TMD控制系统

TMD控制系统（通用8篇）

TMD控制系统 篇1

运用被动调谐类阻尼器,如调谐质量阻尼器(TMD)或调谐液体阻尼器(TLD)对结构物进行振动控制,当结构物的频率由于各种原因发生摄动时,调谐子结构的控制效果会明显下降[1]。文献[2]结合蓝文武提出的混合水箱装置[3]以及Chang Pei-Ming等人提出利用移动挡板来改变TLD动力特性的方法[4],提出了混合水箱微调下的TMD系统,即第一类可控式TMD-混合水箱系统(controllableTMD-hybrid tank system ofthefirstkind,简称CTHTS-Ι)。该系统利用混合水箱中的调谐液柱阻尼器(TLCD)与TMD共同作用来应对结构物频率减小的情况,利用混合水箱中的TLD与TMD共同作用来应对结构物频率增大的情况;结果显示CTHTS-Ι能较好地弥补TMD在结构物频率减小时的控制效果,而当结构物频率增大时,CTHTS-Ι相对于TMD控制效果的增幅并不明显。鉴于此,本文提出第二类可控式TMD-混合水箱系统(controllable TMD-hybrid tank system ofthe second kind,简称CTHTS-ΙΙ)的概念,同时研究其控制策略以及参数设置方法,旨在进一步提升CTHTS系统在结构物频率增大情况下的控制性能,并为利用该系统对结构物进行实时振动控制奠定理论基础。

1 CTHTS系统

CTHTS系统主要包括TMD、混合水箱、横向移动挡板;其中混合水箱由一个U型水箱(TLCD)以及利用U型水箱背部空间作为水箱装置的TLD组成。CTHTS的控制模型如图1所示。

图1中,MS、CS、KS分别代表结构物的质量、阻尼和刚度;M1、CTMD、KTMD则代表TMD的固定质量、阻尼和刚度;M2、M3同时为TMD的变动质量以及混合水箱的控制质量;挡板1和挡板2为受控可移动挡板,且只有“闭合”和“开放”两种控制状态,此外,移动挡板被认为是刚性薄板,开合时均能迅速、精准地完成。当挡板1和挡板2都处于“闭合”状态时,整个系统(CTHTS)以被动TMD的形式运作;当挡板1变为“开放”状态而挡板2仍然保持“闭合”状态时,由TMD与TLCD串联组成的混合系统运作;当挡板2变为“开放”状态而挡板1仍然保持“闭合”状态时,由TMD与TLD串联组成的混合系统运作;而挡板1和挡板2并不会同时处于“开放”状态。

在正常情况下,系统中的挡板1、挡板2均处于“闭合”状态,系统作为被动TMD而调谐到结构物的受控频率;当结构物的频率发生摄动后,系统会根据实际情况,即通过结构反应频率识别[4]来确定挡板1和挡板2的状态。若其中之一挡板转变为“开放”状态,原系统就会由TMD转变为混合系统,藉此确保调谐阻尼系统的减振效果。

2CTHTS-ΙΙ

2.1CTHTS-Ι及需改进的问题

在CTHTS-Ι的混合水箱的设计当中,TLCD的频率首先被设置为TLCD与原TMD响应相位差为90°所对应的频率值(即调谐到原TMD的频率,与结构物受控频率相同),此时TLCD的尺寸为定值;而TLD则以TLCD背部空间作为水箱装置,将其晃动频率设置为TLD与原TMD二者相位差接近0°(同相)时对应的频率值。这样设置的目的是使混合水箱中的TLCD对原TMD起“抑振”作用,以确保系统在结构物频率减小情况下的控制效果;同时使TLD对原TMD起“助振”作用,以确保系统在结构物频率增大情况下的控制效果。

由于两调谐阻尼装置之间的响应相位差接近0°时对应的频率值较小,根据TLD的晃动频率公式$\omega {}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}=\sqrt{(g\pi /a)\tanh (\pi h/a)}(a$、h、g分别为水箱长度、液深以及重力加速度),可知,此时TLD中的液深h较小,同时TLD的设置依赖于TLCD的尺寸,因此,TLD的作用质量较小,结果表现为CTHTS-Ι在结构物频率增大时的控制性能比结构物频率减小时逊色不少。提高CTHTS系统在结构物频率增大情况下的控制性能成为本文的研究重点。

2.2CTHTS-ΙΙ的设置策略

相异于CTHTS-Ι的设置策略,在CTHTS-ΙΙ的混合水箱中,TLD先被设置:将TLD的晃动频率调谐到原TMD的频率值;然后将TLCD的频率设置为TLCD与原TMD二者相位差接近0°时对应的频率值。根据TLCD的频率公式$\omega {}_{\text{Τ}\text{L}\text{C}\text{D}}=\sqrt{2g/L}(L$为液柱长度)可知,所设置的频率值越小,TLCD的液柱长度L越大,即TLCD的尺寸以及作用质量越大,此时,TLCD的设置并不受TLD设定的尺寸约束。

2.3CTHTS-ΙΙ的挡板开合策略

设置策略的不同导致两类CTHTS系统中移动挡板开合策略的不同。对于CTHTS-ΙΙ而言,当结构物频率增大到达某一临界值(升频临界值,ωS)时,挡板1被抽出,变为“开放”状态,而挡板2保持“闭合”状态。若结构物频率回复到小于ωS的数值后,板1被插入,回复“闭合”状态;若结构物频率减小到达某一临界值(降频临界值,ωJ)之后,挡板2被抽出,变为“开放”状态,挡板1保持“闭合”状态。当结构物频率回复到大于ωJ的数值后,挡板2被插入,回复“闭合”状态。ωS、ωJ的选取视乎于结构物的实际情况,一般可根据TMD在结构物频率摄动后的减振效果下降的情况而定,即设定一个略大于1的数值R1与一个略小于1的数值R2,则ωS、ωJ可按以下公式确定:

$\{\begin{array}{l}\omega {}_S=R{}_1\omega {}_0\\ \omega {}_J=R{}_2\omega {}_0\end{array}(1)$

(1)式中,ω0为结构物的受控频率。

3结构-系统状态运动方程

CTHTS-ΙΙ的结构-系统状态运动方程的表达形式与CTHTS-Ι相同,其方程式为:

$[{\rm M}]\{\stackrel{\cdot \cdot }{{\displaystyle X}}\}+[C]\{\dot{X}\}+[{\rm K}]\{X\}=\{F(t)\}(2)$

(2)式中:$\{\stackrel{\cdot \cdot }{{\displaystyle X}}\}$、$\{\dot{X}\}$、{X}分别为系统的加速度、速度及位移向量;{F(t)}为系统受到的外激励向量;TLCD与TLD运作下系统的质量,阻尼与刚度矩阵分别表示如下:

$\begin{array}{l}\{\begin{array}{l}[{\rm M}]{}_{\text{Τ}\text{L}\text{C}\text{D}}=\left[\begin{array}{ccc}{\rm M}{}_S& 0& 0\\ 0& {\rm M}{}_1+{\rm M}{}_2+{\rm M}{}_3& \rho AB\\ 0& \rho AB& {\rm M}{}_2\end{array}\right]\\ [C]{}_{\text{Τ}\text{L}\text{C}\text{D}}=\left[\begin{array}{ccc}C{}_S+C{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& -C{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& 0\\ -C{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& C{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& 0\\ 0& 0& C{}_{eq}\end{array}\right]\\ [{\rm K}]{}_{\text{Τ}\text{L}\text{C}\text{D}}=\left[\begin{array}{ccc}{\rm K}{}_S+{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& -{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& 0\\ -{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& {\rm K}{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& 0\\ 0& 0& 2\rho Ag\end{array}\right]\end{array}(3a)\\ \{\begin{array}{l}[{\rm M}]{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}=\left[\begin{array}{ccc}{\rm M}{}_S& 0& 0\\ 0& {\rm M}{}_1+{\rm M}{}_2+{\rm M}{}_3& 0\\ 0& 0& {\rm M}{}_h\end{array}\right]\\ [C]{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}=\left[\begin{array}{ccc}C{}_S+C{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& -C{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& 0\\ -C{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& C{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}+C{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}& -C{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}\\ 0& -C{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}& C{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}\end{array}\right]\\ [{\rm K}]{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}=\left[\begin{array}{ccc}{\rm K}{}_S+{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& -{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& 0\\ -{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}& {\rm K}{}_{\text{Τ}\text{Μ}\text{D}}+{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}& -{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}\\ 0& -{\rm K}{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}& {\rm K}{}_{\text{Τ}\text{L}\text{D}}\end{array}\right]\end{array}(3b)\end{array}$

在公式(3)中:ρ为液体密度;A为TLCD水箱截面积;B为TLCD中液柱的水平长度;Ceq为采用Xu的方法[5]获得的TLCD的等效线性阻尼系数;Mh、CTMD与KTMD分别为采用Housner的方法[6]获得的TLD的晃动质量、阻尼值以及等效刚度。仿真计算采用状态方程模型[7],运用大型通用计算工具MATLAB中的状态方程工具箱求解系统的运动方程。

4减振算例

参照Yalla的算例[8],假定结构参数为:MS=3.892×106 kg,CS=3.639×105 N·s/m,KS=2.127×107 N/m(ω0=2.337 7 rad/s)。外部模拟振动激励荷载为f(t)=1×105 ·e-jωt N。

4.1CTHTS-ΙΙ的参数设置

选取CTHTS-ΙΙ对结构物的质量比μ=0.02,得CTHTS-ΙΙ的总质量为M1+M2+M3=77 840 kg,混合水箱中液体取为普通生活用水(ρ=1 000 kg/m3);根据设置策略2.2确定TLD的参数:水箱长度a=2.5 m;液深h=0.38 m;固定宽度为1.5 m。同时,检测混合系统中TLCD与原TMD的响应相位差,如图2所示。

由图2可以看出,在0～1.8 rad/s的频率段内,TLCD与TMD的位移与加速度响应相位差都较接近于0°;同时可以看出在结构物受控频率处二者的相位差为90°。根据设置策略2.2确定TLCD的液柱总长度为6 m;液柱水平长度为3.3 m;水箱横截面积为0.8 m2。根据挡板开合策略2.3,选取R1=1.01,R2=0.98。由公式(1)确定移动挡板开合临界值ωS=2.373 rad/s,ωJ=2.291 rad/s。至此,所有参数设置完成。

4.2对比分析

以结构物刚度摄动而质量不摄动为例[9],即设刚度摄动矩阵[K’S]=Rkv[KS],有Rkv=R${}_{\omega }^2$(Rkv、Rω分别为刚度与频率摄动系数)。图3～图6为CTHTS-ΙΙ与相应TMD以及CTHTS-Ι的减振效果的对比。

由图3～图6可以看出,在结构物频率发生摄动时,被动TMD的减振效果明显下降,CTHTS-Ι与CTHTS-ΙΙ都对TMD减振效果的下降作出了弥补。CTHTS-Ι在Rω=0.95～0.97这个区间的减振效果相对于TMD的升幅明显大于Rω=1.01～1.05这个区间;而CTHTS-ΙΙ在这两个区间内的减振效果相差不大,均相对于TMD有较大的升幅。对比CTHTS-Ι与CTHTS-ΙΙ,两者在Rω=0.95～0.97这个区间内有相近的减振控制性能;然而,在Rω=1.01～1.05这个区间内CTHTS-ΙΙ的减振控制性能明显优于CTHTS-Ι,这为结构工程振动控制创造出更大的便利条件。

5结论

在CTHTS系统的混合水箱的设置中,若运用TLCD来对原TMD进行“抑振”、运用TLD进行“助振”,这个系统是第一类可控式TMD-混合水箱系统(CTHTS-Ι);若运用TLD对原TMD进行“抑振”、运用TLCD进行“助振”,这个系统是第二类可控式TMD-混合水箱系统(CTHTS-ΙΙ)。CTHTS-Ι与CTHTS-ΙΙ都能对被动的TMD在结构物频率摄动情况下减振效果的下降作出弥补,两者在结构物频率减小时的减振效果相当;而在结构物频率增大时,CTHTS-ΙΙ具有比CTHTS-Ι更好的减振控制性能。

摘要：提出第二类可控式TMD-混合水箱系统(CTHTS-Ⅱ)来应对由于结构物频率摄动而导致被动调谐类阻尼器的减振效果下降的问题。对比于第一类可控式TMD-混合水箱系统(CTHTS-Ι),两者在结构物频率减小时的减振效果相当;而在结构物频率增大时,CTHTS-Ⅱ具有比CTHTS-Ι更优的减振控制性能。

关键词：CTHTS-Ⅱ,减振控制性能,控制策略,参数设置

参考文献

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TMD控制系统 篇2

(北京交通大学土木建筑工程学院， 北京 100044)

引 言

实际工程中经常采用的对称、准对称或局部对称结构，往往会在一窄段频率范围内存在多阶模态。特别是由空中廊桥联接的双子建筑或处于施工阶段由猫道联接的悬索桥主塔等结构，会出现典型的由两阶模态组成的密集频率结构[1]，即双密频结构；而且该型结构因具有柔性大、阻尼小、低频等特点，容易在外荷载激励下发生大幅振动。因此研究具有对称形式的双密频结构的减振将具有重要工程意义。而作为相对成熟的减振措施，TMD因能适应于多种荷载作用下的结构振动控制，被广泛应用。

经典的TMD在设计时通常采用单自由度主结构模型，即视结构为单自由度或将结构简化为单自由度系统。其中，Den hartog 最早给出能使单自由度结构的稳态响应峰值最小的TMD优化频率和阻尼比[2]；Jacquot采用了广义质量比，将TMD的优化结果推广到梁结构[3]；Warburton假定结构频率非密集分布，进一步将复杂连续结构简化为单自由度系统以优化TMD参数[4]。此外，为提高TMD减振的鲁棒性，多质量阻尼器(Mutiple Tuned Mass Dampers, MTMD)的动力性能得到研究[5～8]，但MTMD采用中心TMD对结构某阶频率调谐，且在该频率一定范围内分布多个TMD的方式，仍是针对单自由度主结构的减振。

研究表明，针对TMD设计的单自由度主结构模型，并不适用于密集频率结构的减振设计[9,10]。为有效实现对密集频率结构的减振，Abé指出需要采用不少于所控模态数的多个TMD，且须考虑TMD的空间分布，并给出了在合理布置条件下TMD参数的简化计算方法，但未对TMD的参数优化问题进行探讨[1]。近年来，一些研究通过定义不同的目标函数并采用梯度优化的数值方法，实现了对单自由度主结构减振的MTMD参数优化，大大提高了在参数较多时的优化效率[6～8]。其中，Warnitchai以梁和板结构为例，将Davidon-Fletcher-Powell优化算法进一步推广到多模态减振的TMD参数优化，给出了相应的优化结果和减振效果[11]。此外，文永奎对定义的H2性能目标，通过线性矩阵不等式实现对多阶频率调谐的TMD参数优化，但在TMD个数多时优化的效率低下[12]。

可见，针对密集频率结构的减振，已有的成果对多个TMD参数优化的过程、影响因素以及减振性能评价等方面的研究仍有不足，尚待深入探讨。本文以经典的对称2自由度双密频结构为例，基于H2性能的梯度优化法，研究针对多阶模态减振且空间布置的分布式TMD的参数优化，阐明模态控制权重和模态密集度等因素对优化结果和减振效果的影响。在建立适合闭环静力反馈控制的组合系统模型的基础上，将基于H2性能的梯度优化法扩展至分布式TMD的参数优化；定义结构多模态振动的无量纲响应作为评价指标，以广义模态坐标响应构成控制输出向量，分析并指出能使评价指标峰值相等的模态控制最优权重，给出优化参数和减振性能随模态密集度的变化规律；与经典单TMD设计等方法相对比，分析并验证基于H2性能优化的分布式TMD的减振效果，并确认在TMD个数增多时基于H2性能的梯度优化法的优化效果。

1 系统模型

为实现对密集频率结构的减振分析，本文考虑一个典型的2自由度对称主结构[1,9]。如图1所示，主结构由2个相同的主振子组成，每个振子具有质量ms、相对基础的刚度ks和粘滞阻尼cs；两个振子通过刚度为βks的弹簧耦联。当耦联弹簧的刚度较小时，主结构的2个频率将呈现密集状态，此时主结构为双密频结构。

图1 双密频结构与分布式TMD

φTDTP(t)+φTTTfd(t)

(1)

(2)

式中qdi和udi=Tu(s,t)分别为第i个TMD的位移以及相应位置处的主振子位移；cdi，kdi分别为第i个TMD的阻尼、刚度。此时，TMD的运动方程为

(3)

将式(2)代入式(1)和(3)，并组合式(1)和(3)得

(4)

式(4)的状态空间形式为

(5)

式中x为2p维状态向量(p=2+n)；A*为系统矩阵；Bw为外激励影响矩阵；w为外激励输入，分别表示为：

(6a)

(6b)

(6c)

(6d)

为使减振系统适应于闭环静力反馈控制的H2控制理论，将式(5)改写为

(7)

u=Fdy

(8)

y=Cyx

(9)

(10)

2 基于H2性能的梯度优化法

采用多个TMD对结构多阶模态振动减振时，简化的设计可通过经典的单TMD参数优化方法实现。经典的单TMD参数优化采用动力放大系数作为性能目标函数；假设TMD的安装对结构动力性能影响较小或可被忽略，而且所调谐频率与邻近模态频率间为非密频状态，进而将结构简化为用模态坐标表示的单自由度结构。根据TMD的安装位置和所需控制的模态，依次优化各TMD的参数，从而实现多TMD的参数设计[4,13]。

对稳态随机激励，系统的H2范数反映了单位能量输入时输出响应的均方根值，并成为能够衡量结构响应程度的指标。以H2范数为目标函数，可通过线性矩阵不等式或梯度优化法实现多个TMD的参数优化[7，12]，其中Zuo采用梯度优化法实现的针对单自由度主结构减振的MTMD的参数优化，提高了参数较多时的优化效率，为本文所借鉴。本文进一步发展，实现针对多阶模态减振的分布式TMD参数优化，并进行相关的影响因素和减振性能分析。

为建立H2性能目标，将外激励输入w假定为单位白噪声，即外激励输入w的功率谱密度Sw=1。若定义T(jω)为外激励输入w到控制输出z的传递矩阵，则系统的H2范数T(jω)2为控制输出z的均方根值， 即

(11)

式中E[]为括号中量值的期望；tr[]为括号中矩阵的迹；上标H为复共轭转置。H2范数可通过以下求解过程获得：

考虑静力反馈输入后，式(7)和(10)可表示为

(12)

(13)

(14)

式中J即为H2性能目标，是待求参数矩阵Fd的函数；K为对称矩阵(可观性格拉姆矩阵)，通过Lyapunov方程求解

(15)

由此，分布式TMD的参数优化就变成使得式(14)值最小，且满足约束方程(15)的Fd值。为便于优化计算，需将其转换为无约束优化问题。为此，引入拉各朗日乘子矩阵L(对称矩阵)，并定义等价的目标函数得

BuFdCy)+(A+BuFdCy)TK+

(16)

由式(16)通过矩阵运算，性能目标J对参数矩阵Fd的梯度可表达为

(17)

式中 运算符“⊙”表示矩阵中的对应元素相乘；FP与参数矩阵Fd同维，且与Fd中非零元素相对应的元素值为1，其余值为零而形成的矩阵。式(16)中的矩阵K由式(15)求出，而矩阵L可由下式(Lyapunov方程)求解，即

(18)

式(15)和(18)为线性方程，易于求解。为确保刚度和阻尼参数非负，在求解过程中可通过将Fd中元素改写为平方的形式，再进行梯度矩阵计算来实现[7]。进而，由式(17)得到的梯度矩阵，可便于采用梯度优化法求解。其过程如下：

步1：给出Fd初始值Fd,k，Fd中分量kdi和cdi可通过经典单TMD设计给定，下标i表示迭代步；令k=0。

步2：由给定的Fd,k，通过式(15)和式(18)求解矩阵K和L；进而由式(17)计算矩阵梯度Gk=∂L/∂Fd,k，若‖∂L/∂Fd,k‖足够小则停止，其中‖·‖表示求Euclidean范数。

步3：用BFGS或修正的BFGS等方法求解搜索方向Pk；用Armijo或Wolfe准则求解搜索步长λk；反馈增益更新为Fd,k+1=Fd,k+λkPk； 令k=k+1，转步2。

3 双密频结构减振

与单自由度主结构的MTMD参数优化不同，对图1所示的双密频结构，因具有2个自由度，构成H2性能目标的控制输出向量z中的分量及其权重，直接影响了分布式TMD的优化参数。根据控制目标的需要，z中的分量可选择为结构的位移、速度或加速度响应。当主结构发生双密频模态振动时，无论选择何种结构响应，结构的密集模态对该响应的影响都不可忽略。因此为实现对主结构双密频振动减振，分布式TMD在优化设计时直接取两阶模态的广义坐标，定义控制输出向量z=[α1][q1q2]T，其中α为模态控制权重。

此外，双密频结构的频率密集程度也是影响分布式TMD参数设计和减振性能的重要因素。为定量判别频率密集程度，定义频率密集度为[14]

(19)

(20)

若主结构为单自由度，则式(20)即为结构的动力放大系数。

4 参数优化及减振性能

针对密频结构的多TMD减振问题时，Abé在研究中已指出就结构每阶密集模态的振动至少需要安装一个TMD以实现有效减振，且TMD的安装位置也非常重要[1]。本文先采用2个TMD分布安装在双密频结构的振子上，以简单实例来研究分布式TMD参数优化的过程和影响因素，再进一步实现分布式TMD在TMD个数较多时的减振设计。

4.1 给定密集度时的减振

在主结构的2个振子上各安装一个TMD，并取md1=md2=0.01ms。取小值β=0.04，此时2个振子通过弹簧弱耦联，主结构的两阶频率满足ω2=1.04ω1，为双密频结构。假设2个TMD分别对主结构1阶和2阶频率调谐，采用基于H2性能的梯度优化法进行2个TMD的参数设计。并以频率范围0.8ω1～1.2ω1对第一个主振子进行谐荷载扫频激励，对减振系统的结构响应进行数值计算。

图2 不同模态控制权重时的无量纲响应

图3 无量纲响应最大值随权重的变化

图4 TMD的频率比和阻尼比随权重的变化

图5 基于H2性能设计的优化减振效果

图5分别给出了基于H2性能、经典方法和密频均值调谐法对2个TMD优化设计时，主结构的无量纲响应随激振频率比的变化[1]。采用经典方法时，忽略密集频率的影响，依据主结构的两阶模态将其简化为2个单自由度系统，由TMD安装位置和所控制的模态，通过动能理论计算每个单自由度系统的等效质量[4,13]，进而计算TMD质量比，分别优化2个TMD的参数；经计算得出，每个TMD质量与结构的等效质量之比均为0.005，2个TMD的优化频率比和阻尼比分别为0.995和0.044。采用密频均值调谐法时，2个TMD对主结构的两阶频率的均值调谐，并取经典方法中的优化频率比和阻尼比。由图5可见基于H2性能优化设计的TMD能够使控制系统的无量纲响应峰值最小，减振效果明显优于经典方法和密频均值调谐法。

4.2 不同密集度时的减振

图6 最优权重随频率密集度的变化

图7 TMD优化频率比和阻尼比随频率密集度的变化

图8 优化后的无量纲响应值随频率密集度的变化

②当β值在0.02～0.08区间变化时，由图7可知基于H2性能的2个TMD的优化频率值在主结构的2个密频间分布，与经典方法优化的TMD频率分布相异；与采用经典方法时相比，图8显示基于H2性能优化所得的TMD的减振性能明显优于前者；

③当β向高值趋近时(如由0.08向0.09变化时)，β值与期望的附加模态阻尼比相比显然已较大，主结构将变为非密频结构，由图7可见基于H2性能的2个TMD的优化频率比都小于1，与经典方法优化的TMD频率分布规律趋近；图8显示，相比经典方法，基于H2性能优化结果仍能取得优于前者的减振效果。

④由图8可见，密频均值调谐法作为一种简化设计方法，仅在β值较小时适用；相比于基于H2性能优化和经典方法，所设计的TMD的减振效果较差，并随β值的变大减振效果急剧降低。

4.3 分布式TMD个数多时的减振

图9 各TMD优化的频率比和阻尼比

图10 不同TMD个数时的无量纲响应

5 结 论

以典型的2自由度双密频结构为例，建立了适合闭环静力反馈控制的组合系统模型，将基于H2性能的梯度优化法扩展至分布式TMD的参数优化；通过定义针对密集模态振动的控制输出和无量纲评价指标，阐明了模态控制权重和模态密集度对分布式TMD参数优化和减振效果的影响；确认了基于H2性能的梯度优化法设计分布式TMD的高效性。研究发现：

(1)对密集频率结构，以模态响应为控制输出并通过合理选择模态控制权重，可使得评价指标峰值相等，此时分布式TMD达到最优的设计参数和减振效果。

(2)相对于经典方法，基于H2性能优化的分布式TMD在一定模态密集度范围内减振效果更佳；在密集度减小至重频结构，或增大至非密频结构时，虽仍能取得优于前者的减振效果，但减振效果趋近于经典方法。

(3)基于H2性能的梯度优化法具有良好的优化效率，特别是在分布式TMD的个数较多时，目标函数的峰值也增多，减振效果更佳。

参考文献：

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TMD控制系统 篇3

TMD的产生和发展已经有数十年的历史,近20年时间TMD更是凭借其经济实用,安全性好,不需外加能源等诸多优点得到了迅速的发展和广泛的应用。为了研究高耸钢结构利用变质量TMD减震的效果,本实验分析利用振动台对三层TMD-高耸钢框架结构模型在基底激励作用下的响应进行研究分析,并结合结构振动理论和传递函数理论进行计算得到的结果,对比分析来验证变质量TMD的减震控制效果及其适用性。

1 实验模型

TMD(Tuned Mass Damper)——质量调谐阻尼器,由质块,弹簧与阻尼系统组成,其工作原理为当结构在外部激励作用下产生振动时,会带动TMD系统一起振动,TMD系统相对运动产生的惯性力反作用到结构上,调谐这个惯性力,使其对结构的振动产生抑制作用,从而达到减小结构振动反应的目的。

2 模型实验分析

2.1 基于传递函数的TMD减震效果分析

多自由度结构在基地激励作用下的动力学方程:

其中对(1)进行Laplace变换可得如下所示:

其中代入以上式中可得到:

则结构在第阶共振频率基底激励作用下第层处的传递函数为:

此外,对于本试验中结构模型进行动力特性计算,不考虑阻尼,可得三阶主频分别为:9.332、26.119、37.7439单位为弧度每秒。对应的可求得规格化三阶振型分别为:

根据对本实验模型动力特性计算的结果,结合式(5)给出的结构有无TMD两种情况第K层传递函数表达式,可得到一、二阶共振频率激振下结构有和无TMD两种情况下顶层的传递函数对比。

2.2 TMD安放位置对控制效果的影响

首先对三层框架在振动台上进行扫频试验得到主结构的自振频率,并针对一、二阶振型进行分别控制。三层框架扫频得到结构的三阶频率分别为:1.318HZ,3.817HZ,5.696HZ。

为了研究在基底激励下TMD安放位置对其减震效果的影响,本文首先进行了一阶共振频率基底激励结构的振动台试验。具体的实验结果如图1、2所示:

从图1、2的结果中可以看出,在一阶频率共振激励下,TMD安放在结构的底层会使结构的峰值位移减小35%左右,TMD安防在顶层会是结构的峰值位移减小62%左右。比较可知,一阶共振频率激励下,TMD安放在顶部的减震效果更好,这也验证了上边的理论结果表现出的规律,TMD的控制效果与振型向量在每层的分量大小直接相关。对于一阶振型顶部的分量比底部要大很多,这在理论上更加有助于其效果的发挥。

实验模型所选结构自身特点以及所采用的激励类型决定的,较大的高宽比使结构的柔度较大,结构在基底激励作用下靠近下部的反应也较明显,这已经为TMD效果的充分发挥提供了可能的空间。因此,在工程实际应用中TMD的安放位置应根据具体荷载和结构情况来定。

3 结论

通过振动台试验,分析了可变质量TMD在高宽比相对较大、柔度较高的钢框架结构中的减震控制效果及其适用性。对得出的实验数据进行分析,结果表明:首先,在基底激励作用下,TMD的减震效果明显,能很好地减小整体位移和层间位移。并且,通过保持弹簧刚度不变,以改变TMD质量来改变其频率的方式在一定程度上更加经济适用,尤其是对施工过程中结构的振动控制和结构按分振型振动控制有较高的应用价值。最后,本文所提出的变质量TMD仍有待改进:一方面手动变质量虽然经济,但是智能性不强,将其改成半主动式的会有更大的利用价值。另外,变质量TMD质量和弹簧刚度的优化设计与选择较为麻烦。对于这两个问题的深入研究是今后工作的重点。

参考文献

[1]吴波,李慧.建筑结构被动控制的理论与应用[M].哈尔滨:哈尔滨工业大学出版社,1997.

TMD控制系统 篇4

TMD工艺是FCC汽油临氢状态下,顺次经过T、M、D 3种不同性质催化剂作用,使原料FCC汽油发生加氢精制、芳构化、异构化反应;生成油中烯烃含量下降,异构烃和芳烃相应得到增加,从而达到油品在汽油降烯烃的同时,汽油辛烷值不损失或有小幅提高的目的。

TMD催化剂以最优复合分孒筛为载体,金属组分以Co、Mo、Ni等为主,复合分子筛综合了各种分子筛的优势,实现酸强度和孔结构的合理匹配,具有单一分子筛所不具备的催化性能。FCC汽油中组分发生芳构化的主要反应机理是:反应时首先在沸石表面形成正碳离孒,经异构化,裂解形成小分孒烃类,再经聚合、环化、氢转移等连串反应生成芳烃。

1 催化剂初活性、稳定性评价

评价方案是以抚顺石化公司石油二厂的FCC高烯烃汽油为原料,在100ml微型评价装置对TMD催化剂进行初活性、稳定性评价。

初活性试验中工业放大生产的催化剂可使烯烃含量由46.7 v%降为33.9 v%(降幅12.8个百分点), 脱硫率84%,抗爆指数提高0.55个单位,与小试结果完全吻合,说明放大生产成功地保持了催化剂的反应性能。

进一步进行催化剂稳定性测试。评价过程操作条件为:M反应温度375℃、压力2.0MPa、氢油比200:1、空速2 h-1。评价生成油质量稳定,TMD催化剂2000h的稳定性评价试验,证明催化剂具有良好的的稳定性,评价生成油质量见表1。

2 试验装置的运行

12万吨/年汽油加氢改质工业试验装置是利用石油一厂催化重整装置部分主体设备对其进行改造后建成。其中T反催化剂用来饱合原料中的二烯烃,M反为主反应器,在一定的工艺条件下同时具有加氢异构、芳构、烯烃饱合、聚合、脱硫、脱氮等功能。而D反作为补充反应器,在装置运行末期,M催化剂活性下降时使用。工艺流程见图1。

2.1 催化剂的装填及干燥

经过装置气密、干燥、暴破吹扫后进行了催化剂的装添和干燥工作。由于T、D反应器高径比不合要求,为增加催化剂的床层高度,T、D反应器采用了催化剂和ϕ5瓷球混装的方式。

装置各反应器催化剂装添完毕后,系统引入氮气至系统压力达5MPa,启运一台氢压机循环,开始按照开工方案确定的工艺流程进行了催化剂的干燥(M反干燥升温曲线见图5)。

在高分V101两次脱水操作不见明水,系统开始降温至150℃。

2.2 催化剂的硫化

硫化介质油为直馏石脑油,硫化剂为CS2。硫化工艺条件:注硫量2.5吨,高分V-101压力1.8MPa,氢油比200:1。

T、M反硫化升温曲线见图6。在T反从210℃向290℃升温过程中R-101床层温度出现了第一个最高温升13℃,以后整个升温过程床层温升都在持续下降。M、D反在320℃恒温硫化,M反在320℃恒温硫化最高温升37℃,D反最高温升24℃。

在T反入口达到290℃恒温期间循环氢中H2S最高值达到2.6×104μg/g。8小时后降至6×103μg/g,催化剂硫化结束。

2.3 催化剂的钝化

M反应器床层温度降至250℃,高分V-101压力1.3MPa,系统引入新鲜直馏汽油,反应器开始缓慢升温,T反在240℃、M反在380℃恒温24小时钝化,(钝化升温曲线见图7)。

钝化期间循环氢中H2S浓度由4.5×103μg/g,下降到1.5×103μg/g,主要工艺参数:高分V-101压力1.8MPa,氢油比200:1。

2.4 装置加工催化汽油

催化剂钝化结束后,各反降温后,切除D反后,装置引入石油二厂催化汽油,经过初期操作调整,装置实现平稳运行。

2.4.1 装置平稳运行主要工艺参数:

氢油比:(250～300):1

空 速:2.0h-1(以R-102(M)为基准)

反应温度: R-101(T):(220±2)℃

R-102(M):(392±2)℃

V-101压力:1.85Mpa

2.4.2 平稳运行后生成油分析结果

从产品性质可以看出,烯烃含量下降、芳烃含量上升、异构烷烃含量上升,充分显示出催化剂具有烯烃饱和、芳构化、异构化功能。期间M反入口温度由(352±2)℃升至(394±2)℃,并相对有五个平稳运行阶段。M反入口温度在380℃时与350℃时相比,产品中芳烃含量多增加一个百分点,烯烃含量多下降一个百分点,而产品辛烷值结果保持不变。可以看出随温度的升高烯烃的饱和率增加,但是随着温度的升高,芳烃含量增加的趋势也增加,从而弥补了由于烯烃饱和所造成的辛烷值损失。考虑到温度太高容易导致产品收率下降,并导致催化剂失活加快,所以试验中反应温度控制在395℃以下。在380℃～390℃温度区间产品质量变化不大。

3 结 论

(1)本次工业实验产品汽油的质量与收率重复了小试实验室水平。

(2)FO-3558系列催化剂及其TMD工艺技术可以应用于工业生产,催化剂硫化、钝化、催化汽油加氢等工艺过程可实现连续平稳运行,并易于操控。

摩擦耗能型TMD可行性研究 篇5

关键词：摩擦阻尼,振动控制,TMD

结构的振动控制是目前建筑结构研究的热点之一, 调谐质量阻尼器 (Tuned Mass Damper, TMD) 是应用比较早的一种结构被动减震控制系统。正在研究中的主动控制质量阻尼器 (AMD) 就是由TMD系统发展而来的。主动控制系统具有体系复杂、技术要求高、价格昂贵等特点, 目前主动控制方法只应用在少量超高层建筑上, 且多用于结构抗风振作用。本文研究新型摩擦耗能被动控制系统, 并通过模型试验验证系统减振效果, 希望能将这种被动控制系统应用于结构抗震。

1TMD的参数优化

1.1 TMD工作原理

在发生地震时, 地震动将能量输入于结构, 引起结构的振动反应。被动调谐质量减震控制系统, 是由主体结构和附加在主体结构上的子结构构成。子结构由质量、刚度和阻尼组成, 选取不同的质量、刚度和阻尼的大小, 可以调节子结构振动频率。当主体结构受激励而发生振动时, 子结构就能够产生一个与主体结构振动方向相反的惯性力, 并作用于主体结构, 减弱并控制主体结构的振动反应。当合理选择子结构各参数时, 这种减震体系可以衰减主体结构地震反应的30%～60%[1]。

1.2 无阻尼结构的TMD参数优化

计算模型如图1所示。

振动方程为:

Mx″1=-Kx1+k (x2-x1) +c (x′2-x′1) +f;

mx″2=-k (x2-x1) -c (x′2-x′1) 。

主体结构和子结构的最大位移响应分别表示为X1, X2, 其表达式如下:

$X{}_1=\sqrt{\frac{(\gamma {}^2-\lambda {}^2){}^2+(2\zeta \lambda ){}^2}{[(1-\lambda ){}^2(\gamma {}^2-\lambda {}^2)-\mu \gamma {}^2\lambda {}^2]{}^2+[1-(1+\mu )\lambda {}^2]{}^2(2\zeta \lambda ){}^2}}X{}_{st}$ (1)

$X{}_2=\sqrt{\frac{(\gamma {}^2){}^2+(2\zeta \lambda ){}^2}{[(1-\lambda ){}^2(\gamma {}^2-\lambda {}^2)-\mu \gamma {}^2\lambda {}^2]{}^2+[1-(1+\mu )\lambda {}^2]{}^2(2\zeta \lambda ){}^2}}X{}_{st}$ (2)

其中, μ为质量比, μ=m/M;Ωn为主体结构固有频率, $\Omega {}_n=\sqrt{{\rm K}/{\rm M}}$;ωn为子结构固有频率, $\omega {}_n=\sqrt{k/m}$;ζ为子结构阻尼比, ζ=c/ (2mΩn) ;Xst为主体结构最大静力作用位移, Xst=F/K;λ为激励频率与主体固有频率比, λ=ω/Ωn;γ为子结构固有频率与主体固有频率比, γ=ωn/Ωn。

以主体结构振动反应衰减最大为目标, 得出以质量比为基本参数的三要素优化设计参数如下[2]:

1) 子结构质量:

m=μM (kg) (3)

2) 子结构弹簧劲度系数:

$k=m\frac{{\rm K}}{{\rm M}}(\frac{1}{\mu +1}){}^2(\text{Ν}/\text{m})$ (4)

3) 子结构阻尼:

$c=2m\sqrt{\frac{{\rm K}}{{\rm M}}}\sqrt{\frac{3\mu }{8(1+\mu ){}^3}}(\text{Ν}\cdot \text{s}/\text{m})$ (5)

子结构与主体结构的质量比越大, TMD的减振效果会越好, 但是实际工程中质量比不可能取的过大, 通常取μ≤0.2。如果取质量比为μ=0.1做结构分析, 得到如图2所示的减振效果曲线。

图2中横轴表示激励频率与主体结构固有频率的比值, 纵轴表示主体结构位移峰值的放大倍数。ζ表示子结构阻尼比, 质量比为0.1时, ζ的优化值为0.168, 此时结构振动最大位移值可以降到最小。

2摩擦阻尼的等效计算

以摩擦板代替粘滞阻尼器, 由受摩擦力作用的自由振动衰减曲线近似计算阻尼系数, 其计算模型可简化成如图3所示的模型, 振动方程为:

mx″+kx+F=0 (X′>0) (6)

mx″+kx-F=0 (X′<0) (7)

在第一个半周期内, 即0≤ωnt≤π, 位移表达式为:

x (t) = (x0-a) cosωnt+a (8)

第二个半周期内 (π≤ωnt≤2π) 的位移表达式为:

x (t) = (x0-3a) cosωnt-a (9)

式 (8) 和式 (9) 已经能表达物体振动第一个周期内的运动。

同理可求得第二个周期内的运动方程:

x (t) = (x0-5a) cosωnt+a (2π≤ωnt≤3π) (10)

x (t) = (x0-7a) cosωnt-a (3π≤ωnt≤4π) (11)

由以上方程可看出, 物体运动振幅每个周期都衰减4a, 因此能得到以下关系式:

$x{}_{n+1}=x{}_n-4a=x{}_n-\frac{4F}{k}$ (12)

其中, xn为第n个周期的振幅;a为弹簧的弹力和摩擦力平衡时的位移量[2], a=F/k, 当最大恢复力小于摩擦力时, 即-a<x<a时, 振动停止。振动曲线如图4所示。

从图4衰减曲线可以看出, 摩擦阻尼力作用下的自由振动振幅为线性衰减。当最大位移量小于a时, 振动即停止。以摩擦力为阻尼力的自由衰减振动曲线与粘滞阻尼器作用时的振动衰减曲线类似, 同样反应振动衰减情况。当a值较大时, 可以用计算粘性阻尼系数的对数衰减计算公式计算摩擦力作用下的等效阻尼系数。

取A0=X2。X2为图1中子结构的最大位移响应。以n个周期的振幅衰减计算等效阻尼比。

A0=X2, An=X2-4na。

$\zeta =\frac{\ln (A{}_0/A{}_n)}{2n\text{π}}=\frac{\ln [X{}_2/(X{}_2-4na)]}{2n\text{π}}$ (13)

用式 (13) 即可近似计算摩擦力作用下的等效阻尼比。要保证公式的精确度, 计算周期应该尽量多, 即n应该尽可能取大值, 但同时应保证An>0。

3模型试验

3.1 模型基本参数

用不锈钢材料制作单质点的主体结构模型, 其质量M=5.0 kg, 侧移刚度K=1 739 N/m;子结构的质量m=0.5 kg, 则体系质量比μ=0.1。

由式 (4) 确定子结构弹簧劲度系数:

$k=m\frac{{\rm K}}{{\rm M}}(\frac{1}{\mu +1}){}^2=0.5\times \frac{1739}{5.0}\times (\frac{1}{1.1}){}^2=143.7\text{Ν}/\text{m}$。

由式 (5) 可得阻尼比优化值为:

$\zeta =c/(2m\Omega {}_n)=\sqrt{\frac{3\mu }{8(1+\mu ){}^3}}=\sqrt{\frac{3\times 0.1}{8\times 1.1{}^3}}=0.168$。

模型参数优化后最大位移谱线如图5所示。

图5中X1为主体结构位移, X2为子结构位移。从谱线可以看出, 振动控制只在一些频率下有效果, 在某些频率作用下甚至会加大结构振动。

为了能让模型演示减振效果, 本实验选择以下参数:

M=5.0 kg, K=1 739 N/m, k=140 N/m, m=1.0 kg, ζ=0.2。

模型位移反应谱线如图6所示。

人为调节部分参数, 放弃一部分优化值, 这样就能够在现有的设备上演示结构的减振效果。

3.2 实验结果

分别测试一次激励和简谐激励的振动加速度曲线, 将子结构作用和不作用时的结构振动加速度曲线放在同一坐标系下作对比分析, 得到的结果如图7所示。

实验表明, 利用摩擦滑板耗能的减振系统具有较好的减振效果。一次激励下, 振动衰减明显加快。简谐激励下, 可演示范围内实测模型主体结构振动减弱最大达到34.7%。

4结语

结构振动控制将是未来建筑抗震设计的重点之一。主动控制体系的造价昂贵, 由于现实技术问题, 其工作状态稳定性得不到有效保证, 结构被动控制具有良好的应用前景。现有的理论研究已经证实在结构顶部设置被动调谐减震控制系统 (TMD) 确实有一定的减振效果。通过理论分析和模型演示结果, 得出用摩擦阻尼器代替粘滞阻尼器同样能够吸收振动能量, 达到消能减震目的的结论。

参考文献

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[2]背户一登, 丸山晃市.振动工学[M].东京:森北出版株式会社, 2002:187-192.

TMD控制系统 篇6

1 材料和方法

1.1 病例选择

2006年3月～2007年10月我院口腔门诊筛选20～55岁之间无明显诱因而发病(病程大于3个月)的,颞颌关节紊乱病伴慢性口颌面痛患者73例。

入选条件:①无深覆(牙合)、开(牙合)、反(牙合)、锁(牙合)以及其它错(牙合)情况时,上下后牙同名牙尖对应等不可能通过调(牙合)来消除的异常咬合表现;②无外伤史及全身相关疾病;③所有患者就诊前均未接受任何针对该症的治疗。

1.2 均衡性检验

29例治疗组患者(男10例,女19例),年龄为30±10.71岁,病程为16.89±8.91月;33例对照组患者男14例,女19例,年龄33.67±11.14岁,病程为15.73±9.43月。每位患者均摄薛氏位及侧位体层摄影片,观察有无器质性改变见图1:治疗组中3例未见明确异常,12例髁突后位(右侧后位3例、左侧2例、双侧7例),14例髁突有磨损、增生等骨质改变(右侧7例、左侧3例、双侧4例);对照组中6例未见明显异常,10例髁突后位(右侧2例、左侧4例、双侧4例),17例有骨质改变(右侧8例、左侧5例、双侧4例)。咬合研究模分析:62例患者中52例为全牙列(不包括第三磨牙),其中4例(治疗组3例,对照组1例)牙列正常(但有不同程度的异常磨耗),48例(治疗组22例,对照组26例)有不同程度的拥挤错位或异常磨耗表现。另外10例(治疗组4例,对照组6例)有牙齿缺失(缺失1～5颗)并伴有一定的拥挤错位表现,其中5例(治疗组3例,对照组2例)有固定义齿或可摘部分义齿修复。t检验、χ2检验和多元方差分析:治疗组与对照组在性别、年龄、病程和颞下颌关节影像检查及咬合类型分布方面均未见明显差异(P>0.05)图1。

1.3统计方法

采用t检验和检验,显著水平为P<0.05。

2 结果

2.1 疼痛检查结果

治疗前62例患者都有不同程度的疼痛反应:治疗组29例患者中3例自发痛、4例压痛、15例咬合痛、7例运动痛;对照组33例患者中5例有自发痛、5例压痛、14例咬合痛、9例运动痛。一月后,治疗组8例疼痛症状消失,另有3例自发痛、3例压痛、10例咬合痛、5例运动痛得到不同程度改善;对照组模拟调(牙合)前后疼痛检查结果无变化。

(1)疼痛指数

治疗组:一月后VAS指数(2.83±1.58)明显低于调(牙合)前(5.38±1.59)(P～0.000)。对照组:一月后VAS指数(5.18±2.11)与模拟调(牙合)前(5.55±1.94)无明显差异(P=0.469)。治疗组与对照组在调(牙合)前VAS指数无明显差异(P=0.716),但一月后治疗组明显低于对照组(P～0.000)。

(2)压力性疼痛域值(PPT)(表1、2)

治疗组调(牙合)一月后颞肌前束、咬肌的PPT值均显著上升(P<0.05),对照者模拟调(牙合)前后颞肌前束、咬肌的PPT变化不明显(P>0.05)。

2.2 张口度

两组检查结果分布情况:治疗组7例张口度正常(>40mm),22例有轻重不同的张口受限(张口度35～40mm者5例、25～35mm者13例、(25mm者4例);对照组10例张口度正常(≥40mm),23例有轻重不同的张口受限(张口度35～40mm者6例、25～35mm者12例、25mm者5例)。治疗组:调(牙合)一月后张口度(41.70±9.01mm)比调(牙合)前(32.90±9.20mm)明显增大(P=0.001);对照组:模拟调(牙合)前(32.55±9.12mm)与模拟调(牙合)一月后张口度(33.55±9.35mm)无明显差异(P=0.662)。治疗组与对照组在调(牙合)前张口度无明显差异(P=0.881),但一月后治疗组明显高于对照组(P=0.00 1),见图2。

2.3 咬合力

治疗组:调(牙合)一月后咬合力(49.32±9.85Kg)比调(牙合)前(38.18±10.61Kg)明显增大(P=0.001);对照组:一月后咬合力(39.95±10.61Kg)与模拟调(牙合)前(36.57±11.64Kg)无明显差异(P=0.222)。治疗组与对照组在调(牙合)前咬合力无明显差异(P=0.574),但一月后治疗组明显高于对照组(P=0.001),见图3。

2.4 咬合接触(T-Scan)

(1)咬合接触点总数(图4)

治疗组:调(牙合)一月后(9.62±1.70个)比调(牙合)前咬合接触点总数(4.03±1.32个)明显增多(P～0.000)。对照组:模拟调(牙合)前(4.61±1.41个)后(4.76±1.60个)差异不显著(P=0.685)。治疗组与对照组在调(牙合)前咬合接触点总数无明显差异(P=0.107),但一月后治疗组明显高于对照组(P～0.000)。

(2)咬合对称性变化情况(图5)

治疗组:调(牙合)一月后|L-R|(0.90±0.72个)比调(牙合)之前(2.66±1.32个)明显减小(P=0.002)。对照组:模拟调(牙合)前(2.52±1.12个)后(2.76±1.09个)|L-R|差异不显著(P=0.377)。治疗组与对照组在调(牙合)前|L-R|无明显差异(P=0.653),但一月后治疗组|L-R|明显低于对照组(P～0.000)。

3 讨论

咬合异常在TMD中的致病意义很早就引起了学者们的注意。Mohlinde的调查报告表明,在前牙反(牙合)和开(牙合)患者中TMD的发生率较高;也有学者的研究结果显示,下颌后牙缺失以及安氏Ⅱ错(牙合)都与TMD有关。因目前临床上所有的咬合接触检查方法都很难达到人类感觉咬合接触的(牙合)度(0.02mm),所以调(牙合)治疗需要患者积极配合,如及时反馈咬合是否还有不平衡的情况等。本研究结果表明:调(牙合)治疗一个月后,治疗组相对于对照组各项评价指标均有明显改善,说明本治疗方法疗效显著。因此采用本调(牙合)方法对于改善TMD疼痛具有积极的意义。

摘要：目的：调除咬合干扰，建立稳定的咬合接触关系，观察缓解、治疗TMD慢性疼痛的临床疗效。方法：按我院口腔门诊颞颌关节紊乱病伴慢性疼痛患者73例(11例失访)就诊的先后顺序编号，随机分为治疗组和对照组。治疗组作调(牙合)治疗，对照组作模拟调(牙合)操作，分别在治疗前和治疗一月后对所有患者疼痛视觉模拟指数(VAS)、压力性疼痛域值(PPT)、关节弹响、最大张口度、咬舍接触(T—Scan)、咬合力、咀嚼运动轨迹、颞肌前束和咬肌的肌电值(EMG)等进行测试和评价。结果：上述指标治疗组与对照组在调(牙合)前|L—R|无明显差异，但一月后治疗组|L—R|均有明显改善。结论：治疗组相对于对照组各项评价指标均有明显改善，说明本治疗方法疗效显著。因此采用调(牙合)治疗TMD疼痛具有积极的意义。

关键词：TMD慢性疼痛,调(牙合)治疗,疼痛指数,张口度,咬合力,咬合接触

参考文献

[1]邱蔚六，张震康．口腔颌面外科学(第4版)[M]．北京：人民卫生出版社，2005：180～181．

[2]马绪臣．颞下颌关节病的基础与临床[M]．北京：人民卫生出版社，2006：102～106．

[3]李晓光．咬合恢复对偏侧咀嚼大鼠咀嚼肌影响的实验研究[J]．上海口腔医学，2005，14(5)：499～503．

[4]李幼华，胡珍玉，杨生刚．颞颌关节紊乱病患者心理学相关因素分析[J]．口腔医学，2003，(2)：32～34．

TMD控制系统 篇7

1 对象与方法

1.1 对象

实验组:2009- 04～2011- 05在成都大学附属医院口腔科要求治疗的伴TMD症状的成人错患者42 例,其中男性14 例,占调查总数的33.33%,女性28 例,占调查总数的66.67%,年龄18～40 岁;对照组为与实验组社会人口学因素均衡的、没有治疗要求的伴TMD的错患者50 例(男22 例,女28 例)。92 例参与调查的患者为错组,以便了解伴TMD的成人错患者与全国成人常模[6]是否存在差异。

1.2 方法

采用个别测验,统一指导语,对实验组和对照组分别进行90 项症状清单(SCL- 90)问卷调查。本实验使用的SCL- 90症状清单来自汪向东等主编的心理卫生评定量表手册[7]。排除标准:①不合作者,②有精神病史者,③颞下颌关节已有器质性改变者。

1.3 统计

实验组和对照组数据采用SPSS 12.0统计软件包进行卡方检验和均数t检验(α=0.05)。

2 结 果

2.1 实验组与对照组社会人口学数据卡方检验结果

根据卡方检验,2 组差异无显著性(表 1)。

2.2 实验组与对照组SCL- 90各因素评分

在90 项症状清单中,实验组在抑郁、焦虑、强迫症状、人际关系敏感度等得分上超过了对照组,差异具有统计学意义(P<0.05)(表 2)。

注:①P<0.05,②P<0.01,③P<0.001

错组、实验组、对照组的SCL- 90各因素得分与全国成人常模[7]比较,错组在强迫症状、抑郁、焦虑、精神病性等因素上得分显著高于全国成人常模(P<0.05)(表 3)。

注:① P<0.001, ② P<0.05, ③ P<0.01

3 讨 论

随着成人正畸患者的逐渐增多,成人正畸已成为口腔正畸领域的一个热点,伴TMD的成人正畸患者病因更复杂、心理预期更高,这势必对正畸医师提出了更高的要求[8]。患者在治疗前的心理准备是取得矫治成功的关键,医患之间的有效配合是矫治成功的根本保证。充分了解患者的就诊心态,辅以适时的心理引导可以“防患于未然”,促进患者的合作,构建良好的医患关系,同时提高治疗效果。

3.1 伴TMD的成人错

患者普遍存在心理健康问题

错组(92 例)在强迫症状、躯体化、焦虑、抑郁、精神病性等因素上得分明显高于全国成人常模,这说明虽然并不是所有的伴颞颌关节紊乱症状的错患者都会选择正畸治疗,但他们普遍存在不同程度的心理问题。学者们[9]用90 项症状清单做的调查结果均认为,不管是对错还是颞颌关节,心理社会因素都在疾病的发生发展过程中起到了重要的作用,应该引起重视。对照组的抑郁和焦虑因素得分略高于全国成人常模,但统计学差异没有显著性。临床访谈中,此类患者善于表达,能很好地配合问卷调查,并不认为自己的错畸形给自己带来了很大的问题。这样的心理特点也许是他们不选择正畸治疗的原因之一。

3.2 伴TMD的成人正畸患者在正畸治疗前的心理健康水平较低

SCL- 90量表结果显示,实验组患者在焦虑、抑郁、强迫、恐怖、躯体化症状、精神病性这几个因素中得分均显著高于全国成人常模,而且焦虑和抑郁因素与对照组相比差异也有显著性。值得注意的是,实验组的偏执、精神病性得分显著低于对照组,这也许和实验组得到了更多的社会支持有关。临床上可以看到尽管是成年患者,他们也表现出希望寻求更多的社会支持,比如对父母的诉说、爱人朋友的陪伴等,这也许可以部分解释他们为什么愿意“正视”问题,接受治疗。这也提示医生在接诊时,不但要注意把握患者的心态,同时对患者的“社会支持体系”也要足够重视。唐震宇[10]将56例成人正畸患者作为实验组,57例有错但没有正畸要求的患者作为对照组, SCL- 90测试结果显示接受矫正治疗的成人患者各因素水平与对照组相比差异均有显著性。李淑云等[11]的研究及李丽华[12] 的报道也得出了相似的结论。Nurminen[13]认为医生的解释很重要,更多地关注患者的心理层面是非常必要的,能提高其配合性及治疗后满意度。Ommerborn[14]的研究表明应该从一开始就让患者参与到制定治疗计划中来。Gatchel[15]的研究提示心理疏导应该从治疗早期就进行,效果更明显。临床上可以看到寻求矫治的伴颞颌关节紊乱病症状的成人正畸患者顾虑重重,既有对治疗过程、效果、费用的担心,又很在意医师的资历及他人对自己的评价。由于饱受错及颞下颌关节紊乱病的“困扰”,患者一方面在人际交往中表现出退缩、自卑、焦虑的情绪,一方面又对正畸“寄予厚望”,能主动配合,积极参与到治疗中来。因此临床上应该因势利导,加强与患者的沟通,比如寻求更多的社会支持、分享其他矫治成功患者的经验等,有针对性的进行一些心理辅导,对提高伴TMD的成人正畸治疗的效果有很重要的作用。

摘要：目的:探讨伴颞下颌关节紊乱病(TMD)的成人正畸患者的心理健康状况。方法:应用90项症状清单(Self-reportingInventory,SCL-90)对42例伴TMD的成人正畸患者(实验组),50例无正畸需求的伴TMD的成人错人群(对照组)进行测试,结果进行t检验。结果:2组测试在强迫症状、抑郁、焦虑、偏执、人际关系敏感因素上得分高于全国成人常模(P<0.05)。实验组在强迫症状、抑郁、焦虑、人际关系敏感因素上得分与对照组有显著性差异(P<0.05)。结论:伴颞下颌关节紊乱病的成人正畸患者存在一定程度的心理问题。

TMD控制系统 篇8

关键词：颞下颌关节紊乱病(TMD),电刺激,不可预知性应激,唾液皮质醇,疼痛灾难化认知(PCS)

颞下颌关节紊乱病(TMD)患者在应激状态下,异常的肾上腺皮质激素反应和疼痛灾难化认知对于TMD的发生、发展至关重要[1]。观察唾液皮质醇变化,可进一步探明TMD的神经生理学及心理学机制。

1 资料和方法

1.1 病例选择

选取2013-09~2014-03在天津医科大学口腔医院确诊的TMD患者11名,正常对照组为11名健康志愿者;其中男8例,女14例,年龄22~27岁。纳入标准:(1)依据RDC/TMD双轴[2]诊断,选取咀嚼肌紊乱疾病类、慢性疼痛3个月以上者;(2)疼痛强度为I、II级。排除标准:(1)关节运动痛伴关节区红肿的炎症疾病;(2)骨关节病。

1.2 方法

1.2.1 电刺激测试

22名受试者于晨8:00~10:00无任何刺激下收集静息唾液2~3 ml。测试时取端坐体位,保持姿势不变,在受测部位皮肤用75%乙醇脱脂,增加导电性,采用双盲法进行电刺激。刺激电极置于疼痛侧咬肌收缩最明显处(图1),痛阈4.7m A,刺激100 s过程中的肌电图;上波形为对照侧,下波形为患侧。对侧相同位置放置记录电极做对照,排除咬肌收缩对唾液分泌的干扰(图2),地极接于手腕。刺激频率2 Hz,从0 m A开始逐渐均匀加大,当患者感到疼痛时,记录为痛阈,测3次,取平均值。以受试者痛阈为刺激强度,刺激时长分别为50、100 s(间隔3~5min)后立即收集唾液2~3 ml。

图1 痛阈刺激咬肌肌电图Fig 1Electromyogram of masseter under pain threshold stimula-tion

图2 痛阈刺激咬肌干扰肌电图Fig 2 Electromyogram of masseter interference under pain thresh-old stimulation

1.2.2 ELISA酶联免疫分析

唾液分析前置于-20℃冰箱保存,使用前离心(转速2 000~3 000 r/min,时间15 min),去除唾液蛋白后进行ELISA酶联免疫分析,按说明书操作(北京诚林生物科技有限公司)。

1.2.3 疼痛灾难化认知量表(PCS)

PCS是由Sullivan在1995年编制而成,国外已广泛应用[3]。PCS由13项组成,包含三大因素,即夸大、无助与反复思虑。电刺激测试前受试者用0~4级级别来描述每一项有关疼痛的感受,选项代表与描述的符合程度。

1.3 统计学分析

用SPSS 17.0进行统计学分析,以0.05为检验标准。计量资料描述用±s表示,唾液皮质醇浓度的重复测量资料进行方差分析并绘制线图,浓度与PCS两变量间进行Pearson相关性分析。

2 结果

2.1 组间因素比较

TMD患者组唾液皮质醇浓度高于对照组(P<0.05);且3个时间点即刺激前、刺激50、100 s患者组均比对照组浓度高(P<0.05)(表1)。

所有受试者不同时间点唾液皮质醇浓度不同(P<0.05);3个时间点两两比较,只有刺激前与刺激100s后浓度有统计学意义(P<0.05)。

表1 电刺激实验中唾液皮质醇浓度(μg/L,±s)Tab 1 The concentration of salivary cortisol in electrical stimula-(μg/L,x珋±s)tion test

2.2 两因素交互作用

时间因素与处理因素无交互作用(P>0.05),说明两者彼此无影响。随着电刺激的影响,唾液皮质醇浓度呈下降趋势,且刺激100 s下降明显(P<0.05)(图3)。

图3 唾液皮质醇浓度的变化趋势Fig 3 The trend of salivary cortisol concentration

2.3 相关性分析

刺激前唾液皮质醇浓度与PCS总分(r=0.535,P<0.05)及3项因子:反复思虑(r=0.456,P<0.05)、夸大(r=0.362,P<0.05)以及无助(r=0.519,P<0.05)均呈正相关。

3 讨论

现代应激理论阐述应激为机体的不协调状态或内环境稳定受到威胁[4],主要通过影响神经内分泌系统导致下丘脑-垂体-肾上腺皮质轴(HPA轴))与交感肾上腺髓质系统激活,释放糖皮质激素与儿茶酚胺到相应的组织、器官,对免疫系统产生抑制[5]。短期的应激可提高警戒,而长期慢性刺激可引起免疫失衡与疾病的发生[6]。其中HPA轴是神经内分泌系统的枢纽,已证实HPA轴功能紊乱与许多疾病有关,如肠道易激综合征[7]以及风湿性关节炎[8]等,但TMD患者HPA轴的完整性尚无明确证据。

本研究证实,TMD患者比正常人唾液皮质醇浓度高,说明患者处于长期的应激下,与相关文献报道一致[9]。唾液皮质醇的水平与淋巴细胞、NK细胞的数量和CD4+T细胞的百分比呈正相关,而与白细胞、CD19+B细胞的数量呈负相关[10],同样免疫细胞释放如IL-1,IL-6、肿瘤坏死因子等来进一步调节HPA轴。可以推断:长期负性应激引发HPA轴亢进使唾液皮质醇升高,进一步破坏与免疫系统的调节关系,而导致TMD的发生。

本实验证实电刺激前,患者由于不可预知性应激导致皮质醇升高,而随着电刺激的发生、持续,机体适应了应激状态产生耐受或者是皮质激素对HPA轴产生了反馈抑制,使皮质醇浓度下降。Arthur等[11]也证实在电刺激前,患者不能预见接受何种应激,这种无刺激的等待期比接受刺激后具有更强的应激性。

长期受到不可预知性应激,会导致海马、前额叶皮层以及纹状体等部位损伤,而这些部位与认知、情绪和行为功能密切相关,可导致恐惧、无助以及抑郁等心理问题[12]。此外,这种应激可以明显改变大鼠咀嚼肌、髁突和关节盘出现超微结构损伤,引发局部的退行性变化[13]。因此,尽量减少不良应激与正确的心理辅导,对TMD及相关心理疾病的发生有重要作用。

与TMD有关的心理机制已不容忽视,已证实TMD患者有明显的焦虑、抑郁[14]倾向。疼痛灾难化认知是对现实或预期疼痛的一种夸张的负性应对,其灾难化程度与抑郁、焦虑有关,且有效促进这些情绪的发展与维持[15],长期的负性认知可导致慢性病的发生和心理问题并延长治愈时间[16]。

本实验证实PCS总分及3项指标均与皮质醇浓度呈正相关。换句话说,应激使HPA轴发生改变可作为疼痛灾难化的潜在通路,增加患者对疼痛的敏感性。有报道称疼痛灾难化认知与血浆皮质醇水平无明显相关[17],这可能与实验条件、方法不同有关。PCS被广泛用于评价慢性病的危险程度,高于75%认为是慢性病的高危人群,因此降低疼痛灾难化感受可以有效的降低疼痛与疾病的发生。