許俊紅, 朱哲雨, 李愛(ài)群

(1. 南京林業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 江蘇 南京 210037; 2. 東南大學(xué) 土木工程學(xué)院, 江蘇 南京 210096;3. 北京建筑大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院, 北京 100044)

0 引言

梁柱節(jié)點(diǎn)是裝配式鋼結(jié)構(gòu)中的重點(diǎn)部位,是極為薄弱的震害環(huán)節(jié),其自身?yè)p傷形成塑性鉸耗能的方式不僅容易造成節(jié)點(diǎn)破壞和結(jié)構(gòu)整體倒塌,且在震后難以修復(fù)。因此,保證節(jié)點(diǎn)在地震中的良好性能尤為重要,這對(duì)于提高裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑的抗震性能意義重大[1]。

近年來(lái),國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者基于被動(dòng)控制思想,提出了在梁柱節(jié)點(diǎn)處設(shè)置阻尼器的方法來(lái)提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能,并對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角阻尼器進(jìn)行了理論試驗(yàn)和相關(guān)研究[2-3]。吳從曉等[4-5]、徐昕等[6-7]、朱琰潔等[8]、王艮平等[9-10]、Zhang等[11]和張恒[12]對(duì)扇形鉛黏彈性或扇形黏彈性阻尼器進(jìn)行了研究?？紤]到節(jié)點(diǎn)處因變形過(guò)小無(wú)法充分發(fā)揮扇形黏彈性阻尼器的性能,李宏男等[13]提出了一種新型旋轉(zhuǎn)放大式黏彈性阻尼器,可以通過(guò)放大節(jié)點(diǎn)處的位移使阻尼器產(chǎn)生較大變形,充分發(fā)揮了阻尼器的滯回性能。除了扇形鉛黏彈性阻尼器,其他金屬類型的節(jié)點(diǎn)阻尼器也受到了關(guān)注,如Yashar Bakhshayesh等[14]研究了一種放置在中心支撐鋼結(jié)構(gòu)框架節(jié)點(diǎn)處的新型鋼阻尼器,其區(qū)別于普通鋼阻尼器,具有剪切屈服機(jī)制,不僅經(jīng)濟(jì)且易于更換,可以耗散大部分地震能量。Soydan等[15]研究了一種在梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)域設(shè)置的鉛擠壓阻尼器,并進(jìn)行了1/2縮尺比的不加固和加固結(jié)構(gòu)模型的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和非線性動(dòng)力時(shí)程仿真分析。Fathizadeh等[16]提出了一種新型彎曲鋼阻尼器;Yang等[17]對(duì)一種放置在自復(fù)位鋼筋混凝土基礎(chǔ)和柱節(jié)點(diǎn)處的可更換阻尼器進(jìn)行了研究;Piero Colajanni等[18]研究了一種布置在半預(yù)制混合鋼桁架混凝土梁和現(xiàn)澆鋼筋混凝土柱節(jié)點(diǎn)處的新型摩擦阻尼器,該阻尼器可以限制面板開(kāi)裂,降低接頭處剪切力的大小。

由以上研究可知,節(jié)點(diǎn)型阻尼器多以扇形阻尼器為主。但扇形阻尼器為一種異形結(jié)構(gòu)[12],在制作過(guò)程中形狀呈一定的弧形,制作構(gòu)件的模具零件繁多[19],制作過(guò)程復(fù)雜。該特點(diǎn)成為扇形阻尼器加工過(guò)程中遇到的最大技術(shù)難點(diǎn),這在一定程度上提高了阻尼器制作成本,制約了扇形阻尼器的推廣應(yīng)用。

鑒于此,為了能在有效保護(hù)結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的基礎(chǔ)上進(jìn)一步降低阻尼器的制作成本,并使節(jié)點(diǎn)阻尼器的制作簡(jiǎn)單化,本文提出了一種構(gòu)造較為簡(jiǎn)單的直角型黏彈性阻尼器,其構(gòu)造布置如圖1所示。由圖1可知,該阻尼器由螺栓連接于梁柱腋下,不僅具有體積小、不影響使用空間等優(yōu)點(diǎn),而且在安裝裝配式梁柱結(jié)構(gòu)時(shí)還可以發(fā)揮固定框架梁的作用。該阻尼器的減震機(jī)理為:在地震水平作用下,節(jié)點(diǎn)處梁的彎曲變形引起框架梁柱節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng),使得分別連接于梁和柱的阻尼器鋼板發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)位移,從而帶動(dòng)直角型阻尼器材料層發(fā)生剪切變形,以達(dá)到耗能的目的。當(dāng)阻尼器發(fā)生損傷時(shí),雖然該部分功能會(huì)受到一定的影響甚至破壞,但結(jié)構(gòu)整體損傷并不會(huì)過(guò)度發(fā)展,災(zāi)后可在合理的技術(shù)條件和經(jīng)濟(jì)條件下進(jìn)行修復(fù),恢復(fù)結(jié)構(gòu)預(yù)期功能。

圖1 梁柱節(jié)點(diǎn)處直角型黏彈性阻尼器布置圖Fig.1 Layout of the right-angle viscoelastic damper at beam-column joints

作為高分子阻尼材料的典型代表,氟橡膠(Fluororubber,FKM)由于具有較高的氟氫比以及非常高的碳-氟鍵強(qiáng)度和飽和度(FKM分子結(jié)構(gòu)式參看圖2)[20],從而具有優(yōu)異的熱穩(wěn)定性、耐腐蝕性和耐油性等特質(zhì)。這些性能使得FKM廣泛應(yīng)用于高鐵快軌、航空航天發(fā)動(dòng)機(jī)、汽車工業(yè)、建筑結(jié)構(gòu)等諸多領(lǐng)域[21-22]。使用填料對(duì)FKM進(jìn)行改性不僅可以增大其體積,同時(shí)可以有效改善FKM的力學(xué)性能以及加工工藝性能,并降低使用成本。Righetti等[23]研究了炭黑填料濃度對(duì)溶脹交聯(lián)和含氟彈性體橡膠的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度的影響。Kader等[24]研究了硫化填料對(duì)FKM和丙烯酸橡膠-氟橡膠共混物硫化、機(jī)械、老化和溶脹性能的影響。目前對(duì)于FKM的改性材料多以石墨、碳纖維、碳化硼等為主,而將高嶺土經(jīng)過(guò)一系列的工藝制備成納米偏高嶺土(Nano-metakaolin,NMK),以此作為FKM的補(bǔ)強(qiáng)填料,具有白度高、粒度細(xì)、分散性好以及高分子化合物相容性好等特點(diǎn)[25]。同時(shí),NMK是納米級(jí)材料,在提供弱的陽(yáng)離子交換性和強(qiáng)離子吸附性方面有獨(dú)特優(yōu)勢(shì),且方便易得、成本低廉,因此具有較廣泛的應(yīng)用價(jià)值、推廣價(jià)值和現(xiàn)實(shí)工程意義。

圖2 26型氟橡膠分子結(jié)構(gòu)式Fig.2 Molecular structure of type 26 fluoroelastomer

因此,本文首先制備高阻尼性能的納米偏高嶺土/氟橡膠(NMK/FKM)復(fù)合材料,并對(duì)該新型材料進(jìn)行動(dòng)態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)和靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn);其次,以NMK/FKM納米復(fù)合材料為核心耗能材料,對(duì)本文提出的直角型黏彈性阻尼器進(jìn)行ABAQUS有限元模擬研究,得出直角型阻尼器力學(xué)性能參數(shù)的位移相關(guān)性、頻率相關(guān)性以及黏彈性材料層和約束鋼板的應(yīng)力分布;最后探討?zhàn)椥圆牧蠈雍穸群妥枘崞鞲呖绫葘?duì)其滯回性能的影響。

1 寬阻尼溫域NMK/FKM復(fù)合材料的制作與性能表征

1.1 NMK/FKM復(fù)合材料的制備

選用FKM基體膠,將其在室溫下塑煉3遍,然后包輥、打三角包、出片,以此制得FKM。硫化條件如下:首先,分別選用AF和BPP作為硫化劑和促進(jìn)劑;然后按質(zhì)量比20/100計(jì)算稱取相應(yīng)質(zhì)量的NMK(內(nèi)蒙古超牌偏高嶺土有限公司生產(chǎn)),和FKM進(jìn)行共混,并于平板硫化機(jī)上硫化制備NMK/FKM納米復(fù)合材料。其中,硫化參數(shù)包括:一段硫化(160 ℃下16 min,壓力10 MPa)和二段硫化(180 ℃下6 h)。

1.2 NMK/FKM復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)熱分析

動(dòng)態(tài)力學(xué)性能表征采用德國(guó)NETZSCH公司生產(chǎn)的DMA 242E型動(dòng)態(tài)熱機(jī)械分析儀(圖3)進(jìn)行測(cè)試。試樣剪裁成尺寸為50 mm(長(zhǎng))×9 mm(寬)×4.9 mm(高)的柱體。試驗(yàn)加載條件為:振幅10 μm;測(cè)試頻率分別為0.5、1.0、1.5、2.0 Hz;溫度掃描范圍為-40～60 ℃;升溫速率為5 ℃/min。

圖3 DMA 242E型動(dòng)態(tài)熱機(jī)械分析儀Fig.3 DMA 242E dynamic thermomechanical analyzer

圖4顯示了復(fù)合材料在0.5、1.0、1.5、2.0 Hz工況下的損耗模量(E″)、存儲(chǔ)模量(E′)和損耗因子(tanδ)隨溫度的變化曲線。由圖4可知,NMK/FKM納米復(fù)合材料在0.5、1.0、1.5、2.0 Hz工況下的阻尼性能發(fā)揮穩(wěn)定,其寬阻尼溫域(即損耗因子tanδ大于0.5的溫度區(qū)間)隨頻率的增大呈先增大后減小的趨勢(shì),分別為23 ℃、56 ℃、60 ℃、30 ℃,在頻率為1.5 Hz時(shí)達(dá)到峰值(60 ℃),即圖4(c)中紅色虛線所示橫坐標(biāo)范圍。隨著頻率的增大,玻璃態(tài)轉(zhuǎn)變峰溫度(損耗因子達(dá)到峰值時(shí)所處的溫度)由低溫向高溫處移動(dòng),存儲(chǔ)模量峰值和損耗模量峰值亦表現(xiàn)出與寬阻尼溫域相近的變化趨勢(shì),同樣，二者的峰值均出現(xiàn)在1.5 Hz工況下。

圖4 NMK/FKM納米復(fù)合材料的E″-T、E′-T、tanδ-T曲線Fig.4 E″-T、E′-T,tanδ-T curves of NMK/FKM nanocomposite

表征材料阻尼性能更科學(xué)的一種方法是將聚合物損耗因子對(duì)溫度的積分面積tanδArea(TA值)作為阻尼評(píng)價(jià)的指標(biāo)。表1給出了NMK/FKM復(fù)合材料在不同頻率下的TA值,即損耗因子-溫度曲線(tanδ-T)下包裹的面積。由表1可知,復(fù)合材料的TA值在1.5 Hz時(shí)達(dá)到峰值14.2。綜合材料在4種頻率下寬阻尼溫域的變化特征(圖4)可知,該材料在1.5 Hz時(shí)阻尼性能最佳,其他頻率工況下的阻尼性能與1.5 Hz工況下相差不大,皆有較好的耗能特性。

表1 NMK/FKM納米復(fù)合材料的TA值

1.3 NMK/FKM復(fù)合材料的靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn)

為了驗(yàn)證和擬合數(shù)值模型,對(duì)NMK/FKM復(fù)合材料進(jìn)行了一系列靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn),試驗(yàn)過(guò)程如圖5所示,圖中紅線圓圈部分為正在拉伸中的啞鈴狀試樣。試驗(yàn)結(jié)果顯示,復(fù)合材料的拉伸強(qiáng)度、扯斷伸長(zhǎng)率和扯斷永久變形分別為16 MPa、382%和21%,滿足建筑消能阻尼器規(guī)范的要求。將該試驗(yàn)結(jié)果用于下一節(jié)的ABAQUS建模當(dāng)中。

圖5 NMK/FKM納米復(fù)合材料拉伸試驗(yàn)Fig.5 Tensile test of NMK/FKM nanocomposite

2 直角型黏彈性阻尼器設(shè)計(jì)

本文所提出的直角型黏彈性阻尼器包含三層鋼板和兩層黏彈性材料,其兩側(cè)剪切鋼板與中間約束鋼板呈90°夾角,構(gòu)造形式如圖6所示。其中,中間鋼板厚度為20 mm,兩側(cè)黏彈性材料層厚度為10 mm,最外側(cè)約束鋼板厚度為12 mm。黏彈性材料層的規(guī)格為100 mm(長(zhǎng))×100 mm(寬),剪切鋼板和約束鋼板的截面尺寸均為270 mm(長(zhǎng)) × 100 mm(寬)。為實(shí)現(xiàn)裝配式鋼結(jié)構(gòu)快速施工的目的,阻尼器和梁柱結(jié)構(gòu)之間采用螺栓連接,一則螺栓連接可以便于阻尼器的更換,二則螺栓連接的抗震性能要優(yōu)于焊接[26]。

圖6 直角型黏彈性阻尼裝置結(jié)構(gòu)尺寸圖(單位:mm)Fig.6 Structural dimension of the right-angle viscoelastic damping device (Unit :mm)

3 直角型黏彈性阻尼器有限元模型的建立

3.1 有限元模型建立和單元類型選取

采用ABAQUS有限元軟件對(duì)直角型黏彈性阻尼器進(jìn)行模擬分析。在實(shí)際工程中,黏彈性材料與鋼板之間是通過(guò)硫化等措施結(jié)合形成整體的,在使用過(guò)程中阻尼器各層結(jié)合也十分緊密。所以在建模中,黏彈性層與鋼板之間通過(guò)Tie綁定的方式連接。對(duì)于鋼板材料,采用C3D8R網(wǎng)格單元類型進(jìn)行模擬,黏彈性材料則采用C3D8H網(wǎng)格單元類型進(jìn)行模擬。

3.2 材料定義、邊界條件和加載工況

約束鋼板與剪切鋼板均采用Q235鋼,材料模型假定為線彈性材料,彈性模量取2.06×105MPa,泊松比為0.3。

在本次模擬中,對(duì)于黏彈性材料共賦予3種定義:質(zhì)量密度、超彈性和黏彈性。質(zhì)量密度為1.5 g·cm-3,超彈性和黏彈性參數(shù)則由1.3節(jié)中的試驗(yàn)結(jié)果擬合得出。超彈性屬性參數(shù)采用各向同性,且每單位體積的應(yīng)變能函數(shù)取Mooney-Rivlin模型(應(yīng)變勢(shì)能階次為1)進(jìn)行模擬，擬合得到的橡膠超彈性本構(gòu)模型的具體參數(shù)如表2所列。表中,C10、C01為材料剪切性能參數(shù);D1為材料壓縮性能參數(shù)。

表2 NMK/FKM納米復(fù)合材料的超彈性參數(shù)

黏彈性屬性參數(shù)采用Prony序列來(lái)表達(dá)橡膠材料對(duì)時(shí)間的依賴特性,擬合得到的橡膠黏彈性松弛系數(shù)如表3所列。表中,gi和ki為對(duì)應(yīng)的無(wú)量綱模量;τi為松弛時(shí)間。本次計(jì)算采用動(dòng)力隱式分析步。

表3 NMK/FKM納米復(fù)合材料的黏彈性參數(shù)Table 3 Viscoelastic parameters of NMK/FKM nanocomposite

模擬中,根據(jù)圖1中直角型阻尼器的實(shí)際運(yùn)動(dòng)方向,加載模式為:在約束鋼板的一端,采用固結(jié)的方式進(jìn)行固定;對(duì)于剪切鋼板的一端,在其頂端耦合一點(diǎn),通過(guò)在耦合點(diǎn)施加正弦位移荷載模擬往返剪切運(yùn)動(dòng),并約束除剪切方向之外的位移。在數(shù)值模擬中,考慮到與1.2節(jié)NMK/FKM納米復(fù)合材料溫度掃描試驗(yàn)的頻率設(shè)置一致,對(duì)阻尼器的工況設(shè)計(jì)亦考慮4種頻率工況,分別為0.5 Hz、1.0 Hz、1.5 Hz和2.0 Hz,且每種頻率下包含2 mm、5 mm、10 mm、20 mm、30 mm和50 mm 5種位移幅值,共有24種加載工況,以深入考察阻尼器的位移相關(guān)性和頻率相關(guān)性。數(shù)值模擬中設(shè)定破壞條件為:當(dāng)阻尼層發(fā)生60 mm剪切應(yīng)變時(shí),鋼板與阻尼材料撕裂,阻尼器破壞。

4 有限元結(jié)果分析

4.1 滯回曲線

基于上述建模方法,對(duì)阻尼器模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,圖7所示為采用本文建模方法與試驗(yàn)所得滯回曲線的對(duì)比圖。由圖可知,二者吻合較為理想,上述的有限元建模方法可應(yīng)用于直角型黏彈性阻尼器的有限元模擬分析。

圖7 直角型阻尼器試驗(yàn)與模擬滯回曲線對(duì)比圖Fig.7 Comparison diagram of experimental and simulated hysteretic curves of the right-angle damper

圖8為加載頻率分別為0.5、1.0、1.5和2.0 Hz,位移幅值分別為2、5、10、20、30和50 mm時(shí),直角型黏彈性阻尼器的滯回曲線。由圖8可以看出,滯回環(huán)形狀良好,較為飽滿。在頻率相關(guān)性方面,滯回環(huán)斜率隨頻率的增大而增大,表現(xiàn)出頻率越高剛度越大的動(dòng)力特性。在不同頻率作用下,隨著位移幅值的增大,滯回環(huán)的面積均逐漸增大。當(dāng)加載頻率為0.5 Hz時(shí),滯回環(huán)的斜率不隨位移幅值的增加而增大;當(dāng)頻率大于0.5 Hz時(shí),滯回環(huán)的斜率則隨著位移幅值的增大而增大?？梢?jiàn)直角型黏彈性阻尼器的動(dòng)力特性表現(xiàn)為位移幅值越大,其剛度也越大。從圖8可知,在0.5、1.0和1.5 Hz工況下,滯回環(huán)形狀隨著位移幅值的增大發(fā)生了不同變化,直角型阻尼器的滯回特性表現(xiàn)為非線性類型;當(dāng)頻率升至2.0 Hz時(shí),滯回環(huán)形狀則不隨位移幅值的變化而變化,此時(shí)阻尼器的滯回特性為線性。需注意的是,非線性和線性兩種類型下,對(duì)于等效剛度和等效阻尼比的計(jì)算是不同的。

圖8 直角型黏彈性阻尼器在不同頻率和不同位移幅值下的滯回曲線Fig.8 Hysteretic curves of the right-angle viscoelastic damper under different frequencies and different displacement amplitudes

4.2 骨架曲線

骨架曲線為往復(fù)荷載作用下所得各個(gè)滯回環(huán)的最大荷載點(diǎn)依次連接而成的曲線,直角型黏彈性阻尼器各頻率下的骨架曲線如圖9所示。由圖9可知,模擬的最大荷載在正向加載和反向加載時(shí)相差較小,各頻率下的骨架曲線大致呈中心對(duì)稱。在不同位移加載下,阻尼器的剛度未發(fā)生下降現(xiàn)象;所有工況下的最大荷載為85 kN左右,阻尼器剛度并未發(fā)生很大變化,所以阻尼器在整個(gè)工作中狀態(tài)良好。當(dāng)阻尼器變形達(dá)到極限位移時(shí),荷載仍未出現(xiàn)下降段,說(shuō)明直角型阻尼器具有良好的變形和耗能能力。

圖9 直角型黏彈性阻尼器在不同頻率下的骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of the right-angle viscoelastic damper at different frequencies

4.3 黏彈性材料層應(yīng)力分布

為了研究直角型黏彈性阻尼器黏彈性材料層的應(yīng)力分布,取1.0 Hz頻率時(shí)不同位移幅值工況進(jìn)行研究,結(jié)果如圖10所示。由圖10可知,在各位移幅值下,兩塊黏彈性材料層的應(yīng)力分布基本對(duì)稱,且隨著位移幅值的增大各處的應(yīng)力也增大。應(yīng)力的極值點(diǎn)均出現(xiàn)在與中間鋼板連接處的邊緣,且在材料層中心點(diǎn)處出現(xiàn)應(yīng)力變化。從變形來(lái)看,當(dāng)位移幅值為50 mm時(shí),黏彈性材料層發(fā)生了較大變形。

圖10 頻率1.0 Hz、不同位移幅值工況下黏彈性材料層應(yīng)力圖(單位:MPa)Fig.10 Stress diagram of viscoelastic material layers under a frequency of 1.0 Hz and different displacement amplitudes (Unit :MPa)

4.4 約束鋼板應(yīng)力分布

不同于常規(guī)黏彈性阻尼器,直角型阻尼器的約束鋼板和中間鋼板呈垂直構(gòu)造,這可能會(huì)對(duì)阻尼器的耗能特性產(chǎn)生較大影響,因此有必要對(duì)鋼板的應(yīng)力分布進(jìn)行研究。圖11為頻率為1.0 Hz時(shí),不同位移幅值工況下約束鋼板的應(yīng)力分布圖。由圖11可以看出,鋼板應(yīng)力隨著位移幅值的增大而增大。

圖11 頻率1.0 Hz、不同位移幅值工況下的鋼板應(yīng)力圖 (單位:MPa)Fig.11 Stress diagram of steel plates under a frequency of 1.0 Hz and different displacement amplitudes (Unit :MPa)

對(duì)比圖10可知,相對(duì)于黏彈性材料層的應(yīng)力,鋼板應(yīng)力要大得多。所有位移幅值工況下,鋼板應(yīng)力的極值點(diǎn)皆出現(xiàn)在鋼板固定端的角點(diǎn)處,且應(yīng)力對(duì)稱分布,從鋼板固定端向另一端呈發(fā)散式分布。

5 力學(xué)性能指標(biāo)分析

5.1 最大阻尼力

最大阻尼力是阻尼器在整個(gè)往復(fù)剪切過(guò)程中構(gòu)件所承受的最大荷載,圖12為直角型黏彈性阻尼器的最大阻尼力相關(guān)性分析圖。由圖12(a)可以得出,當(dāng)位移幅值為50 mm且頻率為2.0 Hz時(shí),出現(xiàn)所有工況下的最大阻尼力(88.9 kN);4種頻率下的最大阻尼力都呈現(xiàn)隨位移幅值的增大而單調(diào)遞增的趨勢(shì),且每種頻率下增加的幅度相似。由圖12(b)可知,在同一位移幅值下,隨著頻率的增大最大阻尼力也略有增大;當(dāng)位移幅值達(dá)到20 mm及以上時(shí),最大阻尼力隨頻率增加的幅度變大。

圖12 最大阻尼力相關(guān)性分析圖Fig.12 Correlation analysis of the maximum damping force

5.2 存儲(chǔ)剛度

存儲(chǔ)剛度為阻尼器最大位移時(shí)的荷載與最大位移的比值,表征了阻尼器構(gòu)件在能量轉(zhuǎn)換方面的性能,圖13為直角型黏彈性阻尼器的存儲(chǔ)剛度相關(guān)性分析圖。從圖13(a)可知,每種頻率工況下構(gòu)件的存儲(chǔ)剛度隨位移的增大呈單調(diào)遞增的趨;各頻率工況都在50 mm位移幅值時(shí)達(dá)到最大存儲(chǔ)剛度,且2.0 Hz時(shí)存儲(chǔ)剛度達(dá)到所有工況下的最大值1.78 kN/mm。由圖13(b)可知,所有位移幅值下存儲(chǔ)剛度都隨頻率的增大而單調(diào)遞增,與位移相關(guān)性規(guī)律相似。

圖13 存儲(chǔ)剛度相關(guān)性分析圖Fig.13 Correlation analysis of the storage stiffness

5.3 損耗剛度

損耗剛度是阻尼器零位移時(shí)的荷載與最大位移的比值,是反映阻尼器構(gòu)件在能量損耗方面的能力指標(biāo),圖14為直角型黏彈性阻尼器的損耗剛度相關(guān)性分析圖。從圖14(a)可知,當(dāng)位移幅值小于20 mm時(shí),各頻率下阻尼器的損耗剛度無(wú)明顯變化;位移幅值大于20 mm后,各頻率下?lián)p耗剛度隨著位移的增大也逐漸增大。頻率為1.5 Hz時(shí)損耗剛度的曲線變化與其他三種頻率工況有所區(qū)別,損耗剛度一直呈增長(zhǎng)趨勢(shì)。損耗剛度最大值出現(xiàn)在頻率1.5 Hz且位移幅值50 mm的工況下,為0.896 kN/mm。從圖14(b)可知,各種位移幅值下,損耗剛度隨頻率的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。

圖14 損耗剛度相關(guān)性分析圖Fig.14 Correlation analysis of the loss stiffness

5.4 等效阻尼系數(shù)

等效阻尼系數(shù)為阻尼器損耗剛度與加載頻率的比值,圖15為直角型黏彈性阻尼器的等效阻尼系數(shù)相關(guān)性分析圖。由圖15(a)可得,在位移相關(guān)性方面,當(dāng)頻率為1.5 Hz時(shí)，阻尼器等效阻尼系數(shù)隨位移幅值的增大而增大；其他加載頻率下，等效阻尼系數(shù)則隨位移幅值的增大呈先減后增的趨勢(shì)。由圖15(b)可知，位移幅值大于10 mm后，等效阻尼系數(shù)呈開(kāi)口向下拋物線型變化。在所有工況中,等效阻尼系數(shù)在1.5 Hz頻率和50 mm位移幅值下出現(xiàn)最大值0.597 kN·s/mm。

圖15 等效阻尼系數(shù)相關(guān)性分析圖Fig.15 Correlation analysis of the equivalent damping coefficient

5.5 損耗因子

損耗因子為阻尼器損耗剛度與存儲(chǔ)剛度的比值,圖16為直角型黏彈性阻尼器的損耗因子相關(guān)性分析圖。由圖16可得,阻尼器損耗因子的位移相關(guān)性與頻率相關(guān)性的變化趨勢(shì)與損耗剛度類似;當(dāng)頻率為1.5 Hz且位移幅值為50 mm時(shí),損耗因子達(dá)到峰值0.56,5.4節(jié)中等效阻尼系數(shù)也在該工況下出現(xiàn)最大值。這與1.2節(jié)給出的結(jié)論“當(dāng)頻率為1.5 Hz時(shí),阻尼材料的寬阻尼溫域和TA值皆達(dá)到峰值,該工況下材料的阻尼性能最佳”,保持了一定程度上的一致性。該結(jié)論也從側(cè)面驗(yàn)證了數(shù)值模型的有效性。

圖16 損耗因子相關(guān)性分析圖Fig.16 Correlation analysis of the loss factor

6 其他相關(guān)性分析

6.1 黏彈性材料層厚度相關(guān)性分析

為了更全面地探究直角型黏彈性阻尼器的性能,本研究考慮了黏彈性材料層厚度對(duì)阻尼器滯回性能的影響,在上述結(jié)構(gòu)尺寸和形狀的基礎(chǔ)上,通過(guò)改變黏彈性材料層厚度對(duì)阻尼器進(jìn)行研究。厚度分別取6 mm、10 mm、15 mm和20 mm,加載位移幅值與加載頻率分別取10 mm和1.0 Hz,計(jì)算得出各工況下的滯回曲線如圖17所示。由圖17可知,隨著黏彈性材料層厚度的增大,滯回曲線的面積逐漸減小,最大阻尼力也逐漸減小;隨著厚度的增加,滯回環(huán)的斜率減小,說(shuō)明阻尼器的剛度也在逐漸變小。

圖17 黏彈性材料層厚度相關(guān)性分析Fig.17 Correlation analysis of viscoelastic material layers

從這一點(diǎn)來(lái)看,黏彈性材料層不宜設(shè)計(jì)過(guò)厚,以免對(duì)阻尼器的耗能性能產(chǎn)生不利影響。通過(guò)研究得出,當(dāng)黏彈性材料層的規(guī)格為100 mm(長(zhǎng))×100 mm(寬)時(shí),材料層最佳厚度為6 mm。在進(jìn)行阻尼器設(shè)計(jì)的時(shí)候,宜通過(guò)有限元分析對(duì)最佳材料厚度進(jìn)行計(jì)算驗(yàn)證,從而發(fā)揮阻尼器的最大效能。

6.2 阻尼器高跨比相關(guān)性分析

直角型結(jié)構(gòu)的阻尼器可能會(huì)受到鋼板長(zhǎng)度的影響,所以對(duì)阻尼器的高跨比——兩側(cè)約束鋼板長(zhǎng)度(高度)和中間剪切鋼板長(zhǎng)度(跨度)的比值進(jìn)行研究。為了更好地探究高跨比對(duì)阻尼器滯回性能的影響,將其設(shè)為3種工況,分別為200 mm∶400 mm(1∶2)、400 mm∶400 mm(1∶1)、400 mm∶200 mm(2∶1)。橡膠層尺寸為100(長(zhǎng)) mm×100 mm(寬)×6 mm(高),加載頻率和位移幅值分別為2.0 Hz和30 mm。

3種高跨比工況下直角型黏彈性阻尼結(jié)構(gòu)的變形如圖18所示。由圖18可知,當(dāng)兩側(cè)約束鋼板較長(zhǎng)時(shí),在固定端的另一端會(huì)產(chǎn)生較大位移,而中間剪切鋼板的長(zhǎng)短則對(duì)位移影響較小。

圖18 不同高跨比的阻尼器位移圖Fig.18 Displacement diagram of the damper with different height-span ratios

3種高跨比工況下阻尼器的滯回曲線如圖19所示。由圖19可知,高跨比為2∶1時(shí),阻尼器的滯回環(huán)面積最大,最大阻尼力亦有所提高;在其他兩種高跨比工況下,阻尼器的滯回曲線基本重合。阻尼器高跨比的增大提高了直角型黏彈性阻尼器的滯回耗能性能,可能原因在于大高跨比工況下鋼板端部發(fā)生位移,起到了塑性耗能的作用,從而增大了其滯回耗能性能。

圖19 不同高跨比工況下的阻尼器滯回曲線Fig.19 Hysteretic curves of the damper under different height-span ratios

7 結(jié)論

(1) 當(dāng)頻率為1.5 Hz時(shí),NMK/FKM納米復(fù)合材料寬阻尼溫域和TA值皆達(dá)到峰值,該工況下材料的阻尼性能最佳;對(duì)直角型阻尼器而言,損耗因子和等效阻尼系數(shù)均在1.5 Hz頻率下取得最大值,這種一致性一定程度上驗(yàn)證了數(shù)值模型的有效性。

(2) 各頻率下阻尼器骨架曲線大致呈中心對(duì)稱。在不同位移加載下,阻尼器的剛度未發(fā)生下降現(xiàn)象,在整個(gè)工作中狀態(tài)良好。當(dāng)阻尼器變形達(dá)到極限位移時(shí),荷載仍未出現(xiàn)下降段,說(shuō)明直角型阻尼器具有良好的變形和耗能能力。

(3) 直角型黏彈性阻尼器表現(xiàn)出剛度隨位移幅值的增大而增大的動(dòng)力特性。當(dāng)頻率為0.5、1.0和1.5 Hz時(shí),阻尼器滯回特性表現(xiàn)為非線性類型;當(dāng)頻率升至2.0 Hz時(shí),滯回特性則為線性。當(dāng)頻率為1.5 H時(shí),損耗剛度、等效阻尼系數(shù)和損耗因子均達(dá)到峰值,最大阻尼力、存儲(chǔ)剛度則在2.0 Hz時(shí)達(dá)到最大值。

(4) 在各位移幅值下,兩塊黏彈性材料層的應(yīng)力分布基本對(duì)稱,且隨位移幅值的增大各處的應(yīng)力也增大。應(yīng)力的極值點(diǎn)均出現(xiàn)在與中間鋼板連接處的邊緣,且在材料層中心點(diǎn)處出現(xiàn)應(yīng)力變化。鋼板應(yīng)力較黏彈性材料層的應(yīng)力大得多,所有位移幅值工況下,鋼板應(yīng)力的極值點(diǎn)皆出現(xiàn)在鋼板固定端的角點(diǎn)處,且應(yīng)力對(duì)稱分布,從鋼板固定端向另一端呈發(fā)散式分布。

(5) 阻尼器高跨比的增大提高了直角型黏彈性阻尼器的滯回耗能性能,原因可能是在大高跨比工況下鋼板端部發(fā)生了位移,從而增加了塑性耗能的作用。增大黏彈性材料層的厚度會(huì)降低阻尼器的滯回耗能能力,減小阻尼器的最大阻尼力和剛度。