鉸接鋼框架-自復位耗能支撐子結(jié)構(gòu)抗震性能試驗研究

舒贛平 李 然

(1東南大學土木工程學院, 南京 211189)(2石家莊鐵道大學土木工程學院, 石家莊 050043)

形狀記憶合金(SMA)具有超彈性性能,最大可恢復變形可達7%以上,是理想的耗能和復位材料.國內(nèi)外很多學者致力于將SMA作為復位材料應用于自復位耗能裝置[1-9].研究中采用的材料形式包括SMA絲、SMA棒和SMA螺旋彈簧等.單一的SMA或是包含SMA的復合材料都可作為耗能和自復位部件.目前的研究大多針對結(jié)構(gòu)或裝置的最大位移、層間位移角、殘余變形、滯回性能等,且發(fā)現(xiàn)基于SMA的自復位耗能裝置的耗能性能一般或復位能力不足.此外,關(guān)于自復位耗能裝置的研究多止于構(gòu)件層面,僅少數(shù)進行了體系層面的數(shù)值模擬研究,且缺乏相關(guān)試驗研究.

本文利用形狀記憶合金的超彈性性能,設(shè)計了一種兼具耗能和自復位性能的自復位耗能裝置,將其與支撐串聯(lián)后安裝在鉸接鋼框架-支撐結(jié)構(gòu)中,形成鉸接鋼框架-自復位耗能支撐子結(jié)構(gòu).對該子結(jié)構(gòu)的抗震性能進行試驗研究,以驗證裝置在結(jié)構(gòu)體系中的適用性.

1 SMA自復位耗能裝置

圖1為SMA自復位耗能裝置(SMA-SCED)的構(gòu)造示意圖.圖中,LD為SMA絲束的設(shè)計長度;δ為SMA絲束的設(shè)計最大變形量.該裝置主要由外筒、端板、中間板、拉壓桿和SMA絲束等組成,其核心部件為SMA絲束.裝置外筒各段通過螺紋連接,左拉壓桿一段和左拉壓桿二段通過螺紋相連,中間板1和中間板2放置于外筒內(nèi)部并分別與外筒二段左側(cè)、外筒四段右側(cè)頂緊,右拉壓桿與右端板、左右端板與外筒之間均采用螺紋連接,SMA絲束通過中間板1和中間板2上的開孔纏繞在兩中間板之間,并用U形卡錨固.通過改變外筒各段之間及左拉壓桿兩段間的螺紋旋合長度,來調(diào)節(jié)SMA絲束預應力的大小.

圖2給出了裝置的工作原理示意圖.如圖2(a)所示,假設(shè)裝置右端固定不動,裝置軸向受拉時,左拉壓桿拉動中間板1向左運動,中間板2受到外筒的限制保持不動,SMA絲束由于兩中間板相對距離的增大被拉長.當中間板1向左運動至左端板右側(cè)時,SMA絲束伸長量達到設(shè)計最大變形量δ.此時,若外荷載繼續(xù)增大,外荷載由SMA絲束及外筒共同承擔,直至裝置破壞;若外荷載減小,由于受到SMA絲束回復力的作用,中間板1向右運動直至回復到初始位置.裝置軸向受壓(見圖2(b))時的工作原理與軸向受拉時工作原理相同.

(a) 拉伸

(b) 壓縮

裝置在軸向拉、壓作用下均通過中間板1和中間板2相對距離的變化來實現(xiàn)SMA絲束的拉伸與回縮.在此過程中,無論外荷載形式為拉還是壓,SMA絲束始終處于受拉狀態(tài)(即耗能狀態(tài)),因而在整個受荷載過程中可發(fā)揮耗能和復位功能.

2 模型設(shè)計

2.1 概念模型

根據(jù)試驗室設(shè)備和場地條件,設(shè)計制作了一榀1∶2縮尺的兩層單跨平面鉸接鋼框架-自復位耗能支撐子結(jié)構(gòu)SF-CEB.設(shè)計時考慮SMA-SCED的軸向受力特性,將其與子結(jié)構(gòu)支撐部分串聯(lián)形成自復位耗能支撐.子結(jié)構(gòu)基本模型見圖3,跨度L=3 m,層高H=1.5 m.

2.2 設(shè)計準則

1) 以SF-CEB子結(jié)構(gòu)屈服時達到結(jié)構(gòu)層間位移角限值為原則,確定自復位耗能支撐各項參數(shù).

2) SF-CEB子結(jié)構(gòu)達到彈性層間位移角限值時自復位耗能支撐屈服,卸載后無殘余變形,結(jié)構(gòu)性能不受影響.

3) SF-CEB子結(jié)構(gòu)變形超出彈性位移角限值但未超出彈塑性位移角限值時,自復位耗能裝置發(fā)揮耗能作用,消耗地震能量,卸載后子結(jié)構(gòu)殘余變形減小甚至消失,達到自復位的目的.

2.3 構(gòu)件設(shè)計

2.3.1 梁、柱截面設(shè)計

由于SF-CEB子結(jié)構(gòu)采用鉸接連接,故其梁、柱無彎矩作用.經(jīng)初步設(shè)計,該子結(jié)構(gòu)的梁、柱均采用焊接H形鋼,截面尺寸h×b×tw×tf分別為200 mm×125 mm×8 mm×10 mm和150 mm×150 mm×8 mm×10 mm,其中,h為構(gòu)件高度,b為構(gòu)件寬度,tw為腹板厚度,tf為翼緣厚度.支撐段采用軋制圓鋼管,外徑d=114 mm,壁厚t=8 mm.每個柱頂施加410.4 kN的集中荷載,以模擬結(jié)構(gòu)的上部荷載.令F為施加于柱頂?shù)妮S壓力,f為材料的抗壓強度設(shè)計值,A為柱的截面積,則軸壓比計算公式為

由此可求得施加于鋼柱的軸壓比n=0.334.

2.3.2 自復位耗能支撐設(shè)計

由圖3可見,自復位耗能支撐由一段普通支撐與一個SMA-SCED組成.將2個自復位耗能支撐組成的體系稱作自復位耗能支撐體系,2根柱和1根梁組成主框架,主框架和自復位耗能體系構(gòu)成一個基本結(jié)構(gòu)單元.基本結(jié)構(gòu)單元在水平荷載作用下發(fā)生變形,變形前、后分別如圖4中實線和虛線所示.令SMA-SCED的彈性模量、面積和初始長度分別為ED、AD、lD;普通支撐段的彈性模量、面積和初始長度分別為EB、AB、lB;自復位耗能支撐的總長度為l;在水平荷載F0作用下,基本結(jié)構(gòu)單元產(chǎn)生的水平和豎向位移分別為δ0和δH.則水平荷載作用下SMA-SCED裝置的長度變化為

(1)

水平荷載F0與水平位移δ0的關(guān)系可表示為

(2)

(3)

圖4 基本結(jié)構(gòu)單元關(guān)系

經(jīng)設(shè)計,取自復位耗能裝置核心SMA絲束長度lSMA=300 mm,面積ASMA=760 mm2,裝置其他構(gòu)件根據(jù)構(gòu)造措施進行設(shè)計.

2.4 材料性能

SF-CEB子結(jié)構(gòu)中裝置核心部分采用Ni-Ti SMA絲.試驗測得SMA絲的各性能指標為:奧氏體彈性模量EA=54.4 GPa,馬氏體彈性模量EM=40.8 GPa,馬氏體相變開始應力σMs=388 MPa,馬氏體相變完成應力σMf=623 MPa,奧氏體相變開始應力σAs=166 MPa,奧氏體相變完成應力σAf=80 MPa,最大相變應變εL=5.3%.

設(shè)計時保證裝置中其他部件在荷載作用下始終處于彈性受力階段.除SMA外,裝置其他部件的材料性能見表1.SF-CEB子結(jié)構(gòu)梁、柱均采用焊接H形鋼,支撐采用熱軋無縫鋼管.

表1 SF-CEB子結(jié)構(gòu)各部件材料性能

3 試驗

3.1 試驗裝置

SF-CEB子結(jié)構(gòu)總體裝配圖如圖5所示.子結(jié)構(gòu)東西向布置,反力墻位于西側(cè),子結(jié)構(gòu)位于反力墻東側(cè).一、二層分別采用50 t 201.45型和150 t 201.70型液壓伺服作動器施加水平荷載,并采用柱內(nèi)預應力的方式模擬上部結(jié)構(gòu)荷載.為防止SF-CEB子結(jié)構(gòu)發(fā)生面外失穩(wěn),采用4個柱側(cè)向支撐和2個梁側(cè)向支撐對其面外位移進行約束.

圖5 試驗總體裝配圖

3.2 加載制度

試驗時,施加在結(jié)構(gòu)二層和一層的水平荷載比值為20∶1.根據(jù)底部剪力法基本理論,該荷載模式可以模擬六層結(jié)構(gòu)的倒三角分布模式.加載時采用雙作動器聯(lián)動加載的位移-力混合控制制度[10],即二層作動器為主動控制作動器,采用位移控制；一層作動器為被動控制作動器,采用力控制.結(jié)構(gòu)荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點時視為結(jié)構(gòu)屈服,結(jié)構(gòu)承載力降低至峰值荷載75%時認為結(jié)構(gòu)破壞,停止加載.上下層框架同步、分級加載,二層作動器的加載歷程如圖6所示,幅值0～40 mm為彈性加載階段,幅值40～90 mm為耗能階段.

圖6 加載制度

3.3 測量系統(tǒng)

為了獲取結(jié)構(gòu)位移及應變的變化情況,利用位移傳感器、應變片及數(shù)字圖像處理(DIP)技術(shù)對結(jié)構(gòu)梁、柱、支撐等的位移、應變、變形等進行測量與監(jiān)測.SF-CEB子結(jié)構(gòu)測點分布情況見表2.

表2 SF-CEB子結(jié)構(gòu)測點分布情況

4 試驗現(xiàn)象與結(jié)果

正式加載前,先對結(jié)構(gòu)二層進行2次幅值為5 mm的預加載循環(huán),以檢查操作控制系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的運行情況.為便于描述,規(guī)定加載方向以推為正,以拉為負.整個加載過程中SF-CEB子結(jié)構(gòu)未發(fā)生破壞,結(jié)構(gòu)的荷載-位移曲線見圖7.

(a) SF-CEB一層

(b) SF-CEB二層

4.1 試驗現(xiàn)象

由于SF-CEB子結(jié)構(gòu)中SMA-SCED的剛度遠小于支撐段剛度,加載過程中自復位耗能支撐變形主要發(fā)生在裝置段.SMA-SCED變形情況見圖8.

(a) 東側(cè)SMA-SCED拉伸前

(c) 西側(cè)SMA-SCED拉伸前

加載第1階段,結(jié)構(gòu)的承載力隨加載幅值的增大呈線性增長.當加載幅值超過40 mm時,結(jié)構(gòu)剛度開始變小,加載進入第2階段,加載過程中結(jié)構(gòu)的承載力緩慢增長,且未發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)破壞.受柱側(cè)向支撐頂桿長度所限,負向加載至幅值80 mm時柱翼緣已基本與側(cè)向支撐頂桿端部接觸.為確保試驗設(shè)備的安全,僅對正向90 mm幅值進行了1次循環(huán)加載,框架最大承載力達到701.4 kN.

4.2 試驗結(jié)果

4.2.1 SF-CEB子結(jié)構(gòu)位移

圖9為SF-CEB子結(jié)構(gòu)柱在不同加載幅值下水平位移與層剪力的關(guān)系曲線.由圖可見,隨著加載幅值的增大,結(jié)構(gòu)位移-剪力曲線呈折線形增長.加載初期,結(jié)構(gòu)剛度較小.隨著加載幅值的增大,結(jié)構(gòu)剛度呈線性增長.當一、二層加載幅值分別增至20和40 mm時,結(jié)構(gòu)剛度發(fā)生改變,這是因為SF-CEB子結(jié)構(gòu)中SMA-SCED的核心部件SMA絲束在該加載幅值時發(fā)生屈服.

(a) 正向加載(一層)

(c) 正向加載(二層)

(d) 負向加載(二層)

相同加載幅值正向加載時,結(jié)構(gòu)西側(cè)柱的水平位移較東側(cè)柱略大,負向加載與正向加載具有相同的趨勢,構(gòu)件間的間隙是造成這種差別的主要原因.

圖10給出了SF-CEB子結(jié)構(gòu)梁跨中位置豎向位移隨加載幅值的變化情況.由圖可知,梁-支撐節(jié)點區(qū)受自復位耗能支撐交替拉壓力的作用.正向加載時,一層梁先發(fā)生向下位移,加載幅值大于40 mm后,開始發(fā)生向上位移,且隨著幅值的增大位移逐漸增大;二層梁始終發(fā)生向上彎曲,且位移隨加載幅值的增大而增大,加載幅值為90 mm時,位移值約為3.96 mm;該過程中,二層梁變形始終大于一層梁變形.負向加載時,框架梁均呈現(xiàn)出向上彎曲的現(xiàn)象,該過程中二層梁的變形同樣大于一層梁的變形.

(a) 正向加載

(b) 負向加載

分析自復位耗能支撐的變形情況發(fā)現(xiàn),加載過程中自復位耗能支撐僅發(fā)生了軸向變形,且變形基本發(fā)生在SMA-SCED段.總體來看,支撐受壓時的變形略大于相同幅值下受拉時的變形,差別保持在10%以內(nèi).

4.2.2 SF-CEB子結(jié)構(gòu)應變

為研究SF-CEB子結(jié)構(gòu)各構(gòu)件內(nèi)力情況,分別對其柱、梁及自復位耗能支撐的應變進行監(jiān)測.測點S1～S56布置如圖11所示.分別研究柱1/2層高、梁1/4跨和自復位耗能支撐中普通支撐段1/2跨各測點應變隨加載幅值的變化情況.

圖11 SF-CEB子結(jié)構(gòu)應變片測點布置

由圖12可見,子結(jié)構(gòu)拉壓作用下各柱應變基本呈對稱分布,加載幅值不大于20 mm時的應變很小,這與加載初期子結(jié)構(gòu)剛度偏小一致.受一層作動器加載點的影響,二層柱應變稍小于一層柱應變.加載過程中柱最大應變約574×10-6,始終處于彈性狀態(tài).

(a) 一層

(b) 二層

分析圖13可知,加載過程中子結(jié)構(gòu)梁的最大應變未超過1×10-3,同樣處于彈性變形階段.正、負向加載過程中,梁同一個測點的應力呈反對稱分布.

由圖14可知,子結(jié)構(gòu)東、西兩側(cè)支撐段的應變呈反對稱分布.正向加載時,東側(cè)支撐受壓,西側(cè)支撐受拉;負向加載時,東側(cè)支撐受拉,西側(cè)支撐受壓.

(a) 梁翼緣

(b) 梁腹板

(a) 一層支撐

(b) 二層支撐

隨著加載幅值的增大,各支撐最大應變均未超過1.2×10-3,構(gòu)件同樣處于彈性受力狀態(tài).

綜上可知,加載初期子結(jié)構(gòu)剛度偏小,構(gòu)件應變偏小;正、負向加載時,東、西兩側(cè)柱水平位移有所差別.究其原因在于,銷軸連接造成的梁-柱、梁-支撐及柱-支撐等構(gòu)件的連接之間存在間隙,水平荷載作用下,子結(jié)構(gòu)構(gòu)件變形需先克服構(gòu)件之間的間隙.

5 結(jié)果分析

為了更好地分析SF-CEB子結(jié)構(gòu)的各項性能,圖15給出了SF-CEB子結(jié)構(gòu)的水平剪力-層間位移骨架曲線.由圖可見,該子結(jié)構(gòu)剛度基本呈兩階段分布模式,彈性加載階段剛度較大,耗能階段剛度較小,且正負向加載時曲線呈反對稱分布.

(a) 一層

(b) 二層

下面分別對子結(jié)構(gòu)的各項性能進行分析,各性能參數(shù)取相應加載幅值下各循環(huán)的平均值.

5.1 屈服荷載及承載力

表3列出了SF-CEB子結(jié)構(gòu)各層抗震性能的特征值.表中,Qmax、Δmax分別為子結(jié)構(gòu)的最大剪力及其對應的層位移;Qy、Δy為子結(jié)構(gòu)的屈服剪力及其對應的層位移;μ=Δu/Δy為子結(jié)構(gòu)的延性系數(shù),其中Δu為子結(jié)構(gòu)極限位移;θmax為子結(jié)構(gòu)的最大層間位移角.由于本試驗中加載最大層間位移未達到子結(jié)構(gòu)的極限位移Δu,計算延性系數(shù)時Δu用加載最大層間位移Δmax代替,即μ=Δmax/Δy,因此,實際子結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)大于計算值.由圖15和表3可見,SF-CEB子結(jié)構(gòu)一層壓、拉方向的最大承載力分別為34.9和29.8 kN,二層壓、拉方向的最大承載力分別為697.4和595.2 kN.SF-CEB子結(jié)構(gòu)一層壓、拉時的屈服承載力分別為26.1和24.8 kN,二層壓、拉時的屈服承載力分別為515.3和511.4kN,均基本相等.框架達到屈服承載力后,剛度明顯降低,但承載力仍繼續(xù)增長,這與SMA-SCED核心SMA絲束的性能一致,整個加載過程尚未達到結(jié)構(gòu)的最大承載力.

表3 SF-CEB子結(jié)構(gòu)抗震性能特征值

5.2 延性

由表3可見,SF-CEB子結(jié)構(gòu)一層正向和負向加載時的延性系數(shù)分別大于2.23和1.80,二層正向加載和負向加載時的延性系數(shù)分別大于2.26和2.06.正、負向加載時,子結(jié)構(gòu)一層的層間位移角分別大于1/34.2和1/39.7 rad,二層分別大于1/32.1和1/36.5 rad.由于加載至最大幅值時,子結(jié)構(gòu)承載力尚處于增長狀態(tài),未達到極限承載力,延性系數(shù)和層間位移角分別以最大加載幅值對應的位移值進行計算,因此,結(jié)構(gòu)實際延性系數(shù)和層間位移角大于表3中的計算值.

5.3 耗能及復位性能

試驗結(jié)果表明,SF-CEB子結(jié)構(gòu)除SMA-SCED外,其余各部分在水平荷載作用下始終處于彈性狀態(tài).子結(jié)構(gòu)中SMA-SCED核心SMA絲束的超彈性性能使其能夠消耗部分能量,且卸載后裝置變形可自行回復.表4給出了SF-CEB子結(jié)構(gòu)在各加載幅值下的耗能及自復位情況.表中,ΔW為子結(jié)構(gòu)的單圈耗能,即一次加卸載循環(huán)形成的荷載-位移曲線包圍的面積,表征其耗能能力;η=ΔW/W為子結(jié)構(gòu)的效能比,表征其耗能效率,其中,W為某一循環(huán)加載段輸入的總能量;Δres為子結(jié)構(gòu)的殘余變形,表征其自復位性能.

表4 SF-CEB子結(jié)構(gòu)耗能及自復位性能

由表4可見,子結(jié)構(gòu)各層的耗能量隨加載幅值的增大而增大.相同加載幅值下,一、二層的效能比基本相同.加載幅值為30 mm時,子結(jié)構(gòu)的效能比最低.加載至最大加載幅值時,一、二層的效能比分別為0.53和0.52,子結(jié)構(gòu)耗能效率比裝置耗能效率稍低.隨加載幅值的增大,子結(jié)構(gòu)的殘余變形逐漸增大,但其增長率逐漸減緩；子結(jié)構(gòu)的變形回復率也逐漸增大,至最大加載幅值時,達到90%以上.

子結(jié)構(gòu)較裝置的耗能效率低,且無法完全復位.究其原因在于,梁-柱、梁-支撐、柱-支撐等構(gòu)件之間存在一定的間隙,加載過程中,間隙產(chǎn)生的水平位移使結(jié)構(gòu)剛度減小,而裝置幾乎未發(fā)生軸向變形,即子結(jié)構(gòu)在間隙產(chǎn)生的位移幾乎不參與耗能;卸載至荷載為零時,加載時已克服的間隙不能回復到加載前的初始位置,即子結(jié)構(gòu)無法完全復位.

殘余層間位移角也是衡量結(jié)構(gòu)復位能力的重要指標.文獻[11]規(guī)定,結(jié)構(gòu)殘余層間位移角θres≤1/300時,結(jié)構(gòu)發(fā)生輕微破壞,即當本文中子結(jié)構(gòu)的殘余層間位移Δres≤5 mm時,子結(jié)構(gòu)發(fā)生輕微破壞.觀察表4中的殘余層間位移發(fā)現(xiàn),不同加載幅值下,SF-CEB子結(jié)構(gòu)基本都處于輕微破壞狀態(tài),說明該子結(jié)構(gòu)具有良好的耗能和復位性能.

6 結(jié)論

1) 通過低周反復加載試驗,研究了一榀鉸接鋼框架-自復位耗能支撐子結(jié)構(gòu)的抗震性能.加載過程中,SF-CEB子結(jié)構(gòu)各構(gòu)件保持彈性,影響該子結(jié)構(gòu)屈服荷載的主要因素是自復位耗能裝置核心SMA絲束的面積.采用銷軸連接會增大構(gòu)件之間的間隙,使子結(jié)構(gòu)的初始段剛度偏小,這也是其屈曲位移偏大的主要原因.

2) 隨著加載幅值的增加,子結(jié)構(gòu)變形回復率不斷增大,子結(jié)構(gòu)保持輕微破壞的狀態(tài).可通過改變構(gòu)件連接的構(gòu)造方式來減小構(gòu)件之間的間隙,使結(jié)構(gòu)設(shè)計更加合理,性能更加優(yōu)越.

3) SF-CEB子結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下未發(fā)生破壞,梁、柱、支撐段始終處于彈性階段.自復位耗能支撐中,SMA-SCED屈服耗能,效能比為0.53,卸載后結(jié)構(gòu)回復率達90%以上.

4) SF-CEB子結(jié)構(gòu)由于增設(shè)了SMA-SCED,具有較高的承載力和延性系數(shù),其耗能和自復位性能較好,故具有一定的推廣價值.