凯夫拉纤维增强弧形体挠性接管平衡性研究

振动与冲击　第３１卷第８期　ＪＯＵＲＮＡＬ　ＯＦ　ＶＩＢＲＡＴＩＯＮ　ＡＮＤ　ＳＨＯＣＫ　凯夫拉纤维增强弧形体挠性接管平衡性研究　张晓平，何琳，周炜　（海军工程大学振动与噪声研究所，武汉４３００３３）　摘　要：采用网格分析理论，研究纤维缠绕直挠性接管加压膨胀成形的弧形管的纤维缠绕角；根据弹性薄壳无矩　理论，建立弧形管的平衡方程，提出弧形管的平衡角的计算方法；分析弧形管的平衡性，并进行有限元计算。结果表明，存　在合适的直管缠绕角度，使得弧形管受压下轴向伸缩量足够小，满足平衡性要求。研究结果为弧形体挠性接管设计与施　工中的参数选取提供理论依据。　关键词：纤维缠绕；弧形管；平衡性；ＭＳＣ．ＭＡＲＣ　中图分类号：Ｕ６６４．８４：ＴＢ３３２　文献标识码：Ａ　Ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ　ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ　ｏｆ　ａ　ｆｉｌａｍｅｎｔ－ｗｏｕｎｄ　ｆｌｅｘｉｂｌｅ　ａｒｃ　ｐｉｐｅ　ＺＨＡＮＧ　Ｘｉａｏ－ｐｉｎｇ，ＨＥ　Ｌｉｎ，ＺＨＯＵ　Ｗｅｉ　（Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ＆Ｎｏｉｓｅ，Ｎａｖａｌ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｗｕｈａｎ　４３００３３，Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：　Ａｄｏｐｔｉｎｇ　ｔｈｅ　ｎｅｔｔｉｎｇ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｔｈｅｏｒｙ，ｔｈｅ　ｗｏｕｎｄ　ａｎｇｌｅ　ｏｆ　ａ　ｆｉｌａｍｅｎｔ—ｗｏｕｎｄ　ｌｆｅｘｉｂｌｅ　ａｒｃ　ｐｉｐｅ（ＦＷ－ＦＡＰ）　ｍａｄｅ　ｔｈｒｏｕｇｈ　ｅｘｐａｎｄｉｎｇ　ａ　ｓｔｒａｉｇｈｔ　ｆｉｌａｍｅｎｔ—ｗｏｕｎｄ　ｐｉｐｅ　ｕｎｄｅｒ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ　ｗａｓ　ｓｔｕｄｉｅｄ．Ａｃｃｏｒｄｉｎｇ　ｔｏ　ｔｈｅ　ｅｌａｓｔｉｃ　ｔｈｉｎ　ｓｈｅｌｌ　ｔｈｅｏｒｙ，ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ　ｅｑｕａｔｉｏｎｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ＦＷ—ＦＡＰ　ｗｅｒｅ　ｓｅｔ　ｕｐ，ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ　ｍｅｔｈｏｄ　ｏｆ　ｉｔｓ　ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ　ａｎｇｌｅ　ｗａｓ　ｄｅｄｕｃｅｄ．Ｔｈｅ　ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ　ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｐｉｐｅ　ｗａｓ　ａｎａｌｙｚｅｄ，ａｎｄ　ｉｔｓ　ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｗａｓ　ｐｅｒｆｏｒｍｅｄ．Ｔｈｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｓｈｏｗｅｄ　ｔｈａｔ　ｔｈｅｒｅ　ｅｘｉｓｔｓ　ａｎ　ａｐｐｒｏｐｒｉａｔｅ　ｓｔｒａｉｇｈｔ　ｐｉｐｅ　ｗｏｕｎｄ　ａｎｇｌｅ　ｍａｋｉｎｇ　ＦＷ－ＦＡＰ＇ｓ　ａｘｉａｌ　ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ　ｕｎｄｅｒ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ　ＳＯ　ｓｍａｌｌ　ａｓ　ｔｏ　ｓａｔｉｓｆｙ　ｔｈｅ　ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　ｏｆ　ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ　ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ．Ｔｈｅ　ｓｔｕｄｙ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｐｒｏｖｉｄｅｄ　ａ　ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ　ｆｏｒ　ｃｈｏｏｓｉｎｇ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｉｎ　ｄｅｓｉｇｎ　ａｎｄ　ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　ｏｆ　ＦＷ－ＦＡＰｓ．　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：ｆｉｌａｍｅｎｔ　ｗｏｕｎｄ；ｆｌｅｘｉｂｌｅ　ａｒｃ　ｐｉｐｅ；ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ　ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ；ＭＳＣ．ＭＡＲＣ　挠性接管技术是有效控制管路系统中传递的振动　凯夫拉纤维帘线的弹性模量与基体橡胶弹性模量　和噪声的方法之一，它不仅能隔离和衰减管路结构振　的比值约为１０　，在变形不大的情况下，可以忽略橡胶　动和噪声，抑制流体噪声，还能补偿设备与管路系统问　的影响，内压主要由纤维帘线承载，则完全可以采用网　因振动、冲击引起的大位移¨　。　格分析的方法对该复合材料进行分析　ｊ。在理想情况　凯夫拉纤维增强弧形体挠性接管（Ｆｉｌａｍｅｎｔ　下，当帘线严格按照力学平衡角缠绕时，挠性接管的耐　ＷｏｕｎｄＦｌｅｘｉｂｌｅ　Ａｒｃ　Ｐｉｐｅ　Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　ｂｙ　Ｋｅｖｌａｒ　ｆｉｂｅｒｓ．ＦＷ—　压强度最高，管体变形最小，满足平衡性要求。　ＦＡＰ）是近年来海军工程大学振动与噪声研究所自主研　通过建模可知弧形体挠性接管平衡角沿轴向是变　制开发的一种新型纤维缠绕挠性接管，它通过其特殊　化的，且不满足回转曲面测地线的Ｃｌａｉｒａｎｔ定理，不能　的弧形体结构产生结构变形，与同规格的直管相比，具　在弧形体上实施精确的测地线缠绕，虽然理论上可以　有更大的位移补偿能力和较小的轴向及横向刚度，减　实现在弧形体上偏离测地线而不产生滑移的非测地线　振性能更优。　缠绕¨　，但是工业上实现这种非测地线缠绕难度较　如果弧形体挠性接管在工作压力作用下两端法兰　大。本文将介绍一种简单的弧形体挠性接管成形方　沿轴向产生一定的位移，会给所连接的管路或设备带　法，并对该挠性接管的平衡性进行分析，为弧形管设计　来附加的力和位移，当这种力和位移过大时，会影响系　和施工中的参数选取提供理论依据。　统的正常工作，甚至带来严重的后果。所谓的弧形体　挠性接管的平衡性就是衡量挠性接管受压时管体变形　１　纤维缠绕弧形体挠性接管成形方法简介　大小的一种指标　。　弧形体挠性接管的成形分为两个步骤：第一，采用　硬芯法，按照一定的缠绕角　，采用层间交叉、各层单　收稿日期：２０１０—１２—１３修改稿收到日期：２０１１—０４—２５　向无交叉的方式缠绕一根相同管径的直管，包外胶，并　第一作者张晓平男，硕士生，１９８６年生　在两端安装法兰，进行预硫化；第二，上成形工装，将直　第８期　张晓平等：凯夫拉纤维增强弧形体挠性接管平衡性研究　７１　管两端封闭，向内部充气加压膨胀，同时两端向中间挤　２．２弧形管平衡角　压，进行硫化定型，从而形成弧形体挠性接管，如图１。　如前所述，纤维缠绕弧形体挠性接管内压作用主　要由纤维增强层承受，增强层厚度相对于结构尺寸很　小，同时弧形管的结构、载荷和边界条件都是轴对称　的，满足文献［１０］中关于薄壳、无矩理论的假定，因此　一一目　将弧形体挠性接管作为旋转薄壳处理。　建立正交曲线坐标　图１　弧形体挠性接管成形过程　系对弧形体挠性接管进　Ｆｉｇ．１　Ｐｒｏｄｕｃｉｎｇ　Ｐｒｏｃｅｓｓ　ｏｆ　ＦＷ—ＦＡＰ　行建模，如图３。以弧　形管上任意一点　处　由于纤维在直管上稳定缠绕的工艺成熟　，采用　的中面法线与旋转轴所　这种成形方式，无需特殊的缠绕机直接在弧形体上缠　成的角为该点的Ｓ坐　绕纤维，弧形管体成形简单，容易控制，产品成形率高。　标，以该点处的子午面　２缠绕纤维数学模型　００　ＮＭ与某一基准子　午面００　ＱＰ所成的角　图３弧形管薄壳模型　２．１　弧形管上纤维数学模型　Ｆｉｇ．３　Ｌａｍｉｎａ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ＦＷ—ＡＦＰ　为该点的　坐标。　在挠性接管的中心建立柱坐标系，如图２，图中　根据旋转薄壳的无矩理论建立弧形管体的平衡方　为ＦＷ—ＦＡＰ长度，Ｒ　为公称半径，ｒ为母线弧半径，由　程为：　几何知识可得计算半径　为：　厂——　Ｒ＝√ｒ　一　＾／ｒ　一　＋叶　　（１）　在Ｆｗ—ＦＡＰ成形过程中，作如下假设：在成形过　蓄■＋１　０Ｆ．　　ｐｎ　ｃｓｉｎ　ｏｓａ　Ｆ　ｎ—Ｆ　）＝。）ｃＪＩ　３　程中，纤维帘线的长度保持不变；在成形过程中，相互　解微分方程组得经向和周向内力分别为：　交叉的两条帘线之间没有相对滑动，仅是它们之间夹　角发生变化；在成形前后，两端法兰无相对转动，即纤　维帘线在ＸＯＹ平面上的投影绕ｚ轴旋转的总的角度　卜　ｌ（４）　Ｆ　：ｐｒ不发生变化。　，，＋＿÷　Ｊ　式中Ｒ　＝√ｒ　一　ＬＡ—ＲＮ是母线圆心与轴线的偏距。　考虑两端封闭的边界条件：　（Ｆｎ）　：　（２竹（ｒｓｉｎｓｌ—Ｒ　））ｓｉｎｓ１＝ｐ，丌（ｒｓｉｎｓ１一Ｒ　）　（Ｆ　）ｏｔ＝ｃｔ２（２　（ｒｓｉｎｓ２一Ｒ　））ｓｉｎｓ２＝ｐ　（ｒｓｉｎｓ２一Ｒ　）　式中Ｓ　、　分别为管体两端对应的Ｏｌ坐标，即可求得　积分常数Ｃ　：　图２纤维变化模型　ｃｉ＝Ｆｉｇ．２　Ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｆｉｌａｍｅｎｔ　ｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎ　譬　将Ｃ　代回到式（４）中，即可得到满足两端封闭条　根据前两个假设，如图２所示，在膨胀过程中，在　件下管体各处受到的内力：　直管上位于　＝　圆周附近的帘线微段　、ＰＮ、ＮＱ、　Ｆｎ＝ｐｌ＂　Ｒ．ｐ一　２，Ｆ　＝譬一　（５）　ＱＭ的长度不变，而ＭＮ被拉长，圆周被压缩至ｚ＝　，　于是，点Ｍ处微单元上经向力与周向力的合力与　圆周半径增大到　，帘线在管体上的缠绕角由　增加　母线的夹角为：　为　。由于圆周上纤维数量没有发生变化，ＭＮ所对　应的圆心角不变，由几何推导可以得到纤维在ＦＷ—　ｔａｎｑ￣＇＝　（６）　ＦＡＰ上的缠绕角公式为：　而点Ｍ处的帘线的缠绕角为：　ｓｉｎ￣ｏＡ＝　Ｒ　ｓｉｎ　ｓ　（２）　ｔａｎ　：　＝　（７）　７２　振动与冲击　２０１２年第３１卷　当点　处的帘线的缠绕角　与该点处微单元上　经向力与周向力的合力与母线的夹角　相等时，内力　端管体缩短，选择适当的直管缠绕角　，可以使管体伸　恰好完全由帘线承受，该缠绕角即称为弧形体上力学　平衡角，于是，联立式（６）、式（７）即可得力学平衡　角为：　长和缩短相互抵消，从而使得弧形管在加压过程中保　持两端法兰无轴向位移，实现平衡性要求。　弧形管在加压过程中，管体产生较大变形，管体母　线不再保持圆弧形状，各处曲率半径发生变化，伴随着　各点的内力发生变化，因此，对于不同的压力弧形管具　有不同的力学平衡角。由于这些变化相当复杂，无法　用解析的方法求得弧形管管体变形及缠绕角变化与压　力的关系。目前，随着有限元计算软件的功能不断完　善，精度不断提高，有限元法得到了广泛应用，本文根　据需要，选用非线性有限元软件ＭＳＣ．ＭＡＲＣ对弧形管　进行建模及平衡性分析　∞＝ａｒｃｔａｎ　（８）　令　＝ｒｓｉｎｏｔ，将帘线在曲线坐标系的　坐标转换到　柱坐标系的　坐标，所以力学平衡角在柱坐标系中的表　达式为：　（９）　２．３　ＦＷ．ＦＡＰ平衡性分析　３　ＭＳＣ．ＭＡＲＣ有限元建模与计算　ＭＳＣ．ＭＡＲＣ是功能齐全的高级非线性有限元软　件，在橡胶材料的有限元分析中它为超弹性模型提供　根据式（２）和式（９）分别绘制直管缠绕角为３９。的　ＦＷ—ＦＡＰ上缠绕角和平衡角如图４，可以看出Ｆｗ—　ＦＡＰ上缠绕角完全偏离平衡角，中间管体上缠绕角大　于平衡角，两端管体上缠绕角小于平衡角。　了１０余种不同的描述不可压缩弹性体的应变能函数，　准确描述橡胶材料的非线性行为，同时采用自动求解　策略、网格重划和自适应技术，提高了非线性计算得准　确性。ＭＳＣ．ＭＡＲＣ软件还具有极强的复合材料模拟能　力，能够描述层状复合材料、加强筋复合材料和实体复　≯　．　ｌ：　、　Ｉ　合材料。ＭＡＲＣ中提供了可定义分层的ｒｅｂａｒ单元，用　来做在基体材料（橡胶）中嵌入不同加强筋层（如钢　筋、带束层）以增强材料强度的一类复合材料结构的　分析，由于其计算机机时的大大节省，受到越来越多的　人的青睐。典型的应用是在空气弹簧、轮胎等这类帘　≯一　…　ｆ　ｌ　线一橡胶复合材料的计算分析　。因此，利用ＭＳＣ．　图４　弧形管上纤维缠绕角与平衡角　Ｆｉｇ．４　ＷｏｕｎｄＡｎｇｌｅ　ａｎｄ　Ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ　Ａｎｇｌｅ　ｏｆ　ｆｉｌａｍｅｎｔ　ｏｎ　ＦＷ・ＡＦＰ　ＭＡＲＣ对该纤维缠绕弧形体挠性接管进行建模计算，　能够比较准确地对其平衡性进行评估。　由于弧形管为旋转体，且只考虑弧形管受内部压　力作用和两端封闭约束，属于轴对称问题，建模时只需　要建立Ｆｗ—ＦＡＰ的弧形体过轴线截面的一半，如图６　所示。本文主要研究弧形体挠性接管的平衡性与直管　缠绕角度的关系，不考虑层合因素的影响，所以只需建　立单层的增强纤维。　如图５所示，在　ＦＷ—ＦＡＰ上缠绕角　大于平衡角的地方，　纤维受经向力偏大，　周向力偏小，纤维缠　采用轴对称四边形单元——１０号单元来模拟橡　胶，采用两节点轴对称Ｒｅｂａｒ膜单元——１６６号单元来　模拟增强纤维，增强纤维单元通过Ｉｎｓｅ￣嵌在橡胶材料　单元中。在定义材料时，橡胶采用Ｍｏｏｎｅｙ本构模型，　Ｃ１ｏ＝０．２５　Ｎ／ｍｍ　，Ｃｎ１＝０．２１　Ｎ／ｒａｍ　，凯夫拉纤维的杨　图５纤维受压变化模型　Ｆｉｇ．５　Ｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｆｉｌａｍｅｎｔ　ｕｎｄｅｒ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ　绕角会向平衡角的　方向变化，缠绕角减　小　，两交叉点间周　‘、　向距离由ＭＮ缩短　，＿‘‘’、　氏模量Ｅ＝１３７　０００　Ｎ／ｒａｍ　，？白松比　＝０．３，凯夫拉帘　线截面积Ａ＝０．５６７　ｍｍ　，垂直帘线方向密度为ｍ＝　０．８５。　为　Ⅳ　，由于它们所　对应的圆心角不变，　则两交叉点所在圆周半径由Ｒ减小至Ｒ　，同时弧形管　ＦＷ—ＦＡＰ管体上各处旋转半径及缠绕角沿轴向　变化，因此增强纤维的每个ｒｅｂａｒ单元均采用不同的缠　绕角和帘线密度，缠绕角由式（２）确定，经向纤维帘线　密度由ｍ　＝ｍＲ　ｃｏｓ　。／Ｒ确定，并且给每个ｒｅｂａｒ单元　伸长出，在纤维缠绕角小于平衡角的地方，变形与之相　反。因此，ＦＷ—ＦＡＰ在加压过程中中间管体伸长，两　第８期　张晓平等：凯夫拉纤维增强弧形体挠性接管平衡性研究　７３　定义两层缠绕角相反的纤维材料。　对于不同结构参数的弧形管，其最佳的直管缠绕　角度并不相同，图８给出了最佳的直管缠绕角度与Ｒ　，　ｒ，　之间的变化关系。可以看出，最佳缠绕角随管径的　增大而增大，随弧半径增大而增大，随长度增大而减　小。特别地，随着弧半径增加到足够大时，弧形管变为　直管，最佳缠绕角基本上逼近直管的力学平衡角　边界条件为：ＦｉｘＸ—Ｍ定义轴向位移约束，代表Ｆｗ　ＦＡＰ中间对称面，Ｐｒｅ—Ｉｎ定义管体内部压力，ＦｉｘＹ—Ｅ　定义径向位移约束，代表弧形体两端受法兰限制无径　向变化。　—罐　ｉ　ｉ　ｉ　ｌ　ｌ　ｉ　ｌ　ｉ　ｉ　ｉ　ｌ　ｌ　ｉ　ｌ　ｉ　ｉ　ｉ　ｉ｛　５４０４４，　（ａ）　（ｂ）　一一　嚣　（ｃ）　一口　§号船　。寸　（ｄ）　图８最佳直管缠绕角随结构参数的变化　Ｆｉｇ．８　Ｖａｒｉａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｏｐｔｉｍｉｚｅｄ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ａｎｇｌｅ　ｏｎ　ｓｔｒａｉｇｈｔ　ｐｉｐｅ　ｗｉｔｈ　ｄｉｆｅｒｅｎｔ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　图６弧形管有限元分析　当然，在上述计算中，将凯夫拉纤维看作是线性材　Ｆｉｇ．６　Ｆｉｎｉｔｅ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ＦＷ—ＡＦＰ　料，有限元计算中仅考虑了单层、内部相互交叉的增强　以规格为ＤＮ１５０的弧形管为例进行计算：Ｒ　＝７５　纤维，而忽略了复合材料层合因素的影响，简化了弧形　ｍｍ，ｒ＝１７５　ｍｍ，Ｌ＝１７５　ｍｍ。分别计算由缠绕角为３３。　管结构及弧形体两端的边界效应，等，这些因素的影响　～４２。直管成形的弧形管的平衡性，得到弧形管在内压　导致了计算结果与实际情况的偏差，但是这并不影响　作用下的变形图，如图６，图中外形线框为变形前的形　计算结果对理论推导的验证。　状，单元线框为变形后的形状。　４结论　利用网格分析法和弹性薄壳无矩理论对直管加压　Ｉ　＾　膨胀成形弧形管的方法所得的Ｆｗ—ＦＡＰ进行平衡性理　吾　论分析，应用ＭＳＣ．ＭＡＲＣ对其进行有限元计算，得到　ｇ　ｌ　呈　以下结论：　ｌ　置　ｌ　凸　ｌ　（１）凯夫拉纤维在Ｆｗ—ＦＡＰ上的缠绕角沿轴向是　｛　—　ｌ　ｆ　变化的，且与弧形管力学平衡角有较大的偏差。　（２）通过改变直管纤维缠绕角，可以控制ＦＷ—ＦＡＰ　图７弧形管受压轴向变形　受压时总成伸长或缩短。　Ｆｉｇ．７　Ａｘｉｓ　Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ　ｏｆ　ＦＷ—ＡＦＰ　ｕｎｄｅｒ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ　（３）理论上存在一个最佳的直管缠绕角　，可以　让Ｆｗ—ＦＡＰ管体内部伸长和缩短相互抵消，从而使得　从图７可以看出，Ｆｗ—ＦＡＰ在受到相同压力下，　弧形管在加压过程中保持两端法兰无轴向位移，实现　当直管缠绕角小于３７。时，弧形管收缩，如图６（ｂ），且　完全地平衡。计算和实际生产过程中存在各种误差，　缠绕角越小，收缩量越大，缠绕角为３３。时，管体收缩约　选择合适的　，保证Ｆｗ．ＦＡＰ受压法兰伸缩量在一定　７　ｍｍ；当缠绕角大于３８。时，弧形管伸长，如图６（ｄ），且　范围内，同样能满足平衡性要求。　缠绕角越大，伸长量越大，缠绕角为４２。时，管体伸长１２　（４）对于不同规格的弧形管，结构尺寸不同，最佳　ｍｍ；存在一个最佳的直管缠绕角度　一３７．６。，使弧形　的直管缠绕角也不同。　管在受压时既不伸长也不缩短，即实现弧形管的平衡　利用本文的理论分析和有限元计算方法，可为弧　性，如图６（Ｃ）。　形管设计和施工中的参数选取提供理论依据。　从图６（Ｃ）中还可以看到，当弧形管无轴向伸缩时，　中间段管体半径变小，管体伸长，靠近两端的管体半径　（下转第９１页）　变大，管体缩短，管体伸长量与缩短量正好相互抵消，　与第２．３节中提出的平衡性理论相符。　第８期　杨颜志等：考虑玻璃刚度的高层幕墙地震响应数值分析　９１　向振动，因此主要竖向受力构件吊杆在此处应力偏大。　模型，以及幕墙相关设计资料。　关键位置２、４和６处环梁和水平支撑杆应力较大，由　参考文献　于限位杆的存在造成局部的应力集中，导致附近杆件　［１］Ｂｅｈｒ　Ｒ　Ａ，Ａｓｃｅ　Ｐ　Ｅ　Ｆ．Ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｌａ　ｇｌａｚｉｎｇ　ｔｏ　应力偏大。主要杆件在小震作用下应力均小于５０　ｒｅｓｉｓｔ　ｅａｒｔｈｑｕａｋｅｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，　ＭＰａ，符合抗震性能要求。　２００６，１２（３）：１２２—１２８．　［２］石永久，李勇，王元清．点支式幕墙单层索网谐波地震　４　结论　响应的几何非线性研究［Ｊ］．振动与冲击，２００９，　２８（１０）：３１—３５．　（１）考虑玻璃刚度模型与未考虑玻璃刚度模型大　［３］李勇，石永久，王元清．单层索网玻璃幕墙与主体结构　厦低阶模态吻合较好，说明是否考虑玻璃刚度对大厦　地震响应的整体分析［Ｊ］．建筑科学，２００９，２５（７）：５　主体结构影响较小。　—１０．　（２）考虑玻璃刚度后幕墙最大层间位移角比未考　［４］冯若强，武岳，沈世钊．单索幕墙体系中的玻璃与索协　虑玻璃刚度偏小５％～１０％，说明玻璃刚度增大了幕墙　同工作机理研究［Ｊ］．西安建筑科技大学学报，２００６，　３８（５）：６１９—６２３．　整体刚度，对于幕墙结构的抗震设计是有利的。忽略　［５］冯若强，武岳，沈世钊．考虑玻璃参与工作的单层平面　其影响可能导致设计结果偏保守。　索网幕墙结构静力性能研究［Ｊ］．建筑结构学报，２００５，　（３）较高楼层位置，两组模型加速度放大系数随　２６（４）：９９—１０６．　着楼层的增高偏差逐渐增大，在顶层１２６层位置考虑　［６］冯若强，花定兴，武岳．单层平面索网幕墙结构玻璃与　玻璃刚度模型加速度放大系数较未考虑玻璃刚度模型　索网协同工作的动力性能研究［Ｊ］．土木工程学报，２００７，　４０（１０）：２７—３３．　偏小２５．６％，说明玻璃在高楼层加速度放大系数较大　［７］金先龙，李渊印．结构动力学并行计算方法及应用［Ｍ］．　区域对加速度响应抑制明显。　北京：国防工业出版社，２００８．　（４）考虑玻璃刚度后幕墙主要杆件应力比未考虑　［８］丁峻宏，金先龙，郭毅之．沉管隧道地震响应的三维非线　玻璃刚度偏小１５％～２５％。应力较大吊杆出现在幕墙　性数值模拟方法及应［Ｊ］．振动与冲击，２００５，２４（５）：１８　—曲率较大位置，应力较大环梁和水平支撑杆出现在限　２２．　位杆附近。最终计算结果均满足抗震设防要求，可作　［９］ＪＧＪ３　００３高层建筑钢筋混凝土结构技术规程［ｓ］．北　京：中国建筑工业出版社，２００２．　为该工程幕墙抗震设计参考依据。　［１０］ＪＧＪ１０２－－２００３玻璃幕墙工程技术规范［ｓ］．北京：中国建　致谢：　筑工业出版社，２００３．　本文完成过程中，得到了华东建筑设计研究院有　［１１］黄宝锋，卢文胜，曹文清．建筑幕墙抗震性能指标探讨　限公司的大量帮助，感谢其为本文提供大厦主体结构　［Ｊ］．土木工程学报，２００９，４２（９）：８—１２．　（上接第７３页）　参考文献　一３０８８．　［１］朱石坚，何琳．船舶减振降噪技术与工程设计［Ｍ］．北　［７］冷兴武．非测地线稳定缠绕的基本原理＿Ｊ］．宇航学报，　京：科学出版社，２００２．　１９８２．３：９０—９３．　［２］帅长庚．肘形挠性软管设计理论、试验方法及工艺研究　［８］Ｃａｒｖａｌｈｏ　Ｊ　Ｄ，Ｌｏｓｓｉｅ　Ｍ，Ｖａｎｄｅｐｉｔｔｅ　Ｄ，ｅｔ　ａ１．Ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ　ｏｆ　［Ｄ］．武汉：海军工程大学，２００５．　ｆｉｌａｍｅｎｔ—ｗｏｕｎｄ　ｐａｒｔｓ　ｂａｓｅｄ　ｏｎ　ｎｏｎ—ｇｅｏｄｅｓｉｃ　ｗｉｎｄｉｎｇ［Ｊ］．　［３］帅长庚，何琳，吕志强．肘形挠性接管内压作用下的平衡　Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，１９９５，６（２）：８０—８１．　特性［Ｊ］．机械工程学报，２００５，４１（５）：１８２—１８５．　［９］李延林，吴宇方，翟祥国．橡胶工业手册，第五分册［Ｍ］．北　［４］周炜，束立红，叶伟．弧形体挠性接管力学模型及平衡　京：化学工业出版社，１９９０．　性研究［Ｊ］．船舶工程，２００９，３１（２）：７３—８３．　［１０］徐芝纶．弹性力学［Ｍ］．北京：高等教育出版社，１９９０．　［５］周炜，何琳，顾太平．弧形管静力学性能参数化计算方　［１１］张振秀，沈梅，辛振祥．有限元软件ＭＳＣ．Ｍａｒｃ／Ｍｅｎｔａｔ　法［Ｊ］．振动与冲击，２００９，２８（１０）：２１４—２１６．　在橡胶材料分析中的应用［Ｊ］．世界橡胶工业，２００５，　［６］Ｅｖａｎｓ　Ｊ　Ｔ，Ｇｉｂｓｏｎ　Ａ　Ｇ．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｎｇｌｅ　ｐｌｙ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ａｎｄ　３２（１２）：３２—６４．　ｎｅｔｔｉｎｇ　ａｎａｌｙｓｉｓ［Ｊ］．Ｔｈｅ　Ｒｏｙａｌ　Ｓｏｃｉｅｔｙ，２００２，４５８：３０７９