自2012年以来，全球平均每年发生6级以上地震达16.5次，地震灾害造成了严重经济损失及人员伤亡。我国位于环太平洋地震带与欧亚地震带两大地震带之间，地震灾害更为严重。1976年的唐山大地震造成死亡人数约25万，受伤人数更是达到36万，给当时的中国造成巨大损失。而近十几年来，我国又先后发生汶川地震、玉树地震、雅安地震及近期的长宁地震等多次大地震。其中，汶川地震灾害尤为严重，导致6.9万人死亡，1.8万人失踪，地震造成了大量建筑倒塌，医院、教学楼等重要建筑也难以幸免^[1]。面对地震灾害的严重威胁，大力发展先进的抗震技术势在必行。

　　 J.T.P.Yao^[2]提出结构控制的概念，即在结构中设置耗能装置实现主动控制或被动控制。消能减震技术作为一项行之有效的控制技术，一经提出便引起众多学者关注。其中在结构上设置消能部件为结构附加有效阻尼来减小结构地震响应的做法在实际应用中最为普遍^[3]。在各类消能器中，黏滞阻尼器具有耗能能力强、无附加刚度以及不同强度地震下均可有效耗能等优势，在工程结构中得到了广泛应用。黏滞阻尼器最先用于航空、军工等领域，在20世纪80年代逐渐应用于建筑结构领域^[3]。国内外不少学者从理论、试验等方面开展了一系列研究。20世纪90年代初，美国Makris,Constantinou等^[4,5]对黏滞流体阻尼器开展了比较系统的研究，全面分析了黏滞阻尼器的黏滞液、结构构造和耗能原理。国内，欧进萍^[6]较早开展了间隙式黏滞阻尼器研究，对其结构构造、理论计算公式等进行了系统研究，并通过阻尼器试验，得到了阻尼器的幂指数，对黏滞阻尼器的研发和工程应用提供了指导。近年，周云、闫维明等学者^[3,7,8,9,10]对一些新型黏滞阻尼器开展研究，取得了较为丰硕的成果。

　　 目前建筑市场上阻尼器所用黏滞液一般为运动黏度低于30万cst(1cst=1mm²/s)的二甲基硅油，采用更高黏度阻尼液的黏滞阻尼器鲜有研究。本文设计了3个间隙式黏滞阻尼器，分别采用具有不同黏度的黏滞液，并进行低周往复试验，研究其滞回性能和抗疲劳性能，分析黏滞液黏度对阻尼器力学性能的影响。

　　 黏滞阻尼器耗能由孔缩效应产生的孔缩力F₁以及黏滞液通过间隙产生摩擦力F₂组成^[11]，其数学表达式分别为:

　　 式中:ρ，k,n和m分别为黏滞液密度、稠度系数、与间隙相关的速度指数及衰减指数;h,d,l,D₀及D分别为间隙式黏滞阻尼器间隙、活塞杆直径、活塞长度、活塞直径和油缸内径;v为阻尼器运行速度。

　　 间隙式黏滞阻尼器的孔缩力对阻尼力贡献很小，基本可以忽略^[12]，因此式(2)可作为间隙式黏滞阻尼器阻尼力理论表达式。

　　 Maxwell模型(图1，其中F为阻尼力，u为阻尼器变形，C为阻尼系数，K为弹簧刚度)可以比较好地描述阻尼器的力学本构，其表达式如下:

　　 式中α为阻尼指数^[6]。

　　 对应式(2)，式(3)中阻尼系数C的表达式为

　　 我国《建筑消能阻尼器》(JGJ 209—2012)^[13]及《建筑消能减震技术规程》(JGJ 297—2013)^[14]对黏滞阻尼器相关力学性能参数的规定均采用Maxwell模型。

　　 3个阻尼器采用双出杆形式，分别命名为S1,S2和S3，其结构设计参数相同。具体几何尺寸见表1。

　　 S1和S2采用市场上阻尼器常用的黏滞液，S3采用高黏度黏滞液。注油工艺是黏滞阻尼器一项核心技术，注油不充分会导致空行程。S1与S2采用某减震公司自主研发的先进注油工艺，在筒内真空状态下一次注满，且筒内留有一定压强，而S3为多次注满，无预存压强。阻尼器三维示意图见图2(a)，加工好的试件及两端连接工装如图2(b)所示。

　　 该试验在南京工业大学结构实验室进行，动力设备采用美国MTS公司生产的244型疲劳试验机，该设备最大出力±1 000kN，最大行程±125mm，工作频率0～100Hz。试验加载装置如图3所示，上下液压夹头通过夹持阻尼器试件两端连接圆杆而产生足够大的机械咬合力，形成有效约束。考虑到该加载装置连接几乎不存在滑移，数据采集直接使用疲劳试验机自配的位移传感器及力传感器，不再外设信号采集装置。试验加载系统通过计算机程序控制作动器进行加载，位移传感器和荷载传感器将信号反馈，进行闭环控制，采集系统见图4。

　　 首先对S2进行极限位移测试，加载频率为0.01Hz，然后进行在0.1Hz和0.6Hz两种不同频率下的不同位移幅值的正弦加载，最后进行频率相关性测试及疲劳性能测试，具体加载制度见表2。

　　 S1未进行疲劳测试，其他工况与S2一致。试件S3的工况14加载频率为0.42Hz，位移幅值为71.40mm;在完成工况17后，待试件温度恢复至室温，重新进行30次循环加载，其他工况与S2一致。

　　 在阻尼器测试过程中可以观察到疲劳试验机下夹头与底座连接段出现上下微小晃动，且阻尼器下端连接件此前已多次重复使用，螺纹配合存在松动，松动位置见图5。

　　 图6为工况2下3个试件的滞回曲线，其中d为加载位移。由图可以发现，S1和S2在阻尼力拉压转换时出现约0.5mm的低效位移，是连接段松动所导致。而S3有近±4mm的空行程，前文提到S1与S2采用先进注油工艺，可以判断S1与S2黏滞液注满，而S3未注满，导致其滞回曲线出现明显的空行程。但3个阻尼器在较小的位移下均发生了耗能，且S1,S2由于采用先进灌注工艺，耗能效果更明显。

　　 3个试件在0.1Hz(工况2～7)和0.6Hz(工况8～13)下的各级位移幅值加载所得的滞回曲线如图7～9所示。所有滞回曲线形状均较为饱满，且接近矩形，表明3个阻尼器均具有较强的耗能能力。图9(b)显示，随着位移幅值增大，S3滞回曲线前期出现的空行程逐渐消失，当位移幅值为50mm时，空行程不利影响基本消失。注油不足带来不利影响随着位移增大而减弱的原因为:1)随着位移幅值增大，注油不足引起的空行程在整个行程中的比例逐渐缩小，带来的不利影响也就被减弱;2)随着测试推进，阻尼器内部温度及压强升高，空隙将被膨胀的黏滞液填充，注油不足的不利影响进一步被弱化。

　　 相同加载频率下，3个试件的位移幅值越大，峰值阻尼力越大，且在5,10,25mm三级加载工况下阻尼力增加明显，位移幅值继续增大，阻尼力增加趋势变缓。

　　 工况6及工况12下3个阻尼器滞回曲线第3个循环对比情况如图10所示。3个试件在加载频率为0.6Hz时的阻尼力大于在加载频率0.1Hz时的阻尼力。相同加载频率下阻尼力由小到大依此为S1,S2,S3，表明在常规速度下，黏滞液运动黏度越大所产生阻尼力越大。

　　 为了定量评价各阻尼器的耗能效率，计算3个阻尼器的等效黏滞系数h_e^[15]，计算方法如下:

　　 式中:S⌒_AECG为滞回曲线的包络面积;S_ΔAOB和S_ΔCOD分别为ΔAOB与ΔCOD面积(图11)。

　　 黏滞阻尼器滞回曲线(图11(a))与位移型消能器滞回曲线(图11(b))不同，其最大位移与最大力并非同时出现，图11(a)的A,C点横、纵坐标分别由最大位移和最大力确定。表3列出不同加载制度下各阻尼器等效黏滞系数，阻尼器滞回曲线取各级工况第3个循环。

　　 图1 0 工况6及工况12下试件滞回曲线第3个循环对比

　　 从表3中可以看出，3个阻尼器等效黏滞阻尼系数随位移幅值增加呈增大趋势，其中S1最大等效黏滞系数小于S2与S3,S2与S3在位移幅值35～60mm时，等效黏滞阻尼系数基本一致，且趋近于0.60。S3在小位移阶段等效黏滞系数偏小的主要原因为注油不满而产生无效空行程，致使其耗能能力受损。

　　 工况14～16用以研究加载频率对黏滞阻尼器阻尼力的影响。以工况12为基准，保证最大速度相同条件下改变加载频率及位移幅值。3个阻尼器在不同频率加载下的滞回曲线如图12所示。由图12可得，在位移为0，即速度最大时，三种不同频率加载所得的最大阻尼力基本相等。表明在加载速度相同时，本文设计的黏滞阻尼器出力与加载频率无关。

　　 S2与S3抗低周疲劳性能测试所得滞回曲线如图13,14所示。由图13可得，S2在30圈往复循环加载过程中，其滞回曲线基本重合，曲线未出现衰减及其他异常情况。图14(a)和图14(b)为S3两次30圈循环加载曲线，两次加载相隔一夜，即第二次加载时阻尼器已恢复至环境温度。由曲线形状可得，两次加载后阻尼力均未衰减，这也表明黏滞阻尼器即使经过一般地震考验，其仍具备耗能能力，可继续使用。

　　 表4给出抗低周疲劳测试第3个循环及第30个循环阻尼力最大值。阻尼力正向与负向基本对称，经历30次循环往复加载，阻尼力并未衰减，还略微增大。其主要原因是黏滞阻尼器内部温度升高，黏滞液性能还未明显衰减;同时温度升高还会引起内部压强增大，压强增大可提高阻尼液黏度，所以阻尼力有略微增大。

　　 根据Maxwell模型，分别对3个试件力-速度关系曲线采用最小二乘法进行幂指数拟合。不同速度下阻尼力取该级加载第3个循环的正负向最大阻尼力绝对值的平均值。3个试件最大速度及对应的最大阻尼力如表5所示，可见相同速度下S1,S2和S3最大阻尼力依次增加，3个试件最大阻尼力随速度增大而增大。

　　 图15及表6为3个阻尼器在0.1Hz和0.6Hz下的力-速度性能曲线及拟合结果。3个阻尼器所用黏滞液运动黏度越大，阻尼系数越大，而阻尼指数则越小。低速加载阶段(0.1Hz)，各试件阻尼系数均小于常规速度加载阶段(0.6Hz)，而阻尼指数呈相反趋势。

　　 利用表6中拟合的Maxwell模型参数计算3个阻尼器在工况8～13加载制度下的阻尼力。图16为Maxwell模型计算结果与试验所得滞回曲线对比，从图中可看出，计算所得最大阻尼力以及滞回曲线的形状均与试验结果吻合良好，这也表明Maxwell模型可以比较准确地描述本文所研究的黏滞阻尼器的滞回性能。

　　 (1)三种型号阻尼器滞回曲线饱满，采用新注油工艺的S1和S2在位移幅值为5mm测试工况下，也具有较强的耗能能力。

　　 (2)黏滞阻尼器具有较好的抗低周疲劳性能，经30圈循环往复加载后，阻尼力未出现衰减。

　　 (3)黏滞阻尼器等效黏滞系数随位移增大呈上升趋势并趋于稳定，黏滞阻尼器无明显缺陷时，黏度越大等效黏滞系数越大。

　　 (4)黏滞液黏度影响阻尼器的出力，常规速度下，黏度越大阻尼力越大;阻尼系数及阻尼指数也受黏度影响，黏度越大阻尼系数越大，阻尼指数越小。

　　 (5)黏滞阻尼器低速运行的阻尼系数小于常规速度下的阻尼系数，而低速下的阻尼指数高于常规速度下的阻尼指数。

　　 (6)Maxwell恢复力模型可以准确反映本文研究的间隙式黏滞阻尼器的滞回性能，实测结果与计算结果吻合良好。