新型自復位變摩擦阻尼器試驗研究

屈俊童, 張 超, 張 翔, 李正鑫, 龍寧波, 張 健

(云南大學建筑與規劃學院, 云南 昆明 650504)

0 引言

目前,傳統摩擦阻尼器無法滿足結構在不同振動強度下的工作要求,且具有較大的殘余位移,進而影響結構在震后的功能恢復。因此,研究人員在傳統阻尼器的基礎上提出了“可恢復功能結構”的理念,對阻尼器的研究[1-3]也提出了自復位以及高耗能的要求。

Dol1ce等[4]在用于新型隔震和耗能器件的記憶合金的項目中,利用形狀記憶合金的被動地震控制裝置已經實現并進行了測試。Lagoudas等[5]使用修改的Preisach模型來研究形狀記憶合金(Shape Memory Alloy,SMA)的偽彈性響應對阻尼和被動隔振的影響。

Downey等[6]將一種被動可變摩擦的阻尼器安裝在結構中。這種阻尼器能夠減輕強風和地震帶來的不同危害,實際應用表明,在地震發生時,可變摩擦阻尼器的性能優于傳統摩擦阻尼器。Blostotsky等[7]重點研究了一種具有階梯摩擦力特性的可變摩擦阻尼器。提出了阻尼器設計參數選擇的基本理論模型,動態試驗表明,阻尼器的參數與理論計算結果具有良好的相關性。Patel等[8]研究了與半主動變摩擦阻尼器(Semi-active Variable Friction Damper,SAVFD)連接的兩個結構在不同的地震激勵下的響應。結果表明,通過使用SAVFD將相鄰的不同振動頻率的結構連接起來,可以有效地降低任一結構的地震作用。李澈等[9]介紹了一種通過獨特的“彈簧-復合坡面”機構實現變摩擦的新型變摩擦阻尼器。推導了其阻尼器力學模型為“狗骨形”,隨著位移的增大,阻尼器出力也隨之增大,達到變摩擦的要求。彭凌云等[10]提出了一種管式變摩擦阻尼器,該阻尼器主要由套筒和摩擦環組成。摩擦環徑略大于套筒內徑,摩擦環與套筒可實現來回移動并通過面的接觸產生摩擦力。李華等[11]提出了一種金屬變摩擦阻尼器。阻尼器是改變摩擦面的摩擦系數來實現變摩擦,通過理論計算與試驗分析,該阻尼器能在不同的位移下產生不同的阻尼力,能夠適應地震烈度的不確定。

綜上所述,國內外對變摩擦阻尼器的研究已經有了一定的成果,但變摩擦的實現各有優缺點。本文提出的自復位變摩擦阻尼器采用彈簧-坡面機構來實現變摩擦,將形狀記憶合金與變摩擦相結合,出力明確且構造簡單,一方面增強了SMA阻尼器的耗能能力,另一方面解決了傳統摩擦阻尼器不能根據振動強弱來提供不同阻尼力和耗能后無法復位的弊端。

1 阻尼器構造及工作原理

1.1 阻尼器的構造設計

新型的自復位變摩擦阻尼器設計的主體思想是利用復合彈簧-坡面機構達到變摩擦的要求,利用形狀記憶合金的超彈性實現自復位的要求。阻尼器由副板、坡面摩擦主板、固定板、NiTi形狀記憶合金絲、復位拉桿、墊圈、焊接板、摩擦塊、M10高強螺栓、碟簧組成,主要零件尺寸如圖1所示。

圖1 主要零件尺寸圖Fig1 Dimension of main parts

在阻尼器中,螺栓選用8.8級M10高強螺栓,高強螺栓穿過上下兩副板的螺栓孔以及固定板的螺栓孔,并在高強螺栓的一端疊放碟簧,碟簧[12]選取規范系列A中D20 mm,d10.2 mm的標準碟簧;復位拉桿分別穿過上下兩副板、兩坡面摩擦主板以及固定板的限位孔,各個復位拉桿上下兩端均留有可穿過形狀記憶合金的小孔,形狀記憶合金絲穿過復拉桿上的小孔,兩端分別用特制夾具拉緊固定;平面摩擦片采用耐磨型石棉摩擦板,其他材料均為Q235鋼材;固定板和坡面摩擦主板之間嵌入無石棉摩擦塊,固定板和摩擦塊之間采用環氧樹脂膠粘合固定;最后用焊接塊將上下兩坡面摩擦主板焊接為整體。

新型自復位變摩擦阻尼器的結構示意圖、結構分解圖,分別如圖2、圖3。

1.副板;2.坡面摩擦主板;3.固定板;4.形狀記憶合金絲;5.復位拉桿;6.墊圈;7.焊接塊;8.摩擦塊;9.M10高強螺栓;10.碟簧;11.復位拉桿限位孔圖2 自復位變摩擦阻尼器結構示意圖Fig.2 Structure diagram of the self-centering variable friction damper

圖3 自復位變摩擦阻尼器結構分解Fig.3 Structure exploded view of the self-centering variable friction dampe

1.2 阻尼器工作原理

圖4為自復位變摩擦阻尼器的工作原理示意圖,其中圖4(a)為裝置受拉狀態示意圖,圖4(b)為裝置平衡狀態(無外力)示意圖,圖4(c)為裝置受壓狀態示意圖。

如圖4(a)，當阻尼器所受拉力大于主副板間以及主板和摩擦板間兩者最大摩擦力之和時,固定板和副板受拉相對坡面主板向右滑動,其右側長圓孔帶動右側復位拉桿向右移動,坡面主板受拉向左滑動,同時其長圓孔帶動左側復位拉桿向左移動,從而使合金絲受拉。

圖4 自復位變摩擦阻尼器工作原理示意圖Fig.4 Schematic diagram of working principle of the self-centering variable friction damper

同理,如圖(c)當阻尼器受壓時,固定板和副板受壓向左滑動,其左側長圓孔帶動復位拉桿向左移動,坡面主板受壓向右滑動,同時其右側長圓孔帶動右側復位桿向右移動,從而使合金絲受拉。

無論受拉或受壓,首先進入平面段滑動,其阻尼力主要是主副板間的摩擦力、主板與摩擦片的摩擦力和形狀記憶合金所提供的力的合力,然后進入坡面段滑動,由于主、副板間的垂直位移增大,碟簧壓縮,因此主副板接觸面的正壓力增大導致摩擦力增大。卸載后,形狀記憶合金的超彈性產生的恢復力拉動阻尼器主板回到平衡位置,實現了自復位的要求。

1.3 變摩擦阻尼器力學模型

新型自復位變摩擦阻尼器是由摩擦單元和SMA單元并聯而成,因此,阻尼器的力學模型可看作是SMA單元與摩擦單元疊加而成,力學模型如圖5所示。

阻尼器因為復合彈簧-坡面機構的工作,存在平滑動段和坡面滑動段,在不同變形情況下出力也不相同,下面根據阻尼器位移變化,分情況進行討論。

第1階段:未起滑→起滑。

此時,阻尼器所受的軸力小于最大靜摩擦力,不產生滑動,位移為零,阻尼器在外力作用下會產生一定的軸向變形，設為X0,將阻尼器的剛度設為k0。隨著所受軸力的增加,軸力達到使鋼板發生相對滑動的力時,所受軸力即為起滑力。

圖5 阻尼器的力學模型Fig.5 Mechanical model of the damper

第2階段:平面段摩擦。

當阻尼器主板發生相對滑動后,首先進入一段平面滑動段,在這個過程中阻尼力為滑動摩擦力,理論上其值略小于起滑力,但為了方便計算假定兩者大小相同。在主板相對滑動的過程中,合金絲也被拉長,阻尼器出力為動摩擦力與合金絲力的合力。此時,動摩擦力不變,合金絲出力隨位移而變化。

第3階段:坡面段摩擦。

隨著坡面摩擦主副板位移增大,滑動至平面段末端時,開始進入坡面段,主副板之間的垂直位移逐漸增大進而壓縮碟簧,從而主副板所受的正壓力也隨之增大,正壓力的增大使摩擦力變大,從而實現變摩擦的功能,與此同時形狀記憶合金隨著位移增大而繼續提供相應的力。

坡面工作段如圖6所示。其中N為坡面滑動段正壓力;N1為垂直于坡面的正壓力分量;N2為垂直于坡面的正壓力分量;fs為坡面滑動段摩擦力;fs1坡面滑動段上水平分力;fp平面滑動面摩擦力;μs主副板間滑動面摩擦系數;μp平面滑動面摩擦系數;FSMA為形狀記憶合金出力;F為阻尼器提供的阻尼力。

圖6 坡面工作段受力狀態Fig.6 Stress state of slope working section

第4階段:過渡段→反向起滑。

這個過程是一個臨界狀態,即主副板之間的水平位移達到最大值,阻尼力也達到最大值,阻尼器出力不變。在這個臨界狀態,主副板直到因形狀記憶合金的恢復力達到最大值而產生滑動,阻尼器進入下一個階段。

第5階段:坡面復位段。

當外力減小或者消失時,合金絲超彈性產生的恢復力開始拉動主副板向初始位置滑動,主副板間滑動位移逐漸減小,則垂直位移逐漸減小,進而碟簧施加的正壓力也減小,摩擦力也隨之減小。坡面復位段如圖7所示。

圖7 坡面復位段受力狀態Fig.7 stress state of slope restoration section

第6階段:平面復位段。

坡面滑動結束后,主副板進入到平面滑動段,因兩板間垂直距離不再變化,碟簧正壓力也不再發生變化,摩擦力大小保持不變且方向與恢復力方向相反,最終在合金絲恢復力的作用下,阻尼器恢復平衡狀態。

根據上述各過程可得,在不同的阻尼器變形階段,阻尼器提供的阻尼力和剛度不一樣,且各個階段的剛度為阻尼力與位移的比值,綜上阻尼器各階段的出力與剛度匯總如下。

SMA絲拉伸恢復力FSMA表達式為:

FSMA=σA

(1)

式中:A為SMA合金絲截面面積;σ為SMA絲應力。

分析上述阻尼器的1～6階段得到相應的A～F點的出力與剛度大小,可得其理論滯回曲線如圖8所示。

表1 阻尼器剛度出力表

圖8 理論滯回曲線示意圖Fig.8 Schematic diagram of the theoretical hysteresis curve

1.4 功能特點

一般情況下,傳統摩擦阻尼器摩擦面的預壓力和摩擦系數是定值,則提供的阻尼力為定值,這就使得傳統摩擦阻尼器無法適應不同的振動強度,而地震作用又具有隨機性,無法預測結構遭遇的地震強度,因此就無法確定摩擦阻尼器合適的起滑力。改進后的摩擦阻尼器根據振動的強弱來提供不同的阻尼力以此來適應不同荷載作用下的減振要求。

2 阻尼器的力學性能試驗

2.1 試驗概況

變摩擦自復位阻尼器的SMA絲,初始應變2%,其中Ni含量為55.8%,Ti含量為44.2%,由深圳翌天金屬有限公司生產的鎳鈦合金絲,單根合金絲長400 mm,共計使用8根,阻尼器預緊力由M10高強螺栓施加,具體構造及連接形式見第1節阻尼器的構造及工作原理。

主要對合金絲D、變摩擦坡面坡度i(坡面垂直高度/水平距離)、螺栓預緊力N三個因素進行討論。阻尼器的加卸載試驗在云南宇周檢測技術有限公司的微機電液伺服萬能試驗機上進行,試驗裝置如圖9所示,加載過程由計算機位移控制,加載速率5 mm/min,數據自動采集,現擬定加載工況如下:

工況一:N分別取3 kN和5 kN;位移幅值依次取10 mm和20 mm,D取1.5 mm和2 mm;i=1/30。

工況二:N分別 3 kN和5 kN,位移幅值依次取10 mm和20 mm,D取值2 mm;i=1/20。

圖9 實驗加載裝置Fig.9 Experimental loading device

2.2 力學參數選取

為了分析阻尼器在上述試驗加載方案下的力學性能,選取的相關力學參數如下:

(1) 單次循環消耗能量W,即一個循環滯回曲線所圍成面積大小,揭示阻尼器耗能能力。

(2) 割線剛度K,表達式如下:

(2)

式中:Fmax、Fmin為阻尼器的最大、最小輸出力;Dmax、Dmin為阻尼器輸出位移的最大、最小值。

(3) 等效黏性阻尼系數ξeq,表征阻尼器阻尼能力,計算公式如下:

(3)

(4) 加卸載完成后的殘余位移Dr,表征阻尼器的自復位能力。

2.3 試驗結果及參數化分析

如圖10(a)、(b)分別是預緊力N分別為3 kN和5 kN,坡度i=1/30、合金絲直徑D=1.5 mm的自復位變摩擦阻尼器在不同位移幅值下的滯回曲線;圖10(c)、(d)分別是預緊力N分別為5 kN和3 kN,坡度i=1/30、合金絲直徑D=2 mm的自復位變摩擦阻尼器在不同位移幅值下的滯回曲線;圖10(e)、(f)分別是預緊力N分別為5 kN和3 kN,坡度i=1/20;合金絲直徑D=2 mm的自復位變摩擦阻尼器在不同位移幅值下的滯回曲線;表2列出來阻尼器在不同加載工況下的力學參數。根據圖10以及表2得到如下結論:

圖10 不同工況下阻尼器滯回曲線Fig.10 Hysteretic curve of damper under different working conditions

表2 自復位變摩擦阻尼器試驗力學參數表

(1) 對比預緊力3 kN和5 kN,隨著預緊力的增加,阻尼器的單次循環耗能增幅15.6%～50.5%,增幅明顯;割線剛度增長了2%～18%,有小幅度的增加;等效黏性阻尼系數略有增大,說明增加螺栓預緊力可以有效提高阻尼器的耗能能力,但其自復位能力就有所下降。(2)對比位移10 mm和20 mm,隨著位移幅值的增大,單次循環耗能增幅非常明顯,增加的幅度均大于260%,進一步表明了阻尼器坡面段的耗能能力遠大于平面段的耗能能力;割線剛度均有不同程度的增大,說明阻尼器進入坡面段以后出力更加明顯。(3)對比坡度1/30和1/20，隨著坡度的增大，在變摩擦部分,曲線斜率有所變大,包圍的面積變大,其黏性阻尼系數有所減小,殘余位移也明顯減小,說明坡度的增大能夠提高阻尼器的自復位和耗能能力。(4)對比合金絲直徑1.5 mm和2 mm,隨著直徑的增大,單次循環耗能增長了9.4%～22.9%;割線剛度增加明顯，殘余位移減小了55.0%～69.7%;等效黏性阻尼系數也有所減小。增加合金絲直徑,阻尼器的耗能和自復位能力有明顯的增強。

3 結論

本文介紹了新型自復位變摩擦阻尼器的基本構造及工作原理,通過分析其工作原理,推出了阻尼器的力學表達式,并對阻尼器進行了力學性能試驗。主要得到了以下結論:

(1) 該新型阻尼器構造簡單,出力明確,由阻尼器的SMA單元和摩擦單元得到的理論力學模型與實驗的滯回曲線吻合較好,以此驗證了上文提出的力學模型的正確性。

(2) 利用復合彈簧-坡面機構以及形狀記憶合金的超彈性得到的新型自復位變摩擦阻尼器不僅能夠實現變摩擦的要求,而且滯回曲線飽滿,能達到耗能要求,殘余位移較小,具有良好的復位能力。

(3) 增加使用合金絲用量以及合理設置螺栓預緊力的大小可以有效提高阻尼器的耗能能力;自復位能力在預緊力增大時會減弱,在合金絲直徑和坡面坡度增大時會增強。總體來說設計阻尼器時需要調整好合金絲直徑、螺栓預緊力和坡面坡度等因素的影響,為該類變摩擦阻尼器的設計提供了借鑒價值。