預制裝配式橋墩連接類型及抗震性能研究綜述

石 巖，張智超，鐘正午，張瑩瑩，趙彬全

（蘭州理工大學土木工程學院，甘肅 蘭州 730050）

引言

以往破壞性地震中，延性抗震設計雖然可以減少直接的人員傷亡，但橋梁的損傷難以控制，更讓人難以接受的是其高額的震后修復費用以及震后功能恢復能力差、恢復時間長、通行能力不足等缺點［1－2］。例如，在1994 年日本Kobe 地震中，大量鋼筋混凝土橋墩因殘余位移過大而難以修復，不得不拆除重建［3］；2011 年新西蘭坎特伯雷地震中，盡管沒有橋梁倒塌的記錄，但某些橋梁樞紐因喪失功能無法使用，導致長達一個多月的交通癱瘓，造成的經濟損失更是難以估計［4］。因此，加快震后修復和降低交通中斷時間已成為十分重要的需求。隨著我國城鎮化水平的不斷提高和交通基礎設施建設投人進步加大，確保交通基礎橋梁設施的優質、高效和安全建造，盡可能減少建設過程中對周邊環境及交通通行的影響，降低生產過程中的環境污染，是目前橋梁界及政府管理部門關注的焦點，也是世界土木建筑業的一個發展趨勢［5］。

面對這些新需求，傳統的現澆施工方法便顯得力不能及，而橋梁快速施工（Accelerated Bridge Construction，ABC）技術則提供了一種新的解決途徑［6］。ABC 技術是一種采用預制裝配構件，對橋梁進行快速組裝、減少現場交通環境干擾、確保施工質量、提高施工安全和降低全壽命費用的集成技術［7］。該技術在橋梁上部結構中的應用已較為廣泛與成熟，預制跨度超過61m 的預應力混凝土梁已成為可能［8］。ABC 技術在下部結構的應用主要表現為預制裝配式橋墩，其最早應用于1955年美國新奧爾良Pontchartrain 橋。經60余年的發展，已逐步推廣至非地震區和低烈度地震區［9］。在我國，承插式連接、灌漿波紋管連接這兩種“等同現澆”連接形式已應用于上海市嘉閔高架橋梁工程［10］；黃徐路跨線工程采用了外置可更換耗能裝置的“非等同現澆”預制橋墩，開創了我國搖擺橋梁工程應用先例［11］。

雖然預制裝配式橋墩在低烈度地震區已有應用，但其用于中高烈度地震區仍面臨質疑與挑戰，主要問題在于預制部件之間的連接［12］。對于中高烈度地震區，在蓋梁-預制橋墩連接、預制橋墩-基礎連接節點處易出現高彎矩、高剪力以及較大的非彈性循環荷載變形，從而難以維系結構的整體性能［8］。為加深對現有連接系統的了解，本文從抗震性能的角度出發，將連接系統簡要地分為“等同現澆”連接和“非等同現澆”連接；介紹了3種“等同現澆”連接方式及其試驗研究現狀，闡述了“非等同現澆”連接的發展歷程，總結了“等同現澆”和“非等同現澆”連接的數值模擬研究進展，梳理了5 種“非等同現澆”預制橋墩分析模型的建立方法及應用情況，即微觀實體單元模型、集中塑性鉸模型、集中質量模型、多彈簧模型和接縫纖維化模型。最后，基于現階段進展，結合橋梁工程領域出現的新理念、新材料和新技術，展望了預制裝配式橋墩的未來發展趨勢。

1 預制橋墩中連接形式的類型

按力的傳遞機制，可將連接形式分為鋼筋連接器連接、管道灌漿連接、承插式連接、預留槽孔連接、混雜型連接、整體連接和新興連接技術，每種連接形式按細部構造不同又可細分為多類，各類連接的性能也不盡相同［12］。為保持分類的簡潔性，本文按抗震性能是否與現澆橋墩等同或相似，將預制橋墩中的連接形式分為“等同現澆”連接和“非等同現澆”連接并進行闡述總結。

1.1 等同現澆連接

采用“等同現澆”連接形成的橋墩在水平承載力、變形能力、剛度、耗能能力等各方面能夠與傳統意義的現澆橋墩保持相同或相近，且“等同現澆”預制橋墩中也存在塑性鉸機制，以往的地震實例已證明延性設計可有效防止橋梁倒塌，但在塑性鉸區域會發生嚴重損傷，因此“等同現澆連接”也被稱為“高損傷”連接。常見的“等同現澆”連接有承插式連接、灌漿波紋管連接、鋼筋連接器連接等。

1.1.1 承插式連接

承插式連接是指將預制橋墩徑直插入承臺或蓋梁的預留槽孔內，因此該連接方式既可用于橋墩與基礎的連接，也可用于橋墩與蓋梁的連接。如圖1所示，承臺或蓋梁既可采用預制，也可現澆。若為前者，需在橋墩插入后，在槽孔底部和橋墩四周注漿；若為后者，需用支撐將預制橋墩垂直固定在開挖好的場地，待基礎鋼筋籠布置完畢后再現澆承臺。承插式連接與現澆橋墩體系不同之處在于：（1）預制橋墩與承臺或蓋梁之間無鋼筋穿過，通常采用增加承臺厚度或設置剪力鍵的方式來提高其抗剪能力和錨固性，預制橋墩部分抗彎能力由橋墩與槽孔內壁之間的摩擦力提供，因此橋墩底部需粗糙化處理；（2）采用承插式連接構造的預制橋墩豎向承載機制類似于“端承樁”，上部荷載主要由墩底阻力承受；（3）預制橋墩內縱筋是徑直的，縱筋底部無需彎起。關于承插式連接的研究，主要集中在預制橋墩與基礎連接處［13－17］。文獻［13－14］通過對試件進行包括擬靜力試驗在內的研究工作，發現承插式連接的耗能能力、延性、抗震性能近似于傳統整體式連接；CANHA 等［15］采用內表面光滑的承臺預留槽孔，研究預制橋墩在大偏心荷載下的破壞模式，并考慮了不同埋置深度的影響，結果表明試件的破壞是因為槽孔外縱向鋼筋屈服，其橫向鋼筋受力并不大，該研究針對大偏心荷載下預制裝配式橋墩嵌入深度給出了建議取值；OSANAI等［16］對柱-基礎承插式連接節點進行了擬靜力試驗，重點討論了在不同埋深下柱的性能特點，并基于試驗結果，提出了必須設置剪力鍵的場合和摩擦系數的建議取值，雖然該研究是針對建筑結構，但對橋梁工程中的承插式連接仍具參考意義；WANG 等［17］在傳統承插式連接的基礎上設計了高強度砂漿填充的剪切鍵，試驗顯示改進的承插式連接抗震性能良好。鋼管混凝土柱（Concrete-Filled Steel Tube，CFST）利用鋼管與混凝土之間的相互約束，使兩種材料各自的優點充分發揮，提高了構件整體抗震性能，并且建造過程簡便。因此，有學者提出將承插式連接與鋼管混凝土柱結合使用［18－19］，值得注意的是，采用這種組合結構的墩底可能需要一些特殊保護。整體上看：承插式連接施工時能夠容許的誤差較大，且施工簡便，省時性與實用性較強。但是，目前國內對采用承插式連接的橋梁體系的抗震性能研究尚不充分，要想實現其在中高烈度地區的推廣和應用，還需要通過大量試驗研究其損傷破壞模式，發展適用于國內橋梁工程的承插式連接構造形式，為實際橋梁設計提供可靠的基礎性技術資料。

圖1 承插式連接Fig.1 Socket connection

1.1.2 灌漿波紋管連接

灌漿波紋管連接是指將波紋管預埋至蓋梁或承臺中（圖2），形成波紋管孔道，將從預制橋墩端頭伸出的縱筋插入孔道之中，再填筑灌漿料進行錨固，由于波紋管可提供一定的約束效果，因此縱筋的錨固長度較同等條件的現澆橋墩而言，可適當縮減。關于灌漿波紋管道用于橋墩-蓋梁連接的研究中［20－23］，MARSH［20］提出一種可用于地震區的獨柱墩設計概念圖，其橋墩與蓋梁之間采用灌漿波紋管連接，橋墩與基礎之間為承插式連接；之后的研究中，將此獨柱墩融入雙柱式排架墩體系，擬靜力試驗結果表明該排架體系具有足夠的抗震性能［21］。PANG 等［22］設計了一種新型灌漿波紋管連接，其突出特點在于采用大直徑鋼筋和大直徑波紋管，從而降低施工風險。擬靜力試驗結果表明：在該連接中設置縱筋無粘結段對橋墩性能影響不大，僅在小位移情況下會輕微降低橋墩剛度。而文獻［10，24-27］中，灌漿波紋管連接被用于連接橋墩與承臺。王志強等［10］以上海市新建嘉閔北城市高架橋梁工程為背景，研究了灌漿波紋管的抗震性能，發現采用該連接形式的預制橋墩具有向中高地震烈度區推廣的潛力；賈俊峰等［24］采用灌漿金屬波紋管錨固鋼筋技術連接預制拼裝墩柱與承臺，并進行擬靜力試驗，得出該技術可應用于高烈度地震區的結論；與一般做法不同的是，BELLERI等［25］將波紋管設置在橋墩內，而非承臺中，但擬靜力試驗結果表明，該連接同樣具有良好的延性和抗震性能，并且橋墩損傷主要集中在橋墩與承臺間的砂漿墊層上；TAZARV 等［26－27］研究發現將超高強度混凝土作為波紋管灌漿材料可有效防止鋼筋或管道的拔出，從而減小連接部位的損傷。灌漿波紋管連接中存在粘結滑移問題，在灌漿波紋管連接中存在兩個滑移面：其一為鋼筋相對灌漿料而產生的滑移；其二為波紋管與外圍混凝土之間的滑移。TAZARV［28］發展了灌漿波紋管連接的粘結滑移模型，并通過試驗證明其有效性；XU 等［29］以鋼筋錨固長度、施工帶來的偏心誤差和灌漿后加載時間為研究參數，探討了灌漿波紋管連接中局部和整體的粘結滑移問題。總體而言，采用灌漿波紋管連接的預制裝配式橋墩的水平承載能力、位移延性、滯回耗能能力與現澆柱接近，且具有較好的省時性，但其面臨較大的施工風險；灌漿波紋管連接系統中鋼筋的偏心誤差難以避免，故如何減小偏心誤差及帶來的不利影響也是進一步該考慮的問題；另外，灌漿波紋管的粘結滑移模型及其破壞模式等方面需要進一步開展理論研究和試驗驗證，為將來預制裝配式橋墩的設計提供理論依據。

圖2 灌漿管道連接Fig.2 Grouted corrugated ducts connection

1.1.3 鋼筋連接器連接

鋼筋連接器連接是指采用灌漿套筒或其它形式的機械連接器，將兩根鋼筋從端部連為一個整體，并允許軸力從一根鋼筋傳遞至另一根，達到類似焊接的效果。灌漿套筒連接是最典型的一種鋼筋連接形式，如圖3（a）所示，該方法通過在套筒中插入單根帶肋鋼筋并注入灌漿拌合物，實現鋼筋的連接和力的傳遞。而機械連接器則依靠機械鉚合力實現兩根鋼筋的連接，無需額外灌注粘結材料，常見的機械連接器主要有螺紋連接器、鐓粗螺紋套筒、錐螺紋套筒等。在現有文獻中，一般將這種連接方式用于橋墩與承臺的連接［30－32］。HABER 等［31］以連接器類型（灌漿套筒和鐓粗連接器）和連接器安放位置為研究變量，討論了橋墩在往復荷載作用下的性能，發現采用該連接類型的橋墩可取得與現澆墩相近的抗震效果，但橋墩內連接器的存在會極大地影響橋墩塑性鉸機制。鑒于此，美國現行的橋梁抗震設計規范禁止將連接器應用于延性構件的塑性鉸區。TAZARV 等［32］開展了一項關于連接器的綜合研究，以期現行規范能放松對連接器的使用限制，其研究內容包括：提出一種適用于各種連接器的材料模型、量化連接器的影響力和發展簡化的設計公式。研究結果表明連接器的長度越長、剛性越大和位置越靠近墩底，則橋墩的延性越差；為減小連接器所帶來的不利影響，HAN等［33］研制了一種長度極短、內填充環氧砂漿的螺紋連接器，試驗結果也證實了該連接器能達到預期效果；LIU等［34－35］和韓強等［36］針對灌漿套筒連接做了大量研究工作，包括通過單軸拉伸試驗研究灌漿套筒的連接性能、破壞模式、承載力、損傷分布和環向約束機制，闡述了灌漿套筒接頭的力學性能和機理；對比研究灌漿套筒區域和普通截面的抗彎強度，發現灌漿套筒截面的抗彎強度高于正常截面，基于此提出了針對灌漿套筒連接的預制墩變形評估方法；在灌漿套筒連接預制橋墩抗剪性能研究方面，介紹了套筒區剪切開裂機理，提出了一種評估灌漿套筒連接預制橋墩抗剪強度的方法，并證明其正確性；徐文靖等［37］運用擬靜力試驗與數值模擬相結合的方法研究不同直徑和長度的灌漿套筒對預制橋墩抗震性能的影響，結果顯示直徑越大和長度越長，橋墩接縫處應力集中現象越明顯，最終破壞形式為墩底接縫處鋼筋拉斷；除此之外，趙勇等［38］對6 個采用灌漿套筒連接的預制墩進行了擬靜力試驗，分析了縱筋直徑、軸壓比和配箍形式對橋墩抗震性能的影響，并基于試驗結果建議：在低軸壓比下，需嚴格控制大直徑高強鋼筋套筒的性能，否則會發生縱筋從套筒中拔出的現象。可以看出：鋼筋連接器連接的抗震性能與連接器類型密切相關，但由于連接器可能造成的不利影響過大，導致其在橋梁中的應用受到限制，因此發展長度短、剛性較小和連接性能優良的新型連接器是根本的解決之策。

圖3 鋼筋連接器連接Fig.3 Bar couplers connection

1.2 非等同現澆連接

較之“等同現澆”連接，“非等同現澆”連接大都是依靠無粘結預應力筋提供的夾緊力使各預制節段連為整體，采用此類連接方式的橋墩稱為“非等同現澆”預制橋墩或“混雜型”預制橋墩。后張預應力可顯著提高橋墩的自復位能力，從而減小橋墩震后的殘余位移。為衡量“非等同現澆”預制橋墩的自復位性能，HIEBER等［6］將上部結構重力與預應力的和與耗能鋼筋提供的抵抗力之比定義為自復位率；類似地，PALERMO 等［39］基于理想旗幟型模型，以彎矩的形式提出了自復位系數λ，其表達式為λ=（Mpt+MN）/Ms，其中：Mpt和MN分別代表預應力和結構自重提供的自復位彎矩；Ms為耗能鋼筋提供的耗能彎矩，并建議自復位系數的取值范圍為1.15～1.25。相較于“等同現澆”橋墩，“非等同現澆”預制橋墩在往復荷載作用下，相鄰節段間的節點接縫（主要是承臺與橋墩間的接縫）會不斷地“提離”與“閉合”，即發生搖擺行為。因此，橋墩的塑性變形主要集中在搖擺界面的受壓區，而墩身主體則基本保持彈性。“非等同現澆”預制橋墩的搖擺行為降低了橋墩的抗側剛度，延長了橋梁結構自振周期從而起到了隔震的效果［40］。但于此同時也帶來一些不利的影響，比如橋梁在地震作用下位移響應放大而加劇上部結構的碰撞問題、搖擺機制抑制橋墩端部塑性鉸的形成而導致耗能能力偏弱等［41］。關于后一問題，各國學者開展了廣泛研究［42－48］。

圖4展示了“非等同現澆”預制橋墩構造形式的演變過程，HEWES等［42］開展了關于“非等同現澆”橋墩的早期試驗研究，其研究對象僅設有無粘結預應力筋，結果表明橋墩主體基本保持彈性，僅受壓區墩趾處受到了輕微損傷，但由于缺乏耗能構件，其滯回耗能能力非常有限。為提高“非等同現澆”橋墩的耗能能力，諸多學者提出了內置耗能鋼筋的解決方案并開展了試驗驗證，耗能鋼筋插入預留的鋼筋孔道并依次穿過各個接縫，研究結果表明該方法可有效提高“非等同現澆”橋墩的耗能能力，其滯回曲線呈較飽滿的“旗幟形”［39，44］。在采用內置耗能鋼筋時，需在墩底接縫附近設置一定長度的無粘結段，以避免產生鋼筋應力集中現象，防止耗能鋼筋過早的斷裂［46－48］。然而更強的耗能能力也意味著更嚴重的材料損傷，因此裝配有耗能鋼筋的“非等同現澆”橋墩往往也會產生更大的殘余變形。“非等同現澆”橋墩的耗能能力與自復位性能之間存在難以調和的矛盾，兩者此消彼長，左右互搏。一些學者提出新的耗能鋼筋方案，試圖在保持“非等同現澆”橋墩耗能能力的條件下減小其殘余位移［49－51］。OU 等［49］和TONG 等［50］采用高強鋼筋來代替普通耗能鋼筋，擬靜力試驗結果表明高強鋼筋能提高橋墩的屈服后剛度，可有效減少殘余位移并提高每一加載環對應的滯回耗能，同時還可增強橋墩的位移延性；CAI 等［51］提出將纖維增強復合材料螺紋筋（Fiber-Reinforced Polymer，FRP）與普通鋼筋混合使用，結果表明當“非等同現澆”筋的配筋率在1.15%～1.91%時，橋墩的屈服后剛度增大了41%～63%，殘余位移減幅可達12%～23%；ROH 等［52］將形狀記憶合金（Shape Memory Alloy，SMA）鋼棒應用至“非等同現澆”橋墩中，其增強耗能的效果弱于普通鋼筋，但殘余位移接近于0。

圖4 “非等同現澆”預制橋墩構造形式演變Fig.4 Structural form evolution of the nonemulative precast columns

內置耗能鋼筋可有效提高“非等同現澆”預制橋墩的耗能能力，但缺點是耗能鋼筋的屈服或斷裂發生在橋墩內部，不利于更換和維修。鑒于此，眾多可更換耗能裝置被提出，以期在提高橋墩耗能能力的同時，將橋墩損傷集中在外置耗能器上而橋墩主體結構保持彈性，這在一定程度上體現了基于“保險絲”的損傷控制理念。例如，圖5 所示的兩種具備可恢復功能的橋墩，WHITE 等［53］對墩底一定高度范圍內的橋墩截面進行削弱，預留出一定空間用于耗能鋼棒的安裝，耗能鋼棒上下端均采用機械連接，周圍澆筑可去除混凝土，兩次擬靜力試驗結果表明修復前后橋墩的滯回性能相近；WANG 等［54］發展了一種類似新型橋墩，其區別在于橋墩底部節段由核心區混凝土和4 塊可拆卸超高性能混凝土（Ultra-high Performance Concrete，UHPC）板組成，此構造形式更為精細，一定程度上會增加預制難度，但省去了澆筑混凝土這一環節；CHOU等［55］設計了一種外置可更換耗能斜撐并將其設置在橋墩底部節段，擬靜力試驗結果表明該構造措施可提高橋墩的等效阻尼比，增幅可達38.5%；MARRIOTT等［56］采用兩種不同的外置可更換耗能器布置方式以提高“非等同現澆”預制橋墩耗能能力，發現外置耗能器可提供穩定的滯回耗能能力并保護橋墩主體結構。文獻［57－59］展示了三種不同的外置耗能器安裝形式，分別為環形項圈、牛腿構造和外包鋼板，但無論采用何種形式，其目的均在于方便安裝和固定耗能器。

圖5 兩種可快速修復橋墩Fig.5 Two types of columns with rapid recovery performance

除常規的“非等同現澆”橋墩外，亦有學者開展了細部構造改進和新型“非等同現澆”橋墩結構研發工作。WANG 等［60］將“非等同現澆”高墩的底部預制節段與承臺固結，擬靜力試驗結果表明該措施有利于提高橋墩的抗側強度和耗能能力，但殘余位移也相應增大；ZHANG 等［61］設計了一種復合型底部節段，其內芯為RC 現澆節段，并與承臺固結，外部為空心預制纖維增強混凝土節段，該措施可略微增大橋墩在大位移下的耗能能力；為提高橋墩底部的抗壓能力，TRONO 等［62］采用纖維增強混凝土建造下部墩身，并在承臺中增設了高強灌漿板和帶頭鋼筋，振動臺試驗結果表明即使在近斷層地震動作用下該新型橋墩仍保持輕微損傷；賈俊峰等［63－64］提出將CFST 應用于后張預應力節段預制拼裝橋墩的結構形式，擬靜力試驗發現其雖具有較高的抗側能力和自復位性能，但出現明顯的雙塑性鉸效應，墩底與承臺接縫處的提離量最大，其上部相鄰節段間的接縫處開口明顯減小。為充分利用各節段強度、發揮材料性能和實現開口均勻分布，文獻［64］進一步提出了在各個接縫處外包鋼管，并采用螺栓連接，擬靜力試驗結果初步驗證了該方案的合理性，但無粘結預應力筋的預應力損失情況較為嚴重；FANG 等［65］提出了具有SMA 碟簧限位構造措施的新型“非等同現澆”橋墩，橋墩底部進行了擴大處理，橋墩通過四角的錨固鋼筋與承臺相連，錨固鋼筋頂部預留一定的間隙用于安裝SMA 碟簧。當橋墩的位移超過某限值，導致碟簧不能繼續被壓縮后，橋墩則由搖擺體系轉變為傳統的RC橋墩，橋墩主體開始變形耗能。

綜上所述，國內外學者就如何增強“非等同現澆”預制橋墩的耗能能力開展了大量的研究工作，其中內置耗能鋼筋這一方案已得到廣泛認可，但存在難以維修的缺陷，以此為出發點，形式各異的外置可更換耗能器陸續被提出，同時也給“非等同現澆”預制橋墩帶來構造形式上的變化。基于“保險絲”的損傷控制設計理念，最大程度結合并發揮減震耗能裝置和高性能新材料的優勢，促進ABC 技術的更新與進步，發展具有“可犧牲、可更換、可控制和可恢復”等性能的可恢復功能預制橋墩體系將是橋梁工程領域的熱點課題。

2 預制橋墩數值模型研究

在橋梁抗震領域，數值模擬是一種重要的分析手段，若能建立準確的模型，便可在減少人力物力的基礎

上，實現對結構抗震性能的預測，為大量的參數分析提供便利。目前，關于“等同現澆”橋墩的模擬較少［26－27，30，66］。TAZARV［28］發展了可用于灌漿波紋管連接的粘結滑移本構模型；基于該模型，TAZARV［27－28］在OpenSees平臺中完成了對試件的模擬，重點闡述了橋墩-基礎界面處鋼筋本構的修正方法；AMELI等［30］提出了一種簡化模擬方法，該方法可用于灌漿套筒連接的抗震性能評估；MOHEBBI 等［66］對一雙柱墩試件進行有限元模擬，該試件中基礎與橋墩的連接、橋墩與蓋梁的連接均采用承插式。而“非等同現澆”預制橋墩憑借其獨特的構造特點、明確的受力體系和優越的自復位性能，受到各國學者的廣泛關注和研究。“非等同現澆”預制橋墩模型按其建模的復雜程度，依次可分為微觀實體單元模型、纖維模型、多彈簧宏觀模型和集中塑性鉸模型。下面將著重介紹幾種數值分析模型及其應用情況。

2.1 微觀實體單元模型

基于ABAQUS 等大型有限元分析平臺的實體單元模型是重要的模擬手段之一，其優勢在于模擬過程、結果可視化，通過應變云圖易于發現橋墩的易損部位［67］，其缺點在于較高的計算成本和較差的收斂性。實體單元模型的建模過程中涉及材料、單元的選取，以及接縫處的接觸設置，諸多研究中都對建模方法進行了闡述，并通過既有試驗結果來驗證其正確性［43，65，68－71］。ZHANG 等［70］對無耗能裝置的“非等同現澆”橋墩開展了析因分析，旨在探究設計因子之間可能存在的相互作用，結果表明在確定橋墩屈服后剛度時，預應力筋張拉度與配筋率之間存在強烈的相互作用，并建議橋墩總軸壓比控制在0.2 以內；OU 等［43］采用實體單元模型來模擬設置有內置耗能鋼筋的“非等同現澆”橋墩，對耗能鋼筋配筋率進行了優化分析，當耗能鋼筋配筋率為0.5%左右時，可實現較小的殘余位移。EL GAWADY 等［71］對外包纖維增強復合材料管的橋墩開展了數值研究，發現橋墩剪跨比、截面尺寸以及約束條件均對橋墩的性能有較大的影響。

2.2 轉動彈簧模型

轉動彈簧模型包括集中塑性鉸模型和集中質量模型；其中：集中塑性鉸模型上部恒載與橋墩自重以集中質量的形式加至頂部節點［39］，采用彈性梁單元模擬墩身主體結構，在墩底并聯兩個轉動彈簧，如圖6（a）所示。其中：一個轉動彈簧為自復位彈簧，其力-位移關系為雙線性彈性，用于表示上部結構重量及后張預應力所提供的自復位彎矩；另一轉動彈簧則表示耗能彎矩，需根據耗能器的類型來選擇相應的滯回模型，對于耗能鋼筋而言，多采用雙線性滯回模型。雙彈簧的力學參數可根據“等效懸臂梁理論”得到［55］，在雙彈簧的共同作用下，“非等同現澆”預制橋墩的滯回曲線呈旗幟型。PALERMO 等［39］利用該模型對試件開展了數值模擬，并選取了兩種不同的耗能彈簧本構，具體為彈塑性本構和考慮包辛格效應的滯回本構，發現該模型可準確捕捉“非等同現澆”預制橋墩在擬靜力加載下的整體行為，但不能模擬因內部鋼筋粘結失效而導致的剛度退化。葛繼平等［72］在集中塑性鉸模型的基礎上發展了集中轉動彈簧模型，通過在墩底設置一個零長度的轉動彈簧來反映橋墩的非線性行為，并對5種橋墩模型試件進行數值模擬與試驗結果的對比，結果表明該方法能有效分析節段拼裝橋墩抗震性能。

圖6 兩種轉動彈簧模型Fig.6 Two types of analytical models with rotational springs

圖6（b）所示的模型雖被稱為集中質量模型［41］，其建模思路與集中塑性鉸模型一致，不過需在墩底設置一個轉動彈簧。將OpenSees 單軸材料庫中的Pinching4 賦予給該彈簧，以模擬橋墩的整體行為及卸載退化。該材料最初被開發利用于RC 框架梁柱節點的模擬［73］。ZHAO 等［41］利用該模型，對文獻［60］中一墩高為10 m的預制橋墩進行了數值模擬，并將模擬好的預制橋墩作為下部結構，對一五跨連續梁橋開展了全橋的地震響應分析，重點討論了碰撞、頻率比和伸縮縫尺寸的影響。值得注意的是，Pinching4材料參數設置對模擬結果影響極大，通常需借助試驗結果才能準確定義，因此該模型難以用于新結構的響應預測。

集中塑性鉸模型的建立方法簡易，只需賦予轉動彈簧合適的滯回本構即可準確的模擬“非等同現澆”預制橋墩的整體性能，若采用集中質量模型，可通過準確定義材料參數獲得較為滿意的模擬結果。但這兩種模型又是粗糙的，沒有對接縫、無粘結預應力筋和耗能鋼筋進行模擬，因此不能反映橋墩的局部響應。

2.3 多彈簧與接縫纖維化模型

為準確反映“非等同現澆”預制橋墩的局部變化情況，相對精細化模型的建立是有必要的。在“非等同現澆”預制橋墩的模擬中，接縫的處理方式是一道分水嶺，為表述方便但又不失其模型特色，本文暫且將其分為多彈簧模型和接縫纖維化模型。

2.3.1 多彈簧模型

為實現“非等同現澆”預制橋墩抗震性能的有效預測，有必要建立較為精細的數值分析模型。MARRIOTT 等［56，74］最早提出了“非等同現澆”預制橋墩的多彈簧模型，如圖7所示，由于接縫具有只能受壓而不能抗拉的受力特點，故可在接縫處布置一層接觸彈簧，并賦予其一種只能抗壓的材料本構，為使預應力筋單元、耗能器單元與橋墩變形協調，前兩者的節點與橋墩單元節點之間通過剛臂連接。多彈簧模型的建模過程中，接觸彈簧的剛度、數量和分布模式是關鍵，MARRIOTT 等［56］提出彈簧剛度取值的經驗公式，并發展了一種迭代算法以期模擬結果能在強度、中性軸高度等方面與試驗結果吻合；司炳君等［75］發現彈簧的剛度與橋墩的軸向剛度有關，并基于該模型探討了“非等同現澆”預制橋墩在近斷層地震動下的響應，研究了設計參數對橋墩震后殘余位移的影響；AHMADI 等［76］對彈簧設置個數開展了優化分析，發現當彈簧數量達到12 個及以上時，模擬結果便已趨于穩定；孫治國等［77］總結了多彈簧模型的建模方法。既有研究結果為多彈簧模型的建立提供了有益指導，但仍存在不足之處，例如彈簧分布模式對模擬結果的影響。諸多學者利用多彈簧模型完成了對“非等同現澆”橋墩試件的模擬，證實了該模型的可行性［56，74－78］。除此之外，孫治國等［79］設計了一種新型雙層排架墩，其上層橋墩為“非等同現澆”體系，上層橋墩底部設有外置角鋼，通過數值分析模型研究了該結構的抗震性能。LI等［80］建立了以“非等同現澆”橋墩為下部結構的全橋動力分析模型，開展了易損性分析及經濟損失評估，并與以傳統RC 橋墩為下部結構的全橋模型進行了對比；CHEN 等［81－82］研究了帶有搖擺基礎的高墩橋梁，對比了多種耗能器加固方案的抗震效果。

圖7 多彈簧模型［56］Fig.7 Multi-spring model

2.3.2 接縫纖維化模型

纖維模型處理接縫的方式有兩種：其一為將接縫視為具有一定厚度的素混凝土柱或零長度截面［83－87］；其二為對材料本構關系進行修正［50，87］。葛繼平等［83］和王軍文等［84］將接縫視為一定厚度的素混凝土柱，并分別對試件開展了數值模擬和設計方法驗證；CAI 等［85］和MANTAWY 等［86］結合零長度單元和混凝土本構（無抗拉強度）來模擬接縫，CAI 等［85］完成了多根既有“非等同現澆”橋墩試件的數值模擬，從滯回曲線、預應力筋應力變化、接縫開合量三個方面對比了模擬和試驗結果，驗證了模擬方法的正確性，并開展參數分析討論了常規參數對擬靜力荷載下殘余位移的影響；MANTAWY 等［86］采用Reinforcing Steel 材料（OpenSees 中的一種單軸材料）來模擬耗能鋼筋在往復加載中的疲勞退化，并提出一種以橋梁剛度為指標的簡易迭代算法，用于確定耗能鋼筋無粘結段長度。通過全面比對某一橋梁動力試驗結果，完成了數值模型的驗證，后續參數分析表明增大耗能鋼筋直徑和無粘結段長度可有效延緩鋼筋斷裂；TONG 等［50］建立了“非等同現澆”橋墩的纖維模型，該模型并未對接縫進行直接模擬，而是通過修正混凝土及耗能鋼筋本構關系來間接反映橋墩的力學性能，通過對比四個試件的模擬和試驗結果，驗證了模擬方法的合理性；WANG 等［87］為解決平截面假定失效問題并考慮鋼筋的粘結滑移效應，對耗能鋼筋和無粘結預應力筋的本構進行了修正，以建立滿足平截面假定的塑性鉸區纖維截面，基于此模型，研究了7個設計參數對自復位系數的影響。

通過分析預制橋墩的現有數值模型和模擬方法，可以看出：不同的數值分析模型所能達到的模擬程度有所差距，一般模型越精細其計算效率也會隨之降低，故建議根據研究需求選擇合適的模擬策略，以達到計算精度與計算效率的協調統一。例如，開展計算量較大的全橋動力響應分析，轉動彈簧模型是可取的；若要反映橋墩的局部響應并開展大量的參數分析，則建議采用多彈簧模型或接縫纖維化模型。但隨著新材料和新裝置的引入，新型預制裝配式橋墩與普通橋墩之間存在明顯的局部構造差異，因此在未來的研究中，實體單元模型可能成為更主流的模擬手段。

3 未來發展趨勢

預制裝配式橋墩具有傳統現澆橋墩所不具備的諸多優勢，但在推廣應用中仍存在諸多困難。為了讓預制裝配式橋墩最大限度發揮自身優勢，未來的研究和發展中需至少重視以下幾個方面：

（1）基于損傷控制設計理念，合理利用高性能新材料，充分發揮預制橋梁高效施工的優勢，發展適合工程實踐的可恢復功能預制橋墩體系。

基于損傷控制和可恢復功能的設計理念，將防屈曲支撐（Buckling-restrained Brace，BRB）、自復位耗能支撐（Piston-Based Self-Centering Braces，PBSCB）和外置可更換角鋼等減震耗能裝置應用于預制裝配式橋墩體系，如CHOU 等［55］和MARRIOTT 等［56］均采用外置可更換的耗能裝置替代內置耗能鋼筋，以期使結構損傷集中于耗能裝置而橋墩主體基本保持彈性；再結合纖維增強復合材料、碳纖維增強復合材料（Carbon Fiber Reinforced Polymer，CFRP）、工程水泥復合材料（Engineering Cement Composite，ECC）、超高性能混凝土、超高性能纖維混凝土（Ultra-High Performance Fiber-Reinforced Concrete，UHPFRC）和形狀記憶合金等高性能新材料，如ELGAWADY 等［88］采用FRP外包預制橋墩節段來提高預制橋墩的整體抗震性能；WANG等［54］在預制橋墩節段四周外包可更換UHPC 板、內嵌可更換耗能鋼棒以使損傷集中在可更換構件上；特別地，SMA 作為一種超彈性材料，其自復位性能需得以考慮和應用；TAZARV 等［27］和VARELA 等［89］將橋墩塑性鉸區的鋼筋替換成SMA 棒，并將其分別應用于“等同現澆”和“非等同現澆”預制橋墩中，通過擬靜力試驗和振動臺試驗驗證了SMA 可有效減小橋墩的殘余位移，由此可見SMA 在預制橋墩自復位和震后快速修復方面優勢突出；另外，預制裝配式橋墩由理論走向工程實踐，還需考慮施工過程和快速拼裝等難題，例如SUNG 等［90］創造性地將預制節段從橫向和縱向細分為更多模塊，以搭接堆積的方式進行施工，克服了傳統大尺寸節段墩身運輸不便和起吊困難的缺點。目前，結構損傷控制與可恢復功能理念已成為性能抗震設計理論發展背景下的前沿和熱點，最大程度結合并發揮減震耗能裝置和高性能新材料的優勢，促進預制裝配技術的更新與發展，在提高預制裝配式橋墩的抗震性能的同時保證高水平的施工效率，實現可恢復功能預制橋墩體系在橋梁工程領域更好的普及和應用。

（2）結合預制裝配技術，將采用“非等同現澆”形式的預制單柱式橋墩向高墩和多柱式排架墩等復雜結構體系進行推廣，同時結合減隔震技術實現預制裝配式橋墩在中高烈度地區的應用，發展具有搖擺及自復位功能的預制裝配式高墩和排架墩體系。

搖擺自復位理念最先應用于新西蘭Rangitikei 高墩鐵路橋，隨后有大量學者針對搖擺橋墩進行研究，目前已在單柱式矮橋墩方面做了大量研究與應用，而我國西部山區公路橋梁中最常見的高墩和橫向剛度大、抗倒塌能力強的雙柱式排架墩在搖擺及自復位方面的研究尚處于初步探索階段，還需要更多的試驗和數值分析驗證其抗震性能。在“非等同現澆”預制裝配式高墩方面，僅WANG 等［60］開展過相關的擬靜力試驗，由于缺乏大量試驗證明，加之其更為顯著的P-Delta效應，如何將ABC技術更好的運用于“非等同現澆”預制裝配式高墩體系還有待進一步研究。在預制裝配式排架墩方面，已有一些橋梁工程實例，如美國德克薩斯州Lake Ray Hubbard 橋、華盛頓州Lack Belton Hubbard 橋、5號州際公路橋和中國九江長江大橋鐵路引橋等，但基本都處于低烈度地區。為實現預制裝配式橋墩在中高烈度區的應用，韓強等［1］開發了一種在承插口處設置UHPC剪力鍵的新型連接方式，試驗和數值分析證明了該連接方式的可靠性，目前這種新型連接方式已應用于中國京雄高速公路橋梁工程。另外，有學者提出將預制裝配技術與減隔震技術相結合的理念，MOTAREF等［91］在預制拼裝橋墩墩底節段與基礎之間設置橡膠隔震支座，擬靜力試驗發現墩底設置橡膠隔震支座可以顯著提高橋墩的延性和滯回耗能；趙建峰等［92］將鉛芯橡膠支座（Lead Rubber Bearings，LRB）引進預制拼裝橋墩連續梁橋體系中，數值分析發現采用墩頂隔震體系和墩底隔震體系均可以大幅減小橋梁在地震中的位移和內力，延長橋梁自振周期；通過設置減隔震支座來實現預制裝配式橋墩在中高烈度區的應用目前已經在工程中有所體現，如我國呼和浩特市道路改造提升工程。但總的來說，目前對于預制拼裝橋墩隔震橋梁的研究較少，為了預制裝配式橋墩在中高烈度地區得以廣泛推廣與應用，其實際抗震性能還需系統的理論研究和試驗證明。未來預制裝配式高墩和排架墩體系的研究也應當符合損傷控制與可恢復功能設計理論的發展趨勢。利用先進的ABC 技術，基于搖擺及自復位理念，將CFRP、UHPC 和SMA 等高性能新材料進行合理組合，并結合BRB、PBSCB、外置可更換角鋼等減震耗能裝置和LRB、摩擦擺支座等減震隔震裝置，加大對預制裝配式高墩和排架墩體系殘余位移、耗能情況和震后可恢復功能等問題的研究，建立一整套相應的抗震設計方法，以實現預制裝配式高墩和排架墩在中高烈度地區的功能可恢復設計。

（3）利用先進的數值模擬方法和試驗技術，分析腐蝕與地震耦合作用下預制裝配式橋墩的損傷模式和抗震性能，揭示其經腐蝕后局部和整體的破壞機理并發展相應的防御措施，實現預制裝配式橋墩乃至整個橋梁體系在多災害耦合作用下的可恢復功能。

多災害耦合地震作用包括腐蝕與地震、火災與地震、爆炸與地震等，早在1906 年美國舊金山大地震，人們就已經認識到多災害地震耦合作用的危害［93］。為了發展具有可恢復功能的預制橋墩體系，應充分考慮多災害耦合作用的影響。預制裝配式橋墩因其預制構件施工質量可控、現場組裝方便等特點，在近海或跨海橋梁建設中具有很好的應用前景，因此，應首要研究腐蝕與地震耦合作用對預制裝配式橋墩的影響。目前對經腐蝕的預制裝配式橋墩在地震作用下的抗震性能鮮有研究，下一步工作需首先分析預制裝配式橋墩經局部腐蝕后的抗震性能，對腐蝕程度進行量化表達，并通過組合不同防腐措施獲取較優防腐策略，如港珠澳大橋的“非等同現澆”預制橋墩中高強鋼筋錨固體系采用電隔離防護技術與真空灌漿的雙重防護措施［85］。為使預制裝配式橋墩及其橋梁體系滿足更高抗震需求、更高使用壽命需求和更高環境保護需求，后期研究需盡可能采用數值模擬分析與試驗相結合的方式，揭示腐蝕程度對預制裝配式橋墩在地震作用下的損傷破壞模式和抗震性能的影響規律，了解不同加載路徑對預制裝配式橋墩力學行為的影響，掌握預制裝配式橋墩經腐蝕后局部和整體的破壞機理。這對研究腐蝕與地震耦合作用下預制裝配式橋墩的抗震性能退化問題和發展相應的防御措施，對實現橋墩乃至整個橋梁體系在多災害耦合作用下的可恢復功能具有重要意義。

（4）利用先進的數值模擬方法和試驗技術，分析現有預制裝配式橋墩連接類型的抗震性能，并基于預制裝配施工快速方便等理念，發展一種預制橋墩性能綜合評估方法。

對連接類型抗震性能的有限認知是橋梁快速施工向中高烈度地震區推廣的主要障礙，因此國內外學者的研究也大多聚焦于連接的抗震性能。如王志強等［10］比較了灌漿套筒及灌漿波紋管拼接構造下預制混凝土橋墩的破壞形態、損傷部位，并從剛度、延性、耗能、殘余變形等方面描述了不同連接試件的抗震性能；除此之外，PARK 等［94］提出以保護層混凝土開裂、軸向鋼筋屈服、軸向鋼筋斷裂作為裝配式橋墩抗震性能的定量評價指標。但若要全面地對某種連接形式做出評估，單一的抗震性能指標是不夠的。比如，預制裝配式橋墩的連接系統既要具備優越的抗震性能，也要滿足施工快速方便這一基本要求。美國NCHRP 計劃提出了一種綜合評估方法［12］，評估內容包括成熟度評估、“省時潛力”評估和“性能潛力”評估。卓為頂等［95］基于NCHRP 計劃［12］，綜合考慮環境、橋位特點、施工質量可控性、抗震性能等因素及權重，提出一種預制裝配橋墩連接構造選擇的評定方法。目前國內外提出的預制裝配式橋墩連接構造綜合評估方法還很少，并且已經提出的評估方法帶有主觀性和經驗性。因此，優化和發展一種能精確、綜合的評估預制裝配式橋墩連接構造的方法顯得尤為重要。

4 結語

預制裝配式橋墩具有傳統現澆橋墩所不具備的諸多優勢，但其是否可用于中高烈度地震區仍面臨質疑與挑戰，主要障礙在于預制部件之間的連接問題。“等同現澆”連接抗震性能與傳統現澆橋墩相似，其損傷問題亦類似于傳統結構，目前“等同現澆”連接相對成熟，尤其是灌漿套筒連接已經應用于諸多工程，但是為了實現其在中高烈度區的推廣和應用，還需要進行大量理論及試驗研究工作。“非等同現澆”橋墩在控制地震損傷和自復位方面表現較好，但其耗能能力與自復位性能之間互為矛盾，未來發展具有“可犧牲、可更換、可控制和可恢復”等性能的可恢復功能預制橋墩體系將是橋梁工程領域的熱點課題。但不論是“等同現澆”還是“非等同現澆”預制橋墩，都存在預制構件尺寸大不易起吊等不契合快速施工理念的缺點，故發展裝配效率更高的新型橋墩拼裝體系顯得尤為重要。隨著新材料、新裝置的發展與應用，新型預制裝配式橋墩與傳統RC 橋墩之間的構造差異將更加明顯，分析中應用更加精細的有限元模型將成為必然。隨著我國交通網絡的迅猛發展，預制裝配式橋墩越來越符合新的發展需求。為實現橋梁結構建造的預制裝配工業化，必須重視以下幾點：加強預制裝配式橋墩與高性能新材料及減隔震技術的結合，推動其在中高烈度區的應用；充分考慮多災害耦合作用的影響，盡可能減少預制裝配式橋墩在惡劣環境下的性能退化；優化和發展一種精確、綜合的評估方法，為工程實際中預制裝配式橋墩連接構造的選擇提供依據。