预制装配式桥墩连接类型及抗震性能研究综述

石 岩，张智超，钟正午，张莹莹，赵彬全

（兰州理工大学土木工程学院，甘肃 兰州 730050）

引言

以往破坏性地震中，延性抗震设计虽然可以减少直接的人员伤亡，但桥梁的损伤难以控制，更让人难以接受的是其高额的震后修复费用以及震后功能恢复能力差、恢复时间长、通行能力不足等缺点［1－2］。例如，在1994 年日本Kobe 地震中，大量钢筋混凝土桥墩因残余位移过大而难以修复，不得不拆除重建［3］；2011 年新西兰坎特伯雷地震中，尽管没有桥梁倒塌的记录，但某些桥梁枢纽因丧失功能无法使用，导致长达一个多月的交通瘫痪，造成的经济损失更是难以估计［4］。因此，加快震后修复和降低交通中断时间已成为十分重要的需求。随着我国城镇化水平的不断提高和交通基础设施建设投人进步加大，确保交通基础桥梁设施的优质、高效和安全建造，尽可能减少建设过程中对周边环境及交通通行的影响，降低生产过程中的环境污染，是目前桥梁界及政府管理部门关注的焦点，也是世界土木建筑业的一个发展趋势［5］。

面对这些新需求，传统的现浇施工方法便显得力不能及，而桥梁快速施工（Accelerated Bridge Construction，ABC）技术则提供了一种新的解决途径［6］。ABC 技术是一种采用预制装配构件，对桥梁进行快速组装、减少现场交通环境干扰、确保施工质量、提高施工安全和降低全寿命费用的集成技术［7］。该技术在桥梁上部结构中的应用已较为广泛与成熟，预制跨度超过61m 的预应力混凝土梁已成为可能［8］。ABC 技术在下部结构的应用主要表现为预制装配式桥墩，其最早应用于1955年美国新奥尔良Pontchartrain 桥。经60余年的发展，已逐步推广至非地震区和低烈度地震区［9］。在我国，承插式连接、灌浆波纹管连接这两种“等同现浇”连接形式已应用于上海市嘉闵高架桥梁工程［10］；黄徐路跨线工程采用了外置可更换耗能装置的“非等同现浇”预制桥墩，开创了我国摇摆桥梁工程应用先例［11］。

虽然预制装配式桥墩在低烈度地震区已有应用，但其用于中高烈度地震区仍面临质疑与挑战，主要问题在于预制部件之间的连接［12］。对于中高烈度地震区，在盖梁-预制桥墩连接、预制桥墩-基础连接节点处易出现高弯矩、高剪力以及较大的非弹性循环荷载变形，从而难以维系结构的整体性能［8］。为加深对现有连接系统的了解，本文从抗震性能的角度出发，将连接系统简要地分为“等同现浇”连接和“非等同现浇”连接；介绍了3种“等同现浇”连接方式及其试验研究现状，阐述了“非等同现浇”连接的发展历程，总结了“等同现浇”和“非等同现浇”连接的数值模拟研究进展，梳理了5 种“非等同现浇”预制桥墩分析模型的建立方法及应用情况，即微观实体单元模型、集中塑性铰模型、集中质量模型、多弹簧模型和接缝纤维化模型。最后，基于现阶段进展，结合桥梁工程领域出现的新理念、新材料和新技术，展望了预制装配式桥墩的未来发展趋势。

1 预制桥墩中连接形式的类型

按力的传递机制，可将连接形式分为钢筋连接器连接、管道灌浆连接、承插式连接、预留槽孔连接、混杂型连接、整体连接和新兴连接技术，每种连接形式按细部构造不同又可细分为多类，各类连接的性能也不尽相同［12］。为保持分类的简洁性，本文按抗震性能是否与现浇桥墩等同或相似，将预制桥墩中的连接形式分为“等同现浇”连接和“非等同现浇”连接并进行阐述总结。

1.1 等同现浇连接

采用“等同现浇”连接形成的桥墩在水平承载力、变形能力、刚度、耗能能力等各方面能够与传统意义的现浇桥墩保持相同或相近，且“等同现浇”预制桥墩中也存在塑性铰机制，以往的地震实例已证明延性设计可有效防止桥梁倒塌，但在塑性铰区域会发生严重损伤，因此“等同现浇连接”也被称为“高损伤”连接。常见的“等同现浇”连接有承插式连接、灌浆波纹管连接、钢筋连接器连接等。

1.1.1 承插式连接

承插式连接是指将预制桥墩径直插入承台或盖梁的预留槽孔内，因此该连接方式既可用于桥墩与基础的连接，也可用于桥墩与盖梁的连接。如图1所示，承台或盖梁既可采用预制，也可现浇。若为前者，需在桥墩插入后，在槽孔底部和桥墩四周注浆；若为后者，需用支撑将预制桥墩垂直固定在开挖好的场地，待基础钢筋笼布置完毕后再现浇承台。承插式连接与现浇桥墩体系不同之处在于：（1）预制桥墩与承台或盖梁之间无钢筋穿过，通常采用增加承台厚度或设置剪力键的方式来提高其抗剪能力和锚固性，预制桥墩部分抗弯能力由桥墩与槽孔内壁之间的摩擦力提供，因此桥墩底部需粗糙化处理；（2）采用承插式连接构造的预制桥墩竖向承载机制类似于“端承桩”，上部荷载主要由墩底阻力承受；（3）预制桥墩内纵筋是径直的，纵筋底部无需弯起。关于承插式连接的研究，主要集中在预制桥墩与基础连接处［13－17］。文献［13－14］通过对试件进行包括拟静力试验在内的研究工作，发现承插式连接的耗能能力、延性、抗震性能近似于传统整体式连接；CANHA 等［15］采用内表面光滑的承台预留槽孔，研究预制桥墩在大偏心荷载下的破坏模式，并考虑了不同埋置深度的影响，结果表明试件的破坏是因为槽孔外纵向钢筋屈服，其横向钢筋受力并不大，该研究针对大偏心荷载下预制装配式桥墩嵌入深度给出了建议取值；OSANAI等［16］对柱-基础承插式连接节点进行了拟静力试验，重点讨论了在不同埋深下柱的性能特点，并基于试验结果，提出了必须设置剪力键的场合和摩擦系数的建议取值，虽然该研究是针对建筑结构，但对桥梁工程中的承插式连接仍具参考意义；WANG 等［17］在传统承插式连接的基础上设计了高强度砂浆填充的剪切键，试验显示改进的承插式连接抗震性能良好。钢管混凝土柱（Concrete-Filled Steel Tube，CFST）利用钢管与混凝土之间的相互约束，使两种材料各自的优点充分发挥，提高了构件整体抗震性能，并且建造过程简便。因此，有学者提出将承插式连接与钢管混凝土柱结合使用［18－19］，值得注意的是，采用这种组合结构的墩底可能需要一些特殊保护。整体上看：承插式连接施工时能够容许的误差较大，且施工简便，省时性与实用性较强。但是，目前国内对采用承插式连接的桥梁体系的抗震性能研究尚不充分，要想实现其在中高烈度地区的推广和应用，还需要通过大量试验研究其损伤破坏模式，发展适用于国内桥梁工程的承插式连接构造形式，为实际桥梁设计提供可靠的基础性技术资料。

图1 承插式连接Fig.1 Socket connection

1.1.2 灌浆波纹管连接

灌浆波纹管连接是指将波纹管预埋至盖梁或承台中（图2），形成波纹管孔道，将从预制桥墩端头伸出的纵筋插入孔道之中，再填筑灌浆料进行锚固，由于波纹管可提供一定的约束效果，因此纵筋的锚固长度较同等条件的现浇桥墩而言，可适当缩减。关于灌浆波纹管道用于桥墩-盖梁连接的研究中［20－23］，MARSH［20］提出一种可用于地震区的独柱墩设计概念图，其桥墩与盖梁之间采用灌浆波纹管连接，桥墩与基础之间为承插式连接；之后的研究中，将此独柱墩融入双柱式排架墩体系，拟静力试验结果表明该排架体系具有足够的抗震性能［21］。PANG 等［22］设计了一种新型灌浆波纹管连接，其突出特点在于采用大直径钢筋和大直径波纹管，从而降低施工风险。拟静力试验结果表明：在该连接中设置纵筋无粘结段对桥墩性能影响不大，仅在小位移情况下会轻微降低桥墩刚度。而文献［10，24-27］中，灌浆波纹管连接被用于连接桥墩与承台。王志强等［10］以上海市新建嘉闵北城市高架桥梁工程为背景，研究了灌浆波纹管的抗震性能，发现采用该连接形式的预制桥墩具有向中高地震烈度区推广的潜力；贾俊峰等［24］采用灌浆金属波纹管锚固钢筋技术连接预制拼装墩柱与承台，并进行拟静力试验，得出该技术可应用于高烈度地震区的结论；与一般做法不同的是，BELLERI等［25］将波纹管设置在桥墩内，而非承台中，但拟静力试验结果表明，该连接同样具有良好的延性和抗震性能，并且桥墩损伤主要集中在桥墩与承台间的砂浆垫层上；TAZARV 等［26－27］研究发现将超高强度混凝土作为波纹管灌浆材料可有效防止钢筋或管道的拔出，从而减小连接部位的损伤。灌浆波纹管连接中存在粘结滑移问题，在灌浆波纹管连接中存在两个滑移面：其一为钢筋相对灌浆料而产生的滑移；其二为波纹管与外围混凝土之间的滑移。TAZARV［28］发展了灌浆波纹管连接的粘结滑移模型，并通过试验证明其有效性；XU 等［29］以钢筋锚固长度、施工带来的偏心误差和灌浆后加载时间为研究参数，探讨了灌浆波纹管连接中局部和整体的粘结滑移问题。总体而言，采用灌浆波纹管连接的预制装配式桥墩的水平承载能力、位移延性、滞回耗能能力与现浇柱接近，且具有较好的省时性，但其面临较大的施工风险；灌浆波纹管连接系统中钢筋的偏心误差难以避免，故如何减小偏心误差及带来的不利影响也是进一步该考虑的问题；另外，灌浆波纹管的粘结滑移模型及其破坏模式等方面需要进一步开展理论研究和试验验证，为将来预制装配式桥墩的设计提供理论依据。

图2 灌浆管道连接Fig.2 Grouted corrugated ducts connection

1.1.3 钢筋连接器连接

钢筋连接器连接是指采用灌浆套筒或其它形式的机械连接器，将两根钢筋从端部连为一个整体，并允许轴力从一根钢筋传递至另一根，达到类似焊接的效果。灌浆套筒连接是最典型的一种钢筋连接形式，如图3（a）所示，该方法通过在套筒中插入单根带肋钢筋并注入灌浆拌合物，实现钢筋的连接和力的传递。而机械连接器则依靠机械铆合力实现两根钢筋的连接，无需额外灌注粘结材料，常见的机械连接器主要有螺纹连接器、镦粗螺纹套筒、锥螺纹套筒等。在现有文献中，一般将这种连接方式用于桥墩与承台的连接［30－32］。HABER 等［31］以连接器类型（灌浆套筒和镦粗连接器）和连接器安放位置为研究变量，讨论了桥墩在往复荷载作用下的性能，发现采用该连接类型的桥墩可取得与现浇墩相近的抗震效果，但桥墩内连接器的存在会极大地影响桥墩塑性铰机制。鉴于此，美国现行的桥梁抗震设计规范禁止将连接器应用于延性构件的塑性铰区。TAZARV 等［32］开展了一项关于连接器的综合研究，以期现行规范能放松对连接器的使用限制，其研究内容包括：提出一种适用于各种连接器的材料模型、量化连接器的影响力和发展简化的设计公式。研究结果表明连接器的长度越长、刚性越大和位置越靠近墩底，则桥墩的延性越差；为减小连接器所带来的不利影响，HAN等［33］研制了一种长度极短、内填充环氧砂浆的螺纹连接器，试验结果也证实了该连接器能达到预期效果；LIU等［34－35］和韩强等［36］针对灌浆套筒连接做了大量研究工作，包括通过单轴拉伸试验研究灌浆套筒的连接性能、破坏模式、承载力、损伤分布和环向约束机制，阐述了灌浆套筒接头的力学性能和机理；对比研究灌浆套筒区域和普通截面的抗弯强度，发现灌浆套筒截面的抗弯强度高于正常截面，基于此提出了针对灌浆套筒连接的预制墩变形评估方法；在灌浆套筒连接预制桥墩抗剪性能研究方面，介绍了套筒区剪切开裂机理，提出了一种评估灌浆套筒连接预制桥墩抗剪强度的方法，并证明其正确性；徐文靖等［37］运用拟静力试验与数值模拟相结合的方法研究不同直径和长度的灌浆套筒对预制桥墩抗震性能的影响，结果显示直径越大和长度越长，桥墩接缝处应力集中现象越明显，最终破坏形式为墩底接缝处钢筋拉断；除此之外，赵勇等［38］对6 个采用灌浆套筒连接的预制墩进行了拟静力试验，分析了纵筋直径、轴压比和配箍形式对桥墩抗震性能的影响，并基于试验结果建议：在低轴压比下，需严格控制大直径高强钢筋套筒的性能，否则会发生纵筋从套筒中拔出的现象。可以看出：钢筋连接器连接的抗震性能与连接器类型密切相关，但由于连接器可能造成的不利影响过大，导致其在桥梁中的应用受到限制，因此发展长度短、刚性较小和连接性能优良的新型连接器是根本的解决之策。

图3 钢筋连接器连接Fig.3 Bar couplers connection

1.2 非等同现浇连接

较之“等同现浇”连接，“非等同现浇”连接大都是依靠无粘结预应力筋提供的夹紧力使各预制节段连为整体，采用此类连接方式的桥墩称为“非等同现浇”预制桥墩或“混杂型”预制桥墩。后张预应力可显著提高桥墩的自复位能力，从而减小桥墩震后的残余位移。为衡量“非等同现浇”预制桥墩的自复位性能，HIEBER等［6］将上部结构重力与预应力的和与耗能钢筋提供的抵抗力之比定义为自复位率；类似地，PALERMO 等［39］基于理想旗帜型模型，以弯矩的形式提出了自复位系数λ，其表达式为λ=（Mpt+MN）/Ms，其中：Mpt和MN分别代表预应力和结构自重提供的自复位弯矩；Ms为耗能钢筋提供的耗能弯矩，并建议自复位系数的取值范围为1.15～1.25。相较于“等同现浇”桥墩，“非等同现浇”预制桥墩在往复荷载作用下，相邻节段间的节点接缝（主要是承台与桥墩间的接缝）会不断地“提离”与“闭合”，即发生摇摆行为。因此，桥墩的塑性变形主要集中在摇摆界面的受压区，而墩身主体则基本保持弹性。“非等同现浇”预制桥墩的摇摆行为降低了桥墩的抗侧刚度，延长了桥梁结构自振周期从而起到了隔震的效果［40］。但于此同时也带来一些不利的影响，比如桥梁在地震作用下位移响应放大而加剧上部结构的碰撞问题、摇摆机制抑制桥墩端部塑性铰的形成而导致耗能能力偏弱等［41］。关于后一问题，各国学者开展了广泛研究［42－48］。

图4展示了“非等同现浇”预制桥墩构造形式的演变过程，HEWES等［42］开展了关于“非等同现浇”桥墩的早期试验研究，其研究对象仅设有无粘结预应力筋，结果表明桥墩主体基本保持弹性，仅受压区墩趾处受到了轻微损伤，但由于缺乏耗能构件，其滞回耗能能力非常有限。为提高“非等同现浇”桥墩的耗能能力，诸多学者提出了内置耗能钢筋的解决方案并开展了试验验证，耗能钢筋插入预留的钢筋孔道并依次穿过各个接缝，研究结果表明该方法可有效提高“非等同现浇”桥墩的耗能能力，其滞回曲线呈较饱满的“旗帜形”［39，44］。在采用内置耗能钢筋时，需在墩底接缝附近设置一定长度的无粘结段，以避免产生钢筋应力集中现象，防止耗能钢筋过早的断裂［46－48］。然而更强的耗能能力也意味着更严重的材料损伤，因此装配有耗能钢筋的“非等同现浇”桥墩往往也会产生更大的残余变形。“非等同现浇”桥墩的耗能能力与自复位性能之间存在难以调和的矛盾，两者此消彼长，左右互搏。一些学者提出新的耗能钢筋方案，试图在保持“非等同现浇”桥墩耗能能力的条件下减小其残余位移［49－51］。OU 等［49］和TONG 等［50］采用高强钢筋来代替普通耗能钢筋，拟静力试验结果表明高强钢筋能提高桥墩的屈服后刚度，可有效减少残余位移并提高每一加载环对应的滞回耗能，同时还可增强桥墩的位移延性；CAI 等［51］提出将纤维增强复合材料螺纹筋（Fiber-Reinforced Polymer，FRP）与普通钢筋混合使用，结果表明当“非等同现浇”筋的配筋率在1.15%～1.91%时，桥墩的屈服后刚度增大了41%～63%，残余位移减幅可达12%～23%；ROH 等［52］将形状记忆合金（Shape Memory Alloy，SMA）钢棒应用至“非等同现浇”桥墩中，其增强耗能的效果弱于普通钢筋，但残余位移接近于0。

图4 “非等同现浇”预制桥墩构造形式演变Fig.4 Structural form evolution of the nonemulative precast columns

内置耗能钢筋可有效提高“非等同现浇”预制桥墩的耗能能力，但缺点是耗能钢筋的屈服或断裂发生在桥墩内部，不利于更换和维修。鉴于此，众多可更换耗能装置被提出，以期在提高桥墩耗能能力的同时，将桥墩损伤集中在外置耗能器上而桥墩主体结构保持弹性，这在一定程度上体现了基于“保险丝”的损伤控制理念。例如，图5 所示的两种具备可恢复功能的桥墩，WHITE 等［53］对墩底一定高度范围内的桥墩截面进行削弱，预留出一定空间用于耗能钢棒的安装，耗能钢棒上下端均采用机械连接，周围浇筑可去除混凝土，两次拟静力试验结果表明修复前后桥墩的滞回性能相近；WANG 等［54］发展了一种类似新型桥墩，其区别在于桥墩底部节段由核心区混凝土和4 块可拆卸超高性能混凝土（Ultra-high Performance Concrete，UHPC）板组成，此构造形式更为精细，一定程度上会增加预制难度，但省去了浇筑混凝土这一环节；CHOU等［55］设计了一种外置可更换耗能斜撑并将其设置在桥墩底部节段，拟静力试验结果表明该构造措施可提高桥墩的等效阻尼比，增幅可达38.5%；MARRIOTT等［56］采用两种不同的外置可更换耗能器布置方式以提高“非等同现浇”预制桥墩耗能能力，发现外置耗能器可提供稳定的滞回耗能能力并保护桥墩主体结构。文献［57－59］展示了三种不同的外置耗能器安装形式，分别为环形项圈、牛腿构造和外包钢板，但无论采用何种形式，其目的均在于方便安装和固定耗能器。

图5 两种可快速修复桥墩Fig.5 Two types of columns with rapid recovery performance

除常规的“非等同现浇”桥墩外，亦有学者开展了细部构造改进和新型“非等同现浇”桥墩结构研发工作。WANG 等［60］将“非等同现浇”高墩的底部预制节段与承台固结，拟静力试验结果表明该措施有利于提高桥墩的抗侧强度和耗能能力，但残余位移也相应增大；ZHANG 等［61］设计了一种复合型底部节段，其内芯为RC 现浇节段，并与承台固结，外部为空心预制纤维增强混凝土节段，该措施可略微增大桥墩在大位移下的耗能能力；为提高桥墩底部的抗压能力，TRONO 等［62］采用纤维增强混凝土建造下部墩身，并在承台中增设了高强灌浆板和带头钢筋，振动台试验结果表明即使在近断层地震动作用下该新型桥墩仍保持轻微损伤；贾俊峰等［63－64］提出将CFST 应用于后张预应力节段预制拼装桥墩的结构形式，拟静力试验发现其虽具有较高的抗侧能力和自复位性能，但出现明显的双塑性铰效应，墩底与承台接缝处的提离量最大，其上部相邻节段间的接缝处开口明显减小。为充分利用各节段强度、发挥材料性能和实现开口均匀分布，文献［64］进一步提出了在各个接缝处外包钢管，并采用螺栓连接，拟静力试验结果初步验证了该方案的合理性，但无粘结预应力筋的预应力损失情况较为严重；FANG 等［65］提出了具有SMA 碟簧限位构造措施的新型“非等同现浇”桥墩，桥墩底部进行了扩大处理，桥墩通过四角的锚固钢筋与承台相连，锚固钢筋顶部预留一定的间隙用于安装SMA 碟簧。当桥墩的位移超过某限值，导致碟簧不能继续被压缩后，桥墩则由摇摆体系转变为传统的RC桥墩，桥墩主体开始变形耗能。

综上所述，国内外学者就如何增强“非等同现浇”预制桥墩的耗能能力开展了大量的研究工作，其中内置耗能钢筋这一方案已得到广泛认可，但存在难以维修的缺陷，以此为出发点，形式各异的外置可更换耗能器陆续被提出，同时也给“非等同现浇”预制桥墩带来构造形式上的变化。基于“保险丝”的损伤控制设计理念，最大程度结合并发挥减震耗能装置和高性能新材料的优势，促进ABC 技术的更新与进步，发展具有“可牺牲、可更换、可控制和可恢复”等性能的可恢复功能预制桥墩体系将是桥梁工程领域的热点课题。

2 预制桥墩数值模型研究

在桥梁抗震领域，数值模拟是一种重要的分析手段，若能建立准确的模型，便可在减少人力物力的基础

上，实现对结构抗震性能的预测，为大量的参数分析提供便利。目前，关于“等同现浇”桥墩的模拟较少［26－27，30，66］。TAZARV［28］发展了可用于灌浆波纹管连接的粘结滑移本构模型；基于该模型，TAZARV［27－28］在OpenSees平台中完成了对试件的模拟，重点阐述了桥墩-基础界面处钢筋本构的修正方法；AMELI等［30］提出了一种简化模拟方法，该方法可用于灌浆套筒连接的抗震性能评估；MOHEBBI 等［66］对一双柱墩试件进行有限元模拟，该试件中基础与桥墩的连接、桥墩与盖梁的连接均采用承插式。而“非等同现浇”预制桥墩凭借其独特的构造特点、明确的受力体系和优越的自复位性能，受到各国学者的广泛关注和研究。“非等同现浇”预制桥墩模型按其建模的复杂程度，依次可分为微观实体单元模型、纤维模型、多弹簧宏观模型和集中塑性铰模型。下面将着重介绍几种数值分析模型及其应用情况。

2.1 微观实体单元模型

基于ABAQUS 等大型有限元分析平台的实体单元模型是重要的模拟手段之一，其优势在于模拟过程、结果可视化，通过应变云图易于发现桥墩的易损部位［67］，其缺点在于较高的计算成本和较差的收敛性。实体单元模型的建模过程中涉及材料、单元的选取，以及接缝处的接触设置，诸多研究中都对建模方法进行了阐述，并通过既有试验结果来验证其正确性［43，65，68－71］。ZHANG 等［70］对无耗能装置的“非等同现浇”桥墩开展了析因分析，旨在探究设计因子之间可能存在的相互作用，结果表明在确定桥墩屈服后刚度时，预应力筋张拉度与配筋率之间存在强烈的相互作用，并建议桥墩总轴压比控制在0.2 以内；OU 等［43］采用实体单元模型来模拟设置有内置耗能钢筋的“非等同现浇”桥墩，对耗能钢筋配筋率进行了优化分析，当耗能钢筋配筋率为0.5%左右时，可实现较小的残余位移。EL GAWADY 等［71］对外包纤维增强复合材料管的桥墩开展了数值研究，发现桥墩剪跨比、截面尺寸以及约束条件均对桥墩的性能有较大的影响。

2.2 转动弹簧模型

转动弹簧模型包括集中塑性铰模型和集中质量模型；其中：集中塑性铰模型上部恒载与桥墩自重以集中质量的形式加至顶部节点［39］，采用弹性梁单元模拟墩身主体结构，在墩底并联两个转动弹簧，如图6（a）所示。其中：一个转动弹簧为自复位弹簧，其力-位移关系为双线性弹性，用于表示上部结构重量及后张预应力所提供的自复位弯矩；另一转动弹簧则表示耗能弯矩，需根据耗能器的类型来选择相应的滞回模型，对于耗能钢筋而言，多采用双线性滞回模型。双弹簧的力学参数可根据“等效悬臂梁理论”得到［55］，在双弹簧的共同作用下，“非等同现浇”预制桥墩的滞回曲线呈旗帜型。PALERMO 等［39］利用该模型对试件开展了数值模拟，并选取了两种不同的耗能弹簧本构，具体为弹塑性本构和考虑包辛格效应的滞回本构，发现该模型可准确捕捉“非等同现浇”预制桥墩在拟静力加载下的整体行为，但不能模拟因内部钢筋粘结失效而导致的刚度退化。葛继平等［72］在集中塑性铰模型的基础上发展了集中转动弹簧模型，通过在墩底设置一个零长度的转动弹簧来反映桥墩的非线性行为，并对5种桥墩模型试件进行数值模拟与试验结果的对比，结果表明该方法能有效分析节段拼装桥墩抗震性能。

图6 两种转动弹簧模型Fig.6 Two types of analytical models with rotational springs

图6（b）所示的模型虽被称为集中质量模型［41］，其建模思路与集中塑性铰模型一致，不过需在墩底设置一个转动弹簧。将OpenSees 单轴材料库中的Pinching4 赋予给该弹簧，以模拟桥墩的整体行为及卸载退化。该材料最初被开发利用于RC 框架梁柱节点的模拟［73］。ZHAO 等［41］利用该模型，对文献［60］中一墩高为10 m的预制桥墩进行了数值模拟，并将模拟好的预制桥墩作为下部结构，对一五跨连续梁桥开展了全桥的地震响应分析，重点讨论了碰撞、频率比和伸缩缝尺寸的影响。值得注意的是，Pinching4材料参数设置对模拟结果影响极大，通常需借助试验结果才能准确定义，因此该模型难以用于新结构的响应预测。

集中塑性铰模型的建立方法简易，只需赋予转动弹簧合适的滞回本构即可准确的模拟“非等同现浇”预制桥墩的整体性能，若采用集中质量模型，可通过准确定义材料参数获得较为满意的模拟结果。但这两种模型又是粗糙的，没有对接缝、无粘结预应力筋和耗能钢筋进行模拟，因此不能反映桥墩的局部响应。

2.3 多弹簧与接缝纤维化模型

为准确反映“非等同现浇”预制桥墩的局部变化情况，相对精细化模型的建立是有必要的。在“非等同现浇”预制桥墩的模拟中，接缝的处理方式是一道分水岭，为表述方便但又不失其模型特色，本文暂且将其分为多弹簧模型和接缝纤维化模型。

2.3.1 多弹簧模型

为实现“非等同现浇”预制桥墩抗震性能的有效预测，有必要建立较为精细的数值分析模型。MARRIOTT 等［56，74］最早提出了“非等同现浇”预制桥墩的多弹簧模型，如图7所示，由于接缝具有只能受压而不能抗拉的受力特点，故可在接缝处布置一层接触弹簧，并赋予其一种只能抗压的材料本构，为使预应力筋单元、耗能器单元与桥墩变形协调，前两者的节点与桥墩单元节点之间通过刚臂连接。多弹簧模型的建模过程中，接触弹簧的刚度、数量和分布模式是关键，MARRIOTT 等［56］提出弹簧刚度取值的经验公式，并发展了一种迭代算法以期模拟结果能在强度、中性轴高度等方面与试验结果吻合；司炳君等［75］发现弹簧的刚度与桥墩的轴向刚度有关，并基于该模型探讨了“非等同现浇”预制桥墩在近断层地震动下的响应，研究了设计参数对桥墩震后残余位移的影响；AHMADI 等［76］对弹簧设置个数开展了优化分析，发现当弹簧数量达到12 个及以上时，模拟结果便已趋于稳定；孙治国等［77］总结了多弹簧模型的建模方法。既有研究结果为多弹簧模型的建立提供了有益指导，但仍存在不足之处，例如弹簧分布模式对模拟结果的影响。诸多学者利用多弹簧模型完成了对“非等同现浇”桥墩试件的模拟，证实了该模型的可行性［56，74－78］。除此之外，孙治国等［79］设计了一种新型双层排架墩，其上层桥墩为“非等同现浇”体系，上层桥墩底部设有外置角钢，通过数值分析模型研究了该结构的抗震性能。LI等［80］建立了以“非等同现浇”桥墩为下部结构的全桥动力分析模型，开展了易损性分析及经济损失评估，并与以传统RC 桥墩为下部结构的全桥模型进行了对比；CHEN 等［81－82］研究了带有摇摆基础的高墩桥梁，对比了多种耗能器加固方案的抗震效果。

图7 多弹簧模型［56］Fig.7 Multi-spring model

2.3.2 接缝纤维化模型

纤维模型处理接缝的方式有两种：其一为将接缝视为具有一定厚度的素混凝土柱或零长度截面［83－87］；其二为对材料本构关系进行修正［50，87］。葛继平等［83］和王军文等［84］将接缝视为一定厚度的素混凝土柱，并分别对试件开展了数值模拟和设计方法验证；CAI 等［85］和MANTAWY 等［86］结合零长度单元和混凝土本构（无抗拉强度）来模拟接缝，CAI 等［85］完成了多根既有“非等同现浇”桥墩试件的数值模拟，从滞回曲线、预应力筋应力变化、接缝开合量三个方面对比了模拟和试验结果，验证了模拟方法的正确性，并开展参数分析讨论了常规参数对拟静力荷载下残余位移的影响；MANTAWY 等［86］采用Reinforcing Steel 材料（OpenSees 中的一种单轴材料）来模拟耗能钢筋在往复加载中的疲劳退化，并提出一种以桥梁刚度为指标的简易迭代算法，用于确定耗能钢筋无粘结段长度。通过全面比对某一桥梁动力试验结果，完成了数值模型的验证，后续参数分析表明增大耗能钢筋直径和无粘结段长度可有效延缓钢筋断裂；TONG 等［50］建立了“非等同现浇”桥墩的纤维模型，该模型并未对接缝进行直接模拟，而是通过修正混凝土及耗能钢筋本构关系来间接反映桥墩的力学性能，通过对比四个试件的模拟和试验结果，验证了模拟方法的合理性；WANG 等［87］为解决平截面假定失效问题并考虑钢筋的粘结滑移效应，对耗能钢筋和无粘结预应力筋的本构进行了修正，以建立满足平截面假定的塑性铰区纤维截面，基于此模型，研究了7个设计参数对自复位系数的影响。

通过分析预制桥墩的现有数值模型和模拟方法，可以看出：不同的数值分析模型所能达到的模拟程度有所差距，一般模型越精细其计算效率也会随之降低，故建议根据研究需求选择合适的模拟策略，以达到计算精度与计算效率的协调统一。例如，开展计算量较大的全桥动力响应分析，转动弹簧模型是可取的；若要反映桥墩的局部响应并开展大量的参数分析，则建议采用多弹簧模型或接缝纤维化模型。但随着新材料和新装置的引入，新型预制装配式桥墩与普通桥墩之间存在明显的局部构造差异，因此在未来的研究中，实体单元模型可能成为更主流的模拟手段。

3 未来发展趋势

预制装配式桥墩具有传统现浇桥墩所不具备的诸多优势，但在推广应用中仍存在诸多困难。为了让预制装配式桥墩最大限度发挥自身优势，未来的研究和发展中需至少重视以下几个方面：

（1）基于损伤控制设计理念，合理利用高性能新材料，充分发挥预制桥梁高效施工的优势，发展适合工程实践的可恢复功能预制桥墩体系。

基于损伤控制和可恢复功能的设计理念，将防屈曲支撑（Buckling-restrained Brace，BRB）、自复位耗能支撑（Piston-Based Self-Centering Braces，PBSCB）和外置可更换角钢等减震耗能装置应用于预制装配式桥墩体系，如CHOU 等［55］和MARRIOTT 等［56］均采用外置可更换的耗能装置替代内置耗能钢筋，以期使结构损伤集中于耗能装置而桥墩主体基本保持弹性；再结合纤维增强复合材料、碳纤维增强复合材料（Carbon Fiber Reinforced Polymer，CFRP）、工程水泥复合材料（Engineering Cement Composite，ECC）、超高性能混凝土、超高性能纤维混凝土（Ultra-High Performance Fiber-Reinforced Concrete，UHPFRC）和形状记忆合金等高性能新材料，如ELGAWADY 等［88］采用FRP外包预制桥墩节段来提高预制桥墩的整体抗震性能；WANG等［54］在预制桥墩节段四周外包可更换UHPC 板、内嵌可更换耗能钢棒以使损伤集中在可更换构件上；特别地，SMA 作为一种超弹性材料，其自复位性能需得以考虑和应用；TAZARV 等［27］和VARELA 等［89］将桥墩塑性铰区的钢筋替换成SMA 棒，并将其分别应用于“等同现浇”和“非等同现浇”预制桥墩中，通过拟静力试验和振动台试验验证了SMA 可有效减小桥墩的残余位移，由此可见SMA 在预制桥墩自复位和震后快速修复方面优势突出；另外，预制装配式桥墩由理论走向工程实践，还需考虑施工过程和快速拼装等难题，例如SUNG 等［90］创造性地将预制节段从横向和纵向细分为更多模块，以搭接堆积的方式进行施工，克服了传统大尺寸节段墩身运输不便和起吊困难的缺点。目前，结构损伤控制与可恢复功能理念已成为性能抗震设计理论发展背景下的前沿和热点，最大程度结合并发挥减震耗能装置和高性能新材料的优势，促进预制装配技术的更新与发展，在提高预制装配式桥墩的抗震性能的同时保证高水平的施工效率，实现可恢复功能预制桥墩体系在桥梁工程领域更好的普及和应用。

（2）结合预制装配技术，将采用“非等同现浇”形式的预制单柱式桥墩向高墩和多柱式排架墩等复杂结构体系进行推广，同时结合减隔震技术实现预制装配式桥墩在中高烈度地区的应用，发展具有摇摆及自复位功能的预制装配式高墩和排架墩体系。

摇摆自复位理念最先应用于新西兰Rangitikei 高墩铁路桥，随后有大量学者针对摇摆桥墩进行研究，目前已在单柱式矮桥墩方面做了大量研究与应用，而我国西部山区公路桥梁中最常见的高墩和横向刚度大、抗倒塌能力强的双柱式排架墩在摇摆及自复位方面的研究尚处于初步探索阶段，还需要更多的试验和数值分析验证其抗震性能。在“非等同现浇”预制装配式高墩方面，仅WANG 等［60］开展过相关的拟静力试验，由于缺乏大量试验证明，加之其更为显著的P-Delta效应，如何将ABC技术更好的运用于“非等同现浇”预制装配式高墩体系还有待进一步研究。在预制装配式排架墩方面，已有一些桥梁工程实例，如美国德克萨斯州Lake Ray Hubbard 桥、华盛顿州Lack Belton Hubbard 桥、5号州际公路桥和中国九江长江大桥铁路引桥等，但基本都处于低烈度地区。为实现预制装配式桥墩在中高烈度区的应用，韩强等［1］开发了一种在承插口处设置UHPC剪力键的新型连接方式，试验和数值分析证明了该连接方式的可靠性，目前这种新型连接方式已应用于中国京雄高速公路桥梁工程。另外，有学者提出将预制装配技术与减隔震技术相结合的理念，MOTAREF等［91］在预制拼装桥墩墩底节段与基础之间设置橡胶隔震支座，拟静力试验发现墩底设置橡胶隔震支座可以显著提高桥墩的延性和滞回耗能；赵建峰等［92］将铅芯橡胶支座（Lead Rubber Bearings，LRB）引进预制拼装桥墩连续梁桥体系中，数值分析发现采用墩顶隔震体系和墩底隔震体系均可以大幅减小桥梁在地震中的位移和内力，延长桥梁自振周期；通过设置减隔震支座来实现预制装配式桥墩在中高烈度区的应用目前已经在工程中有所体现，如我国呼和浩特市道路改造提升工程。但总的来说，目前对于预制拼装桥墩隔震桥梁的研究较少，为了预制装配式桥墩在中高烈度地区得以广泛推广与应用，其实际抗震性能还需系统的理论研究和试验证明。未来预制装配式高墩和排架墩体系的研究也应当符合损伤控制与可恢复功能设计理论的发展趋势。利用先进的ABC 技术，基于摇摆及自复位理念，将CFRP、UHPC 和SMA 等高性能新材料进行合理组合，并结合BRB、PBSCB、外置可更换角钢等减震耗能装置和LRB、摩擦摆支座等减震隔震装置，加大对预制装配式高墩和排架墩体系残余位移、耗能情况和震后可恢复功能等问题的研究，建立一整套相应的抗震设计方法，以实现预制装配式高墩和排架墩在中高烈度地区的功能可恢复设计。

（3）利用先进的数值模拟方法和试验技术，分析腐蚀与地震耦合作用下预制装配式桥墩的损伤模式和抗震性能，揭示其经腐蚀后局部和整体的破坏机理并发展相应的防御措施，实现预制装配式桥墩乃至整个桥梁体系在多灾害耦合作用下的可恢复功能。

多灾害耦合地震作用包括腐蚀与地震、火灾与地震、爆炸与地震等，早在1906 年美国旧金山大地震，人们就已经认识到多灾害地震耦合作用的危害［93］。为了发展具有可恢复功能的预制桥墩体系，应充分考虑多灾害耦合作用的影响。预制装配式桥墩因其预制构件施工质量可控、现场组装方便等特点，在近海或跨海桥梁建设中具有很好的应用前景，因此，应首要研究腐蚀与地震耦合作用对预制装配式桥墩的影响。目前对经腐蚀的预制装配式桥墩在地震作用下的抗震性能鲜有研究，下一步工作需首先分析预制装配式桥墩经局部腐蚀后的抗震性能，对腐蚀程度进行量化表达，并通过组合不同防腐措施获取较优防腐策略，如港珠澳大桥的“非等同现浇”预制桥墩中高强钢筋锚固体系采用电隔离防护技术与真空灌浆的双重防护措施［85］。为使预制装配式桥墩及其桥梁体系满足更高抗震需求、更高使用寿命需求和更高环境保护需求，后期研究需尽可能采用数值模拟分析与试验相结合的方式，揭示腐蚀程度对预制装配式桥墩在地震作用下的损伤破坏模式和抗震性能的影响规律，了解不同加载路径对预制装配式桥墩力学行为的影响，掌握预制装配式桥墩经腐蚀后局部和整体的破坏机理。这对研究腐蚀与地震耦合作用下预制装配式桥墩的抗震性能退化问题和发展相应的防御措施，对实现桥墩乃至整个桥梁体系在多灾害耦合作用下的可恢复功能具有重要意义。

（4）利用先进的数值模拟方法和试验技术，分析现有预制装配式桥墩连接类型的抗震性能，并基于预制装配施工快速方便等理念，发展一种预制桥墩性能综合评估方法。

对连接类型抗震性能的有限认知是桥梁快速施工向中高烈度地震区推广的主要障碍，因此国内外学者的研究也大多聚焦于连接的抗震性能。如王志强等［10］比较了灌浆套筒及灌浆波纹管拼接构造下预制混凝土桥墩的破坏形态、损伤部位，并从刚度、延性、耗能、残余变形等方面描述了不同连接试件的抗震性能；除此之外，PARK 等［94］提出以保护层混凝土开裂、轴向钢筋屈服、轴向钢筋断裂作为装配式桥墩抗震性能的定量评价指标。但若要全面地对某种连接形式做出评估，单一的抗震性能指标是不够的。比如，预制装配式桥墩的连接系统既要具备优越的抗震性能，也要满足施工快速方便这一基本要求。美国NCHRP 计划提出了一种综合评估方法［12］，评估内容包括成熟度评估、“省时潜力”评估和“性能潜力”评估。卓为顶等［95］基于NCHRP 计划［12］，综合考虑环境、桥位特点、施工质量可控性、抗震性能等因素及权重，提出一种预制装配桥墩连接构造选择的评定方法。目前国内外提出的预制装配式桥墩连接构造综合评估方法还很少，并且已经提出的评估方法带有主观性和经验性。因此，优化和发展一种能精确、综合的评估预制装配式桥墩连接构造的方法显得尤为重要。

4 结语

预制装配式桥墩具有传统现浇桥墩所不具备的诸多优势，但其是否可用于中高烈度地震区仍面临质疑与挑战，主要障碍在于预制部件之间的连接问题。“等同现浇”连接抗震性能与传统现浇桥墩相似，其损伤问题亦类似于传统结构，目前“等同现浇”连接相对成熟，尤其是灌浆套筒连接已经应用于诸多工程，但是为了实现其在中高烈度区的推广和应用，还需要进行大量理论及试验研究工作。“非等同现浇”桥墩在控制地震损伤和自复位方面表现较好，但其耗能能力与自复位性能之间互为矛盾，未来发展具有“可牺牲、可更换、可控制和可恢复”等性能的可恢复功能预制桥墩体系将是桥梁工程领域的热点课题。但不论是“等同现浇”还是“非等同现浇”预制桥墩，都存在预制构件尺寸大不易起吊等不契合快速施工理念的缺点，故发展装配效率更高的新型桥墩拼装体系显得尤为重要。随着新材料、新装置的发展与应用，新型预制装配式桥墩与传统RC 桥墩之间的构造差异将更加明显，分析中应用更加精细的有限元模型将成为必然。随着我国交通网络的迅猛发展，预制装配式桥墩越来越符合新的发展需求。为实现桥梁结构建造的预制装配工业化，必须重视以下几点：加强预制装配式桥墩与高性能新材料及减隔震技术的结合，推动其在中高烈度区的应用；充分考虑多灾害耦合作用的影响，尽可能减少预制装配式桥墩在恶劣环境下的性能退化；优化和发展一种精确、综合的评估方法，为工程实际中预制装配式桥墩连接构造的选择提供依据。