EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF SELF-CENTERING SMA/ECC BRIDGE PIER
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摘要: 墩柱作为主要承重构件，其抗震能力对整个桥梁结构的安全至关重要。为了提高墩柱的变形能力、耗能能力及损伤自修复能力，减小墩柱震后的残余变形和损伤，实现震后不修复或者稍作修复就可恢复正常功能，提出了一种基于形状记忆合金(Shape memory alloy, SMA)和工程水泥基复合材料(Engineered cementitious composites, ECC)的新型自复位墩柱。利用SMA的超弹恢复性能，在墩柱的塑性铰区用SMA筋来替代普通纵向钢筋，来实现墩柱的自复位功能；利用ECC的应变硬化特性，ECC替代墩柱的塑性铰区普通混凝土，提高墩柱耗能能力并减少损伤。设计制作了5个试验试件，分别为普通钢筋混凝土墩柱、普通钢筋ECC墩柱、钢绞线普通混凝土墩柱、钢绞线ECC墩柱和形状记忆合金筋ECC墩柱，并进行低周反复加载试验，对比分析了不同墩柱的破坏模式、承载力、延性和耗能能力等抗震性能。研究结果表明：SMA材料能够增强结构的变形能力，提高结构的延性，减小结构残余变形；ECC材料能够提高结构延性，减缓裂缝的开展速度，提高结构的耗能能力。与普通钢筋混凝土墩柱相比，SMA/ECC墩柱不仅表现出较好的延性，且构件复位效果良好，显著减小了结构损伤，展现出更好的抗震性能。Abstract: The seismic capability of pier column is important to the safety of the whole bridge structure. To reduce residual deformation and damage, and to resume normal functions with no or minimal repair after earthquake, an innovative pier column with self-centering capability based on Shape Memory Alloy (SMA) and Engineering Cement Composite (ECC) was proposed. In the plastic hinge zone of the self-centering pier column, the longitudinal reinforcements and concrete were replaced by SMA bars and ECC. Therefore, the self-centering capability of the pier column can be achieved through SMA with the energy dissipation capacity being improved. Damage of pier column can be reduced by ECC with strain hardening characteristics. Five specimens were produced, i.e., ordinary reinforced concrete bridge pier (R/C-BP), reinforced ECC bridge pier (R/ECC-BP), steel strands reinforced bridge pier (SS/C-BP), steel strands reinforced ECC bridge pier (SS/ECC-BP), and SMA reinforced ECC bridge pier (SMA/ECC-BP). Based on low cyclic loading tests, the failure characteristics, bearing capacity, ductility and energy dissipation capability of pier column specimens were analyzed. The test results show that the SMA material can effectively enhance the displacement ductility coefficient and improve the ductility performance of the structure, and can reduce the residual deformation of the structure. The ECC material can significantly improve the ductility of the structure and reduce the speed of cracking and increase the energy dissipation capacity of the structure. Compared with the ordinary specimen, SMA-ECC pier column was less damaged with remarkable self-centering capability. Furthermore, it also exhibit excellent ductility and seismic performance.
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墩柱作为主要承重构件，其抗震能力对整个桥梁结构在灾变时的安全十分重要。普通钢筋混凝土桥墩在遭受强震时，易发生损伤甚至破坏[1-3]。通过对历次地震灾害分析表明，钢筋混凝土墩柱在震后会有较大的残余变形，塑性铰区混凝土容易开裂脱落，从而直接影响桥梁的正常使用，桥梁无法得到及时的修复，影响救灾工作的进行，从而造成更大的经济损失和伤亡情况[4-5]。
近年来，众多学者对桥梁结构的抗震性能进行研究[ 6-10]。YUAN等[6]研究了钢管混凝土墩柱的破坏、耗能能力和滞回性能。徐文靖等[7]研究了预埋灌浆套筒连接预制桥墩柱的抗震性能。戎贤等[8]研究了配置高强钢筋混凝土的墩柱的抗震性能。魏博、WANG等[9-10]研究摇摆桥墩的抗震性能，外部增加角钢进行耗能，进一步提高抗震性能，并且震后容易更换，修复便利。通过试验模拟得出，这些新型桥梁结构具有更好的抗震性能，且不修复或者少修复就可以正常使用。
形状记忆合金(shape memory alloys，SMA)具有形状记忆效应、超弹性、高耗能、耐腐蚀、耐疲劳等特性，可恢复应变可达6%~8%，远大于普通钢筋的0.2%。利用这种特性，可以有效提高结构的位移延性，减小残余变形，达到损伤自修复的功效。目前已有不少学者对SMA在桥梁结构中的应用进行了研究。BILLAH等[11]在墩柱的塑性铰区使用SMA，探究其对墩柱残余位移、延性及耗能能力的影响，并进行了动力时程分析。JAVIER等[12]在柱端塑性铰区采用高性能纤维混凝土和SMA，测试其在受压和侧向循环荷载下的性能，实验过程中未出现明显的裂缝，表现出良好的延性。SAIID等 [13]设计了一种可以拆卸的墩柱，在墩柱的塑性铰区进行拆卸，SMA在塑性铰区用来实现自复位和能量耗散，进行了振动台试验，之后再拆卸重新组装，重新试验，重新组装的试件和拆卸前的试件的试验结果并没有明显的差异，残余位移较小。部分学者通过预应力SMA丝来约束混凝土柱，使得柱子的延性、极限承载力、抗剪切能力和抗震能力等有所提高[14-17]。
ECC是工程水泥基复合材料的简称，其极限拉应变、抗压性能、抗弯性能、抗冻融循环性能和抗收缩性能较好。ECC的极限拉伸应变数值可以达到3%以上[18-19]。目前也已有不少学者对ECC进行了研究 。ECC短柱和普通混凝土短柱进行对比，在相同的加载条件下，ECC短柱表现出较小的损伤，更好的抗剪能力、塑性变形能力和抗震性能[20-21]。在桥梁墩柱的塑性铰区使用ECC，减少了ECC的使用成本，研究了塑性铰区高度等对其抗震性能的影响，发现抗裂性能、延性、刚度退化和抗震性能等均比普通混凝土好很多[22-25]。为进一步减少ECC的用量，在塑性铰区保护层外混凝土使用ECC，内部仍使用普通混凝土，和塑性铰区全部使用ECC相比，抗震性能、耗能能力、延性等没有显著不同[26-28]。将两者的优势结合起来，可解决混凝土开裂剥落和残余变形较大的问题，裂缝具有一定的愈合效果[29]。在墩柱的塑性铰区使用这两种材料，损伤程度和残余位移大大降低[30-32]。且这种方法已经开始从实验室慢慢走向实际工程[33-34]。
本文在墩柱塑性铰区使用形状记忆合金和ECC材料，充分发挥SMA的自复位性能、超弹性性能和耗能性能，以及ECC的高韧性和多缝开裂的延性性能，可以有效地降低地震对墩柱的损伤和破坏，提升结构的抗震性能。设计了5个墩柱构件，对构件进行低周往复加载，对比分析了各个构件承载能力、耗能能力、残余变形、延性等抗震性能。
1 试验概况
1.1 试件的基本尺寸
本次试验按照《混凝土结构设计规范》[35]和《建筑抗震试验方法规程》[36]的要求进行设计，SMA棒材直径采用和普通钢筋等面积替换；墩柱的塑性铰区采用SMA棒，通过《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/ T B02-01−2008)[37]中规定了塑性铰区长度的计算公式，计算得出本试验试件的塑性铰区长度，即SMA的长度，实际设计时在此基础上向上增加200 mm，向下增加150 mm以避免在塑性铰区边缘破坏，SMA棒的设计应变2%。共制作了5个构件，其中构件上部是长方体端头，尺寸为400 mm×300 mm× 300 mm，构件下部是长方体地梁，尺寸为1400 mm× 400 mm× 400 mm，中间部分为圆形柱身，直径是300 mm，长600 mm，各个试件具体参数信息见表1。图1为SMA试件的结构及配筋示意图。钢绞线试件结构示意图见图2，普通钢筋试件结构示意图见图3。其中钢筋和SMA之间采用直螺纹套筒连接，钢绞线则采用挤压锚固法进行两端锚固处理。
表 1 试件的基本参数Table 1. Details of specimens试件编号 受拉筋类型 塑性铰区材料 Z-R-C 普通钢筋 混凝土 Z-R-ECC 普通钢筋 ECC Z-G-C 钢绞线 混凝土 Z-G-ECC 钢绞线 ECC Z-SMA-ECC SMA ECC 1.2 材料性能
1.2.1 SMA
本试验中的SMA棒材均为回收所得，直径是16 mm，中间360 mm部分直径削弱为14 mm。材料主要成分为55.86%Ni和44.14%Ti，原材已经过热处理工艺。在试验开始前，将试件在100 ℃和0 ℃的水中各放置1 min，进行10次冷热循环，以此让SMA棒材的力学性能稳定。
按照应变幅值递增(1%、2%、…、5%)对SMA棒材进行拉伸试验，每一级循环加卸载1次，应变速率为0.0017 mm/s，环境温度为25 ℃。Ni-Ti SMA棒材随应变幅值增加应力-应变关系曲线见图4。
由图4可以看出，当应变幅值达到1%、2%时， SMA棒材基本没有残余变形，应变幅值达到3%、 4%时，材料的残余变形开始增大，但增大幅度较为缓慢，残余变形小于0.5%，此时材料具有良好的恢复性能。随着应变幅值的增加，材料的残余变形也逐渐增加，增长速率也在加快，当应变幅值为5%时，残余变形达到1%。可以得出，这一批回收的SMA棒材依然具有良好的自恢复能力。
1.2.2 ECC
按照表2的配合比来配置ECC，增强材料为聚乙烯醇纤维(PVA)。对3组(每组5个试件)280 mm×40 mm×13 mm的PVA-ECC薄板进行直接单轴拉伸试验，来研究分析其抗拉性能。
表 2 ECC配合比Table 2. The mix proportion of ECC成分 比例 成分 比例 水泥 1 减水剂 0.012 精细沙 0.5 增稠剂 0.00049 粉煤灰 0.11 消泡剂 0.00048 水 0.12 PVA纤维 0.02 试验开始前，在试件两端65 mm的范围用环氧树脂粘贴碳纤维布来进行加固，防止两端先破坏。在碳纤维布外面再粘贴40 mm×40 mm的铝板，做进一步的加固，避免夹具加持导致试件破坏。试验以位移控制进行加载，加载速率为0.2 mm/min，保持该速率匀速加载，直到试件破坏。图5和表3分别给出了ECC板拉伸应力-应变关系曲线和试验数据。
从图5和表3可以看出，由于ECC为多裂缝模式，所以在应力-应变关系曲线上有一段较长的平台，ECC的极限抗拉强度能够稳定达到4.5 MPa，极限拉应变能达到2.7%，要优于普通混凝土。但是ECC的弹性模量约为18 GPa，低于普通混凝土的(约30 GPa)。
1.2.3 钢筋、钢绞线和混凝土
本次试验中的钢筋为HRB400E螺纹筋材，试件下部地梁与上端端头部分纵筋直径为20 mm，箍筋直径为8 mm。中间柱身的纵向钢筋直径为14 mm，箍筋直径为10 mm。柱身钢筋材料性能试验实测结果如表4所示。
表 3 PVA-ECC直接拉伸试验结果Table 3. Direct tensile test results of PVA-ECC编号 试件数量 初裂
强度/MPa初裂
应变/(%)拉伸弹性
模量/GPa极限拉
应变/(%)极限抗拉
强度/MPa1 5 4.47 0.024 18.6 2.71 4.56 2 5 4.12 0.022 18.7 2.73 4.54 3 5 3.92 0.022 17.8 2.76 4.97 表 4 钢筋材料性能Table 4. The parameters of steel reinforcement钢筋用途 钢筋
直径/mm截面面积
/mm2屈服强度
fy/MPa极限强度
fu/MPa纵筋 14 153.9 436 586 箍筋 10 78.5 428 572 本次试验中钢绞线符合相关要求，是混凝土用钢绞线，钢绞线的直径为15.24 mm，钢绞线部分也分别截取3根500 mm的样品，来进行材料试验，试验方法根据《金属材料拉伸试验 第1部分 室温拉伸试验方法》(GB/T 228.1−2010)[38]有关规定来进行，实测值如表5所示。
表 5 钢绞线材料力学性能Table 5. The parameters of steel strand重量/kg 直径/mm 破断
负荷/kN抗拉
强度/MPa伸长率/(%) 弹性
模量/GPa3032 15.2 267 1910 4.4 195 墩柱ECC和混凝土材料的立方体试块抗压强度如表6所示。
1.3 加载装置
采用MTS电液伺服系统对各个试件进行低周水平往复加载，水平加载装置为100 t级的水平作动器，竖向加载装置为500 t级的竖向千斤顶。千斤顶上端有可移动的滑轮，保证在试验过程中施加稳定的轴向荷载。试验加载装置如图6所示。
表 6 混凝土和ECC强度平均值Table 6. The strength of concrete and ECC试验材料 混凝土 ECC 试块强度 41.3 MPa 30.4 MPa 1.4 测点布置及加载制度
位移计测量位置见图7。
本次试验是结构拟静力加载，正式加载前先进行预加载，以检验仪器、受力等是否正常。正式加载采用位移控制加载[39]，以层间位移角表示水平加载位移来进行控制加载，层间位移角所对应的层间水平位移见表7。构件未屈服前，每级加载循环1次。当加载到普通钢筋混凝土构件的屈服位移之后，再以普通钢筋混凝土的屈服位移进行控制加载，每级加载循环2次，直到构件承载力降至极限承载力的85%，加载停止。加载制度如图8所示。
表 7 试验加载制度Table 7. The loading system层间位移角/
rad层间
位移/mm层间位移角/
rad层间
位移/mm层间位移角/
rad层间
位移/mm0.002 1.5 0.024 18 0.064 48 0.004 3.0 0.032 24 0.072 54 0.006 4.5 0.040 30 0.080 60 0.008 6.0 0.048 36 0.088 66 0.016 12.0 0.056 42 − − 2 试验现象
2.1 试件Z-R-C
层间位移加载到+3 mm时，试件内侧开始出现裂缝。荷载为0时，裂缝闭合。层间位移加载到−3 mm时，试件外侧出现2条裂缝，卸载时裂缝闭合。层间位移加载到±12 mm时，内侧出现3条明显的主裂缝，最大宽度为1.5 mm。外侧也出现3条明显主裂缝，且在柱观察侧附近出现多条斜裂缝，最大裂缝宽度约0.5 mm。卸载时裂缝无法闭合。层间位移加载到±18 mm时，外侧底部混凝土有轻微翘曲现象，底部裂缝宽度最大。第二次加载到±18 mm时，内侧出现翘曲现象，外侧混凝土有小块剥落。层间位移加载到±24 mm时，试件内、外侧裂缝宽度已经超过裂缝宽度检测仪和宽度对比卡的量程，柱底部区域有大面积的翘曲现象，外侧柱底部混凝土翘曲现象越来越明显，但没有出现大面积混凝土剥落，试件内侧混凝土有剥落现象。第二次循环时，未出现明显变化，但两侧混凝土有小面积的剥落现象。层间位移加载到±30 mm，试件两侧根部位置的混凝土剥落现象越来越明显，层间位移加载到±42 mm时，试件承载力下降到其极限承载力的80%以下，两侧混凝土有大面积剥落，试件破坏。
2.2 试件Z-R-ECC
层间位移加载到±3 mm，构件两侧开始出现裂缝，卸载时裂缝闭合。层间位移加载到±6 mm时，裂缝有所发展，此时钢筋未屈服，虽有较多裂缝但没有明显的主裂缝，卸载时部分裂缝可闭合。卸载时未闭合裂缝最大宽度增加。层间位移加载到±12 mm时，卸载两侧裂缝均无法闭合。层间位移加载到±18 mm时，在距柱根25 cm处有1条较为明显的主裂缝，且柱身有1条较为明显的竖向裂缝，所有大裂缝附近都有许多微裂缝，卸载时微裂缝基本闭合。第二次循环时，外侧主裂缝附近的ECC有明显的翘曲现象。层间位移加载到±24 mm时，试件内侧出现主裂缝，主裂缝附近ECC翘曲现象越发明显。层间位移加载到±30 mm，试件两侧ECC部分都有明显的翘曲现象出现，但并没有剥落。在第一次+36 mm循环中，试件内侧距柱底5 cm~10 cm区域内出现2条较为明显的主裂缝。在第一次+42 mm循环中，试件内侧柱底部区域有一小块ECC剥落。卸载柱身有明显偏移。层间位移加载到±48 mm时，试件承载力已下降到极限承载里的80%以下，试件两侧ECC为有明显的剥落现象出现，试件破坏。
2.3 试件Z-G-C
层间位移加载到±1.5 mm时，试件开始出现裂缝。卸载时少量裂缝闭合。层间位移加载到±6 mm时，部分裂缝合成1条裂缝，有些裂缝已延展到柱观察面一侧。卸载时裂缝数量无变化。层间位移加载到±12 mm时，试件内测出现主裂缝，两侧新增裂缝相连。层间位移加载到±18 mm时，试件外侧有2条主裂缝。第二次循环时，试件内侧柱底区域有1条长裂缝出现，且此区域混凝土有翘曲现象，有部分混凝土剥落。层间位移加载到±24 mm时，试件两侧裂缝宽度无法测量，混凝土有开裂十分明显，试件外侧柱底部向上5 cm范围内混凝土开始小面积剥落。第二次循环时，两侧混凝土剥落现象严重，尤其外侧保护层厚度基本都已剥落。层间位移加载到±30 mm，试件破坏越发严重，试件保护层逐渐剥落，到最后可清晰看见试件两侧的箍筋和钢绞线。层间位移加载到54 mm时，试件承载力下降到极限承载力的80%以下，试件破坏，试件两侧混凝土剥落十分明显。
2.4 试件Z-G-ECC
层间位移加载到±3 mm时，开始出现裂缝。卸载时裂缝全部闭合。层间位移加载到±4.5 mm时，卸载部分裂缝闭合。层间位移加载到±6 mm时，两侧裂缝向柱观察面一侧发展，在柱观察面出现斜裂缝。层间位移加载到±12 mm时，试件内侧形成主裂缝，外侧形成密集的微裂缝。第二次循环时，卸载时裂缝均无法闭合。层间位移加载到±18 mm时，两侧形成主裂缝，且主裂缝附近出现许多微裂缝。第二次循环时，试件外侧距柱底向上约15 cm处ECC出现翘曲。层间位移第二次加载到±24 mm时，试件两侧裂缝宽度无法测量，但两侧ECC部分没有剥落和大面积剥落现象出现。层间位移加载到±30 mm后，试件破坏越来越严重， ECC翘曲现象越发严重，两侧柱身靠近上端区域混凝土也有翘曲现象发生，并带有轻微剥落现象，但ECC并没有明显的剥落现象。承载力开始下降，下降到极限荷载的88%。层间位移加载到±66 mm时，试件承载力下降到极限承载力的80%以下，试件破坏，但两侧ECC并没有明显的剥落。
2.5 试件Z-SMA-ECC
层间位移加载到±1.5 mm时，试件两侧开始出现裂缝，卸载时裂缝均未闭合。层间位移加载到±3 mm时，出现新增裂缝，卸载时新增裂缝闭合。层间位移加载到±6 mm时，试件内侧柱根部区域出现裂缝，部分裂缝相连形成通缝。外侧距柱底上方约10 cm处出现裂缝，其中1条在柱观察面一侧且是斜裂缝。卸载时部分裂缝闭合。层间位移加载到±12 mm时，裂缝周围出现了许多细小微裂缝，内侧通缝基本形成主缝。卸载时裂缝未闭合。层间位移加载到±18 mm时，试件外侧形成主裂缝。层间位移加载到±24 mm时，试件两侧裂缝宽度已无法测量。层间位移加载到±30 mm后，试件破坏越发严重，裂缝最大宽度不断增加。试件两侧ECC开裂严重，但无剥落现象发生。第一次加载到−42 mm时，试件内部有棒材断裂的声音，采集系统也显示承载力有一个突降。层间位移加载到±48 mm时，出现相同情况，至极限承载力的80%以下，试件破坏，两侧ECC并没有剥落现象发生。
3 试验结果及分析
3.1 滞回曲线
本实验各个试件的滞回曲线如图9(a)~图9(e)所示。从滞回曲线中可以看出：
1) 层间位移加到1.5 mm时，试件都处于弹性阶段，还没有屈服，从图像上看出，斜率未发生明显变化，刚度基本保持不变，当荷载为0时，试件残余位移也比较小。
2) 当试件加载位移变大时，试件都开始进入弹塑性阶段，会有裂缝出现，并且裂缝在慢慢发展蔓延，试件承载力不断增加，滞回环包裹的面积也在不断增大，而荷载-位移关系曲线中的斜率在降低，试件的刚度在不断下降。当荷载为0时，试件的残余形变增大。
3) 达到极限承载力后，所有试件的荷载-位移关系曲线斜率减小速率变快，刚度退化速度也越来越快，结构的残余形变不断增大。
4) 试件的循环次数最多的是Z-G-ECC，最少的是Z-R-C，其余由多到少依次为：Z-G-C、Z-SMA-ECC、Z-R-ECC。可以得出，ECC和钢绞线两种材料可以提高结构延性。
5) 极限承载力最大是Z-G-ECC，最小是Z-SMA-ECC，其余由大到小依次为：Z-G-C、Z-R-C、Z-R-ECC。等面积代换后，钢绞线使极限承载力有所提高，SMA试件承载最低，主要是由于试验所用SMA与钢绞线和普通钢筋相比，抗拉强度和弹性模量偏低。
6) 残余变形最小的是Z-SMA-ECC，Z-G-C和Z-G-ECC次之，表明钢绞线使试件具有一定的恢复能力，但效果并不十分明显，SMA具有较为明显的自复位能力。
3.2 骨架曲线
图10是试件骨架曲线的对比图，从中可以得出：
1) 5组试验试件经历了3个阶段，即弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。
2) 试件Z-R-C达到极限荷载后，其承载力迅速下降，其余4个构件承载力下降相对缓和，说明 SMA、钢绞线和ECC材料对试件的延性有所提高。
3) 忽略由于偏压导致的Z-R-C试件，观察其他构件，Z-G-ECC和Z-G-C的极限承载力比其余几组试件高，主要是由于钢绞线的抗拉强度上比普通钢筋和SMA的抗拉强度大。
3.3 桥墩柱端转角和塑性铰区截面的平均曲率
3.3.1 桥墩柱端转角
试件在试验中的倾斜程度，可以通过 柱端转角来观察，为测量出在各加载循环中塑性铰区上端的位移量，在试件非观察面的柱根向上300 mm处放置位移计，
由图11可以看出：
1) 层间位移加到6 mm之前，普通钢筋构件的初始转角比使用钢绞线和SMA构件大。
2) 对比Z-R-ECC、Z-SMA-ECC与Z-G-ECC破坏时的最大转角发现，钢绞线桥墩柱的最大转角比使用其他两种材料的桥墩柱的转角大。对比Z-R-C与Z-R-ECC和Z-G-C与Z-G-ECC发现，使用ECC材料的试件破坏时的转角比普通混凝土的试件大。
3.3.2 塑性铰区截面的平均曲率
构件屈服后，塑性较区会在柱身与地梁相交处逐渐形成，塑性铰区外的损伤都较小，可认为只发生了弹性变形。在一定程度上，柱端塑性较区的转动会影响墩柱的变形，一般柱端塑性铰区的转动用截面的平均曲率表示。在试件柱身左、右两侧距地梁上端300 mm处安放2个位移计，左、右两个位移计分别相距柱身左、右表面5 mm。由图12可以看出：
1) 每个加载循环的平均曲率和破坏时试件塑性铰区的平均曲率，ECC试件都比混凝土试件大，表明ECC增强柱端塑性铰区的转动形变能力，对试件延性有所提高，提高试件的抗震性能。
2) 对比Z-SMA-ECC、Z-G-ECC和Z-R-ECC这三组试件，钢绞线试件每级加载循环的平均曲率和试件破坏时塑性铰区的平均曲率最大，SMA试件次之，普通钢筋试件是最小的。由此可以分析得出，钢绞线和SMA对构件的延性有所提高，对柱端塑性铰区的转动变形能力也有所提高，增强构件的抗震性能。
3.4 耗能能力
3.4.1 每级加载循环中试件的耗能能力
耗能能力是，结构在地震作用下自身产生永久形变，从而耗散能量的能力，是反映结构抗震性能的一个重要指标。每级加载的滞回环所包裹的面积通常可以来表示试件的耗能能力，包裹面积越大，表示耗能能力越强。图13是每级加载循环下各个试件的耗能能力。循环2次的按耗能最大的单圈循环。
由图13可以看出：
1) 层间位移加载到6 mm时，试件都处于弹性阶段，五组试件耗能能力都很弱且相差不大。
2) 当试件屈服后，在每级加载中的耗能，钢绞线和SMA试件要远低于钢筋试件，混凝土试件稍微高于ECC试件。由此可知，使用钢绞线、SMA和ECC对结构每级加载循环上的耗能的影响不大。
3.4.2 能量耗散系数和等效粘滞阻尼系数
能量耗散系数是判定试件耗能能力好坏的重要指标，其计算公式表示为：
E=S(ABC+CDA)S(OBE+ODF) (1) 等效粘滞阻尼系数也是评判试件耗能能力的一项参考标准，其计算公式表示为：
he=12π⋅S(ABC+CDA)S(OBE+ODF) (2) 上述式(1)和式(2)两式中：
S(ABC+CDA) 为试件滞回环所包裹的面积，表示试件一个循环的总耗能：S(OBE+ODF) 为在相同位移下等效弹性体输入的能量，两者物理意义如图14所示。根据式(1)和式(2)计算出五组试验构件的能量耗散系数数值和等效粘滞阻尼系数，如表8所示。从表中可以看出，相较于普通钢筋试件，由于SMA试件和钢绞线试件均具有一定的自复位能力，在承载力相近的情况下使得相同位移时的滞洄曲线所包裹的面积减小，即耗散能量降低。此外，同样配筋条件下，ECC试件能量耗散系数大于普通混凝土试件的能量耗散系数，说明ECC对结构的耗能能力有所提高。
表 8 耗能能力Table 8. Energy dissipation capacity试件编号 S(ABC+CDA)/
(kN·mm)S(OBE+ODF)/
(kN·mm)能量耗散
系数等效粘滞
阻尼系数/(%)Z-R-C 122 730.3 76 086.2 1.61 25.7 Z-R-ECC 105 149.7 61 141.9 1.72 27.4 Z-G-C 158 981.4 111 694.4 1.42 22.7 Z-G-ECC 229 875.9 157 832.4 1.45 23.2 Z-SMA-ECC 60 295.0 46 908.7 1.26 20.5 3.5 残余变形
在地震作用下，结构会发生位移和形变，其中有一部分的变形和位移在震后无法自身恢复，这部分无法恢复的变形和位移就是残余变形。残余变形是评估震害、震后结构功能的正常使用和震后修复加固的重要指标。图15为五组试件的残余变形。
由图15可以看出：
1) 层间位移加到1.5 mm，五组试件处于弹性阶段，残余变形都比较小，各组试件的恢复能力相差不大。
2) 试件屈服后，五组试件的斜率发生变化，从图15可以清晰发现，SMA和钢绞线桥墩柱的斜率明显低于普通钢筋桥墩柱的斜率，表明，在构件屈服后，SMA和钢绞线能够较大程度地减小结构残余变形的恢复速度。
在试件破坏时，SMA试件的可恢复变形可以达到50%以上，钢绞线试件可恢复变形能达到35%以上，而普通钢筋试件只能达到25%左右，说明SMA和钢绞线对结构的自复位能力有所提高，SMA效果更好。但是在本次试验中，SMA/ECC试件没有实现完全的自复位，分析其原因，主要来自两个方面：① 试验中采用的是循环再利用的NiTi SMA棒材，已经存在一定的残余变形；② 试验环境温度较低，接近SMA材料的奥氏体完成温度，造成SMA相变应力(屈服应力)偏低。在以后的试验和应用过程中应加以注意，需对SMA材料进行热处理，消除残余应变，提高相变应力(屈服应力)。
3.6 位移延性系数
结构某个截面从屈服开始到试件破坏结束，这期间的变形能力称为延性，是抗震设计中的重要考量参数，通常用位移延性系数表示，其计算公式如式(3)：
μ=ΔuΔy (3) 式中：
Δu 为试件的极限位移；Δy 为试件的屈服位移。试验中所用材料没有明显屈服点，可通过能量等值法来计算屈服位移Δy 。表 9为五组试件的位移延性系数。表 9 位移延性系数Table 9. Displacement ductility coefficient试件标号 屈服位移/mm 极限位移/mm 位移延性系数 Z-R-C 10.35 42 4.06 Z-R-ECC 10.73 48 4.47 Z-G-C 9.49 54 5.69 Z-G-ECC 11.22 72 6.42 Z-SMA-ECC 6.72 48 7.14 由表 9可以看出：
1) 所有试件的位移延性系数都达到4.0以上，高于结构抗震设防所要求的位移延性系数，说明五组试件都表现出良好的延性。
2) 位移延性系数最大为Z-SMA-ECC，最小为Z-R-C，其余从大到小依次为Z-G-ECC、Z-G-C、Z-R-ECC。SMA试件延性较钢绞线和普通钢筋试件的明显提升，ECC试件延性相较于普通混凝土试件，也能显著增强。
4 结论
本文主要研究了SMA、钢绞线、ECC等不同的材料组合的桥墩柱的抗震性能，共设计制作了5组试验构件，并进行低周反复加载试验。对比分析五组试件的承载力、耗能能力、延性性能、刚度退化等性能，得到以下结论：
(1) SMA试件的位移延性系数明显比普通钢筋试件大，残余变形较小，SMA对柱端塑性铰区的转动变形能力有所提高，说明SMA能够增加结构延性，具有自复位的效果。
(2) 钢绞线试件在最大加载位移、极限承载力、总耗能能力和延性方面比普通混凝土试件更好，且钢绞线能够有效地减小试件的残余形变。
(3) ECC试件多裂缝开裂，宽度较小，且不易剥落。与普通混凝土相比，ECC试件达到极限承载力后再进行加载，承载力下降并不明显，表现出较好的延性。
(4) SMA和钢绞线均可以减小结构的残余变形，ECC与SMA和钢绞线均能很好协同工作。但SMA/ECC具有较大变形能力和位移延性，同时，优越的耐疲劳耐腐蚀性能，在高烈度区腐蚀环境下更具有广泛的应用前景。
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表 1 试件的基本参数
Table 1 Details of specimens
试件编号 受拉筋类型 塑性铰区材料 Z-R-C 普通钢筋 混凝土 Z-R-ECC 普通钢筋 ECC Z-G-C 钢绞线 混凝土 Z-G-ECC 钢绞线 ECC Z-SMA-ECC SMA ECC 
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表 2 ECC配合比
Table 2 The mix proportion of ECC
成分 比例 成分 比例 水泥 1 减水剂 0.012 精细沙 0.5 增稠剂 0.00049 粉煤灰 0.11 消泡剂 0.00048 水 0.12 PVA纤维 0.02
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表 3 PVA-ECC直接拉伸试验结果
Table 3 Direct tensile test results of PVA-ECC
编号 试件数量 初裂
强度/MPa初裂
应变/(%)拉伸弹性
模量/GPa极限拉
应变/(%)极限抗拉
强度/MPa1 5 4.47 0.024 18.6 2.71 4.56 2 5 4.12 0.022 18.7 2.73 4.54 3 5 3.92 0.022 17.8 2.76 4.97
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表 4 钢筋材料性能
Table 4 The parameters of steel reinforcement
钢筋用途 钢筋
直径/mm截面面积
/mm2屈服强度
fy/MPa极限强度
fu/MPa纵筋 14 153.9 436 586 箍筋 10 78.5 428 572
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表 5 钢绞线材料力学性能
Table 5 The parameters of steel strand
重量/kg 直径/mm 破断
负荷/kN抗拉
强度/MPa伸长率/(%) 弹性
模量/GPa3032 15.2 267 1910 4.4 195
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表 7 试验加载制度
Table 7 The loading system
层间位移角/
rad层间
位移/mm层间位移角/
rad层间
位移/mm层间位移角/
rad层间
位移/mm0.002 1.5 0.024 18 0.064 48 0.004 3.0 0.032 24 0.072 54 0.006 4.5 0.040 30 0.080 60 0.008 6.0 0.048 36 0.088 66 0.016 12.0 0.056 42 − −
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表 8 耗能能力
Table 8 Energy dissipation capacity
试件编号 S(ABC+CDA)/
(kN·mm)S(OBE+ODF)/
(kN·mm)能量耗散
系数等效粘滞
阻尼系数/(%)Z-R-C 122 730.3 76 086.2 1.61 25.7 Z-R-ECC 105 149.7 61 141.9 1.72 27.4 Z-G-C 158 981.4 111 694.4 1.42 22.7 Z-G-ECC 229 875.9 157 832.4 1.45 23.2 Z-SMA-ECC 60 295.0 46 908.7 1.26 20.5
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表 9 位移延性系数
Table 9 Displacement ductility coefficient
试件标号 屈服位移/mm 极限位移/mm 位移延性系数 Z-R-C 10.35 42 4.06 Z-R-ECC 10.73 48 4.47 Z-G-C 9.49 54 5.69 Z-G-ECC 11.22 72 6.42 Z-SMA-ECC 6.72 48 7.14
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