杜永峰，韓 博，李 虎

(1. 蘭州理工大學防震減災研究所，甘肅，蘭州 730050；2. 蘭州理工大學土木工程減震隔震技術(shù)研發(fā)甘肅省國際科技合作基地，甘肅，蘭州 730050)

在結(jié)構(gòu)上附加耗能減震裝置能夠有效地減輕結(jié)構(gòu)在動力荷載作用下的響應，達到結(jié)構(gòu)振動控制的目的[1]。其中，摩擦阻尼器具有耗能能力強，荷載及其頻率的大小對其性能影響小，構(gòu)造簡單，經(jīng)濟等特點，受到國內(nèi)外學者的廣泛關(guān)注[2?5]。

傳統(tǒng)的摩擦阻尼器往往不具備自復位能力，較大的滑動位移使得震后復位存在一定困難，一些學者利用形狀記憶合金材料(Shape memory alloy,SMA)的超彈性使摩擦阻尼器具有自復位能力，從而實現(xiàn)可恢復功能結(jié)構(gòu)[6]。OSMAN 等[7]利用SMA絲的超彈性提出了一種自復位摩擦阻尼器，并通過動力時程分析對阻尼器的減震效果進行了檢驗；ZHANG 等[8]基于杠桿機構(gòu)提出了一種放大SMA 變形的自復位摩擦阻尼器；任文杰等[9]針對一種加入預應變SMA 絲束的新型自復位摩擦阻尼器進行了試驗研究和理論分析；展猛等[10]提出了一種SMA 單元和壓電摩擦單元組成的復合減震裝置，并進行了電力學性能試驗；屈俊童等[11]研制出一種新型筒式自復位SMA-摩擦阻尼器；胡淑軍等[12]提出了一種新型自復位SMA 支撐；SHAKERI和ABDOLLAHZADEH[13]利用SMA-摩擦阻尼器提出了一種鋼框架抗震修復方法。

相關(guān)研究表明，利用齒輪結(jié)構(gòu)、杠桿機構(gòu)等響應放大裝置可解決在中小地震作用下阻尼器難以充分耗能的問題[14?15]。但在極罕遇地震乃至超出預期的大地震作用下，如何防止阻尼器失效的問題在消能減震技術(shù)領(lǐng)域一直未能很好地解決[16]，特別是應用于隔震層的阻尼器有著更大的行程需求。因此，為了防止阻尼器中SMA 絲在極罕遇地震作用下失去超彈性甚至發(fā)生斷裂[17]，需要采取相應的保護機制或措施[18]。

本文利用齒輪工作機制提出了一種新型SMA-摩擦阻尼器(SMA-friction damper with gear, SFDG),使SMA 絲在阻尼器發(fā)生大位移時仍保持超彈性性能，實現(xiàn)大行程設(shè)計，且提高了摩擦材料利用率。首先，對SMA 絲進行循環(huán)拉伸試驗考察了加載幅值、加載速率對其力學性能的影響；接著，對齒輪摩擦單元和SMA-摩擦阻尼器試件分別進行了低周往復荷載下的力學性能試驗，研究了摩擦材料、預緊力以及位移幅值對力學性能的影響。最后，建立了其理論模型并基于OpenSees 平臺對阻尼器中單元材料進行了二次開發(fā)，建立了有限元分析模型并進行了數(shù)值模擬。

1 SMA-摩擦阻尼器構(gòu)造和工作原理

1.1 阻尼器構(gòu)造

SMA-摩擦阻尼器的構(gòu)造如圖1 所示，主要包括：T 型連接件、帶齒條的下連接板、齒輪、形狀記憶合金絲、軸承、螺母、螺桿、夾具、連接螺栓以及環(huán)形摩擦板。兩組齒輪通過螺桿和螺母固定到T 型連接件兩側(cè)并施加一定的預緊力，環(huán)形摩擦板安裝在齒輪與T 型連接件之間，軸承安裝在齒輪和螺桿之間，并調(diào)整T 型連接件同側(cè)齒輪上連接孔的位置，使其到圖1 所示的平衡位置，將兩組形狀記憶合金絲分別依次穿過同側(cè)連接孔并用夾具在端部固定，帶齒條的下連接板按照齒輪嚙合位置安裝到齒輪下方中心位置處，并且在帶齒條的下連接板兩端設(shè)有限位平臺。

圖1 SMA-摩擦阻尼器構(gòu)造示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the SMA-friction damper

1.2 工作原理

當建筑物發(fā)生振動時，阻尼器中齒輪發(fā)生轉(zhuǎn)動，并與環(huán)形摩擦板產(chǎn)生摩擦進而耗散能量，其中阻尼器的摩擦力由螺母預緊力來調(diào)節(jié)；且T 型連接板同側(cè)齒輪轉(zhuǎn)動時會帶動形狀記憶合金絲產(chǎn)生拉伸變形，利用形狀記憶合金絲的超彈性進行耗能，并實現(xiàn)自復位功能。圖2 為SMA-摩擦阻尼器工作原理示意圖。在合理設(shè)計參數(shù)下可使得SMA絲伸長量小于阻尼器的總行程，從而保護SMA 絲在阻尼器大行程下不會失去超彈性或被拉斷。

圖2 SMA-摩擦阻尼器工作原理示意圖Fig. 2 Working principle diagram of the SMA-friction damper

阻尼器中齒輪和齒條均為標準件，且嚙合良好，分度圓直徑為D，絲材與夾具連接點處同心圓直徑為d，SMA 絲初始長度為L0，齒輪轉(zhuǎn)動角度為θ，根據(jù)幾何關(guān)系可得SMA 絲伸長率λ 為：

齒輪工作機制使得SMA 絲的伸長量和阻尼器的總行程不是線性的比例關(guān)系，因此阻尼器具有非比例拉伸的特性。位移變化系數(shù)β 為SMA 絲的伸長量與阻尼器總行程的比值，如下式：

因此可根據(jù)齒輪分度圓直徑D、連接點處同心圓直徑d以及SMA 絲長度L0等參數(shù)來設(shè)計阻尼器，并可得出阻尼器最大行程。SMA 絲的伸長率λ和位移變化系數(shù)β 在不同典型設(shè)計參數(shù)下隨齒輪轉(zhuǎn)動角度θ 的變化關(guān)系如圖3 所示，其中伸長率λ 與設(shè)計參數(shù)比n=d∶L0有關(guān)，位移變化系數(shù)β 與設(shè)計參數(shù)比m=D∶d∶L0有關(guān)。本文阻尼器中所用Ni-Ti SMA 絲的可恢復應變限值為9%[17]，其他設(shè)計參數(shù)D=124 mm，d=126 mm，L0=182 mm，可得最大行程為25 mm(即齒輪轉(zhuǎn)動角度θ=23.11°，位移變化系數(shù)β=0.655, SMA 絲伸長率λ=9%)。

圖3 不同設(shè)計參數(shù)比下θ 與伸長率λ 和位移變化系數(shù)β 的關(guān)系Fig. 3 Relationship between θ and elongation λ and displacement variation coefficient β under different design parameter ratios

1.3 功能特點

該阻尼器具有以下特點：1)可適應于不同層級地震作用下建筑結(jié)構(gòu)的變形，特別是罕遇和極罕遇地震作用；2)通過齒輪機構(gòu)把平動變?yōu)檗D(zhuǎn)動，相較于傳統(tǒng)的板式摩擦阻尼器，提高了摩擦材料的利用率；3)具備自復位能力及良好的穩(wěn)定性和耐久性；4)構(gòu)造簡單，易于維護。

2 SMA 絲材料性能試驗

2.1 試驗概況

形狀記憶合金的超彈性性能受多種因素的影響，如環(huán)境溫度、材料組成、加工工藝以及粗細程度等，因此有必要對所采用的SMA 絲進行力學性能試驗，為SMA 絲在復合摩擦阻尼器中的應用提供理論和試驗依據(jù)。本文所采用的Ni-Ti SMA絲(Ni 56.2%, Ti 43.8%)直徑為1.8 mm，有效長度L0為200 mm。試驗所用設(shè)備為微機電液伺服萬能試驗機和YYU-25/100 電子引伸計，試驗裝置如圖4 所示。

圖4 SMA 絲拉伸試驗Fig. 4 Tensile test of SMA wire

首先需對SMA 絲進行循環(huán)拉伸訓練使其性能穩(wěn)定[19]，進而探討應變幅值和加載速率對SMA 絲力學性能的影響，試驗加載方式為單向三角波位移加載，具體試驗工況如表1 所示。

表1 SMA 絲試驗工況Table 1 SMA test conditions

單次循環(huán)加卸載過程中SMA 絲典型的應力-應變曲線如圖5 所示，σMs和σMf分別是馬氏體相變的起始(A點)和結(jié)束(B點)對應的應力；σAs和σAf分別是奧氏體相變起始(D點)和結(jié)束(E點)對應的應力。因此可通過試驗數(shù)據(jù)得出單次循環(huán)耗能ΔW、割線剛度Ks、等效阻尼比ξeq等參數(shù)，計算表達式如下：

圖5 SMA 絲應力-應變曲線示意圖Fig. 5 Schematic of SMA wire stress-strain curve

式中：Fmax、Fmin分別為單次循環(huán)中力最大值和最小值；Dmax、Dmin分別為單次循環(huán)中位移最大值和最小值；σmax、σmin分別為單次循環(huán)中應力最大值和最小值；εmax、εmin分別為單次循環(huán)中應變最大值和最小值；L0、A0分別為SMA 絲初始長度和初始截面面積；根據(jù)絲材拉伸前后體積不變原則，最大應變時絲材截面面積As=A0/(1+εmax)。

式中：D為加載位移；ε 為加載應變幅值；ΔW為單次循環(huán)耗能。

2.2 試驗結(jié)果及分析

SMA 絲拉伸訓練前后具體力學參數(shù)如表2 所示，訓練時的應力-應變曲線如圖6 所示。從圖6可以看出，SMA 絲循環(huán)加載15 次后應力-應變曲線的形狀和面積基本趨于穩(wěn)定，可用于下一步研究。

表2 SMA 絲訓練前后力學參數(shù)對比Table 2 Comparison of mechanical parameters of SMA wire before and after training

圖6 SMA 絲訓練應力-應變曲線Fig. 6 Training stress-strain curve of SMA wire

變幅循環(huán)加載應力-應變曲線如圖7 所示，具體力學參數(shù)見表3；變速率循環(huán)加載應力-應變曲線如圖8 所示，具體力學參數(shù)見表4。

圖7 SMA 絲變幅加載應力-應變曲線Fig. 7 The stress-strain curve of SMA wire under variable loading amplitude

從圖7 和圖8 可以看出，SMA 絲在加載時應變幅值達到1.5%時結(jié)束奧氏體彈性階段，隨即進入奧氏體向馬氏體轉(zhuǎn)變的正相變階段；卸載時應變幅值為0.5%時結(jié)束馬氏體向奧氏體轉(zhuǎn)變的逆向變階段，隨即進入彈性恢復階段。

圖8 SMA 絲變速率加載應力-應變曲線Fig. 8 The stress-strain curve of SMA wire under variable loading rate

表3 可以得出，SMA 絲的耗能能力隨著應變幅值的增大而增大，應變幅值從2%增大到8%時，割線剛度Ks從352.01 N/mm 減小到125.76 N/mm，降幅為64.27%。而單次循環(huán)耗能ΔW從0.99 J 增大到9.9 J，等效阻尼比ξeq也從0.23%增大到6.4%，這是由于SMA 絲在2%小應變時還處于奧氏體向馬氏體轉(zhuǎn)變階段，在8%大應變時已進入到馬氏體狀態(tài)，因此耗能能力大幅增加。從表4 可以得出，加載速率對馬氏體、奧氏體起始和結(jié)束對應的應力以及割線剛度Ks總體影響不大；而隨著加載速率的增大，SMA 絲耗能能力有所下降，單次循環(huán)耗能ΔW和等效阻尼比ξeq分別由8.36 J 和5.22%下降到6.34 J 和3.89%，降幅分別是31.86%和25.48%。因此可以發(fā)現(xiàn)SMA 絲在較大加載速率下存在相變反應滯后，耗能能力降低，超彈性性能弱化的現(xiàn)象。

表3 SMA 絲變幅加載力學參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of SMA wire under variable loading amplitude

表4 SMA 絲變速率加載力學參數(shù)Table 4 Mechanical parameters of SMA wire under variable loading rate

3 SMA-摩擦阻尼器力學性能試驗

3.1 試驗概況

根據(jù)阻尼器的構(gòu)造及工作原理加工制作了阻尼器模型，如圖9 所示。為了研究SMA-摩擦阻尼器的力學性能，設(shè)計了多組考慮多種影響因素的模型，并對其進行了拉壓循環(huán)加載試驗。所用Ni-Ti SMA 絲直徑為1.8 mm，有效長度L0為182 mm，并已完成拉伸訓練，力學性能穩(wěn)定。摩擦材料有兩種，分別為黃銅和剎車片(復合樹脂)，厚度均為3 mm，齒輪、齒條以及螺桿選用45#鋼，其余部件均采用Q235B 鋼材。

圖9 阻尼器試件實物圖Fig. 9 physical diagram of the damper specimen

加載設(shè)備為50 t 電液伺服作動器，最大位移行程為±100 mm，內(nèi)置磁致伸縮位移傳感器和輪輻式力傳感器，實驗數(shù)據(jù)由控制端計算機自動采集。每個螺母處都安裝環(huán)形力傳感器，通過東華5921 動態(tài)應力-應變采集儀測量預緊力，試驗加載裝置如圖10 所示。試驗加載方式為三角位移加載，加載速率為20 mm/min，加載制度如圖11 所示。共有4 組試件，每個試件逐級施加3 種不同大小預緊力，共有12 個工況，每種工況進行4 次試驗，試驗工況如表5 所示，其中預緊力為單個螺母上施加的預緊力值，阻尼器共有4 個預緊力螺母。

表5 阻尼器試驗工況Table 5 Cases of the specimens

圖10 阻尼器試驗裝置Fig. 10 Testing apparatus of the damper

圖11 加載制度Fig. 11 Loading sequence

3.2 試驗結(jié)果及分析

3.2.1 無SMA 的摩擦阻尼器

未安裝SMA 絲時，阻尼器僅通過摩擦耗能，滯回曲線如圖12 所示，在不同工況下的力學性能參數(shù)見表6。從圖12 中可以看出阻尼器在不同預緊力、不同位移幅值、不同摩擦材料條件下均具有穩(wěn)定的滯回性能，表現(xiàn)出典型的庫倫摩擦特性。隨著位移幅值和預緊力的增大，滯回面積也隨之增大，且不同位移幅值下滯回曲線重合較好，摩擦出力較為穩(wěn)定。在相同預緊力下相比黃銅，剎車片出力更大。

表6 FDG 試件力學性能參數(shù)Table 6 Mechanical property parameters of FDG

圖12 FDG 的滯回曲線Fig. 12 Hysteretic curves of FDG

圖13 為試件FDG-1 和FDG-2 的滑動摩擦力的變異系數(shù)隨預緊力和位移幅值的關(guān)系曲線，圖中“+”和“?”分別代表阻尼器正向和負向加載，即作動器伸長和收縮?；瑒幽Σ亮ψ儺愊禂?shù)是試驗數(shù)據(jù)標準差與數(shù)據(jù)平均值的比，可以消除試驗數(shù)據(jù)平均值大小對離散程度的影響，其值越大離散程度越高。由圖13(a)可知，剎車片的變異系數(shù)為2.71%～10.4%，黃銅為3.77%～14.55%。兩種材料的變異系數(shù)在位移幅值不變的情況下隨預緊力的增大而減小，表明預緊力越大滑動摩擦力離散越小，出力越穩(wěn)定。

由圖13(b)可知，剎車片的變異系數(shù)為1.55%～3.72%，黃銅為1.7%～4.38%。整體上兩種材料的變異系數(shù)在預緊力不變的情況下隨位移幅值的增大而增大，表明位移幅值越大滑動摩擦力離散越大，出力越不穩(wěn)定。而在位移幅值為10 mm 時，其變異系數(shù)大于位移幅值為15 mm 和20 mm 的情況，并出現(xiàn)剎車片的變異系數(shù)在正向和負向加載時變化趨勢不一致的現(xiàn)象，主要是由于需要首次克服靜摩擦力和摩擦面不平整等因素的影響?？傮w來看，復合樹脂材料的剎車片比黃銅材料出力離散性更小，性能更加穩(wěn)定。

圖13 滑動摩擦力變異系數(shù)影響因素分析Fig. 13 Influence factors analysis of coefficient of variation of sliding friction

3.2.2 SMA-摩擦阻尼器

安裝SMA 絲后，阻尼器具有自復位能力，并且SMA 和摩擦材料協(xié)同工作進行耗能。圖14 為阻尼器在不同預緊力、不同位移幅值以及不同摩擦材料情況下的滯回曲線。

圖14 SFDG 的滯回曲線Fig. 14 Hysteretic curves of SFDG

從圖14 可知，SMA 絲參與工作后，阻尼器滯回曲線在最大承載力處出現(xiàn)上翹現(xiàn)象，這是由于SMA 絲處于馬氏體彈性狀態(tài)。當預緊力較小時，滯回曲線主要位于第一、第三象限，表現(xiàn)出一定的復位效果。隨著預緊力的增大，滯回曲線捏縮現(xiàn)象逐漸消失，滯回曲線愈加飽滿，最大承載力也隨之增大；而SMA 絲參與耗能比重逐漸下降，復位效果也隨之變差。隨著加載位移的增大，阻尼器承載力不斷提高，滯回曲線面積不斷增大，耗能能力也相應提高。由于剎車片出力大于黃銅，因此在相同加載條件下試件SFDG-1 相比試件SFDG-2 的滯回曲線面積更大。各阻尼器試件在不同工況下的力學性能參數(shù)見表7。

表7 SFDG 試件力學性能參數(shù)Table 7 Mechanical property parameters of SFDG

試件SFDG-1 各項力學性能指標隨位移幅值的變化規(guī)律曲線如圖15 所示。由圖15(a)可以看出該阻尼器的單次循環(huán)耗能ΔW隨位移幅值的增加而增大，基本保持線性增長的趨勢。由圖15(b)可以看出等效阻尼比ξeq隨位移幅值的增加呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢。由圖15(c)可以看出等效割線剛度Ks隨位移幅值的增加而減小并逐漸趨于穩(wěn)定，表現(xiàn)出一定程度的剛度退化。由圖15(d)可以看出，在預緊力為0.5 kN 時自復位率δ 隨位移幅值的增加而增大，當預緊力為2 kN 和5 kN 時自復位率δ 隨位移幅值的增加而基本保持不變，均在5%之內(nèi)。

圖15 不同位移幅值下試件SFDG-1 力學性能參數(shù)變化曲線Fig. 15 Test curve of mechanical property parameters with various loading amplitudes for SFDG-1

試件SFDG-1 各項力學性能指標隨預緊力的變化規(guī)律曲線如圖16 所示。由圖16(a)和圖16(b)可以看出該阻尼器的單次循環(huán)耗能ΔW和等效阻尼比ξeq隨預緊力的增加而增大，耗能能力逐漸增強。由圖16(c)可以看出等效割線剛度Ks也隨預緊力的增加而增大，也體現(xiàn)出預緊力對峰值承載力的顯著影響。由圖16(d)可以看出自復位率δ 急劇下降，當預緊力等于或大于2 kN 時基本保持在5%之內(nèi)。

圖16 不同預緊力下試件SFDG-1 力學性能參數(shù)變化曲線Fig. 16 Test curves of mechanical property parameters with various preloading forces for SFDG-1

上述結(jié)果表明，該阻尼器的各項力學性能和加載位移有著顯著的相關(guān)性，位移幅值越大其耗能效果越好；當SMA 絲直徑和數(shù)量不變時，預緊力的增加意味著摩擦耗能占比的增大，阻尼器耗能效果更好；而阻尼器自復位率δ 變化規(guī)律不僅與位移幅值有關(guān)，還受預緊力大小的影響。

以SFDG-1 和FDG-1 在預緊力為0.5 kN 的工況為例，對表6 和表7 中的數(shù)據(jù)進行對比分析。當位移幅值為25 mm 時，SFDG-1 相比FDG-1 的單次循環(huán)耗能ΔW和等效割線剛度Ks均有明顯的提高，增幅分別為183.97%和750%；等效阻尼比ξeq降低，降幅為67.31%；自復位率δ 為23.19%。因此，SMA-摩擦阻尼器較傳統(tǒng)摩擦阻尼器而言，耗能能力增強，最大承載能力提高，且具有良好的自復位能力，性能更優(yōu)。

本阻尼器由摩擦單元和SMA 單元兩部分并聯(lián)組成，由于齒輪工作機制使得SMA 絲產(chǎn)生非比例拉伸，其伸長量為阻尼器位移的β 倍，位移變化系數(shù)β 可由式(2)得出，簡化分析模型如圖17 所示。

圖17 簡化分析模型Fig. 17 Simplified analysis model

4 阻尼器力學模型及數(shù)值模擬

4.1 力學模型

阻尼器的恢復力為：

式中：RSMA為SMA 絲恢復力；RFD為摩擦單元恢復力。

4.1.1 SMA 單元

SMA 絲的恢復力為：

式中：σ 為SMA 絲的應力；As為阻尼器中SMA絲的總截面積。

本文采用改進的Graesser & Cozzarelli 模型[20]計算SMA 絲的應力，式(7)和式(8)為σ 的微分表達式。

式中：ε 為一維應變，ε = βu/L0，其中β 為阻尼器位移變化系數(shù)，u為阻尼器位移；E為SMA 絲彈性模量；Y為屈服應力值；n為控制拐點處曲線尖銳度的材料常數(shù)；ζ 為一維背應力；α =Ey/(E ?Ey)，其中，Ey為應力-應變曲線非彈性范圍內(nèi)的斜率；ft、a和c為卸載過程中控制滯回曲線形狀及大小的材料常數(shù)；εmf為馬氏體相變完成應變，fm和m為控制馬氏體硬化曲線的常數(shù)。sgn(x)、erf(x)和μ(x)分別為符號函數(shù)、誤差函數(shù)和單位階躍函數(shù)。

4.1.2 摩擦單元

采用Bouc-Wen 模型可較好地模擬摩擦單元的庫倫摩擦特性，摩擦單元恢復力RFD的表達式為：

式中：u為阻尼器位移，k為初始剛度，Dy為屈服位移，z為滯變位移，λ 為屈服后與屈服前剛度之比，A、B、η 和γ 為控制恢復力曲線形狀的無量綱參數(shù)。

4.2 數(shù)值模擬

4.2.1 OpenSees 二次開發(fā)

為了利用有限元分析軟件OpenSees 對SFDG的滯回特性和減震性能進一步研究，本文利用C++繼承和多態(tài)等屬性，以單軸材料類(Uniaxial Material)為基類，分別對SMA 單元和摩擦單元材料本構(gòu)進行了二次開發(fā)。SMA Material 和BW Material 材料均繼承于OpenSees 中的Uniaxial Material 類，其材料層次架構(gòu)如圖18 所示。

圖18 材料層次架構(gòu)圖Fig. 18 Material hierarchy diagram

4.2.2 模型驗證

采用OpenSees 中的truss 單元模擬新型SMA-摩擦阻尼器，通過Parallel 功能將SMA 單元和摩擦單元并聯(lián)進行材料定義，對阻尼器模型進行低周往復加載模擬。圖19 為SFDG-1 在不同工況下的試驗曲線與模擬曲線的對比。從圖中可以看出，試驗曲線和模擬曲線吻合較好，尤其是在SMA 絲大應變時能較好地體現(xiàn)馬氏體硬化現(xiàn)象。阻尼器數(shù)值模擬主要參數(shù)見表8。

表8 數(shù)值模擬參數(shù)Table 8 Parameters selected for numerical simulation

圖19 阻尼器試驗曲線與模擬曲線對比Fig. 19 Comparison between the experimental and numerical curves of the damper

表9 給出了不同工況下SFDG-1 的各項力學性能參數(shù)試驗數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果的對比情況。從表9 可以看出，單次循環(huán)耗能ΔW、割線剛度Ks和等效阻尼比ξeq最大誤差分別為5.76%，5.85%和6.69%。但自復位率δ 的誤差較大，這是由于力學模型中未考慮SMA 絲的殘余變形影響所致。

表9 試驗結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果對比Table 9 Comparison between experimental and numerical results

整體來看數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果接近，因此，該理論模型能較好地模擬該阻尼器的力學性能，可代替試驗結(jié)果進行相關(guān)理論分析。

5 結(jié)論

本文提出了一種新型SMA-摩擦阻尼器，并進行了模型試驗研究和數(shù)值模擬，得出以下結(jié)論：

(1) 阻尼器中摩擦單元的滯回曲線基本呈矩形，表現(xiàn)出典型的庫倫摩擦特性，復合樹脂材料較黃銅材料出力更大，滯回性能更穩(wěn)定。

(2) 位移幅值與SMA-摩擦阻尼器耗能呈顯著的正相關(guān)；增大預緊力可提高SMA-摩擦阻尼器的耗能能力，但預緊力過大時阻尼器的自復位能力變差；因此，SMA-摩擦阻尼器設(shè)計時需綜合考慮SMA 絲直徑、數(shù)量和預緊力的大小。

(3) 利用齒輪對SMA 絲進行非比例拉伸，可實現(xiàn)SMA 單元和摩擦單元協(xié)同工作，并在阻尼器產(chǎn)生大位移時防止SMA 絲失去超彈性或斷裂。

(4) 基于OpenSees 二次開發(fā)的材料本構(gòu)所建立的新型SMA-摩擦阻尼器分析模型計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，驗證了力學模型和材料本構(gòu)二次開發(fā)的正確性，可用其進行下一步相關(guān)理論研究。