于國軍, 杜成斌, 萬發(fā)學

(河海大學工程力學系 南京,210098)

引 言

MR阻尼器是采用磁流變智能材料制作的一種智能控制裝置,其最大優(yōu)勢是可以與計算機結合,根據土木建筑結構的振動響應主動地調節(jié)自身參數,使結構振動智能控制的效果最佳。目前,國內、外對MR阻尼器的設計和試驗展開了一系列的研究。Yang[1]研制出 200 kN的足尺 MR阻尼器并對其性能進行了試驗研究。Spercer等[2]將Sanw a Tekki公司研發(fā)的最大阻尼力 400 kN的 MR阻尼器應用于日本Keio大學的一棟隔震居住建筑上。歐進萍等[3]將自行研發(fā)的 MR阻尼器應用于山東濱洲黃河大橋斜拉索的風雨振動的控制中;鄔華[4]利用 MR阻尼器對斜拉索進行了半主動控制研究;李忠獻等[5-6]設計并研究了 MR阻尼器的性能。

到目前為止,高耗能 M R阻尼器還沒有得到廣泛應用,主要是因為 MR阻尼器仍有一些關鍵問題沒有解決,其中包括磁流變液的沉降穩(wěn)定性問題、高耗能MR阻尼器的設計及制作上的技術問題?，F有MR阻尼器以線性振動結構為控制對象進行設計,對于非線性較弱的情況減振效果明顯;而大量的實際結構往往存在較強的非線性,因此,考慮非線性結構振動在內的阻尼器設計方法成為重要的研究內容。在工程應用研究中,常用磁流變液阻尼器去解決常規(guī)被動阻尼器也能解決的結構振動控制問題,體現不出MR阻尼器智能控制的優(yōu)勢。為此,筆者提出的阻尼器具有主、副兩個活塞,并可根據被控結構位移大小進行阻尼力解耦,具有高耗能的特性,重點研究了高耗能阻尼器設計的關鍵技術、阻尼器的性能試驗及力學模型的參數識別。

1 MR阻尼器的設計原理

傳統剪切閥式 MR阻尼器的阻尼力的計算公式[7]為

其中:Ap為阻尼器活塞的有效工作面積;D為活塞直徑;Lm為磁流變液工作區(qū)域的有效長度;h為工作間隙寬度;fy為磁流變液的剪切屈服強度。

式(1)可看作兩項,第1項反映普通流體的黏滯特性,稱之為黏滯阻尼力;第2項為庫侖阻尼力,是M R阻尼器的可調阻尼力,反映了 MR阻尼器特殊的電控特性。

2 高耗能自解耦式MR阻尼器的設計

對于大多數土木工程應用而言,利用單一活塞的阻尼器作為主動、半主動控制系統的作動裝置缺少足夠的安全性、節(jié)能性和實用性。其具有以下缺陷:a.傳統 MR阻尼器在遭遇高頻、小振幅情況時易出現剛度硬化現象;b.土木工程結構受地震、風振影響時,傳統 MR阻尼器一般都可以在結構振動彈性范圍(小位移)內發(fā)揮作用,但是結構進入非線性振動,即發(fā)生塑性變形(大位移)時,如果沒有足夠的阻尼力儲備,進入塑性階段直至發(fā)生破壞,因為不能隨著位移的增大而提供出大阻尼力,此時阻尼器不具備必要的安全保障功能;c.土木工程結構受地震、風載荷影響,需要控制裝置發(fā)揮作用時間相對于無控時間極短,致使磁流變液成分中固態(tài)相顆粒沉降穩(wěn)定性差,由此帶來器件工作不穩(wěn)定;d.當利用 MR阻尼器作為其控制裝置的控制系統出現故障時,MR阻尼器只具備單一的阻尼性能[8],由于磁流變流體的黏度低,根本不具備普通被動油壓減振器的阻尼調節(jié)功能,此時 MR阻尼器就起不到應有的減振作用,安全性大大降低;e.當 MR阻尼器發(fā)揮可調被動功能時,仍需消耗半主動控制系統的能量。

為此,設計了一種高耗能自解耦式MR阻尼器,其實物如圖 1所示。

圖1 高耗能自解耦式M R阻尼器實物圖

2.1 結構設計

高耗能自解耦式 M R阻尼器在常遇地震與高頻、小振幅風載荷情況下,具有小阻尼、低動剛度的特性,從而克服了傳統 MR阻尼器出現的剛度硬化現象。在罕遇地震即低頻、大振幅時,自解耦式 MR阻尼器由于主、副活塞均發(fā)揮作用,比傳統 MR阻尼器具有更大阻尼力和高耗能的特性,并具有位移控制的優(yōu)勢。高耗能自解耦式M R阻尼器的活塞部分包括主活塞、副活塞,主、副活塞之間通過解耦機制相連。本設計主要針對建筑結構,根據樓層彈塑性層間位移角限值和彈性層間位移角限值的約束條件,確定所設計的阻尼器大、小位移為60和5 mm,經過設計程序的反復調整,確定其他最終主要設計參數如表1所示。結構示意圖見圖2。

2.2 磁路設計

磁路設計是 MR阻尼器設計的關鍵部分,磁路設計的優(yōu)劣直接關系到阻尼器的性能。如導磁、隔磁、永磁材料的選擇、導線類型、線圈窗口尺寸、磁極個數、阻尼通道間隙、阻尼通道有效長度等[9]。Gavin等對多階段活塞上線圈的激勵磁場進行了初步研究。關新春[10]對3階活塞線圈的勵磁特性進行了試驗及理論分析。杜修力等[11]設計了3階段活塞的逆變型 MR阻尼器。

高耗能自解耦式 MR阻尼器磁路的基本原理是:在主活塞的磁路部分同時設置勵磁線圈和永磁體,由勵磁磁場與永久磁場組成復合磁路,線圈采用內繞方式,兩線圈并聯,線圈通電后產生的磁場對永磁體在阻尼通道中的磁場有增加或削減的能力(線圈產生的磁場方向和永磁體產生的磁場方向一致時在阻尼通道中的總磁場增大;反之減小)。這樣可以通過改變線圈電流大小和方向來實時改變阻尼通道中的磁場強度的大小,即可得到可控的阻尼力。在副活塞中只設置永磁體,由永磁體提供磁場,由于主、副活塞中永磁體的設置,給整個主缸體內的磁流變液提供了穩(wěn)定磁場,通過控制兩側銅制隔磁板的厚度可保證每個活塞左右缸體中的磁場強度在 10～100 m T,從而有利于降低磁流變液的沉降和團聚,在結構形式上提高了磁流變液的穩(wěn)定性。在線圈和永磁體外壁分別設置銅制隔磁環(huán),可有效防止磁漏,并保證了阻尼通道在各磁極部分的磁場均勻且方向與阻尼器軸線垂直,提高磁場利用率。此外,通過銅制隔磁環(huán)的設置可使線圈、永磁體避免與磁流變液的長期接觸而腐蝕,從而提高了阻尼器的耐久性。其磁力線分布如圖 3所示。

表1 高耗能自解耦式MR阻尼器的主要性能設計參數

圖2 高耗能自解耦式M R阻尼器結構示意圖

圖3 高耗能自解耦式M R阻尼器磁力線分布圖

3 自解耦式MR阻尼器的性能試驗

為驗證高耗能自解耦式 MR阻尼器設計方法的合理性,并對該M R阻尼器的性能進行測評,筆者在電液伺服動靜試驗機(SDS-300)上對其進行了性能試驗。試驗采用位移控制方法,輸入正弦波曲線,試驗工況為不同頻率下的簡諧振動,循環(huán)次數為 10次,試驗系統如圖 4所示。測試頻率從 0.1～ 2.5 Hz,振幅為 5和 60 mm,共組合出 7個大工況,以及 7個大工況下的 63個小工況(同一頻率、振幅下改變電流的大小)。以下選取了4個典型頻段的試驗結果曲線進行分析。

在試驗過程中,勵磁線圈的電流從 0依次經歷-1.0 A和-2.0 A兩個過程時,隨著反向電流的增大,勵磁線圈產生的反向磁場對永磁體所產生的永久磁場的削弱能力增強,使得阻尼器所提供的阻尼力依次減小。勵磁線圈的電流從0依次經歷1.0 A和 2.0 A兩個過程時,隨著正向電流的增大,勵磁線圈產生的磁場和永磁體所產生的永久磁場疊加,阻尼通道中的磁場強度增強,使得阻尼器所提供的阻尼力依次增大。由采集的數據可以看出,阻尼力的大小是沿著理論上預先設計的方向變化的。圖 5中阻尼力-位移關系曲線表示了以上的變化關系。

圖4 自解耦式M R阻尼器試驗安裝圖

對于振幅為60 mm的測試工況,重點研究了MR阻尼器在0.1 Hz下阻尼性能;對于振幅為5 mm的測試工況,重點研究了MR阻尼器在0.1,1和2.5 Hz下的阻尼性能。由圖5可以得到以下信息:

1)由于電液伺服動靜試驗機最大輸出力為 300 kN,為了能夠說明所制作的阻尼器能產生 360 kN的最大輸出力,結合圖 5(a)的阻尼力-位移關系曲線,將理論結果與能測試到的試驗結果的最大值進行比較,如圖6所示。結果表明,理論結果與實際結果最大值相差不到5%,說明高耗能自解耦式M R阻尼器完全能夠達到最大輸出力 360 kN。在與圖5(b～ d)阻尼器小位移情況下的阻尼力-位移關系曲線比較可以看出,阻尼器在大位移時的最大輸出力是小位移情況下最大輸出力的兩倍,具備足夠的安全儲備,滿足設計要求。

2)由圖 5(a)的阻尼力-位移關系曲線可以看出,實測阻尼力結果與理論計算結果最大值相差較小,所制作的阻尼器最大阻尼力滿足設計要求。由于應用在振動控制系統中的 MR阻尼器具有抑制位移響應和加速度響應的優(yōu)勢,所以當結構的速度響應與位移響應方向相反時,速度本身就起到減小結構位移響應的作用,此時如果阻尼力抑制了速度響應,實際反而放大了位移響應。M R阻尼器具有阻尼力與速度無關、可進行實時調節(jié)的優(yōu)點。高耗能自解耦式 MR阻尼器在大位移情況下,由于解耦機制本身短行程的存在,當阻尼力方向與位移方向相反時,滯回曲線在-60～-44 mm和 44～60 mm兩個階段存在凹陷,這對結構進行振動控制是有利的。

圖5 自解耦式 M R阻尼器的阻尼力性能曲線

圖6 阻尼器外加電流時阻尼力理論與試驗值關系比較

3)由圖 5(b～ d)的阻尼力-位移關系曲線可以看出,在小位移 (均為5 mm振幅)情況下,解耦機制對磁流變滯回曲線影響明顯:當阻尼力方向與位移方向相反時,滯回曲線在這兩個階段的阻尼力很小,達到了阻尼器設計的目的,更適用于土木工程結構的振動控制系統。滯回曲線存在傾斜,這是由于解耦機制中的蝶形彈簧出力疊加在磁流變阻尼力上。

4)從阻尼器的耗能能力,即阻尼力-位移曲線包含的面積可以看出,其耗能性能隨著控制電流、頻率的增大而增加,高耗能自解耦式 MR阻尼器的耗能能力較好。在小位移情況下,最大、最小阻尼力的比值為5.1,說明MR阻尼器具有較高的阻尼力可調系數倍數,性能較好。

4 阻尼器力學模型及參數識別

4.1 基于反正切函數的MR阻尼器模型

國內、外很多專家在這方面進行了深入研究,取得了一定進展[12]。MR阻尼器的參數化模型雖然多種多樣,而且有些能很精確地模擬阻尼器的動態(tài)特性,但卻無法直接反映阻尼器的逆向動態(tài)特性[13]。根據己有的研究結果,提出了一種既簡化又能與實際相符合的基于反正切函數的力學模型。依據此模型,阻尼器輸出的阻尼力可表示為

所需識別的參數有 6個,可以根據 MR阻尼器的試驗結果,采用參數識別的方法來識別上述表達式中的所有參數,建立力學模型。

4.2 模型參數識別

參數識別問題一般可采用非線性的最小二乘方法,筆者對 MR阻尼器的參數識別采用阻尼最小二乘法。其基本算法思想為:選取初始參數以及允許誤差,進而計算目標函數(殘差平方和)和觀測矩陣,求出初始參數修正值,在新的參數條件下再次計算目標函數,如此反復計算,直到找出最小的目標函數值條件下的參數,即為實際的參數值。

根據此方法,選取試驗中的一組數據,其中激勵振幅為60 mm,頻率為0.1 Hz,識別基于反正切函數的力學模型的6個參數,其識別結果如表2所示。根據識別的結果得到如圖7所示的M R阻尼器的理論滯回曲線與試驗滯回曲線的比較關系圖,從圖中可以看出,理論結果與試驗結果吻合得很好,因此該參數識別方法是可行和有效的。

表2 阻尼器的動力模型參數

圖7 基于反正切函數的 M R阻尼器模型理論值和試驗值的比較

5 結 論

1)設計并加工制作了最大輸出力達 360 kN的高耗能自解耦式 MR阻尼器,阻尼器的活塞部分包括主、副兩個活塞,二者之間通過解耦機制相連。性能測試結果表明,解耦機制對阻尼性能影響明顯,阻尼器在大位移時的最大輸出力是小位移時最大輸出力的兩倍,具備足夠的安全儲備,達到了設計目的。

2)高耗能自解耦式 MR阻尼器的結構、磁路的關鍵技術研究可為大噸位M R阻尼器的設計和制作提供實踐經驗和技術參考,為應用 MR阻尼器的土木建筑結構的非線性振動控制設計提供依據。

3)基于反正切函數的力學模型并利用最小二乘法可以有效識別 MR阻尼器的模型參數。試驗結果表明,根據理論識別的參數模擬的滯回曲線與試驗結果吻合較好。

[1] Yang Guangqiang. Large-scalemagneto-rheologcal fluid damper for vibration mitigation modeling testing and control[D].Indiana,USA:University of Notre Dame,2001.

[2] Spencer B F,Nagarajah S.State of the art of structural control[J].Journal of Structural Engineering,2003,129(7):845-856.

[3] Ou Jinping,Li Hui.Design approaches for active,semi-active and passive control systems based on analysis of characteristics of active control force[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2010,8(4):493-506.

Wu Zhehua,Lou Wenjuan,Chen Yong,et al.Optimal marker of M R damper for stay-cable with semiactive vibration control[J]. Journal of Vibration,Measurement& Diagnosis,2006,26(1):41-45.(in Chinese)

[5] 瞿偉廉,劉嘉,涂建維,等.500kN足尺磁流變液阻尼器設計的關鍵技術[J].地震工程與工程振動,2007,27(2):124-130.

Qu Weilian,Liu Jia,Tu Jianwei,et al.Crucial techniques for design of 500 kN large-scale M R damper[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2007,27(2):124-130.(in Chinese)

[6] 邢海軍,楊紹普,申永軍,等.孔隙閥式磁流變阻尼器準靜力分析 [J].振動、測試與診斷,2009,29(4):454-457.

Xing Haijun,Yang Shaopu,Shen Yongjun,et al.Quasi-static analysis of magnetorheological damper with a hole duct valve[J].Journal of Vibration,Measurement& Diagnosis,2009,29(4):454-457.(in Chinese)

[7] 關新春,歐進萍.磁流變耗能器的阻尼力模型及其參數確定[J].振動與沖擊,2001,20(1):5-9.

Guan Xinchun, Ou Jinping. Magnetorheological damper′s damping force model and the definition of its parameter[J].Journal of Vibration and Shock,2001,20(1):5-9.(in Chinese)

[8] 熊超,鄭堅,張進秋,等.磁流變阻尼器的設計及其力學特性實驗研究[J].軍械工程學院學報,2004,16(2):1-5.

Xiong Chao,Zheng Jian,Zhang Jinqiu,et al.Design and experimental study on M R damper[J].Journal of the Ordnance Engineering Institute,2004,16(2):1-5.(in Chinese)

[9] 于國軍,杜成斌,孫立國.一種新型復合磁流變阻尼器的設計與磁路仿真分析 [J].機械設計與研究,2007,l23(3):113-117.

Yu Guojun,Du Chengbin,Sun Liguo.The design of a new-style composite M R damper and magnetic circuit simulation analysis[J].Machine Design and Research,2007,l23(3):113-117.(in Chinese)

[10]關新春 ,李金海 ,歐進萍.三階段活塞式磁流變液減振器磁路的試驗研究 [J].機械設計與研究,2004,20(1):60-62.

Guan Xinchun,Li Jinhai,Ou Jinping.Experimental studies of magnetic circuit of three stage piston-type magnetorheological fluid damper[J].Machine Design and Research,2004,20(1):60-62.(in Chinese)

[11]杜修力,牛東旭,廖維張,等.逆變型磁流變阻尼器的設計與性能試驗 [J].振動與沖擊,2006,25(5):49-53.

Du Xiuli,Niu Dongxu,Liao Weizhang,et al.Design and experimental studies on the inverse control magnetorheological damper[J].Journal of Vibration and Shock,2006,25(5):49-53.(in Chinese)

[12]GuoShuqi,YangShaopu,Pan Cunzhi. Dynamic modelingof magneto-rheological damperbehaviors[J]. Journal ofIntelligent MaterialSystems and Structures,2006,17(1):3-14.

[13]邢海軍 ,楊紹普 ,郭樹起.一種磁流變阻尼器動態(tài)阻尼力模型 [J].振動與沖擊,2010,29(7):105-108.

Xing Haijun,Yang Shaopu,Guo Shuqi.A dynamic model of magnetorheological dampers[J].Journal of Vibration and Shock,2010,29(7):105-108.(in Chinese)