形状记忆合金 (shape memory alloy, 简称SMA) 是一种智能材料, 具有独特的超弹性、形状记忆效应以及优异的滞回耗能特性。1991年, Graeser首先将SMA用作结构隔震耗能材料[1], 后来很多学者对SMA作为耗能减震材料进行了研究[2,3,4,5], 研究表明, SMA可以用于土木工程结构被动、主动、半主动控制。SMA与普通橡胶支座结合, 可增大橡胶支座的初始刚度、阻尼以及控制最大变形量等。对如何优化布置SMA于橡胶支座中的已有研究很少, SMA的利用率不高, SMA的超弹性性能未得到充分利用。笔者对几种不同布置方式的SMA橡胶支座的滞回耗能特性进行了试验对比, 以确定SMA在橡胶支座中更合理的布置形式, 达到优化设计的目的。

《1 SMA橡胶支座的耗能机理与试件构造》

1 SMA橡胶支座的耗能机理与试件构造

《1.1 SMA橡胶支座的耗能机理及其优点》

1.1 SMA橡胶支座的耗能机理及其优点

隔震支座应具备较小的水平刚度以延长结构周期, 减小结构响应, 达到隔震的目的。同时还应具备较高的初始刚度以控制风反应和抵御微震作用;具备良好的耗能能力, 以加速结构响应的衰减;限制最大变形量以保证上部结构正常使用。普通橡胶支座具有较小的水平刚度, 延长结构自振周期效果明显, 但是橡胶支座初始刚度低, 耗能能力差[6]。SMA与橡胶支座组成一个整体后, 可有效解决上述问题。在较小荷载作用下, 奥氏体SMA丝弹性模量大, 应变很小, 应力水平不足以诱发马氏体相变, 提高了隔震支座的初始刚度, 在风反应和微震作用下, SMA隔震支座只产生很小的相对位移。在一般地震荷载作用下, SMA橡胶支座变形增大, 应力诱发SMA马氏体相变, SMA丝弹性模量减小, 隔震支座中SMA屈服, 屈服后刚度相对初始刚度减小, 延长结构自振周期, 达到减震隔震的目的。在较大的地震荷载作用下, SMA橡胶支座变形进一步增大, SMA丝马氏体相变完成, 并进入马氏体相变结束后的强化阶段, 弹性模量突然增大, 隔震支座水平刚度增大, 限制支座变形, 防止上部结构位移过大, 保障震后修复及使用。SMA支座每一个加卸载循环, SMA产生一个超弹性迟滞环, 往复循环, 耗散地震能量, 减轻地震对结构的破坏。

《2.2 SMA橡胶支座的构造》

2.2 SMA橡胶支座的构造

试验所用为圆形板式橡胶支座, 直径80 mm, 高度58 mm, 其中含有15层橡胶层, 14层钢板, 每层厚度均为2 mm, 普通橡胶支座编号PT。镍钛合金丝直径1.8 mm, 奥氏体状态下弹性模量约70 GPa, 抗拉强度大于1 000 MPa。

设计了4种SMA橡胶支座模型并进行试验, 如图1所示, 分别编号为HL, SX, SP和JC。其中HL, SX, SP支座由笔者自行研究设计, JC支座参考了文献[3]。HL支座中SMA丝两端固定连接于同一钢板, SMA丝中部绕过固定在对面钢板上的滑轮;SX支座中SMA丝竖向布置在橡胶支座的4个角;SP支座中SMA丝通过2个单向铰摇臂连接, 摇臂一端铰接在支座底部钢板上, 另一端紧贴支座上部钢板, 当支座上下钢板发生相对位移时, 一个摇臂受阻静止不动, 而另外一个摇臂则受支座上部钢板推挤而向外运动, 从而拉伸SMA丝;JC支座中SMA丝交叉固定在橡胶支座上下钢板之间。由于丝材只能承拉而不能承压, 所以HL, SX和SP支座在SMA无预应力的情况下, 只要上下钢板发生水平相对位移时, SMA丝始终处于受拉伸长状态, 构造上避免了SMA丝受压, 提高了SMA的利用率。

《图1》

图1 试验所用的4种SMA橡胶支座Fig.1 4 seismic isolation bearings with SMA wires in the experiment

图1 试验所用的4种SMA橡胶支座Fig.1 4 seismic isolation bearings with SMA wires in the experiment  

《2 试验概况》

2 试验概况

《2.1 试验目的》

2.1 试验目的

了解4种SMA橡胶支座的受力过程与耗能机理;研究SMA在不同布置方式下SMA橡胶支座的初始刚度、耗能能力以及等效阻尼比, 分析各自的优劣性;讨论位移幅值、水平加载频率以及竖向荷载变化对SMA橡胶支座滞回耗能性能的影响。

《2.2 试验加载方案》

2.2 试验加载方案

试验在北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室进行。竖向用100 kN千斤顶加载;水平方向为±500 kN的液压伺服作动器按正弦波循环加载, 采用位移控制方式, 位移传感器量程为±25 mm。传感器连接到wave book 512动态数据采集系统进行数据采集。不同结构形式的SMA橡胶支座在相同水平位移下引起SMA拉伸应变不同, 考虑到SMA的超弹性应变应控制在6%以内, 各支座允许最大位移量亦不同。按照相等支座位移引起SMA变形相近的原则, 将4种SMA橡胶支座分为两组分别对比试验。其中HL支座与SX支座一组, SP支座与JC支座一组。加载方案见表1。

《3 试验结果与讨论分析》

3 试验结果与讨论分析

《3.1 隔震支座的滞回特性》

3.1 隔震支座的滞回特性

试验得到的各种SMA支座典型的力—位移滞回曲线如图2~图6所示, SMA橡胶支座在同样加载条件下的滞回曲线的对比见图7~图8。

表1 SMA隔震支座试验加载方案

Table 1 Loading plan of seismic isolation bearings with SMA wires

《表1》


支座类型
位移幅值/mm水平加载频率/Hz竖向荷载/kN

PT
8, 150.02, 0.1, 0.520, 30, 40

HL
8, 15, 200.02, 0.1, 0.520, 30, 40

SX
8, 15, 200.02, 0.1, 0.520, 30, 40

SP
3, 6, 80.1, 0.5, 120, 30, 40

JC
3, 6, 80.1, 0.5, 120, 30, 40

注:HL支座事先施加了1% 左右的预应变, 使SMA处于张紧状态

《图2》

图2 SX支座在30 kN, 0.1 Hz下的滞回曲线

图2 SX支座在30 kN, 0.1 Hz下的滞回曲线  

Fig.2 Hysteresis curve of SX bearing under 30 kN, 0.1 Hz

《图3》

图3 HL支座在20 kN, 0.1 Hz下的滞回曲线

图3 HL支座在20 kN, 0.1 Hz下的滞回曲线  

Fig.3 Hysteresis curve of HL bearing under 20 kN, 0.1 Hz

《图4》

图4 JC支座在40 kN, 0.1 Hz下的滞回曲线

图4 JC支座在40 kN, 0.1 Hz下的滞回曲线  

Fig.4 Hysteresis curve of JC bearing under 40 kN, 0.1 Hz

《图5》

图5 SP支座在40 kN, 0.1 Hz下的滞回曲线

图5 SP支座在40 kN, 0.1 Hz下的滞回曲线  

Fig.5 Hysteresis curve of SP bearing under 40 kN, 0.1 Hz

《图6》

图6 PT支座在20 kN, 0.02 Hz下的滞回曲线

图6 PT支座在20 kN, 0.02 Hz下的滞回曲线  

Fig.6 Hysteresis curve of PT bearing under 40 kN, 0.02 Hz

《图7》

图7 HL支座与SX支座在20 kN, 0.1 Hz的滞回曲线对比

图7 HL支座与SX支座在20 kN, 0.1 Hz的滞回曲线对比  

Fig.7 Hysteresis curve between HL bearingand SX bearing under 20 kN, 0.1 Hz

《图8》

图8 SP支座与JC支座在40 kN, 0.1 Hz的滞回曲线对比

图8 SP支座与JC支座在40 kN, 0.1 Hz的滞回曲线对比  

Fig.8 Hysteresis curve between SP bearing and JC bearin under 40 kN, 0.1 Hz

普通橡胶支座没有明显的初始水平刚度, 且水平刚度随位移变化不大, 总体上水平刚度较小[6]。由图2~图6可见, SMA的加入增强了橡胶支座的水平回复力;SMA橡胶支座的初始刚度明显增大, 屈服后水平刚度有较大幅度降低, 可满足隔震支座低刚度的要求。

由图7可见, HL支座滞回曲线比SX支座饱满, 类似铅芯橡胶支座的双线性滞回曲线;SX支座滞回曲线中间部分与HL支座近似, 而两端略尖;HL支座的初始刚度以及屈服后刚度均大于SX支座。这是因为竖向荷载作用下, 橡胶支座产生竖向变形, 由于HL支座存在预应变, SMA仍然处于张紧状态, 而SX支座中SMA丝由于没有初始预应变, SMA丝处于松弛状态, 需要达到一定水平位移后方起作用;水平位移对SX支座中SMA丝的伸长变形影响较小, 且在位移较小的情况下与水平向的夹角很大, 可提供的水平回复力小。

图8中JC与SP支座的滞回曲线有较大差别。JC支座的滞回曲线中间宽, 两端窄;SP支座的滞回曲线始终较窄, 形状不规则, 并且多次循环的曲线不能重合, 试验后发现SMA丝与摇臂的连接发生了滑移。JC支座的初始刚度以及屈服后刚度均比较高, 达到一定位移后水平刚度有一定增大。水平位移对JC支座中SMA的伸长变形影响很大, 且SMA与水平向夹角较小, 可提供的水平回复力大, 随着水平位移增大, SMA与水平向的夹角越来越小, 水平回复力逐渐增大。

4种SMA橡胶支座试验结果表明:

1) 位移幅值改变, SMA橡胶支座的滞回曲线形状变化不大。对于同一种SMA橡胶支座, 不同位移幅值在加载阶段的荷载—位移曲线基本重合, 只是随位移幅值的大小而相应的拉长或缩短, 宽度基本不变。由于本试验设计位移幅值较小, SMA没有达到马氏体完成后的强化阶段, 所以未出现SMA橡胶支座水平刚度突然增大的现象。

2) 在试验频率范围 (0.02~1 Hz) 内, 频率改变对橡胶支座的影响极为微小[7], 对于SMA, 加载频率增大也就意味着加载的速率增大, SMA的相变应力随之增长, 引起刚度增大。试验证明, 频率增大, SMA橡胶支座初始水平刚度略有增大。

3) 随着竖向荷载增大, 普通橡胶支座水平刚度减小[8], SMA丝受支座的竖向变形影响, 造成松弛或预应变水平降低。试验结果证明, 竖向荷载增大, SMA橡胶支座水平刚度减小。

《3.2 SMA橡胶支座的滞回耗能特性》

3.2 SMA橡胶支座的滞回耗能特性

《3.2.1 SMA橡胶支座耗能性能的评定方法以及试验结果》

3.2.1 SMA橡胶支座耗能性能的评定方法以及试验结果

反复荷载作用下, SMA橡胶支座每经过一个循环, 所吸收或消耗的能量称为SMA橡胶支座的单位循环耗能量。如图9所示, 滞回环DEFBGHD所围成的面积, 是SMA橡胶支座在一个循环中的耗能量, 面积越大, 说明耗能性能越好。

《图9》

图9 SMA隔震支座在一次循环中的耗能

图9 SMA隔震支座在一次循环中的耗能  

Fig.9 Energy dissipation of SMA seismic isolation bearings in a circulation

阻尼是表示能量的耗散性能, 反映了结构的动力特性, 是影响结构动力反应的重要因素。目前抗震设计中, 将系统的等效阻尼比作为判别结构耗能能力的重要指标。等效阻尼比计算公式如下[9]:

ξ=Wc2πksΔ2×100%(1)

式 (1) 中, ξ表示橡胶支座的等效阻尼比, Wc表示每一个循环滞回曲线所包含的面积即耗能量, ks表示滞回曲线在位移为Δ时的割线刚度。经过化简得到[10]:

ξ=12π(SEFBGE+SDEGΗDSΔΟBΙ+SΔΟDJ)×100%=β2π×100%(2)

式 (2) 中, β为耗能系数, SEFBGESDEGHD分别为曲线EFBGE和DEGHD围成的面积, SΔOBIΔODJ分别为三角形OBI和三角形ODJ的面积。

各种支座的耗能参数列于表2~6。

表2 普通橡胶支座的耗能参数表

Table 2 Energy dissipation parameters of common rubber bearing

《表2》


竖向
荷载/kN
水平加载
频率/Hz
位移幅
值/mm
耗能量/
N·mm
耗能系数等效粘滞
阻尼/%


0.02
8 (7.29) 6 364.10.3355.33

15 (12.94) 16 102.10.3094.93

20

0.1
8 (7.64) 5 434.20.2524.01

15 (13.25) 16 647.60.2784.43

0.58 (8.33) 11 437.70.3725.92


0.02
8 (7.44) 6 405.80.314.94

15 (13.98) 25 667.30.3986.33

30

0.1
8 (7.53) 8451.80.3635.78

15 (14.23) 29 861.40.4336.9

0.58 (7.84) 10 910.10.4076.48


0.02
8 (8.47) 10 858.30.3695.87

15 (14.25) 27 406.30.4046.44

40

0.1
8 (8.61) 10 961.70.3655.82

15 (14.20) 29 851.50.4096.51

0.58 (7.90) 11 462.30.3946.28

注:括号内为试验得到的正负向位移的平均值, 耗能系数和等效粘滞阻尼按实际位移计算所得结果

表3 HL支座的耗能参数

Table 3 Energy dissipation parameters of HL bearing

《表3》


竖向
荷载/kN
水平加载
频率/Hz
位移幅
值/mm
耗能量/
N·mm
耗能系数等效阻
尼比/%

8 (5.63) 7 805.60.4146.59

0.0215 (10.07) 2 0281.40.4757.55

20 (14.79) 38 380.80.4697.46

20
8 (5.83) 8 436.70.4016.39

0.115 (10.54) 22 265.60.4407.01

20 (14.38) 43 250.50.4487.14

0.58 (5.30) 7 814.90.4326.88

8 (5.81) 8 019.40.4146.59

0.0215 (10.29) 21 582.30.4747.55

20 (14.47) 40 951.90.5038.00

30
8 (5.89) 9 119.00.4136.57

0.115 (10.59) 23 950.40.4567.26

20 (15.03) 45 319.20.4867.74


0.5
8 (5.22) 9 110.90.5007.97

8 (5.85) 10 053.50.4747.54

0.0215 (11.17) 31 487.8*0.5969.48*

20 (14.14) 41 126.50.5318.45

40
8 (5.69) 9 755.90.4487.14

0.115 (10.85) 28 242.60.4847.70

20 (14.89) 4 530.840.4747.54

0.58 (5.24) 8 419.90.4487.14

*表示数据偏差较大, 不计入结果分析。下表均同

表4 SX支座的耗能参数

Table 4 Energy dissipation parameters of SX bearing

《表4》


竖向
荷载/kN
水平加载
频率/Hz
位移幅
值/mm
耗能量/
N·mm
耗能系数等效阻
尼比/%

8 (6.57) 5 510.30.3165.02

0.0215 (12.97) 19 582.90.3245.15

20
20 (19.13) 50 974.00.4136.57


0.1
15 (12.56) 22 604.20.4907.80

20 (19.59) 48 657.60.4186.65


0.02
15 (12.53) 20 830.00.4457.08


30
20 (19.51) 54 321.30.4326.87


0.1
15 (12.98) 28 392.20.5568.5

20 (19.90) 56 781.90.4677.44


0.02
15 (13.15) 30 768.40.5428.62


40
20 (20.93) 61 613.70.4677.43


0.1
15 (13.03) 31 129.60.5719.09

20 (20.03) 64 757.30.5188.25

表5 SP支座的耗能参数表

Table 5 Energy dissipation parameters of SP bearing

《表5》


竖向
荷载/kN
水平加载
频率/Hz
位移幅
值/mm
耗能量/
N·mm
耗能系数等效阻
尼比/%

3 (3.03) 1 035.20.1412.24

0.16 (4.35) 2 667.90.1933.07

8 (6.56) 6 600.80.2534.03

20

0.5
3 (2.53) 1 072.90.233.54

6 (4.80) 2 958.80.2283.64


1
3 (2.41) 1 223.00.2894.60

6 (4.62) 3 155.30.2413.83

3 (2.43) 1 037.70.1662.65

0.16 (4.77) 3 414.00.2343.72

8 (6.95) 6 625.70.2283.63


30

0.5
3 (2.59) 1 108.10.2093.32

6 (4.45) 3 007.20.2263.59


1
3 (2.50) 979.60.1903.02

6 (4.91) 4 018.70.2554.06

3 (2.49) 1 217.30.2193.48

0.16 (4.66) 4 086.60.2624.17

8 (7.01) 8 030.90.2554.06

40

0.5
3 (2.61) 1 287.80.1963.11

6 (4.92) 5 785.60.3495.56


1
3 (2.63) 928.70.1642.61

6 (4.74) 3 987.60.2403.82

表6 JC支座的耗能参数表

Table 6 Energy dissipation parameters of JC bearing

《表6》


竖向
荷载/kN
水平加载
频率/Hz
位移幅
值/mm
耗能量/
N·mm
耗能系数等效阻
尼比/%

3 (2.65) 2 520.40.3114.95

0.16 (6.03) 11 386.10.3625.76

8 (6.14) 10 683.40.3475.51

20
3 (2.48) 2 521.40.4917.81

0.56 (3.79) 6 135.20.4867.73

8 (6.09) 9 786.40.3145.00


1
3 (2.14) 2 538.50.5669.01*

6 (3.95) 5 318.30.3936.25

3 (2.60) 2 002.80.3725.92

0.16 (3.92) 5 406.50.4126.56

8 (6.14) 10 325.10.3185.07

30
3 (2.56) 2 690.80.5098.10

0.56 (4.11) 5 637.10.3996.36

8 (6.30) 9 610.30.2924.65


1
3 (2.10) 2 182.70.4807.64

6 (4.06) 5 890.90.3966.31

3 (2.18) 2 259.60.4807.65

0.16 (3.91) 5 781.00.4116.54

8 (6.18) 11 015.50.3285.22

40
3 (2.31) *

0.56 (4.08) 5 802.30.3776.00

8 (6.08) 12 566.10.3665.83


1
3 (2.02) 2 548.30.5398.58

6 (4.04) 6 327.20.3976.32

《3.2.2 各种因素对SMA橡胶支座耗能性能的影响》

3.2.2 各种因素对SMA橡胶支座耗能性能的影响

笔者考虑了水平位移幅值、水平加载频率以及竖向荷载等因素对SMA橡胶支座耗能性能的影响。

试验结果表明, 同一种SMA橡胶支座, 位移幅值是影响SMA橡胶支座耗能量与等效阻尼比的最主要因素; SMA橡胶支座耗能量基本与其位移幅值呈线性增大关系。这是由于SMA随应变幅值增加, 单位循环耗能增大, 等效阻尼随着应变幅值的增加逐渐线性增大;橡胶支座随位移增大, 滞回环宽度改变不大, 但是长度增大, 耗能量增大。除JC支座外, 其他支座的等效阻尼比随位移幅值增大呈非线性增大规律, 主要是由于耗能量增大, 而水平刚度基本稳定的缘故。JC支座的等效阻尼比随位移幅值增大有所减小, 主要是其水平割线刚度随位移增大而增大的缘故, 这与SMA丝布置方式关系密切。

在试验频率范围 (0.02~1 Hz) 内, 随着水平加载频率的增大, 各种支座的耗能量均有所增大, 但是等效阻尼比变化规律不尽相同。HL支座的等效阻尼比随频率增大略有降低, SX支座略有增大, SP支座总体变化不大, JC支座呈减小趋势。原因是各种SMA橡胶支座的构造方式对频率适应性不同, 使水平刚度变化规律不同, 从而引起等效阻尼比变化规律不同。可见, SMA橡胶支座的构造对其性能有很大影响。

竖向荷载增大, SMA橡胶支座耗能量以及等效阻尼比略有增大。竖向荷载对SMA隔震支座的影响分为两个部分:一是竖向荷载对橡胶支座本身性能的影响;二是竖向变形对SMA丝的影响。竖向荷载增大, 普通橡胶支座耗能量增大, 水平刚度减小, 等效阻尼比增大;SMA橡胶支座中的SMA丝的松弛或者预应力水平降低, 影响SMA丝发挥作用。如能对SMA丝施加一定预应变, 可有效提高SMA橡胶支座的性能。

SMA橡胶支座的耗能特性随位移幅值、水平加载频率以及竖向荷载的变化不同于普通橡胶支座, 也不同于SMA丝, 更不是两者的简单叠加。SMA橡胶支座构造方式不同, 耗能规律不同。本试验中, 普通支座的等效阻尼比标准差为0.81, SMA橡胶支座中HL支座的等效阻尼比最稳定, 标准差仅为0.54, 但SX支座、SP支座以及JC支座等效阻尼比标准差分别为1.09, 0.73和1.13。对SMA施加一定的初始预应变可有效降低橡胶支座竖向变形对耗能的影响, 以提高SMA橡胶支座耗能的稳定性。

图10~图13描述了4种SMA橡胶支座在同样加载条件下的耗能特性变化规律。由图可见, 同样条件下, HL支座的耗能量以及等效阻尼比均高于SX支座, JC支座优于SP支座。SP支座中SMA的滑移是影响其耗能性能的主要原因。

《图10》

图10 PT, HL与SX支座在20 kN, 0.02 Hz下单位循环耗能量随位移变化趋图

图10 PT, HL与SX支座在20 kN, 0.02 Hz下单位循环耗能量随位移变化趋图  

Fig.10 Energy dissipation in one circulation amongPT, HL and SX bearing under 20 kN, 0.02 Hz

《图11》

图11 SP支座与JC支座在20 kN, 0.1 Hz下单位循环耗能量随位移变化趋图

图11 SP支座与JC支座在20 kN, 0.1 Hz下单位循环耗能量随位移变化趋图  

Fig.11 Energy dissipation in one circulation betweenSP bearing and JC bearing under 20 kN, 0.1 Hz

《图12》

图12 PT, HL与SX支座在20 kN, 0.02 Hz下等效阻尼比随位移变化趋图

图12 PT, HL与SX支座在20 kN, 0.02 Hz下等效阻尼比随位移变化趋图  

Fig.12 Equivalent damping ration among PT, HLand SX bearing under 20 kN, 0.02 Hz

《4 结论》

4 结论

1) SMA与普通橡胶支座复合可有效提高普通橡胶支座的初始刚度、单位循环耗能量以及等效阻尼比, 增强支座耗能稳定性。

2) SMA在橡胶支座中的布置方式是影响其动载特性的最主要因素。SMA丝在橡胶支座中的布置形式不同, 支座初始刚度、单位循环耗能以及等效阻尼比等参数变化规律有较大不同, 稳定性也不同。两组SMA支座总体情况是HL支座优于SX支座, JC支座优于SP支座, 可根据支座要求的最大位移进行选择。

《图13》

图13 SP支座与JC支座在20 kN, 0.1 Hz下等效阻尼比随位移变化趋图

图13 SP支座与JC支座在20 kN, 0.1 Hz下等效阻尼比随位移变化趋图  

Fig.13 Equivalent damping ratio between SPbearing and JC bearing under 20 kN, 0.1 Hz

3) 对于同一种SMA橡胶支座, 位移幅值对支座性能影响最大;在一定频率范围内 (0.02 Hz~1 Hz) , SMA支座性能变化不大;竖向荷载使SMA丝松弛或预应力水平降低, 对SMA施加预应力可提高SMA的利用率。

4) SMA丝与橡胶支座钢板的连接问题需要特别关注, 避免SMA丝发生滑移, 影响支座性能。