)),加速度峰值的相对误差为9.68%.因此,EVC和FFZ的计算结果近似相等,证明了复阻尼等效-黏性阻尼模型复振型叠加法的正确性.

5 结论

(1) 从结构固有特征恒定的角度出发,基于复阻尼模型的频率相关黏性阻尼模型,建立了材料损耗因子与结构振型阻尼比的合理等效关系.

(2) 依据材料损耗因子与结构振型阻尼比的等效关系,提出了与复阻尼模型等效的黏性阻尼模型,可克服复阻尼模型时域发散、非因果性的缺陷,同时保留了复阻尼模型直接依赖材料损耗因子的便捷性以及黏性阻尼模型的数学简易性.

(3) 对于由单一阻尼特性材料组成的比例阻尼体系,利用材料损耗因子与结构振型阻尼比相等的特征,建立了与复阻尼模型等效的黏性阻尼模型实振型叠加法.对于由不同阻尼特性材料组成的非比例阻尼体系,利用不同材料的损耗因子与对应子结构的振型阻尼比相等特征,提出了与复阻尼模型等效的黏性阻尼模型复振型叠加法,算例分析验证了两种方法的正确性.

参考文献

吴泽玉, 王东炜, 李玉河.

复阻尼结构动力方程的增维精细积分法

[J]. 振动与冲击, 2017, 36(2):107-110.

[本文引用: 1]

WU Zeyu, WANG Dongwei, LI Yuhe.

Magnified dimension precise integration method for the dynamic equations of complex damped structures

[J]. Journal of Vibration and Shock, 2017, 36(2):107-110.

[本文引用: 1]

张辉东, 王元丰.

空间网壳结构的节点-构件阻尼模型研究

[J]. 土木工程学报, 2015, 48(2):54-62.

[本文引用: 1]

ZHANG Huidong, WANG Yuanfeng.

Investigation of a joint-member damping model for single-layer latticed domes

[J]. China Civil Engineering Journal, 2015, 48(2):54-62.

[本文引用: 1]

曹树谦, 张文德, 萧龙翔. 振动结构模态分析: 理论、实验与应用[M]. 天津: 天津大学出版社, 2001.

[本文引用: 2]

CAO Shuqian, ZHANG Wende, XIAO Longxiang. Modal analysis of vibrational structure: Theory, experiment and application[M]. Tianjin: Tianjin University Press, 2001.

[本文引用: 2]

BERT C W.

Material damping: An introductory review of mathematic measures and experimental technique

[J]. Journal of Sound and Vibration, 1973, 29(2):129-153.

DOI:10.1016/S0022-460X(73)80131-2      URL     [本文引用: 2]

朱敏, 朱镜清.

逐步积分法求解复阻尼结构运动方程的稳定性问题

[J]. 地震工程与工程振动, 2001, 21(4):59-62.

[本文引用: 1]

ZHU Min, ZHU Jingqing.

Studies on stability of step-by-step methods under complex damping conditions

[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2001, 21(4):59-62.

[本文引用: 1]

NAKAMURA N.

Practical causal hysteretic damping

[J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2007, 36(5):597-617.

[本文引用: 1]

YANG F Y, ZHI X D, FAN F.

Effect of complex damping on seismic responses of a reticulated dome and shaking table test validation

[J]. Thin-Walled Structures, 2019, 134:407-418.

DOI:10.1016/j.tws.2018.10.025      URL     [本文引用: 1]

REGGIO A, ANGELIS M.

Modelling and identification of structures with rate-independent linear damping

[J]. Meccanica, 2015, 50(3):617-632.

DOI:10.1007/s11012-014-0046-3      URL     [本文引用: 1]

WANG J.

Rayleigh coefficients for series infrastructure systems with multiple damping properties

[J]. Journal of Vibration and Control, 2015, 21(6):1234-1248.

DOI:10.1177/1077546313496832      URL     [本文引用: 1]

李暾, 谢海文, 李创第, 等.

基于谱矩的单自由度复阻尼结构的等效阻尼分析

[J]. 广西科技大学学报, 2019, 30(4):6-14.

[本文引用: 1]

LI Tun, XIE Haiwen, LI Chuangdi, et al.

Equivalent damping of single-degree-of-freedom complex damping structures based on spectral moment

[J]. Journal of Guangxi University of Science and Technology, 2019, 30(4):6-14.

[本文引用: 1]

梁超锋.

混凝土材料与结构阻尼测试、增强与表达

[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2005.

[本文引用: 1]

LIANG Chaofeng.

Concrete material and structural damping test, enhancement and expression

[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2005.

[本文引用: 1]

梁超锋, 欧进萍.

结构阻尼与材料阻尼的关系

[J]. 地震工程与工程振动, 2006, 26(1):49-55.

[本文引用: 1]

LIANG Chaofeng, OU Jinping.

Relationship between structural damping and material damping

[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2006, 26(1):49-55.

[本文引用: 1]

孙攀旭, 杨红, 吴加峰, 等.

基于频率相关黏性阻尼模型的复模态叠加法

[J]. 力学学报, 2018, 50(5):1185-1197.

DOI:10.6052/0459-1879-18-170      [本文引用: 2]

黏性阻尼模型存在每周期耗散能量与外激励频率相关的缺陷, 复阻尼模型时域计算结果存在发散现象. 为克服上述两种阻尼模型的不足, 在复阻尼模型基础上, 依据时频域转化原则推导了频率相关黏性阻尼模型. 频率相关黏性阻尼模型不仅具有每周期耗散能量与外激励频率无关的优点, 还保证了结构位移时程的稳定收敛. 混合结构由具有不同阻尼特性的材料组成, 其阻尼矩阵为非比例矩阵, 无法直接采用实模态叠加法. 根据频率相关黏性阻尼模型与复阻尼模型的转换关系, 提出了适用于混合结构的基于频率相关黏性阻尼模型的复模态叠加法. 算例分析结果表明, 与基于黏性阻尼模型的复模态叠加法相比, 基于频率相关黏性阻尼模型的复模态叠加法不仅计算结果唯一, 且不增加矩阵维度, 具有较高的计算效率. 小阻尼情况下, 两种方法的计算结果近似相等, 且与复阻尼模型的频域计算结果一致. 当阻尼比较大时, 两种方法的计算结果差异增大, 但频率相关黏性阻尼模型的复模态叠加法与复阻尼模型的频域计算结果仍保持一致.

SUN Panxu, YANG Hong, WU Jiafeng, et al.

Complex mode superposition method based on frequency dependent viscous damping model

[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2018, 50(5):1185-1197.

[本文引用: 2]

孙攀旭, 杨红, 刘庆林.

基于复阻尼模型的改进时域计算方法

[J]. 湖南大学学报(自然科学版), 2019, 46(11):122-130.

[本文引用: 2]

SUN Panxu, YANG Hong, LIU Qinglin.

Improved time domain calculation method based on complex damping model

[J]. Journal of Hunan University (Natural Sciences) , 2019, 46(11):122-130.

[本文引用: 2]

CLOUGH R W, PENZIEN J.

Dynamics of structures

[M]. 3nd ed. Berkeley, California: Computer and Structures, Inc, 2003.

[本文引用: 2]

欧进萍, 王光远. 结构随机振动[M]. 北京: 高等教育出版社, 1998.

[本文引用: 1]

OU Jinping, WANG Guangyuan. Random vibration of structures[M]. Beijing: Higher Education Press, 1998.

[本文引用: 1]

陈华霆, 谭平, 彭凌云, 等.

基于隔震结构Benchmark模型的复振型叠加反应谱方法

[J]. 振动与冲击, 2017, 36(23):157-163.

[本文引用: 1]

CHEN Huating, TAN Ping, PENG Lingyun, et al.

Complex modal shapes superposition response spectrum approach based on vibration isolation structure benchmark model

[J]. Journal of Vibration and Shock, 2017, 36(23):157-163.

[本文引用: 1]

陈华霆, 谭平, 彭凌云, 等.

复振型叠加方法合理振型数量的确定

[J]. 建筑结构学报, 2020, 41(2):157-165.

[本文引用: 1]

CHEN Huating, TAN Ping, PENG Lingyun, et al.

Determination of reasonable mode number for complex modal superposition approach

[J]. Journal of Building Structures, 2020, 41(2):157-165.

[本文引用: 1]

DE DOMENICO D, RICCIARDI G.

Dynamic response of non-classically damped structures via reduced-order complex modal analysis: Two novel truncation measures

[J]. Journal of Sound and Vibration, 2019, 452:169-190.

DOI:10.1016/j.jsv.2019.04.010      URL     [本文引用: 1]

何钟怡.

复本构理论中的对偶原则

[J]. 固体力学学报, 1994, 15(2):177-180.

HE Zhongyi.

The dual principle in theory of complex constitutive equations

[J]. Acta Mechanica Solida Sinica, 1994, 15(2):177-180.

朱镜清.

关于复阻尼理论的两个基本问题

[J]. 固体力学学报, 1992, 13(2):113-118.

[本文引用: 1]

ZHU Jingqing.

On the two basic problems of complex damping theory

[J]. Acta Mechanica Solida Sinica, 1992, 13(2):113-118.

[本文引用: 1]

廖振鹏. 工程波动理论导论[M]. 北京: 科学出版社, 2002.

LIAO Zhenpeng. Introduction to wave motion theories in engineering[M]. Beijing: Science Press, 2002.

LAGE Y, CACHÃO H, REIS L, et al.

A damage parameter for HCF and VHCF based on hysteretic damping

[J]. International Journal of Fatigue, 2014, 62:2-9.

DOI:10.1016/j.ijfatigue.2013.10.010      URL    

潘玉华, 王元丰.

复阻尼结构动力方程的高斯精细时程积分法

[J]. 工程力学, 2012, 29(2):16-20.

[本文引用: 5]

PAN Yuhua, WANG Yuanfeng.

Gauss precise time-integration of complex damping vibration systems

[J]. Engineering Mechanics, 2012, 29(2):16-20.

[本文引用: 5]

/

〈 〉