潘盛山，樂(lè)銳，惠華星，朱禹熹

（大連理工大學(xué)土木工程學(xué)院，遼寧大連116024）

橋墩作為橋梁結(jié)構(gòu)中的重要承重結(jié)構(gòu)，地震作用下發(fā)生的破壞會(huì)對(duì)人類生命和財(cái)產(chǎn)造成嚴(yán)重?fù)p害.舊橋墩柱普遍存在抗剪承載力偏低的問(wèn)題，如何對(duì)其進(jìn)行抗震加固是近年關(guān)注的主要課題.研究表明[1]，主動(dòng)約束法對(duì)鋼筋混凝土（RC）橋墩性能的提升明顯優(yōu)于被動(dòng)約束方法，這是因?yàn)轭A(yù)應(yīng)力的主動(dòng)約束作用使混凝土處于三向受壓狀態(tài)，提高了墩柱的抗震承載能力.目前的主動(dòng)約束加固技術(shù)，其預(yù)應(yīng)力施加均需要機(jī)械張拉（采用千斤頂?shù)龋﹣?lái)實(shí)現(xiàn)，存在操作復(fù)雜、施工困難、人力需求較大、錨具龐大外露、成品保護(hù)困難及美觀性較差等問(wèn)題.然而，采用形狀記憶合金（Shape memory alloy，簡(jiǎn)稱SMA）對(duì)混凝土墩柱進(jìn)行主動(dòng)加固，可以利用其熱力學(xué)特性完成對(duì)墩柱預(yù)應(yīng)力的施加，避免傳統(tǒng)張拉機(jī)具的使用，操作更為簡(jiǎn)便，是一種新穎的主動(dòng)加固方法.另外，SMA 絲可提供較穩(wěn)定預(yù)應(yīng)力，并通過(guò)多個(gè)體型較小U 型箍連接錨固，錨固可靠，幾乎不影響加固墩柱外形.

SMA 具有高阻尼、超彈性和形狀記憶效應(yīng)[2-3]，并具有良好耐腐蝕性，近幾年已成為墩柱抗震加固研究的熱點(diǎn)材料.國(guó)內(nèi)外一些研究人員將NiTi-SMA應(yīng)用于混凝土柱，取得一些研究成果：崔迪等[4]將SMA 作為墩柱的縱向主筋，研究SMA 不同預(yù)應(yīng)變對(duì)混凝土柱阻尼比和頻率的影響；Muntasir Billah 等[5]將SMA 作為墩柱塑性鉸處搭接縱筋，研究SMA 對(duì)墩柱延性及震后殘余位移的影響；余志剛等[6-7]將SMA 作為螺旋箍筋對(duì)墩柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，研究是否熱激勵(lì)驅(qū)動(dòng)及不同預(yù)應(yīng)變的SMA 對(duì)墩柱的抗裂性能及變形能力的影響，此外還研究了SMA 絲和混凝土在不同粘結(jié)條件下對(duì)柱抗裂性能的影響；洪陳凱[8]采用SMA 絲外纏加固墩柱，研究超彈性形狀記憶合金增強(qiáng)混凝土柱的軸壓性能；Tran 等[9]通過(guò)軸壓試驗(yàn)對(duì)比了主、被動(dòng)SMA 絲外纏加固墩柱的效果.然而，由于NiTi-SMA 相變溫度滯后區(qū)間小[10-11]，恢復(fù)到室溫后提供的永久回復(fù)應(yīng)力有限，主動(dòng)約束作用并不突出.因此，Andrawes[12-14]和Choi[15-16]等采用具有更大相變溫度滯后區(qū)間的NiTiNb-SMA 絲來(lái)主動(dòng)約束墩柱：將低溫下預(yù)應(yīng)變?yōu)?%的NiTiNb-SMA 絲外纏圓墩柱，并設(shè)置NiTi-SMA、FRP、鋼套箍等加固對(duì)比柱，通過(guò)軸壓試驗(yàn)和擬靜力試驗(yàn)來(lái)研究加固柱的性能，結(jié)果表明NiTiNb-SMA 提供的永久回復(fù)力較大，圍壓值更高，加固效果最好.

由于NiTiNb-SMA 的熱力學(xué)性能與材料原子比、生產(chǎn)工藝、熱處理制度等影響因素密切相關(guān)[17]，與國(guó)外生產(chǎn)的NiTiNb-SMA 的研究結(jié)果不同，國(guó)內(nèi)的研究[18]表明國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA 卻在高于馬氏體相變開(kāi)始溫度30 ℃環(huán)境下采用16%的預(yù)應(yīng)變，其回復(fù)應(yīng)力較高.因此，國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA 加固混凝土墩柱的效果如何，需通過(guò)試驗(yàn)來(lái)進(jìn)行驗(yàn)證和探討.本文采用國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA，在常溫下進(jìn)行預(yù)張拉后對(duì)混凝土圓柱進(jìn)行加固，通過(guò)擬靜力試驗(yàn)研究國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA 絲主動(dòng)和被動(dòng)加固混凝土墩柱對(duì)抗震性能的影響.

1 NiTiNb-SMA 的主動(dòng)加固原理

NiTiNb-SMA 在典型溫度范圍內(nèi)通常含有兩種晶體組成相，即低溫狀態(tài)下的馬氏體相和高溫狀態(tài)下的奧氏體相，這兩種晶體相受溫度和應(yīng)力影響可以相互轉(zhuǎn)變，相變的過(guò)程是SMA 具備形狀記憶效應(yīng)和超彈性的原因.如圖1 所示，國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA 在常溫下為奧氏體狀態(tài)（起始A 點(diǎn)），通過(guò)機(jī)械張拉至一定程度促使應(yīng)力誘發(fā)奧氏體狀態(tài)相變?yōu)轳R氏體狀態(tài)（圖1 中路徑A→B→C→D，其中BC 段為相變發(fā)生段），由于應(yīng)力誘發(fā)后SMA 相變溫度提升，馬氏體仍可在常溫下維持；馬氏體相的SMA 在完全卸載后經(jīng)歷彈性回復(fù)回到E 點(diǎn)（路徑D→E），AE 段為殘余變形；與工程所用的合金鋼不同，通過(guò)熱激勵(lì)誘發(fā)SMA 從馬氏體相向奧氏體相轉(zhuǎn)變后，殘余變形還能有一定程度的回復(fù)（圖1 中的EF 段）.如果在熱激勵(lì)恢復(fù)形變的過(guò)程中SMA 受到約束，則會(huì)產(chǎn)生回復(fù)力；回復(fù)力施加到結(jié)構(gòu)上，即可實(shí)現(xiàn)對(duì)結(jié)構(gòu)的主動(dòng)加固.

圖1 NiTiNb-SMA 熱力學(xué)行為Fig.1 Thermomechanical behavior of NiTiNb-SMA

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 NiTiNb-SMA 絲材料參數(shù)

本文試驗(yàn)采用北京有研醫(yī)療器械有限公司（北京有色金屬研究院）生產(chǎn)的Ni44Ti47Nb9-SMA 絲，材料參數(shù)見(jiàn)表1.室溫下，SMA 絲處于奧氏體狀態(tài)，使用前將其在常溫下張拉，預(yù)張拉控制應(yīng)變?yōu)?6%，卸載后殘余變形量約為11%.

表1 NiTiNb-SMA 絲材質(zhì)參數(shù)Tab.1 Material parameters of NiTiNb-SMA wires

2.2 試件尺寸及參數(shù)設(shè)計(jì)

根據(jù) SMA 加固墩柱的類似研究[9，13，19-20]，已有試驗(yàn)中對(duì)每種研究變量均設(shè)置一個(gè)試件作為研究對(duì)象.為了研究國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA 的主動(dòng)約束效果，與合金絲被動(dòng)約束影響區(qū)分開(kāi)，本試驗(yàn)設(shè)置了原試件和無(wú)預(yù)應(yīng)力的被動(dòng)加固試件作為對(duì)比，共制作了3個(gè)鋼筋混凝土墩柱試件，尺寸構(gòu)造及配筋如圖2 所示.試件采用C40 混凝土，其實(shí)測(cè)均值為39.3 MPa.鋼筋強(qiáng)度通過(guò)MTS 試驗(yàn)機(jī)測(cè)得，直徑為12 mm 和14 mm 的HRB400 鋼筋的屈服強(qiáng)度分別為423 MPa 和445 MPa，極限強(qiáng)度分別為620 MPa 和607 MPa；直徑為8 mm 的HRB300 鋼筋屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為345 MPa 和440 MPa.柱身配箍率為0.76%；縱筋配筋率為1.28%.縱筋保護(hù)層厚度為20 mm.

試件的編號(hào)為BP-1、BP-2 和BP-3.BP-1 為未加固的對(duì)比試件，BP-2 和BP-3 均在墩身底部纏繞SMA 絲，纏繞高度為300 mm，間距為20 mm，其中BP-2 未進(jìn)行熱激勵(lì)，為被動(dòng)加固試件；BP-3 采用熱激勵(lì)，為主動(dòng)加固試件.

由于預(yù)變形張拉裝置的行程限制（單根SMA 絲長(zhǎng)度不超過(guò)1.5 m），NiTiNb-SMA 絲分成多段預(yù)張拉后再通過(guò)U 型箍連接到一起，按設(shè)計(jì)間距在墩柱的塑性鉸區(qū)纏繞好，其上下端亦通過(guò)U 型箍進(jìn)行自鎖固定，如圖3 所示.

圖2 試件的尺寸和配筋（單位：mm）Fig.2 Dimension and reinforcement layout of specimens（unit：mm）

圖3 SMA 絲加固墩柱熱激勵(lì)控制Fig.3 Thermal excitation control of column retrofitted with SMA wires

2.3 SMA 熱激勵(lì)控制

纏繞在墩柱上的SMA 絲經(jīng)歷熱激勵(lì)的高幅度升、降溫過(guò)程，由于很難直接測(cè)試其回復(fù)應(yīng)力，因此先對(duì)單根直線SMA 絲的激勵(lì)電流強(qiáng)度、激勵(lì)溫度及回復(fù)應(yīng)力進(jìn)行試驗(yàn)研究（試驗(yàn)裝置如圖4 所示），試驗(yàn)結(jié)果可作為纏繞在墩樁上的SMA 回復(fù)應(yīng)力的控制依據(jù).

經(jīng)過(guò)多次試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明熱激勵(lì)溫度為200 ℃時(shí)，恢復(fù)室溫后的永久性回復(fù)應(yīng)力為400 MPa.因此，在墩柱上熱激勵(lì)SMA 絲時(shí)，通過(guò)控制電流強(qiáng)度和測(cè)試SMA 絲表面溫度（達(dá)到200 ℃）作為回復(fù)應(yīng)力的控制參數(shù)，實(shí)際加熱控制如圖3 所示.

圖4 單根SMA 絲熱激勵(lì)試驗(yàn)裝置Fig.4 Single SMA wire thermal excitation test device

2.4 擬靜力試驗(yàn)裝置與加載方案

擬靜力試驗(yàn)裝置如圖5 所示，采用懸臂式加載.豎向力由固定在框架橫梁上的千斤頂施加.試件頂部設(shè)有圓弧形接觸面，能夠使試件頂部處于均勻受壓狀態(tài).水平加載裝置為固定在反力墻上的電液伺服水平作動(dòng)器，加載能力為1 000 kN，位移行程為±300 mm.為防止在水平力作用下試件整體發(fā)生滑移，本實(shí)驗(yàn)在豎直方向和水平方向均使用鋼梁和高強(qiáng)螺桿將底座加以固定，再用鋼梁將底座與反力墻連在一起.

圖5 擬靜力試驗(yàn)裝置Fig.5 Quasi-static test equipment

根據(jù)參考文獻(xiàn)[21]對(duì)國(guó)內(nèi)舊橋橋墩的參數(shù)統(tǒng)計(jì)得知，橋墩的軸壓比范圍為0.06 ～0.15，考慮到實(shí)驗(yàn)室的加載設(shè)備條件，本文3 個(gè)試件采用相同的軸壓比0.15，即試件軸向力為284 kN，循環(huán)加載前由機(jī)器控制一次性加載到試件上，試驗(yàn)過(guò)程中保持恒定.試件水平力加載軸線高度為900 mm，加載方案如圖6所示.

圖6 加載方案Fig.6 Loading scheme

3 試驗(yàn)現(xiàn)象

3 個(gè)試件在試驗(yàn)過(guò)程中的破壞現(xiàn)象如表2 所示.從表中看到，位移幅值達(dá)到12 mm 以前，各試件損傷輕微，試驗(yàn)現(xiàn)象類似；但12 mm 以后，在出現(xiàn)同樣的典型損傷現(xiàn)象情況下，主動(dòng)約束試件BP-3 遲于被動(dòng)約束試件BP-2，再明顯遲于原試件BP-1，表明SMA絲增加了試件的延性，并且主動(dòng)加固的試件增加效果更為明顯.

3 個(gè)試件的最終破壞狀態(tài)如圖7 所示，試件上規(guī)則環(huán)線是參考高度線，間距為10 cm；不規(guī)則并帶數(shù)字的線為在該數(shù)字對(duì)應(yīng)加載位移下主要裂縫發(fā)展的走勢(shì)線.圖7（a）所示原試件在柱底加載面兩側(cè)200 mm 范圍內(nèi)存在較大的混凝土脫落區(qū)，出現(xiàn)露筋，兩側(cè)裂縫范圍平均達(dá)到400 mm.圖7（b）和（c）所示的加固柱的最終損傷模式明顯輕于原試件，但是整體裂縫范圍幾乎是原試件的1.5 倍，達(dá)到約600 mm 的平均高度，且增加范圍內(nèi)的裂紋寬度非常小.這是由于SMA 絲的環(huán)箍作用，一方面使壓碎的混凝土仍然能夠在束縛的作用下承擔(dān)部分壓力，從而延緩了墩柱的破壞發(fā)展；另一方面使塑性鉸區(qū)混凝土三向受壓，增加了加固區(qū)柱身的剛度，導(dǎo)致?lián)p傷向加固區(qū)兩端發(fā)展，同時(shí)也降低了局部損傷程度.

表2 各試件試驗(yàn)過(guò)程破壞現(xiàn)象匯總表Tab.2 Record of failure phenomenon of each specimen

圖7 各試件最終破壞模式Fig.7 Final failure modes of specimens

4 結(jié)果分析

4.1 滯回曲線和骨架曲線

3 個(gè)試件的滯回曲線如圖8（a）～（c）所示.對(duì)比原試件BP-1，兩個(gè)加固件的滯回曲線更為飽滿，表明加固件的耗能能力較強(qiáng).圖9 為各試件的骨架曲線，3 個(gè)試件在初始加載階段曲線幾乎重合，表明SMA 絲并沒(méi)有明顯改變墩柱的初始剛度，因此不會(huì)改變結(jié)構(gòu)固有頻率，不能改變結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力情況；水平力達(dá)到最大值前，各試件在不同位移下的峰值荷載相差很小，但試件承載力達(dá)到峰值后，加固試件的強(qiáng)度衰減速度明顯較慢于原試件，表現(xiàn)出較好的變形能力；對(duì)比試件BP-2 和BP-3，兩者骨架曲線很接近，但BP-2 在60 mm 位移循環(huán)下破壞，而B(niǎo)P-3 在76 mm 位移循環(huán)下破壞，主動(dòng)約束作用主要體現(xiàn)在更大的破壞位移.

圖8 水平荷載-位移滯回曲線Fig.8 Lateral load-displacement hysteresis curves

圖9 試件骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of specimens

4.2 承載力和延性分析

各試件的承載力和延性分析結(jié)果匯總見(jiàn)表3，其中數(shù)據(jù)為正、反向加載的平均值，K 為初始剛度，Δy為名義屈服位移，Py為名義屈服荷載，Δu為極限位移（取水平荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移），Pu為峰值荷載，μΔ 為位移延性系數(shù)，θu為極限位移角，L 為墩柱有效高度.與原試件BP-1 相比，被動(dòng)約束試件BP-2 的位移延性系數(shù)和極限位移角分別提高了1.2%和34.9%，主動(dòng)約束的試件BP-3 的位移延性系數(shù)和極限位移角分別提高了27.8%和51.2%.這表明SMA 絲的約束作用大幅度提高了橋墩柱的變形能力，其中主動(dòng)約束作用的增幅更明顯.對(duì)比各試件的承載力，相比于BP-1，試件BP-2 的峰值荷載和屈服荷載分別減小了0.7%和5.7%；試件BP-3 的峰值荷載提高了2.4%，而屈服荷載卻減小了3.4%，這表明試驗(yàn)中所采用的圍壓水平對(duì)試件的承載力提升并不明顯.另外，出現(xiàn)BP-1 峰值荷載略高于BP-2，應(yīng)屬于試驗(yàn)結(jié)果的離散誤差范圍.因此，SMA 絲被動(dòng)和主動(dòng)加固主要能提高圓柱的延性，但對(duì)承載力提高的作用不大.

表3 試驗(yàn)結(jié)果匯總Tab.3 Summary of test results

4.3 強(qiáng)度衰減

各試件在不同位移下的強(qiáng)度衰減如圖10 所示.圖中κ 軸表示各位移幅第3 次循環(huán)下試件水平力強(qiáng)度的衰減系數(shù)，其中各值為正負(fù)兩個(gè)方向衰減系數(shù)的均值.當(dāng)水平位移達(dá)到28 mm 時(shí)，BP-1 開(kāi)始出現(xiàn)明顯的強(qiáng)度衰減，最后強(qiáng)度衰減達(dá)20%以上，而此階段BP-2 和BP-3 的強(qiáng)度均在95%以上，表明SMA絲的約束作用有效減緩并控制了試件的強(qiáng)度衰減.BP-2 和BP-3 的強(qiáng)度出現(xiàn)明顯衰減分別是在水平位移達(dá)36 mm 和52 mm 后，表明SMA 絲主動(dòng)加固對(duì)墩柱在循環(huán)荷載作用下強(qiáng)度衰減的控制更為顯著.

圖10 試件強(qiáng)度衰減曲線圖Fig.10 Curves of strength degradation of specimens

4.4 耗能特性

耗能特性可由滯回環(huán)包圍面積體現(xiàn).圖11 為3個(gè)試件累積能耗（Ehyst）隨加載位移的變化條形圖.

圖11 試件累計(jì)耗能Fig.11 Curves of cumulative energy dissipation of specimeas

從圖中看到，在水平位移達(dá)到12 mm 時(shí)，3 個(gè)試件的累計(jì)耗能幾乎相同，表明試件在產(chǎn)生主要斜裂縫前各試件的耗能基本相同；12 mm 以后，加固件均比原試件的累計(jì)耗能高，并且在水平位移為44 mm時(shí)，加固試件BP-2 和BP-3 的累計(jì)耗能分別為42.6 kN·m 和 44.4 kN·m，相較于原試件 BP-1（40.1 kN·m），分別提升了6.2%和10.7%.可以發(fā)現(xiàn)同一位移幅值下，SMA 絲對(duì)墩柱的耗能有一定的提升，并且呈現(xiàn)出主動(dòng)加固試件耗能能力優(yōu)于被動(dòng)加固試件，但提升程度有限，這是由于目前的SMA 絲纏繞間距相對(duì)較大，導(dǎo)致給墩柱混凝土提供的圍壓較小，因此在后續(xù)研究中可考慮不同SMA 絲間距的影響.

4.5 殘余位移

殘余位移反應(yīng)試件的自復(fù)位能力，其大小為荷載-位移滯回曲線卸載段與水平坐標(biāo)軸交點(diǎn)的橫坐標(biāo)值.取每一位移幅值3 次循環(huán)后的平均值作為該位移幅值下的殘余位移，如圖12 所示.

圖12 試件殘余位移曲線Fig.12 Curves of residual displacement of specimens

當(dāng)水平位移達(dá)到8 mm 之前，試件處于彈性階段，復(fù)位能力強(qiáng)，各試件的殘余位移漂移比0.1%以下，可以忽略不計(jì).當(dāng)位移達(dá)到12 mm 后，試件殘余位移增速變大，3 條曲線走勢(shì)出現(xiàn)差異：相同位移幅值下，殘余位移最小為BP-3，其次為BP-2，最大為BP-1.其中，44 mm 位移下，相較于 BP-1，BP-2 的殘余位移減小了 7.1%，BP-3 的殘余位移減小了10.4%.這表明在SMA 絲的約束作用下，試件的殘余變形得到了一定的控制，且主動(dòng)約束作用下的殘余位移更小.在此，同樣可以發(fā)現(xiàn)主動(dòng)加固試件和被動(dòng)加固試件的殘余位移減小程度仍然是有限的，說(shuō)明SMA 絲的加固體積率仍需要提高.

4.6 與既有試驗(yàn)對(duì)比

將類似研究的試驗(yàn)結(jié)果與本試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表4 所示.從表中對(duì)比結(jié)果可知，SMA 提供的主動(dòng)圍壓越大，試件的整體性能提升越好.這是由于SMA 約束墩柱，使混凝土處于三向受壓，提高了混凝土抗壓性能，理論上在一定范圍內(nèi)，約束圍壓越大，混凝土性能提高得越好.而SMA 主動(dòng)約束墩柱，使混凝土初始受一定的三向壓力，后續(xù)由于混凝土的膨脹導(dǎo)致SMA 產(chǎn)生被動(dòng)約束力，圍壓進(jìn)一步增加，因此，約束混凝土在某一膨脹應(yīng)變下，SMA 主動(dòng)約束試件的圍壓高于被動(dòng)約束試件的圍壓，最后導(dǎo)致主動(dòng)加固試件的抗震性能更好.

表4 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparison of test results

另外，主動(dòng)圍壓的大小并不與試件承載力和初始剛度等性能正相關(guān)，這可能是SMA 絲的性能和尺寸以及墩柱尺寸和參數(shù)的不同導(dǎo)致的.

5 結(jié) 論

本文采用國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA 絲加固鋼筋混凝土圓柱，通過(guò)擬靜力試驗(yàn)，研究了SMA 絲被動(dòng)加固和主動(dòng)加固鋼筋混凝土圓柱的加固效果，主要得到以下結(jié)論：

1）國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA 絲在常溫下施加預(yù)應(yīng)變后應(yīng)用于鋼筋混凝土圓柱的加固中，能提供較大的主動(dòng)約束力，避免機(jī)械張拉，是一種有效的主動(dòng)約束加固方法.

2）SMA 絲主動(dòng)約束作用能有效抑制豎向裂縫的開(kāi)展，相比被動(dòng)加固試件損傷程度要輕，而在各變形下未加固試件的損傷程度均比加固試件嚴(yán)重.

3）SMA 絲無(wú)論被動(dòng)加固或主動(dòng)加固混凝土圓柱，均能提高圓柱的延性和耗能能力，但主動(dòng)加固提高的幅度更大，說(shuō)明國(guó)產(chǎn)NiTiNb-SMA 絲提供的預(yù)應(yīng)力更能有效提高圓柱的延性和耗能能力.對(duì)比原試件，主動(dòng)約束試件的位移延性提高了27.8%，累計(jì)耗能提高了10.4%，提升效果較明顯.

4）SMA 絲加固圓柱可有效延緩圓柱的強(qiáng)度衰減，減小墩柱震后殘余位移.并且主動(dòng)加固對(duì)強(qiáng)度衰減的控制更好，殘余位移也更小.