三种摩擦材料的摩擦阻尼器力学性能研究对比

石文龙 颜明廷，* 程 荣

（1.上海大学，上海 200444；2.上海史狄尔建筑减震科技有限公司，上海 200120）

0 引言

摩擦阻尼器布置在结构上，通过夹板间的摩擦力消耗地震输入的能量，减轻结构的地震反应。摩擦阻尼器的研究开始于20世纪70年代末，此后为适应不同类型的建筑结构，国内外学者陆续研发了多种形式的摩擦阻尼器，其摩擦力大小易于控制，可通过调节螺栓预紧力的大小来确定［1］。

常见的摩擦阻尼器有普通板式摩擦阻尼器、PALL型摩擦阻尼器［2］、T型芯板摩擦阻尼器［3］、拟黏滞摩擦阻尼器［4］、转动型摩擦阻尼器［5-6］等。近十几年，国内外学者将摩擦阻尼器与新型材料相结合，研发出了复合型摩擦阻尼器，如SMA（形状记忆合金）摩擦阻尼器［7-8］、压电摩擦阻尼器［9-10］等。

摩擦阻尼器结构简单、耗能能力强、滞回曲线饱满、制作安装方便，在世界各国的建筑工程中都得到了良好的应用［11-14］。然而，现有的一些摩擦阻尼器存在阻尼力太小、阻尼力衰减过快、耗能性能不稳定等不足［15］。

目前尚未有文献专门集中研究摩擦材料对摩擦阻尼器性能优劣的影响，本文结合工厂试验台设计了三种摩擦阻尼器，通过常规力学性能试验，进行了力学性能试验研究，并参照JGJ 297—2013《建筑消能减震技术规程》对比三种摩擦阻尼器试验与数值模拟的常规性能及滞回曲线，得出紫铜作为摩擦材料时，摩擦阻尼器的力学性能最为稳定，并发现紫铜作为摩擦材料时的新现象。

1 试验件设计

1.1 阻尼力的计算

根据JGJ 297—2013《建筑消能减震技术规程》设计规范公式（5.2.6），阻尼力计算按式（1）计算：

式中：Fdmax为阻尼力最大值；nf为传力摩擦面数；μ为摩擦系数；P为每个高强度螺栓的预紧力，可参考表1采用；n为高强度螺栓个数。

表1 每个高强度螺栓预紧力P值 kNTable 1 Pre-tightening force P for each high strength bolt

由式（1）简化变形得出阻尼力计算式（2）如下，其中式（2）中设计参数如表2所示：

表2 阻尼力计算式（2）中所需参数Table 2 Parameters required in damping force calculation formula（2）

由于摩擦面为夹板式摩擦，nf取2，所以分别计算出刹车片型、高强钢型、紫铜型摩擦阻尼器的设计阻尼力为135 kN、315 kN、384 kN。

1.2 试验件模型及相关尺寸参数

根据GB 50017—2017《钢结构设计标准》中销轴连接处强度验算与螺栓的布置间距的设计规范，强度验算合格，最终设计出三种摩擦阻尼器试验件模型如图1所示，摩擦阻尼器的相关参数如表3所示。

表3 试验件尺寸参数Table 3 Dimension parameters of test pieces

图1 试验件模型Fig.1 Test piece models

1.3 加载装置及加载制度

试验的加载装置是一台最大荷载为2 000 kN、最大行程为500 mm、最大速度为800 mm/s的电液伺服阻尼器试验机，如图2所示。

图2 2 000 kN电液伺服阻尼器试验机Fig.2 2 000 kN electro-hydraulic servo damper testing machine

试验过程由计算机输入参数（位移幅值、加载频率）控制开始，采用正弦波变化规律输入位移来控制试验台的位移加载，正弦波公式如下所示：

式中：u为位移；u0为位移幅值；f为加载频率；t为时间。

阻尼器的阻尼力及滞回曲线等结果都通过计算机输出得到，试验室温度为15℃，加载速度与加载频率的关系如下所示：

式中：v为加载速度；f为加载频率；u0为位移幅值。

根据试验件和试验加载装置的具体情况与最大参数限制，具体加载制度如表4所示；其中试验7由于操作问题导致试验机在幅值为±20 mm的试验结束后发生短暂故障，所以幅值为±20 mm时的试验结束后间隔了一段时间再进行幅值为±30 mm、±40 mm时的试验，因此通过计算机将试验7中±20 mm的试验结果与±30 mm、±40 mm的试验结果分别进行导出，该次试验机故障不影响试验的最终结果。

表4 加载制度Table 4 Loading system

2 试验结果及讨论

2.1 刹车片型摩擦阻尼器试验结果展示及分析

图3与图4为刹车片型摩擦阻尼器试验1与试验2的两组滞回曲线。

图3 试验1滞回曲线Fig.3 Test 1 hysteresis curve

图4 试验2滞回曲线Fig.4 Test 2 hysteresis curve

按规范JGJ 297—2013《建筑消能减震技术规程》判断其常规性能与滞回曲线。由图3可以看出，试验1的极限阻尼力最大值为第一圈最底段的中点，大小约为130 kN，最小值为最后一圈终点，大小约为90 kN，极限阻尼力最小值不在设计阻尼力的±15%偏差内，不符合规范要求；第一圈阻尼力平均值为125 kN上下浮动，但从第二圈开始，阻尼力降为平均100 kN左右，其阻尼力平均值不符合规范要求的设计值±10%以内；且阻尼力衰减过快，性能不稳定，与设计值误差较大，同理判断试验2也不合格。

因此初步判断以刹车片作为摩擦材料时，摩擦阻尼器的耗能性能不稳定。

2.2 高强钢型摩擦阻尼器试验结果展示及分析

图5-图8为高强钢型摩擦阻尼器试验3～6的四组滞回曲线，按同样的方法判断高强钢型摩擦阻尼器的常规性能与滞回曲线。

图5 试验3滞回曲线Fig.5 Test 3 hysteresis curve

图6 试验4滞回曲线Fig.6 Test 4 hysteresis curve

图7 试验5滞回曲线Fig.7 Test 5 hysteresis curve

图8 试验6滞回曲线Fig.8 Test 6 hysteresis curve

可以将试验3与试验4作为对比组，来观察频率的变化对阻尼器的影响，通过图形可以看到，试验3与试验4的极限阻尼力最大值与最小值偏差不大，分别为第一圈的右上角点与最后一圈滑动段中点值，大小约为180 kN与125 kN，极限阻尼力最小值不在规范设计值的±15%范围内，不符合规范要求。平均阻尼力都为147 kN左右浮动，符合规范设计值的±10%范围内；阻尼器的滞回曲线较为饱满，相对于试验4，试验3滞回曲线衰减较快，耗能性能不稳定，与设计值有一定偏差。

因此初步判断以高强钢作为摩擦材料时，摩擦阻尼器的耗能性能优于刹车片型，但耗能性能仍不太稳定，可能是频率的变化对其性能的影响。

将试验5与试验6作为对比组，来观察循环圈数对阻尼器疲劳性能的影响，通过图形可以看到，试验5与试验6滞回曲线相差不大，但是极限阻尼力最小值250 kN不在规范设计值±15%范围内，平均阻尼力为265 kN也没达到规范设计值的±10%范围内，阻尼器的滞回曲线相比于试验3与试验4变得更加纤细。

通过四组试验可以看出，高强钢型摩擦阻尼器的抗疲劳性能较强，但滑动段呈“凹”形，刚度变化较大，导致耗能未达到设计值，因此高强钢仍不是优选的摩擦材料。

2.3 紫铜型摩擦阻尼器试验结果展示及分析

图9-图11为紫铜型摩擦阻尼器试验7与试验8的三组滞回曲线。

图9 试验7中±20 mm位移幅值滞回曲线Fig.9 Test 7±20 mm displacement amplitude hysteresis curve

图10 试验7中±30 mm、±40 mm位移幅值滞回曲线Fig.10 Test 7±30 mm、±40 mm displacement amplitude hysteresis curve

图11 试验8滞回曲线Fig.11 Test 8 hysteresis curve

由试验7可以看出，三组不同幅值的滞回曲线，其极限阻尼力最大值与最小值分别为右上角点与滑动底段的中点，大小分别为400 kN与360 kN，符合规范设计值的±15%范围内；且滑动段非常平稳，平均阻尼力为375 kN左右浮动，接近设计阻尼力384 kN，符合规范设计值±10%范围内；阻尼器的滞回曲线近似矩形，曲线饱满，耗能性能良好。

针对试验7紫铜型摩擦阻尼器的良好表现，设置了试验8（循环圈数增加至15圈）来观察常规性能与疲劳性能是否能达到上述良好效果。

由图11的滞回曲线和试验过程实际情况观察，发现滞回曲线从第1圈开始到第15圈过程中，其工作时的平均阻尼力不仅没有衰减反而小幅度增加，极限阻尼力最大值超出规范设计值±15%范围，平均阻尼力由最初的380 kN逐渐增加到了470 kN，平均阻尼力超出规范设计值±10%范围；滞回曲线呈饱满平行四边形，耗能效果良好。

但是随着循环圈数的增加，耗能性能表现出非稳定增加，初步分析这种现象是由于循环次数不断增加，钢铜摩擦面之间摩擦生热导致摩擦面温度由最初的室温15℃增加到了40℃（试验结束后由红外激光仪测得），考虑到钢、铜的热膨胀系数，在随着摩擦面温度逐渐升高的过程中，由于热膨胀系数的影响，钢与铜都发生了膨胀效应，导致钢、铜的接触表面厚度增加，因此进一步对钢铜摩擦面进行了挤压，增加了面压力。

因此对比刹车片与高强钢两种摩擦材料，以紫铜作为摩擦材料的摩擦阻尼器，耗能性能有更加良好的表现，其滞回曲线更加饱满，接近矩形，刚度变化较慢，且滑动段趋于平稳，是这三种材料中优先选择的摩擦材料。

3 ABAQUS有限元模拟

在三种摩擦材料的试验的结果对比分析下，选择较为典型试验组1、3、8通过ABAQUS有限元分析软件进行相应的模拟，然后对比试验结果与模拟结果；根据是否需要摩擦材料板进行建模，高强钢型摩擦阻尼器模型如图12所示，刹车片型摩擦阻尼器与紫铜型摩擦阻尼器模型如图13所示。

图12 高强钢型ABAQUS模型Fig.12 ABAQUS model of high strength steel

图13 刹车片、紫铜型摩擦阻尼器ABAQUS模型Fig.13 ABAQUS models of brake pad and copper

在ABAQUS中，材料属性模块输入的相关参数如表5所示，在相互作用模块主要采用了绑定与摩擦两种相互作用，如表6所示。

表5 ABAQUS模型材料属性参数Table 5 ABAQUS model material property parameters

表6 ABAQUS模型相互作用参数Table 6 Interaction parameters of ABAQUS models

正弦波位移加载制度如图14-图16所示，其中位移幅值随时间变化规律符合对应每组试验的加载频率。

图14 试验1加载制度Fig.14 Test 1 loading system

图15 试验3加载制度Fig.15 Test 3 loading system

图16 试验8加载制度Fig.16 Test 8 loading system

通过ABAQUS模拟，得出来的模拟滞回曲线与对应的各试验滞回曲线对比如图17-图19所示。

图17 试验1试验与模拟曲线对比Fig.17 Comparison between test 1 and simulation curves

图19 试验8试验与模拟曲线对比Fig.19 Comparison between test 8 and simulation curves

其中模拟滞回曲线与试验滞回曲线都取平均段，简要观察两者之间的吻合度；通过试验与模拟滞回曲线对比，可以发现，在同样的试验条件及加载制度下，紫铜型摩擦阻尼器试验8的试验及模拟曲线吻合度最好，滞回曲线的耗能面积最为接近；由于位移幅值的不同，可以通过数值模拟理想状态下的滞回曲线的侧线斜率来判断其刚度变化，通过ABAQUS软件导出的数据，计算出三组试验下摩擦阻尼器的各阶段斜率变化值分别为△k3＞△k1＞△k8；

图18 试验3试验与模拟曲线对比Fig.18 Comparison between test 3 and simulation curves

因此，通过对比可以进一步判断出紫铜作为摩擦材料时，阻尼器的滞回曲线更加饱满，滑动工作段趋于直线，耗能性能更加稳定，且刚度变化较小。

4 结 论

通过对刹车片、钢、紫铜三种不同摩擦材料进行单轴力学性能试验，考察了三种摩擦材料的摩擦阻尼器的常规力学性能，试验结果表明：

（1）刹车片型摩擦阻尼器的常规力学性能都未达到规范设计值的误差范围内，滞回曲线接近矩形，滑动工作段平稳，但阻尼力衰减过快，耗能性能不稳定，抗疲劳性能较差。

（2）高强钢型摩擦阻尼器的常规力学性能也未达到规范设计值的误差范围内，滞回曲线呈平行四边形，滑动工作段呈“凹”形，刚度变化较大，导致耗能效果未发挥到极致，耗能性能不稳定，但其阻尼力衰减较慢，抗疲劳性能较强；力学性能优于刹车片型，但仍不是优选的摩擦材料。

（3）紫铜型摩擦阻尼器的常规力学性能勉强达到规范设计值的误差范围内，滞回曲线近似矩形，滑动工作段平稳，耗能性能较为良好，但值得关注的是，在循环圈数逐渐增加的过程中，其阻尼力没有衰减反而小幅度增加，在达到第10圈时，平均阻尼力已经超过规范设计值的误差范围，最终增加到470 kN；初步判断是由于钢铜两种金属热膨胀系数不同而导致的。

通过对三种摩擦材料的典型试验组进行相关的试验与数值模拟结果对比，可以发现，三种摩擦材料的试验结果与模拟结果的滞回曲线都相互接近，因此可以验证试验具有一定的可靠度，但紫铜型摩擦阻尼器两者的滞回曲线吻合度良好，阻尼器的滞回曲线更加饱满，刚度变化较小，进一步推出其耗能性能优于刹车片与钢。因此在刹车片、钢、紫铜三种材料中选用摩擦材料时，可以优先选取紫铜作为摩擦材料进行试验研究。