预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能

第 54 卷第 9 期2023 年 9 月
中南大学学报(自然科学版)
Journal of Central South University (Science and Technology)
V ol.54 No.9Sep. 2023
预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能
熊二刚，张君策，尚大海，封安乐，梅忠兴(长安大学 建筑工程学院，陕西 西安，710061)
摘要：为推动新材料和新技术在预制节段拼装双柱桥墩的应用，提出2种节段拼装双柱桥墩装配式方案，包括锥套锁紧钢筋接头−纤维增强混凝土(FRC)和纵筋搭接−超高性能混凝土(UHPC)连接方案，设计制作3个双柱桥墩缩尺模型，通过拟静力试验研究各模型的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、延性性能、刚度退化和耗能能力，对比采用2种装配式方案模型与现浇模型的主要抗震性能指标。

研究结果表明：相比现浇模型，采用锥套锁紧钢筋接头−FRC 连接的双柱桥墩最大承载力提高了0.4%，延性系数提高了10.4%，总体的滞回耗能提高了9.0%，承载能力和抗震性能达到甚至略优于现浇模型，达到“等同现浇”；相较于现浇模型，采用纵筋搭接−UHPC 连接的双柱桥墩，最大承载力降低了20.2%，极限位移仅为62.2 mm ，耗能能力和延性表现不佳。

潜在塑性铰区混凝土材料延性是影响节段拼装双柱桥墩结构抗震性能的重要因素，相比搭接形式，锥套连接更能保证桥墩结构在地震作用下的可靠传力。

适度提高轴压比有助于提高抗震性能，增大纵筋配筋率会显著增强承载能力和抗震性能，增加箍筋加密区高度可减小残余变形并提高滞回耗能能力。

关键词：桥梁工程；节段拼装双柱桥墩；拟静力试验；抗震性能；湿接缝连接；数值模拟中图分类号：TU442.55 文献标志码：A 开放科学(资源服务)标识码(OSID)文章编号：1672-7207（2023）09-3609-12
Seismic performance of precast segmental assembled double-column piers
XIONG Ergang, ZHANG Junce, SHANG Dahai, FENG Anle, MEI Zhongxing
(School of Architectural Engineering, Chang'an University, Xi'an 710061, China)
Abstract: To promote the application of new materials and new technologies in precast segmental double-column bridge piers, two kinds of segmental double-column bridge pier assembly schemes were put forward, including conical sleeve locking steel joint-fiber reinforced concrete(FRC) and longitudinal steel lap-ultra high performance concrete(UHPC) connection schemes. Three scale models of double-column bridge piers were designed and
manufactured. The failure modes, hysteresis curves, skeleton curves, ductility performance, stiffness degradation
收稿日期： 2022 −11 −26； 修回日期： 2023 −01 −05
基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51808046)；陕西省重点研发计划项目(2021SF-461) (Project(51808046)
supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2021SF-461) supported by the Key R & D Program of Shaanxi Province)
通信作者：熊二刚，博士，教授，从事工程结构抗震研究；E-mail ：*************
DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2023.09.021
引用格式： 熊二刚, 张君策, 尚大海, 等. 预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2023, 54(9): 3609−3620.
Citation: XIONG Ergang, ZHANG Junce, SHANG Dahai, et al. Seismic performance of precast segmental assembled double-column piers[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2023, 54(9): 3609−
3620.
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中南大学学报(自然科学版)
and energy dissipation capacity of each model were studied by quasi-static tests. The main seismic performance indexes of the two assembly models and the cast-in-place model were compared and analyzed. The results show that compared with the cast-in-place model, the maximum bearing capacity of the double-column pier connected
by the tapered sleeve locking reinforcement joint-FRC increases by 0.4%, the ductility coefficient increases by 10.4%, and the overall hysteretic energy dissipation increases by 9.0%. The bearing capacity and seismic performance are even slightly better than those of the cast-in-place model, reaching 'equivalent cast-in-place'. Compared with the cast-in-place model, the maximum bearing capacity of the double-column pier with longitudinal reinforcement lap-UHPC connection decreases by 20.2%, the ultimate displacement is only 62.2 mm, and the energy dissipation capacity and ductility are not good. The ductility of concrete material in the potential plastic hinge region is an important factor affecting the seismic performance of the segmentally assembled double-column pier structure. Compared with the lapping form, the cone sleeve connection can ensure the reliable force transmission of the pier structure under earthquake action. Moderately increasing the axial compression ratio helps
to improve the seismic performance, increasing the longitudinal reinforcement ratio will significantly enhance the bearing capacity and seismic performance, and increasing the height of the stirrup densification zone can reduce the residual deformation and improve the hysteretic energy dissipation capacity.
Key words: bridge engineering; segmental assembled double-column pier; quasi-static test; seismic performance; wet joint connection; numerical simulation
在“碳达峰、碳中和”战略背景下，我国城市现代化建设迎来了新的发展和机遇，预制装配式桥梁能够缩短工期、减少环境污染，提高工程质量[1−2]，对推动城市基础设施工业化建设、减少废弃物污染物排放具有重要意义。

目前，预制节段拼装技术在桥梁上部结构的应用日趋成熟，随着装配式桥梁发展，桥梁下部结构的预制节段拼装技术得到广泛关注。

桥墩作为桥梁下部结构，在强震作用下既要承受竖向荷载还需耗散地震能量，桥梁体系的抗震性能与其桥墩的抗震性能直接相关。

因此，预制装配桥墩的抗震性能是影响预制装配桥梁推广应用的关键，需要从连接构造和整体性能方面进行更深入地研究。

众多学者将新材料和新技术应用于预制节段拼装桥墩，研究预制节段拼装桥墩抗震性能[3−5]，特别是纤维增强混凝土(FRC)和超高性能混凝土(UHPC)的应用受到广泛关注。

ELGAWADY等[6−7]完成了4个后张预应力FRP节段拼装柱墩的拟静力试验，并建立了节段拼装桥墩计算模型，可有效预估节段拼装桥墩的骨架曲线。

MOTAREF等[8]采用FRC作为塑性铰区后浇或加强材料，完成了5个节段拼装桥墩缩尺试件振动台试验，发现采用FRC可以有效提高节段拼装桥墩的自复位性能和耗能能力。

MOUSTAFA等[9]采用了组合结构的思路，在桥墩节段外部采用FRC作为外包材料，在节段内部采用钢管混凝土，制作了新型预制节段拼装独柱桥墩试件，并采用振动台试验检验了该技术方案的抗震性能。

此外，TAZARV等[10−11]将UHPC用于桥墩底部塑性铰区预制节段，发现后浇区采用UHPC可以提高桥墩的承载能力，但其抗震性能需要进一步研究。

姜钰宸等[12]结合试验与数值模拟的结果，对比分析了UHPC桥墩和NC桥墩在重载车辆撞击下的响应特性，发现UHPC桥墩具有更优异的抗冲击性能，主要体现在更小的损伤、更高的碰撞力以及以钢筋为主的耗能方式。

徐文靖等[13]提出了一种采用UHPC新型连接构造，通过拟静力试验分析了桥墩的抗震性能和变形机理，并给出了相应的抗震建议。

王海翠[14]将钢管混凝土与双柱桥墩相结合，提出了2类新型的双柱式钢管混凝土桥墩，并系统研究其受力特点和抗震性能，提出了新型试件适用的承载力计算公式。

包龙生等[15−16]研究了采用榫卯剪力键的预应力双柱桥墩和采用灌浆波纹管连接的装配式双柱桥墩的抗震性能，发现这2种连接方式均满足“等同现浇”的要求。

尽管国内外研究者已成功将新材料和新技术应用于预制节段拼装桥墩的抗震性能研究，但其研究成果以独柱桥墩为主，而双柱桥墩抗震性能研究相对较少，将FRC和UHPC等新材料应用双柱桥墩的试验研究也不充分。

在现有研究基础上，
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第 9 期熊二刚，等：预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能
本文提出2种新型双柱桥墩节段拼装方案，并设计制作缩尺模型，采用拟静力试验与数值模拟相结合的方式，评估所提节段拼装双柱桥墩的抗震性能，系统分析其滞回特性、延性和耗能能力等抗震性能指标，可为节段拼装双柱桥墩的设计提供参考。

1 拟静力试验概况
1.1　试件模型设计
试件模型依托于某高速公路扩建工程项目，原型为高度为10 m的公路双柱桥墩，制作3个缩尺比例为1꞉2.5的双柱桥墩模型，桥墩模型的有效高度为3 100 mm，墩柱截面长×宽为800 mm×560 mm，试件配置22根直径为22 mm纵筋，配筋率为1.87%；箍筋直径为8 mm，间距为50 mm。

其中，现浇试件SZXJ和节段拼装试件的预制部分采用标号为C40的普通混凝土，试件各类钢筋均采用HRB400热轧钢筋，SZZT后浇区采用FRC，节段间纵向钢筋连接采用锥套锁紧钢筋接头，SZDJ 的后浇区采用UHPC。

本文提出2种新型预制节段拼装方案，并选取整体现浇试件作为对比进行拟静力试验，考察预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能，现浇试件和2种新型节段拼装试件构造示意图如图1所示。

1.2　材料特性
根据GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》[17]，测得试件SZXJ、SZZT和SZDJ的混凝土抗压强度平均值分别为41.41、43.16和42.64 MPa。

FRC混凝土抗压强度平均值为50.05 MPa，满足其强度不低于C45的预期要求；UHPC混凝土抗压强度平均值为128.24 MPa。

钢筋根据GB/T 228.1—2002《金属材料室温拉伸试验方法第1部分：室温实验方法》[18]的要求进行拉伸试验，测得不同直径的钢筋强度平均值如表1所示。

本试验使用锥套锁紧钢筋接头，接头由2个锥套、1组锁片和1个保持架组成，如图2所示。

工作时，将待连接钢筋对中并插入锁片两端，顶紧中间的保持架，将锥套套入锁片的两端，使用液压钳夹紧锥套并向内挤压。

由于锁片为变直径截面，锥套向内夹紧的同时锁片发生径向收缩，其内壁上的金属齿键会咬住钢筋的横肋和纵肋，通过机械挤压和摩擦作用将钢筋紧密连接。

经拉伸试验，测试锥套接头连接性能达到JGJ 107—2016《钢筋机械连接技术规程》[19]规定的HRB500 MPa I级接头性能，抗疲劳性能优异。

1.3　试验装置与加载制度
拟静力试验水平加载设备采用MTS结构加载试验系统，竖向采用千斤顶加载。

本试验试件轴压比取0.1，经计算试件顶部需要施加的竖向恒载为2 400 kN，加载示意图如图3所示。

为消除试验误差，在承台底部设置4个位移计，测量承台是否产生滑移和翘起位移。

试验采用力−位移混合控制加载方式，加载分2个阶段。

试件屈服前采用荷载分级控制，水平推力从20 kN开始加载，以20 kN的倍数为级数加载，每级加载重复1次，直至水平位移达到0.250% (7.75 mm)或试件屈服(两者取先发生的情况)。

然后，转为位移控制加载，位移控制加载从0.075%的加载等级开始加载，各等级为0.250%、0.375%、0.500%、1.000%、1.500%、2.000%、3.000%、4.000%、5.000%，每级加载重复3次，试件破坏以桥墩水平承载力下降到最大承载力的85%或试件有明显的破坏为标志。

2 试验现象
2.1　试件SZXJ
SZXJ为现浇双柱横向加载试件，试件SZXJ破坏过程如图4所示。

SZXJ试件在加载过程中的破坏情况如表2所示。

在整个过程中，出现最大水平荷载推力为1 950 kN，对应推向位移为81.48 mm；最大拉力为1 563 kN，对应拉向位移为38.75 mm。

2.2　试件SZZT
SZZT为锥套−FRC节段拼装双柱横向加载试件，试件SZZT破坏过程如图5所示。

试件SZZT 在加载过程中的破坏情况如表3所示。

在加载过程中，最大水平荷载推力为1 955 kN，对应推向位移为70 mm；最大拉力为1 551 kN，对应拉向位移为38.75 mm。

2.3　试件SZDJ
SZDJ为纵筋搭接−UHPC节段拼装双柱横向加载试件，试件SZDJ破坏过程如图6所示。

试件
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中南大学学报(自然科学版)SZDJ 在加载过程中的破坏情况如表4所示。

在加载过程中，出现最大水平荷载推力为1 621 kN ，对
应推向位移为46.5 mm ；最大拉力为1 500 kN ，对应拉向位移为54.25 mm。

数据单位：mm 。

(a) 锥套−FRC 试件；(b) 纵筋搭接−UHPC 试件图1　2种新型节段拼装试件构造示意图
Fig. 1　Structure diagram of two new segmental assembly specimens
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熊二刚，等：预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能
3 试验结果与分析
3.1　有限元模型的建立
基于上述试验，采用ABAQUS 软件，对3个双柱桥墩试件进行非线性分析。

混凝土采用C3D8R 实体单元，钢筋则采用T3D2线性桁架单
元。

结合材料特性试验，各个材料本构模型定义如下：普通混凝土根据GB 50010—2010《混凝土结
构设计规范》[20]定义塑性损伤本构模型，FRC 应
力−应变关系采用池寅等[21]提出的FRC 本构模型，UHPC 应力−应变关系采用张哲等[22]提出的本构关系，钢筋本构关系采用双折线模型。

钢筋骨架采
用内置区域的方式进行约束，节段拼装桥墩不同界面间均采用绑定约束进行连接。

承台侧面和底面分别进行水平约束和竖向约束，模拟地梁的水平固定和底部的竖向支撑。

各试件在试验工况下的损伤云图如图7所示。

由图7可知，各试件塑性损伤破坏情况与试验结果基本一致。

3.2　荷载−位移曲线3.2.1　加载曲线　
基于上述建模方式，建立各双柱有限元模型，
表1　HRB400钢筋强度平均值
Table 1　Average strength of steel bar of HRB400直径d /mm
8121622
屈服强度f y /MPa
414.0451.7446.0418.0
极限强度f u /MPa
606.0650.0607.7
614.7
图2　锥套锁紧钢筋接头
Fig. 2　
Conical sleeve locking steel joint
(a) 初次出现水平微裂缝；(b) 水平裂缝沿表面贯通；(c) 斜裂缝密集；(d) 柱脚混凝土压溃；
(e) 承台45°斜裂缝；(f) 承台裂缝贯通
图4　试件SZXJ 破坏过程图
Fig. 4　
Failure process diagram of SZXJ specimen
图3　加载示意图Fig. 3　Loading diagram
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中南大学学报(自然科学版)按照试验实际加载过程进行模拟，得到数值模拟加载曲线，并将其与试验进行对比，结果如图8所
示。

各双柱桥墩承载力试验值与模拟值对比汇总如表5所示。

在制作和试验测量等误差满足研究要
表2　试件SZXJ 在加载过程中的破坏情况Table 2　Failure of SZXJ specimen during loading process
加载情况
水平力/kN
300600———
水平位移/mm
——38.75 55.50100.00
试件破坏情况墩柱顶部出现了水平微裂缝
墩柱下部高约400 mm 处，1条水平裂缝发展贯通表面，墩柱裂缝沿墩柱底部表面
贯通，墩柱纵筋接近屈服受作动器拉力性能限制，固定拉向位移最大为38.75 mm ，推向位移按原定加载方
案增加，此时墩柱中段出现多条斜裂缝水平加载方式转为单调推向加载，墩柱柱脚部分混凝土压溃脱落，承台出现明显
裂缝承台45°斜裂缝逐步发展承台斜裂缝贯通，钢筋裸露变形，承台破坏严重，加载最终位移达到129 mm ，荷载下降至1 772 kN
，试件承台先于墩柱发生了剪切破坏，试件整体破坏
(a) 初次出现水平微裂缝；(b) 水平裂缝沿表面贯通；(c) 斜裂缝密集；(d) 斜裂缝交叉贯通；
(e) 柱脚混凝土压溃；(f) 承台裂缝贯通
图5　试件SZZT 破坏过程图
Fig. 5　Failure process diagram of SZZT specimen 表3　SZZT 试件在加载过程中的破坏情况
Table 3　Failure of SZZT specimen during loading process
加载情况
水平力/kN 180240600———
水平位移/mm
———23.2546.50100.00
试件破坏情况
墩柱高约1 350 mm 处出现水平裂缝墩柱高约1 750 mm 处出现表面贯通的水平裂缝
墩柱斜裂缝呈迅速发展趋势
墩柱水平往复加载形成的斜裂缝相互交叉贯通，试件侧向刚度显著下降
墩柱柱脚少量混凝土压溃
加载后期墩柱裂缝发展缓慢，承台裂缝发展迅速，当推向位移达到100 mm 时，试
件沿承台45°斜裂缝滑起，推力下降至1 650 kN ，试件整体破坏。

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(a) 初次出现水平微裂缝；(b) 水平裂缝沿表面贯通；(c) 裂缝快速发展；(d) 塑性铰区斜裂缝交叉密集；
(e) 柱脚混凝土压溃；(f) 柱脚严重破坏
图6　试件SZDJ 破坏过程图
Fig. 6　Failure process diagram of SZDJ specimen 表4　试件SZDJ 在加载过程中的破坏情况
Table 4　Failure of SZDJ specimen during loading process
加载情况
水平力/kN 180540————
水平位移/mm ——23.2528.2538.7562.20
试件破坏情况
墩柱下段高约350 mm 处后浇缝位置出现水平裂缝墩柱下段高约400 mm 后浇缝处，水平裂缝发展贯通表面
墩柱上下端塑性铰区出现多条斜裂缝，不规则裂缝扩展连通，推拉形成的裂缝交叉贯通
墩柱水平往复加载形成的斜裂缝相互交叉贯通，试件侧向刚度显著下降
墩柱塑性铰区斜裂缝交叉密集，柱脚混凝土压溃脱落
墩柱后浇带保护层混凝土大面积脱落，柱脚混凝土破坏严重，搭接纵筋外露，UHPC 大
块脱落，呈现出较明显的脆性，试件破坏
(a) 试件SZXJ ；(b) 试件SZZT ；(c) 试件SZDJ 图7　各试件在试验工况下的损伤云图
Fig. 7　Damage cloud diagram of each specimen under test conditions
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中南大学学报(自然科学版)求的前提下，3个双柱桥墩拟静力试验和数值模拟的荷载−位移曲线变化规律相似，最大承载力相对误差不超过5%，塑性损伤破坏模式一致，验证了有限元模型的可靠性。

3.2.2　滞回曲线　
由于试验条件限制，部分试件在加载过程中存在非对称加载，且双柱桥墩侧向刚度较大，承台与压梁接触断面处应力集中现象明显，承台发生了先于墩柱塑性铰区的剪切破坏。

为了更好地反映各个构件的抗震性能，基于上述有限元模型，在承台上表面施加面约束，并按拟定对称加载制度进行加载，得到的滞回曲线见图9。

由图9(a)和9(b)可知，采用锥套−FRC 连接的节段拼装双柱桥墩和现浇试件的滞回曲线较为饱满，滞回曲线呈梭形，即锥套−FRC 试件达到了“等同现浇”的要求。

由图9(c)可知，采用纵筋搭接−UHPC 连接的节段拼装双柱桥墩的滞回曲线出现明显的捏缩现象，滞回曲线不饱满，说明墩柱与承台的连接刚度相对较小，整体的抗震性能相对较差。

3.3　骨架曲线
骨架曲线是循环低周往复加载每级加载最大水平荷载的轨迹，即滞回曲线的包络线，反映了结构在拟静力试验中的受力与变形情况，各试件骨架曲线对比如图10所示。

利用骨架曲线，通过屈服弯矩法来确定拟静力试验的屈服值、峰值和破坏值，若最终加载未达到85％的规定荷载，则取最终加载过程的最大位移处为极限荷载点，各试件的主要抗震性能参数如表6所示。

根据图10可得，试件SZXJ 具有最大的屈服位移(51.41 mm)，最大屈服荷载(1 932 kN)；试件SZZT 具有最大承载力(1 988 kN)；试件SZXJ 具有最大极限荷载(1 792 kN)，试件SZZT 具有最大极限位移为(216.87 mm)。

可见，SZXJ 和SZZT 试件变形和承载能力基本相当，而试件SZDJ 变形和承载能力较低。

3.4　主要抗震性能指标3.4.1　延性系数　
延性系数是反映桥梁结构抗震性能的重要指标，从表6可见，采用锥套−FRC 连接方案的SZZT 试件延性最大，为4.66。

SZXJ 和SZZT 试件延性系数均大于4，具有良好的延性性能。

相比之下，采用纵筋搭接−UHPC 连接方案的试件延性表现较差。

3.4.2　刚度退化　
在水平低周往复荷载作用下，随着裂缝出现、发展以及钢筋屈服，双柱桥墩试件从弹性变形进入非弹性变形，产生不可恢复的损伤，结构刚度
随之下降，这一过程称为刚度退化。

结构的刚度
(a) 试件SZXJ ；(b) 试件SZZT ；(c) 试件SZDJ
图8　各试件加载曲线对比图
Fig. 8　Comparison of loading curves of each specimen
表5　各双柱桥墩承载力对比
Table 5　Comparison of bearing capacity of double-column piers
kN
试件编号SZXJ SZZT SZDJ
试验最大承载力
1 9501 9551 621
模拟最大承载力
1 916
2 0221 688
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熊二刚，等：预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能
退化特性可以用割线刚度K 来评价，割线刚度K 定义如下：
K =F +i +F -i X +
i +X -
i (1)
式中：F +i 为第i 级正向加载的峰值荷载；X +i 为第i 级正向加载的峰值位移；F -i 为第i 级负向加载的峰值荷载；X -i 为第i 级负向加载的峰值位移。

各试件刚度退化曲线如图11所示。

由图11可知：SZXJ 和SZZT 试件刚度退化变化规律一致，加载前期等效刚度下降幅度较大，达到最大荷载以后，等效刚度变化较平缓。

SZDJ 试件由于UHPC 脆性的材料特性，加载前期后浇区域混凝土开裂后，裂缝发展迅速且混凝土在出现裂缝后被压溃破碎，混凝土保护层脱落以及钢筋弱连接导致试件等效刚度偏低，整体加载过程相较于另2个试件刚度退化较快。

3.4.3　耗能能力　
各试件在加载过程中滞回耗能情况如图12所示。

当位移加载至217 mm 时，SZXJ 试件和
SZZT
图10　各试件骨架曲线对比
Fig.10　
Comparison of skeleton curves of specimens
(a) 试件SZXJ ；(b) 试件SZZT ；(c) 试件SZDJ
图9　各试件滞回曲线
Fig. 9　Hysteresis curve of each specimen
表6　各试件主要抗震性能参数
Table 6　Main seismic performance parameters of each specimen
试件编号SZXJ SZZT SZDJ
加载方向推向拉向推向拉向推向拉向
屈服荷载P y /kN 1 923.48−1 941.101 887.80−1 883.521 568.42
−1 515.80Δy /mm 50.14−52.6846.53−46.5026.78
−23.05最大荷载P m /kN 1 970.34−1 991.232 000.67−1 975.501 688.13
−1 663.20Δm /mm 150.60−155.4831.63−30.9937.97−38.64
极限荷载P u /kN 1 769.57−1 815.351 635.01−1 684.501 505.26
−1 536.82Δu /mm 215.63−217.76217.03−216.7062.03
−62.37
延性系数4.304.134.664.662.312.71
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中南大学学报(自然科学版)试件的加载耗能分别为524.31 kJ 和571.45 kJ ，两试件耗能能力接近且性能良好。

SZDJ 试件在极限位移为62.2 mm 时，耗能为63.16 kJ ，耗能能力和延性表现不佳。

4 关键参数对比
由上述分析可知，采用锥套锁紧钢筋接头−FRC 连接的双柱桥墩具有良好的抗震性能，达到“等同现浇”的要求，这表明该种连接方案是一种较理想的双柱桥墩装配式方案。

针对此连接方案，通过变参数有限元分析，以试验模型SZZT 的参数作为初始变量，进一步探讨轴压比(0.05、0.10、0.15、0.20)、纵筋配筋率(1.25%、1.54%、1.87%、2.41%)
和箍筋加密区高度(400、800、1 000、1 400 mm) 对抗震性能的影响，有限元计算结果如图13所示。

由图13(a)可知，在当轴压比小于0.15时，提高轴压比对预制节段双柱桥墩抗震性能的影响较明显。

提高轴压比，承载能力有所提高，初始等效刚
度增加，最终残余变形增大，滞回耗能能力更强。

当轴压比大于0.15时，对桥墩的水平峰值荷载、残余变形和最终耗能影响不大。

由图13(b)可知，墩柱纵筋配筋率变化与节段拼装双柱模型抗震性能相关性强。

增大纵筋配筋率，承载能力提高，初始等效刚度增加，最终残余变形减小，滞回耗能能力更强。

由图13(c)可知，提高箍筋加密区高度，承载能力提高，最终残余变形减小，滞回耗能能
力提高，但桥墩整体水平刚度基本保持不变。

图11　各试件刚度退化曲线
Fig. 11　
Stiffness degradation curve of each specimen
(a) 轴压比对；(b) 纵筋配筋率；(c) 箍筋加密区高度图13　各关键参数对桥墩抗震性能指标的影响Fig. 13　Influence of key parameters on seismic
performance index of piers
图12　各试件滞回耗能曲线
Fig.12　Hysteretic energy dissipation curve of each
specimen
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第 9 期熊二刚，等：预制节段拼装双柱桥墩的抗震性能
5 结论
1) 锥套−FRC连接的双柱桥墩在承载能力和延性方面达到甚至略高于现浇试件，FRC表现出较好的延性，能有效缓解反复荷载作用下的混凝土裂缝发展及保护层脱落，锥套锁紧钢筋接头的连接性能安全可靠，达到了“等同现浇”要求。

2) 采用UHPC−搭接的双柱桥墩抗震性能表现不佳，UHPC具有较强的承载能力，但延性较差，在反复作用下，纵筋搭接与UHPC的后浇组合混凝土保护层脱落严重，纵筋连接受拉失效，承载力及延性都无法得到保证。

为了发挥UHPC抗压强度和锚固性能，需进一步探讨墩柱下部与承台后浇区采用变截面连接或混合连接的双柱桥墩抗震性能。

3) 对于节段拼装双柱桥墩，潜在塑性铰区混凝土材料延性是影响结构抗震性能的重要因素，FRC相比UHPC更合适用于节段拼装双柱桥墩后浇区。

对于纵筋连接方式，所用锥套连接相比搭接形式更能保证桥墩结构在地震作用下的可靠传力。

4) 随着轴压比、纵筋配筋率和箍筋加密区高度增大，模型的水平荷载峰值增大，耗能能力越强；初始刚度与箍筋加密区高度相关性较小，而与轴压比相关性较大；提高轴压比或纵筋配筋率可显著增强模型的抗震性能；提高箍筋加密区高度不会显著提高模型的水平承载能力和刚度，但最终残余变形程度减小，耗能能力提高。

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