周亞?wèn)|,葛愛(ài)迪,閆敏杰,張 彥,張奧欽

(天津城建大學(xué) 天津市建筑結(jié)構(gòu)防護(hù)與加固重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300384)

0 引言

隨著材料制備工藝的成熟和建筑減隔震需求的增加,新型智能材料發(fā)展迅速,磁流變彈性體作為一種可以通過(guò)磁場(chǎng)實(shí)時(shí)改變剪切模量和阻尼特性[1-2]的新一代磁流變材料,近年來(lái)受到研究學(xué)者的廣泛關(guān)注。磁流變彈性體兼顧磁流變材料在磁場(chǎng)作用下連續(xù)、迅速和可逆等流變特性[3-4]的同時(shí),還克服了磁流變液團(tuán)聚和沉降穩(wěn)定性差的缺點(diǎn)[5],因其優(yōu)異的材料形態(tài)和材料特性,磁流變彈性體在變剛度變阻尼的基礎(chǔ)隔震器設(shè)計(jì)或吸震系統(tǒng)設(shè)計(jì)中具有廣闊的應(yīng)用前景。

在磁流變彈性體研究方面,BELLAN等[6]使用有限元分析方法計(jì)算了磁流變彈性體的力學(xué)特性,研究了磁流變彈性體在靜態(tài)和動(dòng)態(tài)模式下的力學(xué)性能,得出了不同磁場(chǎng)強(qiáng)度和不同體積比下磁流變彈性體的剪切應(yīng)變與剪切應(yīng)力、剪切應(yīng)變和儲(chǔ)能模量之間的關(guān)系。鄒岸新等[7]通過(guò)摻雜碳納米管對(duì)天然橡膠基磁流變彈性體進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng),提高天然橡膠基磁流變彈性體的力學(xué)強(qiáng)度和磁致特性,并對(duì)制備的磁流變彈性體樣品進(jìn)行了靜、動(dòng)態(tài)力學(xué)特性測(cè)試,測(cè)試結(jié)果顯示,少量的碳納米管能夠提升磁流變彈性體的磁致特性,同時(shí)提高其拉伸強(qiáng)度。LI等[8]、梁雅君等[9]設(shè)計(jì)了一種混合鐵磁系統(tǒng),該裝置線圈產(chǎn)生的電磁場(chǎng)調(diào)節(jié)系統(tǒng)整體磁場(chǎng)以改變磁流變彈性體的等效剛度,實(shí)現(xiàn)磁流變彈性體等效剛度軟化性能。試驗(yàn)結(jié)果表明,隨電流從-0.45 A增加到0.9 A,磁流變彈性體樣品的等效剛度都隨電流的增加而減小,且其等效剛度值在0.9 A時(shí)降至最低,有效地實(shí)現(xiàn)了其剛度軟化的特性。在磁流變彈性體應(yīng)用方面,目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者利用磁流變彈性體具有的響應(yīng)速度快、剛度和阻尼可控等特性[10-11]在新型自適應(yīng)基礎(chǔ)隔震器開(kāi)發(fā)方面做了一系列的研究工作。耿海東[12]根據(jù)常見(jiàn)的磁流變彈性體材料的本構(gòu)模型,建立了一個(gè)磁流變彈性體隔震體系。結(jié)果表明,磁流變彈性體隔震體系的等效剛度在0～24 V的電壓下最高提升了65%。LI等[13]借鑒商業(yè)疊層橡膠支座的設(shè)計(jì),將具有出色垂直承載能力的多層結(jié)構(gòu)應(yīng)用到磁流變彈性體隔震支座中,開(kāi)發(fā)了一個(gè)47層磁流變彈性體自適應(yīng)基礎(chǔ)隔震器。KIM等[14]設(shè)計(jì)了一種可調(diào)諧減振器,使用永磁線圈和電磁線圈共同產(chǎn)生磁場(chǎng),通過(guò)施加正負(fù)電流,整體磁場(chǎng)可以向永磁體產(chǎn)生的現(xiàn)有磁場(chǎng)方向增強(qiáng)或減弱。當(dāng)設(shè)備需要一定的剛度來(lái)維持結(jié)構(gòu)的可用性和穩(wěn)定性時(shí),這種設(shè)計(jì)尤其有價(jià)值。YANG等[15]、SUN等[16]設(shè)計(jì)的混合磁體磁流變彈性體自適應(yīng)隔震器實(shí)現(xiàn)了剛度軟化特性,在正常使用壽命中保持無(wú)電穩(wěn)定,在地震事件中實(shí)現(xiàn)了有效的基礎(chǔ)隔震。

當(dāng)前研究成果更多關(guān)注磁流變彈性體的特性,將磁流變彈性體應(yīng)用于減隔震體系,依靠電磁線圈為設(shè)備提供磁場(chǎng),對(duì)線圈連續(xù)供電時(shí)會(huì)產(chǎn)生大量熱能,并產(chǎn)生顯著的能量消耗問(wèn)題[17-19]。在基礎(chǔ)隔震器或橋梁支座的應(yīng)用中,需要更高的橫向剛度來(lái)抵抗小擾動(dòng),設(shè)備線圈應(yīng)連續(xù)供電。針對(duì)這些問(wèn)題,本文利用體積分?jǐn)?shù)為23%的羰基鐵粉制備磁流變彈性體,設(shè)計(jì)了一種可變剛度的智能隔震支座,通過(guò)ANSYS Electronics有限元軟件對(duì)試驗(yàn)裝置的磁路進(jìn)行了模擬分析,驗(yàn)證隔震支座設(shè)計(jì)的合理性,試驗(yàn)中通過(guò)提高線圈產(chǎn)生的磁場(chǎng)強(qiáng)度降低磁流變彈性體層的剛度,實(shí)現(xiàn)隔震支座的變剛度性能。試驗(yàn)裝置中永磁體為磁流變彈性體提供初始磁場(chǎng),使得磁流變彈性體處于剛度較大的狀態(tài),減小線圈需提供的磁場(chǎng)和線圈體積,克服傳統(tǒng)隔震器線圈需持續(xù)通電以及發(fā)熱的弊端,提高試驗(yàn)裝置使用的可靠性,增強(qiáng)其應(yīng)用于實(shí)際基礎(chǔ)隔震工程的可行性。分別研究了電流強(qiáng)度、剪切幅值及激振頻率對(duì)磁流變彈性體剪切性能的影響,以期為后續(xù)基礎(chǔ)隔震器設(shè)計(jì)研究提供了依據(jù)。

1 支座的結(jié)構(gòu)參數(shù)和磁路仿真

1.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)

新型隔震支座的主體采用LI等[20]的設(shè)計(jì),器件構(gòu)型參照傳統(tǒng)橡膠支座設(shè)計(jì)為疊層結(jié)構(gòu),由多層磁流變彈性體薄板粘合在多層薄鋼片上組成層壓結(jié)構(gòu),試驗(yàn)裝置的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。內(nèi)部鋼片提供垂直承載力和剛度,并防止橡膠橫向膨脹。磁流變彈性體板材具有良好的剪切變形能力,在外加磁場(chǎng)作用下,能夠在磁流變彈性體層之間產(chǎn)生良好的磁場(chǎng)水平。在器件內(nèi)部,九層磁流變彈性體薄板和九層薄鋼片交替層壓并粘接在厚度為5 mm、直徑為100 mm的永磁體兩側(cè),并且保證鋼片附在永磁體的2個(gè)極面,所有鋼片和磁流變彈性體層都是1 mm厚。層壓磁流變彈性體結(jié)構(gòu)和線圈之間的空間充足,可以保證隔震支座具有26 mm的最大變形,相當(dāng)于27.7%的最大允許剪切應(yīng)變。頂板和軛架之間的氣隙厚度為5 mm,允許水平移動(dòng)。磁流變彈性體核心與頂部板和底部板相接處分別放置2個(gè)高37 mm的圓柱形鋼塊。隔震支座內(nèi)部環(huán)繞布設(shè)10個(gè)單個(gè)線圈匝數(shù)為3500匝的線圈,堆疊并聯(lián)到外加電源上。磁流變彈性體隔震支座結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1 新型隔震支座結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 New isolation bearing structure diagram

表1 磁流變彈性體隔震支座的結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of magnetorheological elastomer isolation bearing部件名稱(chēng)材料數(shù)量軸向高度/mm直徑/mm鋼芯10F鋼237100頂蓋10F鋼210250鋼扼10F鋼1110180(內(nèi))220(外)鋼片10F鋼181100磁流變彈性體片磁流變彈性體181100永磁體N40NdFeB15100

1.2 磁路設(shè)計(jì)與仿真分析

為了簡(jiǎn)化計(jì)算,驗(yàn)證試驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)與磁路設(shè)計(jì)的合理性,利用有限元仿真軟件進(jìn)行磁場(chǎng)大小計(jì)算及分布分析,建立了磁流變彈性體隔震支座的二維軸對(duì)稱(chēng)有限元模型,該模型由疊層主體、鐵芯、線圈和氣隙形成完整的閉合磁通路。通過(guò)ANSYS Electronics有限元分析軟件中的Maxwell 3D模塊對(duì)不同電流作用下磁流變彈性體隔震支座的靜態(tài)磁場(chǎng)分布進(jìn)行分析,得出磁通密度分布云圖,便于查看分析,磁場(chǎng)仿真分析在試驗(yàn)前進(jìn)行,對(duì)試驗(yàn)方案設(shè)定具有指導(dǎo)意義。ANSYS Electronics有限元分析軟件假設(shè)所有材料的滲透率均為各向同性,解決了磁矢勢(shì)的方位分量問(wèn)題。鐵芯選用飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度高、機(jī)械加工和焊接性能好的10F鋼。假設(shè)N40釹鐵硼磁體在第二象限具有線性B-H曲線,剩磁B=1.25 T,在不考慮邊緣效應(yīng)的情況下矯頑力Hc=9.5×105A/m,網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

圖2 隔震支座模型的網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid division of isolation bearing model

為隔震支座分別施加I為0、0.571、1.143、1.357 A的電流,磁通密度云圖如圖3所示。由圖可知,在第一層和第二層鋼片中分別觀察到1.04 T和0.70 T的沿鋼層徑向泄露的邊緣磁通,厚度為1 mm的磁通路徑較窄,因此,少量的邊緣磁通會(huì)產(chǎn)生較高的徑向磁通密度分量,這有助于在鋼層中產(chǎn)生較高的總磁通密度值。在每個(gè)磁共振輻射片內(nèi),磁通量密度幾乎都是縱向的,整個(gè)層的振幅接近均勻。然而,在鋼片中,高磁導(dǎo)率允許磁通通過(guò)低磁阻徑向路徑到達(dá)鋼片邊緣,尤其是對(duì)于第一和第二鋼片,允許磁通通過(guò)短泄漏磁通路徑到達(dá)永磁體的另一側(cè)。外加電流為零時(shí)磁場(chǎng)分布如圖3(a)所示,磁力線分布均勻且穿過(guò)磁流變彈性體的磁力線超過(guò)了95%,故裝置漏磁可忽略不計(jì),此時(shí)由永磁體提供全部磁場(chǎng)源,磁流變彈性體的磁感應(yīng)強(qiáng)度達(dá)到0.8 T;當(dāng)外加電流為I=1.357 A時(shí)磁場(chǎng)分布如圖3(d)所示,磁流變彈性體樣品周?chē)鸥袘?yīng)強(qiáng)度減弱至0.03 T左右,此時(shí),磁流變彈性體隔震支座的抗剪等效剛度最小。說(shuō)明試驗(yàn)裝置磁路設(shè)計(jì)能夠?qū)崟r(shí)有效調(diào)節(jié)磁感應(yīng)強(qiáng)度大小,符合設(shè)計(jì)要求,驗(yàn)證了該試驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)與磁路設(shè)計(jì)的合理性。

圖3 不同電流作用下的磁通密度云圖Fig.3 Magnetic flux density cloud under different current

2 材料制備及試驗(yàn)方案

2.1 磁流變彈性體材料制備

新型磁流變彈性體隔震支座中,磁流變彈性體和鋼片組成的疊層結(jié)構(gòu)組件是核心結(jié)構(gòu)部件。磁流變彈性體制備以道康寧DC184硅橡膠/SYLGARD和硅油為基體,硅橡膠與硅油的體積分?jǐn)?shù)比例為1∶1,添加平均直徑約為5 μm的羰基鐵粉。具體制備過(guò)程如下:室溫下稱(chēng)取相應(yīng)質(zhì)量的硫化型硅橡膠、硅油和體積分?jǐn)?shù)為23%的羰基鐵粉依次放入燒杯充分?jǐn)嚢杌旌?隨后在超聲波清洗機(jī)中清洗15 min去除混合物中的氣泡,隨后將混合物轉(zhuǎn)移到直徑100 mm,厚1 mm的模具中,并使用真空泵在干燥器中脫氣,以去除殘留的氣泡。最后在加熱板上加熱4 h固化成形。制成的磁流變彈性體樣品如圖4所示。

圖4 磁流變彈性體樣品Fig.4 Sample of magnetorheological elastomer

2.2 試驗(yàn)方案

為研究磁流變彈性體隔震支座在正弦荷載激勵(lì)下阻尼力-位移和阻尼力-速度的滯回曲線,分析磁流變支座的阻尼滯回特性,探究磁流變支座的動(dòng)態(tài)性能隨電流強(qiáng)度、剪切幅值及激振頻率的變化規(guī)律。設(shè)計(jì)試驗(yàn)裝置能夠允許的最大剪切幅值為4 mm,頻率在0.1～3 Hz之間逐漸增加,外加電流在0～1.357 A之間變化,采樣頻率為200 Hz。為了減少振動(dòng)臺(tái)啟動(dòng)初期,機(jī)器運(yùn)行不穩(wěn)定對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)造成的不利影響,所以每種工況循環(huán)加載8個(gè)循環(huán)。具體工況如表2所示,試驗(yàn)裝置布置如圖5所示。

表2 動(dòng)態(tài)性能試驗(yàn)工況Table 2 Dynamic performance test condition試驗(yàn)指標(biāo)試驗(yàn)工況剪切位移/mm2、3、4 波動(dòng)輸入正弦激勵(lì)振動(dòng)頻率/Hz0.1、1、2、3MRE層電流I/A0、0.571、1.143、1.357試驗(yàn)結(jié)果記錄力-位移曲線

圖5 試驗(yàn)裝置布置圖Fig.5 Layout diagram of test device

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 等效剛度和等效阻尼

在反向消磁條件下研究電流強(qiáng)度、剪切幅值和激振頻率對(duì)支座等效剛度和等效阻尼的影響。等效剛度和等效阻尼是評(píng)價(jià)隔振耗能效果的重要參數(shù)。

磁流變彈性體等效剛度[9,11]可表示為

(1)

式中:Keff為磁流變彈性體隔震支座的等效剛度;Fdmax為循環(huán)數(shù)據(jù)最大正位移(Xmax)處的正力;Fdmin為循環(huán)數(shù)據(jù)最小負(fù)位移(Xmin)處的負(fù)力。

使用等效黏性阻尼系數(shù),檢驗(yàn)磁流變彈性體隔震器的能量耗散性能。磁流變彈性體隔震器的等效黏性阻尼系數(shù)[9]表示為

(2)

式中: EDC為每個(gè)循環(huán)消耗的能量或磁滯回曲線圍成的面積;f為加載頻率;Xmax為外部激勵(lì)的最大位移。

3.2 剪切應(yīng)力與勵(lì)磁電流的關(guān)系

試驗(yàn)通過(guò)改變線圈電流強(qiáng)度及方向,線圈產(chǎn)生與永磁體反向的磁場(chǎng),改變裝置整體磁場(chǎng)強(qiáng)度大小,以實(shí)現(xiàn)反向消磁特性。試驗(yàn)分別設(shè)置不同電流強(qiáng)度大小來(lái)驗(yàn)證其對(duì)磁流變彈性體剪切性能的影響。試驗(yàn)條件為剪切幅值Δ為2、3、4 mm,激振頻率f為0.1、1、2、3 Hz,羰基鐵粉體積分?jǐn)?shù)為23%,外加電流強(qiáng)度I為0、0.571、1.143、1.357 A。

在施加外加電流時(shí),當(dāng)單個(gè)線圈中的電流強(qiáng)度達(dá)到1.357 A時(shí),由線圈和永磁體共同調(diào)控的混合磁場(chǎng)完全抵消,實(shí)現(xiàn)反向消磁,此時(shí)輸出的阻尼力最小為Fmin,并且電流保持在1.357 A水平時(shí),力-位移關(guān)系近似為橢圓,力-速度關(guān)系近似為線性。隨著電流強(qiáng)度的減小,如圖6(a)所示的應(yīng)變加強(qiáng)現(xiàn)象逐漸明顯,分析應(yīng)變加強(qiáng)的原因是普通橡膠聚合物鏈在試驗(yàn)中的可擴(kuò)展性有限。當(dāng)電流水平施加于磁流變彈性體時(shí),除橡膠基體的電阻外,鐵磁顆粒之間會(huì)產(chǎn)生吸附力,使得鏈結(jié)構(gòu)的可擴(kuò)展性更小,這解釋了在磁場(chǎng)抵消為零情況下應(yīng)變加強(qiáng)最小,但在非零磁場(chǎng)情況下應(yīng)變加強(qiáng)明顯的情況。等效剛度隨電流強(qiáng)度的變化情況如圖7所示,對(duì)于給定頻率和幅值時(shí),分別施加不同強(qiáng)度的電流,等效剛度隨外加電流的增大呈非線性下降趨勢(shì),當(dāng)加載頻率增加時(shí),等效剛度稍有增加,增量較小。當(dāng)加載頻率為f=2 Hz,電流強(qiáng)度I=0 A時(shí),磁流變彈性體隔震支座的等效剛度值達(dá)到最大。當(dāng)施加電流從0.0 A增加到1.357 A時(shí),等效剛度相對(duì)減小91.1%～164.3%。等效阻尼系數(shù)隨加載頻率的增加而減小,隨外加電流的增加而稍有減少,當(dāng)施加電流在0 A到1.357 A變化時(shí),等效阻尼的相對(duì)變化幅度在73.8%～248.2%之間,如圖8所示。

圖6 磁流變彈性體隔震支座隨電流變化的力-位移滯回曲線Fig.6 Force-displacement hysteretic curves of magnetorheological elastomer isolation bearing varying with current

圖8 磁流變彈性體隔震支座等效阻尼隨電流的變化Fig.8 Variation of equivalent damping of magnetorheological elastomer isolation bearing with current

3.3 剪切應(yīng)力與剪切幅值的關(guān)系

幅值的大小即為磁流變彈性體隔震支座的剪切位移。為磁流變彈性體隔震支座施加不同剪切幅值,研究其在剪切幅值影響下的動(dòng)態(tài)性能變化規(guī)律,由圖9可知,在其他加載條件不變時(shí),磁流變彈性體隔震支座輸出的阻尼力隨著剪切幅值的增大而增大。

圖9 磁流變彈性體隔震支座隨剪切幅值變化的力-位移滯回曲線Fig.9 Force-displacement hysteretic curves of magnetorheological elastomer isolation bearing varying with shear amplitude

在固定的加載頻率下,比較不同剪切位移的等效剛度值,小的剪切位移產(chǎn)生較大的等效剛度。這是由于磁流變彈性體材料表現(xiàn)出應(yīng)變軟化行為。如圖10所示,施加激勵(lì)頻率為f=2 Hz,電流I=1.143 A,剪切幅值從2 mm增加到4 mm時(shí),磁流變彈性體隔震支座的等效剛度由32.51 kN/m減小為13.88 kN/m,減小幅度為最大57.31%。圖11在控制其他因素不變的條件下,驗(yàn)證剪切幅值對(duì)磁流變彈性體隔震支座等效阻尼的影響。對(duì)于施加激勵(lì)條件為恒定頻率f=0.1 Hz時(shí),外加電流為I=0 A時(shí),剪切位移從2 mm增加到4 mm時(shí),磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼系數(shù)由28.79 kN·s/m減小為12.01 kN·s/m,為等效阻尼最大變化幅度。當(dāng)剪切幅值變化時(shí),等效阻尼的變化幅度在34.2%～139.71%之間。

圖10 磁流變彈性體隔震支座等效剛度隨剪切幅值的變化Fig.10 Variation of equivalent stiffness of magnetorheological elastomer isolation bearing with shear amplitude

圖11 磁流變彈性體隔震支座等效阻尼隨剪切幅值的變化Fig.11 Variation of equivalent damping of magnetorheological elastomer isolation bearing with shear amplitude

3.4 剪切應(yīng)力與激振頻率的關(guān)系

振動(dòng)臺(tái)可以產(chǎn)生不同頻率的正弦波,試驗(yàn)選取激振幅值Δ分別為2、3、4 mm,羰基鐵粉體積分?jǐn)?shù)為23%,勵(lì)磁電流I分別為0、0.571、1.357 A,激振頻率f分別為0.1、1、2、3 Hz,進(jìn)行激振頻率對(duì)磁流變彈性體隔震支座力學(xué)性能影響的試驗(yàn)分析,試驗(yàn)結(jié)果如圖12所示。當(dāng)加載頻率較低時(shí),例如在0.1 Hz試驗(yàn)工況下會(huì)出現(xiàn)應(yīng)變硬化,隨著加載頻率的增加,在低磁場(chǎng)情況下的應(yīng)變硬化效應(yīng)逐漸消失,應(yīng)變硬化效應(yīng)的出現(xiàn)是因?yàn)槠胀ㄏ鹉z中復(fù)雜的聚合物鏈的有限延展性對(duì)于場(chǎng)依賴(lài)型磁流變彈性體產(chǎn)生作用。

磁流變彈性體隔震支座等效剛度和等效阻尼隨頻率的變化如圖13和圖14所示。由圖可知,在施加不同的激振頻率時(shí),基礎(chǔ)隔震器的等效剛度隨著加載頻率的增加而稍有增加。由試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知,隨著激振頻率的增加,磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼值逐漸減小,在施加頻率為0.1 Hz時(shí)磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼值遠(yuǎn)大于較高頻率下的等效阻尼值,且較高頻率時(shí)等效阻尼值變化幅度相對(duì)較小。

圖13 磁流變彈性體隔震支座等效剛度隨頻率的變化Fig.13 Variation of equivalent stiffness of magnetorheological elastomer isolation bearing with frequency

圖14 磁流變彈性體隔震支座等效阻尼隨頻率的變化Fig.14 Variation of equivalent damping of magnetorheological elastomer isolation bearing with frequency

4 結(jié)論

本文基于對(duì)自主設(shè)計(jì)的新型磁流變隔震支座的仿真分析,采用制備的磁流變彈性體對(duì)其進(jìn)行力學(xué)動(dòng)態(tài)性能試驗(yàn),探討了激勵(lì)電流強(qiáng)度、剪切幅值和激振頻率對(duì)新型磁流變隔震支座剪切性能的影響,主要結(jié)論如下:

1)通過(guò)改變磁流變彈性體隔震裝置的外加電流,可以改變磁流變彈性體隔震支座的整體出力情況。反向消磁條件下,在外加電流增加時(shí),磁流變彈性體隔震支座的出力明顯降低,滯回環(huán)曲線的面積也急劇減小;剪切幅值增加時(shí),力-位移滯回環(huán)曲線表現(xiàn)出力的增加;在施加不同的激振頻率時(shí),磁流變彈性體隔震支座的出力變化影響較小,因此激振頻率對(duì)磁流變彈性體隔震支座的影響不大。在電流影響下,磁流變彈性體隔震支座具有更大的可調(diào)范圍。

2)在固定的加載頻率下,比較施加不同電流時(shí)的等效剛度值,外加電流的增加,磁流變彈性體隔震支座的等效剛度值減小,在單個(gè)線圈施加電流為1.357 A時(shí),等效剛度值降到最小。等效剛度值隨剪切幅值的變化趨勢(shì)是非線性的,較小的剪切幅值能夠產(chǎn)生較大的等效剛度,即等效剛度值隨剪切幅值增大而減小。等效剛度隨著電流和幅值的增加而減小,隨著加載頻率的增加而稍有增加。線圈電流強(qiáng)度從0 A增加到1.357 A的過(guò)程中,磁流變彈性體的剛度降低164.3%,阻尼變化率達(dá)122.3%,可有效地實(shí)現(xiàn)磁流變彈性體剛度軟化特性。

3)在不同的加載條件下,磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼隨頻率變化的幅度較大,在其他激勵(lì)條件不變的情況下,頻率從0.1 Hz逐漸增加到3 Hz時(shí),磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼值急劇下降,影響最為明顯。等效阻尼值隨電流和剪切幅值的增加都有所減少。當(dāng)頻率為0.1 Hz,剪切幅值為2 mm,I=0 A時(shí),磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼值達(dá)到最大值。等效阻尼可有效地表征新型磁流變彈性體隔震支座的阻尼特性。