非对称自复位SMA连接的力学性能研究

金超斌,张 波,周志钢,胡淑军,王珍吾

(1. 南昌大学 工程建设学院,江西 南昌 330031; 2. 洪都建设集团有限公司, 江西 南昌 330029;3. 井冈山大学 建筑工程学院,江西 吉安 343009)

0 引言

钢框架梁柱连接节点是影响整体结构抗震性能的重要部位,主要包括焊接连接、外伸端板螺栓连接、顶底角钢连接等,均可有效传递弯矩、剪力和轴力[1-2]。罕遇地震下,在保证梁柱连接节点具有足够承载力时,钢梁端部将产生塑性铰并耗散所输入的能量,保证主体结构的安全[3-4]。然而,震后结构可能存在残余变形过大的问题,并导致结构震后修复困难[5]。因此,梁柱节点需进一步增大其耗能能力和自复位能力,以提高结构耗能并降低梁端塑性变形和结构残余变形,使相应钢结构具有震后功能快速恢复能力[6]。

丁杰等[7]提出一种损伤可控型钢框架梁柱节点,主要通过高强螺栓将外伸梁端腹板上的连接钢板与梁、柱拼接,并将损伤集中在连接钢板;姜子钦等[8]基于损伤控制及滑移耗能思想提出装配式中柱节点耗能装置,可在增大节点耗能,并将损伤控制在可更换连接板上;TARTAGLIA等[9]提出一种用于钢框架结构中的对称摩擦滑移梁柱节点,具有强耗能、高延性和低损伤的特点,但转动刚度较弱;刘学春等[10]提出一种钢筋混凝土柱-H型钢梁全螺栓连接节点,可延缓梁翼缘局部屈曲和提高节点延性与耗能。另外,CLIFTON[11]基于非对称连接提出一种SHJAFC梁柱节点,其节点绕上翼缘旋转,仅在下翼缘发生摩擦滑移。尽管上述节点具有良好的耗能能力和延性,但残余变形较大。形状记忆合金(shape memory alloy, SMA)是一种超弹性记忆材料,其恢复应变可达6%～8%,具有良好的自复位和耗能能力[12]。FANG等[13]提出一种采用SMA棒材取代高强螺栓的梁柱节点,具有良好的自复位能力和较小的残余变形;李灿军等[14]提出一种基于摩擦耗能段和SMA杆的自复位梁柱节点,可有效解决传统节点中存在的震后残余变形大和耗能能力弱等问题;NIA等[15]对外伸端板连接的梁柱节点采用SMA螺杆连接,具有良好的自复位能力; ZHOU等[16]提出一种基于SMA连接的损伤可控制钢框架结构,可使相应连接和钢框架结构都具有良好的自复位能力和抗震性能。

本文首先提出一种新型钢框架自复位梁柱节点装置[17],在该种节点中,由钢梁翼缘和角钢连接件组成的非对称自复位SMA连接是其重要组成部分,主要特点包括:合理设置的长圆孔使SMA始终受拉;SMA可为节点提供自复位能力和耗能能力;板件间设置丁基橡胶垫片可实现较小的摩擦作用。该节点预期具有残余变形小、耗能能力强和转动能力大等特点。本文设计8个考虑SMA面积、SMA预应变和滑移螺杆预拉力的非对称自复位SMA连接试件,并进行低周往复加载试验研究,得到其滞回性能、骨架曲线、割线刚度、耗能能力和自复位能力等。编制SMA本构模型后应用于ABAQUS软件中,并对连接进行有限元分析后,与试验结果对比分析,为该种非对称自复位SMA连接的分析与应用提供理论基础。

1 非对称自复位SMA连接的基本性能

1.1 基本构造

钢框架梁柱节点中梁上、下翼缘为非对称自复位SMA连接的右端板,角钢连接件中水平连接板为对称自复位SMA连接的侧板,如图1所示。其中,非对称自复位SMA连接主要包括左端板、右端板、侧板、SMA丝材、丁基橡胶垫片、滑移螺杆、滑移垫片、固定螺栓和固定垫片,如图2(a)所示。在右端板和侧板左、右两侧同一位置分别开设相同尺寸的长圆孔,且在侧板和左端板端部同一位置分别开设相同尺寸的普通圆孔。在右端板和侧板中的长圆孔两侧,均分别设置一块丁基橡胶低摩擦垫片,且在该摩擦垫片远离右端板或侧板一侧设置滑移垫片后,通过滑移螺杆固定。初始状态时,滑移螺杆均位于长圆孔靠近另一侧长圆孔的端部,且SMA丝材分别缠绕在2个滑移螺杆相同一侧的2个螺帽之间。此外,侧板与左端板之间设置固定垫片后,再通过固定螺栓连接,由此可形成所述自复位连接。

图1 一种新型钢框架自复位梁柱节点装置Fig. 1 An innovative self-centering beam-column connection device for steel frame

图2 非对称自复位SMA连接工作原理图Fig. 2 Work principle of asymmetric self-centering SMA connection

1.2 工作原理

非对称自复位SMA连接的工作原理如图2(b)所示。左端板始终固定,在初始状态,各板件、左侧滑移螺杆、右侧滑移螺杆和SMA丝材均处于静止状态。当右端板承受拉力作用时,左侧滑移螺杆和侧板静止,右端板带动右侧滑移螺杆向右侧滑移,SMA丝材受拉,但连接的非对称性会使滑移螺栓发生翘曲。当右端板受压时,右侧滑移螺杆和侧板静止,右端板带动左侧滑移螺杆向左滑移,SMA丝材也受拉力作用,且滑移螺杆也发生翘曲现象。在右端板的外力卸载后,SMA丝材可为非对称自复位SMA连接提供复位能力和耗能能力。另外,在整个受力过程中,由于板件和滑移垫片间均设置有丁基橡胶垫片,可有效减小滑移螺杆在受力滑移时板件间的摩擦力和增强连接的自复位能力。

2 试验研究

2.1 试验模型

表1 试件主要参数Table 1 Main parameters of specimens

在非对称自复位SMA连接的试验模型中,试件总长度为530mm,SMA长度为240mm,最大位移行程为14.4mm(约为SMA长度的6%,并满足节点大震作用下的变形要求)。左端板的尺寸为130mm×80mm×10mm(长×宽×厚,下同),侧板尺寸为424mm×80mm×10mm,右端板尺寸为450mm×80mm×10mm。固定垫片半径为15mm,厚度为5mm;滑移垫片半径为40mm,厚度为3mm,滑移垫片两侧的丁基橡胶垫片厚度均为1mm;长圆孔半径为5mm,长度为20mm。各构件的具体尺寸如图3所示。

图3 非对称自复位SMA连接尺寸图Fig. 3 Details of asymmetric self-centering SMA connection

2.2 材料性能

1)SMA丝材的力学性能

表2 SMA丝材的力学参数Table 2 Mechanical parameters of SMA wire

图4 SMA本构模型Fig. 4 Constitutive model of SMA

2)钢板的材料性能

自复位SMA支撑中,各连接板件采用Q345B钢材,左端板、右端板和侧板厚度均为10 mm。材性试验结果表明,屈服强度为372 MPa,极限强度为542 MPa,弹性模型为207 GPa,伸长率为24.2%。

2.3 加载装置

本次对非对称自复位SMA连接的试验研究,主要采用南昌大学工程力学实验中心的MTS液压式伺服万能试验机完成,如图5所示。该MTS试验机最大可加载荷载为100 kN,采用液压夹头和液压加载驱动,可同时将左端板固定,并在右端板上施加往复荷载。同时,MTS试验机中所配置的伸缩位移传感器和高精度荷载传感器,以及相匹配使用的控制计算机,可同步读取非对称自复位SMA连接所输出的力与位移,故无需再添加其它位移计。

图5 加载装置Fig. 5 Experiment setup diagram

2.4 加载制度

往复荷载下,采用增量幅值对非对称自复位SMA连接施加位移荷载,所述加载位移幅值如表3所示。每级位移往复循环一次,每级位移结束后停止3 min后。试验分析时,忽略加载速率对SMA力学性能的影响,其加载速度仅取为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 加载方式Table 3 Loading method

3 试验结果

3.1 滞回曲线

考虑SMA 面积、SMA预应变和滑移螺杆预拉力的非对称自复位SMA连接滞回曲线,均呈现明显双旗型如图6所示。变化趋势主要为:初始阶段,有长度约2 mm的滑移段,此时SMA丝材未进入工作状态,滑移螺杆受力倾斜,且有板间摩擦力作用;随着螺杆滑动,带动SMA丝材开始受拉,轴力迅速增大;位移到达预定值后,对构件施加压力,承载力下降且SMA处于马氏体相变时期,随后曲线变得平缓。各模型均存在一定残余变形,主要原因为:①螺杆摩擦滑移时会产生抗滑移荷载,使得 SMA 无法完全复位至初始状态;②非对称自复位SMA连接存在一定偏心作用,滑移螺杆滑移时存在翘曲现象。各因素的具体影响分析如下:

图6 非对称自复位SMA连接的滞回曲线Fig. 6 Hysteretic curves of asymmetric self-resetting SMA connection

1)SMA面积的影响。如图6(a)～(c)所示,分别对比试件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的面积可以有效提高试件的承载能力,并使略微减小试件的残余变形,但增大SMA面积对连接的抗滑移承载力无明显影响。另外,由于试件存在非对称现象,增大SMA面积后会使连接的偏心作用也显著增大。

2)SMA预应变的影响。如图6(d)～(e)所示,对比2种SMA面积下,预应变为0、0.005、0.010时试件的滞回曲线可知,增大SMA预应变可使SMA提前进入马氏体状态,并使SMA应力增大,进而提高相应连接的承载力。然而,随着丝材预应变增加,滞回曲线更为捏缩且滞回面积略微减小。另外,SMA丝材预应变的增加使得试件更早从滑移阶段进入强化阶段,残余变形减小,连接具有更好的复位能力。

3)滑移螺杆预拉力的影响。如图6(f)所示,对比ASCB-28-10-0、ASCB-28-30-0和ASCB-28-50-0的滞回曲线可知,螺杆预拉力由0增大至30 N·m时,可明显提高其承载力,并减小其残余变形;随着预拉力由30 N·m增大至50 N·m时,试件承载力无明显提高,且残余变形增大。另外,预拉力的增大会使滑移螺杆翘曲程度越小,且滑移阶段摩擦承载力增大。设计时螺栓预拉力建议取为30 N·m。

3.2 骨架曲线

不同SMA面积、SMA预应变和螺杆预拉力下非对称自复位SMA连接的骨架曲线如图7所示。各骨架曲线在摩擦滑移阶段基本为直线,且骨架曲线形状和趋势基本相同,即在滑移阶段的曲线基本为直线,随后呈上升趋势,逐渐抵达最大位移值。另外,各试件在轴压方向上的承载力略大于轴向拉力方向的承载力值。

图7 非对称自复位SMA连接的骨架曲线Fig. 7 Skeleton curves of asymmetric self-centering SMA connection

3.3 割线刚度

割线刚度是反映非对称自复位SMA连接刚度退化的主要参数,可表示为[12]:

(1)

式中: +Fi、-Fi为第i次正向、反向峰值点的荷载值;+Xi、-Xi为第i次正向、反向峰值点的位移值。

各试件的割线刚度曲线整体变化趋势基本相同,如图8所示。加载初期,由于试件为非对称连接,SMA丝材处于松弛阶段,滑移螺杆首先倾斜,位移的增加量与滑移摩擦的增加相对较小,故割线刚度初期呈现出下降趋势;随后,由于摩擦滑移作用,丝材逐渐受力,割线刚度增大;最后,随着位移继续增大,SMA应力较位移缓慢增加,曲线呈现出缓慢下降趋势,并趋于稳定状态。另外,基于试验结果可知,增大SMA面积可提高连接的割线刚度,且螺杆预拉力为30 N·m时试件割线刚度最大。

图8 非对称自复位SMA连接的割线刚度曲线Fig. 8 Secant stiffness curves of asymmetric self-centering SMA connection

3.4 耗能能力

耗能值E是反映非对称自复位SMA连接耗能能力的重要参数。各试件耗能值随位移增大而增加,如图9所示。对比ASCB-14-10-10与ASCB-28-10-10可知,增大SMA面积可增大连接的耗能能力;对比ASCB-14-10-0、ASCB-14-10-5、ASCB-14-10-10最大耗能值为178.5、232.5、230 J,即在SMA面积相同时,增加丝材预应变可有效增大构件的耗能能力,但随着预应变增大时,滞回曲线会呈现出捏缩现象,导致耗能能力下降;试件ASCB-28-10-0、ASCB-28-30-0、ASCB-28-50-0的最大耗能值为346.1、368.2、331.1 J,即SMA面积相同时,提高螺杆预拉力能增加连接的耗能能力,但当螺杆预拉力增大至50 N·m时,会使滑移螺杆的翘曲越小,摩擦滑移段增加,试件的滞回曲线也变得更为捏缩,连接耗能能力有所下降。

图9 非对称自复位SMA连接的耗能能力Fig. 9 Energy dissipation capacity of asymmetric self-centering SMA connection

3.5 承载力及自复位能力

非对称自复位SMA连接的各性能指标如表4所示,各构件最大自复位率为87.2%。增大SMA面积和SMA预应力均可有效提高连接的承载力和自复位能力,并减小其残余变形。适当增大滑移螺杆预拉力可提高构件承载力和残余变形值,但继续增大预拉力值会减小构件承载力和残余变形,且降低连接的自复位能力。

表4 非对称自复位SMA连接的性能指标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软件建立非对称自复位SMA连接的有限元模型并进行分析。由于该软件中未包含SMA本构模型,故采用Umat子程序编制相应程序后嵌入软件中。有限元模型如图10所示,各构件均采用C3D8R实体单元。其中:各钢板和SMA丝材的材料属性如2.2节所示;高强螺栓的弹性模量E为2.06×105N/mm2,泊松比v为0.3,屈服强度fy为940 N/mm2,抗拉强度fu为1 040 N/mm2[19]。各材料均不考虑疲劳对力学性能的影响,滑移垫块与板件之间的摩擦系数均为0.3[20]。螺栓预拉力在数值模拟中是直接通过ABAQUS软件在螺栓中部施加与试验相同的预拉力。将模型左端板下表面完全固定,约束模型的平面外位移,随后对右端板的夹持端施加竖向拉、压往复荷载,采用位移加载方式,各加载步位移与试验加载方式相同。

图10 有限元模型Fig. 10 Finite element model

4.2 SMA本构校正

为验证所编制的SMA本构模型子程序的正确性,通过对单根SMA丝材进行逐级循环加载试验研究,并与相同条件下SMA丝材的有限元结果对比,如图11所示。由图11可知,有限元模拟曲线基本呈现明显的旗帜型。在初始滑移阶段试验与有限元结果存在较小的应变差异,且在应变为0.05和0.06时,两者所得SMA卸载的马氏体刚度也存在一定差异,但两者的应力-应变曲线整体吻合较好,即能较准确的反映SMA丝材的本构模型。因此,该子程序所编制的本构模型可用于ABAQUS软件中对SMA进行模拟分析。

图11 SMA丝材的试验与有限元应力-应变曲线Fig. 11 Stress-strain curves of SMA wire for test and finite element results

4.3 模型校正

1)滞回曲线

选取试件ASCB-14-10-10进行有限元建模分析,并与试验结果对比,如图12(a)所示。试验与有限元分析所得滞回曲线基本吻合。然而,加载初期,由于丁基橡胶存在粘结力,构件需克服滑移摩擦力和粘结力,以及SMA本构之间存在一定误差,导致试验与有限元分析所得力和位移存在一定误差。随后加载中,各加载步中最大承载力基本相同,但有限元结果中各加载步在达到最大承载力并开始下降后,其曲线与试验曲线存在一定差异,且试验曲线更为捏缩,这也主要是由于两者本构曲线仍存在一定差异。

图12 试件ASCB-14-10-10的滞回曲线和变形图Fig. 12 Comparison of hysteresis curve and deformation of specimen ASCB-14-10-10

2)变形模式

图12(b)是试件ASCB-14-10-10在最大位移时的试验与有限元变形图。试验分析中,试件最大位移处的上、下两个滑移螺栓均发生倾斜现象,SMA丝材处于拉紧状态;有限元分析中,上、下螺杆在与端板连接处应力最大,且螺栓也都发生倾斜,即试验与有限元所得非对称自复位SMA连接变形模式基本相同。

基于对SMA丝材本构、非对称自复位SMA连接的滞回曲线和变形模式对比分析,验证了所提出有限元分析方法的正确性,为进一步的参数化性能分析提供理论基础。

5 结论

本文对8个考虑SMA面积、SMA预应变和滑移螺杆预拉力的非对称自复位SMA连接试件进行试验研究,得到其滞回曲线、割线刚度、耗能能力等,并对相应连接进行有限元分析,主要结论如下:

1)提出的非对称自复位SMA连接构件具有较强的耗能能力和自复位能力,自复位率可达87.2%。各板件均未发生屈服,且在预期位移下无任何构件发生损伤。

2)所得滞回曲线均呈现比较饱满的旗帜型。增大SMA面积、SMA预应变可提高试件的承载力、耗能能力和自复位能力,并减小其残余变形。针对本文尺寸模型,螺杆预拉力建议取30 N·m。

3)基于Umat子程序编制的SMA本构模型可用于ABAQUS软件中,且所提出的非对称自复位SMA连接有限元分析可较准确地模拟其力学性能,为进一步的参数化性能分析提供理论基础。