閔 為，楊 珂，李 成，王鴻宇，段 沛

(蘭州理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，蘭州 730050)

黏滯阻尼器的主要作用是為結(jié)構(gòu)體系提供附加阻尼，通過黏性介質(zhì)和阻尼器結(jié)構(gòu)部件的相互作用產(chǎn)生阻尼力，達(dá)到耗散能量的目的，保證結(jié)構(gòu)構(gòu)件安全。因此黏滯阻尼器被廣泛應(yīng)用于工業(yè)領(lǐng)域中[1-2]。

早期黏滯阻尼器的研究主要集中在黏滯阻尼器的力學(xué)模型方面。丁建華等[3-4]設(shè)計(jì)出孔隙式、間隙式油缸阻尼器，基于冪律流體的流變特性提出了阻尼力的計(jì)算模型；賈九紅等[5-6]將Maxwell黏彈性流體模型簡化為牛頓流體模型，采用分離變量法和分?jǐn)?shù)微分建模的方法推導(dǎo)了間隙式阻尼器阻尼力模型，并給出了阻尼器能量耗散的計(jì)算方法；熊瑋[7]研究了輸出阻尼力與激振頻率、位移幅值和阻尼材料黏度變化的關(guān)系，通過分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸得到阻尼力的計(jì)算公式；Makris等[8]基于廣義黏彈性流體，從動(dòng)力學(xué)角度建立黏彈性流體阻尼器分析模型，提出近似解析解并通過試驗(yàn)驗(yàn)證。Satpute等[9]通過墊片控制阻尼孔的個(gè)數(shù)，并建立阻尼器的數(shù)學(xué)模型，采用有限元的方法計(jì)算了墊片的剛度并在Simulink中計(jì)算了一定的頻率范圍內(nèi)的位移傳遞速率。Constantinou等[10-11]基于廣義的Maxwell模型模擬流體物性參數(shù)的變化，分析了黏滯阻尼器產(chǎn)生非線性變化現(xiàn)象的原因，建立了力-速度關(guān)系計(jì)算方程式，并通過試驗(yàn)證實(shí)了其合理性；黃鎮(zhèn)等[12]基于調(diào)節(jié)閥式黏滯阻尼器建立了阻尼器的力學(xué)模型，并采用不同激勵(lì)強(qiáng)度進(jìn)行了阻尼特性的試驗(yàn)，結(jié)果表明該阻尼器能夠保持最大輸出阻尼力的穩(wěn)定。

然而，黏滯阻尼器工作介質(zhì)的物理屬性對(duì)其速度-負(fù)載特性有較大影響，因此，部分研究者在考慮工作介質(zhì)的物理屬性的情況下對(duì)阻尼器的力學(xué)性能進(jìn)行了研究。何小偉[13]在忽略介質(zhì)黏度變化但考慮介質(zhì)的體積彈性模量隨含氣量變化的情況下，建立了流體阻尼器的線性并聯(lián)模型，分析了不同含氣量的工況下阻尼力輸出特性；Symans等[14]在考慮介質(zhì)彈性體積模量的情況下，對(duì)半活性阻尼器進(jìn)行了研究，但沒有考慮介質(zhì)的剪切稀化特性的影響；Hou等[15-17]在考慮了二甲基硅油的剪切稀化特性的前提下，研究了阻尼器的阻尼力輸出特性，并指出影響阻尼力大小的因素，但沒有考慮介質(zhì)壓縮性對(duì)阻尼力的影響。翁大根等[18]在偽靜力學(xué)裝置下進(jìn)行黏滯阻尼器試驗(yàn)分析其力學(xué)特性，并提出在黏滯阻尼器的設(shè)計(jì)過程中必須考慮其本身的附加剛度，但并未對(duì)附加剛度進(jìn)行詳細(xì)研究；張同忠[19]在考慮介質(zhì)壓縮性引起的動(dòng)態(tài)剛度的前提下，基于局部損失理論提出了黏滯阻尼器的阻尼力理論計(jì)算模型，并提出黏滯阻尼器的耗能評(píng)價(jià)體系，說明動(dòng)態(tài)剛度導(dǎo)致阻尼器存在耗能失效的問題。

上述學(xué)者提出了影響?zhàn)枘崞髁W(xué)特性的關(guān)鍵因素，但相關(guān)研究并不全面。本文從工作介質(zhì)物理屬性的角度出發(fā)，著重考慮二甲基硅油剪切稀化特性和可壓縮性，建立了黏滯阻尼器的力學(xué)模型，并對(duì)影響其力學(xué)特性的關(guān)鍵因素進(jìn)行了分析。

1 試驗(yàn)裝置及現(xiàn)象

本文的研究對(duì)象為雙出桿孔隙式黏滯阻尼器，其主要組成部分有：缸筒、活塞桿、開有阻尼孔的活塞、缸蓋等,如圖1和表1所示。當(dāng)外力推動(dòng)活塞桿運(yùn)動(dòng)時(shí)，阻尼器一側(cè)的流體受到擠壓且通過阻尼孔流入另一側(cè)的活塞腔中，介質(zhì)在流動(dòng)的過程中消耗掉了外部輸入的能量。

1.活塞桿;2.二甲基硅油;3.活塞;4.阻尼孔;5.缸筒圖1 孔隙式黏滯阻尼器示意圖Fig.1 Schematic diagram of the orifice type viscous damper

表1 阻尼器及介質(zhì)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of damper and medium

試驗(yàn)裝置采用PWS-2000型耗能試驗(yàn)機(jī)(如圖2所示)，主要由主機(jī)、拉伸式夾具、蓄能器裝置供油系統(tǒng)、移動(dòng)液壓控制系統(tǒng)、主控制臺(tái)等部分組成。雙出桿孔隙式黏滯阻尼器的測(cè)試采用位移控制方法，給定活塞的位移S=Asin(2πft)，輸入正弦簡諧波荷載，試驗(yàn)不同頻率、不同振幅工況及不同阻尼孔徑下的速度-負(fù)載特性。黏滯阻尼器的負(fù)載由電液位置控制系統(tǒng)中的作動(dòng)器提供，由于阻尼器與作動(dòng)器之間的聯(lián)結(jié)處存在間隙，作動(dòng)器的位移由內(nèi)置的磁致伸縮傳感器測(cè)量，阻尼器內(nèi)活塞位移由拉線式位移傳感器測(cè)量，阻尼力由左端的載荷傳感器測(cè)量。力傳感器的測(cè)量范圍為108～2 700 kN，測(cè)量精度為±1%FS；位移傳感器的測(cè)量范圍為0～1 000 mm，測(cè)量精度為±1%FS。

圖2 試驗(yàn)裝置圖Fig.2 Experimental setup diagram

黏滯阻尼器的輸出阻尼力主要與活塞有效面積、阻尼孔直徑與長度等結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)動(dòng)幅值、頻率等工作參數(shù)有關(guān)。本文所采用的阻尼缸為同一規(guī)格(活塞有效面積相同)，在不同工況條件下(即不同運(yùn)動(dòng)幅值或頻率)，分析不同孔徑阻尼孔的黏滯阻尼器的力學(xué)性能。

1.1 力-位移曲線

根據(jù)黏滯阻尼器的Maxwell數(shù)學(xué)模型，在笛卡爾正交坐標(biāo)系中，理想黏滯阻尼器的力-位移曲線為對(duì)稱于坐標(biāo)軸的橢圓形曲線，當(dāng)活塞位移到達(dá)中位時(shí)，輸出阻尼力達(dá)到最大值。而在實(shí)際工作過程中，活塞位移還未達(dá)到中位時(shí)，輸出阻尼力已經(jīng)達(dá)到最大值，此時(shí)力-位移曲線相對(duì)于坐標(biāo)系產(chǎn)生了一定角度的偏轉(zhuǎn)，本文將該現(xiàn)象稱為力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象。且將輸出阻尼力最大位置處與縱坐標(biāo)軸之間的角度稱為力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)角度。

從圖3可以看出，黏滯阻尼器的力-位移曲線近似為橢圓，小頻率時(shí)曲線近似“對(duì)稱”(f<0.4)，大頻率時(shí)曲線發(fā)生偏轉(zhuǎn)(f>0.5)，且第一、三象限阻尼力增大，第二、四象限阻尼力減小，曲線的飽滿程度降低。其他孔徑的力—位移曲線也發(fā)生了此種偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象。

圖3 d=6 mm的力-位移曲線Fig.3 d=6 mm force-displacement curve

表2為d=6 mm的阻尼器力-位移曲線偏轉(zhuǎn)角度值，觀察表中的數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)：隨著頻率的增加，阻尼力逐漸增大，曲線的偏轉(zhuǎn)角度值逐漸增大，力-位移曲線偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象更明顯。

表2 力-位移曲線偏轉(zhuǎn)角度值(d=6 mm,A=80 mm)Tab.2 Deflection angle of the force-displacement curve(d=6 mm,A=80 mm)

1.2 阻尼力的滯后特性

時(shí)程分析是通過隨時(shí)間變化的位移、速度、阻尼力等參數(shù)分析反映內(nèi)結(jié)構(gòu)變化的一種方法。繪制阻尼力、位移、速度(速度值由試驗(yàn)位移傳感器測(cè)得的位移值通過微分獲得)的時(shí)程曲線，分析三者之間的關(guān)系。

觀察圖4發(fā)現(xiàn),速度、阻尼力均滯后位移將近90°的相位角，這種速度-位移-阻尼力三者之間的關(guān)系使得力-位移曲線近似為橢圓形，且較飽滿。但速度峰值與阻尼力峰值之間并不完全是同相位，存在一定的相位差。

(a) d=6 mm，f=0.2 Hz的時(shí)程曲線

表3為時(shí)程曲線力-速度間的相位差。與表2對(duì)比發(fā)現(xiàn)：隨著頻率的增加，由于活塞運(yùn)動(dòng)速度加快，越來越多的油液來不及通過阻尼孔而被擠壓，阻尼器中油液之間的相對(duì)作用力增大，導(dǎo)致力-速度間的相位差增大，且力-位移曲線偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象愈加明顯。

表3 時(shí)程曲線力-速度間的相位差(A=80 mm)Tab.3 The phase difference between force and velocity of time-history curve(A=80 mm)

黏滯阻尼器的性能評(píng)價(jià)指標(biāo)主要包括力-位移曲線飽滿程度及時(shí)程曲線中力-速度間的相位差。黏滯阻尼器理想的耗能曲線表現(xiàn)為力-位移曲線為標(biāo)準(zhǔn)的橢圓形以及力-速度之間保持90°的相位差。但由于黏滯阻尼器采用的工作介質(zhì)為二甲基硅油，作為一種典型的非牛頓流體，其剪切稀化特性使得粘度在運(yùn)動(dòng)過程中發(fā)生改變，并且受到擠壓所引起的體積變化量使得黏滯阻尼器的耗能并不能達(dá)到理想狀態(tài)，因此研究二甲基硅油的剪切稀化特性及可壓縮性引起的動(dòng)態(tài)剛度特性對(duì)黏滯阻尼器的性能影響是非常必要的。

2 理論分析

為了進(jìn)一步分析影響?zhàn)枘崞髁W(xué)特性的因素，需建立黏滯阻尼器的計(jì)算模型。

2.1 阻尼力計(jì)算模型

圖5為阻尼器內(nèi)阻尼孔流動(dòng)的簡化示意圖。

圖5 阻尼器內(nèi)阻尼孔流動(dòng)簡化示意圖Fig.5 Simplified flow diagram of damping hole in damper

列1-1、2-2面的伯努利方程

(1)

式中：P1、P2為阻尼器容腔內(nèi)1-1、2-2端面壓力；Z1、Z2為1-1、2-2端面相對(duì)基準(zhǔn)面的高度；α為動(dòng)能修正系數(shù)；v1、v2為1-1、2-2端面處油液流速；ρ為1 000 cSt二甲基硅油的密度；g為重力加速度；hf為阻尼孔內(nèi)沿程水頭損失；hw為活塞兩端局部水頭損失。

由于Z1=Z2,α1=α2,v1=v2，可化簡為

(2)

又因?yàn)檠爻趟^損失為

(3)

式中：λ為沿程損失系數(shù)；v為阻尼孔內(nèi)油液流速；l為阻尼孔長度；d為阻尼孔直徑。

局部阻力損失包括管道截面突然擴(kuò)大引起的水頭損失及管道截面突然縮小引起的水頭損失，局部阻力系數(shù)分別選用ξ1≈0.5、ξ2≈1，則

(4)

代入式(2)中可得

(5)

為了便于計(jì)算阻尼孔內(nèi)流速及運(yùn)動(dòng)黏度(根據(jù)剪切速率-運(yùn)動(dòng)黏度曲線確定)，忽略容腔內(nèi)介質(zhì)壓縮率對(duì)流經(jīng)阻尼孔流量的影響，使活塞運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的流量近似等于流經(jīng)阻尼孔的流量，由此引起的阻尼孔節(jié)流輸出阻尼力誤差可忽略不計(jì)。介質(zhì)壓縮性引起的輸出阻尼力單獨(dú)考慮(如式(23)右邊第二項(xiàng)所示)。

(6)

式中：A0為活塞有效作用面積;A1為阻尼孔面積。

對(duì)阻尼器的兩腔列方程

(7)

(8)

兩腔液體體積V1，V2分別為

V1=(L1-S)A0

(9)

V2=(L2+S)A0

(10)

式中：L1、L2為阻尼器左右兩腔的初始長度；S為活塞位移。

2.2 動(dòng)態(tài)剛度的計(jì)算

動(dòng)態(tài)剛度是流體介質(zhì)在壓力的作用下產(chǎn)生壓縮，形成一定的彈性力，使得黏滯介質(zhì)表現(xiàn)出的彈性能。黏滯阻尼器可以簡化為彈簧-阻尼的串聯(lián)結(jié)構(gòu)，如圖6所示。

圖6 黏滯阻尼器簡化模型Fig.6 The viscous damper simplifies the model

給定正弦位移信號(hào)，活塞運(yùn)動(dòng)的位移為S，阻尼運(yùn)動(dòng)的位移為S0，則油液在運(yùn)動(dòng)過程中被壓縮的位移為ΔS=S-S0，在活塞運(yùn)動(dòng)過程中產(chǎn)生的慣性力極小，可以忽略不計(jì)，則黏滯阻尼器的阻尼力為

F=Cvα=F1=F2

(11)

式中：F1為活塞兩端壓差引起的阻尼力；F2為動(dòng)態(tài)剛度引起的阻尼力；C為黏滯阻尼器的阻尼系數(shù)；α為速度指數(shù)；v為活塞運(yùn)動(dòng)速度。

活塞兩端壓差引起的阻尼力為

F1=ΔpA0

(12)

動(dòng)態(tài)剛度引起的阻尼力為

F2=KΔS

(13)

式中,K為動(dòng)態(tài)剛度。

因此動(dòng)態(tài)剛度為

(14)

二甲基硅油的壓縮率

(15)

代入式(14)可得

(16)

二甲基硅油的體積彈性模量

(17)

由此可得，動(dòng)態(tài)剛度與體積彈性模量之間的關(guān)系為

(18)

2.3 二甲基硅油的剪切稀化特性分析

圖7為1 000 cSt的二甲基硅油運(yùn)動(dòng)黏度η隨剪切速率SR變化曲線[20]。當(dāng)剪切速率較小時(shí)，黏度的變化比較平緩；當(dāng)剪切速率到達(dá)某一范圍時(shí)，黏度發(fā)生了極速下降；當(dāng)剪切速率增大至某一值時(shí)，黏度進(jìn)行緩慢下降直至不再發(fā)生改變。將二甲基硅油黏度隨剪切速率呈現(xiàn)非線性變化這一現(xiàn)象稱為剪切稀化特性。

圖7 二甲基硅油的黏度變化曲線Fig.7 Viscosity curve of dimethyl silicone oil

根據(jù)泊肅葉(Poiseuille)公式，圓管流動(dòng)時(shí)油液的有效剪切速率為

(19)

式中：Q為圓管中的流量；v為阻尼孔內(nèi)油液流速；R為阻尼孔半徑。

油液瞬時(shí)動(dòng)力黏度計(jì)算方程表示為

即化簡為

(20)

聯(lián)立式(5)、(22)、(23)可得沿程損失系數(shù)為

(21)

黏滯阻尼器受到的阻尼力為活塞兩端的壓差與活塞有效面積的乘積，則

F=ΔpA0

(22)

聯(lián)立式(5)、(7)～(10)、(18)～(22)可得阻尼力

(23)

由式(23)可知，黏滯阻尼器輸出的阻尼力由兩部分組成：一部分是由速度變化引起粘度改變而產(chǎn)生的輸出阻尼力；另一部分為與動(dòng)態(tài)剛度相關(guān)的輸出阻尼力。如果忽略動(dòng)態(tài)剛度引起的輸出阻尼力，黏滯阻尼器的力-位移曲線為對(duì)稱于坐標(biāo)軸的橢圓形曲線；但在高頻率或較大輸出力的情況下，阻尼器的實(shí)際輸出力-位移曲線會(huì)出現(xiàn)一定的偏轉(zhuǎn)。因此，研究工作介質(zhì)的物理屬性對(duì)于黏滯阻尼器性能的影響是非常必要的。

3 仿真與試驗(yàn)

3.1 仿真模型

由兩部分組成：一部分是由速度變化引起粘度改變而產(chǎn)生的輸出阻尼力；另一部分為與動(dòng)態(tài)剛度相關(guān)的輸出阻尼力。如果忽略動(dòng)態(tài)剛度引起的輸出阻尼力，黏滯阻尼器的力-位移曲線為對(duì)稱于坐標(biāo)軸的橢圓形曲線；但在高頻率或較大輸出力的情況下，阻尼器的實(shí)際輸出力-位移曲線會(huì)出現(xiàn)一定的偏轉(zhuǎn)。因此，研究工作介質(zhì)的物理屬性對(duì)于黏滯阻尼器性能的影響是非常必要的。

根據(jù)上述理論分析在MATLAB-Simulink中建立仿真計(jì)算模型，如圖8所示。給定活塞運(yùn)動(dòng)的正弦位移信號(hào)，可得到黏滯阻尼器的力-位移曲線。

圖8 Simulink仿真模型Fig.8 Simulink simulation model

3.2 介質(zhì)的物理屬性對(duì)力-位移曲線的影響

以d=2、6、10、12 mm的黏滯阻尼器為例，考慮二甲基硅油的剪切稀化特性以及可壓縮性，通過仿真模型計(jì)算可得力-位移曲線。圖8為各組別仿真與試驗(yàn)分析的力-位移曲線。

表4為各組別阻尼器試驗(yàn)與仿真分析的相對(duì)誤差。結(jié)合圖9與表4分析發(fā)現(xiàn)：仿真模型分析的力-位移曲線與試驗(yàn)曲線較為一致，且仿真分析最大輸出阻尼力與試驗(yàn)最大輸出阻尼力相差不大，相對(duì)誤差在10%以內(nèi)(低于國家標(biāo)準(zhǔn)15%的誤差范圍)，進(jìn)一步說明了仿真模型計(jì)算的準(zhǔn)確性。

表4 試驗(yàn)與仿真分析相對(duì)誤差分析Tab.4 Experimental and simulation analysis relative error analysis

由圖9可知，在小頻率時(shí)，力-位移曲線呈現(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)的橢圓形，隨著頻率的增加，力-位移曲線的飽滿程度逐漸變小，曲線發(fā)生了一定程度的偏轉(zhuǎn)。其中，d=2 mm的力-位移曲線誤差較大的原因在于：一方面黏滯阻尼器的實(shí)際位移并未達(dá)到預(yù)定位移，使得最大速度減小，輸出阻尼力偏??；另一方面由于活塞桿與作動(dòng)器之間存在間隙，介質(zhì)在間隙中的泄漏量相對(duì)于通過阻尼孔的流量不能忽略，從而導(dǎo)致計(jì)算與試驗(yàn)值相差較大。但隨著孔徑的增大，泄漏量所占比重逐漸減小，該現(xiàn)象逐漸消失，試驗(yàn)曲線與仿真計(jì)算曲線基本一致，相對(duì)誤差較小。

圖9(a)、(b)，其偏轉(zhuǎn)角度最大位置處位于第二象限，而圖9(c)、(d)，其偏轉(zhuǎn)角度最大位置處位于第一象限。造成此現(xiàn)象發(fā)生的原因是：在小頻率時(shí)，活塞的運(yùn)動(dòng)周期較長，活塞的運(yùn)動(dòng)速度相對(duì)較小，受動(dòng)態(tài)剛度的影響，被壓縮的油液能在活塞運(yùn)動(dòng)中能逐漸釋放掉儲(chǔ)存的能量；而在大頻率時(shí)，活塞運(yùn)動(dòng)周期較短，活塞運(yùn)動(dòng)速度較快，被壓縮的油液在活塞運(yùn)動(dòng)過程中來不及釋放儲(chǔ)存的能量就再次被壓縮，因此導(dǎo)致了力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)位置的不同。

(a) d=2 mm，f=0.05 Hz，A=50 mm

(a) d=8 mm，f=0.2 Hz

表5為試驗(yàn)與仿真分析力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)角度。隨著頻率的增加，活塞運(yùn)動(dòng)速度增大，力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)角度逐漸增大。力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)角度也反映了油液在活塞運(yùn)動(dòng)過程中被壓縮的情況。

表5 試驗(yàn)與仿真分析力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)角度Tab.5 Experimental and simulation analysis the deflection angle of force-displacement curve

油液的壓縮率會(huì)隨著壓力變化而變化。在試驗(yàn)中，由于無法確定油液的壓縮量，因此無法進(jìn)行動(dòng)態(tài)剛度分析。因此，采用仿真分析的方法去定量的分析阻尼器的動(dòng)態(tài)剛度。表6為仿真分析的油液體積壓縮率以及動(dòng)態(tài)剛度。從表中可以看出：對(duì)于d=6、10 mm的阻尼器，活塞的運(yùn)動(dòng)頻率增加，活塞的運(yùn)動(dòng)速度變快，油液壓縮性引起的體積變化率是逐漸增大，動(dòng)態(tài)剛度值增大；與d=10 mm的阻尼器相比，d=12 mm的阻尼器，活塞的運(yùn)動(dòng)頻率相等，即活塞的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度相等，但由于阻尼孔徑的增大，阻尼器的流通能力變強(qiáng)，因此油液壓縮性引起的體積變化率減小，動(dòng)態(tài)剛度值減?。粚?duì)于d=2 mm的阻尼器，活塞運(yùn)動(dòng)頻率低，活塞運(yùn)動(dòng)速度慢，但由于阻尼孔徑較小，阻尼孔通流能力較弱，大部分油液來不及通過阻尼孔而被擠壓，因此油液壓縮性引起的體積變化率較大，動(dòng)態(tài)剛度值較大。但由于在小孔徑時(shí)，活塞引起的體積變化率本身較小，活塞和活塞缸之間不可避免的產(chǎn)生了一定的泄漏，該泄漏量使得力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)程度并不明顯。

表6 仿真分析體積壓縮率與動(dòng)態(tài)剛度Tab.6 Simulation analysis of volume compressibility and dynamic stiffness

3.3 二甲基硅油剪切稀化特性對(duì)輸出阻尼力的影響

以d=8 mm的黏滯阻尼器為例，假定在活塞運(yùn)動(dòng)過程中，二甲基硅油的黏度不變(黏度始終為初始粘度)，即不考慮二甲基硅油的剪切稀化特性，通過仿真模型分析黏滯阻尼器的輸出阻尼力。圖10為試驗(yàn)與仿真分析的力-位移曲線。

由表7可知，不考慮二甲基硅油的剪切稀化特性，即將黏度作為一定值去分析阻尼器的輸出阻尼力時(shí)，仿真計(jì)算值明顯大于試驗(yàn)值，與實(shí)際情況不符。

表7 試驗(yàn)與仿真分析相對(duì)誤差分析Tab.7 Experimental and simulation analysis relative error analysis

在活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)過程中，阻尼孔內(nèi)速度分布的非均勻性導(dǎo)致介質(zhì)的剪切速率隨著活塞速度的變化而劇烈變化，正是由于二甲基硅油的剪切稀化特性使得其黏度隨著剪切速率的增大快速降低，介質(zhì)的流動(dòng)性加強(qiáng)，從而導(dǎo)致阻尼孔兩端壓差降低，致使阻尼器的輸出阻尼力明顯降低。

結(jié)合3.2與表7分析可知，二甲基硅油的剪切稀化特性導(dǎo)致的黏度變化影響?zhàn)枘崞鞯妮敵鲎枘崃ΑＲ虼嗽诜治鲳枘崞鞯牧W(xué)性能時(shí)，二甲基硅油的黏度變化不可忽略，其剪切稀化特性是影響?zhàn)枘崞鬏敵鲎枘崃Υ笮〉年P(guān)鍵因素。

4 結(jié) 論

本文在考慮二甲基硅油剪切稀化特性和可壓縮性的前提下，建立了黏滯阻尼器的阻尼力模型，通過仿真分析和試驗(yàn)得到了如下結(jié)論：

(1) 黏滯阻尼器力-位移曲線產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)及時(shí)程曲線產(chǎn)生滯后的現(xiàn)象是由于介質(zhì)壓縮性引起的動(dòng)態(tài)剛度造成的?；钊\(yùn)動(dòng)頻率的增加(幅值相同)，流體可壓縮性引起的體積變化量變大，從而導(dǎo)致力-位移曲線的偏轉(zhuǎn)角度和時(shí)程曲線力與速度間的相位差變大。

(2) 二甲基硅油的黏度隨剪切速率呈現(xiàn)非線性變化，其黏度值的改變直接決定了黏滯阻尼器的輸出阻尼力。