一种新型黏弹性阻尼器的研发与应用研究

Development and Application Research of a New Viscoelastic Damper

摘要

本文针对高层建筑所使用黏弹性阻尼器材料性能的不足，研发了一种以苯乙烯烃类共聚型热塑弹性体为核心耗能材料的新型黏弹性阻尼器，并对两个新型阻尼器试件进行了反复加载试验。试验结果表明，使用该材料的阻尼器具有变形大、温度敏感性低及耗能能力强等优点，在不同温度下均能提供饱满稳定的滞回曲线。在此基础上，提出了针对该新型阻尼器的结构设计方法，并以某实际超高层建筑为案例，完成了阻尼器的布置，通过时程分析验证了所提方法的有效性，为该新型黏弹性阻尼器在高层建筑抗震、抗风设计中的工程应用提供了参考。

Abstract

This paper addresses the limitations of materials used in viscoelastic dampers for high-rise buildings and develops a new type of viscoelastic damper with styrene-hydrocarbon copolymer thermoplastic elastomer as the core energy-dissipating material. Cyclic loading tests were conducted on two specimens of the novel damper. The test results demonstrate that the damper utilizing this material offers advantages such as large deformation capacity， low temperature sensitivity， and strong energy dissipation capability， providing full and stable hysteretic curves under various temperatures. Based on these findings， a structural design methodology for the new damper is proposed. A practical super high-rise building is adopted as a case study to complete the damper layout， and time-history analysis is performed to verify the effectiveness of the proposed method. This study provides a reference for the engineering application of the new viscoelastic damper in seismic and wind-resistant design of high-rise buildings.

Graphical abstract

关键词

黏弹性阻尼器 / 热塑弹性体 / 高层建筑 / 抗风设计 / 抗震设计

Key words

viscoelastic damper / thermoplastic elastomer / high-rise building / wind-resistant design / seismic design

0 引 言

在结构动力响应中，人体对建筑物的加速度反应尤为敏感。在外部荷载反复作用下，当加速度达到5 cm/s²时，人体会有所感知；当加速度达到20 cm/s²时，人体便会开始感到不适^［1］。因此设计时，常在一些超高层结构中增设阻尼器，其不仅能在强烈外部荷载作用下保障结构的动力性能，也能在平时风力作用下提升人的舒适度^［2］。阻尼器可根据其力学属性与耗能机制的不同分为位移型阻尼器^［3］和速度型阻尼器^［4-5］。其中位移型（屈服型）阻尼器主要依靠材料或元件自身的塑性变形来控制结构位移，而速度型阻尼器依靠阻尼介质在运动时产生的阻尼力耗能来降低楼层响应。黏弹性阻尼器兼具上述两类优点，且其等效刚度适中，不易导致结构周期显著缩短，从而避免设计地震力增大。已有试验结果表明^［6］，结构安装足够数量的黏弹性阻尼器后，在强震作用下的振动反应可大幅削减；在合理进行承载力与延性设计的前提下，主体梁、柱等构件可基本保持弹性工作状态。

常见的黏弹性材料，如橡胶，在小变形下难以发挥耗能作用，往往仅能提供刚度，而在大变形下，则需面对材料断裂或性能衰减等问题^［7］。因此，无论是抗风还是抗震，橡胶阻尼器的应用都存在一定限制。这尤其体现在高层建筑中：对于一年回归期风力引起的小变形，以及罕遇地震导致的大变形，其表现均较为不利。因此，本文研究新型黏弹性材料和相应阻尼器，并提出相应的设计方法。

1 新型黏弹性阻尼器

1.1　新型黏弹性阻尼器材料

黏弹性材料通常由长链高分子化学材料构成，常见类型包括乙烯酸类（丙烯酸系）、丙烯烃类（改性沥青）及高阻尼橡胶等聚合物。当不受外力作用时，其内部分子呈无序纠缠状；一旦受外力作用，分子链会趋向平行排列，彼此摩擦从而耗散能量，导致材料温度微升。

本文研究的黏弹性阻尼器内采用的黏弹性材料为共聚型弹性体^［8］，其结构如图1所示。其中，苯乙烯（硬质段）通过分子聚合物（软质段）交联，共同提供等效刚度与阻尼，其初始刚度低于传统橡胶类材料，但由于苯乙烯拉伸性能优异，该阻尼器可承受的剪应变远高于橡胶类产品，常可达450%~500%。分散于其中的烯烃则通过分子摩擦提供额外等效阻尼。因此，本文研究的黏弹性材料阻尼同时来源于材料自身耗能及分子间摩擦，其固有阻尼比可达40%。表1为本研究黏弹性材料与高阻尼橡胶的特性对比。

此外，橡胶制作的黏弹性阻尼器需经硫化处理方能成型。硫化工艺对经验与设备要求较高，是保证传统黏弹性阻尼器质量稳定的关键。而本材料无需硫化的特点使其具有易批量生产、制造周期短、质量可控、产品性能稳定^［9-12］等优点。

1.2　新型黏弹性阻尼器试件

为便于工程实际应用，本研究基于上述黏弹性材料设计了一种夹层钢板式黏弹性阻尼器，并进行了足尺构件的反复加载试验。该阻尼器由三片钢板夹两层黏弹性材料构成。外层钢板不仅可以传递内力，还有助于将热量散发至大气中。同时，钢板能有效阻挡紫外线这一导致黏弹性材料老化的主要因素，以保护内部材料。为便于工程实际应用，本研究将上述黏弹性材料开发为新型黏弹性阻尼器并进行反复加载试验。试验构件为足尺构件，其常态阻尼力为400 kN，设计阻尼力为500 kN。黏弹性材料单层面积为0.500 m×0.608 m，总面积为（0.5×0.608）×2=0.608 m²；材料总厚度为10 mm×2=20 mm，具体构造如图2所示。

1.3　新型黏弹性阻尼器试件试验

本次试验在台北市的地震工程研究中心进行，试件与设备布置如图3所示。试件两端布置了力传感器，阻尼器钢板上安装有热电偶，并以数字位移计测量阻尼器内部钢板间的相对位移。所有试验均采用位移控制，加载频率为0.5 Hz，输入波形为正弦波，共进行7次相同振幅循环。试验采用2个完全相同的试件，分别进行4个不同加载制度的反复加载试验。试件1与2均先进行30 ℃较高温度试验，在完成30 ℃试验后，持续监测试件温度，待试件温度降至20 ℃，接近环境温度时立刻开始下一阶段试验。两次试验间隔时间较短，不足以使阻尼器内部黏弹性材料完全恢复原有性能，这主要是为了模拟阻尼器受主震作用后，在材料未完全恢复时立即承受余震的情况，以考察其接近极限状态下的动力响应。

图4—图5分别为试件1和2试验的力-位移曲线。2个试件测试最大剪应变均为300%，高于橡胶类剪应变的应用上限200%至250%。滞回曲线展现了黏弹性阻尼器在大变形下稳定良好且饱满的耗能能力，材料自身的耗能系数可达80%。根据上述试验结果可知，试件在完成高温试验后，待降温至常温时立即进行后续试验，其内部黏弹性材料因分子结构未能完全恢复至原始状态，力学性能会出现小幅下降，降幅小于10%。这表明该黏弹性阻尼器具备良好的余震能量吸收能力以及对温度敏感性不高的特点。

基于试验数据，可根据阻尼器的几何尺寸以及使用工况计算出所需参数，便于实际使用。当使用前述阻尼器计算参数时，只需根据设计温度、设计位移（非剪应变）及加载频率（通常取结构第一阶频率），即可得到黏弹性阻尼器的最大阻尼力、等效刚度与等效阻尼系数，如表2所示。

由表2中阻尼器的参数数据可得到黏弹性阻尼器自身的阻尼比为

\xi =\mathrm{\pi }f{C}_{\mathrm{e}\mathrm{q}}/K_{\mathrm{e}\mathrm{q}}（1）

式中：f为结构第一阶振型频率，也是黏弹性阻尼器加振频率；温度一般为常温；C_eq为等效阻尼系数；K_eq为等效刚度。得到阻尼比后，则可以得到黏弹性阻尼器的损耗因子η，η=2ζ，这个系数可用于结构设计时附加阻尼比的计算。

2 采用黏弹性阻尼器高层结构设计方法

2.1　现有结构附加阻尼比的确定方法

在采用黏滞或黏弹性阻尼器的结构设计中，如何合理、快速地确定所需附加阻尼比是设计的关键环节。工程实践中主要有两类常用方法：一类是基于能量法的等效线性化方法，另一类是基于非线性时程分析的直接计算方法。

基于能量法的等效线性化方法通常将阻尼器及可能发生非线性的构件视为等效黏性阻尼单元，通过等效能量法或等效黏性阻尼比的公式，将实际的滞回耗能折算为某一等效阻尼比。对于多自由度体系，需要在给定阻尼比假定下进行反应谱分析，计算结构在地震作用下的各阶反应及构件内力，进而求得各阻尼器及构件在一个循环内的能量耗散和应变能分布，据此反算结构的等效阻尼比。由于阻尼比本身又会影响反应谱值和结构反应，该过程必须采用迭代方式：先假定一个附加阻尼比，完成一轮完整反应谱分析，根据能量法修正附加阻尼比，再重新进行反应谱分析，如此往复直至收敛。对于高层及超高层结构，每一次迭代都意味着对全结构进行一次完整的多模态反应谱计算和组合，计算工作量很大，实际工程中往往需要3~5次甚至更多次迭代才能得到稳定结果，在方案阶段难以频繁采用。更重要的是，这类基于反应谱的迭代方法本质上依赖于地震反应谱，对风荷载问题一般难以直接应用。

基于时程分析的直接计算方法是采用非线性时程分析，将阻尼器按其实际本构模型（黏滞、黏弹或滞回模型）显式建模，通过逐步积分直接求解结构在地震或风荷载作用下的时程响应，再由能量或等效黏性阻尼定义计算附加阻尼比。该方法在理论上最为直接，能够同时考虑结构非线性、阻尼器的频率相关特性以及多种输入动荷载，但计算代价极高：每一次方案试算都需要完成一组或多组长时程积分，对高层结构往往还需考虑多个地震波组合、多风向和多工况。由于在附加阻尼比未确定之前难以一次计算到位，通常需要通过多次试算逐步调整阻尼器刚度和数量，这在方案阶段几乎不可行，只能在最终方案确定后作为详细分析和复核手段使用。尤其对于风荷载，规范中通常缺乏与阻尼比关联的反应谱形式，设计只能依赖于气弹性风洞试验或随机振动/时程分析，一次试算的代价就远高于常规地震反应谱分析，更难以支撑多轮迭代。

现有附加阻尼比确定方法要么依赖多次完整的反应谱迭代，要么依赖大量时程积分计算，在方案设计阶段难以实现快速、系统的参数选取和布置优化，特别是在同时考虑地震与风振控制的高层建筑设计中这一矛盾尤为突出。这也是有必要发展更为简化、高效的附加阻尼比与结构周期估算方法的直接原因。

2.2　模态应变能法与周期-阻尼关系

对于设置黏弹性阻尼器的结构，阻尼器在材料层面表现为具有复剪切模量G=G^{\text{'}}(\mathrm{1}+i{\eta }_{\mathrm{d}})，其中G^{\text{'}}为储能模量，{\eta }_{\mathrm{d}}为损耗因子。将阻尼器等效为具有复刚度的构件时，结构的运动方程可写为

\mathit{M}\ddot{\mathit{u}}+{\mathit{K}}^{\mathit{*}}\mathit{u}=\mathrm{0}（2）

式中：\mathit{M}为质量矩阵；{\mathit{K}}^{\mathrm{*}}为包含黏弹性阻尼器贡献的复刚度矩阵。模态应变能法（modal strain energy，MSE）通过在模态坐标下考察各模态的应变能分布，给出黏弹装置对应的等效模态阻尼比，是目前分析黏弹结构最常用的简化方法之一。

设第i阶模态下，结构本体的弹性应变能为U_{\mathrm{s},i}，黏弹性阻尼器的弹性应变能为U_{\mathrm{d},i}，总应变能为

U_i=U_{\mathrm{s},i}+U_{\mathrm{d},i}（3）

在阻尼主要由黏弹性阻尼器提供、结构本体固有阻尼较小的假定下，MSE给出的第i阶等效模态损耗因子可以近似写为

{\eta }_i\approx {\eta }_{\mathrm{d}}\frac{U_{\mathrm{d},i}}{U_i}（4）

对应的模态阻尼比为

{\xi }_i=\frac{{\eta }_i}{\mathrm{2}}\approx \frac{{\eta }_{\mathrm{d}}}{\mathrm{2}}\frac{U_{\mathrm{d},i}}{U_{\mathrm{s},i}+U_{\mathrm{d},i}}（5）

为便于工程应用，引入第i阶模态下阻尼器应变能与结构本体应变能之比

r_i=\frac{U_{\mathrm{d},i}}{U_{\mathrm{s},i}}（6）

则式（5）可改写为：

{\xi }_i\approx \frac{{\eta }_{\mathrm{d}}}{\mathrm{2}}\frac{r_i}{\mathrm{1}+r_i}（7）

式（7）直接揭示了等效模态阻尼比与黏弹性材料损耗因子{\eta }_{\mathrm{d}}以及“阻尼器能量参与度”r_i之间的关系：当r_i\to \mathrm{0}时，附加阻尼趋于零；当r_i\to \mathrm{\infty }时，附加阻尼趋于上限{\eta }_{\mathrm{d}}/\mathrm{2}。因此，对于给定材料，附加阻尼比存在理论最大值{\xi }_{i,\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}\approx {\eta }_{\mathrm{d}}/\mathrm{2}，这一点在后续设计中具有重要作用。

另一方面，在第i阶模态下，若将结构视为单自由度等效体系，则结构本体的等效刚度为k_{\mathrm{s},i}，黏弹性阻尼器的等效储能刚度为k_{\mathrm{d},i}。由于应变能与刚度成正比，可得：

r_i=\frac{U_{\mathrm{d},i}}{U_{\mathrm{s},i}}=\frac{k_{\mathrm{d},i}}{k_{\mathrm{s},i}}（8）

该模态的未加阻尼器周期T_{\mathrm{s},i}与加阻尼器后的周期T_i分别为

T_{\mathrm{s},i}=\mathrm{2}\mathrm{\pi }\sqrt[]{\frac{m_i}{k_{\mathrm{s},i}}}，T_i=\mathrm{2}\mathrm{\pi }\sqrt[]{\frac{m_i}{k_{\mathrm{s},i}+k_{\mathrm{d},i}}}=\frac{T_{\mathrm{s},i}}{\sqrt[]{\mathrm{1}+r_i}}（9）

由此可得：

r_i=\frac{T_{\mathrm{s},i}^{\mathrm{2}}}{T_i^{\mathrm{2}}}-\mathrm{1}（10）

将式（5）代入式（2），即可得到等效模态阻尼比与周期之间的显式关系：

{\xi }_i\approx \frac{{\eta }_{\mathrm{d}}}{\mathrm{2}}\left[\mathrm{1}-{\left(\frac{T_i}{T_{\mathrm{s},i}}\right)}^{\mathrm{2}}\right]（11）

式（11）表明，对于采用损耗因子近似恒定的黏弹性阻尼器（如本文所采用的新型黏弹材料在目标剪应变和工作频率范围内的{\eta }_{\mathrm{d}}变化较小），第i阶模态的等效阻尼比可以仅由三个量决定：未加阻尼器的周期T_{\mathrm{s},i}、加阻尼器后的周期T_i以及材料损耗因子{\eta }_{\mathrm{d}}。因此在设计阶段，一旦通过一次模态分析获得裸结构的周期T_{\mathrm{s},i}，并通过改变阻尼器布置与刚度求得若干方案对应的周期T_i，即可利用式（6）快速估算各方案的等效模态阻尼比，而无需进行反应谱迭代或时程分析。

反过来，对于给定的目标模态阻尼比{\xi }_{i,\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}}，式（11）也可用于求解目标周期区间。忽略结构本体固有阻尼或将其并入目标值中，可由式（11）得到

T_i\approx T_{\mathrm{s},i}\sqrt[]{\mathrm{1}-\frac{\mathrm{2}{\xi }_{i,\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}}}{{\eta }_{\mathrm{d}}}}（12）

其中必须满足。式（12）给出了“目标阻尼比-目标周期”的直接对应关系，后文的设计流程正是基于该关系：先根据地震与风振性能目标确定所需附加阻尼比，再由式（12）求得结构加阻尼后的目标周期范围，并据此配置黏弹性阻尼器的刚度与数量。

对于高层及超高层建筑，在风振与主震工况下往往由第一振型主导响应，因此实际应用中通常选取i=1，以第一振型为基础采用式（11）—式（12）进行设计。对于高阶模态贡献较显著的结构，可以在MSE框架下对多阶模态分别计算{\xi }_i和T_i，并在设计验算阶段通过时程分析进行进一步修正。

2.3　采用黏弹性阻尼器高层结构设计流程

在完成按小震作用的常规构件设计并建立线弹性分析模型后，本研究采用如下流程确定黏弹性阻尼器的附加阻尼比、目标周期以及具体布置方案。该流程假定结构在设防地震和设计风作用下以第一振型主导响应，主体梁柱基本保持弹性，黏弹性阻尼器材料在工作频率和剪应变范围内损耗因子近似恒定。

2.3.1　性能评估与附加阻尼比需求

在不设置阻尼器的条件下，对结构分别进行地震作用和风荷载作用下的动态分析。地震工况可采用多模态反应谱分析或少量时程分析，核查层间位移角、构件内力及整体刚度是否满足预定的抗震性能目标；风工况可基于风洞试验结果或随机振动分析，计算一年或十年重现期风作用下的顶层加速度和层间位移，并与舒适度和使用功能目标进行比较。若结构在两类作用下的响应均满足要求，则无需设置黏弹性阻尼器；若有任一工况超出目标，则需估算所需的目标系统阻尼比{\xi }_{\mathrm{s}\mathrm{y}\mathrm{s},\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}}。

目标系统阻尼比可通过阻尼修正系数、有限次数的参数分析或经验关系，从“响应-阻尼比”关系曲线中反求得到，使得在该阻尼水平下，地震与风振响应均满足设定的性能指标。进一步扣除结构本体固有阻尼{\xi }_{\mathrm{s}\mathrm{t}\mathrm{r}}，即可得到所需附加阻尼比：

{\xi }_{\mathrm{a}\mathrm{d}\mathrm{d}}={\xi }_{\mathrm{s}\mathrm{y}\mathrm{s},\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}}-{\xi }_{\mathrm{s}\mathrm{t}\mathrm{r}}（13）

2.3.2　基于模态应变能法确定目标周期

在已知附加阻尼比{\xi }_{\mathrm{a}\mathrm{d}\mathrm{d}}和黏弹性材料损耗因子{\eta }_{\mathrm{d}}的条件下，利用上一节建立的周期-阻尼关系［式（11）—式（12）］，以第一模态为主导，求得设置黏弹性阻尼器后结构的一阶目标周期T_{\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}}。当采用等效线性化假定、将本体固有阻尼并入目标值时，第一振型的目标周期可近似写为

T_{\mathrm{1}}\approx T_{\mathrm{s},\mathrm{1}}\sqrt[]{\mathrm{1}-\frac{\mathrm{2}{\xi }_{\mathrm{a}\mathrm{d}\mathrm{d}}}{{\eta }_{\mathrm{d}}}}（14）

其中T_{\mathrm{s},\mathrm{1}}为未设置阻尼器时的一阶周期。该式给出了“目标附加阻尼比-目标周期”的直接对应关系，为后续阻尼器布置提供了量化控制指标。

2.3.3　阻尼器布置及试算周期调整

根据结构布置和受力特点，在若干楼层及构件间预先选定可布置黏弹性阻尼器的位置（如外框与核心筒之间的斜撑、连梁或加强层等），并根据构造和安装条件确定单个阻尼器的初始尺寸及等效刚度。将阻尼器等效为具有储能刚度k_{\mathrm{d}}和损耗因子{\eta }_{\mathrm{d}}的黏弹单元，加入结构分析模型中进行模态分析，得到加阻尼器后的第一周期T_{\mathrm{1}}^{(\mathrm{1})}。

若T_{\mathrm{1}}^{(\mathrm{1})}仍明显大于目标周期T_{\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}}，则通过增加阻尼器数量、提高单个阻尼器刚度或优化布置楼层等方式进行方案调整，再次进行模态分析得到新的周期T_{\mathrm{1}}^{(\mathrm{2})}。通过有限次数的“试算—调整”，使一阶周期收敛至

T_{\mathrm{1}}\le T_{\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}}（15）

同时利用式（11）估算此时第一振型的等效阻尼比，检查其是否达到或略高于目标系统阻尼比{\xi }_{\mathrm{s}\mathrm{y}\mathrm{s},\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}}。由于黏弹材料损耗因子近似恒定，且周期-阻尼关系具有明确解析形式，通常只需少数几次模态分析即可完成阻尼器刚度和数量的初步确定，而无须进行多轮反应谱迭代或非线性时程分析。

2.3.4　详细动力分析与方案校核

在确定阻尼器布置和刚度参数后，采用黏弹性Kelvin模型在结构中显式建模阻尼器，对地震和风荷载进行详细动力分析。地震工况可采用多地震波线性时程或改进的反应谱组合，核查层间位移角、构件内力及阻尼器变形、内力是否满足构造与性能要求；风工况可基于气弹性风洞试验识别的等效荷载或随机风荷载模型进行时程分析，核查顶层加速度和层间位移是否满足目标。

若分析结果表明实际等效阻尼比偏低或响应仍超出限值，则可优先通过增加阻尼器数量、提高刚度或调整布置位置进行局部修正；若在合理范围内提高阻尼器配置后仍难以满足目标，则需回溯到结构方案层面，对结构体系或刚度分布进行调整并重新进行上述设计流程。整体设计流程见图6所示。

通过上述流程，附加阻尼比的确定不再依赖大量反应谱迭代或多轮时程试算，而是借助模态应变能法建立的周期–阻尼显式关系，在方案阶段通过少量模态分析即可获得具有明确物理意义的目标周期和阻尼器配置，为高层结构采用黏弹性阻尼器的快速设计提供了一种高效可行的途径。

3 案例分析

为更明确该设计流程，现以台湾某超高层建筑为例进行说明。台湾地区地震与台风频发，当地采用美国规范^［13］对结构进行设计，其基准地震（DBE）的地表加速度多为0.33g。在此设计水准下，允许部分杆件进入屈服；而在最大考虑地震（MCE）作用下，建筑应保持不倒塌。此外，结构在100年回归期风荷载下需维持弹性状态，并于一年回归期风力作用下，最顶层结构的加速度反应须小于3 cm/s²。该建筑地上38层、地下10层，总高约194 m。结构采用钢骨钢筋混凝土框架体系，用途以办公室与酒店为主。根据设计流程，结构以DBE水准进行梁柱构件设计，并用MCE水准验算结构系统的极限变形能力，得到结构构件设计结果。图7为结构剖面图，表3为结构前六阶振型的周期。

该结构气弹性风洞试验结果表明：在一年回归期风荷载作用下，当结构阻尼比为1%时，顶层结构加速度响应约为6.53 cm/s²；若系统阻尼比达到3%，顶层加速度可进一步降至约3 cm/s²，满足本案例的设计目标。因此，本案例的附加阻尼比{\xi }_{\mathrm{a}\mathrm{d}\mathrm{d}}应该达到2%。

根据前述模态应变能法，将黏弹性阻尼器需提供的附加阻尼比、黏弹性材料损耗因子（0.7~0.8，取自前期试验结果）以及未设置阻尼器结构的第一振型参数代入式（12），可得增设阻尼器后结构的基本振动周期约为5.6 s。该结构根据试验数据可直接确定附加阻尼比，若没有试验数据则需对所需的附加阻尼比进行估算后获得目标周期。

在确定加阻尼器结构的附加阻尼和周期后，需要预设阻尼器位置。本案例在每层8个位置预设黏弹性阻尼器（如图8所示），根据布置图即可建立对应的阻尼器数量与结构一阶周期的曲线，如图9所示。由该曲线可知，当阻尼器设置过多时，其对结构刚度（周期）的控制效率将显著降低，本案例中每个位置布置一个阻尼器，每层总共配置8个黏弹性阻尼器。

在阻尼器方案确定后，需要使用时程分析验算结构在地震和风荷载作用下是否满足要求。图10分别为DBE与MCE地震作用下各楼层的层间位移角分布。未设置黏弹性阻尼器时，结构在DBE地震作用下最大层间位移角小于1/200，在MCE作用下小于1/100，均满足设计要求。增设黏弹性阻尼器后，DBE作用下的最大层间位移角减小约20%，MCE作用下减小约5%。随后进行风荷载时程验算，风荷载与结构的夹角以每10°为一个工况进行时程分析，结果如图11所示。根据计算结果，加黏弹性阻尼器的结构在各角度风荷载作用下的加速度时程响应均低于3 cm/s²，符合既定目标，说明了该设计方法的有效性。

4 结 论

本文提出了一种采用共聚型热塑弹性体作为耗能材料的新型黏弹性阻尼器，通过设计两个试件在不同温度下进行反复加载试验，研究了其滞回性能。在此基础上，提出了一种采用该阻尼器的高层结构设计方法，并以一栋实际高层建筑为案例，对比原结构与加阻尼结构在地震及风荷载作用下的动力响应，获得的主要结论如下：

（1） 本研究采用苯乙烯烃类弹性体作为黏弹性阻尼器的主要材料。相较于高阻尼橡胶，该材料制造过程中无需硫化处理、变形能力更强、对环境温度敏感性低、耗能能力强，在大变形反复加载作用下，黏弹性阻尼器的滞回曲线稳定饱满，具备良好的余震能量吸收能力。

（2） 本文提出的设计方法可合理确定阻尼器的布置，形成一种简便有效的快速设计方法，设计结果经分析验证满足既定目标，可应用于附加黏弹性阻尼器的高层建筑设计。

（3） 本文研究了该新型阻尼器的力学性能。为更全面评估其在实际地震作用下的性能表现，后续可开展足尺或缩尺模型的振动台试验，通过模拟真实地震动，直观验证阻尼器的使用效果。

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基金资助

科技部国家重点实验室基础研究资助项目(SLDRCE19-A-10)