TMD系统（共8篇）
TMD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
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
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:
(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:
(2)式中:
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
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
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TMD系统 篇2
(1.东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室， 江苏 南京 210096；2.中南大学土木工程学院， 湖南 长沙 410082)
引 言
南京长江大桥于1968年通车运营，是长江上第一座由中国自行设计建造的公铁两用的特大桥梁，具有重要的历史和现实意义。因为南京长江大桥为钢桁架结构，桁架桥梁在列车荷载作用下振动普遍比较的剧烈，故由列车所引起的振动不仅对桥梁结构本身造成巨大的危害，还影响列车行驶过桥时乘客的舒适感[1]。鉴于南京长江大桥的重要地位，有必要进行该桥的减振研究，通过减小由列车荷载引起的桥梁结构竖向振动来延长大桥使用寿命，降低其维护管理费用，提高列车的乘坐舒适度。显然，本研究经济社会效益重大。
调谐质量阻尼器(TMD)是一种被广泛应用的动力减振器，1909年由美国的Frahm率先提出。由于TMD具有经济、方便、抑制窄带振动效果显著等优点，近年来被广泛应用于桥梁结构振动控制中，并在大量实际工程领域取得了良好的减振效果。Gu Ming对比研究了采用半主动式TMD的一座悬索桥的风致振动的控制效果[2]；曾宪武通过对斜拉桥的抖振控制分析，研究了模态间气动耦合效应对TMD最优参数和控制效率的影响；Miguel Moura Paredes等、霍林生等、樊健生等研究了TMD对人行天桥由行人引起振动的控制作用[4～6]；Yung-Hsiang Chen分析了TMD对Timoshenko梁在移动荷载下的减振效果[7]；肖新标等研究了移动荷载下桥梁的振动机理与TMD减振控制[8]；Kwon等分析了TMD对高速铁路连续梁桥的振动控制效果[9]；李建中通过TMD-桥梁-车辆系统动力方程对TMD抑制钢桥的竖向共振的振动效果进行了理论分析[10]；顾萍等分析了MTMD抑制铁路钢桁梁桥横向振动的振动效果[11]；Lin等结合理论和数值模拟计算了采用优化MTMD的高速铁路桥梁的动力响应[12]；彭献等通过建立安装TMD前后的车桥耦合系统的动力模型，研究了车辆变速、桥面粗糙度等对系统振动的影响[13]。但是已有的研究大都集中在TMD对桥梁风振的控制，以及考虑移动荷载作用下的人行天桥或梁桥的TMD控制，目前尚未见到TMD抑制大跨度钢桁架桥梁的车致振动方面的文献发表。
考虑到有阻尼TMD可用于激振频率较宽的频带范围，本文以南京长江大桥为工程实例，尝试将有阻尼TMD装置应用于大桥的减振控制中，首先将列车匀速经过全桥过程中的桥梁结构简化为时变系统，基于ANSYS的瞬态动力时程分析，然后主要研究了TMD的刚度和阻尼系数的参数敏感性，最后对比了在不同列车时速下TMD对该桥的减振效果。
1 工程概况
1.1 南京长江大桥简介
南京长江大桥位于中国铁路南北通道京沪干线和公路干线宁杨国道上，其整体立面布置见图1。该桥于1968年10月1日铁路通车，12月29日公路通车。上层公路桥长4 588 m，其中主桥1 576 m，四车道，总宽为19.5 m；下层铁路桥长6 772 m，宽14 m，两线铁路中心距为4 m。主桥为钢桁架结构，共9墩10孔(1孔128 m的简支梁+3联9孔各160 m的连续梁)，每个墩高80米。主桁为平弦菱形桁，节间8 m，桁高16 m，下加劲桁弦高14 m；两主桁中心距为14 m。主桁及铁路横梁等主要结构用16Mnq低合金钢，钢梁以铆接为主，铺设无缝钢轨。大桥南北各有一对高10 m的桥头堡。
图1 南京长江大桥立面布置图(单位：m)
1.2 有限元建模
图2 南京联主桁三维有限元模型
该桥主桁杆件有30种不同截面，众多类型的纵横向连接系以及铁路、公路两种不同桥面系等，结构十分复杂。本文选取南京联主桁进行分析，该联的有限元模型如图2所示，其中共有7 960个单元，5 227个节点。模型中的单元选取如下：主桁杆件、铁路纵梁、横梁、上下平横向连接系等采用三维梁单元Beam4，公路纵梁、公路桥面混凝土以及铁路混凝土轨枕、无缝钢轨等对结构刚度贡献较小的部分简化为质量单元Mass21加在上、下平联的相关节点上。为了便于施加列车轮轴轴力，网格划分时对纵梁进行了局部细化。对4个支撑处都施加竖向、绕竖向和横向转动约束，对中跨的两个支撑施加纵向约束，4个支撑处在同一侧分别选取一个支撑点进行横向约束。
1.3 动力特性
基于上述有限元模型，采用子空间迭代法进行了模态分析。前10阶频率值和振型特点见表1。考虑到本研究主要针对竖弯振型进行TMD控制，列出了前2阶竖弯振型，见图3。
表1 南京联主桁动力特性
图3 竖弯振型图
表1表明：由于该桥较大的宽跨比，该桥侧向刚度相对较大，使得其第1阶振型为竖向对称弯曲振型，侧弯振型到第2阶之后出现，说明该桥的竖向振动值得引起注意。
2 时变系统分析
2.1 时变系统的理论模型
车辆-桥梁耦合系统的动力特性随荷载位置的移动而不断变化，其结果是共振条件只能在短时间内满足，并且车辆荷载在桥上通过的时间也是有限的。这是桥梁的车辆激振问题的特点和复杂性所在，给理论分析带来了极大的困难[14，15]。为此，本文采用了简化的时变系统理论模型[16，17]。简支梁在外荷载p(x,t)作用下的振动方程可表示为
(1)
式中EI为梁的抗弯刚度，假定为常数；m为梁单位长度上的质量，亦假定为常数；且暂不计梁的阻尼影响。设梁强迫振动的动位移y(x,t)可表示为振型的级数形式
(2)
式中φn(x) 为第n阶振型，qn(t)为相应的模态坐标。解耦后的强迫振动方程为
(3)
对于简支梁，有
(4)
因此，对移动的常量力F匀速通过简支梁的情况，如图4所示。
图4 匀速移动常量力作用于简支梁的模型
图4中，假设在时间t=0时，F位于左边支承处；在时间t时，常量力F将移动到距左边支承点x=vt处。此时广义激扰力为
(5)
于是，式(3)可写成
(n=1,2,3,…,N)
(6)
当初始条件为静止时，可得上式的解为
(7)
(8)
式(8)表明动力响应包括两部分中，括号的前一项代表强迫振动，后一项为自由振动。
2.2 时变系统的有限元模拟及其在ANSYS中的实现
考虑到列车荷载作用相对汽车荷载较大，这里仅将南京桥健康监测系统实测的列车荷载作为激振力，对理论模型进行动力时程分析。为了便于计算，在ANSYS对移动荷载的模拟中，把列车全过程经过大桥的桥梁结构简化为时变系统：利用实测的列车活载的轴数、轴重、轴距及行车速度的数据，首先定义列车轴重、列车轮轴轴力数组，然后将轴重作为质量单元加在在南京联主桁纵梁节点上，将轴力作为一列匀速移动的集中荷载作用在简支跨主桁纵梁相应节点上，再在APDL中利用IF语句来判断列车到达不同主桁纵梁节点的时刻，通过单元生死法激活相应节点处的列车质量单元及集中荷载，从而实现列车匀速经过全桥的时变系统模拟。文献[15]采用实测结构响应对本分析方法的可靠性进行了验证。
3 TMD的减振效果分析
3.1 TMD的设置
TMD装置用于桥梁的振动控制时，首先需要考虑移动荷载的激励频率范围，然后估算桥梁最大挠度发生的位置，在此位置上安装TMD装置。在ANSYS中，TMD采用弹簧阻尼器单元Combin14来模拟，TMD的质量简化为质量单元Mass21。TMD减振效果随着质量比的增加更加显著，但是当质量比超过一定范围后其减振效果反而会变差。因为TMD质量越大，其动力消振作用越大，同时桥梁静挠度也会加大，当TMD质量增大到一定数值时，其动力消振效果比不上其引起的静挠度效果，这时减振效果反而变差。本文采用Den-Hartog的最佳参数调整方法[16，17]:
(9)
式中c和cc分别是TMD的阻尼系数和临界阻尼系数，X1为结构待控制基频，Xz为TMD最佳自振频率，TMD与桥梁的质量比Lz通常在0.01～0.04之间取值，这里取Lz=0.03，M0为桥梁质量，M为TMD质量(取为1 t)，计算得TMD的总数N=36，在跨中处安装TMD。为了分析TMD对桥梁静挠度的影响，分别选三跨主桁的跨中上弦杆的3个节点621，641，661为研究对象，对比其在静载作用下，安装TMD前、后这两种工况下的竖向位移，分析结果见表2。
表2表明，安装TMD前、后这两种工况下，南京联主桁在自重作用下的静力位移变化不大，位移变化率均在10%以内，据此初步判定所选TMD质量及数量合适。
表2 两种工况下静力位移对比/m
3.2 参数敏感性分析
刚度K与阻尼系数C是TMD装置的两个最重要的参数，为了研究TMD用于大跨度钢桁架桥梁的列车致振动的最优控制效果，首先分别对刚度和阻尼系数进行参数敏感性分析。考虑加速度是反映列车振动特性和乘坐舒适度的主要指标，这里选取竖向加速度响应作为主要分析对象。分析时，结构阻尼比取0.05，K的变化范围为20～6 000 kN/m(C设为180 kN·s/m)，C的变化范围取40～800 kN·s/m(K设为800 kN/m)，结果见图5。
需要说明，不设TMD时，节点621，641和661的加速度峰值分别为2.277，2.190和1.764 m/s2，见图6。与图5的对比验证了TMD用于控制该桥列车致振动控制的全面有效性。图5还表明，随着K的增加，节点621和节点661的竖向加速度先减少后增大，而节点641呈现单调增加。在K为800 kN/m左右时，两边跨的竖向加速度接近最低，而中跨的加速度相对于不设TMD时也大为下降，综合考虑可认为800 kN/m为最优K值。类似地，随着C的增加，节点621和节点661的竖向加速度也都先减少后增大，而节点641呈现单调增加。当C为200 kN·s/m左右时，边跨的加速度接近最低，可认为此时为最优C值。
3.3 控制效果对比分析
根据参数分析，选取TMD的K和C分别为800 kN/m和200 kN·s/m，对比两种工况下结构的竖向加速度时程曲线，见图6。其中列车以60 km/h的速度匀速行驶，考虑到前15 s列车刚上桥，结构振动响应较小，46.14 s后列车全部下桥，故选取15～46.14 s进行分析。
图6更加直观地显示了该桥安装TMD后，所选节点在不同时刻的竖向加速度响应和下降程度。为了进一步分析TMD减振效果及对该桥的频率控制范围，基于Matlab平台中的Pwelch函数对以上加速度时程进行功率谱分析，结果如图7所示。
图7的功率谱对比可知：1)安装TMD后，该桥的竖向加速度谱的峰值远小于安装前，表明TMD装置限制了峰值对应的卓越频率对结构振动的贡献，起到了大幅度减小结构振动的作用；2)安装TMD后，该桥竖向加速度谱的峰值总体减小，其中在10～16 Hz频带范围内TMD对结构振动实现了有效的控制，这主要是由于设计TMD的自振频率为14.24 Hz，加上TMD阻尼的影响，使得TMD自振频率附近的结构竖向加速度谱峰值均下降。
3.4 时速影响分析
由动力方程可知，列车时速对桥梁结构的振动影响很大。为了研究列车时速对减振效果的影响，参考实际情况选取列车在40～120 km/h范围内的5种不同时速，对该大桥在两种工况下的竖向加速度进行对比分析。其中均按照前述分析布设TMD装置，见表3。
图6 两种工况下竖向加速度时程响应对比
图7 两种工况下竖向加速度功率谱对比
表3 不同列车时速时的减振效果对比/(0.1 m·s-2)
由表3可知，车速越大，大桥的振动响应越大，且振动响应增大的幅度也随着车速的提高而明显加大。在5种不同列车时速下，TMD对南京长江大桥的竖向振动的控制效果都非常明显，南京联主桁结构的竖向加速度均减少了54%以上；而且随着车速的增加，减少率也基本有增大的趋势，当列车时速高达120 km/h时，加速度减少率可达到90%以上。表明当列车处于较高时速运行时的减振效果更加显著。
4 结 论
对大跨度钢桁架桥梁进行列车致振动控制研究具有重要意义。以南京长江大桥为背景，进行了TMD装置应用于列车荷载作用下该桥的减振控制研究，得到以下结论：
1)列车作用下南京长江大桥的振动加速度响应较大，在车速较大时振动更为明显。为了改善大桥的使用性能，提高列车的乘坐舒适度，有必要采取有效措施进行减振控制。
2)安装TMD后，大桥关键部位的列车致竖向加速度响应在相应频段内大幅度下降。且当TMD和结构的质量比Lz=0.03时，TMD在刚度接近800 kN/m、阻尼系数为200 kN·s/m左右时的控制效果最好。
3)功率谱分析结果表明，对于大跨度钢桁架桥梁而言，针对列车致振动专门设计的TMD系统能够在其自振频率周围较宽频带范围内对结构振动进行有效控制。
4)在不同列车时速下，TMD对南京长江大桥竖向加速度的控制效果都非常明显，当时速较高时，TMD对该桥的减振效果更为显著。
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TMD系统 篇3
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。
大跨楼盖体系中TMD的数量优化 篇4
国家会议中心是北京市标志性建筑之一, 在奥运期间为奥运会主新闻中心、国际广播中心、击剑及现代五项中击剑和气手枪等比赛项目的使用场所。国家会议中心工程, 总建筑面积约27万平方米, 结构类型为框架剪力墙结构和钢结构。国家会议中心工程的钢结构部分主要包括±0.000以下劲性钢结构、±0.000以上展览大厅钢结构, 主会议厅部分的楼层, 四层、屋顶钢桁架, 屋面钢结构, 支撑屋面的摇摆柱及地下部分机电、设备机房的钢结构夹层等。会议区大宴会厅L4屋顶为60*81m大跨度结构, 南北向由8榀60米跨的钢桁架支承在两侧的柱子上, 东西向由次桁架将8榀主桁架连接成整体, 桁架上弦标高16.7m, 下弦标高11.45m, 杆件最大截面H600×650×35×50, 楼面为压型钢板组合楼盖。
由于大宴会厅L4桁架跨度大, 且楼层上部为主会议厅的楼面, 计算表明, 结构的第一自振频率和人正常行走、跳跃的频率接近, 容易产生共振。为减少由于结构共振引起的加速度的振幅过大超过人体舒适度耐受极限, 拟采用TMD (Tuned Mass Damper, 调谐质量阻尼器) 来实现结构减震。本论文以国家会议中心会议区大宴会厅L4屋顶为背景工程, 来探讨采用TMD减震的阻尼器数量优化的问题。
2 工程消能减振装置的布置
根据计算分析, 大跨楼盖结构体系在人的活动作用下的振动响应取决于前2阶竖向振型, 因此布置两种阻尼器TMD1、TMD2分别进行第一阶竖向振型以及第二阶竖向振型的振动控制。具体布置范围如图1。阴影部分布置TMD2, 其余部分布置TMD1。TMD1用以控制第一振型, 故而布置的位置集中在第一振型加速度响应较大的部分, 即楼盖横向中部1/3的范围之内TMD2用以控制第二振型, 故而布置的位置集中在第二振型加速度响应较大的部分, 即横向两端各1/3跨度的范围之内。每套减振装置由粘滞阻尼器和调频质量阻尼器组成, 包括4个弹簧减振器、1个粘滞阻尼器和若干连接件、万向铰等。减振装置参数见表1和表2。
3 数量优化方法及流程
在60m*81m的大板结构中, 设置494个控制点, 在获得最优布置之前, 这些点都是可能的布置点。根据结构和荷载的对称性, 忽略一些局部布置的差异, 楼盖结构基本可以看做一个标准的1/4对称结构。因此只需要确定130个点的阻尼器布置状况, 而后加以对称布置, 就可以得到整个楼盖的阻尼器布置图。这虽然大大减少了计算量, 但是依然有130个点需要进行优化布置, 可能出现的组合多达上亿种。显然, 通过穷举法来实现是不现实的, 那将浪费大量的人力与机时, 最后的结果可能尚且不能让人满意。经过对各种优化方法的考量, 本文将采取遗传算法来进行位置优化的工作。下面简述遗传算法的作用机理及应用优势[11]。
遗传算法是一种借鉴生物界自然选择 (Natural Selection) 和自然遗传机制的随机搜索算法 (Random Scarching Algorithms) 。它与传统的算法不同, 大多数古典的优化算法是基于一个单一的度量函数 (评估函数) 的梯度或较高次统计, 以产生一个确定性的试验解序列:遗传算法不依赖于梯度信息, 而是通过模拟自然进化过程来搜索最优解 (Optimal Solution) , 它利用某种编码技术, 作用于称为染色体的数字串, 模拟由这些串组成的群体进化过程。遗传算法通过有组织的、随机的信息交换来重新组合那些适应性好的串, 生成新的串的群体。
遗传算法有如下优点:
(1) 对可行解表示的广泛性。遗传算法的处理对象不是参数本身, 而是针对那些通过参数集进行编码得到的基因个体。此编码操作使得遗传算法额可以直接对结构对象进行操作。所谓结构对象, 泛指集合、序列、矩阵、树、图、链和表等各种一维或二维甚至多维结构形式的对象。这一特点使得遗传算法具有广泛的应用领域。
(2) 群体搜索特性。许多传统的搜索方法都是单点搜索, 这种点对点的搜索方法, 对于多峰分布的搜索空间常常会陷于局部的某个单峰极值点。相反, 遗传算法采用的是同时处理群体中多个个体的方法, 即同时对搜索空间中的多个解进行评估。这一特点使遗传算法具有较好的全局搜索性能, 也使得遗传算法本身易于并行化。
(3) 不需要辅助信息。遗传算法仅用适应度函数的数值来评估基因个体, 并在此基础上进行遗传操作。更重要的是, 遗传算法的适应度函数不仅不受连续可微的约束, 而且其定义域可以任意设定。对适应度函数的唯一要求是, 编码必须与可行解空间对应, 不能有死码。由于限制条件的缩小, 使得遗传算法的应用范围大大扩展。
(4) 内在启发式随机搜索特性。遗传算法不是采用确定性规则, 而是采用概率的变迁规则来指导它的搜索方向。概率仅仅是作为一种工具来引导其搜索过程朝着搜索空间的更优化的解区域移动的。虽然看起来它是一种盲目搜索方法, 实际上它有明确的搜索方向, 具有内在的并行搜索机制。
(5) 遗传算法在搜索过程中不容易陷入局部最优, 即使在所定义的适应度函数是不连续的、非规则的或有噪声的情况下, 也能以很大的概率找到全局最优解。
(6) 遗传算法采用自然进化机制来表现复杂的现象, 能够快速可靠地解决求解非常困难的问题。
综上所述, 针对本工程涉及到的多点位置优化的问题, 使用遗传算法是比较合适的。能够大大缩减其他方法所造成的过大的计算量, 随着群体进化代数的增加, 逐步趋近一个最优值。MATLAB中有遗传算法的工具箱, 能够比较方便地生成初始群体, 并且完成进化。优化流程如图2.
4 优化结果分析
选择最合理的阻尼器数量, 简而言之就是哪一种数量的阻尼器布置产生的减振效益最佳。在理论上阻尼器数量越多越好, 但是工程实际中就必须追求效益, 用最小的数量实现最佳的减振效果, 在布置结果中表现为减振效果图的拐点。减振效果图如3所示, 横坐标为阻尼器的套数, 纵坐标为减振率, 减振率= (未减振加速度峰值—减振后加速度峰值) /未减振加速度峰值。
随着阻尼器数量的增加, 虽然减振的效果确实越来越好, 但是相邻套数之间连线的斜率才是减振的效率。因此可以通过考察两条相接直线斜率的变化来判断减振的效率的优劣, 即设置n套阻尼器减振效率=连接n套阻尼器与n-1套阻尼器之间直线的斜率。从3.3-3.7可以看出:
(1) 对于工况1, 在18套处减振效率明显减少81.1%, 在19套处减振效率大幅增大4.1倍, 在19套之后减振效率减少58.8%并保持稳定直至24套。曲线斜率表现出明显拐点, 说明对于工况1布置19套阻尼器能达到数量最优。
(2) 对于工况2, 在18套出减振效率明显减少87.4%, 在19套处减振效率大幅增大9.2倍, 在19套之后减振效率减少60.4%, 并在24套处继续减少达76.8%。曲线斜率拐点明显, 说明对于工况2布置19套阻尼器能达到数量最优。
(3) 对于工况3, 在17套处减振效率增加65.6%, 在19套处减振效率减小56.8%, 在21套处减振效率增加60.2%。曲线整体波动不大, 但是通过计算分析依然可以得出拐点位置。说明对于工况3布置19套阻尼器能达到数量最优。
(4) 对于工况4, 在19套处减振效率增加2.7倍, 在20套处减振效率减少98.3%, 在21套处减振效率提高41.4倍, 在21套之后减振效率减少45.3%。曲线有两个拐点, 分别是19和21套处, 但是后者减振效率比前者提高更多。说明对于工况4布置21套阻尼器能达到数量最优。
(5) 对于工况5, 在16套处减振效率减少29.4%, 在18套处减振效率增加26.3%, 在20套处减少15.8%, 在21套处增加23.5%, 在21套之后减振效率减少32.1%直至24套。说明曲线有两个拐点, 分别是18和22套处。
从曲线变化的斜率中可以看出减振的效益却并非单调递增或者单调递减的, 而是震荡变化的, 变化规律有待进一步的研究, 造成这种现象的原因在于楼盖结构的特殊性。将质量集中于质点, 楼盖结构与高耸结构都可以简化为二维结构, 但是二维结构中质点间的相互影响显然不同。在高耸结构阻尼器优化的过程中, 减振效果的变化是线性的, 能很容易从拐点得出, 但是在楼盖结构中, 变化曲线为折线型的, 阻尼器之间表现出协同工作的特性。在1/4板块内, 阻尼器的数量每次增加一套, 对于全楼盖, 阻尼器数量增加步长为4套。这种取数量步长的方式虽然可以对阻尼器的数量变化进行严密控制, 但是忽略了不同位置阻尼器之间的协同作用。在优化到一定套数的时候, 如果阻尼器的数量仅仅增加一套, 则继续优化的空间有限, 表现为该套新增的阻尼器不论加在哪个位置都不能发挥特别明显的作用。在遗传运算接近尾声的时候, 造成虽然布置不同的个体但是适应度函数值却非常接近的状况, 影响进一步的进化与变异。阻尼器的这种协同作用要求同时有2套或者2套以上的阻尼器的协同作用。可以从图上看出, 比较经常出现的是减振效益的高低交错出现。这样从低效到高效的历程通常包括2套或者2套以上阻尼器的设置。
虽然减振效益的变化规律尚待进一步讨论, 但是经过分析可以从图上得出五工况效果图的拐点集中在两个区间, 分别是19套附近区间以及21套附近区间。添加阻尼器的基本要求是使楼盖结构的最大加速度处于允许的范围之内, 同时满足经济性的要求。鉴于在工程实际中布置的阻尼器已经能够满足加速度限值的要求, 因此只要布置合理, 阻尼器的数量越多, 减振效果越好, 即加速度峰值越小。因此不论阻尼器的数量为19套或者21套, 都是满足加速度限值要求的, 最大加速度都处于允许的范围之内。故而考虑经济性的要求, 最终确定最优数量为19套, 即全楼盖结构布置19*4-2=74套阻尼器。
参考文献
TMD系统 篇5
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
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TMD系统 篇6
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系统 篇7
现代大型机组轴系普遍采用多轴串联运行方式, 如在汽轮机组中, 高、中、低压汽轮机转子由联轴器连接组成一个轴系系统。但各跨转子即使经严格高速动平衡, 且安装对中良好, 但如果在安装过程忽略了各跨转子残余不平衡的偶联作用, 组成的机组运转起来仍可能发生强烈振动。而轴系在运行过程中也会因一些故障产生不平衡导致大振动。目前, 通常采用现场动平衡来消除轴系不平衡振动, 需要反复启停机组, 延误工期, 造成经济损失。
目前, 调谐质量阻尼器 (TMD) 被广泛应用于振动控制领域, 尤其高楼、桥梁建筑等的风载或地震[1,2,3]。传统TMD对于主系统的窄带响应有良好的减振效果, 对于频率变化范围较大的振动则效果较差。而半主动和主动式TMD由于参数和状态可根据主系统的状态自动调节, 可实现宽频带吸振且吸振效果优良, 因此, 其应用范围日益扩大。转子轴系由于不平衡, 在启停机过临界时的振动通常以一倍频为主, 其激振力随转速变化, 因此用半主动TMD抑制转子系统过临界的振动是十分合适的。目前, TMD用于控制转子系统的研究较少。曾有人通过有阻尼主动TMD增加机床结构的阻尼, 例如在铣床主轴、磨床主轴、镗杆等上来减少刀杆的颤振研究[4,5]。宋方臻等[6]提出采用电磁悬浮动力吸振器对转子振动进行主动控制, 但有待于进一步的实验验证。刘耀宗等[7]采用动力吸振器有效抑制轴系各阶轴向共振频率附近的轴-壳共振, 而对其他频段的轴向共振则效果不佳。离心摆式动力吸振器对于控制旋转机械的扭转振动取得了良好的减振效果, 而对于控制径向振动效果不明显[8], 属于一种被动控制装置, 它需要跟随转子一起旋转, 会导致转子新的不平衡, 且容易出现非线性失稳[9]、同谐失调[10]等问题。
本研究针对一双跨转子轴系, 设计一种笼式动力吸振器, 提出基于转速的开关控制策略, 并开发一套基于Lab VIEW的双跨转子振动半主动闭环控制系统, 可根据转速对该笼式调谐质量阻尼器通过变质量实现在线动态调节自振频率, 实现半主动控制。同时, 本研究搭建双跨转子轴系试验台, 在不停机情况下, 研究半主动调谐质量阻尼器抑制双跨转子轴系过临界转速的振动, 确认该半主动笼式调谐质量阻尼器对轴系减振的可行性和优越性。
1 半主动笼式调谐质量阻尼器结构
基于转子系统结构, 笔者设计了一种转子用的半主动变质量笼式调谐质量阻尼器, 如图1所示。
本研究设计的半主动笼式调谐质量阻尼器主要由连接单元、刚度单元、质量单元和控制单元构成。其中, 连接单元包括轴承和辅助环, 辅助环套在轴承外圈, 通过轴承与转轴连接, 从而传递主系统振动幅值和激振力, 辅助环本身不转动, 即整个TMD并不随转子旋转。刚度单元由6根直径相同的悬臂杆提供, 其TMD子系统的刚度:
式中:I—悬臂杆截面二次矩;E—弹性模量;l—悬臂杆弹簧有效长度;a—修正常数。
当悬臂杆直径选定后, 通过改变悬臂杆有效长度l可精确调整TMD的频率。质量单元是该TMD的控制参数, 由大质量电磁环和小质量吸板构成, 大质量电磁环和小质量吸板的质量比需要根据所控制转子轴系的某阶固有频率进行调节。在刚度不变情况下, 要求小质量吸板构成的TMD的固有频率要大于所控制轴系的某阶固有频率。控制单元根据计算机输出的控制信号控制电磁环的通断电, 调节TMD的频率, 实现对转子轴系过临界的振动控制。
该笼式结构具有良好的环向对称性, 且结构紧凑, 所需安装空间小, 刚度调整范围大, 曾作为挤压油膜阻尼器中的弹性支撑, 广泛应用于航空发动机轴承系统, 可见该笼式结构非常适合转子系统的应用。
其半主动变质量笼式调谐质量阻尼器在轴系的安装情况如图2所示。
2 TMD控制转子轴系振动机理
调谐质量阻尼器对双跨转子轴系进行振动控制的机理为:当主系统结构在外激励作用下产生振动时, 通过在转子轴系主系统各跨上附加一个子系统 (即调谐质量阻尼器) , 只要各子系统的固有频率分别与转子轴系主系统的某阶振动频率相同, 吸振器质量的振荡相对主系统响应有90o的滞后作用, 二者相对运动产生的惯性力反作用到转子主系统上, 即可有效地消除轴系主系统结构过临界振动。
对于轴系转子系统, 根据转子动力学理论, 转子在不平衡等外扰力作用下的动力学方程为:
式中:[M], [C], [K]—转子系统的质量矩阵、阻尼矩阵和刚度矩阵;{f}—转子的外激振力矩阵。
在转子轴系各跨转轴合适位置安装调谐质量阻尼器后, 设调谐质量阻尼器作用在转子上反馈回来的控制力为{Fd}, 则作用在运动方程上的力为外激振力与控制力之差。因此, 含有TMD的转子轴系的运动方程为:
其中某个调谐质量阻尼器产生的控制力:
式中:mdi, kdi, cdi—控制转子系统第i阶模态的调谐质量阻尼器的质量、刚度和阻尼系数;w—激振力频率。
只要合理设计控制第i阶模态的阻尼器的固有频率, 即可有效抵消外扰力的影响, 从而降低转子轴系的振动。
3 TMD控制双跨转子轴系过临界振动实验
双跨转子的试验台的结构如图3所示。
两跨轴系由弹性联轴器连接, 其中轴系的基本几何参数如下:转轴A的长度为470 mm, 支撑跨距340 mm, 转轴的长度为506 mm, 支撑跨距为440 mm, 两轴直径均为10 mm。
本研究设计了一套以数据采集系统、测速传感器和振动位移传感器、控制器和笼式TMD为硬件, 基于Lab VIEW虚拟仪器软件开发平台的振动测试与控制系统。光电头采集的转速信号和电涡流传感器采集转子振动位移信号, 经由LC8000振动信号采集系统处理后送入计算机, 计算机中Lab VIEW程序通过数据采集和保存模块, 能够得到转速和振动位移信号并存储, 并能通过图形显示模块实时显示转子振动的时域波形和振动幅值随转速的实时变化曲线。转速信号送入控制算法模块进行处理后产生控制信号, 由并口输出控制信号到驱动执行模块, 控制笼式TMD电磁环的开关, 从而实现对转子振动实时在线控制。
3.1 轴系振型计算与分析
本研究根据实验台基本参数, 通过Dyrobes软件建模计算轴系一阶和二阶振型, 双跨转子的有限元模型如图4所示。
轴系一阶临界转速为2 304 r/min (38.4 Hz) , 此时轴B振动显著, 轴A振动较小, 一阶振型如图5 (a) 所示;轴系二阶临界转速为3 591 r/min (59.85 Hz) , 此时轴A振动显著, 轴B振动较小, 二阶振型如图5 (b) 所示。
通过有限元分析, 得到该轴系的第一跨转子的等效质量M1=1.50 kg, 第二跨转子的等效质量M2=1.75kg。对于TMD, 质量比越大, 减振效果越好, 但TMD子系统的质量过大会增加主系统负载, 一般要求质量比u<0.25。此处取对应双跨转子轴系偶联后的一阶和二阶临界的TMD的质量比均为μ=0.2, 按照最优调谐公式[11]得到TMD各参数。
根据计算的轴系的临界转速, 本研究设计了两个固有频率分别为38 Hz和60 Hz的实验用笼式TMD, 其参数如表1所示。
3.2 不可控笼式TMD对双跨转子轴系振动的影响规律研究
实验中分别在轴A安装不可控TMD-A, 在轴B安装不可控TMD-B, 研究单个TMD对本跨转子和相邻跨转子振动的影响规律。
在一阶临界转速2 304 r/min附近, 轴B的振动显著, 而轴A的振动比较小, 因此, 本研究在轴B装上固有频率与轴系一阶临界接近的TMD-B;而在轴系二阶临界转速3 600 r/min附近, 轴A的振动显著, 轴B振动较小, 同样本研究在轴A安装固有频率与轴系二阶临界接近的TMD-A。当不可控TMD-A与TMD-B单独作用时, 转速均从0 r/min升速到5 000 r/min。
测点A和测点B分别在轴A装上TMD-A和在轴B装上TMD-B的振动幅值与转速的实时升速曲线对比如图6所示。
由图6可以看出, 当系统只在轴B安装TMD-B时, 能对轴系中轴B在临界转速2 300 r/min附近有很好的吸振作用, 而对轴A振动的影响很小;当系统只在轴A安装TMD-A时, 对轴系中轴A在临界转速3600 r/min附近有很好的减振效果, 而对轴B的振动的影响也很小。在一阶和二阶临界转速下 (即TMD固有频率处) , 轴系主系统的振动幅度均大幅度下降, 但同时在固有频率邻近范围会出现2个新的峰值。该实验中出现的两峰值不对称, 只要是实际设计的TMD的阻尼比相对理论最优阻尼比较小, 从而导致两峰值不对称。
3.3 可控型TMD对双跨转子轴系振动控制
为避免TMD在减振的同时引起新的共振峰, 本研究采用基于转速的控制策略分别对TMD进行控制。即以转子转速为控制参数, 针对不同阶段转速对不同跨的TMD进行分段控制方法。
基于以上的研究, 笔者制定TMD-B的工作转速区间为:2 000 r/min~2 800 r/min, TMD-A的工作转速区间为:3 400 r/min~3 800 r/min。其实验过程为:转子从500 r/min平稳升速, 当转速达到2 000 r/min, TMD-B通电, 当转速达到2 800 r/min, TMD-B断电;当转速达到3 400 r/min, TMD-A通电, 当转速到达3 800 r/min, TMD-A断开;然后继续升速到5 000 r/min, 到达工作状态。
测点A和测点B在对TMD-A和TMD-B采用基于转速开关控制后的振动幅值与转速的实时升速曲线对比, 如图7所示。
由图7可见, 施加基于转速开关控制后, 由TMD引起的新的共振峰基本消失。图7 (b) 中, 轴B的原一阶临界转速附近振动得到了很好的抑制, 降幅高达70.3%。由图7 (a) 可见, 轴A原二阶临界转速附近振动得到了很好的抑制, 降幅高达55.4%。因此, 基于转速的开关控制可以在不停机的情况下控制TMD, 实现TMD半主动控制, 从而抑制双跨转子轴系通过两阶临界转速时的振动。
4 结束语
基于转子结构, 本研究设计了一种半主动笼式调谐质量阻尼器, 并对调谐质量阻尼器在双跨轴系振动控制中的应用进行了试验研究。得到的主要结论如下:
(1) 该笼式调谐质量阻尼器能有效降低转子系统过临界转速时的振动, 但被动型笼式TMD会引起2个新的峰值;
(2) 当所设计的TMD与轴系每阶临界相等或接近时, 通过所设计的基于转速的开关控制策略控制两个调谐质量阻尼器工作状态, 可以有效抑制安装所在轴临界转速附近的振动, 不会对相邻轴产生影响。
摘要：针对多轴串联机械通过临界转速时振动过大的问题, 对调谐质量阻尼器在双跨轴系振动控制中的应用进行了研究。并基于转子结构, 设计了具有对称结构的笼式半主动调谐质量阻尼器用于控制轴系振动;搭建了双跨转子实验台, 在不改变转子轴系原有支撑形式上, 在两根轴上分别安装了调谐质量阻尼器, 对调谐质量阻尼器对轴系各跨转子振动的影响规律进行了实验研究。研究结果表明, 不可控调谐质量阻尼器可以有效抑制安装所在轴临界转速附近的振动, 对相邻轴影响较小, 但会引起新共振峰。根据此实验结果通过开关控制策略实现调谐质量阻尼器半主动控制, 说明半主动调谐质量阻尼器可以在不停机的情况下, 抑制转子轴系通过各阶临界转速时的振动, 避免失谐。
关键词：调谐质量阻尼器,半主动控制,轴系,减振
参考文献
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TMD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。
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