非對稱自復位SMA連接的力學性能研究

金超斌,張 波,周志鋼,胡淑軍,王珍吾

(1. 南昌大學 工程建設學院,江西 南昌 330031; 2. 洪都建設集團有限公司, 江西 南昌 330029;3. 井岡山大學 建筑工程學院,江西 吉安 343009)

0 引言

鋼框架梁柱連接節點是影響整體結構抗震性能的重要部位,主要包括焊接連接、外伸端板螺栓連接、頂底角鋼連接等,均可有效傳遞彎矩、剪力和軸力[1-2]。罕遇地震下,在保證梁柱連接節點具有足夠承載力時,鋼梁端部將產生塑性鉸并耗散所輸入的能量,保證主體結構的安全[3-4]。然而,震后結構可能存在殘余變形過大的問題,并導致結構震后修復困難[5]。因此,梁柱節點需進一步增大其耗能能力和自復位能力,以提高結構耗能并降低梁端塑性變形和結構殘余變形,使相應鋼結構具有震后功能快速恢復能力[6]。

丁杰等[7]提出一種損傷可控型鋼框架梁柱節點,主要通過高強螺栓將外伸梁端腹板上的連接鋼板與梁、柱拼接,并將損傷集中在連接鋼板;姜子欽等[8]基于損傷控制及滑移耗能思想提出裝配式中柱節點耗能裝置,可在增大節點耗能,并將損傷控制在可更換連接板上;TARTAGLIA等[9]提出一種用于鋼框架結構中的對稱摩擦滑移梁柱節點,具有強耗能、高延性和低損傷的特點,但轉動剛度較弱;劉學春等[10]提出一種鋼筋混凝土柱-H型鋼梁全螺栓連接節點,可延緩梁翼緣局部屈曲和提高節點延性與耗能。另外,CLIFTON[11]基于非對稱連接提出一種SHJAFC梁柱節點,其節點繞上翼緣旋轉,僅在下翼緣發生摩擦滑移。盡管上述節點具有良好的耗能能力和延性,但殘余變形較大。形狀記憶合金(shape memory alloy, SMA)是一種超彈性記憶材料,其恢復應變可達6%～8%,具有良好的自復位和耗能能力[12]。FANG等[13]提出一種采用SMA棒材取代高強螺栓的梁柱節點,具有良好的自復位能力和較小的殘余變形;李燦軍等[14]提出一種基于摩擦耗能段和SMA桿的自復位梁柱節點,可有效解決傳統節點中存在的震后殘余變形大和耗能能力弱等問題;NIA等[15]對外伸端板連接的梁柱節點采用SMA螺桿連接,具有良好的自復位能力; ZHOU等[16]提出一種基于SMA連接的損傷可控制鋼框架結構,可使相應連接和鋼框架結構都具有良好的自復位能力和抗震性能。

本文首先提出一種新型鋼框架自復位梁柱節點裝置[17],在該種節點中,由鋼梁翼緣和角鋼連接件組成的非對稱自復位SMA連接是其重要組成部分,主要特點包括:合理設置的長圓孔使SMA始終受拉;SMA可為節點提供自復位能力和耗能能力;板件間設置丁基橡膠墊片可實現較小的摩擦作用。該節點預期具有殘余變形小、耗能能力強和轉動能力大等特點。本文設計8個考慮SMA面積、SMA預應變和滑移螺桿預拉力的非對稱自復位SMA連接試件,并進行低周往復加載試驗研究,得到其滯回性能、骨架曲線、割線剛度、耗能能力和自復位能力等。編制SMA本構模型后應用于ABAQUS軟件中,并對連接進行有限元分析后,與試驗結果對比分析,為該種非對稱自復位SMA連接的分析與應用提供理論基礎。

1 非對稱自復位SMA連接的基本性能

1.1 基本構造

鋼框架梁柱節點中梁上、下翼緣為非對稱自復位SMA連接的右端板,角鋼連接件中水平連接板為對稱自復位SMA連接的側板,如圖1所示。其中,非對稱自復位SMA連接主要包括左端板、右端板、側板、SMA絲材、丁基橡膠墊片、滑移螺桿、滑移墊片、固定螺栓和固定墊片,如圖2(a)所示。在右端板和側板左、右兩側同一位置分別開設相同尺寸的長圓孔,且在側板和左端板端部同一位置分別開設相同尺寸的普通圓孔。在右端板和側板中的長圓孔兩側,均分別設置一塊丁基橡膠低摩擦墊片,且在該摩擦墊片遠離右端板或側板一側設置滑移墊片后,通過滑移螺桿固定。初始狀態時,滑移螺桿均位于長圓孔靠近另一側長圓孔的端部,且SMA絲材分別纏繞在2個滑移螺桿相同一側的2個螺帽之間。此外,側板與左端板之間設置固定墊片后,再通過固定螺栓連接,由此可形成所述自復位連接。

圖1 一種新型鋼框架自復位梁柱節點裝置Fig. 1 An innovative self-centering beam-column connection device for steel frame

圖2 非對稱自復位SMA連接工作原理圖Fig. 2 Work principle of asymmetric self-centering SMA connection

1.2 工作原理

非對稱自復位SMA連接的工作原理如圖2(b)所示。左端板始終固定,在初始狀態,各板件、左側滑移螺桿、右側滑移螺桿和SMA絲材均處于靜止狀態。當右端板承受拉力作用時,左側滑移螺桿和側板靜止,右端板帶動右側滑移螺桿向右側滑移,SMA絲材受拉,但連接的非對稱性會使滑移螺栓發生翹曲。當右端板受壓時,右側滑移螺桿和側板靜止,右端板帶動左側滑移螺桿向左滑移,SMA絲材也受拉力作用,且滑移螺桿也發生翹曲現象。在右端板的外力卸載后,SMA絲材可為非對稱自復位SMA連接提供復位能力和耗能能力。另外,在整個受力過程中,由于板件和滑移墊片間均設置有丁基橡膠墊片,可有效減小滑移螺桿在受力滑移時板件間的摩擦力和增強連接的自復位能力。

2 試驗研究

2.1 試驗模型

表1 試件主要參數Table 1 Main parameters of specimens

在非對稱自復位SMA連接的試驗模型中,試件總長度為530mm,SMA長度為240mm,最大位移行程為14.4mm(約為SMA長度的6%,并滿足節點大震作用下的變形要求)。左端板的尺寸為130mm×80mm×10mm(長×寬×厚,下同),側板尺寸為424mm×80mm×10mm,右端板尺寸為450mm×80mm×10mm。固定墊片半徑為15mm,厚度為5mm;滑移墊片半徑為40mm,厚度為3mm,滑移墊片兩側的丁基橡膠墊片厚度均為1mm;長圓孔半徑為5mm,長度為20mm。各構件的具體尺寸如圖3所示。

圖3 非對稱自復位SMA連接尺寸圖Fig. 3 Details of asymmetric self-centering SMA connection

2.2 材料性能

1)SMA絲材的力學性能

表2 SMA絲材的力學參數Table 2 Mechanical parameters of SMA wire

圖4 SMA本構模型Fig. 4 Constitutive model of SMA

2)鋼板的材料性能

自復位SMA支撐中,各連接板件采用Q345B鋼材,左端板、右端板和側板厚度均為10 mm。材性試驗結果表明,屈服強度為372 MPa,極限強度為542 MPa,彈性模型為207 GPa,伸長率為24.2%。

2.3 加載裝置

本次對非對稱自復位SMA連接的試驗研究,主要采用南昌大學工程力學實驗中心的MTS液壓式伺服萬能試驗機完成,如圖5所示。該MTS試驗機最大可加載荷載為100 kN,采用液壓夾頭和液壓加載驅動,可同時將左端板固定,并在右端板上施加往復荷載。同時,MTS試驗機中所配置的伸縮位移傳感器和高精度荷載傳感器,以及相匹配使用的控制計算機,可同步讀取非對稱自復位SMA連接所輸出的力與位移,故無需再添加其它位移計。

圖5 加載裝置Fig. 5 Experiment setup diagram

2.4 加載制度

往復荷載下,采用增量幅值對非對稱自復位SMA連接施加位移荷載,所述加載位移幅值如表3所示。每級位移往復循環一次,每級位移結束后停止3 min后。試驗分析時,忽略加載速率對SMA力學性能的影響,其加載速度僅取為17.28 mm/min[18]。

5b 1H NMR(CDCl3) δ:7.84-7.78(m,1 H),7.66-7.63(m,2 H),7.31-7.27(m,3 H),7.03-6.97(m,2 H),3.77(s,3 H),3.75(s,3 H).

表3 加載方式Table 3 Loading method

3 試驗結果

3.1 滯回曲線

考慮SMA 面積、SMA預應變和滑移螺桿預拉力的非對稱自復位SMA連接滯回曲線,均呈現明顯雙旗型如圖6所示。變化趨勢主要為:初始階段,有長度約2 mm的滑移段,此時SMA絲材未進入工作狀態,滑移螺桿受力傾斜,且有板間摩擦力作用;隨著螺桿滑動,帶動SMA絲材開始受拉,軸力迅速增大;位移到達預定值后,對構件施加壓力,承載力下降且SMA處于馬氏體相變時期,隨后曲線變得平緩。各模型均存在一定殘余變形,主要原因為:①螺桿摩擦滑移時會產生抗滑移荷載,使得 SMA 無法完全復位至初始狀態;②非對稱自復位SMA連接存在一定偏心作用,滑移螺桿滑移時存在翹曲現象。各因素的具體影響分析如下:

圖6 非對稱自復位SMA連接的滯回曲線Fig. 6 Hysteretic curves of asymmetric self-resetting SMA connection

1)SMA面積的影響。如圖6(a)～(c)所示,分別對比試件ASCB-14-10-0和SFB-28-10-0、ASCB-14-10-5和SFB-28-10-5、ASCB-14-10-10和SFB-28-10-10可知,增大SMA的面積可以有效提高試件的承載能力,并使略微減小試件的殘余變形,但增大SMA面積對連接的抗滑移承載力無明顯影響。另外,由于試件存在非對稱現象,增大SMA面積后會使連接的偏心作用也顯著增大。

2)SMA預應變的影響。如圖6(d)～(e)所示,對比2種SMA面積下,預應變為0、0.005、0.010時試件的滯回曲線可知,增大SMA預應變可使SMA提前進入馬氏體狀態,并使SMA應力增大,進而提高相應連接的承載力。然而,隨著絲材預應變增加,滯回曲線更為捏縮且滯回面積略微減小。另外,SMA絲材預應變的增加使得試件更早從滑移階段進入強化階段,殘余變形減小,連接具有更好的復位能力。

3)滑移螺桿預拉力的影響。如圖6(f)所示,對比ASCB-28-10-0、ASCB-28-30-0和ASCB-28-50-0的滯回曲線可知,螺桿預拉力由0增大至30 N·m時,可明顯提高其承載力,并減小其殘余變形;隨著預拉力由30 N·m增大至50 N·m時,試件承載力無明顯提高,且殘余變形增大。另外,預拉力的增大會使滑移螺桿翹曲程度越小,且滑移階段摩擦承載力增大。設計時螺栓預拉力建議取為30 N·m。

3.2 骨架曲線

不同SMA面積、SMA預應變和螺桿預拉力下非對稱自復位SMA連接的骨架曲線如圖7所示。各骨架曲線在摩擦滑移階段基本為直線,且骨架曲線形狀和趨勢基本相同,即在滑移階段的曲線基本為直線,隨后呈上升趨勢,逐漸抵達最大位移值。另外,各試件在軸壓方向上的承載力略大于軸向拉力方向的承載力值。

圖7 非對稱自復位SMA連接的骨架曲線Fig. 7 Skeleton curves of asymmetric self-centering SMA connection

3.3 割線剛度

割線剛度是反映非對稱自復位SMA連接剛度退化的主要參數,可表示為[12]:

(1)

式中: +Fi、-Fi為第i次正向、反向峰值點的荷載值;+Xi、-Xi為第i次正向、反向峰值點的位移值。

各試件的割線剛度曲線整體變化趨勢基本相同,如圖8所示。加載初期,由于試件為非對稱連接,SMA絲材處于松弛階段,滑移螺桿首先傾斜,位移的增加量與滑移摩擦的增加相對較小,故割線剛度初期呈現出下降趨勢;隨后,由于摩擦滑移作用,絲材逐漸受力,割線剛度增大;最后,隨著位移繼續增大,SMA應力較位移緩慢增加,曲線呈現出緩慢下降趨勢,并趨于穩定狀態。另外,基于試驗結果可知,增大SMA面積可提高連接的割線剛度,且螺桿預拉力為30 N·m時試件割線剛度最大。

圖8 非對稱自復位SMA連接的割線剛度曲線Fig. 8 Secant stiffness curves of asymmetric self-centering SMA connection

3.4 耗能能力

耗能值E是反映非對稱自復位SMA連接耗能能力的重要參數。各試件耗能值隨位移增大而增加,如圖9所示。對比ASCB-14-10-10與ASCB-28-10-10可知,增大SMA面積可增大連接的耗能能力;對比ASCB-14-10-0、ASCB-14-10-5、ASCB-14-10-10最大耗能值為178.5、232.5、230 J,即在SMA面積相同時,增加絲材預應變可有效增大構件的耗能能力,但隨著預應變增大時,滯回曲線會呈現出捏縮現象,導致耗能能力下降;試件ASCB-28-10-0、ASCB-28-30-0、ASCB-28-50-0的最大耗能值為346.1、368.2、331.1 J,即SMA面積相同時,提高螺桿預拉力能增加連接的耗能能力,但當螺桿預拉力增大至50 N·m時,會使滑移螺桿的翹曲越小,摩擦滑移段增加,試件的滯回曲線也變得更為捏縮,連接耗能能力有所下降。

圖9 非對稱自復位SMA連接的耗能能力Fig. 9 Energy dissipation capacity of asymmetric self-centering SMA connection

3.5 承載力及自復位能力

非對稱自復位SMA連接的各性能指標如表4所示,各構件最大自復位率為87.2%。增大SMA面積和SMA預應力均可有效提高連接的承載力和自復位能力,并減小其殘余變形。適當增大滑移螺桿預拉力可提高構件承載力和殘余變形值,但繼續增大預拉力值會減小構件承載力和殘余變形,且降低連接的自復位能力。

表4 非對稱自復位SMA連接的性能指標Table 4 Performance indices of asymmetric self-centering SMA connection

4 有限元分析

4.1 模型建立

采用ABAQUS軟件建立非對稱自復位SMA連接的有限元模型并進行分析。由于該軟件中未包含SMA本構模型,故采用Umat子程序編制相應程序后嵌入軟件中。有限元模型如圖10所示,各構件均采用C3D8R實體單元。其中:各鋼板和SMA絲材的材料屬性如2.2節所示;高強螺栓的彈性模量E為2.06×105N/mm2,泊松比v為0.3,屈服強度fy為940 N/mm2,抗拉強度fu為1 040 N/mm2[19]。各材料均不考慮疲勞對力學性能的影響,滑移墊塊與板件之間的摩擦系數均為0.3[20]。螺栓預拉力在數值模擬中是直接通過ABAQUS軟件在螺栓中部施加與試驗相同的預拉力。將模型左端板下表面完全固定,約束模型的平面外位移,隨后對右端板的夾持端施加豎向拉、壓往復荷載,采用位移加載方式,各加載步位移與試驗加載方式相同。

圖10 有限元模型Fig. 10 Finite element model

4.2 SMA本構校正

為驗證所編制的SMA本構模型子程序的正確性,通過對單根SMA絲材進行逐級循環加載試驗研究,并與相同條件下SMA絲材的有限元結果對比,如圖11所示。由圖11可知,有限元模擬曲線基本呈現明顯的旗幟型。在初始滑移階段試驗與有限元結果存在較小的應變差異,且在應變為0.05和0.06時,兩者所得SMA卸載的馬氏體剛度也存在一定差異,但兩者的應力-應變曲線整體吻合較好,即能較準確的反映SMA絲材的本構模型。因此,該子程序所編制的本構模型可用于ABAQUS軟件中對SMA進行模擬分析。

圖11 SMA絲材的試驗與有限元應力-應變曲線Fig. 11 Stress-strain curves of SMA wire for test and finite element results

4.3 模型校正

1)滯回曲線

選取試件ASCB-14-10-10進行有限元建模分析,并與試驗結果對比,如圖12(a)所示。試驗與有限元分析所得滯回曲線基本吻合。然而,加載初期,由于丁基橡膠存在粘結力,構件需克服滑移摩擦力和粘結力,以及SMA本構之間存在一定誤差,導致試驗與有限元分析所得力和位移存在一定誤差。隨后加載中,各加載步中最大承載力基本相同,但有限元結果中各加載步在達到最大承載力并開始下降后,其曲線與試驗曲線存在一定差異,且試驗曲線更為捏縮,這也主要是由于兩者本構曲線仍存在一定差異。

圖12 試件ASCB-14-10-10的滯回曲線和變形圖Fig. 12 Comparison of hysteresis curve and deformation of specimen ASCB-14-10-10

2)變形模式

圖12(b)是試件ASCB-14-10-10在最大位移時的試驗與有限元變形圖。試驗分析中,試件最大位移處的上、下兩個滑移螺栓均發生傾斜現象,SMA絲材處于拉緊狀態;有限元分析中,上、下螺桿在與端板連接處應力最大,且螺栓也都發生傾斜,即試驗與有限元所得非對稱自復位SMA連接變形模式基本相同。

基于對SMA絲材本構、非對稱自復位SMA連接的滯回曲線和變形模式對比分析,驗證了所提出有限元分析方法的正確性,為進一步的參數化性能分析提供理論基礎。

5 結論

本文對8個考慮SMA面積、SMA預應變和滑移螺桿預拉力的非對稱自復位SMA連接試件進行試驗研究,得到其滯回曲線、割線剛度、耗能能力等,并對相應連接進行有限元分析,主要結論如下:

1)提出的非對稱自復位SMA連接構件具有較強的耗能能力和自復位能力,自復位率可達87.2%。各板件均未發生屈服,且在預期位移下無任何構件發生損傷。

2)所得滯回曲線均呈現比較飽滿的旗幟型。增大SMA面積、SMA預應變可提高試件的承載力、耗能能力和自復位能力,并減小其殘余變形。針對本文尺寸模型,螺桿預拉力建議取30 N·m。

3)基于Umat子程序編制的SMA本構模型可用于ABAQUS軟件中,且所提出的非對稱自復位SMA連接有限元分析可較準確地模擬其力學性能,為進一步的參數化性能分析提供理論基礎。