粘滞阻尼器在小行程条件下的力学性能试验研究

1、第24卷第6期2008年12月结构工程师Structural EngineersVol . 24, No . 6Dec . 2008粘滞阻尼器在小行程条件下的力学性能试验研究张恒晟葛继平12(1. 同济大学桥梁工程系, 上海200092; 2. 上海应用技术学院土木建筑与安全工程学院, 上海200235摘要对粘滞阻尼器在小位移条件下的力学行为进行了试验研究, 研究表明, 阻尼器在小行程条件下其阻尼力小于理论模型给出的计算结果, 建议在实际工程应用中考虑阻尼器在小行程条件下的力学特性以及影响因素, 以确保真正实现阻尼器在小行程条件下也能发挥有效的减震消能作用, 提高结构的抗震能力。关键词粘滞阻尼

2、器, 试验, 地震, 结构Experi m ent alM echan i c Research on ViscousDamper under M i n or StrokeZHANG Hengsheng GE J i p ing12(1. Depart m ent of B ridge Engineering, T ongji University, Shanghai 200092, 2. School of Civil Constructi on and Safety Engineering, Shanghai I nstitute of Technol ogy, China Abstra

3、ct The main point of this paper is an experi m da mper under the conditi on of m inor str oke . The result reveals the and calculati on by for mula of mathe matical model is significant .The stiffness of Max well model is anotherconsiderable point during the inor t intensity earthquake . By the resu

4、lts of this study, the behavi or of a da p lace ment of a real structure must be considered for ensuring the effect of ic by utilize the da mper as a supp le mental energy dissi pati on devices . Keywords experi m ent, earthquake, structure的刚度; 而经常性发生的地震虽然其强度不大, 但1概述在新建和既有建筑、桥梁结构中设置减隔震装置的目的是消耗地震激起的能

5、量; 且减隔震装置为非承重构件, 具有方便更换的特点, 从而避免或降低承重构件发生的损伤程度1造成生产的损失是经营者必须面对的难题, 因此对于希望通过使用粘滞阻尼器在地震强度不大且刚度高的厂房中达到良好的减震功能, 必须对阻尼器在小行程条件下的力学行为有准确的把握。尽管震后2粘滞阻尼器工作原理常见的粘滞阻尼器为液压油缸孔隙式阻尼器, 由套筒、活塞、油封、阻尼孔、导杆和粘滞流体等组成。作用机理是当活塞在缸筒内作往复运动, 由于活塞前后的压力差使粘滞流体从油室穿过节流孔的减速作用产生粘滞阻尼力。早期的粘滞阻尼器通常为单出杆形式, 但这种流体阻尼器在构造上存在缺陷, 当活塞运动时, 由于实际上油缸内

6、粘滞流体的体积为可压缩材料, 使得当活塞仍需要进行检查或更换结构中发生损伤的耗能装置, 但可避免替换结构中的承重构件, 同传统的加固及中断结构运营的造价相比, 震后整个的维修费用相当低。因此, 采用粘滞阻尼器正逐渐成为提高建筑、桥梁结构抗震性能的一种可选方案2, 3。由于在某些特殊工程中需考虑粘滞阻尼器在小位移下的减震功能, 如电子设备厂的结构系统因为要控制微震动的振幅以提高生产合格率, 必须提高厂房收稿日期:2008-05-04基金项目:国家高新技术研究发展专项(863项目 (2006AA11Z120抗震与抗风107结构工程师第24卷第6期杆抽出时, 被抽出的这部分活塞杆在油缸内所占据的体积

7、无法立刻得到补偿, 油缸内会产生真空现象, 使活塞杆不能继续运动; 当活塞杆回缩时, 原来在活塞另一侧油缸的粘滞流体部分进入油缸内, 而油缸的容积没有增大, 从而导致顶死现象, 单出杆阻尼器产生的阻尼力在真空或顶死现象下非常不稳定, 其力学行为反而类似二力杆, 难以确保其消能性能。为了解决真空及顶死的问题, 后来改进的粘滞阻尼器常采用双出杆的形式。如图1所示, 双出杆型粘滞阻尼器在活塞运动时, 由于图2粘滞阻尼器速度与阻尼力关系图Fig . 2The force and vel ocity relati oncurves of viscous dampers油缸活塞两边的推杆直径相同, 在运动

8、过程中活塞两边的容积改变量相等, 故不需附加气室, 在构造上比较简单, 活塞前后的体积变化会得到粘滞流体的补偿, 油缸内的总体积不会发生变化, 这样油缸内的压力强度也不会产生过大变化, 从而避免了前述单出杆流体阻尼器的缺点 。3安装在结构物中的粘滞阻尼器Fig . 3V iscous da mper on the structure图1Fig . 1mper double poles粘滞阻尼器的力学特性可由式(1 表述:(1 F =C 0x sgn (x 式中, x 是速度; 为阻尼指数, =0. 12. 0; sgn是符号函数。最简单的形式是线性阻尼器, 其阻尼指数为1. 0。一般抗震工程上

9、选定在0. 5以下, 指数越小, 阻尼力增加速度越快, 阻尼力与速度间的关系如图2所示, 粘滞阻尼器安装在结构物中的情形如图3所示, 图中所示支撑阻尼器的钢构架必4-6须有足够的刚度以降低构架变形。由于粘滞阻尼器制作厂商在阻尼器制作中一些细节上的构造处理, 通常导致阻尼器在小行程条件下的力学特性(如初始摩擦力、小行程下的阻尼力与速度的关系等 与阻尼器在大行程下的不同, 而在一些特殊建筑结构中, 阻尼器的小行程力学特性也是设计、应用人员所必须给予重视的。为此, 本文对一组粘滞阻尼器在小行程下的力学特性进行了试验研究, 图4为试验加载装置布置图, 具体试验研究内容如下。图4试验加载装置布置图Fig

10、 . 4Experi m ental arrange ment of l oading setup3试验研究3. 1初始摩擦力试验研究为了研究粘滞阻尼器克服摩擦力开始运动时所需力的大小, 进行了初始摩擦力试验研究。试验方法是以非常缓慢的速度拉伸活塞杆, 当拉力克服静摩擦力至开始运动的动摩擦的拉力就确定为初始摩擦力。分别选取设计阻尼力为800k N, 1500k N 的两个阻尼器进行试验研究, 加载速度为0. 1mm /s, 0. 01mm /s, 试验结果见图5、图6所示。 Structural Engineers Vol . 24, No . 6108Earthquake and W ind

11、 Resistance 所示; 当设计阻尼器的阻尼力为1500kN, 起始摩擦力约为14k N, 如图6(a 及6(b 所示。表明在克服这些起始摩擦力前, 阻尼器本身无法发挥减震消能的能力。3. 2不同小行程下阻尼器的阻尼力和位移关系研究通过对阻尼器施加不同频率下由位移控制的正弦力, 分别测得各种位移幅值下阻尼器的位移、阻尼力以及对应的时间等。通过分析试验结果, 研究粘滞流体阻尼器阻尼力与位移的关系。采用正弦激励加载试验, 用按照正弦波规律变化的输入位移x 来控制试验机进行加载试验, 即(2 x =x 0sin t式中, x 0为系统输入位移幅值; 为加载频率; t 为时间。1. 5Hz, 位

12、移1. mm , . 4mm 及10. 8, 10所示。图5800k N 阻尼器位移与阻尼力关系曲线Fig . 5Hysteretic l oop of nonlinear viscousda mpers of 800k N图7阻尼器位移为1. 2mm 与阻尼力关系曲线Fig . 7Hysteretic l oop of nonlinear viscous da mperswith da mp ing dis p lacement of 1. 2 mm图61500k N 阻尼器位移与阻尼力关系曲线Fig . 6Hysteretic l oop of nonlinear viscousda mp

13、ers of 1500k N试验结果表明, 阻尼器的初始摩擦力约为设计阻尼力的百分之一, 当设计的阻尼器阻尼力为800kN , 起始摩擦力约为9kN , 如图5(a 及5(b 图8阻尼器位移为2. 8mm 与阻尼力关系曲线Fig . 8Hysteretic l oop of nonlinear viscous da mperswith da mp ing dis p lacement of 2. 8mm 抗震与抗风109结构工程师第24卷第6期如图11和图12所示。图11为不作任何处理工况, 力-位移滞回曲线存在捏拢现象, 图12为涂满黄油情况下阻尼器阻尼力-位移特性, 虽然仍然有相位角差不足

14、90的问题, 但这是非常准确的一个结果, 在低频时当克服起始摩擦力后, 阻尼器在非常微小变形量时可以有消能能力。图9位移为5. 4mm 的位移与阻尼力关系曲线Fig . 9Hysteretic l oop of nonlinear viscous da mperswith damp ing dis p lace ment of 5. 4mm图11(工况一Fig . f orce and ing p (Case one 图10位移为10. 8mm Fig . 10Hysteretic l oop with da ing p 10. mm-位移关系可知, 阻尼器的阻尼力-位移滞回环的面积随着接近阻

15、尼器的设计值而变得饱满。试验表明非线性粘滞阻尼器在很小行程下无法提供如预期非线性公式(1 计算所得非常高阻尼比的结果。此外, 从图中也可以非常明显地看出, 阻尼器存在类似与弹簧串联, 且显示弹簧刚度不足的行为, 使得位移与速度相位角不是90, 而是位移接近速度, 相位角小于90。3. 3小行程下阻尼器连接构造措施对阻尼力、位图12阻尼力与阻尼器位移的滞回环(工况二Fig . 12Hysteretic l oop of da mp ing f orce andda mp ing dis p lacement (Case t w o 4试验结果在实际工程应用的考虑和改进由以上试验研究结果可知, 阻

16、尼器在克服起始摩擦力后, 在低频(0. 15Hz 试验时, 位移幅值为0. 1mm 可以产生明显消能的阻尼力。在激振频率为1. 5Hz, 位移幅值分别为1. 2mm , 2. 8mm 时的滞回环与理论值差异大, 无法达到预期的减震效果, 也非常明显有类似于弹簧串联且表明弹簧刚度不足, 无法表现为纯粘性的力学行为, 有部分能量以应变能的形态存在于阻尼器中, 导致增加结构体的刚度, 因而使地震位移反应减移关系影响的研究当阻尼器在小行程下时, 阻尼器的力学行为对阻尼器与周围构件间连接构造措施很敏感, 特别是球铰的精密度等因素。因此本文考虑球铰间隙对阻尼器力学特性影响进行了试验研究。试验条件一种是在阻

17、尼器的球型接头与支承球座间不作任何处理, 另一种是涂满黄油; 激振频率为0. 15Hz 、位移幅值为0. 1mm 可以产生约30kN 的阻尼力, 阻尼器阻尼力-位移力学关系Structural Engineers Vol . 24, No . 6110Earthquake and W ind Resistance 少, 但地震加速度反应增加。虽然一般电子设备厂基于微振动控制在以三分之一倍频宽为基础的速度反应谱曲线达到一定要求, 希望结构刚度高, 但因机器台座的摆设及管线配置必须要有宽敞的空间以及足够的净高, 并且机器台座的重量非常重, 因此其水平振动自然频率也无法提升太高, 为0. 55Hz,

18、 且随着楼高改变而变化。下面以电子设备厂四层钢筋混凝土结构厂房为例, 分析研究粘滞阻尼器小行程下减震的效果。分析表明, 仅考虑主振型时, 当第一振型的共振频率为1. 5Hz, 并承受台湾科学园区经常发生的四级地震, 地震强度40Gal 作用下, 原结构系统阻尼比为5%, 依一般设计规范在系统原始阻尼比5%, 其加速度反应位于加速度反应谱平台区间其接头与支承球座间精度、减少缝隙以防止消能机制的损失。5结论线性阻尼器有最大阻尼力与结构最大位移90相位角差的好处, 非线性阻尼器存在阻尼力增加速度快、滞回环饱满的优点。但由试验得知, 阻尼器在小行程条件下阻尼器的阻尼力达不到由阻尼器理论公式给出的性能, 无法达到在地震作用下很小位移时提供如理论公式计算所得的非常高的阻尼比, 存在非常明显有类似与弹簧串联显示弹簧刚度不足的现象, 无法表现纯粘性的力学行为, 因此研究建议在应用中应考虑这些特点来真正实现阻尼器的减震消能作用, 以提高结构的抗震能力。值为100Gal, 当第一振型的振形参与系数为1. 4时, 屋顶层楼的加速度为140Gal 。若阻尼器依理论模型计算增加阻尼比7%, 则整体阻尼比为12%, 依NEHRP 建议可减震28%。以此条件下, 仅考虑第一振型则屋顶层楼的加速度为100. 8Gal, 平均层间位移为2. 80mm 尼器在2. 8mm 阻尼比3. 15%8. 15%