謝啟芳，浩文明，徐敦峰，王越眾

(1. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院；結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710055；2. 鄭州大學(xué)綜合設(shè)計(jì)研究院有限公司，鄭州 450000)

磚石古塔作為中國(guó)古建筑的杰出代表，是歷史發(fā)展中寶貴的文化遺產(chǎn)，代表著中國(guó)歷史、宗教、藝術(shù)等各方面的發(fā)展，同時(shí)也具有極高的科研價(jià)值[1-3]。然而，由于古代建筑技術(shù)與材料的限制和長(zhǎng)年累月的風(fēng)雨洗禮及地震破壞，磚石古塔傷痕累累，甚至已瀕臨倒塌[4-5]，古塔結(jié)構(gòu)的保護(hù)已成為亟待研究的課題。隨著經(jīng)濟(jì)的不斷發(fā)展，古建筑的保護(hù)與傳統(tǒng)文化的弘揚(yáng)已深入人心，磚石古塔的保護(hù)也得到了重視和更多的投入。

磚石古塔的破壞形式主要為墻體開(kāi)裂，裂縫的存在嚴(yán)重影響了古塔的整體性，對(duì)此，工程上主要采用灌漿、勾縫和植筋的加固方式[6-8]。灌漿加固可填充古塔內(nèi)部的裂縫，從而提高古塔的密實(shí)性和整體性，但由于灌漿料與原材料不同，易產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。植筋加固能有效提高墻體的抗剪承載力、延性和耗能能力，但因其是在墻體開(kāi)槽植筋，造成了墻體的破壞?，F(xiàn)有的加固方法僅針對(duì)存在裂縫的部位進(jìn)行加固，并不能限制墻體裂縫的進(jìn)一步發(fā)展，且很難滿(mǎn)足古塔“最小干預(yù)”的保護(hù)原則。形狀記憶合金(Shape Memory Alloy，簡(jiǎn)稱(chēng)SMA)由于具有獨(dú)特的形狀記憶效應(yīng)、超彈性和高阻尼等良好的物理力學(xué)性能[9-10]，已應(yīng)用于結(jié)構(gòu)抗震加固研究中，包括磚石古塔結(jié)構(gòu)。王鳳華等[11]針對(duì)古塔設(shè)計(jì)了一種新型SMA阻尼器，該阻尼器能有效降低古塔結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)。趙祥等[12]根據(jù)不同數(shù)量、長(zhǎng)度的SMA絲設(shè)計(jì)了3種SMA阻尼器，通過(guò)古塔模型的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，表明SMA阻尼器能吸收部分地震能量，并能有效防止塔體的變形和開(kāi)裂，但該阻尼器安裝于塔體的外部，通過(guò)沿塔身豎向的鋼索與阻尼器相連，嚴(yán)重影響了古塔的外觀。王社良等[13]利用SMA的超彈性，設(shè)計(jì)了一種形狀記憶合金復(fù)合懸擺減震系統(tǒng)，并通過(guò)小雁塔模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)驗(yàn)證了該減震系統(tǒng)優(yōu)越的減震性能，該方法將阻尼器安裝于古塔內(nèi)部，避免了對(duì)古塔外觀的影響。SMA阻尼器可利用SMA的超彈性吸收和耗散能量，進(jìn)而降低古塔的地震響應(yīng)，但其存在造價(jià)貴與影響古塔外觀等問(wèn)題。

筆者所在課題組前期開(kāi)展了不同大小洞口古塔墻體模型的擬靜力試驗(yàn)[14]，墻體模型均發(fā)生剪切型破壞，沿斜向產(chǎn)生“X”型裂縫。針對(duì)磚石古塔墻體的破壞特征，提出采用SMA絲對(duì)古塔墻體進(jìn)行抗震加固的新技術(shù)，通過(guò)SMA絲消耗原本由古塔墻體損傷所消耗的能量來(lái)達(dá)到降低墻體損傷的目的，并通過(guò)沿對(duì)角線(xiàn)布置的SMA絲來(lái)約束墻體變形，從而提高墻體的整體性，通過(guò)將SMA絲設(shè)置于古塔墻體內(nèi)側(cè)來(lái)避免對(duì)古塔外觀的影響，并結(jié)合灌漿、勾縫等方法加固塔體外部角區(qū)，且SMA絲外接的加固件和錨固件便于拆卸，也可作為古塔的臨時(shí)性加固方法。通過(guò)2個(gè)加固古塔磚墻試件及其對(duì)比試件的低周反復(fù)加載試驗(yàn)，對(duì)比分析其破壞形態(tài)、滯回性能、承載力、變形能力、剛度退化規(guī)律、延性及耗能能力等抗震性能，為古塔墻體抗震加固提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)包含3片古塔墻體模型，古塔墻體模型是以西安小雁塔第7層為原型，按1∶2的比例制作的縮尺模型。試件具體尺寸如圖1所示，墻體模型的厚度為370 mm。

圖1 試件尺寸(單位：mm)

試件W-1為未加固對(duì)比試件，考慮到市面上常見(jiàn)的SMA元件包括SMA絲和SMA棒，SMA絲較SMA棒具有更穩(wěn)定的滯回性能和良好的耗能能力，因此，選用6根直徑為2 mm的SMA絲制成絲束作為加固元件，試件W-2和W-3為SMA絲加固試件，其中，試件W-2的原試件與試件W-1相同，試件W-3的原試件為試件W-1加載后的試件?？紤]到墻體的破壞形態(tài)、SMA絲耗能等因素，SMA絲加固采用沿墻體對(duì)角線(xiàn)布置長(zhǎng)度為14 mm的合金絲束，合金絲束通過(guò)合金絲夾具固定，SMA絲夾具由課題組自行設(shè)計(jì)，固定6根直徑為2 mm SMA絲的夾具在測(cè)試過(guò)程中未出現(xiàn)SMA絲滑移現(xiàn)象，可靠度較高。合金絲夾具與固定于墻體的直徑16 mm高強(qiáng)螺桿連接，高強(qiáng)螺桿的剛度遠(yuǎn)大于SMA絲，在加載過(guò)程中，高強(qiáng)螺桿產(chǎn)生微小的變形，較SMA絲的變形可忽略不計(jì)，因此，組合桿件中的SMA絲依然具備超彈性特性。SMA絲加固古塔墻體、SMA絲和夾具連接細(xì)部構(gòu)造和螺桿固定構(gòu)造分別如圖2、圖3和圖4所示。由于SMA絲的超彈性特性，當(dāng)墻體加載時(shí)，受拉伸的SMA絲應(yīng)變逐漸增大，在應(yīng)變?cè)龃蟮倪^(guò)程中消耗能量，進(jìn)而減小原本由墻體損傷所消耗的能量，由于經(jīng)過(guò)加卸載訓(xùn)練的SMA絲幾乎不存在殘余變形，受壓縮的SMA絲應(yīng)變逐漸恢復(fù)。

圖2 SMA絲加固試件示意圖Fig.2 Schematic diagram of SMA wire reinforced

圖3 SMA絲和夾具連接細(xì)部構(gòu)造圖Fig.3 Detailed structural drawing of SMA wire

圖4 螺桿固定構(gòu)造圖Fig.4 Screw fixing structure

1.2 材料力學(xué)性能

古塔墻體試件通過(guò)糯米灰漿和青磚砌筑而成，灰縫厚度為10 mm。青磚的抗壓強(qiáng)度根據(jù)《砌墻磚試驗(yàn)方法》(GB/T 2542—2012)[15]測(cè)得，其平均值為7.04 MPa。糯米灰漿的抗壓強(qiáng)度根據(jù)《建筑砂漿基本性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 70—2009)[16]測(cè)得，其平均值為1.07 MPa。

表1 SMA絲主要成分及含量Table 1 Main composition and content of SMA wire

圖5 SMA絲循環(huán)加載結(jié)果Fig.5 Cyclic loading results of SMA

圖6 SMA絲能量耗散Fig.6 Energy dissipation of SMA

為了使SMA絲保持穩(wěn)定的完全超彈性狀態(tài)(消除殘余變形)并進(jìn)一步研究其力學(xué)性能，對(duì)6根形狀記憶合金絲在關(guān)鍵應(yīng)變幅值0.12下進(jìn)行了加卸載訓(xùn)練(循環(huán)加載試驗(yàn))。根據(jù)圖7所示的方法計(jì)算SMA絲的力學(xué)性能，具體數(shù)值見(jiàn)表2。

圖7 SMA絲力學(xué)性能測(cè)試Fig.7 Mechanical properties test of SMA

表2 SMA絲力學(xué)性能指標(biāo)Table 2 Mechanical properties of SMA wire

1.3 試件加載與量測(cè)方案

試驗(yàn)前先進(jìn)行預(yù)加載以檢查儀器，預(yù)加載值為開(kāi)裂荷載的20%。試件加載裝置如圖8所示。試驗(yàn)采用低周反復(fù)加載，豎向施加0.24 MPa的均布荷載，依據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[18]，水平方向采用位移控制方式加載。按0.5 mm的級(jí)差增加位移，每級(jí)循環(huán)3次，當(dāng)墻體承載力下降15%以上時(shí)，認(rèn)為試件破壞。

圖8 試驗(yàn)加載裝置示意圖Fig.8 Schematic diagram of test loading

位移傳感器的布置如圖9所示。所有位移傳感器均設(shè)置在前后兩側(cè)，以消除彎曲的影響。傳感器S1測(cè)量墻體底部的滑動(dòng)，傳感器S2～S4測(cè)量墻體的面內(nèi)橫向變形，傳感器S5～S10檢測(cè)墻體的對(duì)角裂紋，傳感器S11測(cè)量橫向裂紋長(zhǎng)度，并仔細(xì)記錄裂紋的開(kāi)展路徑。

圖9 傳感器布置圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 W-1試件

位移為0.6 mm時(shí)，磚拱中部出現(xiàn)豎向細(xì)裂縫，這是由于磚拱部位青磚特殊的排列方式與洞口的存在導(dǎo)致截面的削弱引起的。隨著位移的增加，裂縫向上沿灰縫延伸3匹磚。位移為1.5 mm時(shí)，磚拱頂部半圓范圍內(nèi)，出現(xiàn)較多細(xì)裂縫。位移增加到3.5 mm時(shí)，墻體中部細(xì)裂縫向上延伸了7匹磚，距頂部?jī)H剩4匹磚，同時(shí)，墻體左下角和右下角最外層磚出現(xiàn)了豎向灰縫破壞，墻體內(nèi)部個(gè)別磚塊被壓壞。位移達(dá)到5.0 mm時(shí)，磚拱部位灰漿掉落嚴(yán)重，磚塊位置錯(cuò)動(dòng)不大，其他部位沒(méi)有明顯的破壞。位移繼續(xù)增加，墻體高度1/3附近(約為洞口頂部高度)洞口兩側(cè)墻體出現(xiàn)了大量豎向裂縫和45°斜向裂縫，且發(fā)展很快。位移達(dá)到8.0 mm時(shí)，裂縫發(fā)展到墻體底部，寬度增加至3 mm，并向上延伸到墻體高度的2/3，數(shù)量和寬度均小于下部，墻體上部裂縫寬度約為2 mm。位移達(dá)到9.0 mm時(shí)，左右均形成高瘦的“X”型主裂縫，墻體承載力開(kāi)始快速下降，位移達(dá)到11.5 mm時(shí)，試件破壞，加載結(jié)束。

2.2 W-2試件

位移為0.6 mm時(shí)，拱頂出現(xiàn)剪切裂縫，這與未加固墻體現(xiàn)象類(lèi)似。位移為1.5 mm時(shí)，拱頂裂縫向上延伸2匹磚，墻體1/2高度靠近兩邊的范圍內(nèi)豎向灰縫出現(xiàn)裂縫。位移為4.0 mm時(shí)，兩邊的豎向裂縫繼續(xù)增多，墻體上部中間也出現(xiàn)裂縫，對(duì)角線(xiàn)附近一定范圍內(nèi)沒(méi)有出現(xiàn)裂縫。位移為6.0 mm時(shí)，墻體右邊出現(xiàn)斜向貫穿裂縫，加固范圍內(nèi)仍沒(méi)有裂縫，這說(shuō)明了SMA絲加固能夠限制裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展。位移為8.0 mm時(shí)，右邊裂縫發(fā)展到底部，此時(shí)，中部裂縫寬度約為2 mm，明顯小于未加固墻體的裂縫，且裂縫并未出現(xiàn)明顯向上延伸的趨勢(shì)；左邊也出現(xiàn)類(lèi)似裂縫，個(gè)別小裂縫跨過(guò)對(duì)角線(xiàn)加固部位。位移為10.0 mm后，裂縫不斷延伸并迅速加寬，兩條主裂縫錯(cuò)動(dòng)有限。位移為14.5 mm時(shí)，因試件破壞嚴(yán)重，試驗(yàn)結(jié)束。

2.3 W-3試件

試件W-3自身已經(jīng)帶有裂縫，無(wú)法觀察裂縫的開(kāi)展情況，僅觀察其變形情況。隨著加載進(jìn)行，閉合的裂縫再次張開(kāi)。位移為4.0 mm時(shí)，兩邊的“X”型裂縫再次形成，被裂縫分割成的各個(gè)小塊都繞“X”型裂縫交點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)，位移越大，轉(zhuǎn)動(dòng)效果越明顯，裂縫的寬度也越大；位移為6.0 mm時(shí)，洞頂?shù)拇u在往復(fù)荷載中逐漸下落；位移為8.0 mm時(shí)，裂縫不斷加寬，中部裂縫寬度超過(guò)3 mm；位移為11.5 mm時(shí)，洞口上部磚塊有掉落的危險(xiǎn)，為保護(hù)洞口中的導(dǎo)線(xiàn)，墊入木塊；最終，位移為14.5 mm時(shí)，墻體左下角破壞，試驗(yàn)結(jié)束，整個(gè)過(guò)程中灰縫有嚴(yán)重的壓碎、掉落現(xiàn)象。

3片墻體達(dá)到破壞狀態(tài)的裂縫分布如圖10所示。3片墻體均發(fā)生剪切型破壞，說(shuō)明SMA絲加固并未改變古塔墻體的破壞模式，這與注漿加固古塔墻體得到的結(jié)論一致[6]。

圖10 試件破壞形態(tài)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線(xiàn)

3組試件的滯回曲線(xiàn)如圖11所示。

圖11 荷載位移曲線(xiàn)Fig.11 Load-displacement

由于墻體相對(duì)地面滑移和墻體開(kāi)裂的影響，各試件均出現(xiàn)了明顯的捏攏現(xiàn)象，滯回環(huán)呈反“S”型，當(dāng)試件達(dá)到峰值荷載時(shí)，滯回曲線(xiàn)的捏攏效應(yīng)更加明顯，卸載時(shí)曲線(xiàn)出現(xiàn)了明顯的剛度退化現(xiàn)象。

試件W-3損傷嚴(yán)重，灰縫壓碎掉落，導(dǎo)致捏攏點(diǎn)更低，捏攏現(xiàn)象更嚴(yán)重。相比于完好試件，滯回環(huán)的面積大大降低，說(shuō)明大量灰縫經(jīng)反復(fù)荷載作用，已經(jīng)被壓碎和掉落，致使摩擦系數(shù)降低，位移小于10 mm時(shí)的加載剛度很小。

3.2 骨架曲線(xiàn)

各試件的骨架曲線(xiàn)如圖12所示，骨架曲線(xiàn)特征點(diǎn)見(jiàn)表3。各特征點(diǎn)按照文獻(xiàn)[19]的方法確定，其中，屈服點(diǎn)按照能量等值法計(jì)算，極限點(diǎn)取峰值荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的點(diǎn)。位移延性系數(shù)μ取極限位移與屈服位移的比值。

圖12 骨架曲線(xiàn)

由圖12和表3可知：

表3 各試件骨架曲線(xiàn)特征點(diǎn)

1)采用SMA絲加固墻體的骨架曲線(xiàn)在形式上與未加固墻體的相同，均可分為彈性段、開(kāi)裂段和滑移段。

2)正向加載時(shí)，試件W-2的峰值荷載較試件W-1提高了16.92%，正、負(fù)向加載極限位移分別增加了22.66%和24.43%，表明SMA絲加固能夠有效提高古塔墻體的承載力和變形能力。

3)試件W-3與W-1相比，由于試件W-3為損傷試件，墻體的初始損傷降低了墻體的整體性和整體剛度，前期承載力和剛度低于試件W-1，但試件W-3的極限位移在正、負(fù)向加載過(guò)程中均高于試件W-1，試件W-3的承載能力接近甚至超過(guò)了完好墻體，正向加載時(shí)，試件W-3的極限承載力明顯高于試件W-1，表明SMA絲加固損傷墻體能夠顯著提高其延性，且后期承載力甚至超過(guò)了完好墻體。

4)正、負(fù)加載過(guò)程中，試件W-2和W-3的極限位移較試件W-1均有一定提高，試件W-3的初始損傷主要為洞口兩側(cè)的高瘦“X”型主裂縫，加載過(guò)程中，裂縫張開(kāi)并不斷加寬、延伸，依然保持“X”型裂縫，因此，剛度和承載力低于完好墻體，隨著荷載的增加，SMA絲的約束作用逐漸增強(qiáng)，因此，后期承載力接近甚至超過(guò)完好墻體，試件W-2的承載力僅在正向加載過(guò)程中提升明顯，說(shuō)明負(fù)向加載所對(duì)應(yīng)的SMA絲還有待進(jìn)一步設(shè)計(jì)。

3.3 剪切變形分析

加固前后古塔墻體均發(fā)生剪切型破壞，剪切變形在墻體整體變形中占比較大，因此，有必要對(duì)墻體試件的剪切變形進(jìn)行分析。測(cè)量剪切變形的位移傳感器布置如圖9所示。采用式(1)計(jì)算各墻體試件的剪切變形[20]。

(1)

式中：γ為墻體試件的剪切角,rad；L和h分別為測(cè)量區(qū)域的邊長(zhǎng),mm；a1、a2、b1和b2為墻體兩對(duì)角線(xiàn)的伸長(zhǎng)量,mm。剪切變形計(jì)算示意如圖13所示。

圖13 剪切變形計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.13 Calculation diagram of shear

圖14顯示了3片墻體試件在其屈服點(diǎn)和峰值點(diǎn)洞口左側(cè)的剪切角(由于各剪切變形規(guī)律相同，僅給出洞口左側(cè)剪切變形的結(jié)果)。極限點(diǎn)的數(shù)據(jù)由于墻體裂縫過(guò)大導(dǎo)致失真，因此未列出。試件W-2的剪切角從加載初期就均小于試件W-1，表明SMA絲在加載初期已經(jīng)發(fā)揮作用，這是由于在加載前對(duì)SMA絲進(jìn)行了6%的預(yù)拉伸。隨著位移的增加，試件W-2的剪切角較試件W-1減小的幅度更大，這說(shuō)明SMA絲加固能夠有效限制墻體的剪切變形，且隨著位移的增加，SMA絲展現(xiàn)出更強(qiáng)的限制墻體剪切變形的能力。當(dāng)位移較小時(shí)，試件W-3的剪切角略大于試件W-1，隨著位移的增大，試件W-3的剪切角漸漸接近甚至小于試件W-1，這說(shuō)明SMA絲在剪切變形的限制上發(fā)揮了明顯的作用。

圖14 墻體試件剪切變形Fig.14 Shear deformation of wall

3.4 耗能能力

采用等效粘滯阻尼系數(shù)來(lái)評(píng)估古塔墻體的耗能能力[21]。

(2)

式中：Eh為古塔墻體所耗散的能量；Es為每次荷載作用下的應(yīng)變能。

圖15顯示了3片墻體試件的等效粘滯阻尼系數(shù)。由圖可知，試件W-1的初始等效粘滯阻尼系數(shù)最大，隨著位移的不斷增大，等效粘滯阻尼系數(shù)呈下降趨勢(shì)，這是由于墻體磚塊未經(jīng)機(jī)械壓縮或烘烤、墻體的初始?xì)堄嘧冃屋^大，也說(shuō)明隨著位移的增大，墻體的耗能逐漸降低。

圖15 等效粘滯阻尼系數(shù)Fig.15 Equivalent viscosity damping

試件W-2的阻尼系數(shù)均超過(guò)試件W-1(3 mm處除外)，這說(shuō)明試件W-2的耗能能力明顯高于試件W-1，同時(shí)也說(shuō)明SMA絲從試件加載初期便開(kāi)始參與耗能，這是由于SMA絲進(jìn)行了6%的預(yù)拉伸，在加載初期便具備較強(qiáng)的耗能能力。且在加載中后期，整體曲線(xiàn)保持平穩(wěn)并呈現(xiàn)緩慢上升趨勢(shì)，試件W-2的耗能可分為墻體耗能和SMA絲耗能，這說(shuō)明隨著位移的增加，SMA絲耗能不斷提高。

對(duì)比試件W-3和W-1，發(fā)現(xiàn)試件W-3初期的等效阻尼系數(shù)高于試件W-1末期，隨后快速下降并穩(wěn)定在0.1附近，在后期緩慢上升，接近試件W-1末期的水平。等效阻尼系數(shù)前期較高，可能是由于試件經(jīng)過(guò)整理，裂縫閉合，摩擦接觸面大，待裂縫再次張開(kāi)后，便快速下降。由于灰縫破壞程度更加嚴(yán)重，耗能能力較低，加載中后期，試件W-3的整體曲線(xiàn)保持平穩(wěn)并緩慢上升，與試件W-2的變化趨勢(shì)相同，說(shuō)明SMA絲耗能不斷提高，試件W-3的耗能明顯提升。

3.5 剛度退化

不同頂點(diǎn)位移下的側(cè)向剛度通過(guò)該點(diǎn)的割線(xiàn)剛度來(lái)表征。第i級(jí)割線(xiàn)剛度Ki按式(3)計(jì)算。

(3)

式中：+Fi、-Fi分別為正、負(fù)向峰值荷載；+Δi、-Δi分別為正、負(fù)向峰值荷載所對(duì)應(yīng)的位移。所有試件在不同側(cè)移角下的側(cè)向剛度見(jiàn)表4，側(cè)向剛度K退化曲線(xiàn)如圖16所示。

表4 各試件的側(cè)向剛度Fig.4 Lateral stiffness of specimens

圖16 剛度退化

由表4和圖16可知：

1)隨著位移的增加，墻體的剛度不斷減小，這是由于墻體在加載過(guò)程中產(chǎn)生了累積損傷；墻體開(kāi)裂段剛度迅速退化，退化速率不斷降低；到達(dá)滑移段后，試件剛度逐漸趨于穩(wěn)定，剛度退化速率逐漸減小，趨近于0。

2)試件W-2的初始剛度低于試件W-1，主要是由于砌體的離散性較大，試件間存在差異。試件W-2的后期剛度超過(guò)了試件W-1。試件W-2的剛度退化曲線(xiàn)較試件W-1更為平緩，這是由于SMA絲良好的拉伸性能，說(shuō)明SMA絲加固能在一定程度上改善墻體的脆性破壞，提高墻體的變形能力。

3)試件W-3的初始剛度(37.66 kN/mm)明顯低于試件W-1(89.98 kN/mm)，高于試件W-1的末期剛度(5.86 kN/mm)，這是因?yàn)樵嚰-3是由損傷試件經(jīng)過(guò)整理、裂縫閉合形成的。試件W-3的剛度退化曲線(xiàn)更為平緩，這說(shuō)明SMA絲能有效限制墻體裂縫的發(fā)展，減緩墻體的損傷發(fā)展。

3.6 SMA絲應(yīng)變

圖17 試件W-2和W-3的SMA絲應(yīng)變發(fā)展Fig.17 SMA wire strain development of specimens

(4)

由圖17可知：

1)SMA絲應(yīng)變隨著加載位移的增大而增大，在6 mm之前，曲線(xiàn)出現(xiàn)了較為明顯的拐點(diǎn)，這是由于墻體的開(kāi)裂引起SMA絲應(yīng)變快速增大，這也解釋了SMA絲的耗能和限制墻體剪切變形的能力隨位移的增大不斷增強(qiáng)。

2)SMA絲1的正、負(fù)峰值應(yīng)變分別為0.113和0.104，而SMA絲2的正、負(fù)峰值應(yīng)變分別為0.101和0.096，SMA絲1的應(yīng)變明顯超過(guò)SMA絲2，這是由于SMA絲在張拉過(guò)程中存在誤差而導(dǎo)致初始狀態(tài)有所不同，且在試件推拉過(guò)程中，SMA絲交替發(fā)揮作用(SMA絲1先于SMA絲2)引起墻體兩側(cè)損傷不同，這也說(shuō)明在正向加載過(guò)程中SMA絲發(fā)揮的作用更加明顯，也解釋了在正向加載過(guò)程中SMA絲加固更能有效提高墻體的承載力。

3)當(dāng)加載位移超過(guò)峰值位移后，SMA絲的應(yīng)變才達(dá)到峰值，說(shuō)明SMA絲的耗能能力在加載過(guò)程中發(fā)揮得較為充分，SMA絲應(yīng)變達(dá)到峰值后快速下降，這是由于墻體破壞嚴(yán)重導(dǎo)致SMA絲逐漸松弛，這同時(shí)也說(shuō)明了SMA絲在墻體加載過(guò)程中發(fā)揮了較大作用，可作為古塔墻體的有效保護(hù)措施。

4)在加載初始階段，試件W-3中SMA絲受到的拉力與試件W-2基本相當(dāng)，甚至超過(guò)試件W-2，但由于試件W-3帶有嚴(yán)重的初始損傷，試件W-3的初始剛度低于試件W-1，隨著位移的增加，試件W-2中SMA絲發(fā)揮的作用較試件W-3更為明顯。

4 結(jié)論

1)針對(duì)古塔墻體的破壞特征，提出SMA絲抗震加固古塔墻體的新技術(shù)。SMA絲的耗能隨著應(yīng)變幅值的增加近似線(xiàn)性增加，應(yīng)變幅值每增加1%，SMA絲的耗能約增加2.2 MJ/m3，SMA絲能吸收原本由墻體損傷所消耗的能量，起到保護(hù)古塔墻體的作用。

2)古塔墻體的擬靜力試驗(yàn)研究表明，由于SMA絲良好的拉伸性能，SMA絲加固雖未改變墻體的破壞形態(tài)，但在一定程度上可改善墻體的脆性破壞，限制裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展。

3)由于SMA絲極強(qiáng)的耗能能力，能有效分擔(dān)古塔墻體的損傷耗能，提升墻體的延性和耗能能力，SMA絲的耗能隨著位移的增加不斷增大。

4)SMA絲加固能有效提高古塔墻體的承載力和變形能力，墻體的承載力和極限位移分別從加固前的84.13 kN和11.48 mm提高到98.36 kN和14.08 mm，提高幅度分別為16.91%和22.65%。SMA絲加固損傷墻體的后期承載力和變形能力甚至超過(guò)了完好墻體，但其彈性段和開(kāi)裂段剛度和承載力明顯低于完好墻體，可考慮采用SMA絲和灌漿或勾縫等結(jié)合的復(fù)合加固方法提高墻體的剛度和承載力。

5)由于SMA絲進(jìn)行了6%的預(yù)拉伸，在加載初期就能有效限制墻體的剪切變形，且SMA絲限制墻體剪切變形的能力隨位移的增加而不斷增強(qiáng)。

6)由于試件數(shù)量有限，尚需進(jìn)一步研究SMA絲長(zhǎng)度、直徑等對(duì)墻體加固效果的影響，以便得到最優(yōu)的加固設(shè)計(jì)參數(shù)并提出相應(yīng)的設(shè)計(jì)公式。