位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器性能分析

顏學(xué)淵，馮歡，洪超，張超，毛會(huì)敏，寧響亮

摘? ?要：為了加固梁柱節(jié)點(diǎn)、避免框架結(jié)構(gòu)出現(xiàn)“弱節(jié)點(diǎn)”的破壞模式、提高框架結(jié)構(gòu)整體的抗震和耗能能力，研制出一種具有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器（DATD），并對(duì)其進(jìn)行數(shù)值分析和試驗(yàn)研究. 首先，設(shè)計(jì)了18個(gè)具有不同參數(shù)的DATD，建立其有限元模型進(jìn)行數(shù)值分析;隨后，設(shè)計(jì)并制作了一個(gè)DATD，進(jìn)行性能試驗(yàn)并與有限元分析結(jié)果對(duì)比. 結(jié)果表明：DATD滯回曲線飽滿，耗能能力強(qiáng);有限元分析與性能試驗(yàn)的滯回曲線吻合較好，且隨著加載位移的增加，兩者間誤差變小，因此可以采用建立的有限元模型來(lái)研究DATD的力學(xué)性能. 最后，對(duì)DATD進(jìn)行參數(shù)影響分析，研究了鉛芯直徑、鉛芯距中軸距離、橡膠層直徑、橡膠層厚度及橡膠剪切模量對(duì)其特征參數(shù)的影響，結(jié)果表明：DATD的屈服剪力、等效剛度、等效阻尼比及耗能系數(shù)隨著鉛芯直徑增大而明顯增大，隨著鉛芯距中軸距離的增大略有增大;隨著橡膠層直徑、橡膠剪切模量的增大，屈服剪力及等效剛度逐漸增大而耗能系數(shù)及等效阻尼比逐漸減小;4個(gè)特征參數(shù)均隨著橡膠層厚度的增大而略微減小.

關(guān)鍵詞：結(jié)構(gòu)抗震;位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器;有限元分析;性能試驗(yàn);參數(shù)分析

中圖分類號(hào)：TU352.1? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Performance Analysis of Displacement-amplified Torsion Damper

YAN Xueyuan1，F(xiàn)ENG Huan1，HONG Chao1，ZHANG Chao1？覮，MAO Huimin2，NING Xiangliang3

（1. College of Civil Engineering，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou 350116，China;

2. College of Ecological Environment and Urban Construction，F(xiàn)ujian University of Technology，F(xiàn)uzhou 350118，China;

3. Zhuzhou Times New Material Technology Co，Ltd，Zhuzhou 412007，China）

Abstract：In order to strengthen beam-column joints， avoid the failure mode of "weak joints" in frames and improve the overall seismic and energy consumption capacity of frame structures， a displacement-amplified torsion damper （DATD） with independent intellectual property rights is developed. Numerical analysis and experimental study of DATD were carried out. Firstly， a total of 18 models of DATD with different parameters were designed and their finite element models were established， and then numerical analyses were performed. Then a DATD was designed and manufactured. The results of finite element analysis were verified by performance tests. The results show that the DATD has full hysteretic curve and strong energy dissipation capacity. The hysteretic curves of finite element analysis and performance test are in good agreement， and with the increase of loading displacement， the difference between them decreases. So， the finite element model established in this paper can be used to study the mechanical properties of DATD. Finally， the parameter influence analysis of DATD was performed， the influences of the diameter of the lead core， the distance between the lead core and the central axis， the diameter of the rubber layer， the thickness of the rubber layer and the rubber shear modulus on its characteristic parameters were studied. The results show that the yield shear force， equivalent stiffness， equivalent damping ratio and the energy dissipation coefficient of DATD increase obviously with the increase of the diameter of the lead core， and increase slightly with the increase of the distance between the lead core and the central axis. With the increase of the diameter of the rubber layer and rubber shear modulus， the yield shear force and equivalent stiffness gradually increase， while the energy dissipation coefficient and equivalent damping ratio gradually decrease. The four characteristic parameters all decrease slightly with the increase of the thickness of the rubber layer.

Key words：structural earthquake-resistance;displacement-amplified torsion damper（DATD）;finite element analysis;performance test;parameter analysis

在地震作用下，地震中的水平力會(huì)對(duì)框架結(jié)構(gòu)中的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)產(chǎn)生很大的水平剪力，導(dǎo)致其產(chǎn)生剪切脆性破壞[1]. 通過(guò)在結(jié)構(gòu)某些部位安裝消能構(gòu)件或耗能阻尼器來(lái)耗散地震能量，消能減震的效果較好，且耗能阻尼器獨(dú)立于結(jié)構(gòu)之外，安裝拆卸方便，價(jià)格一般不高，因而應(yīng)用廣泛. 國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)耗能阻尼器進(jìn)行了許多研究，復(fù)合型阻尼器已成為阻尼器發(fā)展的一個(gè)重要方向.

周云等[2]對(duì)2個(gè)復(fù)合型鉛黏彈性阻尼器進(jìn)行性能試驗(yàn)，結(jié)果表明可考慮用強(qiáng)化的雙線性模型來(lái)描述其恢復(fù)力模型. 顏學(xué)淵等[3]開(kāi)展了鋼鉛復(fù)合阻尼器（CSLD）的性能試驗(yàn)和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，結(jié)果表明采用CSLD可顯著降低結(jié)構(gòu)層間位移和加速度響應(yīng). 進(jìn)一步地，顏學(xué)淵等[4]對(duì)改進(jìn)的新型鋼鉛組合耗能器（NCSLD）進(jìn)行了力學(xué)性能試驗(yàn)，并對(duì)耗能器幾何參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選. Ibrahim等[5]提出一種能放大應(yīng)變的新型黏塑性阻尼器（VPD），在低振動(dòng)水平下僅放大軸向應(yīng)變，而在中到強(qiáng)振動(dòng)水平下還能增加能量耗散. 陳云等[6]提出一種新型耗能增強(qiáng)型SMA阻尼器，并推導(dǎo)出其恢復(fù)力模型，驗(yàn)證了該阻尼器在結(jié)構(gòu)中的減震效果. Silwal等[7-8]提出一種超彈性黏性阻尼器（SVD），并對(duì)安裝了SVD的鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了模擬研究，結(jié)果表明SVD能有效減小地震動(dòng)力響應(yīng)、提高鋼框架結(jié)構(gòu)承載力. Zhong等[9]提出了一種利用磁流變效應(yīng)來(lái)補(bǔ)償黏彈性材料熱軟化效應(yīng)的新型黏彈性阻尼器，試驗(yàn)結(jié)果表明這種阻尼器能在各種溫度條件下保持最佳的耗能性能. 徐昕[10]提出一種新型扇形鉛黏彈性阻尼器（SLVD），其模擬分析和試驗(yàn)表明，SLVD能改善梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能. 張紀(jì)剛等[11]提出一種基于位移放大器的扇形鉛黏彈性阻尼器，對(duì)位移放大器的放大系數(shù)進(jìn)行計(jì)算驗(yàn)證. 顏學(xué)淵等[12]提出了一種鉛擠壓摩擦復(fù)合阻尼器（LEFCD），其具有分階段耗能的特點(diǎn)，通過(guò)試驗(yàn)及有限元分析驗(yàn)證了其耗能性能. 蔣歡軍等[13]提出一種帶O型鋼板-黏彈性復(fù)合阻尼器的可更換連梁，通過(guò)對(duì)帶可更換連梁的超高層結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載和地震作用下的反應(yīng)進(jìn)行分析，驗(yàn)證了該連梁的效果.

綜上，盡管學(xué)者們對(duì)復(fù)合型阻尼器進(jìn)行了一些研究，但這些阻尼器大多無(wú)法直接應(yīng)用于梁柱節(jié)點(diǎn)來(lái)減少梁柱轉(zhuǎn)角相對(duì)位移并且在小位移下耗能效果不好;開(kāi)發(fā)出能放大位移、提高耗能效果并且能應(yīng)用到梁柱節(jié)點(diǎn)上的新型復(fù)合型阻尼器是消能減震研究的重點(diǎn). 因此，本文提出了一種用于梁柱節(jié)點(diǎn)并具有位移放大作用的位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器（DATD），通過(guò)對(duì)DATD進(jìn)行數(shù)值模擬及性能試驗(yàn)，對(duì)有限元模型進(jìn)行參數(shù)分析以研究各參數(shù)對(duì)阻尼器性能的影響.

1? ?DATD阻尼器設(shè)計(jì)

DATD由高阻尼橡膠、鋼材、鉛等材料組成. 其構(gòu)造如圖1所示，主要包括2個(gè)傳動(dòng)鋼臂、2個(gè)齒輪圓柱、3塊圓形鋼板、2片高阻尼橡膠層、4個(gè)鉛芯;鋼板與橡膠接觸面之間硫化粘連;阻尼器整體上下對(duì)稱，用4個(gè)鉛芯柱貫通;齒輪圓柱直徑小于圓形鋼板，通過(guò)調(diào)整其相對(duì)大小，達(dá)到位移放大的目的;上下兩層圓形鋼板底下均有一圓柱突起，嵌入中間圓形鋼板凹槽內(nèi)，相當(dāng)于有個(gè)扭轉(zhuǎn)支點(diǎn)，實(shí)現(xiàn)上下兩層圓形鋼板繞扭轉(zhuǎn)支點(diǎn)扭轉(zhuǎn)的目的.

該阻尼器可放置于梁柱節(jié)點(diǎn)處，通過(guò)同心圓原理來(lái)放大地震作用下梁柱的微小位移，從而起到很好的消能減震效果. 當(dāng)梁柱發(fā)生角位移時(shí)，帶動(dòng)相連的傳動(dòng)臂發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，傳動(dòng)臂帶動(dòng)上下齒輪圓柱和上下圓形鋼板以其下表面圓柱突起為支點(diǎn)相對(duì)中間圓形鋼板扭轉(zhuǎn)，進(jìn)而剪切高阻尼橡膠和鉛芯，起到耗能的效果，耗能核心部件是鉛芯和高阻尼橡膠材料.

2? ?有限元模型

2.1? ?有限元模型參數(shù)

本文依據(jù)抗震規(guī)范中梁端箍筋加密區(qū)長(zhǎng)度的規(guī)定范圍[14-15]和阻尼器的構(gòu)造特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了18個(gè)具有不同鉛芯直徑、鉛芯距中軸線距離、高阻尼橡膠層直徑與厚度、橡膠剪切模量的位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器模型. 表1給出了這18個(gè)阻尼器的幾何參數(shù). 建立其有限元模型并分析各參數(shù)對(duì)阻尼器性能的影響. 為方便書寫，將這些阻尼器標(biāo)記為“YX-i”，“YX”代表“圓形”，“i”代表數(shù)字編號(hào)，具體參見(jiàn)表1.

2.2? ?有限元模型的建立

2.2.1? ?模型簡(jiǎn)化

在有限元分析中，為便于建模分析，做如下簡(jiǎn)化：①省略弧形傳動(dòng)鋼臂;②將兩端齒輪圓柱轉(zhuǎn)動(dòng)的方式變?yōu)橹虚g圓形鋼板轉(zhuǎn)動(dòng)（性能試驗(yàn)時(shí)，也采用這一加載方式）;③將3塊圓形鋼板視為剛體.

2.2.2? ?模型建立

分別創(chuàng)建各個(gè)部件的實(shí)體模型，并進(jìn)行裝配. 將鋼板進(jìn)行剛體處理，橡膠層定義為超彈性體，鉛芯按不同接觸材料劃分成5個(gè)部分，并在中軸線上選取一個(gè)參考點(diǎn)RP1與中間圓形鋼板通過(guò)剛體約束綁定，如圖2所示.

2.2.3? ?材料本構(gòu)

采用的鋼材為彈塑性材料，取彈性模量Es=2.06×105 MPa，泊松比μ=0.3. 鉛芯可以認(rèn)為是理想彈塑性材料[16]，屈服應(yīng)力取10.5 MPa，彈性模量Es取16.5 GPa，屈服后切線模量為0 MPa，泊松比μ為0.42. 采用五常數(shù)Mooney-Rivlin模型選取橡膠材料的參數(shù)，5個(gè)力學(xué)性能常數(shù)：C10取2.060 1×10-1，C01取1.857 7×10-3，C20取4.100 1×10-3，C30取2.807 0×10-5，C11取1.009 2×10-3;橡膠材料的E與材料常數(shù)的關(guān)系式是E=6（C01+C10），因此彈性模量E=1.24 MPa，剪切模量G=E/3=0.41 MPa，泊松比μ為0.499 7[17].

2.2.4? ?單元選擇

鋼板和鉛芯材料均采用C3D8R單元，該單元對(duì)位移的求解計(jì)算結(jié)果較精確，對(duì)于橡膠材料采用C3D8H單元來(lái)模擬[18].

2.2.5? ?接觸定義

由于鉛芯與不同的材料均有接觸，故劃分成5個(gè)部分. 與圓形鋼板接觸采用的是面與面的Tie接觸，將經(jīng)剛體處理的圓形鋼板接觸面設(shè)為主面，鉛芯接觸面設(shè)為從面. 鉛芯和橡膠接觸面間設(shè)置相互作用，在法向方向采取“硬接觸”，在切向方向采取庫(kù)倫摩擦形式，摩擦因數(shù)取0.5. 將兩個(gè)齒輪圓柱上下面的邊界條件設(shè)為完全固接，荷載直接施加在與中間鋼板綁定的參考點(diǎn)RP1上.

2.2.6? ?網(wǎng)格劃分

由于DATD上下左右均對(duì)稱，網(wǎng)格劃分方式為掃略網(wǎng)格. 對(duì)于上下圓形鋼板，全局種子尺寸為15，局部種子近似單元尺寸為15. 對(duì)于中間圓形鋼板，全局種子尺寸為12，局部種子近似單元尺寸為12. 對(duì)于橡膠層，全局種子尺寸為5，局部種子近似單元尺寸為10. 而對(duì)于鉛芯，全局種子尺寸為5，局部種子近似單元尺寸為5，網(wǎng)格劃分后的阻尼器如圖3所示.

2.2.7? ?約束和加載制度

將DATD兩端固定住，對(duì)參考點(diǎn)RP1施加轉(zhuǎn)角位移，設(shè)置20個(gè)分析步，每個(gè)循環(huán)加載的轉(zhuǎn)角位移幅值分別為0.008、0.016、0.032、0.048、0.064，單位為rad，如圖4所示.

3? ?有限元分析驗(yàn)證

3.1? ?性能試驗(yàn)概況

考慮到梁柱尺寸的大小以及阻尼器模具制作等因素，設(shè)計(jì)并加工1個(gè)DATD試件，試件幾何尺寸與表1中模型YX-15相同. 采用的高阻尼橡膠由湖南株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司提供，剪切模量為0.47 MPa;鋼材均采用Q345;鉛芯使用一般鉛材料;鋼板與橡膠層之間高溫高壓硫化. 選擇MTS電液伺服試驗(yàn)機(jī)作為加載設(shè)備. 為了便于得到阻尼器整體的性能以及考慮到實(shí)驗(yàn)器材的使用方式，采用與數(shù)值模擬方式相同的中間鋼板轉(zhuǎn)動(dòng)的加載方式. 另外加工了一個(gè)基座用以固定阻尼器、一個(gè)直條齒輪傳動(dòng)桿與試驗(yàn)機(jī)的作動(dòng)器連接，并在基座上焊接限位板以保證豎直受力. 采用低周反復(fù)加載的方法，在豎直方向上使用MTS電液伺服試驗(yàn)機(jī)加載，試驗(yàn)裝置如圖5所示.

試驗(yàn)加載頻率為0.02 Hz，加載位移分別為1 mm、2.5 mm、5 mm、10 mm、15 mm，使用正弦位移激勵(lì)下循環(huán)3圈，試驗(yàn)過(guò)程中實(shí)時(shí)采集荷載值和加載位移數(shù)據(jù). 當(dāng)試驗(yàn)加載到15 mm加載幅值時(shí)，橡膠層向內(nèi)收縮，呈現(xiàn)類似輕微“麻花”疊層狀，可明顯看到位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器中間圓形鋼板帶動(dòng)高阻尼橡膠層對(duì)鉛芯進(jìn)行往復(fù)剪切，圓形鋼板與橡膠層接縫處粘連溢出的橡膠剝落，有些地方出現(xiàn)細(xì)微裂縫，但阻尼器并未發(fā)生破壞.

3.2? ?試驗(yàn)與模擬對(duì)比

有限元分析得到的滯回曲線與試驗(yàn)所得的滯回曲線對(duì)比見(jiàn)圖6. 由圖可見(jiàn)：1）模擬與試驗(yàn)所得的滯回曲線均飽滿且有規(guī)律，體現(xiàn)了良好的滯回耗能性能. 模擬滯回曲線關(guān)于原點(diǎn)對(duì)稱，試驗(yàn)值呈上小下大的狀態(tài)，這是由于試驗(yàn)中限位板與直條齒不完全平行，下壓時(shí)有作用力. 2）在小位移幅值下，試驗(yàn)的承載力明顯小于模擬值，其滯回環(huán)面積也相差較大，隨著位移幅值的增大，試驗(yàn)和模擬的結(jié)果逐漸接近，滯回曲線逐漸吻合，這是由于在小位移時(shí)鉛芯和剪切鋼板及約束橡膠的接觸滯后造成的. 3）試驗(yàn)所得的滯回曲線在大位移下會(huì)出現(xiàn)承載力驟然增大的現(xiàn)象，這是由于采用的高阻尼橡膠在較大位移下扭轉(zhuǎn)收縮會(huì)造成剛度的增加，而模擬并未考慮到這種強(qiáng)化效應(yīng);因?yàn)樵谳^大位移角（約0.05 rad）才發(fā)生強(qiáng)化效應(yīng)，所以在結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值內(nèi)不考慮這種強(qiáng)化效應(yīng)完全滿足要求.

綜上，有限元分析與試驗(yàn)所得的滯回曲線吻合較好，且隨著加載位移的增加，兩者差值縮小. 因此，本文建立的有限元模型及模擬分析方法可行，可以用來(lái)研究位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器的力學(xué)性能.

3.3? ?鉛芯和橡膠受力狀態(tài)

圖7給出了有限元分析結(jié)果中鉛芯及橡膠應(yīng)力云圖. 從圖中可看出鉛芯與中間鋼板接觸的區(qū)域繞著阻尼器中軸旋轉(zhuǎn)從而剪切鉛芯耗能，從橡膠層邊緣網(wǎng)格變形可看出橡膠層發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)，應(yīng)力呈環(huán)形規(guī)律分布，最外圈應(yīng)力最大.

3.4? ?特征參數(shù)的計(jì)算方法

位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器耗能機(jī)制是鉛與高阻尼橡膠剪切耗能，其力學(xué)特性可用雙線性力學(xué)模型來(lái)表示. 通過(guò)有限元分析可得到阻尼器的滯回曲線，根據(jù)力學(xué)模型及滯回曲線計(jì)算阻尼器的各特征參數(shù)，如圖8所示，計(jì)算公式如下.

初始剛度：

K1 = ■? ? ? ? ? ? ? （1）

屈服后剛度：

K2 = ■? ? ? ? ? ? ? （2）

等效剛度：

Ke = K1■+α，α = ■，μ = ■? ? ? ? （3）

耗能系數(shù)：

ψ = ■? ? ? ? （4）

等效阻尼比：

ζeq = ■? ? ? ? （5）

式中：S表示面積.

4? ?阻尼器性能參數(shù)影響分析

4.1? ?鉛芯的影響

與鉛芯有關(guān)的影響參數(shù)有2個(gè)：鉛芯直徑和鉛芯距中軸距離. 在其他參數(shù)一樣的前提下，分別設(shè)計(jì)了鉛芯距中軸距離為115 mm、125 mm、135 mm和鉛芯直徑為40 mm、50 mm、60 mm的9個(gè)構(gòu)件（YX-1 YX-9），部分構(gòu)件滯回曲線對(duì)比如圖9所示.

通過(guò)不同鉛芯直徑的YX-2（40 mm）、YX-5（50 mm）、YX-8（60 mm）滯回曲線對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，大直徑鉛芯的滯回環(huán)包裹小直徑鉛芯的滯回環(huán)，滯回環(huán)面積隨著鉛芯直徑的增大明顯增大，大直徑鉛芯的阻尼器耗能能力較強(qiáng). 由不同鉛芯距中軸距離的YX-7（115 mm）、YX-8（125 mm）、YX-9（135 mm）滯回曲線對(duì)比可知，鉛芯距中軸距離大的滯回環(huán)同樣包裹小直徑鉛芯的滯回環(huán)，滯回環(huán)面積隨著鉛芯距中軸距離的增大略有增大. 由此可見(jiàn)，鉛芯直徑對(duì)阻尼器耗能性能的影響大于鉛芯距中軸距離.

圖10給出了位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器三組設(shè)計(jì)構(gòu)件在θ = 0.064 rad轉(zhuǎn)角幅值下，屈服剪力（Fy）、等效剛度（Ke）、等效阻尼比（ζeq）和耗能系數(shù)（Ψ）隨鉛芯直徑及鉛芯距中軸距離的變化趨勢(shì)，其中橫坐標(biāo)進(jìn)行了標(biāo)準(zhǔn)化. 從圖10（a）中可看出屈服剪力隨著鉛芯直徑及鉛芯距中軸距離的增大而增大，其中鉛芯直徑的影響更為明顯;在鉛芯距中軸距離為125 mm時(shí)，鉛芯直徑40 mm、50 mm、60 mm所得的屈服剪力分別為16.9 kN、28.7 kN、43.1 kN，直徑為60 mm的比50 mm、40 mm分別增大了50.17%和155%. 圖10（b）表明隨著鉛芯直徑及距中軸距離的增大，等效剛度同樣增大，變化規(guī)律與屈服剪力類似. 從圖10（c）和（d）可看出隨著鉛芯直徑及距中軸距離的增大，等效阻尼比及耗能系數(shù)均增大，且隨著鉛芯直徑變化更明顯. 其中，當(dāng)鉛芯直徑為50 mm時(shí)，鉛芯距中軸距離從115 mm增大到135 mm，其耗能系數(shù)由2.61增大到2.72，增幅僅有4%;而在鉛芯距中軸距離為125 mm時(shí)，鉛芯直徑從40 mm增大為60 mm，耗能系數(shù)由1.92增大到3.05，增幅為58.9%.

綜上，鉛芯直徑與鉛芯距中軸距離對(duì)其耗能性能及各項(xiàng)特征參數(shù)均有影響，隨著鉛芯直徑與鉛芯距中軸距離的增大，滯回曲線愈發(fā)飽滿，滯回環(huán)面積逐漸增大，耗能增多，等效阻尼比及耗能系數(shù)等參數(shù)也隨之增大. 總體來(lái)看，耗能性能和各項(xiàng)特征參數(shù)受鉛芯直徑的影響大于鉛芯距中軸距離的影響.

4.2? ?高阻尼橡膠層的影響

與高阻尼橡膠層有關(guān)的影響參數(shù)有3個(gè)：橡膠層直徑、橡膠層厚度和橡膠剪切模量.

4.2.1? ?橡膠層直徑和厚度的影響

在其他參數(shù)相同的前提下，設(shè)計(jì)了3個(gè)橡膠層直徑分別為440 mm、480 mm、520 mm（YX-10、YX-11、YX-12）和3個(gè)橡膠層厚度分別為15 mm、20 mm、25 mm（YX-17、YX-14、YX-18）的阻尼器. 圖11給出了不同橡膠層直徑和厚度對(duì)阻尼器性能的影響.

通過(guò)不同橡膠層直徑的YX-10（440 mm）、YX-11（480 mm）、YX-12（520 mm）滯回曲線對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，滯回環(huán)面積基本上沒(méi)有明顯變化，橡膠層直徑的增大使得滯回環(huán)的傾斜度增大，滯回環(huán)整體逐漸上揚(yáng)，橡膠層直徑大的阻尼器的承載力更大. 而不同橡膠層厚度的YX-17（15 mm）、YX-14（20 mm）、YX-18（25 mm）滯回曲線對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，滯回環(huán)面積相差較小，但橡膠層厚度大的滯回環(huán)的傾斜度變小，阻尼器的承載力變小. 從整體上看，增加橡膠層直徑和減小橡膠層厚度會(huì)使滯回曲線繞原點(diǎn)逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)相應(yīng)的角度，其中橡膠層直徑的影響更為顯著.

圖12給出了位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器構(gòu)件在θ=0.064 rad轉(zhuǎn)角幅值下，屈服剪力、等效剛度、等效阻尼比和耗能系數(shù)隨橡膠層直徑及厚度的變化趨勢(shì). 從圖12（a）和（c）可知，屈服剪力、等效剛度均隨著橡膠層直徑的增大而增大，隨著橡膠層厚度的增大而減小. 橡膠層直徑由400 mm增大到520 mm，屈服剪力提高了49.2%，等效剛度增大了10.4%;橡膠層厚度從15 mm增大到25 mm，屈服剪力減小了11.3%，等效剛度減小6.7%. 可以看出，屈服剪力及等效剛度受橡膠層直徑影響大于受橡膠層厚度的影響，且屈服剪力的變化比等效剛度更明顯. 從圖12（b）和（d）可知，等效阻尼比和耗能系數(shù)均隨橡膠層直徑和厚度的增大而減小. 橡膠層直徑為400 mm和520 mm時(shí)，等效阻尼比由0.46減小為0.38，減幅為17.4%，耗能系數(shù)由0.48減小為0.38，減幅為20.8%;橡膠層厚度從15 mm增大到25 mm，等效阻尼比減小5.3%，耗能系數(shù)減小了8.6%. 對(duì)比可知，等效阻尼比及耗能系數(shù)受橡膠層直徑變化的影響大于受橡膠層厚度的影響.

4.2.2? ?橡膠剪切模量的影響

在其他參數(shù)相同的前提下，設(shè)計(jì)了4個(gè)橡膠剪切模量分別為0.31 MPa、0.41 MPa、0.51 MPa、0.61 MPa（YX-13～YX-16）的構(gòu)件. 圖13給出了具有不同橡膠剪切模量的阻尼器的滯回曲線，以及在θ=0.064 rad轉(zhuǎn)角幅值下，屈服剪力、等效剛度、等效阻尼比與耗能系數(shù)隨橡膠剪切模量的變化趨勢(shì). 由圖13（a）可發(fā)現(xiàn)，滯回環(huán)面積基本上沒(méi)有明顯的變化，隨著橡膠剪切模量增大，滯回環(huán)的傾斜度增大，滯回環(huán)會(huì)逐漸上揚(yáng)，橡膠剪切模量大的阻尼器的承載力更大，但增幅不大. 綜上，橡膠剪切模量對(duì)滯回環(huán)面積影響較小，滯回環(huán)形狀相似，相當(dāng)于滯回曲線繞原點(diǎn)旋轉(zhuǎn)了相應(yīng)的角度. 從圖13（b）可發(fā)現(xiàn)，屈服剪力、等效剛度均隨著橡膠彈性模量的增大而稍有增大，但增大得不明顯. 從圖13（c）可知等效阻尼比和耗能系數(shù)均隨橡膠剪切模量的增大而略有減小. 等效阻尼比大致在41.21%～42.70%范圍內(nèi)，耗能系數(shù)在2.59～2.68范圍內(nèi)，變化幅度均很小.

4.3? ?角位移幅值的影響

選取YX-5、YX-10、YX-11和YX-12這四個(gè)構(gòu)件來(lái)研究轉(zhuǎn)角幅值對(duì)耗能系數(shù)和等效阻尼比的影響. 圖14給出了等效阻尼比和耗能系數(shù)隨角位移幅值的變化規(guī)律，從圖14可發(fā)現(xiàn)，等效阻尼比和耗能系數(shù)與轉(zhuǎn)角幅值整體呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，YX-5的耗能系數(shù)由2.73減小至2.18，各級(jí)轉(zhuǎn)角幅值的減幅分別為1.47%、4.09%、6.59%、9.54%，減幅隨著角位移幅值增大而增大，等效阻尼比也由45.4%減小到35.0%，減幅為22.9%. 綜上，這2個(gè)特征參數(shù)均隨著轉(zhuǎn)角幅值的增大而減小.

5? ?結(jié)? ?論

本文提出一種位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器，介紹了阻尼器的組成，對(duì)其進(jìn)行循環(huán)加載試驗(yàn)和數(shù)值分析，得到如下結(jié)論：

1）位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器充分利用了鉛與橡膠剪切變形兩種耗能機(jī)制協(xié)同工作，滯回曲線飽滿，耗能能力強(qiáng). 數(shù)值分析和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比表明，采用ABAQUS軟件進(jìn)行有限元建模分析能夠較好地模擬位移放大型扭轉(zhuǎn)阻尼器的性能.

2）鉛芯直徑對(duì)DATD的耗能性能影響顯著，增大鉛芯直徑能有效地增大滯回環(huán)面積，增加阻尼器耗能，其屈服剪力、等效剛度、等效阻尼比及耗能系數(shù)也明顯增大. 鉛芯距中軸距離對(duì)阻尼器耗能有一定影響，隨著鉛芯距中軸距離的增大，滯回環(huán)面積有一定的增大但不顯著，其各項(xiàng)特征參數(shù)均有一定的增大.

3）橡膠層的直徑、厚度及剪切模量對(duì)阻尼器滯回環(huán)面積的影響均不大，但對(duì)各項(xiàng)特征參數(shù)具有一定的影響. 其屈服剪力及等效剛度隨著橡膠直徑的增大明顯增大，隨著橡膠層厚度的增大而略有減小，隨著橡膠剪切模量增大稍有增大;等效阻尼比及耗能系數(shù)隨著橡膠層直徑、厚度及剪切模量的增大均略有減小.

4）當(dāng)轉(zhuǎn)角位移幅值為0.064 rad以內(nèi)時(shí)，隨著轉(zhuǎn)角位移幅值的增大，DATD的耗能系數(shù)和等效阻尼比逐漸減小.

參考文獻(xiàn)

[1]? ? 豐定國(guó)，王社良. 抗震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[M]. 武漢：武漢工業(yè)大學(xué)出版社，2001：151—153.

FENG D G，WANG S L. Design of seismic structural [M]. Wuhan：Wuhan University of Technology Press，2001：151—153. （In Chinese）

[2]? ? 周云，鄧雪松，陰毅，等. 復(fù)合型鉛粘彈性阻尼器的性能試驗(yàn)研究[J]. 工程抗震與加固改造，2005，27（1）：42—47.

ZHOU Y，DENG X S，YIN Y，et al. Study on behavior of the mixed lead viscoelastic damper[J]. Earthquake Resistant Engineering，2005，27（1）：42—47. （In Chinese）

[3]? ? 顏學(xué)淵，張永山，王煥定，等. 鋼鉛組合耗能器參數(shù)優(yōu)選及減震效果[J]. 工程力學(xué)，2009，26（2）：234—241.

YAN X Y，ZHANG Y S，WANG H D，et al. Parameter optimizing and cushioning effect of combined steel lead damper[J]. Engineering Mechanics，2009，26（2）：234—241. （In Chinese）

[4]? ? 顏學(xué)淵，王煥定，張永山，等. 新型鋼鉛組合耗能器性能試驗(yàn)及參數(shù)優(yōu)選[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，41（12）：20—24.

YAN X Y，WANG H D，ZHANG Y S，et al. Performance test and parameter optimization of new-style combined steel lead damper[J]. Journal of Harbin Institute of Technology，2009，41（12）：20—24. （In Chinese）

[5]? ? IBRAHIM Y E，MARSHALL J，CHARNEY F A. A visco-plastic device for seismic protection of structures[J]. Journal of Constructional Steel Research，2007，63（11）：1515—1528.

[6]? ? 陳云，呂西林，蔣歡軍. 新型耗能增強(qiáng)型形狀記憶合金阻尼器減震性能研究[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2013，40（2）：31—38.

CHEN Y，L？譈 X L，JIANG H J. Seismic performance study on new enhanced energy dissipation SMA damper[J]. Journal of Hunan University （Natural Sciences），2013，40（2）：31—38. （In Chinese）

[7]? ? SILWAL B，MICHAEL R J，OZBULUT O E. A superelastic viscous damper for enhanced seismic performance of steel moment frames[J]. Engineering Structures，2015，105：152—164.

[8]? ? SILWAL B， OZBULUT O E， MICHAEL R J. Seismic collapse evaluation of steel moment resisting frames with superelastic viscous damper [J]. Journal of Constructional Steel Research， 2016， 126： 26-36.

[9]? ? ZHONG Y，TU J W，YU Y，et al. Temperature compensation in viscoelastic damper using magnetorheological effect[J]. Journal of Sound and Vibration，2017，398：39—51.

[10]? 徐昕. 新型扇形鉛粘彈性阻尼器性能及應(yīng)用研究[D]. 廣州：廣州大學(xué)，2012：126—127.

XU X. Performance and application research on sector lead viscoelastic dampers[D]. Guangzhou：Guangzhou University，2012：126—127. （In Chinese）

[11]? 張紀(jì)剛，毛立旸. 位移放大型扇形阻尼器在預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)中的設(shè)計(jì)與應(yīng)用[J]. 建筑技術(shù)，2018，49（S1）：14—16.

ZHANG J G，MAO L Y. Design and application of displacement amplification sector damper in prefabricated assembly structure [J]. Architecture Technology，2018，49（S1）：14—16. （In Chinese）

[12]? YAN X Y，CHEN Z X，QI A，et al. Experimental and theoretical study of a lead extrusion and friction composite damper[J]. Engineering Structures，2018，177：306—317.

[13]? 蔣歡軍，黃有露，李愷軒. 帶組合型阻尼器的可更換連梁[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2020，47（1）：26—35.

JIANG H J，HUANG Y L，LI K X. Replaceable coupling beam with combined dampers[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2020，47（1）：26—35. （In Chinese）

[14]? 建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范：GB 50011—2010[S]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2010：60—61.

Code for seismic design of buildings：GB 50011—2010[S]. Beijing：China Architecture & Building Press，2010：60—61. （In Chinese）

[15]? 混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范：GB50010—2010[S]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2010：118—120.

Code for design of concrete structures：GB50010—2010[S]. Beijing：China Architecture & Building Press，2010：118—120. （In Chinese）

[16]? 李冀龍，歐進(jìn)萍. 鉛剪切阻尼器的阻尼力模型與設(shè)計(jì)[J]. 工程力學(xué)，2006，23（4）：67—73.

LI J L，OU J P. Damping force models and designs of lead shear dampers[J]. Engineering Mechanics，2006，23（4）：67—73. （In Chinese）

[17]? 寇巍巍. 高溫后疊層橡膠支座及串聯(lián)隔震體系性能研究[D]. 蘭州：蘭州理工大學(xué)，2009：32—33.

KOU W W. Research on properties of laminated rubber bearing and series seismic isolation system after high temperature [D]. Lanzhou：Lanzhou University of Technology，2009：32—33. （In Chinese）

[18]? GINER E，SUKUMAR N，TARANC？譫N J E，et al. An Abaqus implementation of the extended finite element method[J]. Engineering Fracture Mechanics，2009，76（3）：347—368.