NiTiNb-SMA 絲主動加固RC 圓柱抗震性能試驗

潘盛山，樂銳，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)生的破壞會對人類生命和財產(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題，如何對其進(jìn)行抗震加固是近年關(guān)注的主要課題.研究表明[1]，主動約束法對鋼筋混凝土（RC）橋墩性能的提升明顯優(yōu)于被動約束方法，這是因為預(yù)應(yīng)力的主動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﹣韺?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題.然而，采用形狀記憶合金（Shape memory alloy，簡稱SMA）對混凝土墩柱進(jìn)行主動加固，可以利用其熱力學(xué)特性完成對墩柱預(yù)應(yīng)力的施加，避免傳統(tǒng)張拉機(jī)具的使用，操作更為簡便，是一種新穎的主動加固方法.另外，SMA 絲可提供較穩(wěn)定預(yù)應(yīng)力，并通過多個體型較小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 作為螺旋箍筋對墩柱進(jìn)行軸壓試驗，研究是否熱激勵驅(qū)動及不同預(yù)應(yīng)變的SMA 對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]通過軸壓試驗對比了主、被動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 絲來主動約束墩柱：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、鋼套箍等加固對比柱，通過軸壓試驗和擬靜力試驗來研究加固柱的性能，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]，與國外生產(chǎn)的NiTiNb-SMA 的研究結(jié)果不同，國內(nèi)的研究[18]表明國產(chǎn)NiTiNb-SMA 卻在高于馬氏體相變開始溫度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，國產(chǎn)NiTiNb-SMA 加固混凝土墩柱的效果如何，需通過試驗來進(jìn)行驗證和探討.本文采用國產(chǎn)NiTiNb-SMA，在常溫下進(jìn)行預(yù)張拉后對混凝土圓柱進(jìn)行加固，通過擬靜力試驗研究國產(chǎn)NiTiNb-SMA 絲主動和被動加固混凝土墩柱對抗震性能的影響.

1 NiTiNb-SMA 的主動加固原理

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，國產(chǎn)NiTiNb-SMA 在常溫下為奧氏體狀態(tài)（起始A 點(diǎn)），通過機(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，通過熱激勵誘發(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）.如果在熱激勵恢復(fù)形變的過程中SMA 受到約束，則會產(chǎn)生回復(fù)力；回復(fù)力施加到結(jié)構(gòu)上，即可實(shí)現(xiàn)對結(jié)構(gòu)的主動加固.

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

2 試驗設(shè)計

2.1 NiTiNb-SMA 絲材料參數(shù)

本文試驗采用北京有研醫(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

根據(jù) SMA 加固墩柱的類似研究[9，13，19-20]，已有試驗中對每種研究變量均設(shè)置一個試件作為研究對象.為了研究國產(chǎn)NiTiNb-SMA 的主動約束效果，與合金絲被動約束影響區(qū)分開，本試驗設(shè)置了原試件和無預(yù)應(yīng)力的被動加固試件作為對比，共制作了3個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)測均值為39.3 MPa.鋼筋強(qiáng)度通過MTS 試驗機(jī)測得，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.

試件的編號為BP-1、BP-2 和BP-3.BP-1 為未加固的對比試件，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，為被動加固試件；BP-3 采用熱激勵，為主動加固試件.

由于預(yù)變形張拉裝置的行程限制（單根SMA 絲長度不超過1.5 m），NiTiNb-SMA 絲分成多段預(yù)張拉后再通過U 型箍連接到一起，按設(shè)計間距在墩柱的塑性鉸區(qū)纏繞好，其上下端亦通過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 絲加固墩柱熱激勵控制Fig.3 Thermal excitation control of column retrofitted with SMA wires

2.3 SMA 熱激勵控制

纏繞在墩柱上的SMA 絲經(jīng)歷熱激勵的高幅度升、降溫過程，由于很難直接測試其回復(fù)應(yīng)力，因此先對單根直線SMA 絲的激勵電流強(qiáng)度、激勵溫度及回復(fù)應(yīng)力進(jìn)行試驗研究（試驗裝置如圖4 所示），試驗結(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)過多次試驗驗證，結(jié)果表明熱激勵溫度為200 ℃時，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SMA 絲時，通過控制電流強(qiáng)度和測試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 絲熱激勵試驗裝置Fig.4 Single SMA wire thermal excitation test device

2.4 擬靜力試驗裝置與加載方案

擬靜力試驗裝置如圖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 擬靜力試驗裝置Fig.5 Quasi-static test equipment

根據(jù)參考文獻(xiàn)[21]對國內(nèi)舊橋橋墩的參數(shù)統(tǒng)計得知，橋墩的軸壓比范圍為0.06 ～0.15，考慮到實(shí)驗室的加載設(shè)備條件，本文3 個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，試驗過程中保持恒定.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 試驗現(xiàn)象

3 個試件在試驗過程中的破壞現(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，主動約束試件BP-3 遲于被動約束試件BP-2，再明顯遲于原試件BP-1，表明SMA絲增加了試件的延性，并且主動加固的試件增加效果更為明顯.

3 個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)字對應(yīng)加載位移下主要裂縫發(fā)展的走勢線.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，同時也降低了局部損傷程度.

表2 各試件試驗過程破壞現(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 個試件的滯回曲線如圖8（a）～（c）所示.對比原試件BP-1，兩個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 個試件在初始加載階段曲線幾乎重合，表明SMA 絲并沒有明顯改變墩柱的初始剛度，因此不會改變結(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BP-3 在76 mm 位移循環(huán)下破壞，主動約束作用主要體現(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%時對應(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，其中主動約束作用的增幅更明顯.對比各試件的承載力，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%，這表明試驗中所采用的圍壓水平對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)屬于試驗結(jié)果的離散誤差范圍.因此，SMA 絲被動和主動加固主要能提高圓柱的延性，但對承載力提高的作用不大.

表3 試驗結(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)兩個方向衰減系數(shù)的均值.當(dāng)水平位移達(dá)到28 mm 時，BP-1 開始出現(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 絲主動加固對墩柱在循環(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個試件累積能耗（Ehyst）隨加載位移的變化條形圖.

圖11 試件累計耗能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，3 個試件的累計耗能幾乎相同，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耗能高，并且在水平位移為44 mm時，加固試件BP-2 和BP-3 的累計耗能分別為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 絲對墩柱的耗能有一定的提升，并且呈現(xiàn)出主動加固試件耗能能力優(yōu)于被動加固試件，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.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，且主動約束作用下的殘余位移更小.在此，同樣可以發(fā)現(xiàn)主動加固試件和被動加固試件的殘余位移減小程度仍然是有限的，說明SMA 絲的加固體積率仍需要提高.

4.6 與既有試驗對比

將類似研究的試驗結(jié)果與本試驗結(jié)果進(jìn)行對比，如表4 所示.從表中對比結(jié)果可知，SMA 提供的主動圍壓越大，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 主動約束試件的圍壓高于被動約束試件的圍壓，最后導(dǎo)致主動加固試件的抗震性能更好.

表4 試驗結(jié)果對比Tab.4 Comparison of test results

另外，主動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

本文采用國產(chǎn)NiTiNb-SMA 絲加固鋼筋混凝土圓柱，通過擬靜力試驗，研究了SMA 絲被動加固和主動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，能提供較大的主動約束力，避免機(jī)械張拉，是一種有效的主動約束加固方法.

2）SMA 絲主動約束作用能有效抑制豎向裂縫的開展，相比被動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 絲無論被動加固或主動加固混凝土圓柱，均能提高圓柱的延性和耗能能力，但主動加固提高的幅度更大，說明國產(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.對比原試件，主動約束試件的位移延性提高了27.8%，累計耗能提高了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.并且主動加固對強(qiáng)度衰減的控制更好，殘余位移也更小.