新型磁流變隔震支座的力學動態性能研究

周亞東,葛愛迪,閆敏杰,張 彥,張奧欽

(天津城建大學 天津市建筑結構防護與加固重點實驗室,天津 300384)

0 引言

隨著材料制備工藝的成熟和建筑減隔震需求的增加,新型智能材料發展迅速,磁流變彈性體作為一種可以通過磁場實時改變剪切模量和阻尼特性[1-2]的新一代磁流變材料,近年來受到研究學者的廣泛關注。磁流變彈性體兼顧磁流變材料在磁場作用下連續、迅速和可逆等流變特性[3-4]的同時,還克服了磁流變液團聚和沉降穩定性差的缺點[5],因其優異的材料形態和材料特性,磁流變彈性體在變剛度變阻尼的基礎隔震器設計或吸震系統設計中具有廣闊的應用前景。

在磁流變彈性體研究方面,BELLAN等[6]使用有限元分析方法計算了磁流變彈性體的力學特性,研究了磁流變彈性體在靜態和動態模式下的力學性能,得出了不同磁場強度和不同體積比下磁流變彈性體的剪切應變與剪切應力、剪切應變和儲能模量之間的關系。鄒岸新等[7]通過摻雜碳納米管對天然橡膠基磁流變彈性體進行補強,提高天然橡膠基磁流變彈性體的力學強度和磁致特性,并對制備的磁流變彈性體樣品進行了靜、動態力學特性測試,測試結果顯示,少量的碳納米管能夠提升磁流變彈性體的磁致特性,同時提高其拉伸強度。LI等[8]、梁雅君等[9]設計了一種混合鐵磁系統,該裝置線圈產生的電磁場調節系統整體磁場以改變磁流變彈性體的等效剛度,實現磁流變彈性體等效剛度軟化性能。試驗結果表明,隨電流從-0.45 A增加到0.9 A,磁流變彈性體樣品的等效剛度都隨電流的增加而減小,且其等效剛度值在0.9 A時降至最低,有效地實現了其剛度軟化的特性。在磁流變彈性體應用方面,目前國內外學者利用磁流變彈性體具有的響應速度快、剛度和阻尼可控等特性[10-11]在新型自適應基礎隔震器開發方面做了一系列的研究工作。耿海東[12]根據常見的磁流變彈性體材料的本構模型,建立了一個磁流變彈性體隔震體系。結果表明,磁流變彈性體隔震體系的等效剛度在0～24 V的電壓下最高提升了65%。LI等[13]借鑒商業疊層橡膠支座的設計,將具有出色垂直承載能力的多層結構應用到磁流變彈性體隔震支座中,開發了一個47層磁流變彈性體自適應基礎隔震器。KIM等[14]設計了一種可調諧減振器,使用永磁線圈和電磁線圈共同產生磁場,通過施加正負電流,整體磁場可以向永磁體產生的現有磁場方向增強或減弱。當設備需要一定的剛度來維持結構的可用性和穩定性時,這種設計尤其有價值。YANG等[15]、SUN等[16]設計的混合磁體磁流變彈性體自適應隔震器實現了剛度軟化特性,在正常使用壽命中保持無電穩定,在地震事件中實現了有效的基礎隔震。

當前研究成果更多關注磁流變彈性體的特性,將磁流變彈性體應用于減隔震體系,依靠電磁線圈為設備提供磁場,對線圈連續供電時會產生大量熱能,并產生顯著的能量消耗問題[17-19]。在基礎隔震器或橋梁支座的應用中,需要更高的橫向剛度來抵抗小擾動,設備線圈應連續供電。針對這些問題,本文利用體積分數為23%的羰基鐵粉制備磁流變彈性體,設計了一種可變剛度的智能隔震支座,通過ANSYS Electronics有限元軟件對試驗裝置的磁路進行了模擬分析,驗證隔震支座設計的合理性,試驗中通過提高線圈產生的磁場強度降低磁流變彈性體層的剛度,實現隔震支座的變剛度性能。試驗裝置中永磁體為磁流變彈性體提供初始磁場,使得磁流變彈性體處于剛度較大的狀態,減小線圈需提供的磁場和線圈體積,克服傳統隔震器線圈需持續通電以及發熱的弊端,提高試驗裝置使用的可靠性,增強其應用于實際基礎隔震工程的可行性。分別研究了電流強度、剪切幅值及激振頻率對磁流變彈性體剪切性能的影響,以期為后續基礎隔震器設計研究提供了依據。

1 支座的結構參數和磁路仿真

1.1 結構參數

新型隔震支座的主體采用LI等[20]的設計,器件構型參照傳統橡膠支座設計為疊層結構,由多層磁流變彈性體薄板粘合在多層薄鋼片上組成層壓結構,試驗裝置的結構示意圖如圖1所示。內部鋼片提供垂直承載力和剛度,并防止橡膠橫向膨脹。磁流變彈性體板材具有良好的剪切變形能力,在外加磁場作用下,能夠在磁流變彈性體層之間產生良好的磁場水平。在器件內部,九層磁流變彈性體薄板和九層薄鋼片交替層壓并粘接在厚度為5 mm、直徑為100 mm的永磁體兩側,并且保證鋼片附在永磁體的2個極面,所有鋼片和磁流變彈性體層都是1 mm厚。層壓磁流變彈性體結構和線圈之間的空間充足,可以保證隔震支座具有26 mm的最大變形,相當于27.7%的最大允許剪切應變。頂板和軛架之間的氣隙厚度為5 mm,允許水平移動。磁流變彈性體核心與頂部板和底部板相接處分別放置2個高37 mm的圓柱形鋼塊。隔震支座內部環繞布設10個單個線圈匝數為3500匝的線圈,堆疊并聯到外加電源上。磁流變彈性體隔震支座結構參數如表1所示。

圖1 新型隔震支座結構示意圖Fig.1 New isolation bearing structure diagram

表1 磁流變彈性體隔震支座的結構參數Table 1 Structural parameters of magnetorheological elastomer isolation bearing部件名稱材料數量軸向高度/mm直徑/mm鋼芯10F鋼237100頂蓋10F鋼210250鋼扼10F鋼1110180(內)220(外)鋼片10F鋼181100磁流變彈性體片磁流變彈性體181100永磁體N40NdFeB15100

1.2 磁路設計與仿真分析

為了簡化計算,驗證試驗裝置結構與磁路設計的合理性,利用有限元仿真軟件進行磁場大小計算及分布分析,建立了磁流變彈性體隔震支座的二維軸對稱有限元模型,該模型由疊層主體、鐵芯、線圈和氣隙形成完整的閉合磁通路。通過ANSYS Electronics有限元分析軟件中的Maxwell 3D模塊對不同電流作用下磁流變彈性體隔震支座的靜態磁場分布進行分析,得出磁通密度分布云圖,便于查看分析,磁場仿真分析在試驗前進行,對試驗方案設定具有指導意義。ANSYS Electronics有限元分析軟件假設所有材料的滲透率均為各向同性,解決了磁矢勢的方位分量問題。鐵芯選用飽和磁感應強度高、機械加工和焊接性能好的10F鋼。假設N40釹鐵硼磁體在第二象限具有線性B-H曲線,剩磁B=1.25 T,在不考慮邊緣效應的情況下矯頑力Hc=9.5×105A/m,網格劃分結果如圖2所示。

圖2 隔震支座模型的網格劃分Fig.2 Grid division of isolation bearing model

為隔震支座分別施加I為0、0.571、1.143、1.357 A的電流,磁通密度云圖如圖3所示。由圖可知,在第一層和第二層鋼片中分別觀察到1.04 T和0.70 T的沿鋼層徑向泄露的邊緣磁通,厚度為1 mm的磁通路徑較窄,因此,少量的邊緣磁通會產生較高的徑向磁通密度分量,這有助于在鋼層中產生較高的總磁通密度值。在每個磁共振輻射片內,磁通量密度幾乎都是縱向的,整個層的振幅接近均勻。然而,在鋼片中,高磁導率允許磁通通過低磁阻徑向路徑到達鋼片邊緣,尤其是對于第一和第二鋼片,允許磁通通過短泄漏磁通路徑到達永磁體的另一側。外加電流為零時磁場分布如圖3(a)所示,磁力線分布均勻且穿過磁流變彈性體的磁力線超過了95%,故裝置漏磁可忽略不計,此時由永磁體提供全部磁場源,磁流變彈性體的磁感應強度達到0.8 T;當外加電流為I=1.357 A時磁場分布如圖3(d)所示,磁流變彈性體樣品周圍磁感應強度減弱至0.03 T左右,此時,磁流變彈性體隔震支座的抗剪等效剛度最小。說明試驗裝置磁路設計能夠實時有效調節磁感應強度大小,符合設計要求,驗證了該試驗裝置結構與磁路設計的合理性。

圖3 不同電流作用下的磁通密度云圖Fig.3 Magnetic flux density cloud under different current

2 材料制備及試驗方案

2.1 磁流變彈性體材料制備

新型磁流變彈性體隔震支座中,磁流變彈性體和鋼片組成的疊層結構組件是核心結構部件。磁流變彈性體制備以道康寧DC184硅橡膠/SYLGARD和硅油為基體,硅橡膠與硅油的體積分數比例為1∶1,添加平均直徑約為5 μm的羰基鐵粉。具體制備過程如下:室溫下稱取相應質量的硫化型硅橡膠、硅油和體積分數為23%的羰基鐵粉依次放入燒杯充分攪拌混合,隨后在超聲波清洗機中清洗15 min去除混合物中的氣泡,隨后將混合物轉移到直徑100 mm,厚1 mm的模具中,并使用真空泵在干燥器中脫氣,以去除殘留的氣泡。最后在加熱板上加熱4 h固化成形。制成的磁流變彈性體樣品如圖4所示。

圖4 磁流變彈性體樣品Fig.4 Sample of magnetorheological elastomer

2.2 試驗方案

為研究磁流變彈性體隔震支座在正弦荷載激勵下阻尼力-位移和阻尼力-速度的滯回曲線,分析磁流變支座的阻尼滯回特性,探究磁流變支座的動態性能隨電流強度、剪切幅值及激振頻率的變化規律。設計試驗裝置能夠允許的最大剪切幅值為4 mm,頻率在0.1～3 Hz之間逐漸增加,外加電流在0～1.357 A之間變化,采樣頻率為200 Hz。為了減少振動臺啟動初期,機器運行不穩定對試驗數據造成的不利影響,所以每種工況循環加載8個循環。具體工況如表2所示,試驗裝置布置如圖5所示。

表2 動態性能試驗工況Table 2 Dynamic performance test condition試驗指標試驗工況剪切位移/mm2、3、4 波動輸入正弦激勵振動頻率/Hz0.1、1、2、3MRE層電流I/A0、0.571、1.143、1.357試驗結果記錄力-位移曲線

圖5 試驗裝置布置圖Fig.5 Layout diagram of test device

3 試驗結果分析

3.1 等效剛度和等效阻尼

在反向消磁條件下研究電流強度、剪切幅值和激振頻率對支座等效剛度和等效阻尼的影響。等效剛度和等效阻尼是評價隔振耗能效果的重要參數。

磁流變彈性體等效剛度[9,11]可表示為

(1)

式中:Keff為磁流變彈性體隔震支座的等效剛度;Fdmax為循環數據最大正位移(Xmax)處的正力;Fdmin為循環數據最小負位移(Xmin)處的負力。

使用等效黏性阻尼系數,檢驗磁流變彈性體隔震器的能量耗散性能。磁流變彈性體隔震器的等效黏性阻尼系數[9]表示為

(2)

式中: EDC為每個循環消耗的能量或磁滯回曲線圍成的面積;f為加載頻率;Xmax為外部激勵的最大位移。

3.2 剪切應力與勵磁電流的關系

試驗通過改變線圈電流強度及方向,線圈產生與永磁體反向的磁場,改變裝置整體磁場強度大小,以實現反向消磁特性。試驗分別設置不同電流強度大小來驗證其對磁流變彈性體剪切性能的影響。試驗條件為剪切幅值Δ為2、3、4 mm,激振頻率f為0.1、1、2、3 Hz,羰基鐵粉體積分數為23%,外加電流強度I為0、0.571、1.143、1.357 A。

在施加外加電流時,當單個線圈中的電流強度達到1.357 A時,由線圈和永磁體共同調控的混合磁場完全抵消,實現反向消磁,此時輸出的阻尼力最小為Fmin,并且電流保持在1.357 A水平時,力-位移關系近似為橢圓,力-速度關系近似為線性。隨著電流強度的減小,如圖6(a)所示的應變加強現象逐漸明顯,分析應變加強的原因是普通橡膠聚合物鏈在試驗中的可擴展性有限。當電流水平施加于磁流變彈性體時,除橡膠基體的電阻外,鐵磁顆粒之間會產生吸附力,使得鏈結構的可擴展性更小,這解釋了在磁場抵消為零情況下應變加強最小,但在非零磁場情況下應變加強明顯的情況。等效剛度隨電流強度的變化情況如圖7所示,對于給定頻率和幅值時,分別施加不同強度的電流,等效剛度隨外加電流的增大呈非線性下降趨勢,當加載頻率增加時,等效剛度稍有增加,增量較小。當加載頻率為f=2 Hz,電流強度I=0 A時,磁流變彈性體隔震支座的等效剛度值達到最大。當施加電流從0.0 A增加到1.357 A時,等效剛度相對減小91.1%～164.3%。等效阻尼系數隨加載頻率的增加而減小,隨外加電流的增加而稍有減少,當施加電流在0 A到1.357 A變化時,等效阻尼的相對變化幅度在73.8%～248.2%之間,如圖8所示。

圖6 磁流變彈性體隔震支座隨電流變化的力-位移滯回曲線Fig.6 Force-displacement hysteretic curves of magnetorheological elastomer isolation bearing varying with current

圖8 磁流變彈性體隔震支座等效阻尼隨電流的變化Fig.8 Variation of equivalent damping of magnetorheological elastomer isolation bearing with current

3.3 剪切應力與剪切幅值的關系

幅值的大小即為磁流變彈性體隔震支座的剪切位移。為磁流變彈性體隔震支座施加不同剪切幅值,研究其在剪切幅值影響下的動態性能變化規律,由圖9可知,在其他加載條件不變時,磁流變彈性體隔震支座輸出的阻尼力隨著剪切幅值的增大而增大。

圖9 磁流變彈性體隔震支座隨剪切幅值變化的力-位移滯回曲線Fig.9 Force-displacement hysteretic curves of magnetorheological elastomer isolation bearing varying with shear amplitude

在固定的加載頻率下,比較不同剪切位移的等效剛度值,小的剪切位移產生較大的等效剛度。這是由于磁流變彈性體材料表現出應變軟化行為。如圖10所示,施加激勵頻率為f=2 Hz,電流I=1.143 A,剪切幅值從2 mm增加到4 mm時,磁流變彈性體隔震支座的等效剛度由32.51 kN/m減小為13.88 kN/m,減小幅度為最大57.31%。圖11在控制其他因素不變的條件下,驗證剪切幅值對磁流變彈性體隔震支座等效阻尼的影響。對于施加激勵條件為恒定頻率f=0.1 Hz時,外加電流為I=0 A時,剪切位移從2 mm增加到4 mm時,磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼系數由28.79 kN·s/m減小為12.01 kN·s/m,為等效阻尼最大變化幅度。當剪切幅值變化時,等效阻尼的變化幅度在34.2%～139.71%之間。

圖10 磁流變彈性體隔震支座等效剛度隨剪切幅值的變化Fig.10 Variation of equivalent stiffness of magnetorheological elastomer isolation bearing with shear amplitude

圖11 磁流變彈性體隔震支座等效阻尼隨剪切幅值的變化Fig.11 Variation of equivalent damping of magnetorheological elastomer isolation bearing with shear amplitude

3.4 剪切應力與激振頻率的關系

振動臺可以產生不同頻率的正弦波,試驗選取激振幅值Δ分別為2、3、4 mm,羰基鐵粉體積分數為23%,勵磁電流I分別為0、0.571、1.357 A,激振頻率f分別為0.1、1、2、3 Hz,進行激振頻率對磁流變彈性體隔震支座力學性能影響的試驗分析,試驗結果如圖12所示。當加載頻率較低時,例如在0.1 Hz試驗工況下會出現應變硬化,隨著加載頻率的增加,在低磁場情況下的應變硬化效應逐漸消失,應變硬化效應的出現是因為普通橡膠中復雜的聚合物鏈的有限延展性對于場依賴型磁流變彈性體產生作用。

磁流變彈性體隔震支座等效剛度和等效阻尼隨頻率的變化如圖13和圖14所示。由圖可知,在施加不同的激振頻率時,基礎隔震器的等效剛度隨著加載頻率的增加而稍有增加。由試驗數據可知,隨著激振頻率的增加,磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼值逐漸減小,在施加頻率為0.1 Hz時磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼值遠大于較高頻率下的等效阻尼值,且較高頻率時等效阻尼值變化幅度相對較小。

圖13 磁流變彈性體隔震支座等效剛度隨頻率的變化Fig.13 Variation of equivalent stiffness of magnetorheological elastomer isolation bearing with frequency

圖14 磁流變彈性體隔震支座等效阻尼隨頻率的變化Fig.14 Variation of equivalent damping of magnetorheological elastomer isolation bearing with frequency

4 結論

本文基于對自主設計的新型磁流變隔震支座的仿真分析,采用制備的磁流變彈性體對其進行力學動態性能試驗,探討了激勵電流強度、剪切幅值和激振頻率對新型磁流變隔震支座剪切性能的影響,主要結論如下:

1)通過改變磁流變彈性體隔震裝置的外加電流,可以改變磁流變彈性體隔震支座的整體出力情況。反向消磁條件下,在外加電流增加時,磁流變彈性體隔震支座的出力明顯降低,滯回環曲線的面積也急劇減小;剪切幅值增加時,力-位移滯回環曲線表現出力的增加;在施加不同的激振頻率時,磁流變彈性體隔震支座的出力變化影響較小,因此激振頻率對磁流變彈性體隔震支座的影響不大。在電流影響下,磁流變彈性體隔震支座具有更大的可調范圍。

2)在固定的加載頻率下,比較施加不同電流時的等效剛度值,外加電流的增加,磁流變彈性體隔震支座的等效剛度值減小,在單個線圈施加電流為1.357 A時,等效剛度值降到最小。等效剛度值隨剪切幅值的變化趨勢是非線性的,較小的剪切幅值能夠產生較大的等效剛度,即等效剛度值隨剪切幅值增大而減小。等效剛度隨著電流和幅值的增加而減小,隨著加載頻率的增加而稍有增加。線圈電流強度從0 A增加到1.357 A的過程中,磁流變彈性體的剛度降低164.3%,阻尼變化率達122.3%,可有效地實現磁流變彈性體剛度軟化特性。

3)在不同的加載條件下,磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼隨頻率變化的幅度較大,在其他激勵條件不變的情況下,頻率從0.1 Hz逐漸增加到3 Hz時,磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼值急劇下降,影響最為明顯。等效阻尼值隨電流和剪切幅值的增加都有所減少。當頻率為0.1 Hz,剪切幅值為2 mm,I=0 A時,磁流變彈性體隔震支座的等效阻尼值達到最大值。等效阻尼可有效地表征新型磁流變彈性體隔震支座的阻尼特性。