含慣容和接地剛度的黏彈性動(dòng)力吸振器的參數(shù)優(yōu)化

范舒銅，申永軍，2

（1.石家莊鐵道大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，河北石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學(xué)省部共建交通工程結(jié)構(gòu)力學(xué)行為與系統(tǒng)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北石家莊 050043）

引 言

動(dòng)力吸振器（dynamic vibration absorber，DVA）是通過(guò)調(diào)整主系統(tǒng)的振動(dòng)特性以減小主系統(tǒng)振動(dòng)的設(shè)備［1］。Frahm［2］發(fā)明了第一個(gè)適用于窄頻帶范圍的無(wú)阻尼動(dòng)力吸振器。Ormondroyd 等［3］在無(wú)阻尼動(dòng)力吸振器的基礎(chǔ)上增加阻尼，發(fā)現(xiàn)了減振效果更好的動(dòng)力吸振器模型，即經(jīng)典的Voigt 型動(dòng)力吸振器。他們首次提出了固定點(diǎn)理論，被后人廣泛地應(yīng)用并且成為了振動(dòng)工程教科書［4?5］中的經(jīng)典結(jié)論。隨后，Asami 和Nishihara 等［6?8］提出了有阻尼動(dòng)力吸振器的精確級(jí)數(shù)解，驗(yàn)證了固定點(diǎn)理論的正確性。Ren［9］提出了一種減振效果更佳的接地式動(dòng)力吸振器。文獻(xiàn)［10］利用另一種方法也推出了與文獻(xiàn)［9］相同的結(jié)果。Shen 等［11?12］研究4 種半主動(dòng)動(dòng)力吸振器的近似解析解，并分析了半主動(dòng)動(dòng)力吸振器的參數(shù)設(shè)計(jì)和時(shí)滯對(duì)半主動(dòng)控制效果的影響。

隨著實(shí)際工程研究的逐漸深入，黏彈性材料的使用給各個(gè)領(lǐng)域提供了更大的發(fā)展空間。黏彈性材料的模型一般可簡(jiǎn)化為Kelvin 模型或者M(jìn)axwell 模型。在實(shí)際工程中，阻尼器本身一般具有一定的彈性，故Maxwell 模型更能代表工程實(shí)踐中的黏彈性材料［13］。王孝然等［14?15］和郝巖等［16］將Maxwell 模型應(yīng)用到動(dòng)力吸振器中，極大地降低了共振幅值，同時(shí)拓寬減振頻率。

具有放大功能的元件如杠桿、慣容等也被應(yīng)用在吸振系統(tǒng)中，以獲得更好的性能。慣容最早應(yīng)用在F1 賽車懸架上，并取得了很好的效果［17］。Wang等［18］將慣容器應(yīng)用到列車懸掛系統(tǒng)，可以有效地提升列車的動(dòng)力學(xué)性能。Chen 等［19］分析了慣容器對(duì)隔振系統(tǒng)固有頻率的影響。Hu 等［20?21］把慣容用在動(dòng)力吸振器和隔振器上，并給出了最佳設(shè)計(jì)方案，結(jié)果表明慣容有很好的減振效果。Yang 等［22］研究了ISD（I——慣容，S——彈簧，D——阻尼）結(jié)構(gòu)在雙層隔振系統(tǒng)中的性能，表明ISD 在一定的頻率范圍內(nèi)有很好的減振效果。葛正等［23］提出了車輛主動(dòng)慣容式動(dòng)力吸振懸架構(gòu)型和車身加速度補(bǔ)償控制策略。文獻(xiàn)［24］也證明了ISD 結(jié)構(gòu)具有很好的減振功效。陳杰等［25］將慣容器和負(fù)剛度彈簧引入到動(dòng)力吸振器來(lái)抑制梁的橫向振動(dòng)，具有顯著的減振效果。近年來(lái)，Giaralis 等［26］和Xu 等［27］分別研究了含慣容的動(dòng)力吸振器對(duì)高層建筑和大跨橋梁風(fēng)致振動(dòng)的控制效果。文獻(xiàn)［28］研究了旋轉(zhuǎn)慣質(zhì)雙調(diào)諧質(zhì)量阻尼器對(duì)光熱電站吸熱塔橫風(fēng)向與順風(fēng)向風(fēng)致振動(dòng)的控制效果。李亞峰等［29］將慣容加入到動(dòng)力吸振器，通過(guò)不同模型的對(duì)比分析減振性能。文獻(xiàn)［26?29］都表明慣容可產(chǎn)生遠(yuǎn)大于其物理質(zhì)量的表觀質(zhì)量，在減振方面有著明顯的優(yōu)勢(shì)。

慣容元件自身具備慣性調(diào)整功能，改變結(jié)構(gòu)慣性的同時(shí)基本不改變結(jié)構(gòu)的物理質(zhì)量。黏彈性器件和慣容器同時(shí)用于動(dòng)力吸振器的設(shè)計(jì)，可提高系統(tǒng)的控制性能，但目前的大多數(shù)研究?jī)H僅在動(dòng)力吸振器中引入慣容器或黏彈性器件。少數(shù)研究同時(shí)引入了慣容器和黏彈性器件，但慣容接地，本質(zhì)上是增加了子系統(tǒng)的質(zhì)量，未能體現(xiàn)慣容的兩端點(diǎn)特征。

基于慣容和黏彈性器件的優(yōu)良特性，本文提出一種慣容器和黏彈性器件共同作用的動(dòng)力吸振器，利用固定點(diǎn)理論將系統(tǒng)的剛度比、阻尼比等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化處理。在參數(shù)優(yōu)化過(guò)程中，發(fā)現(xiàn)黏彈性器件和慣容器共同作用時(shí)，慣容比在一定的范圍內(nèi)存在兩組優(yōu)化參數(shù)。考慮實(shí)際工程應(yīng)用并保證系統(tǒng)的穩(wěn)定，常規(guī)參數(shù)下比較兩組優(yōu)化參數(shù)對(duì)系統(tǒng)振幅的影響，確定慣容比的最佳工作范圍。通過(guò)與傳統(tǒng)的動(dòng)力吸振器在簡(jiǎn)諧激勵(lì)和隨機(jī)激勵(lì)下的比較，證明了恰當(dāng)?shù)剡x取慣容比可使含慣容和接地剛度的黏彈性動(dòng)力吸振器具有較優(yōu)的減振效果。

1 動(dòng)力吸振器的模型建立及參數(shù)優(yōu)化

圖1所示為本文提出的含慣容和接地剛度的Maxwell 黏彈性動(dòng)力吸振器的模型。其中m1，m2分別代表主系統(tǒng)和動(dòng)力吸振器的質(zhì)量；k1，k2分別代表主系統(tǒng)和動(dòng)力吸振器的剛度；b代表動(dòng)力吸振器的慣容；c和k3分別是Maxwell 型黏彈性模型的阻尼和剛度；k4表示接地彈簧的剛度，F(xiàn)0代表激振力的振幅，ω表示激振力的頻率；x1，x2，x3分別表示主系統(tǒng)、動(dòng)力吸振器以及串聯(lián)彈簧和阻尼分割點(diǎn)的位移。

圖1 動(dòng)力吸振器模型Fig.1 Mechanical model of dynamic vibration absorber

根據(jù)牛頓第二定律可以得到系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程：

引入下列參數(shù)：

式（1）可以化簡(jiǎn)成如下形式：

設(shè)式（2）解的形式為：

式中 j 為虛數(shù)單位。將式（3）代入式（2）中，可以解出：

其中：

引入?yún)?shù)：

定義主系統(tǒng)的振幅放大因子A：

其中：

2 基于固定點(diǎn)理論的H∞參數(shù)優(yōu)化

由式（5）通過(guò)簡(jiǎn)單推導(dǎo)，可以證明其歸一化的幅頻曲線都將通過(guò)3 個(gè)獨(dú)立于阻尼比的點(diǎn)，這3 個(gè)點(diǎn)稱為該動(dòng)力吸振器的固定點(diǎn)。為了直觀驗(yàn)證該結(jié)論，圖2給出了阻尼比為0.9，1.5，2 時(shí)的歸一化幅頻曲線。從圖2中可以清楚地看出曲線均通過(guò)P，Q，R三點(diǎn)。

圖2 μ=0.1，δ=2，υ=3.26，α1=6.76，α2=2.79 時(shí)不同阻尼比下歸一化幅頻曲線Fig.2 The normalized amplitude-frequency curves under dif?ferent damping ratios with μ=0.1，δ=2，υ=3.26，α1=6.76，α2=2.79

由于固定點(diǎn)與阻尼比無(wú)關(guān)，故根據(jù)固定點(diǎn)理論，若使三個(gè)固定點(diǎn)處的縱坐標(biāo)相等，只要阻尼比趨于零和無(wú)窮時(shí)的響應(yīng)值相等即可，則有：

化簡(jiǎn)得到：

其中：

由于固定點(diǎn)與阻尼比無(wú)關(guān)，因此當(dāng)ξ=0 時(shí)滿足：

當(dāng)ξ=∞時(shí)滿足：

P，Q和R三點(diǎn)在ξ=0 和ξ=∞的幅頻曲線上幅值大小分別相等，但相位均相差180°，即均相差了一個(gè)正、負(fù)號(hào)。所以為了求出P，Q和R三點(diǎn)的值，聯(lián)立式（8）和（9）可以得到：

設(shè)和是式（10）的三個(gè)根，只要λp，λQ和λR的值確定，可以得到P，Q和R三點(diǎn)的縱坐標(biāo)如下：

當(dāng)把3 個(gè)固定點(diǎn)的縱坐標(biāo)調(diào)到同一高度，就可以得到最優(yōu)調(diào)頻比，從而有可能使得幅頻曲線的最大值最小化。這個(gè)調(diào)整需要兩個(gè)步驟實(shí)現(xiàn)。

第一步，把P點(diǎn)和R點(diǎn)的縱坐標(biāo)調(diào)到同一高度，即：

其中，

P點(diǎn)和R點(diǎn)的縱坐標(biāo)相等時(shí)的值與λ2無(wú)關(guān)，則需要：

即：

化簡(jiǎn)式（13），得：

把式（14）代入式（7）中，可以得到：

解式（15）得到：

式（11）可以寫成：

第二步，把P，R點(diǎn)與Q點(diǎn)的縱坐標(biāo)調(diào)整到同一高度，可以得到最優(yōu)頻率比：

將式（17）代入式（14）得到：

此時(shí)：

由于本文模型中的接地剛度可能是負(fù)剛度，根據(jù)負(fù)剛度器件的特性，預(yù)壓縮彈簧或者預(yù)壓連桿是實(shí)現(xiàn)負(fù)剛度特性的常見(jiàn)機(jī)構(gòu)，而預(yù)加荷載會(huì)使系統(tǒng)產(chǎn)生預(yù)加位移，故不合適的剛度值有可能導(dǎo)致剛度矩陣非正定從而系統(tǒng)失穩(wěn)。因此，本文按固定點(diǎn)算法得到可能的接地剛度比值后，進(jìn)行系統(tǒng)穩(wěn)定性的驗(yàn)證，并給出接地剛度比值的范圍。下文通過(guò)對(duì)所求出的最優(yōu)剛度比、最優(yōu)頻率比、最優(yōu)阻尼比的驗(yàn)證，說(shuō)明當(dāng)預(yù)加荷載使系統(tǒng)產(chǎn)生的位移等于固定點(diǎn)處響應(yīng)值時(shí)，所得結(jié)果可以在提高振動(dòng)控制效果的同時(shí)保證系統(tǒng)穩(wěn)定。因此有：

即：

其中：

求解上式則可以得到所有可能的最優(yōu)剛度比的值：

而系統(tǒng)的固有頻率為：

其中：

固有頻率是非負(fù)的，故可以得到：

即：

通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)α2opt=α2a或α2opt=α2b時(shí)，慣容比均可在相對(duì)應(yīng)的范圍內(nèi)使系統(tǒng)保持穩(wěn)定并實(shí)現(xiàn)減振，故分情況討論最優(yōu)參數(shù)的選取情況，如下：

（1）當(dāng)α2opt=α2a=時(shí)，

根據(jù)固定點(diǎn)理論可知，無(wú)論阻尼比怎么變化，都會(huì)經(jīng)過(guò)P，Q和R三個(gè)固定的點(diǎn)，當(dāng)兩個(gè)共振峰調(diào)整到同一高度，便可以得到最優(yōu)阻尼比。由圖3可知，當(dāng)兩個(gè)共振峰處于同一高度時(shí)，Q點(diǎn)處的幅頻響應(yīng)曲線恰好處于斜率為零的區(qū)域。故可以根據(jù)Q點(diǎn)處的橫坐標(biāo)和極值條件求出最優(yōu)阻尼比。

圖3 μ=0.1，δ=2，υ=3.26，α1=6.76，α2=2.79 時(shí)不同阻尼比下歸一化幅頻曲線Fig.3 The normalized amplitude-frequency curve under differ?ent damping ratios with μ=0.1，δ=2，υ=3.26，α1=6.76，α2=2.79

根據(jù)

從而得到近似最優(yōu)阻尼比：

其中：

由圖4可知，可以運(yùn)用和上述同樣的方法根據(jù)Q點(diǎn)處的橫坐標(biāo)和極值條件求出最優(yōu)阻尼比。

圖4 μ=0.1，δ=0.1，υ=1.43，α1=0.189，α2= -0.145 時(shí)不同阻尼比下歸一化幅頻曲線Fig.4 The normalized amplitude-frequency curve under dif?ferent damping ratios with μ=0.1，δ=0.1，υ=1.43，α1=0.189，α2= -0.145

根據(jù)

從而得到近似最優(yōu)阻尼比：

其中

3 不同情況慣容比的工作范圍以及最優(yōu)參數(shù)的選擇

在第2 節(jié)中已經(jīng)驗(yàn)證了兩組最優(yōu)參數(shù)均滿足系統(tǒng)的固有頻率大于0，故在篩選最優(yōu)接地剛度比α2opt時(shí)，只需考慮各最優(yōu)參數(shù)及其求解過(guò)程，即慣容的工作范圍應(yīng)該同時(shí)滿足各表達(dá)式分母不等于0，根號(hào)下部分大于0，最優(yōu)頻率比υopt和最優(yōu)阻尼比ξ2opt大于0 的交集。

3.1 不同的α2 對(duì)應(yīng)的慣容比δ 的取值范圍

將α2a代入最優(yōu)頻率中去討論慣容比δ的取值范圍，即：

即滿足：

故簡(jiǎn)單篩選判定后，δ的取值范圍即為：

其中：

將α2b代入最優(yōu)頻率中討論慣容比δ的取值范圍，即：

即滿足：

故簡(jiǎn)單篩選判定后，δ的取值范圍為：

3.2 最優(yōu)參數(shù)的選擇

從3.1 節(jié)的分析中可知，不同的接地剛度比α2對(duì)應(yīng)的慣容比δ的取值范圍是不同的，故在實(shí)際工程中該模型的最優(yōu)參數(shù)應(yīng)該根據(jù)不同的慣容比進(jìn)行選取。

當(dāng)δ∈(0，δ1)∪(δ2，+∞)時(shí)，只有一個(gè)α2，即α2=α2b，那么就取α2=α2b及對(duì)應(yīng)的最優(yōu)參數(shù)——最優(yōu)頻率（式（31））、最優(yōu)剛度比（式（32））和最優(yōu)阻尼比（式（34））。

當(dāng)δ∈(δ1，δ2)時(shí)，有兩個(gè)α2，即α2=α2a或α2=α2b，此時(shí)可以根據(jù)固定點(diǎn)處的幅值進(jìn)行分析。

當(dāng)α2=α2a時(shí)，固定點(diǎn)處的幅值為：

當(dāng)α2=α2b時(shí)，固定點(diǎn)處的幅值為：

兩個(gè)幅值作差：

從圖5中可以看出在常規(guī)的參數(shù)范圍內(nèi)，即質(zhì)量比μ∈(0.01，0.4)和慣容比δ∈(δ1，δ2)內(nèi)都可以使得ΔA>0，因此：

圖5 不同質(zhì)量比和慣容比下的幅值差Fig.5 Amplitude difference under different mass ratio and in?erter ratio

此時(shí)從式（42）可以得出α2=α2a的效果較好，故當(dāng)δ∈(δ1，δ2) 時(shí)取α2=α2a及其對(duì)應(yīng)的最優(yōu)參數(shù)——最優(yōu)頻率比式（27）、最優(yōu)剛度比式（28）和最優(yōu)阻尼比式（30）。

4 數(shù)值驗(yàn)證

為了驗(yàn)證前述解析結(jié)果的正確性，使用MAT?LAB 進(jìn)行仿真對(duì)比。由上一節(jié)可知不同的慣容比會(huì)存在不同的最優(yōu)參數(shù)，故分別進(jìn)行仿真分析。選取激振力的幅值為F0=1000 N，系統(tǒng)參數(shù)μ=0.1，當(dāng)δ=0.1 時(shí)，根據(jù)前述的解析解計(jì)算最優(yōu)參數(shù)，即：υ=1.43，α1=0.189，α2=-0.145，ξ=0.602，此時(shí)系統(tǒng)的固有頻率比ω'1=1.15，ω'2=3.38，頻率比為ω'1/ω1=0.36，ω'2/ω1=1.07；當(dāng)δ=2 時(shí)，根據(jù)前述的解析解計(jì)算最優(yōu)參數(shù)，即：υ=3.26，α1=6.76，α2=2.79，ξ=5.96，系統(tǒng)的固有頻率ω'1=2.6，ω'2=6.62，頻率比為ω'1/ω1=0.82，ω'2/ω1=2.09。故圖6橫坐標(biāo)頻率比選取為0～3，完全涵蓋了此范圍。利用四階龍格?庫(kù)塔法，選取計(jì)算時(shí)間為500 s。略去瞬態(tài)響應(yīng)，取穩(wěn)態(tài)響應(yīng)的最大值作歸一化處理，可以得到給定激勵(lì)下系統(tǒng)響應(yīng)的數(shù)值解。從圖6中，很明顯地可以看出無(wú)論接地剛度比選取哪一種情況，數(shù)值解和解析解都基本一致，驗(yàn)證了前述結(jié)果的正確性。

圖6 解析解和數(shù)值解的對(duì)比Fig.6 Comparison between numerical simulation and analyt?ical solution

5 最佳工作范圍的確定

由3.2 節(jié)的分析可知，不同的慣容比范圍對(duì)應(yīng)不同的優(yōu)化參數(shù)。當(dāng)慣容比δ∈(δ1，δ2)時(shí)，取質(zhì)量比μ=0.1，慣容比的有效工作范圍為（1，3.909）。在此范圍內(nèi)，圖7給出了慣容比對(duì)幅頻曲線的影響。由圖7可知，慣容比δ越大，主系統(tǒng)振幅越小，且有效的減振頻帶越寬，減振效果越好。

圖7 慣容比對(duì)幅頻曲線的影響Fig.7 Influence of inertia ratio on amplitude-frequency curve

當(dāng)慣容比δ∈(0，δ1]∪[δ2，+∞)，取質(zhì)量比μ=0.1，慣容比的有效工作范圍為(0，1]∪[3.9090，+∞)。在此范圍內(nèi)得到圖8。由圖8可知，慣容比δ越小，主系統(tǒng)振幅越小，直到慣容比減小至零，這個(gè)范圍的控制效果達(dá)到最優(yōu)。

圖8 慣容比對(duì)幅頻曲線的影響Fig.8 Influence of inertia ratio on amplitude-frequency curve

通過(guò)對(duì)比圖7和圖8可明顯地觀察出，圖8中的優(yōu)化結(jié)果不如圖7中的優(yōu)化結(jié)果?？紤]實(shí)際工程的可行性，當(dāng)慣容比δ∈(0，δ1]∪[δ2，+∞)，在動(dòng)力吸振器中加入慣容將增加整個(gè)系統(tǒng)的質(zhì)量卻沒(méi)有發(fā)揮它良好的控制性能，應(yīng)該避免這種情況的出現(xiàn)。故在常規(guī)參數(shù)下，δ∈(δ1，δ2)為本文模型的最佳工作范圍。在實(shí)際的應(yīng)用中可采取折中的方法選取最優(yōu)參數(shù)，當(dāng)慣容比取值小于或等于最佳范圍下限時(shí)，可選取慣容比略大于下限時(shí)所對(duì)應(yīng)的最優(yōu)參數(shù)，例如μ=0.1，δ=0.7，0.8，0.9，1 時(shí)，均取略大于最佳范圍下限的值δ=1.01，對(duì)應(yīng)的最優(yōu)參數(shù)為υ=0.23，α1=2.03，α2=1.21，ξ=33.44。此時(shí)取激勵(lì)幅值F0=1000 N，利用MATLAB 進(jìn)行仿真，可得到圖9。從圖9可以看出，這樣設(shè)計(jì)吸振器仍有較好的減振效果。但當(dāng)慣容比的取值接近該范圍的上限時(shí)，例如δ=3.9，對(duì)應(yīng)的最優(yōu)參數(shù)為υ=91.47，α1=3198，α2=922.48，ξ=6.33。顯然，此時(shí)的剛度比過(guò)大，在實(shí)際的工程中較難實(shí)現(xiàn)，故應(yīng)該避免選擇過(guò)大的慣容比。

圖9 接近最佳工作范圍下限的慣容比對(duì)幅頻曲線的影響Fig.9 Influence of inerter ratio close to the lower limit of op?timal working range on amplitude frequency curve

6 模型對(duì)比

6.1 簡(jiǎn)諧激勵(lì)下響應(yīng)對(duì)比

為了驗(yàn)證本文提出的動(dòng)力吸振器模型的減振效果，取μ=0.1，將本文提出的模型與其他3 種模型（即文獻(xiàn)［3］，［9］，［14］的模型）進(jìn)行對(duì)比，得到的幅頻曲線如圖10 所示，其中3 種模型的最優(yōu)參數(shù)選取如表1所示。從圖10 中可以看出，本文提出的模型中慣容比取最佳工作范圍時(shí)減振效果明顯優(yōu)于其他幾種情況，且拓寬了頻帶范圍，為以后的研究提供了良好的依據(jù)。

圖10 μ=0.1 時(shí)與其他形式動(dòng)力吸振器模型的對(duì)比Fig.10 Comparison between the DVA in this paper and oth?er DVAs under μ =0.1

表1 吸振器模型參數(shù)最優(yōu)設(shè)計(jì)公式Tab.1 Optimal design formula for model parameters of DVAs

6.2 隨機(jī)激勵(lì)下響應(yīng)對(duì)比

由于實(shí)際工程中機(jī)械或結(jié)構(gòu)受到的激勵(lì)多為隨機(jī)的，故本文近一步地討論吸振器在隨機(jī)激勵(lì)下的減振效果。設(shè)該系統(tǒng)受均值為零、功率譜密度為S(w)=S0的白噪聲激勵(lì)，則本文模型與其他3 種吸振器模型絕對(duì)位移響應(yīng)的功率譜密度函數(shù)分別為：

式中 下角標(biāo)V，R，N，I 分別代表文獻(xiàn)［3］中的Voigt 模型，文獻(xiàn)［9］提出的接地式動(dòng)力吸振器模型，文獻(xiàn)［14］提出的N?三要素模型以及本文模型。其他模型與本文模型主系統(tǒng)的位移均方值為：

其中：

選取4 種動(dòng)力吸振器的質(zhì)量比為μ=0.1，根據(jù)現(xiàn)有文獻(xiàn)中的結(jié)果和本文計(jì)算的最優(yōu)結(jié)果，可以得到4 種吸振器的均方值分別如下：

從上面的結(jié)果中可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)主系統(tǒng)的參數(shù)相同時(shí)，本文模型慣容比取最佳工作范圍時(shí)具有良好的減振效果。

為了更貼近實(shí)際工程，本文構(gòu)建了50 s 均值為0方差為1 的隨機(jī)力激勵(lì)，其時(shí)間歷程如圖11 所示。選取系統(tǒng)參數(shù)為m1=1 kg，主系統(tǒng)剛度為k1=100 N/m，吸振器質(zhì)量為m2=0.1 kg，根據(jù)文獻(xiàn)［3，9，14］和本文的推導(dǎo)過(guò)程得到其他最優(yōu)參數(shù)。主系統(tǒng)不附加動(dòng)力吸振器的位移響應(yīng)如圖12 所示。圖13～17 為主系統(tǒng)附加4 種不同的動(dòng)力吸振器的位移響應(yīng)。表2為主系統(tǒng)位移方差統(tǒng)計(jì)值及其衰減比。從圖13～17和表2可以發(fā)現(xiàn)，在本文模型中，當(dāng)慣容比為最佳工作范圍時(shí)比其他3種模型具有更優(yōu)良的吸振性能。

表2 主系統(tǒng)位移方差統(tǒng)計(jì)值及其衰減比Tab.2 The variances and reduction ratios of the primary system

圖11 隨機(jī)激勵(lì)時(shí)間歷程Fig.11 The time history of the random excitation

圖12 無(wú)吸振器的主系統(tǒng)時(shí)間歷程Fig.12 The time history of the primary system without DVA

圖13 附加Voigt 型動(dòng)力吸振器的主系統(tǒng)時(shí)間歷程Fig.13 The time history of the primary system with Voigt DVA

圖14 附加接地式動(dòng)力吸振器的主系統(tǒng)時(shí)間歷程Fig.14 The time history of the primary system with ground?ed DVA

圖15 附加N-三要素型動(dòng)力吸振器的主系統(tǒng)時(shí)間歷程Fig.15 The time history of the primary system with N-three elements DVA

圖16 附加慣容和接地剛度動(dòng)力吸振器的主系統(tǒng)時(shí)間歷程（δ = 0.1）Fig.16 The time history of the primary system with inerter and grounded stiffness DVA under δ = 0.1

圖17 附加慣容和接地剛度動(dòng)力吸振器的主系統(tǒng)時(shí)間歷程（δ = 2）Fig.17 The time history of the primary system with inerter and grounded stiffness DVA under δ = 2

7 結(jié) 論

本文提出了一種含慣容和接地剛度的黏彈性動(dòng)力吸振器模型，對(duì)其參數(shù)進(jìn)行了研究。通過(guò)基于固定點(diǎn)理論的H∞優(yōu)化得到吸振器的最優(yōu)頻率比、最優(yōu)剛度比和最優(yōu)阻尼比。在參數(shù)優(yōu)化過(guò)程中，發(fā)現(xiàn)慣容比在一定范圍內(nèi)有兩組優(yōu)化參數(shù)。考慮實(shí)際工程應(yīng)用，在常規(guī)參數(shù)下比較兩組參數(shù)對(duì)系統(tǒng)的控制性能的影響，確定了慣容的最佳工作范圍。分析慣容在最佳工作范圍內(nèi)外系統(tǒng)參數(shù)的選擇對(duì)系統(tǒng)響應(yīng)的影響，給出實(shí)際工程應(yīng)用的建議。然后與傳統(tǒng)吸振器在簡(jiǎn)諧激勵(lì)和隨機(jī)激勵(lì)下的對(duì)比發(fā)現(xiàn)，本文提出的模型中，當(dāng)慣容比在最佳工作范圍時(shí)可以大幅度地降低振動(dòng)幅值，拓寬了振動(dòng)頻率的適用范圍。進(jìn)一步研究表明，在慣容比的最佳工作范圍內(nèi)，慣容比越大，動(dòng)力吸振器的減振效果更佳。