平民理论影院_ -|五斗柜├易门菜市场
淘宝减肥药排行榜十强
只推淘宝安全有效的减肥药

当前位置:平民理论影院 > 减肥产品

平民理论影院

时间:2020-09-27 21:51  编辑:衡东买房

平民理论影院

土木工程学报CHIN A CIVIL ENGINEERING JOURNAL

第39卷第12期2006年12月

Vol .39No.12Dec .

2006

单层球面网壳结构的风致响应分析

李方慧1倪振华2沈世钊3

(1.黑龙江大学,黑龙江哈尔滨150086;2.汕头大学,广东汕头515063;3.哈尔滨工业大学,黑龙江哈尔滨150090)摘要:讨论完全二次型组合(CQ C )方法和模态加速度法在单层球面网壳结构风致响应计算中的应用,对0.1矢跨比单层球面网壳采用同步多点压力扫描技术进行了风洞试验。根据由脉动风荷载和结构模态得到的广义力功率谱,分别用CQ C 法和平方-总和-开方法(SR SS )计算了结构的风致响应。检查不同模态数对响应精度的影响以及模态响应分量的相关性,发现SR SS 方法对这类结构并不合适,不同模态响应之间的相关性未被考虑在内。位移响应功率谱表明响应的共振分量是显著的,对某些节点甚至比背景分量更加重要。与传统的模态叠加法不同,模态加速度法中可以用剩余柔度的拟静态响应近似补偿截断的高阶模态对响应的贡献。关键词:单层网壳结构;风致响应;模态加速度法;静力补偿;风洞试验中图分类号:TU 393

TU 312+.

1文献标识码:A

文章编号:1000-131X (

2006)12-0007-06Wind-induced response analysis of a single-layer latticed dome

Li Fanghui 1Ni Zhenhua 2Shen Shizhao 3

(1.Heilongjiang University,Harbin 150086,China;2.Shantou University,Shantou 515063,China;

3.Harbin Institute of Technology,Harbin 150090,China)

Abstract:This paper discusses the application of the Complete Quadratic Combination (CQC)method and the Mode-Acceleration method to estimate the wind-induce responses of single-layer latticed domes.Wind tunnel tests of a single-layer latticed dome of a rise-span ratio of 0.1were conducted using the synchronous multi-pressure scanning technique.Based on the spectra of generalized forces obtained from fluctuating wind loads and structural modes,the wind-induced response of the dome were calculated by using the CQC and the Square Root Sum of Square (SRSS),respectively.The effects of different mode-numbers on response accuracy and the correlation among modal response components were examined.It was found that the SRSS is inadequate for this type of structures,and the correlations between modal responses have to be taken into consideration.The spectra of displacement response indicate that the resonant component of the response is significant,and even more so than the background component for some nodes.In contrast to the traditional Mode-Superposition method,in the Mode-Acceleration method the contribution of the truncated high-order modes to response may be compensated approximately by the pseudo-static response of the residual flexibility.

Keywords:single-layer latticed dome;wind induced response;mode-acceleration method;static compensation;wind tunnel test

E-mail:[email protected]

引言

单层球面网壳结构对风荷载较为敏感,此类结构

的风致响应特征与平屋盖等低矮建筑有较大不同。国内外很多学者进行过研究,Nakayama [1]

指出对于球壳结构存在对结构响应贡献很大的未知高阶模态,称为

“X-模态”,提出根据应变能大小来判断各阶模态对结

构响应的贡献,并通过构造“伪X-模态”来考虑高阶模态的作用。Uematsu [2]采用Newmark-β方法和阵风效应因子方法对120m 和180m 2种跨度、3种不同矢跨比的单层球面网壳结构的风致响应和风荷载进行了研究。何艳丽[3]根据模态对系统应变能的贡献选取主要贡献模态并对高阶模态的作用进行补偿的方法计算了K6-8型50m 跨度单层球面网壳的风致响应。黄明开[4]利用与荷载相关的Ritz 向量叠加方法生成的

基金项目:国家自然科学基金(50378052)作者简介:李方慧,博士,讲师收稿日期:2005-07-07

・土木工程学报2006年

模态都对响应有贡献,可用较少数目的模态求解球壳风致响应。研究表明,单层球面网壳结构频率非常密集,如何考虑高阶模态对响应的贡献是结构风致响应计算的一个重要问题。

本文借助风洞试验同步测量的风压数据,采用完全二次型组合法(CQC )和模态加速度法对0.1矢跨比凯威特型单层球面网壳的风致响应进行了计算。讨论了完全二次型组合法中参与计算的模态数和模态耦合效应对响应结果的影响。通过与传统的模态叠加法即模态位移法的比较,讨论了模态加速度法对截断的高阶模态贡献的补偿效果。

1

C Q C 法和模态加速度法的基本原理

1.1

考虑耦合项的CQC 法

N 自由度结构系统的脉动风致振动方程可写为:

My ¨+C y .

+Ky=P(t)

(1)式中:M ,C ,K 分别为系统的质量、阻尼、刚度矩

阵;

P(t)为脉动风荷载向量,利用测得的脉动风压对面积积分获得。

由模态叠加法,屋盖上第l 坐标的位移响应可以表达为:

y l (t)=N

j =1!φlj q j (t)

(2)

式中:q j (t)为第j 阶模态坐标,φlj 为第j 阶振动模态的

l 元素。

由随机振动理论,风致位移响应谱表示为:

S y l (n)=N j =1!N

k=1

!φlj φlk H *

j (n)H k (n)S F j F k (n)

(3)

S F j F k (n)=φT

j S PP (n)φk

(4)

式中:S q j q k (n)为第j 阶与第k 阶模态响应的互功率谱;H k (n)为第k 阶模态频响函数,上标*表示共轭;S F j F k (n)为第j 阶与第k 阶广义力的互功率谱;S PP (n)为脉动风

力的功率谱矩阵,φT

j 为第j 阶模态的转置。

由式(3)获得位移均方响应为:

σ2

y l =∞

"

S y l

(n)dn=N j =1!N

k=1

!φlj φlk I jk

(5)I jk =∞

"

H *j (n)H k (n)S F j F k (n)dn

(6)

因存在S F j F k (n)=S *F k F j (n),所以I jk =I *

kj ,且I jj 是实数,

式(

5)可改写为:σ2

y l

=N

i =1

!φli φli I ii +N

j =1!N

k=1

j ≠k

!φlj φlk I jk

(7)

由于I jk 的埃尔米特性质,对于指定的j ,k 有:

φlj φlk I jk +φlk φlj I kj =2φlj φlk Re [I jk ]

(8)

其中,Re [I jk ]表示I jk 的实部,则第l 坐标的位移均方响应可以方便地通过下式获得[5-6]:

σ2y l =N i =1!φ2

li

I ii +2N-1j =1!N

k=j+1

lj φlk Re [I jk ](9)

式(9)右端第一部分为模态自相关贡献,第二部

分为模态互相关贡献。当满足一定条件时可以简化为仅采用第一部分计算,此即SRSS 方法。第二部分描述了不同模态的耦合影响,如果两部分都考虑则为精确的CQC 法。文献[5]为了考察耦合项对响应结果的影响,使用误差项η来衡量表示为:

η=σl ,approxim ate -σl ,exact σl ,exact

×100%(10)

式中:σl ,exact 为考虑耦合项的CQC 法精确解;σl ,approxim ate 为忽略耦合项的SRSS 法结果。1.2模态加速度法的原理

模态加速度法(Mode Acceleration method —M-A)在1945年由Williams 提出[7-8],现该方法已经被应用到地震和波浪等振动响应分析中[9]。M-A 方法通过计算结构系统的静力问题来补偿被截断高阶模态产生的误差,假定高阶模态的响应可以近似为静力响应。用模态加速度法求解结构动力响应时,对低频占主要成分的激励,模态加速度法比模态位移法收敛率要高。根据式(1)可以导出位移响应:

y(t)=K -1P(t)-K -1My ¨(t)-K -1Cy .

(t)(11)

将位移响应按前s 阶振动模态展开,式中s 可能远小

于N ,即y(t)=s

j =1!φj q j (t),可推导出[10]

:

y(t)=K -1P(t)-s

j =1

!1ω2j φj [q ¨j (t)+2ξj ωj q .

j (t)]

(12)式中:φj ,q j ,ωj ,ξj 分别为第j 阶振动模态、主坐标、固有圆频率及阻尼比;q j (t)为带有积分项的算式,即使在无阻尼情况下也是很复杂的。

为了进一步简化,根据如下解耦的模态方程:

q ¨j +2ξj ωj q .

j +ω

2j q j =1M pj

φT

j P(t)(13)可将式(12)写为:

y(t)=K -1

P(t)-s

j =1!1ω

2j φj (

1M p j φT j P(t)-ω2

j q j (t))(14)

剩余柔度矩阵F H 定义为:

F H =K -1

-s

j =1!1K p j

φj φ

T

j (15)

则由式(14)可得:

y(t)=s

j =1

!φj q j (t)+F H P(t)

(16)

式(16)是模态加速度法的另一种表达方式,它

避免了对模态位移响应的微分计算,而且还可以由此

8

・第39卷第12期李方慧等・单层球面网壳结构的风致响应分析

说明模态加速度法比模态位移法收敛好的原因[10]。可

得第l 坐标的响应为:

y l (t)=s

k=1

!φlk q k (t)+N

i =1

!F H ,li P i (t)

(17)

式中:F H ,li 是剩余柔度矩阵F H 的第l 行i 列的元素;

P i (t)是脉动风力列向量P(t)的第i 元素。

可知l 位移响应的功率谱如下:

S y l (n)=s k=1!s r =1

!φlk φlr S q k

q r (n)+N i =1!N

j =1

!F H ,li F H ,lj S p i p j (n)+

s k=1!N

j =1

!φlk

F

H ,lj

S q k

p j (n)+N

i =1!s

r =1

!F H ,li φlr S p i

q r (n)

(18)

式中:第一项为CQC 方法的模态叠加法计算结果,后

三项为模态加速度法的静力补偿。S q k

p j (n)表示第k 阶模

态响应q k 与第j 阶激振力P j 的互功率谱:S q k

p j (n)=H *k (n)φT

k

S pp j (n),S pp j (n)为各激振力与激振力P j 的互功率谱列阵。

2风洞试验

单层球面网壳结构的风洞试验在汕头大学风洞实验室进行。原型结构跨度80m ,矢跨比为0.1,围墙

高度16m ,模型几何缩尺比为1∶

160。模型区的大气边界层流场模拟为B 类地貌风场,在球壳模型上布置了225个测压点,模型尺寸和测点布置如图1所示,试验模型如图2所示。采用美国Scanivalve 扫描阀公司的DSM3200电子压力扫描阀系统对4个ZOC33压力模块同步测压,样本点数20480,采样频率为312.5Hz 。由于每个模块通道间隔仅为数十微秒,可认为所有通道是同步的,这样可获得考虑了空间相关性的广义力。采用传递函数对试验中脉动风压测试中信号的畸变进行管道修正[11]。

3模态分析结果

风致响应分析的原型结构为K8型单层球面网

壳,为方便计算,所有杆件截面均为245×

10圆管(单位:mm)。屋面均布质量假定集中作用在节点上,使用通用有限元分析软件ANSYS 进行结构模态分析,杆件单元选用Pipe20,质量单元为Mass21。基本风压为0.8kN/m 2,结构阻尼比为0.02,有限元分析的节点分布如图3所示。

首先对0.1矢跨比的单层球面网壳结构模态分析,考察其自振特性,前300阶模态对应的频率如图4所示,表明低阶模态对应于很窄的频率范围内,分布非常密集,相邻振型之间频率相差无几。第一阶模态为水平振型,中部振型多为网壳结构的水平与竖向振型或者两者的耦合,高阶振型表现为网壳局部振动。图5给出了第一阶振型的空间形态。

图1测点布置图及模型尺寸(单位:mm)

Fig.1Pressure taps and model geometry(unit:mm)

图3有限元节点分布图Fig.3FEM mesh

图4前300阶自振频率的分布

Fig.4

Distribution of the first 300natural frequencies

图2风洞试验模型

Fig.2Wind tunnel test model

9

・土木工程学报2006年

节点号CQC 法SRSS 法误差(%)2410.208.38-17.84438.607.71-10.36738.068.252.451357.287.350.851438.6511.4532.3020112.5611.32-9.922268.279.1710.812307.567.29-3.60235

8.13

7.28

-10.52

表2SRSS 法与CQC 法计算的Z 向位移响应(单位:mm)Table 2Z-Displacement response calculated by SRSS and

CQC (unit:mm)

节点号10阶误差(%)20阶误差(%)40阶误差(%)60阶误差(%)100阶误差(%)150阶误差(%)200阶74点7.88-19.679.49-3.229.47-3.389.58-2.259.73-0.739.80-0.079.8177点6.76-19.428.10-3.458.08-3.628.30-1.048.33-0.618.38-0.068.3883点8.31-20.079.35-10.079.95-4.3010.10-3.2310.37-0.2810.400.0110.40174点9.45-14.8410.43-6.0110.43-6.0010.74-3.2210.96-1.2011.09-0.0711.10201点10.00-20.6711.57-8.2111.60-8.0112.02-4.6812.56-0.3612.58-0.2312.60230点

5.33

-30.01

7.01

-7.82

7.43

-2.30

7.44

-2.27

7.56

-0.70

7.60

-0.07

7.61

表1模态叠加法计算的Z 向位移均方根响应(单位:mm)

Table 1Z-Displacement R.M.S.response calculated by mode-superposition method (unit:mm)

4响应分析结果

4.1

选用模态数对响应结果的影响

表1给出考虑模态耦合影响的CQC 法计算的部分节点Z 向位移均方根响应。可以看出,随着所选模态数的增加,各个节点的Z 向位移均方根响应逐渐趋于稳定。可以认为选用200阶模态计算的结果是准确结果,表中截取不同模态数所给的误差均是相对于该值。当选用较少的模态数时获得的结果具有较大的误差,响应结果被低估,为了获得准确的风致响应

结果应截取足够多的模态数。

图5第一阶振型

Fig.5First vibrating

mode

4.2模态耦合项对响应的影响

式(9)中第二项为均方响应耦合项的影响,因

此可通过SRSS 法和CQC 法计算的响应结果对比来考察耦合项的影响。表2给出截取100阶模态计算所得部分节点的Z 向位移均方根响应中耦合项的影响误差。从中看出,有些节点耦合项对响应结果影响较大,耦合项可能增加也可能减小响应结果,如忽略耦合项,第24节点响应结果被低估17.84%,第143点被高估了32.30%。因此,适用于高层风致响应分析的SRSS 法并不能应用于该类屋盖。

4.3响应谱分析

图6和图7分别给出了第135和第235节点的Z 向位移响应谱图,较宽的低频段对应于背景响应分量区域,而较窄的具有陡峭峰值的高频段对应于共振响应分量区域。以0.5Hz 为分界,对响应谱的两部分积分可分别获得背景响应和共振响应。表3给出了屋盖上不同区域典型节点均方根响应的背景分量和共振

分量以及两者的比例。从中可以看出共振响应的贡献是显著的,第135节点的共振响应为背景响应的2.14倍,大部分节点的共振响应超过背景响应,因此结构响应的计算应该考虑背景响应和共振响应的共同贡献。

图7节点235的Z 向位移响应谱

Fig.7

Z-Displacement response spectrum of node 235

10

・第39卷第12期节点号背景响应共振响应两者比例553.816.281/1.65773.687.531/2.051166.2510.061/1.611353.146.711/2.142019.198.631/0.942116.308.851/1.402355.985.751/0.96247

4.51

5.93

1/1.32

表3背景及共振位移均方根响应(单位:mm)

Table 3Background and resonance component of

displacement R.M.S response (unit:mm)

表4模态加速度法计算的Z 向位移均方根响应(单位:mm)

Table 4

Z-Displacement R.M.S.response calculated by mode-acceleration method (unit:mm)

节点号20阶模态

30阶模态

40阶模态未补偿误差(%)补偿后误差(%)未补偿误差(%)补偿后误差(%)未补偿误差(%)补偿后误差(%)11110.40-5.5110.58-3.8810.43-5.2210.61-3.6010.64-3.3210.81-1.771437.68-11.248.32-3.837.72-10.768.35-3.498.15

-5.888.49-1.931498.24-6.798.39-5.098.53-3.518.57-3.068.07-8.618.61-2.5720111.57-8.2112.04-4.5011.57-8.1612.22-3.1011.60-8.0112.32-2.2820710.38-6.2210.32-6.7810.34-6.6110.55-4.6510.76-2.7610.73-3.082307.01-7.827.14-6.207.42-2.507.35-3.367.43-2.307.39-2.91232

9.70

-8.16

9.94

-5.89

9.81

-7.05

10.16

-3.84

9.75

-7.66

10.27

-2.79

4.4模态加速度法得到的响应

式(9)的第一部分展开式中每项对应于各阶模态的自相关均方响应。选取100阶模态计算了第20节点的Z 向位移响应,图8按降序给出了前20个较大的模态均方响应所对应的模态阶数和均方响应值,可以看出第52阶和第79阶模态虽然模态阶数很高,但均方响应并不小,在计算中不应当忽略。因此在计算过程中应该考虑高阶模态对响应的贡献,否则会带来一定的误差。

模态加速度法采用剩余柔度矩阵的静力补偿考虑了被截断的高阶模态对响应贡献,这样使用少量的模态数即可得到较为准确的结果。表4为Z 向位移均方根响应计算结果,可以看出,对于用CQC 法截取少量模态计算的结果与精确结果误差较大的节点,采用模态加速度法得到的响应结果可以获得较大的补偿,结果得到明显改善。如果CQC 法获得的结果已经误差很小,则补偿效果不明显。

图8节点20的均方响应柱状图

Fig.8

Histogram of root mean response of node 20

结构的最大风致响应出现在第201节点,由表4可见,采用CQC 法截取30阶模态的结果误差是-8.16%,根据模态加速度法静力补偿后的误差为-3.10%;当截取40阶模态时均方根响应的误差由-8.01%减小为-2.28%。因此,模态加速度法对低频风致激励响应的计算效果是明显的,根据剩余柔度的拟静态响应计算可以较好地补偿被截断的高阶模态的响应贡献。

5结论

单层球面网壳结构的自振特性及风致响应特征不同于其他类型的低矮屋盖,该类结构频率非常密集,并且高阶模态可能对响应有较大贡献。本文采用CQC 法和模态加速度法分别对模态阶数、模态耦合项及静力补偿项对响应结果的影响进行分析,可以得到如下结论:

(1)通过SRSS 法与CQC 法计算结果对比可看出,模态耦合项对大部分节点位移响应有较大影响,因此忽略模态耦合项的SRSS 法不适用于该类屋盖。(2)从位移响应谱的分析看出,背景响应和共振响应都要考虑,多数节点上共振响应分量的贡献大于背景响应分量。

(3)模态加速度法根据剩余柔度的拟静态响应补偿了高阶模态的贡献,对于大部分节点的响应补偿效果是明显的,可获得准确的响应结果。

[1]Nakayama M ,Sasaki Y ,Masuda K ,et al.An efficient method for

selection of vibration modes contributory to wind response on dome -likero ofs [J ].J.Wind Eng.Ind.Aerodyn.,1998,73:31-34[2]Uematsu Y,Sone T,Yamada M ,et al.Wind induced dynamic

response and its load estimation for structural frames of single

(下转第32页)

李方慧等・单层球面网壳结构的风致响应分析

11

・土木工程学报2006年

(上接第22页)

有关,是导致系统内部能量转移及部分弹性变形能或动能转化为塑性变形能的根本原因。

弹塑性结构系统的变刚度激励效应即为局部屈服卸载效应。补充能量方程实际上计算了系统的能量“存量”如何参加与影响系统的能量“增量”过程。此外,系统的时变刚度激励效应将影响外激励对系统的能量输入。

文中方法1对方法2的改进是增加计算了弹塑性结构的局部屈服卸载效应,其研究涉及的问题在结构工程抗震领域有不能忽略的重要性,研究思路和方法也为其他复杂非线性动力系统的求解提供有益的

参考。

[

1]徐鸿.多自由度非线性系统动力响应时程分析技术[J ].核动力工程,1995,16(2):108-114

[2]奈弗A H,穆克D T.非线性振动(上)[M ].宋家骕,等译.

北京:高等教育出版社,1990:282-286

[3]秦荣.计算结构力学[M ].北京:科学出版社,2001:281-299[4]桂国庆,何玉敖.非比例阻尼结构体系的动力分析方法

[J ].同济大学学报,1994,22(4):505-510

[5]黄庆丰,王全凤,胡云昌.时程积分过程中的结构运动参数

协调[J ].固体力学学报,2004,25(1):7-10

[6]黄庆丰.抗震结构动力响应的卸载分析方法[D ].天津:

天津大学,2003:19-28

layer latticed domes with long spans [J ].Wind and Structures,2002,5(6):543-562

[3]何艳丽,董石麟,龚景海.空间网格结构频域风振响应分

析模态补偿法[J ].工程力学,2002,19(4):1-6[4]黄明开,倪振华,谢壮宁.大跨圆拱屋盖结构的风致响应

分析[J ].振动工程学报,2004,17(3):275-279

[5]Elishakoff I.Probabilistic methods in the theory of structures

[M ].New York:John Wiley &Sons,Inc,1983[6]朱位秋.随机振动[M ].北京:科学出版社,1982

[7]Cornwell R E,Craig R R,Johnson C P.On the application of

the mode acceleration method to structural engineering

problems [J ].Earthquake Engng.Struct.Dynam.,1983,11:679-688

[8]Gu J,Ma Z D,Hulbert G M.Quasi-static data recovery for

dynamic analyses of structural systems [J ].Finite Elements in Analysis and Design,2001,37:825-841

[9]Anagnostopoulos SA .Wave and earthquake response of offshore

structures:evaluation of modal solutions [J ].J.Struct.Div.,ASCE,1982,108:2175-2191

[10]倪振华.模态加速度法的实质及其与模态综合的关系[J ].

西安交通大学学报,1993,27(1):57-62

[11]谢壮宁,倪振华,石碧青.脉动风压测压管路系统的动态

特性分析[J ].应用力学学报,2002,19(1):5-9

(上接第11页)

结构拟动力试验方法,既可以获得更多有效数据,还可以节约试验费用和满足实验室对试件高度的限制。

(5)值得指出的是,本文所探讨的多自由度子结构拟动力试验方法主要适用于以剪切变形为主的高层或者复杂高层结构,对于以弯曲变形为主的复杂高层结构的多自由度子结构拟动力试验方法还有待于进一步的研究。

致谢

衷心感谢湖南大学工程结构综合防护研究所(CI PR ES )和肖岩教授、易伟建教授的大力支持,感谢蔡勇、吕伟荣、宋力、陶秋旺的热心帮助。

参考文献

[1]邱法维,国明超,李暄.采用微机开发的拟动力试验[J ].

地震工程与工程振动,1994,14(3):91-96

[2]邱法维.联机结构实验的子结构技术及应用[J ].实验力学,

1995,10(4):335-342

[3]邱法维,吕西林,卢文生.结构拟动力试验方法及其应用

研究[R ]//土木工程防灾国家重点实验室课题总结报告,1996

[4]邱法维,钱稼茹.拟动力试验方法的若干应用[J ].工程力

学,1999,16(1):78-88

[5]李玉顺,大井谦一,沈世钊.钢框架结构软钢阻尼器振动

控制的试验及理论研究[J ].建筑结构学报,2004,25(2):1-7

[6]Horiuchi T,Inoue M,Konno T,et al.Real-Time hybrid

experimental system with actuator delay compensation and its application to a piping system with energy absorber [J ].Earthquake Engineering and Structural Dynamics,1999,28:1121-1141

[7]Nakashima M,Masaoka N.Real-Time On-Line Test for MDOF

Systems

[J ].Earthquake Engineering and Structural Dynamics,1999,28(4):393-420

[8]Calvi G M,Kingsley G R.Problems and certainties in the

experimental simulation of the seismic response of MDOF structures

[J ].Engineering Structures,1999,18(3):213-226[9]加藤博人,勒使川原正臣,福山洋.ピロティ建筑物の耐

震安全性确保方策の开[R ]//平成14年度に终了した研究开

,2002,3-4

!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!

!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!

32

。

猜你喜欢

最安全有效的减肥药

最安全有效的减肥药

编辑:小徐

现在的减肥药真的是真假难分,在选择减肥药的同时也应该更加小心,减肥药多种多样,那么如何才能选择最安全有效的减肥药,也成了很多小仙女的内心疑问,下面就跟着平民理论影院小编一起看一下,如何选择最安全有效的减肥药。 最安全有效的减肥药选购方法 1、首先需要观察产品的外包装,在包装中可以看到其配方是不是含有激素,含有激素的减肥药对身体的内..

吃减肥药失眠

吃减肥药失眠

编辑:小徐

随着现在流行以瘦为美,很多人会不顾身体的健康选择减肥药,达到快速减肥瘦身的效果,但是很多减肥药都是有副作用的,副作用比较轻的就是失眠现象,那么吃减肥药出现失眠是怎么回事儿?如果出现失眠后,我们应该怎样缓解? 吃减肥药失眠是怎么回事 减肥药中富含安非他命,所以减肥药服用了太多会有失眠现象,服用减肥药期间,身体会逐渐出现抗药性,身..

最新文章