基础加固器

基础加固器（通用3篇）

基础加固器 篇1

摘要：抽油机基础主要由钢筋混凝土构成, 并由钢板与钢筋焊制的预埋件, 通过压杠螺栓实现与抽油机之间的固定。采油作业五区抽油机一般“服役”在10年以上, 随着老油田开发时间的增长, 目前油井泵挂深度平均1936m, 抽油机的负荷逐渐加重, 运行过程中基础预埋件由于长期受交变应力作用、受空气腐蚀、老化等原因出现松动、开焊、脱落, 导致抽油机压杠螺丝底部无挡板可挂。通过研制新型抽油机基础加固器, 能够有效消除了抽油机预埋件开焊而形成的安全隐患, 成功的解决了生产中的实际问题, 节约了大量成本, 收到了预期的效果。

关键词：预埋件,负荷,开焊,基础加固器,安全隐患

一、立项背景

五区共有运行抽油机74口, 目前抽油机基础预埋件损坏的井数占据全区抽油机井的30%, 已经成为我区安全生产的主要问题, 在无法确保抽油机稳定性的情况下, 必须更换抽油机基础。而更换新的基础, 需要拆装机, 停机6小时, 耽误油井生产, 基础预埋件开焊容易使抽油机产生振动、造成水平位移, 光杆不对中, 盘根漏油, 严重时造成翻机事故。

由于以上方面的不足, 严重影响了正常的安全生产工作, 因此新型基础加固器的研制势在必行。

二、技术原理及简介

1. 图纸设计

为了满足能够在损坏预埋件的基础上进行安装, 并起到加固抽油机与基础的作用, 我们简单勾画出抽油机基础加固器的的结构图。

图中:1抽油机底座;2抽油机基础;3左连接螺杆;4左底板;5左压杠;6左固定螺母;7右连接螺杆;8右底板;9右压杠;10右固定螺母;11抽油机。

2. 技术原理:

抽油机基础加固器是在抽油机基础的底部设置底板, 底板通过连接螺杆与抽油机底座顶部的压杠连接, 并通过安装于连接螺杆伸出端的固定螺母固定抽油机底座和抽油机基础, 使抽油机基础更加稳固。

3. 材料选择

为了使加装的加固器满足十型机与十二型机的需要, 经过分析研究将加固器的部件规格尺寸做出了选择:底板选择300mm×400mm×20mm, 1个;螺杆选择长度1100mm或1500mm, 双头M30螺纹, 1个;压杠长度1300mm, 70mm×70mm双角铁对角焊制成长方形压杠, 1个;螺帽型号M30, 4个;

三、现场应用情况:

1. 现场试验:

我们首先选择了欧26-18井进行现场试验。该抽油机为10型抽油机, 抽油机前端2个水泥基础预埋件均已开焊。

2013年4月17日, 小组成员对该抽油机前压杠安装了抽油机基础加固器。首先将抽油机停至上置点, 施工人员将开焊预埋件上压杠拆卸, 用碎石机将抽油机基础下水泥平台挖出水平空隙, 将铁板置入, 安装加长螺杆与压杠, 将螺杆与铁板接触部位进行焊接处理, 紧固压杠螺栓螺帽, 通电并起抽, 共消耗时间2小时。

2. 试验效果:

安装抽油机基础加固器后, 我们对抽油机进行了跟踪观察了2个月。

3. 存在问题分析整改

针对欧26-18抽油机井安装过程遇到的问题, 经过讨论分析, 将问题一一解决:

(1) 根据现场试验, 采用工具挖凿的对象由底基础改为抽油机基础, 工作时人比较容易发力, 挖凿面大, 完成时间为15分钟;

(2) 针对底部铁板存在受力面小的问题, 我们决定将底部基础凿出2个拱洞形状, 将铁板两边预焊接2个与拱洞相吻合的半圆柱体并置入基础底部, 圆柱体与拱洞的受力面远大于铁板与基础的受力面, 椭圆形的受力面更容易减轻各个方向的剪切应力的作用, 从而使得铁板长久保持稳定状态。

(3) 针对安装过程中螺栓与底板连接需要现场焊接, 影响安装难度, 这一问题, 经小组讨论决定, 将固定螺母预焊接在底板上, 底板在基础下部安置好后, 安装过程中只需对螺杆与底板进行旋转连接。该设计避免了现场需要焊接的工序, 提升了安装的效率, 同时避免了螺杆与铁板出现开焊, 增强了整个加固器的坚固性。

2012年6月25日, 小组对欧71-28、欧25-30原基础加固器更换为新型基础加固器, 耗时1小时, 比原基础加固器安装时间缩短一半。

4. 现场实施效果:

(1) 抽油机基础加固器的研制使得可以在已损坏基础上进行安装, 抽油机基础隐患消除的时间由6小时减少为1小时

(2) 经小组对欧26-18、欧71-28、欧25-30的安装试验, 基础加固器的安装能够快捷简易的解决抽油机预埋件造成基础报废的问题, 能够满足抽油机的稳定运行, 目前已经对全区13口存在预埋件开焊问题的抽油机井安装了新型基础加固器, 消除了安全生产隐患, 效果非常理想。

四、实施效果分析评价

经济效益:采用本实用新型抽油机加固器, 以一口10型抽油机油井按日产10吨计算, 不考虑其他因素的情况下, 若单指基础出现问题, 则需停井、吊装、换基础才能使油井继续生产。吊装费就需8000元计算, 基础需12000元, 吊装需停井约6个小时, 折算影响产量10*6/24=2.5吨原油, 按原油每吨4000元计算。单井共计节约:S=8000+12000+2.5*4000=3万元

结论与建议

基础加固器, 成本低廉, 实施便利, 能够有效消除了抽油机预埋件开焊而形成的安全隐患, 成功的解决了生产中的实际问题, 节约了大量成本, 收到了预期的效果, 同时新型基础加固器具有很好的推广意义。

参考文献

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CMOS反相器辐射加固电路设计 篇2

关键词：预兆单元,DC-DC,总剂量辐照,加固设计

CMOS电路具有低功耗、高抗噪声度、高速度等优点,广泛用于卫星、航天飞行器和现代武器。研究CMOS电路辐射效应及对其进行辐射加固对提高CMOS电路的可靠性具有重要的意义[1,2,3]。MOS电路辐射加固一般有两种方法,即改进器件工艺的方法[4]和改进电路设计的方法[5,6,7,8]。第一种方法要在器件制备过程中引入额外的工艺,会增加成本;第二种方法通过电路设计来改进电路抗辐射特性,所增加的额外的电路对于VLSI技术来说并不构成负担,成本低,便于实现。因此,采用改进电路设计的方法对CMOS电路进行抗辐射加固是一种经济、高效的手段。

CMOS反相器是各种集成电路中必不可少的逻辑单元。文中通过电路设计的方法对CMOS反相器电路进行抗辐射加固。在正常工艺条件下,在传统反相器电路中加入补偿电路,来补偿辐照引起的电压漂移,从而达到辐射加固的目的。将阈值电压作为可控变量,来模拟MOS器件的辐射效应。通过Pspice对所设计的电路进行模拟仿真,模拟结果显示采用该电路结构的反相器具有良好的抗辐射性能。

1 抗辐照加固电路设计

对于传统的CMOS反相器,由于辐照总剂量效应,会使NMOSFET漏电,同时MOSFET的阈值电压将会发生负向漂移,这就导致传统的CMOS反相器输出端高电平的下降和转变特性负向漂移[6,7,8]。针对NMOSFET漏电导致的输出端高电平下降,通常的加固方法是在n管的源极与地之间引入串联电压,以此来提高n管的源极电压,这样就能够使漏源电压下降,从而降低NMOS的漏电流[6,7],达到辐射加固的目的。电离总剂量辐照最主要的效应是MOSFET的阈值电压的漂移,针对阈值电压的漂移导致反相器转变特性负向漂移,加固方法可以在电路中加入补偿电路来补偿辐照引起的漂移。文中采用后一种方法来对CMOS反相器进行抗辐射的电路加固设计。NMOSFET具有正的阈值电压Vtn,PMOSFET具有负的阈值电压Vtp,辐射会导致阈值电压的负漂,在通常的工作状况下,ΔVtn要比ΔVtp大得多[9]。因此文中在进行电路设计时考虑阈值电压的变化对反相器性能的影响,就可以简化为只考虑NMOSFET阈值电压的变化,将NMOSFET阈值电压作为可控变量来设计受此变量影响微弱的反相器电路。当NMOS的阈值电压负漂时,传统反相器的转移特性负向漂移,低电平噪声容限(NM0=V1→0)也减小到很小的值,严重影响了反相器的性能和稳定性。

为了能够使反相器电路受辐照导致的阈值电压漂移的影响降低,改进的CMOS反相器带有3个附加的NMOSFET,N2、N3和N4,如图1所示[8]。N1和P1形成初始的CMOS反相器,其NMOS源极不接地而是接N4漏极。根据文献[8]中的加固方法,最终设计的电路图,如图2所示。令N1的源极电压为Vx,假设使Vx=ΔVtn,通过这种设计使得低电平噪声容限NM0不随ΔVtn的变化而变化,则NM0就不受辐照的影响。即将ΔVtn作为可控变量,NM0作为电路性能参数,电路设计的目标即是使NM0受ΔVtn的影响尽可能的小。

为了使Vx=ΔVtn,令图3中n4的栅压为2Vg-V${}_{\text{t}\text{n}}^0$,n2的栅压为Vg-ΔVtn,其中Vg为任一电压,使得n2、n4工作在饱和区,即Vg-ΔVtn-Vx≤V′tn。由于n1截止,根据n4、n2电流相等有:$\frac{1}{2}\beta {}_4(2V{}_{\text{g}}-V{}_{\text{t}\text{n}}^0-V{}_{\text{x}}-V^{\prime }{}_{\text{t}\text{n}}){}^2=\frac{1}{2}\beta {}_2(V{}_{\text{g}}-\text{Δ}V{}_{\text{t}\text{n}}-V^{\prime }{}_{\text{t}\text{n}}){}^2$,其中β是器件参数,令β2=4β2,则有:Vx=2ΔVtn-(V${}_{\text{t}\text{n}}^0$-V′tn)=ΔVtn。这样就实现了Vx=ΔVtn,其条件就是:n4的栅压为2Vg-V${}_{\text{t}\text{n}}^0$,n2的栅压为Vg-ΔVtn,如图4所示。

为了能够使0态时Vout的值刚好为0,使用n3,由于Vin较高,n3会关闭整个通道,并迫使Vx落入0态。此外,n3能够使转换曲线过渡区的斜率变大。

综上,剩余的工作就是使n2的栅极偏压为Vg-ΔVtn。可以通过如图4的电路来实现。由n5的电流方程有:${\rm I}=\frac{1}{2}\beta {}_5(V{}_{\text{y}}-V^{\prime }{}_{\text{t}\text{n}}){}^2$,如果选择电流源电流为:${\rm I}=\frac{1}{2}\beta {}_5(V{}_{\text{g}}-V{}_{\text{t}\text{n}}^0){}^2$则有:Vy=Vg-V${}_{\text{t}\text{n}}^0$+V′tn=Vg-ΔVtn。这样选择的电流源就使得n5的栅极电压为Vg-ΔVtn,而n5和n2共栅,那么也就达到了使n2的栅压为Vg-ΔVtn的目的。采用图4给出的电流源,由p3、n6电流相等,有:$\frac{1}{2}\beta {}_{p{}_3}(V{}_{\text{D}\text{D}}-V{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}-\left|V{}_{\text{t}\text{p}}\right|){}^2=\frac{1}{2}\beta {}_{n{}_6}(V{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}-V{}_{\text{t}\text{n}}){}^2$,同样对于p2有:${\rm I}=\frac{1}{2}\beta {}_{p{}_2}(V{}_{\text{D}\text{D}}-V{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}-\left|V{}_{\text{t}\text{p}}\right|){}^2$。令$\left(\frac{\beta {}_{p{}_3}}{\beta {}_{n{}_6}}\right){}^{\frac{1}{2}}=m$,通过求导可得:$\text{Δ}V{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}=\frac{\text{Δ}V{}_{\text{t}\text{n}}-m\text{Δ}V{}_{\text{t}\text{p}}}{1+m},\text{Δ}{\rm I}=\beta {}_{p{}_2}(V{}_{\text{D}\text{D}}-V{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}-\left|V{}_{\text{t}\text{p}2}\right|)(-\text{Δ}V{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}-\text{Δ}V{}_{\text{t}\text{p}})$,当m≫1时,ΔVref≈-ΔVtp;因此ΔI≈0,即电流源产生的电流随辐照影响的变化很小,这正是所需要的结果,即要使m≫1。

由n2、n4工作在饱和区的条件Vg-ΔVtn-Vx≤V′tn有:ΔVtn≥Vg-V${}_{\text{t}\text{n}}^0$,此式为ΔVtn的约束条件,只有满足此式的条件才能使Vx=ΔVtn。如果选择Vg=V${}_{\text{t}\text{n}}^0$,那么ΔVtn任何可能的数值都适合,因为V${}_{\text{t}\text{n}}^0$是正的。然而,为了避免n4进入截止区,这里选择Vg的数值比V${}_{\text{t}\text{n}}^0$大一点点。在实际的设计中,nMOS的初始阈值电压V${}_{\text{t}\text{n}}^0$为0.6 V,取Vg为0.8 V,则n4的栅压就为2Vg-V${}_{\text{t}\text{n}}^0$=1.0 V。由n7和n8电流方程有:$\frac{1}{2}\beta {}_7(V{}_{\text{D}\text{D}}-V{}_{\text{t}\text{n}}^0+\text{Δ}V{}_{\text{t}\text{n}}){}^2=\frac{1}{2}\beta {}_8(V{}_{g4}-V{}_{\text{t}\text{n}}^0+\text{Δ}V{}_{\text{t}\text{n}}){}^2$。其中,VDD=3.3 V,V${}_{\text{t}\text{n}}^0$=0.6 V,Vg4为n4栅压1.0 V,带入式中有:$\frac{\beta {}_7}{\beta {}_8}=\left(\frac{0.4+\text{Δ}V{}_{\text{t}\text{n}}}{2.7+\text{Δ}V{}_{\text{t}\text{n}}}\right){}^2$,实际取$\frac{\beta {}_7}{\beta {}_8}=\frac{1}{30}$。

综合以上各步设计分析,得到总的加固反相器电路的各器件参数要求如下

$\beta {}_2=4\beta {}_4,\left(\frac{\beta {}_{p{}_3}}{\beta {}_{n{}_6}}\right)\gg 1,\frac{\beta {}_7}{\beta {}_8}=\frac{1}{30}(1)$

2 模拟结果与讨论

利用pspice电路模拟软件,并导入实际工艺参数,对设计电路中的nMOS进行阈值电压扫描,得到如图3所示的仿真结果。

如图3所示的仿真结果中,右侧的一簇转移曲线为加固反相器的转移特性曲线,左侧的一簇曲线为传统反相器的转移特性曲线。从图中可以看出,当阈值电压负漂时(从0.6 V减小到0 V),传统反相器的转移特性右移,低电平噪声容限明显变小,ΔNM0≈0.6 V,而所设计的加固反相器在阈值电压发生较大变化时,其转移特性基本保持不变,低电平噪声容限变化很小,ΔNM0≈0.1 V,且转移特性更为陡峭,更适合数字化应用。

仿真结果的模拟思想是将阈值电压的漂移量作为可控变量,从而来模拟总剂量效应。改变此变量的值得到一簇转移特性曲线,这种模拟过程能够很好的反映MOSFET总剂量辐射效应对反相器输出特性的影响。从仿真结果可以看出当设计加固的反相器受阈值电压漂移的影响很小,即所设计的加固反相器有良好的抗总剂量辐照性能。根据电路分析得到了式(1)的电路参数条件,通过设置MOS器件的宽长比可以很容易的实现此条件。

3 结束语

文中对COMS反相器进行了抗辐射加固的电路设计。基于MOSFET阈值电压漂移的辐射效应,文中以MOSFET阈值电压为可控变量,以减小阈值电压漂移量对整体电路性能的影响为目的,设计了一种抗辐射加固的CMOS反相器,电路图如图2所示,并在文献[8]提出的加固方法的基础上基于实际投片的0.35 μm EMBEDDED EEPROM TECHNOLOGY工艺,从理论计算上得到了电路中的器件参数。利用pspice进行了电路模拟仿真,结果显示所设计的加固反相器具有良好的抗总剂量辐照性能。

参考文献

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基础加固器 篇3

研究对象为广州某单跨4层框架结构学校宿舍, 7度设防, 二类场地, 平面布置及构件尺寸如图1所示。单跨框架由于其横向刚度较弱, 且冗余自由度少, 在地震作用下结构的变形较大;如若有个别柱破坏, 可能导致整个结构的倒塌, 造成严重的生命及财产损失。因此, 按照现行《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 的规定, 需对其进行加固。主要研究工作有如下几部分:

1) 本文采用附加非线性黏滞阻尼器对结构进行加固, 在基于位移设计理论的基础上对阻尼器的参数、数量及布置进行设计。在确定其数量及布置时, 先求得结构所需的总阻尼系数, 然后根据楼层剪力进行分配, 即在受力及变形较大的楼层布置较多的阻尼器, 避免造成阻尼器的浪费。

2) 采用简谐荷载法验证结构的附加阻尼比。现行《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 只对线性阻尼器附加阻尼比给出了具体的计算公式, 对于非线性阻尼器则没有, 这也导致了非线性阻尼器附加阻尼比计算困难, 计算不准确。而简谐荷载法能够较好地结合软件, 方便地读取在水平地震作用下循环一周阻尼器所消耗的能量及结构的势能, 进而求得结构的附加阻尼比。以下也论证了该方法求得的附加阻尼比与假设的阻尼比较为吻合。

3) 采用Perform-3D对已完成加固设计的结构进行弹塑性分析。对非线性阻尼器的设计主要在弹性阶段进行, 但是在大震作用下结构进入塑性后阻尼器是否能够正常工作是保证结构在大震作用下安全的关键。本文采用Perform-3D进行弹塑性分析, 并结合基于性能的思想, 依据《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 给出的性能指标比较加固前后结构的性能变化。通过比较可知, 有控结构在大震作用下的性能优于无控结构, 依据《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 相关规定, 有控结构的抗震构造可适当降低。

2基于位移的方法设计阻尼器

本文采用基于位移的方法[1~3]进行阻尼器参数的设计, 其主要步骤如图2所示。下面结合工程教学楼工程实例, 详细阐述基于位移方法的基本原理及其对阻尼器参数的设计过程。

1) 选择所需附加阻尼比ξa, 按不同要求, 可取0.05~0.20, 本工程分别取ξa=0.05, 0.10, 0.15进行阻尼器参数的设计。

2) 确定结构顶层最大位移A。依据《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) 框架结构完好的层间位移角为1/550, 结构总高15 600mm, 可取最大位移A=30mm。最大位移A可根据业主的要求进行调整, 如可取更加严格的1/600, 1/800等。对最大位移A的要求越高, 则其所需的阻尼系数越大。

3) 计算总阻尼系数及各层附加阻尼系数Ci。总阻尼系数的分配可按各层均匀分配和按剪力分配[4,5]等方法, 本文采用文献[6]提出的改进剪力分配法。其各层阻尼系数计算公式如下式所示。以ξa=0.15为例, 各层的阻尼系数计算如表1所示。

4) 选择阻尼器型号。计算等效阻尼比ξ=0.20反应谱工况下阻尼器两端相对最大速度为0.014m/s, 考虑大震作用下阻尼器应能正常工作, 且大震是小震的6.3倍, 故取阻尼器最大速度为7×0.014=0.098m/s, 近似取0.1m/s。选定阻尼器最大出力200KN, 故阻尼器型号已经确定。为了保证阻尼器有更好的减震性能, 取速度指数α=0.3。由此可计算得单个阻尼器阻尼系数Ci=399k N (s/m) 0.3, 近似取Ci=400k N (s/m) 0.3。由此可确定各层阻尼器个数如表1所示。

3有限元分析

根据以上理论计算结果, 在ETABS中建立有限元模型并布置相应的阻尼器。阻尼器的布置应尽量对称布置, 避免引起扭转[7], 如图3所示。阻尼器采用damper单元模拟, 主要参数与本文第2节计算结果一致。给出结构在2条天然波及1条人工波作用下弹性时程分析结果如图4~图6所示[地震波的选取应满足《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 的要求, 图中的数据为3条波的平均值]。显然, 阻尼器能够有效地减少结构在地震作用下的内力及变形。

阻尼器加固设计是否成功, 在于实际附加阻尼比与假设附加阻尼比是否基本一致。本文采用简谐激励法进行附加阻尼比的复核。简谐激励法即施加一个简谐的地面运动激励结构, 激励周期取为结构第一自振周期, 调整激励幅度, 使结构响应与实际地震作用下的结构响应接近。直接从ETABS计算结果中读出结构势能值 (小震下结构势能等于结构应变能) , 再取出简谐激励一个周期阻尼器所耗能量, 代入《建筑抗震设计规范 (GB50011—2010) 》中附加阻尼比的定义式直接算出结构附加阻尼比。本文分别取假设附加阻尼比为0.05, 0.10及0.15, 计算分析得到实际附加阻尼比为0.04, 0.118, 0.165, 两者基本一致。下面以0.15为例, 结构势能及阻尼耗能如图7、图8所示。可见, 简谐激励法能有效且简便地验算结构实际的附加阻尼比。

4弹塑性时程分析

在Perform-3D中建立弹塑性模型如图9所示, 在Perform-3D中梁柱按照实际配筋输入, 梁柱单元采用非线性纤维单元, 阻尼器采用Fluid Damper单元, 阻尼器最大出力为200k N, 最大速度100mm/s, 速度指数0.3, 共加20个阻尼器。无控结构ETABS模型与Perform-3D模型周期对比如表2所示。采用动力弹塑性时程分析, 地震波与小震一致, 波峰值调为220cm/s2。

无控结构在3条地震波作用下的最大层间位移角如表3所示, 且均发生在底层。由表3可知, 在GM1作用下层间位移角达到最大1/72, 与限值1/50已非常接近。表4给出了《建筑地震破坏等级划分标准》对结构构件抗震性能的划分标准, 在Perform-3D中监测柱钢筋的应变, 可得到无控结构在地震波作用下柱所处性能状态 (以GM1为例) , 如图10所示。可知, 结构底层出现柱铰机制, 且大部分柱已超过中等破坏, 根据《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2011) 可知, 整个结构处于性能5状态, 破坏严重。

提取有控结构的层间位移角、层间剪力并与无控结构进行对比, 如图11、图12所示 (图中数值为3条地震波的平均值) 。图13、图14为工况下结构底层层间位移角及基底剪力时程对比 (以GM1为例) 。附加阻尼器后, 结构在地震作用下的变形及内力均有所减少, 即阻尼器具有明显的减震作用, 最大减震效果可达50%以上。

在Perform-3D中监测柱钢筋的应变, 得到无控结构在地震波作用下柱所处性能状态。在3条地震波作用下大部分柱依旧保持完好, 整个结构处于性能1状态。有控结构在罕遇地震作用下整体破坏远小于无控结构。

图15、图16给出了无控与有控结构在GM1工况下的能量耗散图。由图可知, 无控结构破坏较为严重, 构件弹塑性耗能已超过50%。有控结构中30%以上的能量被非线性阻尼器的黏滞阻尼耗散, 构件的弹塑性耗能只有20%左右, 结构破坏较轻。

提取有控结构阻尼器最大出力及两端最大相对速度, 以GM1工况下底层X4跨处阻尼器为例, 其最大出力及两端最大相对速度时程如图17、图18所示。可知阻尼器的最大出力小于200k N, 两端最大相对速度小于100mm/s, 能够保证其在罕遇地震下的正常工作。

5结论

本文以某单跨4层框架结构学校宿舍为研究对象, 采用附加非线性黏滞阻尼器对结构进行加固, 在基于位移设计理论的基础上对阻尼器的参数、数量及布置进行设计。采用简谐荷载法验证结构的附加阻尼比, 并利用Perform-3D对已完成加固设计的结构进行弹塑性分析可以得到以下结论:

1) 采用非线性黏滞阻尼器对结构进行加固能够有效地减小结构在地震作用下的内力及变形, 减震效果可达50%以上, 有利于保证结构的安全。

2) 基于位移设计方法能从理论上计算结构所需的总阻尼系数, 进而确定阻尼器的数量及布置, 为工程设计提供一定的理论依据。

3) 简谐荷载法能够较好地结合软件, 方便地读取在水平地震作用下循环一周阻尼器所消耗的能量及结构的势能, 进而求得结构的附加阻尼比, 且计算得到的附加阻尼比与假设附加阻尼比基本一致, 具有简单易行的优点。

4) 依据本文设计方法设计的非线性阻尼器在大震作用下依旧能够正常工作, 避免了由于阻尼器的失效导致结构在大震下的严重破坏。且有控结构在大震作用下的性能明显优于无控结构, 依据《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 相关规定, 有控结构的抗震构造可适当降低。

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