地震荷载作用下新型耗能减震器减震性能分析

沈国栋， 何芝仙， 时培成

(安徽工程大学 建筑工程学院，安徽 芜湖 241000)

1 具有位移放大功能的耗能减震器

1.1 耗能减震器的位移放大原理

采用一个偏置曲柄滑块机构驱动作定轴转动的杠杆将滑块的往复微小移动放大成摩擦片的大圆弧滑动，如图1所示，主要由往复微小移动滑块B、连杆AB、曲柄O1A以及与曲柄同轴的扇形构件O1CD构成，曲柄O1A与扇形构件O1CD为同一构件，即绕O1转动的杠杆，长臂为R短臂为r，圆弧形摩擦片安装在扇形构件的圆弧CD处。为了获得良好的受力，选择偏置曲柄滑块机构的偏距等于曲柄长度r。建立XO1Y坐标系，通过几何关系分析可得滑块位移与曲柄转角之间的关系如式(1)、(2)所示，以曲柄O1A与y轴重合时为曲柄转角的起始角，对应位置的连杆AB与曲柄O1A垂直。

图1 耗能减震器位移放大原理图Fig.1 Schematic diagram of displacement amplification ofenergy dissipation shock absorber

(1)

Δ=XB-L

(2)

式中:XB为滑块的位置即X轴的坐标;Δ为减震器的轴向位移；L为连杆长度；r为曲柄长度；φ为曲柄与y轴的夹角。

中心弧位移与曲柄转动角度的关系

S=Rφ

(3)

式中，R为摩擦片半圆弧的平均半径。

(4)

从式(4)中可以看出，位移放大倍数与曲柄长度r、摩擦片圆弧平均半径R、连杆长度L相关。取r=50 mm，R=300 mm,L=300 mm，可得此款耗能减震器的位移放大倍数曲线如图2所示，可见减震器位移放大倍数在6倍以上。

图2 新型减震器位移放大系数曲线Fig.2 Displacement amplification coefficient curve of thenew shock absorber

1.2 耗能减震器结构

为了将图1所示的具有位移放大功能的耗能减震器工作原理付之实现，提出的耗能减震器的结构如图3所示。采用一个滑块6驱动上下对称的两个曲柄连杆机构以及对应的扇形转盘11的结构设计方案，这样不仅将2个曲柄的径向力完全抵消，使得减震器总体受力良好，还使得摩擦片数量增加了1倍。扇形转盘11的圆弧面通过沉头螺钉安装由抗磨材料制成的摩擦片，以提高减震器的使用寿命。一个扇形转盘可安装2个摩擦片，整个减震器安装上下四个扇形摩擦片以提高耗能效率。也可以根据需要串联更多的扇形转盘以提高工作效率，图中只画出2个扇形转盘的结构形式。减震器摩擦部件之间的预紧压力大小通过安装在预紧螺栓3上拧紧螺母来实现，为保证预紧螺栓提供可靠稳定的预紧力，通过碟形预紧弹簧7和限位套筒12调节并固定预紧螺母的方法确定减震器的预紧力大小。由于位移放大作用以及多个摩擦片串联工作，仅需要很小的预紧力便可获得比较大的阻尼力。

(a) 减震器外形图

(b) 减震器内部结构图

1.固定连杆;2.前后盖板;3.预紧螺栓;4.固定盘;5.连接螺钉;6.移动滑块;7.碟形预紧弹簧;8.导向套;9. 摩擦片;10.连杆;11.扇形转盘; 12.限位套筒。

图3 减震器示意图

Fig.3 Schematic diagram of shock absorber

1.3 减震器的滞回特性

根据功能原理即外力所做的功等于减震器摩擦力所消耗的能量，如式(5)、(6)所示

FdΔ=nFfdS

(5)

Ff=fFN

(6)

式中：F为减震器提供的阻尼力；Δ为减震器轴向位移；Ff为减震器摩擦接触面上的摩擦力；f为摩擦片摩擦因数;FN为摩擦片上的正压力;S为摩擦片中心弧位移;n为减震器摩擦片接触面数目。

根据图3所示的结构设计方案，即采用一个滑块6驱动上下对称的两个扇形转盘11的结构设计方案，共有4个摩擦接触面，采用上下对称的2个预紧螺栓施加预紧力以提供摩擦片所需要的预压力。为计算减震器的滞回曲线，参考相关文献[14]，对新型耗能减震器的相关参数做如下设定，摩擦片的摩擦因数f=0.3，摩擦片间正压力FN=50 N，起滑轴向位移e=0.03 mm。联立式(1)～(6)可计算出具有位移放大功能的新型摩擦耗能减震器在不同轴向位移幅值下的滞回特性曲线如图4(a)所示。当将现有的摩擦耗能减震器与本文研究的新型减震器的起滑阻尼力设置相同时，由于新型耗能减震器轴向位移放大了6倍以上，对应的减震器摩擦片上预紧力和起滑位移也就减小了6倍以上。另一方面，若将这两种类型的减震器的预紧力设置相同，则新型耗能减震器产生的轴向阻尼力将提高6倍以上。最小轴向阻尼力相同时不同轴向位移幅值下滞回特性曲线如图4(a)、(b)所示。可见，本文提出的具有位移放大功能的新型摩擦耗能减震器具有马鞍形的滞回特性曲线，与现有摩擦耗能减震器相比，起滑位移小耗能能力强。

(a) 新型减震器

(b) 传统减震器图4 摩擦型耗能减震器滞回曲线Fig.4 Hysteretic curve of friction type energy damper

为研究新型摩擦耗能减震器与现有摩擦耗能减震器之间的耗能能力差异，对它们各自滞回曲线进行累计耗能计算分析。由摩擦型耗能减震器的耗能机理可知，减震器一个工作循环所消耗的能量等于其滞回曲线所围成的面积。计算结果表明，新型耗能减震器较现有减震器有着更强的耗能能力，耗能能力随减震器位移幅值增大而增强，当位移幅值为40 mm时，耗能提高了16.23%，参见表1。

2 消能结构减震性能分析

2.1 ADAMS动力学仿真模型建立

为了研究本文提出的具有位移放大功能的耗能减震器的减震性能，选择一个5层平面钢框架结构为研究对象，考虑基础和地基土的相互作用，并采用ADAMS动力学仿真软件仿真分析其减震性能。ADAMS动力学仿真软件是一款功能强大、使用方便的动力学仿真专业软件，应用于结构动力学分析可以省略复杂冗长的编程工作，只需按照ADAMS软件要求建立动力学仿真模型即可求解。

表1 新型摩擦耗能减震器耗能及耗能提高率

计算原始数据为：5层平面钢框架结构，柱子采用箱型截面，截面尺寸400 mm×400 mm×20 mm，梁采用H型钢，截面尺寸为300 mm×300 mm×10 mm×12 mm，其中层高3 600 mm、跨度6 000 mm，钢材选用Q235,密度取ρ=7 900 kg/m3,弹性模量E=2.1×1011N/m2,泊松比μ=0.3，阻尼比ζ=0.035；基础采用混凝土箱型基础，基础底面尺寸为6.4 m×6.4 m，高为3 m，上下板和墙厚统一取0.4 m，密度ρ=2 500 kg/m3；地基土密度ρ=1 800 kg/m3，有效剪切模量G=1.209 6×108N/m2,泊松比μ=0.3。

模型考虑中土-结构动力相互作用，并用弹簧-阻尼器单元模拟，弹簧的刚度代表地基土的约束，而阻尼器则体现地基土的阻尼特性，考虑基础沿X方向的水平运动和绕Z轴的摇摆运动，根据土体性质和基础尺寸确定刚度和阻尼系数，表达式如表2所示[15-17]。

表2 土体弹簧刚度和阻尼系数计算公式

图5 减震结构仿真模型Fig.5 Simulation model of damping structure

在ADAMS中采用在减震器与结构连接的两点之间施加作用力来替代减震器，并将图4所示的减震器滞回特性曲线制作成力与位移关系的样条函数，ADAMS中用力函数获取2个连接点之间的相对位移、相对速度后调用样条函数实现减震器的功能。由于减震器未达到起滑位移时并未消耗能量，则在编辑力函数时，以减震器起滑位移为判断条件，当减震器的轴向位移幅值小于起滑位移时，使得减震器阻尼力为零，如式(7)所示

(7)

式中:Δ为减震器的轴向位移;e为减震器的起滑位移;F阻为减震器提供阻尼力。

2.2 消能结构的减震性能分析

(1) 地震荷载作用下，三种结构体系的楼层层间位移幅值变化

上述三种结构体系在Taft波、El-Centro波作用下的楼层层间位移反应情况如图7(a)、(b)所示，层间位移幅值数据及降幅比例如表3、表4所示。

(a) Taft波

(b) El-Centro波图6 地震波加速度时程曲线Fig.6 Time-history curve of seismic wave acceleration

(a) Taft波作用

(b) El-Centro波作用图7 频遇地震作用下楼层层间位移反应Fig.7 Displacement response between layers underfrequent earthquake action

由分析结果可知，两种减震结构与原结构相比，对层间位移都有良好的消减控制效果，并且它们的变化规律也是基本相同的，从低层到高层先增加后减小，其最大的层间位移幅值都出现在第三层，这是由于地震荷载和上层楼层的惯性力叠加作用造成的。在相同峰值的Taft波、El-Centro波作用下，楼层的层间位移反应有明显差别，Taft波作用下各楼层位移反应均大于El-Centro波，也说明Taft波的特征周期更接近结构的自振周期，使得结构的地震反应加大。新型减震结构对层间位移幅值及层绝对位移幅值的消减效果无论在Taft波还是在El-Centro波作用下都明显优于传统减震结构，且两者的差距在El-Centro波作用的小位移下比在Taft波作用下体现的更加的明显。这是因为新型减震器比传统减震器具有更小的起滑位移，保证了在小位移下起滑工作，具有良好的耗能能力，而传统减震器在部分楼层中未达到起滑位移无消耗能量，随着位移的增大，两种减震器都起滑工作，而新型减震器具有阻尼力随位移增大而非线性增大特性，与传统减震器相比，其耗能能力也会非线性增加。Taft波作用下原结构最大的层间位移幅值为9.22 mm，传统减震结构为6.54 mm，减震率为29.07%，新型减震结构为6.02 mm，减震率为34.71%，与传统减震结构相比降幅达到7.95%。类似地，El-Centro波作用下原结构最大的层间位移幅值为5.16 mm，传统减震结构为3.98 mm，减震率为22.87%，新型减震结构为2.28 mm，减震率为55.81%，与传统减震结构相比降幅达到42.71%。由此可见新型减震器减震效果要优于传统减震器，新型减震器较传统减震器具有更好的耗能能力。

表3 Taft波作用下楼层层间位移幅值及降幅对比

表4 El-Centro波作用下楼层层间位移幅值及降幅对比

(2) 地震荷载作用下，三种结构体系楼层层绝对位移反应

频遇地震作用下的楼层层绝对位移反应幅值如图8(a)、(b)所示，层绝对位移的降幅比例如表5、6所示。

(a) Taft波作用

(b) El-Centro波作用图8 频遇地震作用下楼层绝对位移反应Fig.8 Floor absolute displacement response underfrequent earthquake action

表5 Taft波作用下楼层绝对位移幅值及降幅对比

表6 El-Centro波作用下楼层绝对位移幅值及降幅对比

可以看出，两种消能减震结构其楼层的层绝对位移幅值都比原结构有不同程度的消减，并且它们的变化规律也是基本相同的，基本沿高度方向线性分布，最大的层绝对位移位于结构顶部。在相同峰值的Taft波、El-Centro波作用下，楼层的绝对位移反应有明显差别，Taft波作用下各楼层层绝对位移反应均大于El-Centro波。从减震器对楼层的层绝对位移幅值的消减效果来看，Taft波作用下原结构最大的层绝对位移幅值为36.16 mm，传统减震结构为25.53 mm，减震率为29.40%，新型减震结构为23.58 mm，减震率为34.79%，与传统减震结构相比降幅比例达到了7.64%。El-Centro波作用下原结构最大的层绝对位移幅值为18.39 mm，传统减震结构为15.72 mm，减震率为14.52%，新型减震结构为8.90 mm，减震率为51.60%，与传统减震结构相比，其降幅比例达到了43.38%。同样表现为新型减震器减震效果优于传统减震器，小位移工作条件下减震效果更为显著。

3 结 论

(1) 提出了一种具有位移放大功能的摩擦型耗能减震器的运动设计和结构设计方案，并定量计算了该新型减震器位移放大倍数和滞回特性曲线。计算结果表明，该减震器具有马鞍形滞回特性曲线，起滑位移小，减震器阻尼力随位移增大而呈非线性增加特性，比现有摩擦耗能减震器拥有更强的耗能能力。

(2) 建立了考虑土-结构相互作用的5层平面钢框架结构、加装现有传统减震器的消能减震结构、加装新型减震器的消能减震结构这三种结构体系的ADAMS动力学仿真模型，采用时程分析法计算在Taft波、El-Centro波作用下的结构的位移响应，得出结论是：① 在不同特性地震波作用下，结构的振动位移响应差异较大；楼层绝对位移峰值发生在框架结构顶层位置，但结构的层间相对位移峰值发生在第3层，这是由于地震荷载和上层楼层的惯性力叠加作用造成的。Taft波作用引起的结构位移响应显著大于El-Centro波, 说明结构体系的自振周期可能更接近Taft波的特征周期。② 无论是现有传统的减震器还是新型减震器对楼层层间相对位移、楼层层绝对位移都有明显的消减效果，新型减震器对结构的层间相对位移和层绝对位移的消减作用明显优于传统减震器，在小位移工作条件下效果更为显著。结构层间相对位移峰值最大降幅达42.71%，楼层绝对位移峰值降幅最大达到了43.38%。本文提出的具有位移放大功能的新型摩擦型耗能减震器具有起滑位移小，拥有马鞍形非线性滞回特性曲线，耗能能力和减震性能优于现有传统减震器，具有较好的应用推广前景。