颗粒阻尼器（精选7篇）
颗粒阻尼器 篇1
0引言
颗粒阻尼(particle damping,PD)是一种非线性阻尼。直到20世纪80年代,人们才开始对颗粒材料的减振方法、减振机理等进行较为系统和全面的研究。颗粒阻尼技术是一种被动的减振手段,该技术的原理是将微小颗粒按照某一填充率填充到振动结构内部或附属空腔内,结构振动引起颗粒之间以及颗粒与空腔壁之间的非弹性碰撞和摩擦,以此消耗能量,产生阻尼效应,从而达到抑制结构振动的目的[1,2]。颗粒阻尼技术具有很多优点,如对结构刚度影响很小,几乎不增加附加质量,而且能够显著提高系统阻尼,适用于高温、 腐蚀等较为恶劣的环境,减振性能不随时间而降低等,具有良好的应用前景。
影响颗粒阻尼特性的因素有很多,内在因素包括容器的填充率、颗粒粒径大小、颗粒的材料属性等;外在因素包括外界激励的频率和加速度等。 胡溧等[3]建立了颗粒阻尼的粉体力学模型,对颗粒阻尼容器截面形状、尺寸对颗粒阻尼特性的影响进行了研究,揭示了颗粒阻尼的非线性特性。 胡溧等[4]设计了颗粒阻尼的二次回归正交实验, 通过该实验得到了颗粒阻尼减振特性与主要内因参数的关系。段勇等[5]采用实验的方法研究了软内壁颗粒阻尼器的耗能机理。鲁正等[6]建立了颗粒阻尼器结构的数值计算模型并通过振动台实验加以验证。本文在国内外学者对颗粒阻尼内因特性已有研究的基础上研究其外因特性。使用稳态能量流法测量某型颗粒阻尼器的阻尼损耗因子, 然后结合仿真分析技术,通过理论计算来间接验证颗粒阻尼器的阻尼损耗因子测试方法的正确性,并在此基础上总结出该型阻尼器的损耗因子在频率与加速度共同作用下的变化规律,为使之能够在工程中得到广泛的应用提供一定的参考。
1稳态能量流法测量阻尼损耗因子的原理
本文使用稳态能量流法测量颗粒阻尼器的阻尼损耗因子。稳态能量流法要求先计算出进入结构中的稳态输入功率Πin[7]:
其中,Rfv、Sfv是力信号与加速度信号之间的互相关和互谱;f(t)、v(t)是力信号和加速度信号的时间历程;F、V分别是f(t)、v(t)的傅里叶变换,V*是V的共轭复量;|F|、|V|分别为力和速度的幅值;ReY是点导纳 的实部;ReZ是点阻抗 的实部。
利用无功功率和结构动能之间的时间微分关系,求得结构体的动态质量m[8]:
其中,ImΠin为输入复功率的虚部(无功功率);A为加速度信号的复幅值;φF-φV为力和速度的相位差。内部损耗因子可由下式计算得到:
其中,E为结构振动的最大动能。
将式(2)、式(3)和式(5)代入式(4)可得
又因加速度信号与速度信号的相位差为90°, 所以损耗因子η又可写为
2实验方法及结果分析
2.1实验方法
实验采用振动测试系统进行信号的采集、分析和对激振器的闭环控制。阻抗头的加速度信号传送到信号采集分析控制系统,并对该加速度信号进行反馈控制,保证激振器以恒定的加速度和频率对颗粒阻尼器进行激励。同时,采集和处理阻抗头的力与加速度信号以及加速度计的加速度信号,阻尼损耗因子测试系统图如图1所示。
将粒径约0.7 mm的钢珠装 入壁厚为0.5mm、外形尺寸为120mm×20mm×10mm的不锈钢长方体薄壁扁管内,容器质量为16g,容器装满后其钢 珠质量约87.5g(不包括容 器质量),则填充率为80%时装入的钢珠质量约70g (本文采用的填充率是一种质量比填充率,即填充的颗粒质量占该空间所能填充颗粒的最大质量比例)。容器通过螺纹直接固定在阻抗头上,阻抗头的另一端同样通过螺纹与激振杆相连,加速度传感器置于颗粒阻尼器上方,实验装置如图2所示。
实验中分别以某一恒定加速度和频率的正弦信号对颗粒阻尼器进行激励。将阻抗头上的力与颗粒阻尼器上方加速度计的加速度做传递函数分析,图3所示为激励加速度为20m/s2、激励频率为180Hz时的传递函数分析曲线(图3中上半部分和下半部分中的曲线分别表示不同时刻的加速度与力的传递函数和相位差)。从图3可以看出, 频率为180Hz时,力与加速度幅值的比值和力与加速度的相位差都趋于恒定,即在正弦激励下,颗粒阻尼器所受到的力与加速度信号存在恒定的相位差。根据式(7),该相位差的正切值即为该频率下对应加速度时阻尼器的阻尼损耗因子。
依次选择不同频率,重复上述实验,可获取不同频率下对应各加速度的传递函数曲线。再通过式(7)即可计算出各频率下对应于不同加速度时该颗粒阻尼器的损耗因子。
2.2实验结果分析
通过控制激振器在不同振动频率下的不同激振加速度,测量在相应振动情况下力和加速度的相位差,并计算出所对应的阻尼损耗因子。频率为180Hz时不同加速度所对应的阻尼损耗因子见表1。
从表1可以看出,在一定的频率下,阻尼损耗因子随加速度的增大先快速增大,达到峰值后缓慢减小,最后逐渐趋于恒定。
3测量阻尼损耗因子实验方法的验证
鉴于目前无法从理论上计算颗粒阻尼的损耗因子,为了验证上述实验方法的正确性,本文借助颗粒阻尼复合板的振动响应实验来进行验证。实验时,将颗粒阻尼器粘贴在一块薄钢板上,在板上一点施加正弦激励,测量颗粒阻尼器正下方的加速度信号;而后将使用稳态能量流法测得的颗粒阻尼器的阻尼损耗因子导入仿真软件,并以复合板振动实验中采集到的力信号作为激励,利用仿真技术对复合板粘贴有颗粒阻尼器正下方的位置进行振动响应的理论计算;最后将实验测得的加速度与计算得出的加速度作对比,若两加速度相同或误差很小(一般允许误差为20%以内),则说明使用稳态能量流法测量颗粒阻尼器阻尼损耗因子的方法是正确的。稳态能量流法测量阻尼损耗因子的验证方法如图4所示。
3.1实验及仿真
将尺寸为1100mm×550mm×1mm的薄钢板的四角用螺栓固定在支架上,将颗粒阻尼器粘贴在钢板上方,加速计粘贴在颗粒阻尼器正下方, 在钢板下方施加一正弦激励 (本文选用160Hz、 180Hz和200Hz进行验证),记录各组 加速度信 号,实验装置如图5所示。
同步采用Virtual.Lab对上述实验过程进行仿真,在仿真中,对薄钢板四角处的4个孔进行全约束;将实验中采集到的正弦激励信号作为仿真中的激励施加在实验激励点的相同位置;通过实验测得某一频率下粘贴颗粒阻尼器处加速度的大小,并通过颗粒阻尼器阻尼损耗因子测量实验获取此时颗粒阻尼器所对应的阻尼损耗因子,并将其赋予仿真模型中的颗粒阻尼器,再进行对应点的振动响应仿真计算,带颗粒阻尼器薄钢板振动仿真模型如图6所示。
3.2实验数据与仿真结果对比及误差分析
从表2可以看出,在160 Hz、180 Hz和200Hz时实验数据与仿真结果的误差在20% 以内,误差产生的原因如下:1实验所用的薄钢板具有较强的非线性,从而导致在测试过程中产生误差;2实验过程中的累积误差,如约束的状态不能完全吻合。该组实验数据与仿真结果对比说明, 本文采用的稳态能量流法测量颗粒阻尼器阻尼损耗因子的实验方法是正确的,所测得的损耗因子是准确的。
4颗粒阻尼损耗因子外因特性分析
通过以上实验与仿真对比验证可以看出,使用稳态能量流法测量损耗因子的方法是正确的。 通过测量160~280Hz频率范围内不同加速度时的阻尼损耗因子,并将实验测得的阻尼损耗因子进行曲面拟合,近似得到该型颗粒阻尼器阻尼损耗因子的外因特性曲面。即颗粒阻尼器阻尼损耗因子随频率和加速度变化的曲面图(为保证该曲面的实用性和 可读性,选取加速 度范围为10~ 70m/s2),如图7所示。
4.1颗粒阻尼损耗因子随频率变化的特性
图7中可以沿加速度轴平行方向截取不同频率时颗粒阻尼损耗因子随加速度a变化的曲线。 频率为180Hz时,阻尼损耗因子随加速度的变化曲线如图8所示。
从图8可以较为直观地看出,当加速度大约在10~25m/s2范围内时,阻尼损耗因子随加速度增大而快速增大,在达到峰值后缓慢减小,最后基本趋于恒定。而且,不同频率下阻尼损耗因子随加速度的变化曲线都具有相似的规律。结合图7可以得出,阻尼损耗因子随加速度变化的过程可以分为以下3个阶段:
(1)失效阶段。当a<10m/s2时,由于激励加速度较小,导致容器内颗粒的随机运动,在同一频率和加速度下所测得阻尼损耗因子波动较大, 具有明显的不确定性,所以将该阶段称为失效阶段,也无法在曲面图7中描述。
(2)渐变阶段。当加速度在10~31m/s2范围内时,阻尼损耗因子随加速度变化而改变。当频率一定时,损耗因子随加速度的增大先快速增大,在加速度约25m/s2左右时出现峰值,而后缓慢下降。这是因为当加速度较小时,容器内的颗粒未能充分运动,所以耗能能力较差;当加速度达到25m/s2左右时,颗粒充分运动,从而产生了剧烈的摩擦和碰撞,此时颗粒阻尼器的耗能能力达到最大,阻尼损耗因子出现峰值;而加速度继续增大时,部分颗粒还没有获得某一方向足够的动能即随阻尼器改变运动方向,导致摩擦和碰撞减弱, 因此,颗粒阻尼器的耗能能力有所下降。
(3)恒定阶段。当a>31m/s2时,随着加速度的不断增大,容器内颗粒的运动基本达到稳定状态,摩擦和碰撞的耗能也趋于恒定,所以阻尼损耗因子也逐步趋于一定值。
4.2颗粒阻尼损耗因子随加速度变化的特性
在图7中可以沿频率轴平行方向截取不同加速度时颗粒阻尼损耗因子随频率变化的曲线。图9、图10所示分别是加速度为24m/s2(处于阻尼损耗因子频率特性的渐变阶段)和44m/s2(处于阻尼损耗因子频率特性的恒定阶段)时,阻尼损耗因子随频率变化的曲线。从图9可以得出,在阻尼损耗因子外因特性曲面中阻尼损耗因子随加速度变化的渐变阶段,阻尼损耗因子随频率变化呈现明显的“山脊”特性,即在同一加速度下,阻尼损耗因子随频率变化出现多个峰值。如图9所示, 当a=24m/s2时,阻尼损耗因子在频率为160Hz和240Hz时出现峰值。
在颗粒阻尼损耗因子外因特性曲面中阻尼损耗因子随加速度变化的恒定阶段,阻尼损耗因子随频率变化呈现明显的“边坡”特性,而且阻尼损耗因子随着频率的增加,开始时较快减小,经过某个拐点之后便缓慢减小至特定的稳定值。如图10所示,当a=44m/s2时,阻尼损耗因子随频率变化时,只在开始时的160Hz出现峰值,之后随着频率的升高而快速减小,经过180Hz的拐点之后,其值逐渐缓慢减小直到趋于某一恒定值。
5结论
(1)采用实验数据与理论计算结果对比的方法验证了稳态能量流法测量颗粒阻尼损耗因子的方法是正确的,测得的某颗粒阻尼器阻尼损耗因子是真实可靠的。
(2)通过曲面拟合获得某型颗粒阻尼器阻尼损耗因子的外因特性曲面,该型颗粒阻尼器的阻尼损耗因子随加速度变化呈现明显的“分段表征” 特性,随频率变化呈现明显的“山脊”特性和“边坡”特性。
(3)已确定结构参数的颗粒阻尼器具有确定的阻尼损耗因子外因的特性曲面,结合该曲面,可以很好地将颗粒阻尼应用于结构的振动抑制中。
摘要：对稳态能量流法测量阻尼损耗因子的原理进行了推导,采用稳态能量流法对某型颗粒阻尼器的阻尼损耗因子进行了实验研究。对粘贴有该颗粒阻尼器的钢板进行了振动仿真分析与实验相结合的研究,验证了稳态能量流法测量损耗因子方法的正确性。实验结果表明,该颗粒阻尼器的阻尼损耗因子随加速度变化呈现明显的“分段表征”特性,随频率变化呈现明显的“山脊”特性。对颗粒阻尼器表现出该特性的原因进行了理论分析。
关键词：颗粒阻尼,稳态能量流法,阻尼损耗因子,阻尼特性
颗粒阻尼器 篇2
在航空发动机中,挤压油膜阻尼器(squeeze film damper,SFD)置于滚动轴承与轴承座之间,它已被证明能有效地抑制和隔离转子振动[1]。然而有关SFD的一些机理至今仍不十分清楚,有待于进一步研究。目前实际设计SFD的方法是采用经验、理论和试验结合的试凑法。合理选择阻尼器的各项设计参数,是使阻尼器在工作过程中发挥良好减振作用的关键环节,而阻尼器的动力特性实验研究对阻尼器的设计有着很重要的指导作用[2]。
黄太平等[3]利用双向激励实验器结合导纳圆法进行了SFD等效阻尼的测试。李舜酩等[2]利用双向激励实验器对位移导纳的幅频特性进行了分析,但并未讨论相应的刚度和阻尼系数。文献[4,5,6]采用脉冲激励法结合对数衰减率,进行了SFD油膜阻尼的测试。马艳红等[7]从理论上分析了一种带有金属橡胶外环的自适应挤压油膜阻尼器的油膜阻尼,认为在过临界时该阻尼器能比传统挤压油膜阻尼器产生更大的阻尼,但是关于该阻尼器阻尼测试的研究鲜有报道。周海仑等[8]借助于转子系统以及单自由度系统的幅频响应特性,进行了浮环式挤压油膜阻尼器的减振机理研究,然而对于直接影响该阻尼器减振效果的油膜阻尼并没有进行相关的实验测试。在国外,Siew等[9]利用双向激励实验器进行了中间供油型SFD动力特性的研究。文献[10,11,12,13,14]利用水平放置的双向激励实验器,借助于机械阻抗法进行了SFD油膜阻尼系数等动力学特性系数的测试,研究了SFD结构参数对减振性能的影响,为了模拟重力产生的静偏心,通过施加静载荷的方式来实现,然而芯棒的振动必然会对静载荷的施加产生影响。与国外基于机械阻抗的测试方法相比,国内基于导纳圆或脉冲激励进行油膜动力学特性系数的测试方法,没有考虑到轴颈进动速度以及动偏心对SFD动力学特性的影响。因此,本文基于机械阻抗法,利用垂直放置的双向激励实验器进行SFD油膜阻尼系数的实验测试研究,为SFD和改进型SFD减振机理的研究以及SFD的使用和设计提供参考,其中由于发动机转子重量使轴颈产生的静载荷,可以通过改变双向激励实验器芯棒质量和弹性支承的刚度来实现,从而更加真实地模拟SFD的工况。一般情况下,SFD的油膜刚度远小于弹性支承的刚度,因此,本文暂不对SFD的油膜刚度特性进行讨论。
1 油膜阻尼的测试及计算
1.1 基于机械阻抗法的油膜阻尼测试[15,16,17]
弹性支承与SFD组成的转子支承系统,在相互垂直的方向上受到外部激励时,支承系统的运动方程为
式中,fi为外部激励力量,i=X,Y;Mh为测试零件的质量;Khi、Chi分别为弹性支承刚度和阻尼系数,i=X,Y;Ki j、Ci j分别为油膜刚度和阻尼系数,i,j=X,Y。
由于油膜的质量很小,故不考虑油膜的惯性力系数。测试系统的刚度系数Khi和阻尼系数Chi是在无供油条件下测得的。
实验过程中使用信号发生器产生两个独立且相位差为90°的正弦信号,并在系统相互垂直的两个方向上产生激励。由于获得的信号为时域信号,处理起来范围有限,而且结果不准确,故需要将获得的时域信号通过傅里叶变换转变为频域信号,从而使数据处理更加方便。经过离散傅里叶变换后系统的运动方程可以写成:
或者用矩阵的形式表示:
定义Hij(i,j=X,Y)为复阻抗,即
当i=j=X,Y时δij=1,否则δij=0。
复阻抗H是由实部和虚部组成的,其实部和虚部都是关于激振频率ω的函数。其中H的实部表示动刚度,H的虚部与系统的阻尼系数成正比,H的虚部和实部与激振频率的关系如图1所示。根据测出的复阻抗集合和各自的频率,通过曲线拟合复阻抗的实部和虚部,即可得到相应的刚度和阻尼。
1.2 实验设备
本实验采用双向激励实验器[18,19,20],如图2~图4所示,该实验设备主要由激振器、支座、油膜衬套、芯棒、弹性支承、SFD、传力叉、阻抗头、信号发生器、功率放大器以及供油、回油及冷却装置等构成。
1.3 油膜阻尼的计算
本文研究的SFD采用无端封中心周向槽供油,如图5所示。油膜宽度L最小为6mm,最大为10mm,油膜内直径D为43mm,由此可得0.1395<L/D<0.2326。油膜的长径比小于0.25,而且两端没有密封,因此,在进行油膜阻尼计算时采用短轴承假设。文献[21]指出,对于SFD的周向边界,采用半Sommerfeld边界条件时油膜力的计算结果与实验结果接近,所以本文采用半Sommerfeld边界条件。基于短轴承近似理论和半Sommerfeld边界条件,可得SFD的等效油膜阻尼[22]:
式中,μ为滑油的动力黏度;R为油膜半径;δ为油膜间隙;ε为轴颈的偏心率,表示轴颈的偏心距与油膜间隙之比。
2 油膜阻尼测试及误差分析
为了进行SFD油膜阻尼测试研究以及SFD参数对油膜阻尼影响的研究,加工了不同油膜宽度(L分别为6mm,7mm,8mm,9mm,10mm)和不同油膜间隙(δ分别为0.1 mm,0.15 mm,0.2mm,0.25mm,0.3mm)的油膜衬套,如图6所示。其中,水平放置的是不同油膜间隙的衬套,竖直放置的是不同油膜宽度的衬套。在进行SFD油膜阻尼的测试时,施加的激振力保证芯棒做半径为0.01mm的圆进动。
首先,双向激励实验器安装油膜间隙δ为0.2mm,宽度L分别为6 mm,7 mm,8 mm,9mm,10mm的油膜衬套。信号发生器可以产生相同频率且相位差为90°的两路正弦信号,经过功率放大器驱动激振器;激振器通过柔性杆、阻抗头及传力叉连接到芯棒上。通过控制信号发生器的输出信号的频率和功率放大器的功率,分别控制试验过程中的激振频率和激振力的大小;柔性杆为激振器与试件之间的一细长金属杆,由于柔性杆具有较高的纵向刚度和相当低的横向刚度,它可以有效地将激振力沿杆的方向传递给试件,而且能大大消除横向作用力的影响,提高精度。
基于机械阻抗原理,利用最小二乘法分别拟合出X和Y方向激振频率与复阻抗的实部及虚部的关系曲线,从而得到油膜的动力特性系数。图7~图11所示为X方向的拟合曲线,Y方向具有相似的拟合曲线所以不再列出。
通过对不同油膜宽度的SFD进行测试,利用最小二乘法可以拟合得到不同油膜宽度对应的油膜阻尼,油膜宽度和油膜阻尼的关系如图12所示。图中CX表示X方向的阻尼,CY表示Y方向的阻尼,C表示利用式(4)计算得到的等效阻尼。从图12中可以看出,油膜阻尼的测试结果和理论计算结果随油膜宽度变化的趋势是一致的。随着油膜宽度的线性增大,油膜阻尼呈非线性增大,减振性能得到提高。由此可知,在空间允许的情况下,通过增大油膜宽度提高SFD的减振性能,是一条重要途径。但是,理论值和实验值之间存在一定的差异,这可能主要是由于实际的油膜并不完全满足短轴承和半油膜边界条件,实验与理论值之间的差异也说明了进行实验测试SFD油膜阻尼的重要性。
相似地,双向激励实验器在安装不同油膜间隙的SFD时,可以测试得到相应的油膜阻尼。安装宽度L=9mm,油膜间隙δ分别为0.1mm,0.15mm,0.2mm,0.25mm,0.3mm的油套,测试结果如图13所示。可以看出,在较大的油膜间隙情况下,计算值与实验值的变化趋势是一致的。随着油膜间隙的线性增大,油膜阻尼呈现非线性减小的趋势。
3 结语
随着油膜宽度的线性增大,油膜阻尼呈现非线性增大的趋势。由此可知,在空间允许的情况下,可以通过增大油膜宽度和油膜阻尼来提高SFD的减振性能。随着油膜间隙的线性增大,油膜阻尼呈现非线性减小的趋势,减振性能下降。但是在油膜间隙较小的情况下,方向相互垂直的油膜阻尼呈现明显的非对称性,其对加工的要求较高。
摘要：为了进行挤压油膜阻尼器油膜阻尼系数识别的实验研究,首先,利用信号发生器和功率放大器对双向激励实验器进行激振;然后,借助阻抗头获得激励和响应数据;最后,基于机械阻抗原理,通过最小二乘法拟合,得到挤压油膜阻尼器的油膜阻尼系数。通过改变油膜宽度和油膜间隙,研究不同挤压油膜阻尼器参数对油膜阻尼的影响。研究结果表明,随着油膜宽度的线性增大,油膜阻尼呈现非线性增大的趋势。可以通过增大油膜宽度和油膜阻尼,来提高阻尼器的减振性能。随着油膜间隙的线性增大,油膜阻尼呈现非线性减小的趋势,减振性能下降。
复合金属阻尼器减震分析 篇3
中国检验检疫科学研究院特殊实验楼(以下简称特殊楼)位于北京市亦庄经济技术开发区。地上建筑长约44.600m,宽23.000m,房屋高度29.200m。柱网7.2m×7.2m。特殊楼地下1层,层高6.600m,地上5层,1~3层层高5.100m,4层、5层层高6.800m。4层、5层有设备夹层。夹层层高3.300m,仅设框架梁,没有楼板。1层主要是二恶英实验室,2层主要是毒理实验室,3层是2级动物实验室,4层是三级动物实验室和二级微生物实验室,5层是植物隔离实验室。特殊楼结构形式为现浇钢筋混凝土框架-剪力墙结构。
2设计准则
结构设计使用年限50a。根据《建筑抗震设防分类标准》(GB 50223)和《生物安全实验室建筑技术规范》(GB 50346)的有关规定,特殊楼的结构安全等级为一级,抗震设防类别为特殊设防类,简称甲类。应按高于本地区抗震设防烈度提高一度的要求加强其抗震措施。地上部分的框架和剪力墙的抗震等级按当时《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2001),9度小于50m的框架-剪力墙结构确定,均为一级。
3地震作用
特殊楼所在区域的抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度值为0.20g,设计地震第一组。水平地震影响系数最大值αmax=0.16,特征周期值Tg=0.45s。因本工程抗震设防类别为甲类,应按批准的地震安全性评价结果,且高于本地区抗震设防烈度的要求,确定其地震作用。根据安全评价报告给出的场地设计地震参数,经过与(GB50011—2001)比较,征得审图单位及有关专家的同意,决定小震时采用安评报告给出的70a超越概率的参数,αmax=0.18,Tg=0.4,大震时程分析所用地震加速度时程的最大值430cm/s2。
4结构模型
本工程主要通过SAP2000R14和Perform-3D来进行结构大震下的弹塑性分析(见图1)。
将建立好的有限元模型和SATWE模型进行质量、周期和模态的检验,检验结果如表1、表2所示。
s
t
采用的阻尼器的外形见图2。
5结构及阻尼器布置方案
经SATWE初步分析,确定柱子最大截面900mm×900mm。主要框架梁截面500mm×700mm。剪力墙主要布置在楼电梯间及建筑周边外墙,最厚截面400mm,连梁高500mm。阻尼器的布置根据结构的特点及建筑格局的要求,在尽量不影响建筑功能的前提下,布置在结构变形较大的楼层和位置。阻尼器沿建筑周边布置,每边布置两道。消能阻尼器的动力参数、布设位置和数量通过反复试算进行优化调整后确定。其中一些阻尼器的布置可能会影响到建筑门窗布置,同时还要留出阻尼器的检修空间,需要和建筑专业协商解决。经过优化设计后,实验楼阻尼器布置数量见表3,阻尼器参数方案见表4,结构及阻尼器平面布置见图3。
6抗震性能比较
6.1小震时层间位移角比较
通过结构小震时计算结果的比较,设置阻尼器的结构变形得到了改善。以方案2为例,位移的变化见图4、图5。
6.2基底剪力比较
结构安装阻尼器以后不仅能够减小结构的水平变形,而且可以通过阻尼器自身的刚度分担一部分水平荷载,从而降低结构在地震荷载作用下的反应。以方案1为例,结构减震前后基底剪力的变化见图6。
6.3大震时层间位移角比较
大震时采用时程分析,采用2条符合条件的2组实际加速度记录和1组反应谱兼容的安评报告给出的人工波。仍以方案2为例,位移的变化见图7、图8。
综合各方案在小震和大震层间位移角结果,安装阻尼器以后结构层间位移角有了很大的削弱,而且层间变形随高度变化趋于均匀。各方案位移角减少的百分比见表5。
%
7总结
综合考虑结构的动力特点,通过方案比选确定该工程适合采用消能阻尼器布设方案,也就是在结构的特定部位设置消能阻尼器,通过阻尼器局部变形提供附加阻尼,以消耗地震中输入到上部结构的振动能量,达到减小结构动力反应、提高结构抗震能力的目的。结合其他软件的弹塑性时程分析结果,未减震结构在多遇和罕遇地震下层间位移角虽然满足规范要求,但安全储备较低。沿着结构两个主轴方向合理设置阻尼器后,结构地震反应明显降低,结构层间位移角均有不同程度的减小,且变化趋势趋于均匀,有效起到了保护主体结构的作用。
摘要：中国检验检疫科学研究院特殊实验楼有三级动物实验室,地震作用较大。设置复合金属阻尼器后,结构的位移角和基底剪力有所减小。
关键词：复合金属阻尼器,位移角,基底剪力,消能减震
参考文献
[1]中国检验检疫科学研究院特殊实验楼结构减震分析报告[R].北京:北京工业大学土木工程结构抗震减震与健康监测课题组.2011.
[2]周云.金属耗能减震结构设计[M].武汉:武汉理工大学出版社,2006.
[3]GB50011—2001建筑抗震设计规范[S].
[4]GB50223—2008建筑工程抗震设防分类标准[S].
颗粒阻尼器 篇4
关键词：磁悬浮轴承,磁悬浮阻尼器,模态阻尼比,试验模态分析
0 引言
和传统轴承相比,主动磁悬浮轴承(AMB)与转子无接触,使用寿命长,无需润滑和密封,可以用于高速、高低温等特殊环境中。当系统在一阶乃至几阶弯曲临界转速以上运行时,转子的振动控制问题较为突出。早在1991年T.Ishimatsu就磁悬浮轴承作为阻尼器对柔性转子的主动振动控制进行报道[1]。Y.Okade采用弯曲控制的方法对磁悬浮轴承柔性转子系统振动进行控制,增强了系统的稳定性,使转子安全越过其弯曲临界转速[2]。本课题组采用磁悬浮阻尼器与磁悬浮轴承组合支承的形式抑制细长转子在高速旋转情况下的振动。结果表明系统能够顺利越过第2阶弯曲模态临界转速,在16000r/min以上稳定运行[3]。在此基础上,通过理论计算与试验模态分析,进一步分析了磁悬浮阻尼器参数对系统弯曲模态阻尼比的影响。
1 磁悬浮阻尼器原理
对于一个多自由度的磁悬浮轴承转子系统,从控制角度上看,每个自由度上系统的工作原理都是类似的。分别以Gc,Gp,Gs,Go分别表示控制器、功率放大器、位移传感器和系统的传递函数,Ur表示参考电压,Ux表示位移电压信号,Ue表示误差电压信号。单自由度磁悬浮轴承转子系统的闭环传递函数框图如图1所示。
对于单自由度磁悬浮轴承系统,以转子的位移X作为输入,以控制电流I为输出。 系统传递函数如下:
磁悬浮轴承等效刚度和等效阻尼如下:
式中:Ke,Ce分别表示磁悬浮轴承等效刚度与等效阻尼;ω表示转子激振频率;Ki和Kx分别表示磁悬浮轴承的电流刚度系数和位移刚度系数。
磁悬浮轴承在没有外加控制时本身具有负刚度,系统本质不稳定。选择合适的控制参数与控制策略,则轴承具有合适的刚度和阻尼以支承转子并使系统具有较好的动态性能,这就是所有相关公开文献研究的主动磁悬浮轴承。
为了抑制细长转子在高速运转时的弯曲模态振动,可在合适的位置增加一个径向磁悬浮轴承,并对该轴承施加合适的控制参数,使控制所产生的正刚度与轴承本身所具有的负刚度相抵消。则附加径向磁悬浮轴承的支承刚度等于或接近于0而成为阻尼器。
2 实验系统
a) 磁悬浮实验台:
该实验台主要由一个细长转子、两个径向磁悬浮轴承、一个轴向磁悬浮轴承、一个径向磁悬浮阻尼器组成(图2)。
b) 转子的结构与参数:
转子总长828mm,转子铁芯直径39.7mm,转子铁芯轴向长度22mm。转子主轴的材料为20Cr2Ni4A,材料弹性模量E=1.86×109N/m2,密度=7650kg/m2,质量7.35kg, 径向磁悬浮轴承与磁悬浮阻尼器结构参数相同,径向磁悬浮轴承单边气隙0.25mm,推力盘直径82mm,轴向磁悬浮轴承单边气隙0.25mm。径向磁悬浮轴承、轴向磁悬浮轴承及磁悬浮阻尼器的偏磁电流均为2.5A。
c) 系统装置:
整个系统装置包括磁悬浮实验台、传感器二次变换电路、控制器、功率放大器、高频电机驱动电源、测试系统等部分。
3 理论分析
a) 转子离散化和系统数学模型:
对磁悬浮轴承和磁悬浮阻尼器组合支承转子系统进行简化得到系统模型如图3所示。图中节点6和节点74处是磁悬浮轴承支承,节点54处是磁悬浮阻尼器,通过控制器部分参数的调整,磁悬浮阻尼器不提供支承刚度,仅提供等效阻尼。
采用Riccati传递矩阵法建立系统模型,将转子简化成具有79个集中质量和集中惯性矩的节点模型,而且各节点间是用无质量等截面弹性轴段连接的。将这79个节点的方程组联立即可以得出整个系统的运动微分方程:
式中:U=[x1,y1,φ1,ψ1…x79,y79,φ79,ψ79];x和y代表转子各节点的位移;φ和ψ代表转子各节点角位移;M,C和K分别为系统的质量矩阵、阻尼矩阵和刚度矩阵。把系统的运动微分方程写成状态方程的形式:
式中:
运动稳定性是研究干扰力对系统运动状态的影响,从而建立判断运动状态是否稳定的准则。干扰力对某些运动状态将产生不同的影响,如果干扰力对某些运动状态的影响并不显著,即随着时间的发展受干扰的运动状态(受扰运动)与不受干扰的运动状态(无扰运动)相差很小,则称无扰运动是稳定的;否则称它是不稳定的[4]。
b) 阻尼比计算结果:
如果保守系统的平衡状态是稳定的,则当附加陀螺力和部分耗散力后,平衡状态仍然稳定。如果保守系统的孤立的平衡状态稳定,则当附加耗散力后,平衡状态仍然稳定。而当附加完全耗散力后,则平衡状态变为渐进稳定。如果保守系统的孤立的平衡状态不稳定,则当附加陀螺力和完全耗散力后,平衡状态仍不稳定。线性定常系统可以用高阶微分方程描述,也可以用一阶微分方程组或状态方程
表1中的Kpr,Kir,Kdr和Tdr分别表示磁悬浮轴承控制参数中的比例系数、积分系数、微分系数和微分时间常数。采用MATLAB软件,对不同磁悬浮阻尼器参数条件下系统的弯曲模态阻尼进行分析。
阻尼器等效支承阻尼如表2所示。
Ns/m
经过MATLAB软件计算得出系统前3阶弯曲模态阻尼比结果如表3所示。
从表3中可以看出随着磁悬浮阻尼器等效阻尼的逐渐增大,前2阶弯曲模态阻尼比明显增大,系统稳定性得到改善,有利于系统越过前2阶弯曲临界转速。
4 试验模态分析
仍采用前述磁悬浮轴承与磁悬浮阻尼器控制参数,将转子稳定悬浮。通过系统试验模态分析可获得转子悬浮状态下,系统各阶弯曲模态阻尼比的实验结果。
实验采用两参考点锤击法,在转子上布置11个锤击点,其中7点和9点是传感器位置。简化图形如图4所示。
系统前3阶弯曲模态阻尼比试验模态分析结果如表4所示。
从表4中可以看出随着磁悬浮阻尼器阻尼的逐渐增大,前2阶弯曲模态阻尼比明显增大,系统稳定性得到改善。
5 讨论
为了能更加直观的分析阻尼比的变化规律,分别把表3和表4数据绘制图形如图5所示。从图5中可以看出随着阻尼器等效支承阻尼的逐渐增加,系统前2阶弯曲模态对应的阻尼比明显增加。而第3阶弯曲模态阻尼比很小,且基本不随阻尼器等效支承阻尼的变化而变化。系统第1阶弯曲模态阻尼比理论计算值比实验值稍大,系统第2阶和第3阶弯曲模态阻尼比理论计算值比实验值稍小。
6 结论
由前述分析可以看出,磁悬浮阻尼器参数的变化对系统前2阶弯曲模态阻尼影响较大,而对第3阶弯曲模态阻尼影响较小。可以看出在一定范围内逐渐增大磁悬浮阻尼器等效支承阻尼,可提高系统的前2阶弯曲阻尼比,增强系统的稳定性,有利于系统越过前2阶弯曲临界转速。
参考文献
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粘滞阻尼器的应用分析 篇5
地震以及风等外部影响对建筑物的安全性产生巨大的威胁, 如何有效降低建筑物和其内部设施的损坏, 一直以来都是工程设计人员致力解决的问题。增大梁柱截面、减少梁柱间距、提高建筑材料强度等“硬抗”的方法是设计人员一直以来采用较多的, 但是, 增加结构构件截面的同时其自身质量也随之增加, 使得结构体系对地震力等外部作用的影响随之放大, 需要更强的刚度来抵抗, 同时也造成材料上的更大消耗。传统设计的技术手段是通过结构构件的损伤来抵抗外部影响的能量, 而这些构件同时也是结构的主要受力部位, 受损后不利于修复, 也无法满足人们日益增长的对“安全、舒适”建筑结构的需求。随着科技的进步, 现在的设计中逐步引进了消能减震技术, 尤其汶川地震后, 我国进一步加大了在工程设计中消能减震技术的应用, 该技术逐渐成为抗震研究的主要发展方向之一。
消能减震技术是在工程结构中安装减振装置, 由减振装置与结构构件共同承担地震、风等外部荷载作用, 即共同存储和消耗输入结构中的外部荷载引起的能量 (例如消能减振装置———粘滞阻尼器可将输入结构中的能量转化为热能然后耗散) , 进而达到减轻和调节结构在地震、风等外部作用下的动力影响, 实现保护建筑结构的目标。它在外部动力影响时才发挥作用, 无外部影响则不工作。延续了过去延性设计的思路又克服了损坏后不方便修复的缺点。这种设计对策也是目前结构抗震的重大突破和未来的发展方向。我国的科研技术人员在这方面也展开了很多工作, 比如施工简单的粘滞阻尼器到如今已经发展到了第三代技术, 它可以用于民用建筑 (住宅、办公、商场) 、大跨公共建筑、工业建筑、桥梁等, 尤其是学校等生命线工程国家更是明确作出了要求。
2 粘滞阻尼器的原理以及在结构中的布置安装方式
粘滞阻尼器是一种速度型阻尼器, 其设计原理是利用粘性介质和阻尼器结构部件的相互作用产生阻尼力, 粘性介质在缸体中运动时将外部输入结构的振动能量转换为热能然后消耗。粘滞阻尼器外形简单, 结构对称, 安装便捷, 但其耗能效率高, 起到的作用明显。粘滞阻尼器荷载按安装节点最大阻尼力不大于额定荷载的原则选用;其行程的选择可根据安装节点的膨胀位移量和工作行程的大小确定, 同时考虑每边不小于20 mm的行程富余量, 一般建筑的阻尼器行程建议在150 mm以内。粘滞阻尼器设计的原理用公式表达如下:
其中, F为阻尼力, k N;C为阻尼系数, k N/ (mm/s) α;V为活塞运动的速度, mm/s;α为速度指数, 根据工程要求进行设计选定:以结构抗震为主时一般取0.1~0.3;以结构抗风为主时一般取0.4左右, 同时兼顾抗震和抗风设计时取0.3。
粘滞阻尼器在结构中的布置方式一般来说应以使扭转效应尽可能小的原则布置在结构中, 主要有以下几点:
1) 竖向布置以层间位移作为衡量标准, 阻尼器宜设置在层间位移较大的楼层。框架结构等以剪切变形为主的结构一般布置在下部楼层, 剪力墙等以弯曲变形为主的结构一般布置在上部楼层。当层间位移基本相等时, 阻尼支撑适宜设置在结构的下部。
2) 平面布置尽量让结构主体刚度中心和质量中心重合, 无法重合时尽量减小其距离, 总体采用均匀、对称、分散的原则, 粘滞阻尼器在建筑结构中一般在梁柱间安装, 其工作效率与安装方式有很大的关系, 受安装方式的直接影响。实际工程应用中阻尼器一般安装方式有:单斜支撑、人字支撑、剪刀支撑、墙墩支撑。支撑方式的选择应综合考虑其对建筑布局的影响。单斜支撑结构简单、安装方便, 但其对梁柱节点的影响较大;人字支撑对梁柱节点基本无影响, 但要考虑其侧向稳定性;剪刀支撑阻尼效果较好, 但对框架梁影响较大, 容易引起框架梁片面外变形;墙墩支撑受力简单, 相对其他三种方式自重较大, 设计框架梁时需考虑其自重。阻尼器安装应该在其邻近设备、结构构件安装结束后实施。
3 工程应用实例
山西省太原市汾东中学教学楼, 地下1层, 地上5层, 钢筋混凝土框架结构, 所在地抗震设防烈度为8度 (0.2g) , 地震分组:第二组, 场地类别:Ⅲ类。根据《山西省住房和城乡建设厅关于积极推进建筑工程减隔震技术应用的通知 (第115号) 》文件及GB50223—2008建筑工程抗震设防分类标准规定, 本工程采用减震技术, 抗震设防分类为重点设防类 (乙类) 。
3.1 减震目标和性能目标
建筑结构减震目标和性能目标见表1。
3.2 设计方案
本工程主要是通过设置粘滞阻尼器控制结构在不同烈度地震作用下的预期变形, 从而达到不同等级的抗震设防目标。具体设计的内容主要包括结构附加阻尼比的确定, 选择阻尼器参数和计算阻尼器布置的数量, 以及阻尼器的平面布置及安装方式, 计算设置阻尼器后结构在多遇地震作用下的结构变化, 并且对比前后位移数据变化, 周期影响;罕遇地震作用下的位移验算, 调整承载力不足的构件, 确认阻尼器的极限位移。
3.3 确定附加阻尼比
根据《建筑抗震设计规范》, 结构阻尼比为5%, 预计附加阻尼选用3%, 消能减震结构的总阻尼比为8%。并采用ETABS软件进行附加阻尼比的校核计算。
3.4 计算确定阻尼器的参数和数量, 安装位置及形式
考虑建筑布局后其中2层~4层阻尼器平面布置图见图1。
ETABS弹性分析小震下最大层间位移结果见表2。
验算结构附加阻尼比见表3。
结构采用《抗规》第12.3.4条方法确认结构的附加阻尼比, 经计算结构的附加阻尼比:X向为3.47%, Y向为3.06%, 达到3%的附加阻尼比。阻尼器选取见表4。
结构整体模型进行了弹塑性时程分析, 滞回曲线饱满。罕遇地震下采用三条地震波分析了结构在X向单向和Y向单向地震输入时结构的弹塑性性能, 三条波的计算结果为:REN1波X向1/150, Y向1/192;T3号波X向1/130, Y向1/154;T5号波X向1/188, Y向1/292。对不同地震波的时程分析, 根据规范要求, 三条地震波可取包络值。梁铰先于柱铰出现, 满足“强柱弱梁”的要求。罕遇地震作用下, 与阻尼器相连的结构构件进入塑性状态, 并未失去承载力, 阻尼器仍能正常工作。
4 结语
本项目最终共采用粘滞阻尼器14个, 在2层~4层的X, Y方向分别放置2个阻尼器, 5层X向1个, Y向1个, 其C值都为130 k N/ (mm/s) 0.15。对有控结构和无控结构进行了对比, 有控结构达到了结构的减震目标, 即:多遇地震作用下层间位移角达到1/600以下, 基底剪力减小20%。复核结构的附加阻尼比达到预设值。
参考文献
[1]GB 50011—2010, 建筑抗震设计规范[S].
对几种软钢阻尼器的研究 篇6
地震是一种破坏力极强的自然灾害, 而我国恰好位于世界上两个最活跃的地震带之间, 地震带来了巨大的人员伤亡和经济财产损失, 1976 年唐山7. 8 级大地震, 伤亡近40 万人, 直经济损失达近百亿元人民币, 更为惨烈的还有发生在2008 年5 月12 日的汶川地震。我们发现建筑物的倒塌不仅直接夺去了人们宝贵的生命, 还是火灾、疾病等严重的次生灾害的源头, 因此, 提高建筑工程的抗震能力是减轻地震灾害的根本途径。
传统的结构抗震设计是通过加强自身的强度和刚度来提高结构的抗震能力和规范的抗震设防标准, 主要途径有增强自身尺寸、使用高强混凝土等, 主要依据构件的变形来耗散地震输入能量, 但这种方式容易超出预算而且缺乏自我调节能力。自1972 年J. T. P. Yao[1]提出结构控制的概念后, 各国工程师们才将控制理论和控制系统引入结构工程中, 从此开启了新型抗震设计的大门。结构消能减震技术正是这样一种新型的主动防灾减灾技术, 它采用具有较大耗能能力的阻尼器作为结构的某些非承重构件 ( 如支撑、节点、楼层空间等) , 利用其变形来耗散能量。在小震弱风时, 结构处于弹性状态, 本身就具有足够的抗侧刚度来满足正常使用要求; 当大震强风时, 随着结构侧向变形的增大, 阻尼器先于承重结构构件进入非弹性状态, 产生较大阻尼力, 集中耗散掉一部分能量, 以减轻结构的振动反应, 从而达到减震的目的。我国2010 年公布并实施的GB50011- 2010《建筑抗震设计规范》中关于隔震消能设计方面也有明确规定。
已经开发和利用的阻尼器形式各异, 常用的有软钢阻尼器。软钢是一种硬度小, 含碳量低的低碳钢, 其强度稍小但塑性高, 因而软钢阻尼器具有稳定的良好的低周疲劳特性、滞回特性, 可不受环境温度的影响, 而且方便安装, 易于更换。以下是几种较为常见和新近开发的阻尼器。
1 剪切板阻尼器
剪切板阻尼器由腹板、侧翼缘和端连接板组成, 通过中间钢板的剪切变形来消耗地震产生的能量。Kivoshi Tanaka等[2]在1999 年通过设置合理的加劲肋改善了由于增加腹板宽厚比而使主体结构先屈服的情况, 由于腹板被加劲肋分割成数块小型剪切板, 变相地减小了其宽厚比, 使腹板截面上多点同时达到屈服, 有效提高延性的同时改善了滞回环发生的拟合现象, 并且刚度和强度均没有产生退化, 但考虑到焊缝的残余应力等因素对阻尼器稳定性的影响, 加劲肋的数目要合理限制。2010 年, 王强[3]提出一种新型剪切板阻尼器, 即在腹板上开三个上下并排的椭圆形孔洞, 外轮廓为弧形, 随后运用ABAQUS软件进行数值模拟分析其力学性能, 无明显应力集中现象, 比较地震作用下安装该阻尼器的框架的模拟与实验数据, 结果表明该阻尼器可明显降低结构顶层的绝对位移。杜德月、张汝涛[4]在2011年运用ETABS建立钢框架模型, 输入地震波后, 对比原结构与安装剪切板阻尼器的模型的位移、速度, 加速度时程曲线, 其各项数据都有所减小, 达到了较好的耗能目的。2011 年, G. Gortes等[5]调整了条形阻尼器的一些参数并将其安装在上下层梁之间, 以起到了保护梁柱及其结点的作用, 通过对阻尼器试件进行数值仿真模拟和参数分析, 找出阻尼器的最优形状, 最后将其安装在结构中, 对安装和未安装阻尼器的钢筋混凝土框架结构进行试验, 通过对比发现条形阻尼器是一种性能良好的减震耗能装置。
2 加劲阻尼器
加劲阻尼器 ( 简称ADAS) 是由数块相互平行的不同形状的钢板 ( 如X形、三角形、中空菱形等) 和定位装置组合而成, 一般安装在人字形支撑顶部和梁之间。在地震作用时, 加劲阻尼器在层间相对位移影响下会产生水平相对运动, 通过钢板的弹塑性变形耗散掉由地震输入的能量。
Kelly等[6]在1972 年首先发明了软钢屈服耗能器, 其中包括扭转梁、弯曲梁和耗能器, 主要是依靠梁的变形来耗能, 并在1980 年最早把U型钢板阻尼器应用在实际工程。中国引进并研究开发阻尼器的时间并不长, 陈清祥等[7]在2002 年提出了在矩形钢板上开菱形孔的耗能装置, 称之为制震板 ( HADAS) ( 见图1) , 地震作用时钢板的每个截面均可以维持相同的曲率从而达到同时屈服来耗能的目的, 其滞回曲线形状类似纺锤, 耗能系数较高, 并在2004 年将该阻尼器用于西安长乐苑招商局广场4 号楼的加固工程[8] ( 见图2) , 后委托中国建筑科学研究院结构研究所进行抽样检测, 结果证明达到规范要求。随后, 邢书涛[9]对制震板进行了数值模拟和低周反复静力加载试验, 分析其力学性能和减震机理, 模拟1 栋布置阻尼器的框架结构, 输入不同类型不同峰值的地震波进行分析, 通过有控和无控体系的对比表明多数情况下该阻尼器并不能明显降低加速度反应, 但可以显著减小层间位移, 从而避免薄弱层的发生。2007 年张文元[10]对安装开菱形孔阻尼器的三层钢框架模型进行振动台试验和ANSYA数值模拟, 结果证明该阻尼器在地震作用下的确有良好的减震效果, 而且减震效果与地震幅值成正比。
3 防屈曲支撑
防屈曲支撑 ( 简称BRB) 是一种新型软钢屈服耗能支撑构件, 通过钢材的轴向拉压屈服变形来消耗能量。屈曲约束支撑一般由核心单元、约束单元及滑动机制单元组成, 滑动机制是一层无粘结材料, 用于确保核心钢板上的轴力不传送到外约束上。防屈曲支撑相比普通支撑的优点是在受力情况下发生屈服而非屈曲。
2006 年, 李妍等[11]对一字型防屈曲支撑进行试验, 观察其静力往复荷载下破坏特征, 然后逐个改进直到出现饱满滞回曲线, 之后进行安装该支撑的单自由度框架的拟动力试验和数值模拟, 二者数据吻合, 对比有控体系和无控体系的试验结果后发现该支撑有效提高了结构的抗震能力。
2009 年, 周云等[12]依据核心单元局部削弱相当于其他部分加强的设计理念, 提出开孔式和开槽式支撑, 设计了两种三重钢管屈曲约束支撑, 一种开孔, 另一种不开孔, 通过循环加载试验研究其滞回性能, 结果发现二者的耗能能力相差无几, 而开孔式支撑的优势在于能够实现定点屈服, 减轻了加工难度的同时避免了材料的浪费。
4 特殊形状阻尼器
Yasushi[13]研究了一种蜂窝状阻尼器 ( 见图3) , 随后通过试验得到其滞回曲线 ( 见图4) , 并将该阻尼器安装于19层钢框架结构中来研究其抗震性能, 结果表明它能够很好地保护主体结构, 同时还增加了结构的舒适度。
李刚、李宏男[14]在2007 年对他们发开的单圆孔和双X形阻尼器 ( 命名为“双功能”阻尼器) 进行了往复加载试验和模拟, 比较二者的滞回曲线, 并将其安装在某综合实验楼中, 随后对该结构运用ANSYS进行仿真模拟分析, 结果表明该阻尼器实现了小震下提供给结构较大初始刚度, 大震下消耗地震能量的“双功能”设计思想。随后, 李刚、李宏男又在2010 年对装有“双功能”软钢阻尼器的框架结构进行了模拟地震振动台试验和数值仿真分析[15], 对试验结果进行能量耗散分析, 该阻尼器在地震作用下有三种破坏形态, 分别是: 屈服、明显变形、破坏, 对比有控结构和无控结构的位移反应。结果显示, 两种“双功能”软钢阻尼器都能很好控制结构的位移反应, 同样具有“双功能”的还有刘锋等[16]在2010 年研究出一种新型软钢阻尼器, 它的耗能部分由两种不同尺寸和厚度的X型软钢片组成, 对其进行渐增位移低周反复荷载试验得到其滞回曲线和初始刚度, 随后进行固定位移疲劳性能试验和ABAQUA有限元数值模拟, 两种数据无明显误差, 实现根据地震力的大小分阶段屈服耗能的目的。
杨军[17]提出了U型软钢阻尼器, 两片U型钢板通过高强螺栓与上下槽钢连接在一起, 用四根连杆限制其竖向位移, 通过拟静力往复加载试验得到该阻尼器的滞回性能, 随后模拟地震作用时安装该阻尼器的平板网架结构的动态响应, 对比分析有控和无控状态下的节点位移和杆件内力的控制效果, 证明该阻尼器可吸收地震输入的大部分能量。
吴成亮[18]根据钢塑性滞回变形耗能的特性, 提出了两种弧形阻尼器, 一种是半圆形, 一种是在半圆形的基础上加一直线段而成的弓形, 计算其屈服强度和极限强度后, 进行了数值仿真和试验研究, 比较二者的滞回曲线发现屈服应力基本一致, 屈服后刚度稍有差异。总之, 该阻尼器具有稳定的滞回特性, 可以在桥梁、建筑领域广泛应用。
徐艳红等[19]提出一种新型软钢阻尼器, 具有抛物线外形, 该阻尼器平面内弯曲耗能, 实现了全长截面同时屈服, 减少应力集中现象, 充分利用材料, 并根据力学相关理论, 对四个试件进行了拟静力试验, 得到延性系数和耗能系数, 证明其良好的变形能力和耗能能力, 之后运用ANSYS建立模型, 得到端部和沿长方向测点的应变、应力数据, 再与试验结果比较发现屈服力相对一致。
5 结语
软钢阻尼器由于其装置简单、材料经济、减振效果好等特点, 在实际结构控制中具有广泛的应用前景。它可以适用于低层、多层和高层建筑、普通钢筋混凝土结构、钢结构、新建工程和已有建筑物的抗震加固和改良。目前, 软钢阻尼器已在部分工程中得到了应用, 但仍存在一些有待解决的问题。
1) 软钢阻尼器的性能受其几何形状影响较大, 在加工、安装过程中焊接的残余应力等不确定因素易造成误差, 进而影响其滞回性能的稳定性。
2) 由于阻尼器在模拟与试验时受力情况简单, 相对实际应用中复杂情况, 可能达不到预期的减震效果, 因此, 应加强对工程的观测和记录工作, 为以后的优化设计提供数据支撑。
3) 完善软钢耗能减震加固技术的设计理论、本构关系及计算方法, 加强相应的分析软件的开发和应用, 以便对各种耗能装置进行比较和优化分析。
摘要：现今, 建筑高度随时在刷新纪录, 外形也越加标新立异, 因此, 更有效的消能减震方式成为人们共同的追求。本文介绍了一种新型抗震设计方法, 即利用软钢阻尼器先于主体结构进入屈服状态来耗散能量, 随后分析了几种不同形式的软钢阻尼器的构造和性能, 最后提出一些在未来发展中有待探索的问题。
新型箱型软钢阻尼器耗能性能研究 篇7
结构减震控制方法通过消能器的设置控制预期的结构变形,从而使结构主体在罕遇地震下不发生严重破坏。其中,软钢阻尼器由于其屈服点低,有较高的柔性和延展性,有较好的变形跟踪能力,环境和温度对其性能影响较小,在弹塑性变形过程中能吸收大量的能量,并且钢材造价低廉,逐渐被作为一种合理的耗能器。
1 软钢阻尼器材料选择
软钢阻尼器由钢Q235加工而成,材料的本构关系采用理想的弹塑性模型,有关参数见表1,表中fy为屈服应力;fb为极限强度;E为弹性模量;εy为屈服应变;εv为极限应变。
2 ABSQUS模拟试验加载制度
本次模型试验加载制度采用控制位移加载法,常以屈服位移或最大层间位移的某一百分比控制加载。根据加载幅值的不同可分为3种,变幅位移加载、等幅加载和变幅等幅混合加载。本文选择变幅位移加载模式,在耦合点施加水平位移荷载(图1)。
3 H型软钢阻尼器的ABAQUS仿真对比试验
3.1 H型软钢阻尼器模型建立及分析数据
已应用于实际工程的H型软钢阻尼器,由钢Q235 H型钢为原材料制作而成,型钢型号为宽翼缘T200×204×12×12,长度为300mm (图2)。
对该H型软钢阻尼器进行平面内变幅位移加载,加载制度如图1所示,ABAQUS静力试验滞回曲线如图3,分析结果见表2。
3.2 H型软钢阻尼器模型特点分析
综上可知,H型软钢阻尼器拥有常用金属软钢阻尼器的一般特点:低屈服点,有较好的延展性,滞回曲线较饱满,耗能性能良好;但是存在不可忽视的缺陷,即平面外稳定性较差。
4 箱型软钢阻尼器的ABAQUS分析
4.1 T型软钢阻尼器建模
在开孔率相同的条件下,针对H型软钢阻尼器平面外稳定性较差的特点,箱型阻尼器模型的建立如图4所示,腹板取总厚度相同,即腹板用2mm×6mm,翼缘板厚度和试件长度与H型阻尼器相同;其他材料的本构关系采用理想的弹塑性模型,有关参数见表1。
4.2 箱型软钢阻尼器的设计
箱型软钢阻尼器同样由Q235钢材制成(图5),该阻尼器通过人字支撑与主框架连接(图6)。
图5中,θ为腹板与竖直方向的角度,本文通过改变θ的大小,分别对软钢阻尼器平面内的滞回性能和平面外的稳定性进行ABAQUS有限元分析研究,共分为4种工况(表3)。
4.3 平面内滞回特性静力试验ABAQUS分析
图7所示为试件XMJD 1～XMJD 4的滞回曲线对比情况。从图7中滞回曲线看出,4个构件的滞回曲线形状饱满,屈服位移均为0.43 mm,其中XMJD1的屈服力、初始刚度均大于其他3个构件,但屈服后刚度也较大。表明箱型软钢阻尼器腹板与竖直方向角度越小,阻尼器吸收的能量越大,耗能性能越好,数值分析结果见表4。
4.4 平面外稳定性分析
由材料力学中惯性矩公式(IX=bh3/12)和惯性积的平行移轴公式(IX=IXc+a2A)可知,对于中和轴在绝对坐标Y轴的情况下,箱型截面的惯性矩远大于H型截面,从而提高了箱型截面平面外的刚度,稳定性增强。在耦合点施加一组平面外的位移荷载,可得到以下结果(图8)。
从图8可看出随着腹板与竖直方向的角度增大,平面外屈服力也在增加,θ=5°时,曲线接近于线性受力,平面外稳定性增强现象不明显;当θ=20°时,屈服力急剧变大,稳定性显著增强。
5 结束语
通过对不同开孔尺寸和开孔形式的新型阻尼器进行数值分析,得到如下结论。
(1)新型开孔箱型阻尼器屈服位移较小,滞回性能良好,耗能曲线饱满,具有良好的耗能性能。
(2)开孔率相同的情况下,对于影响腹板与竖直方向的角度大小进行对比,屈服位移无变化,但是角度越小,试件的初始刚度、屈服力和屈服后的刚度越大,滞回曲线越饱满,呈现的耗能性能越稳定。
(3)用ABAQUS进行仿真分析所得的设计参数与实际工程中所采用的H型软钢阻尼器对比,在同样的位移荷载下,箱型软钢阻尼器拥有更好的耗能性能,而且平面外稳定性强,对以后新型软钢阻尼器的研制具有一定的指导作用。
参考文献
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