非線性黏滯阻尼器性能試驗

蘇何先， 潘 文， 蘭 香， 楊曉東， 白 羽， 張興仙

(1.昆明理工大學 建筑工程學院，昆明 650500；2.云南省抗震工程技術研究中心，昆明 650500；3.昆明學院，昆明650214；4.云南開放大學 城市建設學院，昆明 650223)

地震和風振嚴重威脅人類的生存發展，為防御強震和颶風這兩種自然災害對建筑結構造成破壞而導致人們生命和財產的巨大損失，研究人員通過不斷的探索，開創性的提出在建筑結構中采用消能減震技術。與傳統“硬抗”措施不同，消能減震技術著力于調整或改變結構的動力特性以實現有效控制結構的震(振)動響應，從而達到保障結構地震(風振)安全的目的[1]。在建筑結構中設置黏滯阻尼器是一種經濟、有效、安全、可靠的結構防震減災措施[2-3]。黏滯阻尼器是一種典型的速度相關型被動耗能器，缸式黏滯阻尼器是建筑結構中最常用的類型，其活塞在高黏性阻尼介質中運動產生黏滯阻尼而實現耗能[4]。建筑結構中的黏滯阻尼器為結構提供附加阻尼，對剛度幾乎不產生影響，因此不會改變結構的動荷載作用，在較大的頻率范圍內具有比較穩定的阻尼特性，從小振幅到大振幅運動都可以發揮阻尼耗能作用[5]。由于黏滯阻尼器并不對結構起支撐作用，其后期的維修和更換便利。

《建筑抗震設計規范》GB 50011—2010、《建筑消能減震技術規程》JGJ 297—2013(以下簡稱《消規》)等技術標準的頒布實施及近年來國家、地方先后發布的相關法律法規和產業政策利好于建筑減隔震行業的發展，行業的快速發展推動了黏滯阻尼器的工程應用，不斷增長的市場需求促進了自主產品的研制[6-10]，國內黏滯阻尼器研制企業快速成長，但各企業研發能力、材料技術和加工制造工藝水平的差異必然導致產品質量良莠不齊。黏滯阻尼器漏液是最容易出現的失效故障[11-13]，國際上已有許多黏滯阻尼器漏液導致返工的事故[14]，建筑結構中黏滯阻尼器遭受地震破壞的事例也有了報道[15]，而作者在云南省抗震工程技術研究中心參與的大量黏滯阻尼器性能測試試驗中也出現過漏液、缸體破壞、活塞桿屈曲、連接頭斷裂以及慢速試驗時軸向阻力過大等產品質量問題。因此，通過性能試驗進行黏滯阻尼器產品質量控制對確保消能減震結構的地震安全意義重大。

《消規》和《建筑消能阻尼器》JG/T 209—2012(以下簡稱《阻尼器》)系統的構建了我國建筑消能阻尼器性能試驗的方法標準及技術規定，為黏滯阻尼器產品研制、工程應用及產業健康發展提供了支撐和保障。但黏滯阻尼器性能試驗依據的標準體系并未明確阻尼系數和阻尼指數的確定方法，對地震疲勞性能試驗滯回曲線面積評定的技術要求也不統一，導致黏滯阻尼器性能測試與評估困難。同時，慢速試驗的實施及試驗結果的評定等問題引起的爭議也較多。針對上述黏滯阻尼器性能試驗開展中常見問題進行深入的探索研究，以期為建筑黏滯阻尼器性能測試與評估技術標準完善提供參考。

1 黏滯阻尼器性能參數C、α測試

1.1 性能參數C、α測試的理論基礎

黏滯阻尼器性能測試試驗主要包括力學性能試驗、疲勞性能試驗、頻率相關性試驗、慢速試驗、靜力過載試驗和極限位移試驗等。通過性能試驗獲取的主要性能參數指標有極限位移、最大阻尼力、極限速度、阻尼指數、阻尼系數、滯回曲線及滯回曲線面積[16-17]。其中阻尼系數C和阻尼指數α不能由試驗直接測量，而需要根據黏滯阻尼器的工作機理或能量原理進行試驗數據處理間接得到。

黏滯阻尼器的阻尼力公式可表示為[17-18]：

(1)

式中:Fd為黏滯阻尼器在相應位移下的阻尼力；C為黏滯阻尼器的阻尼系數；v為活塞運動的相對速度；α為黏滯阻尼器的阻尼指數，α∈(0,1]。黏滯阻尼器的α為0時具有理想的耗能滯回曲線，α為1時耗能滯回曲線接近橢圓，如圖1所示。

當α較小時，在小于設計速度情況下阻尼器的耗能效率更高，減震效果更好；而在大于設計速度時，其輸出力超過最大設計值的幅度也越小，即黏滯阻尼器在正常使用期間遭受到超設計地震作用時可有效避免與阻尼器連接的主體結構由于受力過大而發生損壞[19]。因此，工程常用黏滯阻尼器多為α<1的非線性黏滯阻尼器。

圖1 黏滯阻尼器耗能滯回曲線Fig.1 Hysteresis loops of viscous damper

黏滯阻尼器的耗能能力是用結構設計中非線性黏滯阻尼器在水平地震作用下往復循環一周所消耗的能量表示的，其計算式為：

Wc=λFd maxΔu

(2)

式中:Fd max為非線性黏滯阻尼器在相應水平地震作用下的最大阻尼力，Δu為非線性黏滯阻尼器的位移，λ為阻尼指數的函數，其函數式為[18]：

(3)

式中:Γ為伽瑪函數。阻尼力式(1)和耗能式(2)均可用于確定非線性黏滯阻尼器的關鍵性能參數C、α，但兩者在數據處理中操作的便捷性及數據處理結果的一致性將直接影響非線性黏滯阻尼器的性能測試與評估。

1.2 采用阻尼力公式確定性能參數C、α

非線性黏滯阻尼器力學性能試驗和疲勞性能試驗均采用正弦位移控制加載，其加載位移和加載頻率(加載速度)由結構設計確定。常用擬動力試驗系統能夠直接測得非線性黏滯阻尼器的阻尼力和位移數據，根據黏滯阻尼器的阻尼力式(1)可知，在加載速度已知的情況下，通過建立方程組可直接求解出未知參數C、α，但因加載測試系統通常未配置速度傳感器，數據處理時，加載速度由測試位移求導得到，間接測量數據(計算速度)是否準確可靠將直接影響性能參數C、α的測試結果，因此，首先對計算速度結果進行校驗。

(1)速度數據驗證

通過外置速度傳感器和位移傳感器及與其配套的測試系統(試驗所用SERVOTEST公司生產的擬動力加載測試系統未配置速度信號采集接入端口)進行加載位移和加載速度同步測量，對測試位移數據求導得到計算速度，并將速度傳感器的實測速度與位移傳感器求導所得的計算速度作對比，以驗證二者是否完全一致。其中，外置位移傳感器除用于保證速度信號與位移信號同步測量外，還用于校核擬動力加載測試系統的內置位移傳感器并建立內外兩套測試系統的數據聯系。速度驗證試驗按黏滯阻尼器力學性能試驗進行加載，圖2為傳感器布置示意圖。

圖2 傳感器布置Fig.2 Sensors arrangement

利用外置位移傳感器、速度傳感器及擬動力阻尼器加載測試系統的配套傳感器進行數據測量。由試驗測試數據可知，實測速度曲線稍滯后于計算速度曲線，兩者存在相位差，如圖3(a)所示；計算速度由位移求導而得，兩者相位差剛好為90°，如圖3(b)所示；計算速度與阻尼力也不完全同步，阻尼力的相位滯后于計算速度的相位，見圖3(c)。由此可見，由計算速度與實測阻尼力計算性能參數C、α必然產生誤差。對比發現，實測速度與阻尼力相位的一致很好，因此，進行黏滯阻尼器性能測試時，配置同步速度傳感器直接測量加載速度有利于方便準確的獲得性能參數C、α。

(a)計算速度與實測速度

(b)加載位移與計算速度

(c)計算速度與阻尼力 圖3 結果曲線Fig.3 Result curves

(2)數據點選擇

利用阻尼力公式(1)計算性能參數C、α時，最少需要選取兩個實測數據點，針對數據點應如何選取及不同的數據選取方式是否會對測試結果產生影響展開研究。

以設計性能參數如表1的非線性黏滯阻尼器為研究對象，通過開展力學性能試驗測得其設計位移工況的試驗數據，并利用阻尼力公式進行數據處理。首先嘗試選取兩個數據點計算性能參數C、α，因涉及冪函數求解，基于方便數據處理，僅利用第一象限的數據，固定選取阻尼力和速度最大的點為第一個數據點，在剩余數據中變換選取第二個數據點，所得性能參數α結果如圖4所示。

表1 非線性黏滯阻尼器設計性能參數Tab.1 Design performance parametersof nonlinear viscous damper

圖4 數據點選擇與性能參數α結果Fig.4 Relationship between data selection and results of performance parameter α

由圖4可見，第二個數據點選取不同將導致阻尼指數結果差異很大，直接影響非線性黏滯阻尼器的性能評估。因此，為避免數據點選取不同對試驗結果產生影響，嘗試選取第3循環圈的全部數據進行冪函數擬合以獲取試驗性能參數。由力學性能試驗數據擬合各加載位移工況下黏滯阻尼器的阻尼力-速度曲線如圖5所示，冪函數擬合的試驗性能參數結果見表2。

表2 性能參數C、α擬合結果Tab.2 Fitted results of performance parameters C and α

圖5 曲線擬合Fig.5 Fitted curves

表2為非線性黏滯阻尼器力學性能試驗六級位移工況的擬合性能參數C、α，其中0.1△u和0.2△u位移工況的C、α結果超出現行試驗技術標準的誤差允許范圍。大量性能試驗結果統計發現，多數非線性黏滯阻尼器在0.1△u和0.2△u兩級位移工況下的測試C、α均存在超限，如果嚴格按現行標準執行，其性能試驗結論均為不合格。分析認為，阻尼介質含氣泡、間隙等因素均會對性能參數C、α的測試結果產生影響，而非線性黏滯阻尼器與測試設備之間不可避免的存在連接間隙，同時，為滿足非線性黏滯阻尼器與測試設備連接而定制的連接銷軸經常出現抗彎剛度不足，試驗過程中連接銷軸會產生不同程度的彎曲變形，連接間隙和銷軸變形均會對非線性黏滯阻尼器的性能測試結果產生影響，小位移加載工況更為顯著。因此，非線性黏滯阻尼器性能評估經常采取忽略0.1△u和0.2△u位移工況的測試C、α結果，或者以力學性能試驗六級位移工況綜合確定的性能參數C、α(各加載位移工況僅選取第3循環圈阻尼力和速度最大的一個數據點共六個數據點進行曲線擬合)作為性能參數C、α的測試值，而不單獨確定各加載位移工況的C、α。這些處理方案在一定程度上雖避免了出現非線性黏滯阻尼器性能測試結果均無法滿足現行技術標準要求的情況，卻存在不能全面準確反映產品性能的可能。為實現準確測試產品性能，可考慮通過外置位移計來消除試驗誤差對測試結果的影響。

總之，利用阻尼力公式計算性能參數C、α需要加載速度數據，當試驗設備未配備速度傳感器時，計算速度由加載位移數據求導得到，由于計算速度與實際速度存在相位差，由此確定性能參數C、α必然會引入誤差。利用能量原理確定非線性黏滯阻尼器的阻尼指數時，將不涉及加載速度，同時也可避免利用阻尼力公式計算性能參數C、α時數據點選取的影響。

1.3 采用耗能公式確定性能參數C、α

非線性黏滯阻尼器設計時，其性能參數是由耗能式(2)確定的，因此，性能試驗可考慮采用式(2)進行數據處理以獲取性能參數α，然后再利用黏滯阻尼器的阻尼力公式確定性能參數C。為便于由λ函數式(3)求解出阻尼指數α，《消規》提供了λ與α對應關系的數據表6.3.2，并提出其它數據可采用線性插值確定，即λ函數被簡化為α的線性函數，在α∈(0,1]的取值范圍內，其函數式可表達為λ=0.8α+3.9。因阻尼指數α是決定非線性黏滯阻尼器性能的關鍵因素，為準確評估非線性黏滯阻尼器的性能，對由簡化λ的線性插值函數式計算阻尼指數α的誤差進行分析。

(1)簡化λ函數的誤差

根據函數λ的表達式(3)和由《消規》提供的數據表建立的線性插值關系式λ=-0.8α+3.9，α∈(0,1]，分別求解λ∈[3.1,3.9)對應的α結果，并繪制出λ與α的關系曲線，如圖6所示。

由圖6可知，當非線性黏滯阻尼器設計性能參數α的取值在0.364～0.823區間時，根據試驗得到的λ結果，利用規范提供的簡化線性插值函數式計算性能參數α，其誤差小于2%，隨性能參數α的設計取值向(0,1]區間的兩端擴展，由簡化線性函數式計算性能參

圖6 λ-α關系曲線Fig.6 λ-α relation curves

數α的誤差逐漸增大。當α=1時，誤差為5.20%；α=0.35時，誤差為2.68%；α=0.25時，誤差為11.75%；α=0.15時，誤差為39.50%。而房屋結構中常用的非線性黏滯阻尼器設計性能參數取值多在0.15～0.35之間，采用規范線性插值法進行試驗參數計算誤差較大，不利于試驗人員對產品性能的準確判定，建議由函數直接求解性能參數α。

(2)利用能量原理計算性能參數C、α及誤差控制

非線性黏滯阻尼器性能試驗實測滯回曲線在二、四象限均存在程度不同的水平滑移段，連接間隙、充液不滿和阻尼介質含氣泡等都是引起滯回曲線局部畸變的主要原因。由于滯回曲線面積變小將直接影響到性能參數的確定，為定量考查滯回曲線局部畸變對采用耗能公式計算阻尼指數α的影響，對設計性能參數如表1的非線性黏滯阻尼器的試驗結果展開分析。

根據力學性能試驗數據，繪制各加載位移工況第3循環圈的實測阻尼力-位移滯回曲線和設計理論滯回曲線，如圖7所示，實測滯回曲線面積及阻尼指數結果如表3所示。將測試阻尼器作理想化修正處理，即假定實測滯回曲線在二、四象限平順上升，修正處理后的數據結果見表3。

表3 滯回曲線面積及阻尼指數結果Tab.3 Results of hysteresis curves area and damping exponents

圖7 設計滯回曲線與實測滯回曲線Fig.7 Comparison of design and testhysteresis loops

由表3所列數據可見，滯回曲線局部畸變對阻尼指數的影響遠大于對滯回曲線面積的影響，因加載工況0.1△u和0.2△u的位移幅值相對較小，連接間隙、充液不滿和阻尼介質含氣泡等因素對滯回曲線面積同樣會產生較大的影響，隨加載位移幅值的增大，其影響逐漸減小。

測試滯回曲線經理想化修正處理后，各加載工況滯回曲線面積均增大，特別是0.1△u和0.2△u兩級加載位移工況增加較多。與滯回曲線面積相比，阻尼指數的變化更顯著。由此可見，由實測數據采用耗能公式求取阻尼指數α對連接間隙、充液不滿和阻尼介質含氣泡等影響黏滯阻尼器耗能能力的因素特別敏感，在低于設計速度時尤其明顯。因此，性能測試時利用耗能公式確定的阻尼指數α能更準確的反映非線性黏滯阻尼器在低于設計速度工作狀態的耗能性能。

為盡量減小試驗誤差，試驗過程中因銷軸匹配產生的連接間隙及銷軸彎曲變形等導致耗能減少的問題必須得到有效控制。通過外置位移計確實能有效的解決該問題，但從非線性黏滯阻尼器性能測試的根本目的是服務于工程應用考慮，提出了將非線性黏滯阻尼器與其配套的工裝件組裝成套進行檢測的方案，如圖8(a)所示，這不僅能有效的避免圖8(b)所示連接方式引入的試驗誤差，而且能更準確的反映非線性黏滯阻尼器安裝在建筑結構中的真實性能。

(a)含工裝件

(b)不含工裝件 圖8 黏滯阻尼器試件安裝Fig.8 Installation of viscous damper specimens

1.4 確定性能參數C、α的方法分析

阻尼系數C和阻尼指數α為間接測試量，非線性黏滯阻尼器性能試驗的直接測試數據經數據處理后才能得到參數C、α，參數C、α是反映非線性黏滯阻尼器性能的核心指標，數據處理方法選擇是否合理將直接影響性能試驗的評估結論。因此，在確保加載測試設備性能準確可靠的基礎上，明確性能參數C、α的數據處理方法具有重要的現實意義。對比發現，分別利用基于黏滯阻尼器工作原理的阻尼力公式和基于能量原理的耗能公式對同一組試驗數據進行處理，得到的性能參數C、α的結果差異明顯，直接導致試驗人員難以給定非線性黏滯阻尼器的性能評估結論。分析認為，實際產品難以完全滿足理論要求、試驗設備誤差及試驗技術手段有待改進等原因都會導致兩種數據處理方式所得參數結果不一致，從非線性黏滯阻尼器在消能減震結構中所發揮的實際作用層面考慮，利用耗能公式進行數據處理更合理，其結果也能更全面的反映非線性黏滯阻尼器的實際工作性能，更利于產品質量控制和提升，但由函數λ求解阻尼指數α的難度較大，而按現行規范提供的線性插值方法確定α將會引入誤差。因此，非線性黏滯阻尼器性能測試時利用耗能公式確定參數a的方法實用性較差，利用阻尼力公式進行數據處理更容易被試驗人員接受。

利用阻尼力公式確定性能參數C、α需要試驗的加載速度數據，而性能試驗通常不進行速度的直接測試，研究表明，由加載位移求導的計算速度與實際加載速度存在相位差，這將導致間接測量參數C、α的結果不準確。因此，非線性黏滯阻尼器性能試驗中配置速度傳感器是其性能準確測量的重要措施。通過對采用阻尼力公式確定性能參數C、α的數據選取問題的研究表明，利用全部數據進行冪函數擬合方案更合理。非線性黏滯阻尼器性能測試時規定將黏滯阻尼器與其配套的工裝連接件組裝成套檢測是避免試驗誤差的有效手段。

2 地震疲勞性能試驗

地震疲勞性能試驗將導致非線性黏滯阻尼器大量發熱，其熱性能穩定與阻尼介質的黏溫性直接相關[20-21]，因此，阻尼指數、阻尼系數及滯回曲線面積等均是評價其地震疲勞性能的主要性能指標，但實際測試中，考慮到阻尼指數和阻尼系數與滯回曲線面積直接相關，非線性黏滯阻尼器地震疲勞性能測試經常僅給出滯回曲線面積指標，由于阻尼指數、阻尼系數及滯回曲線面積等參數各自的特異性和溫度敏感度不同，這就有可能導致評估結論不嚴謹。如圖9(a)所示某一非線性黏滯阻尼器疲勞性能試驗所得30循環圈的滯回曲線重合性較好，試驗滯回曲線面積與設計滯回曲線面積的偏差范圍為-14.08%～-2.89%，滿足試驗標準要求，但實測阻尼指數與設計阻尼指數的偏差范圍為-26.13%～-5.20%，共有13個循環圈的阻尼指數不滿足標準要求，阻尼系數與設計阻尼系數的最大偏差也達到17.97%。因此，非線性黏滯阻尼器地震疲勞性能試驗應嚴格按《消規》的規定，綜合考慮阻尼指數、阻尼系數及滯回曲線面積等參數在連續加載試驗過程中的變化情況，全面評估非線性黏滯阻尼器的地震疲勞性能。

地震疲勞性能試驗滯回曲線面積評定爭議較大，《阻尼器》規定：任一循環圈滯回曲線包絡面積實測值偏差應在設計值的±15%以內，實測偏差的平均值應在產品設計值的±10%以內[16]；《消規》規定：實測產品在設計速度下連續加載30 圈，任一個循環的滯回曲線面積應為所有循環的滯回曲線面積平均值的±15%[17]。上述兩本現行標準對滯回曲線面積的技術要求不一致，依據不同的評定標準可能出現完全不同的結論。如圖9(b)為一非線性黏滯阻尼器地震疲勞試驗滯回曲線，30循環圈中任一循環圈的滯回曲線面積均在所有循環圈滯回曲線面積平均值的±15%范圍內，其偏差范圍為-12.05%～6.62%，測試結果滿足《消規》的技術指標要求，但實測滯回曲線面積與設計值的偏差范圍為-17.93%～-0.80%，其中第28、第29及第30循環圈的滯回曲線面積與設計滯回曲線面積的偏差分別為-15.28%、-16.52%及-17.93%，均不滿足標準要求，結合各循環圈阻尼系數及阻尼指數結果，按《阻尼器》評定非線性黏滯阻尼器地震疲勞性能試驗的滯回曲線面積更合適。同時，結構消能減震設計時，非線性黏滯阻尼器預期功能的量化指標是設計值，因此，《阻尼器》的規定對非線性黏滯阻尼器性能穩定性要求更高，更利于保證消能減震結構的工作性能。

(a)設計阻尼力800 kN的黏滯阻尼器

(b)設計阻尼力650 kN的黏滯阻尼器 圖9 疲勞試驗滯回曲線Fig.9 Hysteresisloops of fatigue test

非線性黏滯阻尼器地震疲勞性能試驗所得第1循環圈和第30循環圈的滯回曲線與其余28循環圈的滯回曲線通常存在較大的差異，如圖9所示，這將導致第1循環圈和第30循環圈的阻尼指數、阻尼系數甚至滯回曲線面積等不滿足試驗技術要求，但該差異并不完全是其耗能性能不穩定的表征，因為不論設備性能和控制程序如何優異，加載設備從靜止狀態到試驗樣品的設計速度(第1循環圈)和從試驗樣品的設計速度再到試驗停止(第30循環圈)都存在一個伺服加速和減速的時間過程，而其加速的起點和減速的終點均設定在非線性黏滯阻尼器活塞行程的中位，這必然導致第1循環圈和第30循環圈的試驗數據不能準確的反映出試樣穩態的工作性能。因此，非線性黏滯阻尼器地震疲勞性能評估宜剔除第1循環圈和第30循環圈的數據，剩余任一循環圈的滯回曲線包絡面積實測值偏差應控制在設計值的±15%以內，實測偏差的平均值應控制在產品設計值的±10%以內。

有機硅油是黏滯阻尼器的理解阻尼介質材料，它具有無機物二氧化硅的耐高溫、不揮發、無毒無腐蝕和化學性能穩定等優異性能[20]。地震疲勞性能試驗產生的高溫造成阻尼介質氧化的可能性較小，但高溫卻可能會引起非線性黏滯阻尼器的密封件變形磨損及缸體內徑改變而影響其后續工作性能，同時，現行非線性黏滯阻尼器性能試驗標準未提出開展內壓測試的要求，地震疲勞性能試驗后拆開黏滯阻尼器進行缸體內徑測量，曾出現過缸體內徑改變的情況。缸體變形必然會影響到黏滯阻尼器的密封性能，國內還出現過黏滯阻尼器試驗過程缸體炸裂的事故。因此，基于密封耐久和性能穩定可靠考慮，進行過地震疲勞性能測試的非線性黏滯阻尼器不建議繼續使用，若欲繼續在工程中使用，應對完全恢復正常狀態的試樣重新進行力學性能測試。

3 慢速試驗

《消規》提出了非線性黏滯阻尼器應進行慢速試驗的要求，但并未提供標準的試驗方法和具體的技術指標要求。因此，非線性黏滯阻尼器慢速試驗執行的并不嚴格。針對不同型號規格及同批次同型號規格的非線性黏滯阻尼器開展慢速試驗，試驗結果如圖10所示。其中圖10(a)為同批次設計阻尼力561 kN的5套非線性黏滯阻尼器的慢速試驗結果，圖10(b)為不同型號規格的非線性黏滯阻尼器的慢速試驗結果。圖示各試驗曲線存在明顯的差異，如何利用試驗結果進行非線性黏滯阻尼器性能評估是試驗人員關注的焦點。

(a)同型號黏滯阻尼器

(b)不同型號黏滯阻尼器 圖10 非線性黏滯阻尼器慢速試驗結果Fig.10 Low velocity test results of nonlinear viscous dampers

慢速試驗的目的是評估黏滯阻尼器在模擬熱運動或準靜態作用下的軸向阻力[22]。總結作者開展的大量非線性黏滯阻尼器慢速試驗數據結果發現，慢速試驗測得軸向阻力較小(軸向阻力不大于設計阻尼力的6%)的非線性黏滯阻尼器在基本力學性能試驗、地震疲勞性能試驗和頻率相關性能試驗中也都呈現出更接近設計預期的性能結果，而軸向阻力較大的非線性黏滯阻尼器的其它性能指標的測試結果也經常無法滿足現行標準要求。對比歐洲標準UNI EN 15129—2009，其慢速試驗軸向阻力的限制條件卻是小于設計阻尼力的10%[22]。因此，在黏滯阻尼器慢速試驗軸向阻力評定時就會存在顧慮，基于目前的工藝水平，如果將軸向阻力的限制條件確定為不超過設計阻尼力的6%是否過嚴而導致大量耗能性能良好的產品無法滿足慢速試驗要求；相反，如果將軸向阻力的限值確定為設計阻尼力的10%，是否又無法充分有效的發揮慢速試驗對產品質量的控制作用。

UNI EN 15129—2009對慢速試驗的具體規定是：勻速加載循環一周，加載速度為大于0.01 mm/s且不超過0.1 mm/s，加載位移幅值不小于10 mm，軸向阻力不超設計阻尼力的10%[22]。參照UNI EN 15129—2009，作者開展慢速試驗的加載位移幅值均取為10 mm，混合采用過控制位移為正弦波和三角波的加載模式，加載頻率統一為0.002 Hz。試驗結果表明，加載方式不同，所得軸向阻力大小不同。因此，在確定慢速試驗的軸向阻力限值之前，應先確定慢速試驗的加載方法。

大量非線性黏滯阻尼器慢速試驗結果表明，黏滯阻尼器的阻尼力公式在慢速試驗中不再成立，但加載速度同樣會影響慢速試驗的軸向阻力結果，如圖11所示。圖11(a)為加載控制位移分別采用頻率0.002 Hz的正弦波和三角波所得設計阻尼力為200 kN的非線性黏滯阻尼器的軸向阻力-位移曲線，兩曲線形狀明顯不同，正弦波加載得到的最大軸向阻力大于三角波加載的結果，結合慢速試驗的試驗目的，首先可以確定慢速試驗采用三角波加載更合理。由于三角波控制的加載為勻速加載，而正弦波控制的加載為變速加載，圖11(a)也說明慢速試驗的加載速度仍然是決定軸向阻力大小的關鍵因素。圖11(b)為設計阻尼力為608 kN的非線性黏滯阻尼器加載速度不同時的軸向阻力-位移曲線結果。由圖可見，非線性黏滯阻尼器的軸向阻力隨加載速度增加而增大，加載速度為0.01 mm/s時，最大軸向阻力為設計阻尼力的1.76%；加載速度為0.1 mm/s時，最大軸向阻力為設計阻尼力的8.23%；加載速度為0.16 mm/s時，最大軸向阻力為設計阻尼力的10.36%。針對慢速試驗的加載速度問題，統計了數百組加載速度采用0.08 mm/s的非線性黏滯阻尼器的慢速試驗結果，僅出現過一件黏滯阻尼器的軸向阻力超過設計阻尼力的10%，而該黏滯阻尼器的設計速度為54.10 mm/s。經大量試驗數據的對比分析發現，如果慢速試驗的加載速度小于最大設計速度的1/2 000,具有良好性能的非線性黏滯阻尼器在慢速試驗中均能實現軸向阻力不超設計阻尼力6%的限值。

(a)加載方式不同

(b)加載速度不同 圖11 加載對軸向阻力的影響Fig.11 The effect of loading on axial force resistance

4 結 論

基于工程常用非線性黏滯阻尼器的性能試驗結果，結合性能測試及評估常見問題展開研究，得到以下結論：

(1)參數C、α是評估非線性黏滯阻尼器工作性能的重要指標，利用黏滯阻尼器的阻尼力公式和耗能公式進行試驗數據處理均可獲得C、α。耗能公式中含阻尼指數的函數λ，利用現行規范提供的線性插值法由試驗λ結果求解工程常用非線性黏滯阻尼器的性能參數C、α會引入明顯的誤差，直接由λ函數式求解α能獲得更準確的結果，但求解難度較大。因此，非線性黏滯阻尼器性能測試可優先考慮由阻尼力公式對試驗阻尼力-速度數據進行冪函數擬合確定參數C、α。

(2)利用阻尼力公式確定非線性黏滯阻尼器的性能參數C、α時，配置速度傳感器進行加載速度直接測量是減小試驗誤差的有效措施。

(3)非線性黏滯阻尼器地震疲勞性能評估應綜合試驗現象和各項性能參數的測試結果，避免僅考核試驗現象和滯回曲線面積而忽略性能參數C、α等技術指標。數據處理時建議剔除第1和第30循環圈的試驗數據，剩余各循環圈的滯回曲線包絡面積實測值偏差應控制在設計值的±15%以內，實測偏差的平均值應控制在產品設計值的±10%以內。地震疲勞性能試驗測試試樣若在工程中繼續使用，建議對恢復正常狀態的試樣重新進行力學性能測試。

(4)參照UNI EN 15129—2009開展了大量慢速試驗并通過試驗數據的分析總結，建議慢速試驗加載速度宜不超過0.1 mm/s且小于非線性黏滯阻尼器最大設計速度的1/2 000，加載位移行程應不小于10 mm，軸向阻力的限值可取設計阻尼力的6%，非線性黏滯阻尼器慢速試驗應采用勻速的三角波加載。

(5)非線性黏滯阻尼器性能測試時將黏滯阻尼器與其配套的工裝連接件組裝成套檢測是減小試驗誤差的有效手段。