位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器性能分析

顏學(xué)淵，馮歡，洪超，張超?，毛會(huì)敏，寧響亮

（1.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 福州 350116；2.福建工程學(xué)院 生態(tài)環(huán)境與城市建設(shè)學(xué)院，福建 福州 350118；3.株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司，湖南 株洲 412007）

在地震作用下，地震中的水平力會(huì)對(duì)框架結(jié)構(gòu)中的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)產(chǎn)生很大的水平剪力，導(dǎo)致其產(chǎn)生剪切脆性破壞[1].通過(guò)在結(jié)構(gòu)某些部位安裝消能構(gòu)件或耗能阻尼器來(lái)耗散地震能量，消能減震的效果較好，且耗能阻尼器獨(dú)立于結(jié)構(gòu)之外，安裝拆卸方便，價(jià)格一般不高，因而應(yīng)用廣泛.國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)耗能阻尼器進(jìn)行了許多研究，復(fù)合型阻尼器已成為阻尼器發(fā)展的一個(gè)重要方向.

周云等[2]對(duì)2 個(gè)復(fù)合型鉛黏彈性阻尼器進(jìn)行性能試驗(yàn)，結(jié)果表明可考慮用強(qiáng)化的雙線性模型來(lái)描述其恢復(fù)力模型.顏學(xué)淵等[3]開(kāi)展了鋼鉛復(fù)合阻尼器（CSLD）的性能試驗(yàn)和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，結(jié)果表明采用CSLD 可顯著降低結(jié)構(gòu)層間位移和加速度響應(yīng).進(jìn)一步地，顏學(xué)淵等[4]對(duì)改進(jìn)的新型鋼鉛組合耗能器（NCSLD）進(jìn)行了力學(xué)性能試驗(yàn)，并對(duì)耗能器幾何參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選.Ibrahim 等[5]提出一種能放大應(yīng)變的新型黏塑性阻尼器（VPD），在低振動(dòng)水平下僅放大軸向應(yīng)變，而在中到強(qiáng)振動(dòng)水平下還能增加能量耗散.陳云等[6]提出一種新型耗能增強(qiáng)型SMA 阻尼器，并推導(dǎo)出其恢復(fù)力模型，驗(yàn)證了該阻尼器在結(jié)構(gòu)中的減震效果.Silwal 等[7-8]提出一種超彈性黏性阻尼器（SVD），并對(duì)安裝了SVD 的鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了模擬研究，結(jié)果表明SVD 能有效減小地震動(dòng)力響應(yīng)、提高鋼框架結(jié)構(gòu)承載力.Zhong 等[9]提出了一種利用磁流變效應(yīng)來(lái)補(bǔ)償黏彈性材料熱軟化效應(yīng)的新型黏彈性阻尼器，試驗(yàn)結(jié)果表明這種阻尼器能在各種溫度條件下保持最佳的耗能性能.徐昕[10]提出一種新型扇形鉛黏彈性阻尼器（SLVD），其模擬分析和試驗(yàn)表明，SLVD 能改善梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能.張紀(jì)剛等[11]提出一種基于位移放大器的扇形鉛黏彈性阻尼器，對(duì)位移放大器的放大系數(shù)進(jìn)行計(jì)算驗(yàn)證.顏學(xué)淵等[12]提出了一種鉛擠壓摩擦復(fù)合阻尼器（LEFCD），其具有分階段耗能的特點(diǎn)，通過(guò)試驗(yàn)及有限元分析驗(yàn)證了其耗能性能.蔣歡軍等[13]提出一種帶O 型鋼板-黏彈性復(fù)合阻尼器的可更換連梁，通過(guò)對(duì)帶可更換連梁的超高層結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載和地震作用下的反應(yīng)進(jìn)行分析，驗(yàn)證了該連梁的效果.

綜上，盡管學(xué)者們對(duì)復(fù)合型阻尼器進(jìn)行了一些研究，但這些阻尼器大多無(wú)法直接應(yīng)用于梁柱節(jié)點(diǎn)來(lái)減少梁柱轉(zhuǎn)角相對(duì)位移并且在小位移下耗能效果不好；開(kāi)發(fā)出能放大位移、提高耗能效果并且能應(yīng)用到梁柱節(jié)點(diǎn)上的新型復(fù)合型阻尼器是消能減震研究的重點(diǎn).因此，本文提出了一種用于梁柱節(jié)點(diǎn)并具有位移放大作用的位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器（DATD），通過(guò)對(duì)DATD 進(jìn)行數(shù)值模擬及性能試驗(yàn)，對(duì)有限元模型進(jìn)行參數(shù)分析以研究各參數(shù)對(duì)阻尼器性能的影響.

1 DATD 阻尼器設(shè)計(jì)

DATD 由高阻尼橡膠、鋼材、鉛等材料組成.其構(gòu)造如圖1 所示，主要包括2 個(gè)傳動(dòng)鋼臂、2 個(gè)齒輪圓柱、3 塊圓形鋼板、2 片高阻尼橡膠層、4 個(gè)鉛芯；鋼板與橡膠接觸面之間硫化粘連；阻尼器整體上下對(duì)稱(chēng)，用4 個(gè)鉛芯柱貫通；齒輪圓柱直徑小于圓形鋼板，通過(guò)調(diào)整其相對(duì)大小，達(dá)到位移放大的目的；上下兩層圓形鋼板底下均有一圓柱突起，嵌入中間圓形鋼板凹槽內(nèi)，相當(dāng)于有個(gè)扭轉(zhuǎn)支點(diǎn)，實(shí)現(xiàn)上下兩層圓形鋼板繞扭轉(zhuǎn)支點(diǎn)扭轉(zhuǎn)的目的.

圖1 DATD 各視圖Fig.1 Each view of DATD

該阻尼器可放置于梁柱節(jié)點(diǎn)處，通過(guò)同心圓原理來(lái)放大地震作用下梁柱的微小位移，從而起到很好的消能減震效果.當(dāng)梁柱發(fā)生角位移時(shí)，帶動(dòng)相連的傳動(dòng)臂發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，傳動(dòng)臂帶動(dòng)上下齒輪圓柱和上下圓形鋼板以其下表面圓柱突起為支點(diǎn)相對(duì)中間圓形鋼板扭轉(zhuǎn)，進(jìn)而剪切高阻尼橡膠和鉛芯，起到耗能的效果，耗能核心部件是鉛芯和高阻尼橡膠材料.

2 有限元模型

2.1 有限元模型參數(shù)

本文依據(jù)抗震規(guī)范中梁端箍筋加密區(qū)長(zhǎng)度的規(guī)定范圍[14-15]和阻尼器的構(gòu)造特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了18 個(gè)具有不同鉛芯直徑、鉛芯距中軸線距離、高阻尼橡膠層直徑與厚度、橡膠剪切模量的位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器模型.表1 給出了這18 個(gè)阻尼器的幾何參數(shù).建立其有限元模型并分析各參數(shù)對(duì)阻尼器性能的影響.為方便書(shū)寫(xiě)，將這些阻尼器標(biāo)記為“YX-i”，“YX”代表“圓形”，“i”代表數(shù)字編號(hào)，具體參見(jiàn)表1.

表1 有限元模型幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of finite element simulation models

2.2 有限元模型的建立

2.2.1 模型簡(jiǎn)化

在有限元分析中，為便于建模分析，做如下簡(jiǎn)化：①省略弧形傳動(dòng)鋼臂；②將兩端齒輪圓柱轉(zhuǎn)動(dòng)的方式變?yōu)橹虚g圓形鋼板轉(zhuǎn)動(dòng)（性能試驗(yàn)時(shí)，也采用這一加載方式）；③將3 塊圓形鋼板視為剛體.

2.2.2 模型建立

分別創(chuàng)建各個(gè)部件的實(shí)體模型，并進(jìn)行裝配.將鋼板進(jìn)行剛體處理，橡膠層定義為超彈性體，鉛芯按不同接觸材料劃分成5 個(gè)部分，并在中軸線上選取一個(gè)參考點(diǎn)RP1 與中間圓形鋼板通過(guò)剛體約束綁定，如圖2 所示.

圖2 DATD 實(shí)體模型以及參考點(diǎn)RP1 的設(shè)置Fig.2 Model of DATD and the setting of reference point RP1

2.2.3 材料本構(gòu)

采用的鋼材為彈塑性材料，取彈性模量Es=2.06×105MPa，泊松比μ=0.3.鉛芯可以認(rèn)為是理想彈塑性材料[16]，屈服應(yīng)力取10.5 MPa，彈性模量Es取16.5 GPa，屈服后切線模量為0 MPa，泊松比μ 為0.42.采用五常數(shù)Mooney-Rivlin 模型選取橡膠材料的參數(shù)，5 個(gè)力學(xué)性能常數(shù)：C10取2.060 1×10-1，C01取1.857 7×10-3，C20取4.100 1×10-3，C30取2.807 0×10-5，C11取1.009 2×10-3；橡膠材料的E 與材料常數(shù)的關(guān)系式是E=6（C01+C10），因此彈性模量E=1.24 MPa，剪切模量G=E/3=0.41 MPa，泊松比μ 為0.499 7[17].

2.2.4 單元選擇

鋼板和鉛芯材料均采用C3D8R 單元，該單元對(duì)位移的求解計(jì)算結(jié)果較精確，對(duì)于橡膠材料采用C3D8H 單元來(lái)模擬[18].

2.2.5 接觸定義

由于鉛芯與不同的材料均有接觸，故劃分成5個(gè)部分.與圓形鋼板接觸采用的是面與面的Tie 接觸，將經(jīng)剛體處理的圓形鋼板接觸面設(shè)為主面，鉛芯接觸面設(shè)為從面.鉛芯和橡膠接觸面間設(shè)置相互作用，在法向方向采取“硬接觸”，在切向方向采取庫(kù)倫摩擦形式，摩擦因數(shù)取0.5.將兩個(gè)齒輪圓柱上下面的邊界條件設(shè)為完全固接，荷載直接施加在與中間鋼板綁定的參考點(diǎn)RP1 上.

2.2.6 網(wǎng)格劃分

由于DATD 上下左右均對(duì)稱(chēng)，網(wǎng)格劃分方式為掃略網(wǎng)格.對(duì)于上下圓形鋼板，全局種子尺寸為15，局部種子近似單元尺寸為15.對(duì)于中間圓形鋼板，全局種子尺寸為12，局部種子近似單元尺寸為12.對(duì)于橡膠層，全局種子尺寸為5，局部種子近似單元尺寸為10.而對(duì)于鉛芯，全局種子尺寸為5，局部種子近似單元尺寸為5，網(wǎng)格劃分后的阻尼器如圖3 所示.

圖3 DATD 模型網(wǎng)格劃分Fig.3 Meshing of the model of DATD

2.2.7 約束和加載制度

將DATD 兩端固定住，對(duì)參考點(diǎn)RP1 施加轉(zhuǎn)角位移，設(shè)置20 個(gè)分析步，每個(gè)循環(huán)加載的轉(zhuǎn)角位移幅值分別為0.008、0.016、0.032、0.048、0.064，單位為rad，如圖4 所示.

圖4 轉(zhuǎn)角位移加載曲線Fig.4 Loading curve of the angular displacement

3 有限元分析驗(yàn)證

3.1 性能試驗(yàn)概況

考慮到梁柱尺寸的大小以及阻尼器模具制作等因素，設(shè)計(jì)并加工1 個(gè)DATD 試件，試件幾何尺寸與表1 中模型YX-15 相同.采用的高阻尼橡膠由湖南株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司提供，剪切模量為0.47 MPa；鋼材均采用Q345；鉛芯使用一般鉛材料；鋼板與橡膠層之間高溫高壓硫化.選擇MTS 電液伺服試驗(yàn)機(jī)作為加載設(shè)備.為了便于得到阻尼器整體的性能以及考慮到實(shí)驗(yàn)器材的使用方式，采用與數(shù)值模擬方式相同的中間鋼板轉(zhuǎn)動(dòng)的加載方式.另外加工了一個(gè)基座用以固定阻尼器、一個(gè)直條齒輪傳動(dòng)桿與試驗(yàn)機(jī)的作動(dòng)器連接，并在基座上焊接限位板以保證豎直受力.采用低周反復(fù)加載的方法，在豎直方向上使用MTS 電液伺服試驗(yàn)機(jī)加載，試驗(yàn)裝置如圖5 所示.

圖5 DATD 性能試驗(yàn)Fig.5 Performance test of DATD

試驗(yàn)加載頻率為0.02 Hz，加載位移分別為1 mm、2.5 mm、5 mm、10 mm、15 mm，使用正弦位移激勵(lì)下循環(huán)3 圈，試驗(yàn)過(guò)程中實(shí)時(shí)采集荷載值和加載位移數(shù)據(jù).當(dāng)試驗(yàn)加載到15 mm 加載幅值時(shí)，橡膠層向內(nèi)收縮，呈現(xiàn)類(lèi)似輕微“麻花”疊層狀，可明顯看到位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器中間圓形鋼板帶動(dòng)高阻尼橡膠層對(duì)鉛芯進(jìn)行往復(fù)剪切，圓形鋼板與橡膠層接縫處粘連溢出的橡膠剝落，有些地方出現(xiàn)細(xì)微裂縫，但阻尼器并未發(fā)生破壞.

3.2 試驗(yàn)與模擬對(duì)比

有限元分析得到的滯回曲線與試驗(yàn)所得的滯回曲線對(duì)比見(jiàn)圖6.由圖可見(jiàn)：1）模擬與試驗(yàn)所得的滯回曲線均飽滿(mǎn)且有規(guī)律，體現(xiàn)了良好的滯回耗能性能.模擬滯回曲線關(guān)于原點(diǎn)對(duì)稱(chēng)，試驗(yàn)值呈上小下大的狀態(tài)，這是由于試驗(yàn)中限位板與直條齒不完全平行，下壓時(shí)有作用力.2）在小位移幅值下，試驗(yàn)的承載力明顯小于模擬值，其滯回環(huán)面積也相差較大，隨著位移幅值的增大，試驗(yàn)和模擬的結(jié)果逐漸接近，滯回曲線逐漸吻合，這是由于在小位移時(shí)鉛芯和剪切鋼板及約束橡膠的接觸滯后造成的.3）試驗(yàn)所得的滯回曲線在大位移下會(huì)出現(xiàn)承載力驟然增大的現(xiàn)象，這是由于采用的高阻尼橡膠在較大位移下扭轉(zhuǎn)收縮會(huì)造成剛度的增加，而模擬并未考慮到這種強(qiáng)化效應(yīng)；因?yàn)樵谳^大位移角（約0.05 rad）才發(fā)生強(qiáng)化效應(yīng)，所以在結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值內(nèi)不考慮這種強(qiáng)化效應(yīng)完全滿(mǎn)足要求.

圖6 試驗(yàn)與模擬滯回曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of the hysteretic curves of experiment and simulation

綜上，有限元分析與試驗(yàn)所得的滯回曲線吻合較好，且隨著加載位移的增加，兩者差值縮小.因此，本文建立的有限元模型及模擬分析方法可行，可以用來(lái)研究位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器的力學(xué)性能.

3.3 鉛芯和橡膠受力狀態(tài)

圖7 給出了有限元分析結(jié)果中鉛芯及橡膠應(yīng)力云圖.從圖中可看出鉛芯與中間鋼板接觸的區(qū)域繞著阻尼器中軸旋轉(zhuǎn)從而剪切鉛芯耗能，從橡膠層邊緣網(wǎng)格變形可看出橡膠層發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)，應(yīng)力呈環(huán)形規(guī)律分布，最外圈應(yīng)力最大.

圖7 鉛芯和橡膠應(yīng)力云圖Fig.7 Stress cloud diagram of lead and rubber

3.4 特征參數(shù)的計(jì)算方法

位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器耗能機(jī)制是鉛與高阻尼橡膠剪切耗能，其力學(xué)特性可用雙線性力學(xué)模型來(lái)表示.通過(guò)有限元分析可得到阻尼器的滯回曲線，根據(jù)力學(xué)模型及滯回曲線計(jì)算阻尼器的各特征參數(shù)，如圖8 所示，計(jì)算公式如下.

圖8 特征參數(shù)計(jì)算方法示意圖Fig.8 Schematic diagram for calculating characteristic parameters

初始剛度：

屈服后剛度：

等效剛度：

耗能系數(shù)：

等效阻尼比：

式中：S 表示面積.

4 阻尼器性能參數(shù)影響分析

4.1 鉛芯的影響

與鉛芯有關(guān)的影響參數(shù)有2 個(gè)：鉛芯直徑和鉛芯距中軸距離.在其他參數(shù)一樣的前提下，分別設(shè)計(jì)了鉛芯距中軸距離為115 mm、125 mm、135 mm 和鉛芯直徑為40 mm、50 mm、60 mm 的9 個(gè)構(gòu)件（YX-1 YX-9），部分構(gòu)件滯回曲線對(duì)比如圖9 所示.

圖9 鉛芯影響參數(shù)下M-θ 滯回曲線對(duì)比Fig.9 Comparison of the M-θ hysteresis curves under different lead core parameters

通過(guò)不同鉛芯直徑的YX-2（40 mm）、YX-5（50 mm）、YX-8（60 mm）滯回曲線對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，大直徑鉛芯的滯回環(huán)包裹小直徑鉛芯的滯回環(huán)，滯回環(huán)面積隨著鉛芯直徑的增大明顯增大，大直徑鉛芯的阻尼器耗能能力較強(qiáng).由不同鉛芯距中軸距離的YX-7（115 mm）、YX-8（125 mm）、YX-9（135 mm）滯回曲線對(duì)比可知，鉛芯距中軸距離大的滯回環(huán)同樣包裹小直徑鉛芯的滯回環(huán)，滯回環(huán)面積隨著鉛芯距中軸距離的增大略有增大.由此可見(jiàn)，鉛芯直徑對(duì)阻尼器耗能性能的影響大于鉛芯距中軸距離.

圖10 給出了位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器三組設(shè)計(jì)構(gòu)件在θ=0.064 rad 轉(zhuǎn)角幅值下，屈服剪力（Fy）、等效剛度（Ke）、等效阻尼比（ζeq）和耗能系數(shù)（Ψ）隨鉛芯直徑及鉛芯距中軸距離的變化趨勢(shì)，其中橫坐標(biāo)進(jìn)行了標(biāo)準(zhǔn)化.從圖10（a）中可看出屈服剪力隨著鉛芯直徑及鉛芯距中軸距離的增大而增大，其中鉛芯直徑的影響更為明顯；在鉛芯距中軸距離為125 mm時(shí)，鉛芯直徑40 mm、50 mm、60 mm 所得的屈服剪力分別為16.9 kN、28.7 kN、43.1 kN，直徑為60 mm 的比50 mm、40 mm 分別增大了50.17%和155%.圖10（b）表明隨著鉛芯直徑及距中軸距離的增大，等效剛度同樣增大，變化規(guī)律與屈服剪力類(lèi)似.從圖10（c）和（d）可看出隨著鉛芯直徑及距中軸距離的增大，等效阻尼比及耗能系數(shù)均增大，且隨著鉛芯直徑變化更明顯.其中，當(dāng)鉛芯直徑為50 mm 時(shí)，鉛芯距中軸距離從115 mm 增大到135 mm，其耗能系數(shù)由2.61增大到2.72，增幅僅有4%；而在鉛芯距中軸距離為125 mm 時(shí)，鉛芯直徑從40 mm 增大為60 mm，耗能系數(shù)由1.92 增大到3.05，增幅為58.9%.

圖10 特征參數(shù)隨鉛芯直徑及鉛芯距中軸距離變化Fig.10 Changes of characteristic parameters with the diameter and distance from the central axis of the lead core

綜上，鉛芯直徑與鉛芯距中軸距離對(duì)其耗能性能及各項(xiàng)特征參數(shù)均有影響，隨著鉛芯直徑與鉛芯距中軸距離的增大，滯回曲線愈發(fā)飽滿(mǎn)，滯回環(huán)面積逐漸增大，耗能增多，等效阻尼比及耗能系數(shù)等參數(shù)也隨之增大.總體來(lái)看，耗能性能和各項(xiàng)特征參數(shù)受鉛芯直徑的影響大于鉛芯距中軸距離的影響.

4.2 高阻尼橡膠層的影響

與高阻尼橡膠層有關(guān)的影響參數(shù)有3 個(gè)：橡膠層直徑、橡膠層厚度和橡膠剪切模量.

4.2.1 橡膠層直徑和厚度的影響

在其他參數(shù)相同的前提下，設(shè)計(jì)了3 個(gè)橡膠層直徑分別為440 mm、480 mm、520 mm（YX-10、YX-11、YX-12）和3 個(gè)橡膠層厚度分別為15 mm、20 mm、25 mm（YX-17、YX-14、YX-18）的阻尼器.圖11 給出了不同橡膠層直徑和厚度對(duì)阻尼器性能的影響.

通過(guò)不同橡膠層直徑的YX-10（440 mm）、YX-11（480 mm）、YX-12（520 mm）滯回曲線對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，滯回環(huán)面積基本上沒(méi)有明顯變化，橡膠層直徑的增大使得滯回環(huán)的傾斜度增大，滯回環(huán)整體逐漸上揚(yáng)，橡膠層直徑大的阻尼器的承載力更大.而不同橡膠層厚度的YX-17（15 mm）、YX-14（20 mm）、YX-18（25 mm）滯回曲線對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，滯回環(huán)面積相差較小，但橡膠層厚度大的滯回環(huán)的傾斜度變小，阻尼器的承載力變小.從整體上看，增加橡膠層直徑和減小橡膠層厚度會(huì)使滯回曲線繞原點(diǎn)逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)相應(yīng)的角度，其中橡膠層直徑的影響更為顯著.

圖12 給出了位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器構(gòu)件在θ=0.064 rad 轉(zhuǎn)角幅值下，屈服剪力、等效剛度、等效阻尼比和耗能系數(shù)隨橡膠層直徑及厚度的變化趨勢(shì).從圖12（a）和（c）可知，屈服剪力、等效剛度均隨著橡膠層直徑的增大而增大，隨著橡膠層厚度的增大而減小.橡膠層直徑由400 mm 增大到520 mm，屈服剪力提高了49.2%，等效剛度增大了10.4%；橡膠層厚度從15 mm 增大到25 mm，屈服剪力減小了11.3%，等效剛度減小6.7%.可以看出，屈服剪力及等效剛度受橡膠層直徑影響大于受橡膠層厚度的影響，且屈服剪力的變化比等效剛度更明顯.從圖12（b）和（d）可知，等效阻尼比和耗能系數(shù)均隨橡膠層直徑和厚度的增大而減小.橡膠層直徑為400 mm 和520 mm 時(shí)，等效阻尼比由0.46 減小為0.38，減幅為17.4%，耗能系數(shù)由0.48 減小為0.38，減幅為20.8%；橡膠層厚度從15 mm 增大到25 mm，等效阻尼比減小5.3%，耗能系數(shù)減小了8.6%.對(duì)比可知，等效阻尼比及耗能系數(shù)受橡膠層直徑變化的影響大于受橡膠層厚度的影響.

圖12 特征參數(shù)隨橡膠層直徑及厚度變化Fig.12 Changes of characteristic parameters with the diameter and thickness of the rubber layer

4.2.2 橡膠剪切模量的影響

在其他參數(shù)相同的前提下，設(shè)計(jì)了4 個(gè)橡膠剪切模量分別為0.31 MPa、0.41 MPa、0.51 MPa、0.61 MPa（YX-13～YX-16）的構(gòu)件.圖13 給出了具有不同橡膠剪切模量的阻尼器的滯回曲線，以及在θ=0.064 rad 轉(zhuǎn)角幅值下，屈服剪力、等效剛度、等效阻尼比與耗能系數(shù)隨橡膠剪切模量的變化趨勢(shì).由圖13（a）可發(fā)現(xiàn)，滯回環(huán)面積基本上沒(méi)有明顯的變化，隨著橡膠剪切模量增大，滯回環(huán)的傾斜度增大，滯回環(huán)會(huì)逐漸上揚(yáng)，橡膠剪切模量大的阻尼器的承載力更大，但增幅不大.綜上，橡膠剪切模量對(duì)滯回環(huán)面積影響較小，滯回環(huán)形狀相似，相當(dāng)于滯回曲線繞原點(diǎn)旋轉(zhuǎn)了相應(yīng)的角度.從圖13（b）可發(fā)現(xiàn)，屈服剪力、等效剛度均隨著橡膠彈性模量的增大而稍有增大，但增大得不明顯.從圖13（c）可知等效阻尼比和耗能系數(shù)均隨橡膠剪切模量的增大而略有減小.等效阻尼比大致在41.21%～42.70%范圍內(nèi)，耗能系數(shù)在2.59～2.68 范圍內(nèi)，變化幅度均很小.

圖13 不同橡膠剪切模量的滯回曲線及特征參數(shù)隨橡膠剪切模量變化Fig.13 Hysteretic curves and changes of characteristic parameters with the shear modulus of the rubber

4.3 角位移幅值的影響

選取YX-5、YX-10、YX-11 和YX-12 這四個(gè)構(gòu)件來(lái)研究轉(zhuǎn)角幅值對(duì)耗能系數(shù)和等效阻尼比的影響.圖14 給出了等效阻尼比和耗能系數(shù)隨角位移幅值的變化規(guī)律，從圖14 可發(fā)現(xiàn)，等效阻尼比和耗能系數(shù)與轉(zhuǎn)角幅值整體呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，YX-5 的耗能系數(shù)由2.73 減小至2.18，各級(jí)轉(zhuǎn)角幅值的減幅分別為1.47%、4.09%、6.59%、9.54%，減幅隨著角位移幅值增大而增大，等效阻尼比也由45.4%減小到35.0%，減幅為22.9%.綜上，這2 個(gè)特征參數(shù)均隨著轉(zhuǎn)角幅值的增大而減小.

圖14 特征參數(shù)隨角位移幅值變化Fig.14 Changes of characteristic parameters with the angular displacement amplitude

5 結(jié)論

本文提出一種位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器，介紹了阻尼器的組成，對(duì)其進(jìn)行循環(huán)加載試驗(yàn)和數(shù)值分析，得到如下結(jié)論：

1）位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器充分利用了鉛與橡膠剪切變形兩種耗能機(jī)制協(xié)同工作，滯回曲線飽滿(mǎn)，耗能能力強(qiáng).數(shù)值分析和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比表明，采用ABAQUS 軟件進(jìn)行有限元建模分析能夠較好地模擬位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器的性能.

2）鉛芯直徑對(duì)DATD 的耗能性能影響顯著，增大鉛芯直徑能有效地增大滯回環(huán)面積，增加阻尼器耗能，其屈服剪力、等效剛度、等效阻尼比及耗能系數(shù)也明顯增大.鉛芯距中軸距離對(duì)阻尼器耗能有一定影響，隨著鉛芯距中軸距離的增大，滯回環(huán)面積有一定的增大但不顯著，其各項(xiàng)特征參數(shù)均有一定的增大.

3）橡膠層的直徑、厚度及剪切模量對(duì)阻尼器滯回環(huán)面積的影響均不大，但對(duì)各項(xiàng)特征參數(shù)具有一定的影響.其屈服剪力及等效剛度隨著橡膠直徑的增大明顯增大，隨著橡膠層厚度的增大而略有減小，隨著橡膠剪切模量增大稍有增大；等效阻尼比及耗能系數(shù)隨著橡膠層直徑、厚度及剪切模量的增大均略有減小.

4）當(dāng)轉(zhuǎn)角位移幅值為0.064 rad 以?xún)?nèi)時(shí)，隨著轉(zhuǎn)角位移幅值的增大，DATD 的耗能系數(shù)和等效阻尼比逐漸減小.