新型雙重自復(fù)位摩擦阻尼器試驗(yàn)及數(shù)值模擬

屈俊童, 白宇翔, 張 超, 李昱衡, 王文彬, 浦鈞翔

(云南大學(xué) 建筑與規(guī)劃學(xué)院,昆明 650504)

通過在結(jié)構(gòu)中設(shè)置耗能裝置,消能減震技術(shù)減輕了地震對(duì)結(jié)構(gòu)的破壞,當(dāng)前工程中常用的阻尼器主要有液體黏滯阻尼器、金屬屈服型阻尼器、屈曲約束支撐及摩擦阻尼器等[1]。但這些阻尼器并不具備自復(fù)位功能,強(qiáng)震作用后存在較大的震后殘余變形,可能造成減震結(jié)構(gòu)的殘余變形過大,不利于阻尼器及結(jié)構(gòu)的震后恢復(fù)[2]。對(duì)此,國內(nèi)外學(xué)者通過在耗能裝置中增加自復(fù)位組件提出了大量自復(fù)位阻尼器。

現(xiàn)階段對(duì)自復(fù)位阻尼器的研究主要采用高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋、碟簧及形狀記憶合金(shape memory alloy, SMA)提供復(fù)位驅(qū)動(dòng)力,從而減小阻尼器卸載后的殘余變形。Christopoulos等[3-4]采用高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋作為阻尼器復(fù)位組件,提出了具備“旗幟型”滯回曲線的自復(fù)位耗能支撐。Xu等[5-6]通過預(yù)壓碟簧驅(qū)動(dòng)阻尼器復(fù)位提出了新型自復(fù)位耗能支撐,并進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)。嚴(yán)鑫等[7]將預(yù)壓碟簧與黏滯阻尼器并聯(lián),提出了自復(fù)位黏滯阻尼器。SMA同時(shí)具備良好的超彈性及高阻尼特性,卸載后可恢復(fù)至初始形狀,是制作自復(fù)位阻尼器的理想材料[8]。Shi等[9]將SMA絞線同時(shí)用作耗能及自復(fù)位模塊,研發(fā)了新型SMA自復(fù)位支撐,分析了自復(fù)位支撐參數(shù)對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。Wang等[10]在鉛芯疊層橡膠隔震支座中雙向設(shè)置U型SMA阻尼器,提出了可減小隔震層殘余變形的新型自復(fù)位隔震支座。

摩擦阻尼器具備出力穩(wěn)定、耗能性能良好及造價(jià)低廉等優(yōu)點(diǎn),以摩擦阻尼器作為耗能組件的自復(fù)位阻尼器研究備受關(guān)注。張艷霞等[11]基于預(yù)應(yīng)力鋼絞線和傳統(tǒng)摩擦阻尼器發(fā)展了自復(fù)位免修復(fù)摩擦耗能支撐,并進(jìn)行縮尺試件的擬靜力試驗(yàn)和數(shù)值模擬。任文杰等[12]將壓縮圓柱螺旋彈簧與斜面變摩擦耗能裝置并聯(lián),提出了自復(fù)位變摩擦阻尼器并進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)。邱燦星等[13-14]采用SMA螺栓對(duì)滑動(dòng)摩擦提供壓應(yīng)力,研發(fā)了自復(fù)位摩擦阻尼器,通過試驗(yàn)驗(yàn)證理論公式及數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

綜上所述,目前的自復(fù)位阻尼器采用了高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋、碟簧及SMA等復(fù)位驅(qū)動(dòng)方式中的一種,但單一的復(fù)位驅(qū)動(dòng)方式不易于提供與更高的耗能要求相匹配的復(fù)位力,如:難以施加較大的預(yù)應(yīng)力,增大SMA用量容易導(dǎo)致經(jīng)濟(jì)成本過高等。對(duì)此,本文利用螺旋彈簧變形后產(chǎn)生的彈性力和SMA奧氏體相變力共同驅(qū)動(dòng)阻尼器復(fù)位,并將復(fù)位彈簧、SMA與摩擦阻尼器并聯(lián),提出了新型雙重自復(fù)位摩擦阻尼器;通過試驗(yàn)考察預(yù)緊力、加載位移幅值及復(fù)位彈簧組件剛度對(duì)阻尼器復(fù)位性能及耗能性能的影響,并進(jìn)行了數(shù)值模擬。

1 雙重自復(fù)位摩擦阻尼器構(gòu)造及工作原理

1.1 阻尼器構(gòu)造

按功能的不同,可將新型雙重自復(fù)位摩擦阻尼器劃分為復(fù)位螺旋彈簧、SMA拉桿及摩擦耗能裝置三個(gè)部分,通過復(fù)位螺旋彈簧及SMA拉桿的超彈性性能實(shí)現(xiàn)雙重自復(fù)位功能。阻尼器整體由中部鋼板、石棉摩擦片、含有固定凸塊的上下覆板、復(fù)位圓柱螺旋彈簧、SMA拉桿,帶孔復(fù)位牽引桿及M10高強(qiáng)螺栓組成。

雙重自復(fù)位摩擦阻尼器的構(gòu)造如圖1所示,阻尼器中部鋼板及上下覆板兩端分別預(yù)留一個(gè)矩形導(dǎo)向槽口,用于放置復(fù)位牽引桿及阻尼器變形的導(dǎo)向,上下覆板左右兩側(cè)分別制作三個(gè)M10螺栓預(yù)留孔,兩端導(dǎo)向槽口后各有一個(gè)固定凸塊,用于安裝復(fù)位彈簧。采用環(huán)氧樹脂在中部鋼板上下表面黏接5 mm厚的石棉摩擦片,并將高強(qiáng)螺栓穿過上下覆板施加法向預(yù)緊力,從而完成摩擦耗能組件的裝配。帶孔復(fù)位牽引桿穿過阻尼器導(dǎo)向槽口后,阻尼器上下兩側(cè)各通過一根直徑為4 mm 的超彈性Ni-Ti SMA拉桿及高強(qiáng)螺母將兩端的復(fù)位牽引桿連接,采用復(fù)位螺旋彈簧和高強(qiáng)螺母將各個(gè)復(fù)位牽引桿與上下覆板處的固定凸塊連接,形成雙重復(fù)位體系。

注:1. 中部鋼板; 2. 上下覆板;3. SMA拉桿;4. M10高強(qiáng)螺栓; 5.復(fù)位螺旋彈簧;6. 固定凸塊;7. 高強(qiáng)螺母;8. 石棉摩擦片;9. 復(fù)位牽引桿

1.2 阻尼器工作原理

在荷載作用下,阻尼器發(fā)生拉伸-壓縮變形,SMA拉桿始終保持拉伸狀態(tài),而其中一端的復(fù)位螺旋彈簧則處于壓縮狀態(tài)。阻尼器通過SMA拉桿的高阻尼特性以及上下覆板與摩擦片間的摩擦來耗散能量。當(dāng)撤去外荷載后,SMA拉桿的奧氏體相變力與彈簧壓縮后的彈性力共同驅(qū)動(dòng)阻尼器復(fù)位,產(chǎn)生適配于高耗能要求的復(fù)位驅(qū)動(dòng)力,阻尼器工作原理如圖2所示。

圖2 雙重自復(fù)位摩擦阻尼器工作原理示意圖Fig.2 Working principle of dual self-centering friction damper

當(dāng)拉力超過阻尼器內(nèi)部摩擦力時(shí),中部鋼板與上下覆板發(fā)生錯(cuò)動(dòng),摩擦片與上下覆板摩擦。以上下覆板為參照,一端的復(fù)位牽引桿被中部鋼板帶動(dòng),另一端的則相對(duì)靜止,進(jìn)而拉伸SMA拉桿并壓縮一端的復(fù)位彈簧。同理,阻尼器在受壓過程中,摩擦片與上下覆板反向摩擦,一端的復(fù)位牽引桿相對(duì)于上下覆板靜止,另一端則被推動(dòng),拉伸SMA拉桿并壓縮復(fù)位彈簧。其中,復(fù)位牽引桿不僅傳遞了SMA拉力及復(fù)位彈性力,對(duì)阻尼器的往復(fù)運(yùn)動(dòng)也起到了導(dǎo)向作用。

2 阻尼器力學(xué)性能試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)概況

根據(jù)阻尼器構(gòu)造設(shè)計(jì)及工作原理加工制作了模型試件, 試件最大行程為21 mm;中部鋼板及上下覆板厚度均為10 mm,上下覆板的連接則通過焊接端部連接塊實(shí)現(xiàn),各部件尺寸及連接構(gòu)造如圖3所示,尺寸標(biāo)注單位為毫米;雙重自復(fù)位體系采用Ni-Ti SMA拉桿(Ni50.1%, Ti49.9%),直徑為4 mm,有效長度為300 mm;復(fù)位彈簧則采用錳鉻合金螺旋彈簧(Mn 1.02%, Cr 0.29%),具體參數(shù)如表1所示;摩擦耗能裝置預(yù)緊力通過扭力扳手施加,石棉摩擦片尺寸為200 mm×140 mm×5 mm,其余構(gòu)件采用Q235鋼。

圖3 試件主要零件示意圖(mm)Fig.3 Main parts of the specimen (mm)

表1 復(fù)位彈簧參數(shù)Tab.1 Parameters of reset spring

為考察預(yù)緊力、加載位移幅值及復(fù)位彈簧組件剛度對(duì)阻尼器整體復(fù)位性能與耗能效果的影響,設(shè)計(jì)了4組試驗(yàn),相應(yīng)的試件則通過阻尼器各功能部件的裝配實(shí)現(xiàn);試驗(yàn)采用三級(jí)加載位移幅值,各級(jí)加載位移幅值分別為9 mm、15 mm和21 mm,共計(jì)12個(gè)工況,試驗(yàn)工況參數(shù)如表2所示。復(fù)位彈簧及SMA均未被施加預(yù)應(yīng)力,摩擦耗能裝置的預(yù)緊力為6個(gè)M10高強(qiáng)螺栓的總預(yù)緊力。首先,通過昆明理工大學(xué)的微機(jī)電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)完成SMA拉桿的20次循環(huán)拉伸訓(xùn)練,使SMA性能穩(wěn)定。采用云南宇州檢測(cè)技術(shù)公司的萬能試驗(yàn)機(jī)(WAW-100B)對(duì)阻尼器進(jìn)行位移控制滯回加載,試驗(yàn)數(shù)據(jù)通過控制端計(jì)算機(jī)自動(dòng)采集,試驗(yàn)環(huán)境溫度為15 ℃,試驗(yàn)加載速度均為5 mm/min,試驗(yàn)裝置如圖4所示。

圖4 阻尼器加載試驗(yàn)示意圖Fig.4 The schematic of damper loading test

表2 試驗(yàn)工況Tab.2 Test cases

2.2 SMA拉伸訓(xùn)練

SMA應(yīng)力-應(yīng)變曲線在等幅循環(huán)拉伸訓(xùn)練及變幅拉伸試驗(yàn)中均呈 “旗幟型”,由外荷載引起的塑性變形在卸載后基本恢復(fù),如圖5所示。這一現(xiàn)象表明,外力引起了SMA拉桿發(fā)生馬氏體相變,SMA又在隨后的卸載過程中發(fā)生了奧氏體相變,SMA具有良好的超彈性性能。

圖5 SMA桿應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves of SMA rod

等幅循環(huán)拉伸的加載幅值為5%應(yīng)變,在第1圈循環(huán)拉伸訓(xùn)練中,SMA拉桿卸載后殘余應(yīng)變達(dá)到了1.98%,但在后續(xù)的拉伸訓(xùn)練中較小;在第8圈拉伸訓(xùn)練后,應(yīng)力應(yīng)變曲線趨于穩(wěn)定。如變幅加載曲線所示,加載至應(yīng)變1.82%,SMA拉桿開始發(fā)生馬氏體相變,相變終止于應(yīng)變6.97%;隨加載應(yīng)變的增大,奧氏體相變起始應(yīng)變上升,相變終止應(yīng)變則為0.47%。

SMA相變應(yīng)力如表3所示,σms、σmf分別為馬氏體相變起始應(yīng)力與相變終止應(yīng)力,σas、σaf分別為奧氏體相變起始應(yīng)力與相變終止應(yīng)力。

表3 SMA桿相變應(yīng)力Tab.3 Phase transformation stress of SMA rod

2.3 阻尼器試驗(yàn)結(jié)果分析

2.3.1 阻尼器力學(xué)參數(shù)選取

為分析雙重自復(fù)位摩擦阻尼器的各個(gè)力學(xué)性能,選用以下參數(shù):

(1) 每周循環(huán)加載耗能大小W,量化阻尼器耗能性能,如式(1)所示

W=?AdA

(1)

式中,A為阻尼器滯回曲線面積。

(2) 割線剛度K,如式(2)所示

(2)

式中:Fmax與Fmin分別為最大與最小阻尼力;Dmax與Dmin分別為最大與最小位移。

(3) 等效黏滯阻尼比ξeq,量化阻尼器阻尼特性,如式(3)所示

(3)

(4) 卸載后殘余變形率Rdr,即卸載后殘余變形Dr與最大設(shè)計(jì)行程之比,衡量阻尼器復(fù)位性能。

2.3.2 摩擦阻尼器(friction damper,FD)

為獲取FD的主要參數(shù),首先進(jìn)行了FD的力學(xué)試驗(yàn)。試件FD在各個(gè)工況下的滯回曲線均為矩形,滯回曲線面積隨加載位移幅值及預(yù)緊力的增大而增大,滯回曲線如圖6所示;由于未附加復(fù)位驅(qū)動(dòng)裝置,FD在卸載后不能復(fù)位;根據(jù)圖6及FD具有兩個(gè)摩擦面的構(gòu)造設(shè)計(jì)可得,FD的滑動(dòng)摩擦因數(shù)為0.50。

圖6 FD試驗(yàn)滯回曲線Fig.6 Experimental hysteresis curves of FD

2.3.3 無復(fù)位彈簧的SMA-摩擦阻尼器(single self-centering friction damper,S-SCFD)

將SMA與摩擦耗能部件并聯(lián)后,試件S-SCFD的復(fù)位由SMA拉桿驅(qū)動(dòng),不同試驗(yàn)工況下的滯回曲線形狀均為“旗幟型”,如圖7所示,相應(yīng)的力學(xué)性能參數(shù)如表4所示。由圖7可知,剛進(jìn)入偽屈服狀態(tài)時(shí)的阻尼力存在波動(dòng),波動(dòng)幅值較小,且隨著加載位移的增大而減小,阻尼器整體出力較為穩(wěn)定。隨著預(yù)緊力的增大,阻尼力及滯回曲線面積增大。最大出力隨著加載位移幅值的增大而增大,表明試件S-SCFD具有一定的偽屈服后剛度。

圖7 S-SCFD試驗(yàn)滯回曲線Fig.7 Experimental hysteresis curves of S-SCFD

表4 S-SCFD力學(xué)性能參數(shù)Tab.4 Mechanical parameters of S-SCFD

由表4可知,等效黏滯阻尼比ξeq隨著預(yù)緊力的增大而增大,受加載位移幅值的影響較小,增大摩擦耗能占比可有效提升阻尼器耗能性能。同時(shí),S-SCFD的殘余變形率Rdr隨著加載位移幅值及預(yù)緊力的增大而增大。在預(yù)緊力為7 kN、加載位移幅值為21 mm的工況下,S-SCFD的殘余變形率Rdr達(dá)到78.85 %。試驗(yàn)結(jié)果表明,將摩擦耗能裝置與SMA并聯(lián)后,阻尼器整體耗能性能隨預(yù)緊力的增大而上升,而復(fù)位性能則與加載位移幅值和預(yù)緊力呈負(fù)相關(guān)。

2.3.4 雙重自復(fù)位摩擦阻尼器(dual self-centering friction damper,D-SCFD)

由SMA與復(fù)位螺旋彈簧共同驅(qū)動(dòng)阻尼器復(fù)位,D-SCFD具備雙重復(fù)位體系。D-SCFD在各試驗(yàn)工況下的滯回曲線如圖8所示,曲線形狀同樣呈“旗幟型”,各工況下的阻尼力也較為穩(wěn)定。由圖8可知,試件D-SCFD-2在加卸載過程中產(chǎn)生的阻尼力均略大于D-SCFD-1的,這是D-SCFD-2的復(fù)位彈簧剛度更大所導(dǎo)致的,這一現(xiàn)象隨著加載位移的增大而越加明顯。

圖8 D-SCFD試驗(yàn)滯回曲線Fig.8 Experimental hysteresis curves of D-SCFD

D-SCFD的具體力學(xué)性能參數(shù)如表5所示。在各試驗(yàn)工況下, D-SCFD-1與D-SCFD-2的每周循環(huán)耗能大小W比S-SCFD的略小,最大降幅僅為17.63 J,對(duì)應(yīng)的工況為: D-SCFD-2試件、21 mm加載位移幅值、7 kN預(yù)緊力。同時(shí),雙重自復(fù)位體系也增加了D-SCFD-1與D-SCFD-2的割線剛度K。與S-SCFD相比,D-SCFD-1與D-SCFD-2在各工況下的等效阻尼比ξeq有所下降,最大降幅為6.36 %,對(duì)應(yīng)于21 mm加載位移幅值、7 kN預(yù)緊力的工況。

表5 D-SCFD力學(xué)性能參數(shù)表Tab.5 Mechanical parameters of D-SCFD

阻尼器等效阻尼比ξeq隨著復(fù)位彈簧組件剛度的增加而大致呈線性下降,如圖9所示。如前所述,雙重自復(fù)位體系提高了D-SCFD-1與D-SCFD-2的割線剛度K,最大增長率分別為18.92 %和32.31 %,對(duì)應(yīng)于21 mm加載位移幅值、3 kN預(yù)緊力的工況。在本試驗(yàn)中,復(fù)位彈簧對(duì)試件割線剛度K的影響有限,是造成等效阻尼比隨著復(fù)位彈簧剛度的增加而大致呈線性下降的主要原因。

圖9 不同剛度復(fù)位彈簧組件下試件的等效阻尼比變化曲線Fig.9 Equivalent damping ratio curves of the specimen under different reset springs module stiffness

由于雙重自復(fù)位體系提供了更大的復(fù)位力,D-SCFD-1與D-SCFD-2在各工況下的殘余變形率Rdr比S-SCFD的更小。由圖10可知,當(dāng)加載位移較小時(shí),增加復(fù)位彈簧組件的剛度對(duì)阻尼器殘余變形率Rdr的控制效果并不顯著。增大加載位移幅值后,殘余變形率Rdr隨著復(fù)位彈簧組件剛度的增大而明顯減小。殘余變形率Rdr的下降速度隨著預(yù)緊力的增大而上升,但加載位移幅值為21 mm時(shí),下降速度隨預(yù)緊力的增大而先上升后下降。在21 mm加載位移幅值、5 kN預(yù)緊力的工況下,殘余變形率Rdr的降幅最大,達(dá)到35.08 %。

圖10 不同剛度復(fù)位彈簧組件下試件的殘余變形率變化曲線Fig.10 Residual deformation rate curves of the specimen under different reset springs module stiffness

試驗(yàn)結(jié)果反映了雙重自復(fù)位體系所具備的復(fù)位彈簧有效提供了彈性復(fù)位力,并有利于提升阻尼器整體復(fù)位性能,復(fù)位性能的提升效果隨加載位移幅值及預(yù)緊力的增大而愈加顯著。

3 阻尼器簡化力學(xué)模型和數(shù)值模擬

3.1 雙重自復(fù)位摩擦阻尼器簡化力學(xué)模型

新型阻尼器阻尼力由雙重自復(fù)位裝置及摩擦耗能裝置共同提供,復(fù)位彈簧、SMA拉桿及摩擦耗能裝置在外荷載作用下同時(shí)發(fā)生變形,引起雙重自復(fù)位裝置及摩擦耗能裝置出力,簡化分析模型如圖11所示。

圖11 雙重自復(fù)位摩擦阻尼器簡化分析模型Fig.11 Simplified analysis model of D-SCFD

雙重自復(fù)位摩擦阻尼器恢復(fù)力公式為

FD-SCFD=FD-SC+FFD
FD-SC=FSC-S+FSMA

(4)

式中:FD-SC為雙重自復(fù)位裝置恢復(fù)力;FFD為摩擦耗能裝置恢復(fù)力;FSC-S為復(fù)位彈簧組件恢復(fù)力;FSMA為SMA組件恢復(fù)力。

摩擦耗能裝置恢復(fù)力FFD與復(fù)位彈簧組件恢復(fù)力FSC-S的計(jì)算則如式(5)及式(6)所示

(5)

FSC-S=ku

(6)

式中:P為預(yù)緊力;μ為摩擦因數(shù); sgn(x)為符號(hào)函數(shù);u為阻尼器位移;t為時(shí)間;k為復(fù)位彈簧剛度。

SMA組件恢復(fù)力FSMA則分段計(jì)算,如式(7)～式(10)所示

(7)

(8)

(9)

(10)

表6 SMA簡化力學(xué)模型參數(shù)Tab.6 SMA Parameters of simplified mechanical model

3.2 數(shù)值模擬

3.2.1 D-SCFD有限元數(shù)值模型

為了能進(jìn)一步分析雙重自復(fù)位摩擦阻尼器復(fù)位性能及耗能性能,采用OpenSees兩節(jié)點(diǎn)單元(two node link element)模擬D-SCFD,復(fù)位彈簧組件、SMA組件及摩擦耗能裝置則分別通過OpenSees內(nèi)置的線彈性材料(elastic uniaxial material)等剛度加卸載自復(fù)位材料(self centering material)及Bouc-Wen模型(Bouc-Wen material)模擬,最后使用并聯(lián)材料(parallel material)將各組件的模擬材料并聯(lián)合成D-SCFD有限元數(shù)值模型。

3.2.2 數(shù)值模型驗(yàn)證

對(duì)D-SCFD模型進(jìn)行拉伸-壓縮加載有限元模擬,并驗(yàn)證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性,模型參數(shù)及加載工況采用阻尼器力學(xué)性能試驗(yàn)中的D-SCFD-2試件。有限元模型的線彈性材料的線剛度按表2取290 N/mm,根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果所得的自復(fù)位材料及Bouc-Wen模型材料參數(shù)分別如表7及表8所示,Bouc-Wen模型參數(shù)k0的三個(gè)取值分別對(duì)應(yīng)表2中的三種預(yù)緊力。

表7 自復(fù)位材料參數(shù)Tab.7 Parameters of self-centering material

表8 Bouc-Wen模型參數(shù)Tab.8 Parameters of Bouc-Wen model

簡化力學(xué)模型、有限元模擬與試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比如圖12所示,在各工況下的簡化力學(xué)模型、有限元模擬滯回曲線在加載段與試驗(yàn)曲線較為吻合,在卸載段存在一定的誤差,這是由于SMA的實(shí)際加卸載過程并非嚴(yán)格的等剛度加卸載,與OpenSees自復(fù)位材料存在較小的差異,并且SMA實(shí)際滯回曲線的卸載段存在一定的曲率,與簡化力學(xué)模型折線型卸載段有所不同,但簡化力學(xué)模型、有限元模擬滯回曲線整體上與試驗(yàn)曲線擬合較好。

圖12 簡化力學(xué)模型、有限元模擬與試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比Fig.12 Comparison of simplified mechanical model, finite element simulation and experimental hysteresis curves

阻尼器簡化力學(xué)模型、有限元模擬與試驗(yàn)力學(xué)性能參數(shù)對(duì)比分別如表9、表10所示,各工況下的每周循環(huán)耗能W、割線剛度K、等效阻尼比ξeq及殘余變形率Rdr簡化力學(xué)模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)的最大相對(duì)誤差分別為:6.09%、3.08%、5.09%及61.1%;有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)的最大相對(duì)誤差分別為: 9.69%、3.08%、8.27%及61.46%。其中,殘余變形率Rdr的誤差主要源于前文所述的SMA加卸載并非為等剛度加卸載且卸載段曲線存在一定的曲率,與簡化力學(xué)模型、OpenSees自復(fù)位材料存在差異,但殘余變形率Rdr的絕對(duì)誤差分別僅為9.55%、9.6%。綜上,各項(xiàng)性能參數(shù)模擬結(jié)果與試驗(yàn)間的誤差不大,簡化力學(xué)模型與有限元模型能較好地模擬阻尼器的力學(xué)特性。

表9 簡化力學(xué)模型與試驗(yàn)力學(xué)參數(shù)對(duì)比Tab.9 Comparison of mechanical parameters between simplified mechanical model and test

表10 有限元模型與試驗(yàn)力學(xué)性能參數(shù)對(duì)比Tab.10 Comparison of mechanical parameters between finite element model and test

3.2.3 D-SCFD性能分析

為進(jìn)一步考察D-SCFD的耗能性能,采用上述D-SCFD有限元模型分析SMA與摩擦耗能對(duì)阻尼器整體耗能性能的貢獻(xiàn),并通過分析SMA與復(fù)位彈簧對(duì)阻尼器整體復(fù)位性能的貢獻(xiàn)考察D-SCFD的復(fù)位性能。

通過圖13可得,阻尼器在21 mm加載位移幅值下的每周循環(huán)加載耗能大小W隨預(yù)緊力的增大而增大。相對(duì)于SMA,摩擦耗能裝置對(duì)阻尼器整體耗能性能貢獻(xiàn)較高,并隨著預(yù)緊的增大而上升。當(dāng)預(yù)緊力為3 kN時(shí),摩擦耗能裝置產(chǎn)生的每周循環(huán)加載耗能是SMA的1.06倍。當(dāng)加載位移幅值為21 mm時(shí),阻尼器整體復(fù)位率及各部件的貢獻(xiàn)如圖14所示,復(fù)位彈簧組件的剛度為SMA拉桿割線剛度的0.40倍,復(fù)位彈簧對(duì)阻尼器整體復(fù)位性能的貢獻(xiàn)隨預(yù)緊力的增大而增大。在各個(gè)預(yù)緊力下,復(fù)位彈簧對(duì)阻尼器復(fù)位率的貢獻(xiàn)分別為2.49%、24.76%及41.85%,阻尼器整體復(fù)位率隨著預(yù)緊力的增大有所下降。

圖13 D-SCFD每周循環(huán)加載耗能(21 mm)Fig.13 Energy dissipation of D-SCFD per cyclic loading (21 mm)

圖14 D-SCFD復(fù)位率(21 mm)Fig.14 Re-centering rate of D-SCFD (21 mm)

4 結(jié) 論

提出了一種雙重自復(fù)位摩擦阻尼器,并進(jìn)行其模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬,得出結(jié)論如下:

(1) 阻尼器殘余變形率與預(yù)緊力成正相關(guān),提供與耗能需求相匹配的復(fù)位驅(qū)動(dòng)力是保證復(fù)位性能的關(guān)鍵。

(2) 所提出的雙重自復(fù)位摩擦阻尼器具備雙重復(fù)位驅(qū)動(dòng)方式,易于提供更大的復(fù)位力,適配于高耗能需求,整體構(gòu)造簡單,受力明確。

(3) 增加復(fù)位彈簧組件剛度后,雙重自復(fù)位體系可提升阻尼器復(fù)位性能,提升效果在預(yù)緊力且變形較大的情況下更加顯著,但會(huì)導(dǎo)致等效阻尼比下降,影響耗能性能。因此,雙重自復(fù)位摩擦阻尼器的設(shè)計(jì)應(yīng)合理確定復(fù)位彈簧剛度、SMA直徑及摩擦耗能大小。

(4) 阻尼器簡化力學(xué)模型、有限元數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)較為吻合,驗(yàn)證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。摩擦耗能裝置對(duì)阻尼器整體耗能性能的貢獻(xiàn)較大,復(fù)位彈簧對(duì)阻尼器復(fù)位性能的貢獻(xiàn)隨著預(yù)緊力的增大而愈加顯著。