王文煒，周暢，薛彥杰，宋元印，2

（1.東南大學 交通學院，江蘇 南京 211189；2.中鐵工程設計咨詢集團有限公司，北京 100071）

橋梁結構的傳統(tǒng)施工方法工序繁瑣，無法滿足日益增長的快速建設需求[1-4]，這促使了預制節(jié)段拼裝橋梁結構的快速發(fā)展.與現(xiàn)澆混凝土橋墩相比，預制拼裝橋墩的主要區(qū)別在于有拼接接縫，橋墩內縱向鋼筋不連續(xù).為提高橋墩整體性，通常沿墩身軸向設置鋼絞線并張拉預應力[5].當橋墩承受水平荷載時，墩底接縫將在彎矩作用下開合，變形得到釋放，從而避免鋼筋過早發(fā)生屈服，橋墩節(jié)段地震損傷較小，但是預制拼裝橋墩的整體抗震性能相對較差[6-7].針對預制拼裝橋墩在抗震性能方面的不足，相關學者提出了增加耗能鋼筋，采用榫卯接縫構造，設置黏彈性阻尼器等方法，在一定程度上改善了預制拼裝橋墩的抗震性能，但還存在著耗能能力和承載力的提高作用不明顯，延性不足，殘余變形大，耗能裝置難以替換等問題[8-9].為此，本文提出使用外置耗能鋼板提高改善預制拼裝橋墩的整體抗震性能，建立了有限元分析模型，通過與現(xiàn)澆橋墩和內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩的抗震性能比較分析，探討外置耗能鋼板預制拼裝橋墩的可行性；分析預應力度、預應力筋位置、耗能鋼板用量及開槽率等變量對外置耗能鋼板預制拼裝橋墩的抗震性能與自恢復性能的影響.

1 有限元模型的建立及其驗證

1.1 試驗簡介

為了驗證建立的有限元分析模型的有效性，本文首先對文獻[10]的試驗模型進行了數(shù)值模擬.文獻[10] 進行了整體式現(xiàn)澆橋墩和帶有耗能鋼筋節(jié)段預制拼裝橋墩的試驗.試件由承臺基礎、墩身和墩帽三部分組成.整體式橋墩沿墩柱縱向設置10 根直徑為12 mm 的HRB335 級帶肋鋼筋，在截面內環(huán)向等間距布置.箍筋采用φ6 光圓鋼筋，在墩柱底部400 mm范圍內，箍筋間距設置為50 mm，其他高度范圍內箍筋間距設置為80 mm.預制拼裝橋墩的墩身分為4個節(jié)段S1，S2，S3，S4，每個節(jié)段高度均為400 mm，截面直徑為350 mm.墩身節(jié)段內縱向配置6 根直徑為12 mm 的HRB335 級帶肋鋼筋，且在接縫處斷開.底節(jié)段S1 內箍筋間距為50 mm，其余節(jié)段內箍筋間距80 mm，箍筋仍采用φ6 光圓鋼筋.節(jié)段間接縫位置設置6 根直徑為12 mm 的HRB335 級帶肋鋼筋作為耗能鋼筋，墩帽與承臺之間通過3φj12.7 無黏結預應力鋼絞線連接，施加的預應力大小為296.1 kN，試件構造和材料性能分別如圖1 和表1 所示.

圖1 文獻[10]試件設計Fig.1 Specimen design of reference[10]

表1 材料性能Tab.1 Properties of materials

試件采用低周往復加載，加載位置在墩帽側面中心，墩柱底部完全約束形成懸臂結構.加載模式為位移控制，每級位移幅值正反向循環(huán)2 次，加載點位移幅值依次為0.1%，0.2%，0.3%，0.5%，0.75，1%，1.5%，2%，2.5%，3%，3.5%，4%，4.5%，5%，6%，7%，即加載位移從1.85 mm 依次遞增至129.5 mm.

1.2 有限元模型的建立

本文采用ABAQUS 有限元軟件建立分析模型.混凝土采用三維線性減縮積分實體單元（C3D8R）、塑性損傷模型，彈性模量Ec和泊松比υc按照《混凝土結構設計規(guī)范》[11]的規(guī)定取值，拉力方向對應恢復因子ωt=0，壓力方向對應恢復因子為ωt=1[12].鋼筋及預應力鋼筋采用三維二節(jié)點桁架單元（T3D2），本構關系選用雙折線模型、隨動強化模型[13].模型中不引入連接單元，鋼筋采用嵌入技術內置于混凝土中，兩者共同受力.

為了準確模擬節(jié)段間的接觸，選用基于表面的接觸算法.當間隙為零時沿接觸面法向傳遞壓力，當間隙大于零時，不再傳遞拉力和壓力，接觸面間無黏性且不能侵入對方.節(jié)段之間的切向采用接觸摩擦，摩擦系數(shù)μ 取為0.4.墩底端固定，約束所有自由度，墩頂端自由.

無黏結預應力鋼筋是通過約束預應力鋼筋端部與其相應位置的混凝土節(jié)點的水平方向自由度，釋放預應力鋼筋沿構件軸線各節(jié)點的自由度實現(xiàn)的.采用“降溫法”實現(xiàn)預應力的施加，設置預應力鋼筋的初始溫度t0=0 及降溫值Δt=σp/αEp，σp、α 和Ep分別為預應力鋼筋預應力、熱膨脹系數(shù)和彈性模量.

整體現(xiàn)澆橋墩及預制拼裝橋墩有限元模型及網(wǎng)格化如圖2（a）和2（b）所示，由于墩底塑性鉸區(qū)域可能發(fā)生較大彎曲變形，因此在墩底1/4 區(qū)域內適當加密網(wǎng)格.預制拼裝橋墩墩身等分為4 個節(jié)段，各節(jié)段上、下端表面、承臺上表面以及蓋梁下表面設置為成對接觸表面.

圖2 橋墩有限元分析模型Fig.2 Finite element analysis models of bridge pier

1.3 結果分析

圖3（a）和圖3（b）分別給出了整體現(xiàn)澆橋墩和預制拼裝橋墩的試驗和數(shù)值模擬得到的滯回曲線.對于整體現(xiàn)澆橋墩，當位移加載幅值處于0.1%～6%期間時，數(shù)值模擬與試驗結果吻合較好，其水平承載力、殘余位移、等效剛度及耗能等指標與試驗結果基本一致.試驗中，在側移幅值達到7%的正向加載過程中，縱向鋼筋被拉斷，導致試驗荷載-位移曲線突然下降，卸載至位移為零后不再繼續(xù)加載.在有限元數(shù)值模擬中，鋼筋未拉斷，完成了設定的0.1%至7%的循環(huán)加載過程，這是由于常用的雙線性鋼筋模型并不能模擬鋼筋斷裂導致的剛度退化現(xiàn)象[14].

圖3 滯回曲線的比較Fig.3 Comparisons of hysteretic loops

對于預制拼裝橋墩，正向加載時，試驗與計算結果吻合較好，而反向加載時，試驗結果大于計算結果，且隨加載幅值增大，差異逐漸顯著，這是由于單純的鋼筋低周疲勞材料試驗研究所獲得的參數(shù)與真實的鋼筋混凝土存在一定差異[15]，這與文獻[10]中利用OpenSees 模擬的情況一致.表2 給出了模擬結果與試驗結果的比較.對比水平承載力、殘余位移、等效剛度以及耗能可知，數(shù)值模擬與試驗結果吻合較好，誤差均在合理范圍內，具有較好可靠性，建立的有限元分析模型可以用于外置耗能鋼板預制拼裝橋墩的抗震性能分析工作.

表2 模擬值和文獻[10]試驗值的比較Tab.2 Comparisons between simulated and experimental results in reference[10]

2 外置耗能鋼板預制拼裝橋墩抗震性能

2.1 試件設計與加載方案

本文設計了3 個矩形截面的鋼筋混凝土橋墩試件，分別為整體現(xiàn)澆橋墩（試件A）、內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩（試件B）、外置耗能鋼板預制拼裝橋墩（試件C）.試件的設計參數(shù)及材料參數(shù)分別如表3和表4 所示.試件A 的普通鋼筋配筋率為1.6%，高于試件B 和試件C 的1.1%，這是由于試件A 中未設預應力鋼絞線，而試件B、C 的預應力鋼絞線配筋率為0.27%，為方便對照，三者的縱向總配筋率按強度折減保持一致.

表3 試件設計參數(shù)Tab.3 Designed parameters of specimens

表4 材料性能參數(shù)Tab.4 Properties parameters of materials

整體現(xiàn)澆橋墩構造形式如圖4（a）所示，橋墩由承臺、墩身以及鋼筋籠組成，承臺基礎高1 m，截面尺寸為3 m×4 m，墩身高4.8 m，截面為邊長1 m 的正方形，鋼筋籠包括縱向鋼筋和箍筋，箍筋在墩底約1/3 區(qū)域加密.內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩高度及截面尺寸與現(xiàn)澆橋墩一致，在距承臺頂面0.3 m 處設置接縫，接縫將墩柱節(jié)段與承臺分成兩部分，縱向鋼筋不連續(xù)，在接縫位置設置耗能鋼筋，預應力鋼絞線貫穿橋墩以增強拼裝結構的整體受力性能，如圖4（b）所示.

圖4 三種橋墩構造形式Fig.4 Construction details of different piers

外置耗能鋼板預制拼裝橋墩構造形式如圖4（c）所示.耗能鋼板嵌入到墩柱下節(jié)段與承臺連接位置處的凹槽中，通過預設的中鋼筋插入到墩柱下節(jié)段與承臺中并固定，如圖5 及圖6 所示，具體構造細節(jié)詳見文獻[16].

圖5 有限元模型耗能鋼板局部圖Fig.5 Local configuration of finite element model for energy-dissipation steel plate

圖6 耗能鋼板及連接裝置構造圖Fig.6 Structural drawing of energy-dissipation steel plate and connection device

有限元模型采用分離式建模，鋼筋采用Truss 單元，混凝土和耗能鋼板均采用C3D8R 單元.鋼筋利用Embeded 技術嵌入混凝土內，耗能鋼板與墩柱凹槽接觸面采用TIE 技術共同變形.分析中設置2 個步驟：第1 步施加重力、恒載軸壓力及預應力，第2步進行側向低周往復加載.恒載軸壓力通過墩頂配重塊的重力施加，預應力通過降溫法施加，低周往復加載采用位移控制方式，加載幅值自10 mm 依次遞增至200 mm，每級加載循環(huán)2 次.

2.2 抗震性能對比分析

圖7 分別給出了整體現(xiàn)澆橋墩、內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩以及外置耗能鋼板預制拼裝橋墩在低周反復加載條件下的計算結果.對比分析三種鋼筋混凝土橋墩可以發(fā)現(xiàn)：1）現(xiàn)澆鋼筋混凝土橋墩的滯回環(huán)更加飽滿，耗能性能最好，說明具有很好的抗震性能，同時橋墩也會累積較多的地震能；2）內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩殘余變形比現(xiàn)澆橋墩小，利于結構變形恢復，但耗能能力偏弱；3）外置耗能鋼板預制拼裝橋墩殘余變形減小幅度最大，結構變形恢復能力最強.

圖7 不同形式橋墩的滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops of different piers

圖8 給出了各墩柱的骨架曲線，表5 給出了骨架曲線的特征值.3 個墩柱的屈服強度分別為605.5 kN、597.0 kN 和600.4 kN.可以看出，外置耗能鋼板預制拼裝橋墩的承載力比內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩高，但低于整體現(xiàn)澆橋墩，差值較小，對結構的承載力影響并不明顯.外置耗能鋼板預制拼裝橋墩的屈服位移為0.033 m，小于傳統(tǒng)預制拼裝橋墩的0.037 m，但是與整體現(xiàn)澆橋墩的屈服位移0.026 m 相比較大.外置耗能鋼板預制拼裝橋墩的延性好于整體現(xiàn)澆橋墩和內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩.與內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩相比，外置耗能鋼板預制拼裝橋墩的峰值承載力有所提高，骨架曲線在峰值轉點后下降速度較慢.

圖8 不同形式橋墩的骨架曲線Fig.8 Skeleton hysteresis curves of different piers

表5 骨架曲線性能轉點Tab.5 Key point of skeleton hysteresis curve

圖9 給出了3 個橋墩隨加載步增加的累積耗能曲線.可以看出3 個橋墩的累積耗能整體上均隨加載步的增加呈現(xiàn)出上升趨勢，且上升速度在不斷增長，分段來看曲線又包含兩種變化趨勢，曲線呈先升后降的趨勢，一是累積耗能上升段，二是累積耗能下降段，其中上升段是由于墩柱在地震作用下吸收能量累積引起的，下降段是由于卸載過程中墩柱變形恢復能量釋放引起的.整體現(xiàn)澆的耗能能力最好，加載至最大位移幅值時達到1 045.02 kN·m.兩種預制拼裝橋墩的耗能能力均明顯低于現(xiàn)澆橋墩，其中內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩的耗能能力為595.59 kN·m，是整體現(xiàn)澆橋墩的56.99%，外置耗能鋼板預制拼裝橋墩耗能能力則更低，為576.51 kN·m，僅達到整體現(xiàn)澆橋墩的55.17%，兩種拼裝橋墩耗能能力較為接近.

圖9 橋墩累計耗能曲線Fig.9 Cumulative energy consumption curves of different piers

預制節(jié)段拼裝橋墩由于預應力鋼絞線的存在，使其位移自恢復性能相對于整體現(xiàn)澆橋墩更好[9].當節(jié)段拼裝橋墩受到水平位移荷載作用時，預應力鋼絞線會提供拉力并將墩柱拉回原來位置，隨著墩頂水平位移增大，該拉力還會有一定幅度的增長.圖10分別給出了兩種預制拼裝橋墩不同加載時刻預應力大小與初始預應力大小的比值隨著墩頂位移變化的情況.可以看出有內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩中的預應力鋼筋的變形規(guī)律性較差，相同位移幅值下最大預應力相差64.5%，其原因在于預應力鋼筋受到了耗能鋼筋變形不均性的影響.外置耗能鋼板預制拼裝橋墩預應力鋼筋的變形規(guī)律性較好，相同位移幅值下最大預應力幾乎沒有差異，因此外置耗能鋼板預制拼裝橋墩在自恢復性能控制方面有很大優(yōu)勢.

圖10 橋墩預應力與墩頂位移間的關系曲線Fig.10 Relationship between prestressing forces and displacements of pier top

殘余變形通常定義為橋墩在水平加載模式下卸載后產(chǎn)生的不可恢復的塑性變形.殘余變形小，說明墩柱在震后功能性較好，有利于結構修復[17].墩柱的殘余變形發(fā)展曲線如圖11 所示.加載前期整體現(xiàn)澆橋墩的殘余變形小于內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩和外置鋼板式節(jié)段預制拼墩，但是此時殘余變形值均比較??；加載中后期整體現(xiàn)澆橋墩殘余變形顯著大于內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩和外置鋼板式節(jié)段預制拼墩，其中外置鋼板式節(jié)段預制拼墩殘余變形最小，內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩的殘余變形則處于二者之間，表明外置耗能鋼板預制拼裝橋墩在控制殘余變形方面具有較大優(yōu)勢.

圖11 殘余變形Fig.11 Residual deformations

3 骨架曲線模型

由圖8 可知，破壞前，外置耗能鋼板預制拼裝墩柱經(jīng)歷彈性、強化和強度退化三個階段，因此可采用正反向對稱的三線型恢復力骨架曲線模型[18]作為外置耗能鋼板預制拼裝橋墩骨架曲線模型，如圖12 所示.圖中包含6 個參數(shù)：屈服荷載Py、屈服位移Δy、峰值荷載Pm、峰值位移Δm、破壞荷載Pu、破壞位移Δu.

圖12 建議的骨架曲線Fig.12 Proposed skeleton curve

3.1 骨架曲線計算的基本假定

截面應變服從平截面假定；

普通鋼筋與混凝土之間的黏結良好；

開裂后不考慮混凝土的受拉作用；

受壓屈曲后不考慮鋼筋和鋼板的受壓作用；

取承臺上第一道拼裝接縫處為計算截面.

3.2 屈服點的計算

對于低周往復荷載下的外置耗能鋼板預制拼裝橋墩，取受拉區(qū)縱筋達到屈服時的外荷載為構件的屈服荷載.

3.2.1 屈服荷載計算

由計算截面豎直方向內力之和為零，則：

各力對預應力鋼絞線合力作用點力矩之和為零：

式中：Py為試件屈服荷載；fsd為縱向鋼筋屈服應力；Ec、εc分別為受壓區(qū)混凝土彈性模量和平均應變；Ehs、εhs分別為耗能鋼板彈性模量和拉應變；為耗能鋼板壓應變；分別為縱筋彈性模量和壓應變；Ahs為單塊耗能鋼板橫截面面積；As、分別為受拉區(qū)和受壓區(qū)縱筋截面面積；b 為墩柱正方形截面邊長；as為縱筋形心至混凝土邊緣的距離；x 為截面受壓區(qū)高度；Fp為鋼絞線中施加的預應力；H0為墩頂至計算截面的距離.

各應變取值根據(jù)平截面假定及受拉區(qū)縱筋達到屈服應變計算.

3.2.2 屈服位移計算

根據(jù)文獻[19]的推導，墩頂屈服位移

式中：Δy為屈服位移；H 為墩柱高度；φy為屈服曲率，對于矩形截面墩，可按下式計算[20]

式中：εy為縱筋屈服應變；L 為計算截面高度，此處取正方形截面邊長b.

3.3 峰值點的計算

對于低周往復荷載下的外置耗能鋼板預制拼裝橋墩，取受壓區(qū)混凝土達到極限壓應變時的外荷載為構件的峰值荷載.

3.3.1 峰值荷載計算

由計算截面豎直方向內力之和為零，則：

各力對預應力鋼絞線合力作用點力矩之和為零：

式中：Pm為試件峰值荷載；fhs為耗能鋼板極限拉應力.

3.3.2 峰值位移計算

文獻[21]在實驗研究和參數(shù)分析的基礎上，提出了預制拼裝橋墩低周往復荷載作用下峰值位移Δm與軸壓比n、剪跨比λ 和配箍率ρv之間的關系：

3.4 破壞點的計算

3.4.1 破壞荷載計算

往復荷載作用下，鋼筋混凝土壓彎構件的破壞定義為構件峰值荷載下降15%時的狀態(tài)[18]，即

式中：Pu為試件極限荷載.

3.4.2 破壞位移計算

文獻[22]在實驗研究和參數(shù)分析的基礎上，提出了低周往復荷載作用下墩柱破壞位移Δu與軸壓比n、剪跨比λ 和配箍率ρv之間的關系：

3.5 骨架曲線對比驗證

根據(jù)上述算法得到的外置耗能鋼板預制拼裝橋墩試件骨架曲線模型參數(shù)如表6 所示.取該模型中位移0～200 mm 部分與數(shù)值分析結果對比，如圖13所示，可以看到兩者吻合程度較高，可以用于預測外置耗能鋼板預制拼裝橋墩的骨架曲線.

表6 骨架曲線模型參數(shù)表Tab.6 Skeleton curve model parameter table

圖13 骨架曲線模型與模擬結果對比Fig.13 Comparison of proposed skeleton curve model with simulation results

4 參數(shù)分析

4.1 參數(shù)設置

為研究外置耗能鋼板預制拼裝橋墩在承載力、延性、耗能、自恢復特性等方面的抗震性能，考慮預應力度、鋼絞線位置、耗能鋼板用量及墩柱開槽率4個參數(shù)，設計了11 個分析模型，并根據(jù)《建筑抗震設計規(guī)范》[23]，對模型進行PUSHOVER 單調推覆加載，加載幅值為200 mm.模型參數(shù)設計如表7 所示.預應力度定義為預應力與fcA 的比值，分別為5%、10%和15%，其中fc為混凝土軸心抗壓強度，A 為橋墩截面面積；預應力鋼絞線位置分為中心布置和周圍布置兩種方式，總用量保持一致；耗能鋼板用量定義為耗能鋼板截面面積與橋墩截面面積的比值，依次為1%、2%和3%；開槽是指墩柱節(jié)段拼裝位置處為預埋耗能鋼板而在墩柱表面設置的凹槽.開槽率是指凹槽的面積與墩柱截面面積的比值，設置12%和36%兩種情況，當開槽率為36%時，凹槽環(huán)向貫通.

表7 參數(shù)分析模型設計Tab.7 Parameters of different FEM models

分析結果列于表8 中，包括模型屈服荷載Py、屈服位移Δy、峰值承載力Pm、峰值位移Δm、極限荷載Pu、極限位移Δu、延性系數(shù)μΔ、初始剛度K0以及等效剛度Ke.

4.2 預應力度的影響

圖14 給出了預應力鋼絞線布置在中心和周圍情況下不同預應力度墩柱PUSHOVER 曲線.從中可以看出，當預應力鋼絞線布置在中心時，相比于P1S1G1E1，P2S1G1E1 屈服荷載和承載力分別提高了約2.7%、2.8%，而相比于P2S1G1E1，P3S1G1E1 屈服荷載和承載力分別提高了約5.4%、7.4%，由此可知，雖然屈服荷載和承載力隨預應力度增大而增大，但增大幅度不明顯.由表8 可知，當預應力鋼絞線布置在中心或周圍時，預制拼裝橋墩位移延性系數(shù)隨預應力度增大而逐漸減小，因此，增大預應力度會使得橋墩延性能力出現(xiàn)一定幅度下降.隨預應力度增大，峰值承載力增加，但峰值位移減小，從而使得等效剛度明顯增大，初始剛度也有所增大.因此提高預應力度可增強橋墩抵抗變形的能力.

圖14 不同預應力度墩柱的PUSHOVER 曲線Fig.14 PUSHOVER curves of piers with different degree of prestressing forces

4.3 預應力鋼絞線位置的影響

圖15 給出了預應力度分別為5%、10%和15%時，預應力鋼絞線不同布置位置下的PUSHOVER 曲線.由圖15 和表8 可知，預應力鋼絞線布置在周圍時橋墩的屈服荷載和峰值承載力有所提高，等效剛度明顯增大，位移延性系數(shù)減小，這表明預應力鋼絞線布置在周圍對增加墩柱的側向抗力有利，屈服后的抗變形能力增強.

圖15 預應力鋼絞線位置不同時墩柱的PUSHOVER 曲線Fig.15 PUSHOVER curves of piers with different position of prestressing strand

表8 PUSHOVE 模擬結果匯總Tab.8 Results of PUSHOVER simulation

4.4 耗能鋼板用量的影響

如圖16 所示，當開槽率為12%時，相比于P2S1G1E1 模型（1%耗能鋼板用量），P2S1G1E2 模型（2%耗能鋼板用量）和P2S1G1E3 模型（3%耗能鋼板用量）的屈服荷載分別提高了14.5%和22.2%，峰值承載力分別提高了17.3%和24.2%.由此可知，橋墩的屈服荷載和峰值承載力均隨耗能鋼板用量增加而增大，但是增幅逐漸減小.由表8 可知，隨耗能鋼板用量增大，橋墩延性先降低而后有所增大，原因在于橋墩極限位移和屈服位移隨耗能鋼板用量增大均增大，但其增幅并不一致，主要表現(xiàn)為橋墩極限位移增幅逐漸增大，而屈服位移增幅逐漸減小.同時，橋墩的初始剛度和等效剛度均隨耗能鋼板用量增加而增大.以上分析表明，增加耗能鋼板用量可提高橋墩的抵抗水平外力和變形的能力.

圖16 不同耗能鋼板用量墩柱的PUSHOVER 曲線Fig.16 PUSHOVER curves of piers with different amount of energy-dissipating steel plate

4.5 開槽率的影響

圖17 給出了不同開槽率墩柱的PUSHOVER 曲線.當耗能鋼板用量為1%時，隨開槽率增大，橋墩的屈服荷載、峰值承載力、位移延性系數(shù)、初始剛度和等效剛度均有所減小，這主要是由于增大開槽后，墩底混凝土截面面積降低，凹槽處成為結構的薄弱環(huán)節(jié)，這使得橋墩承載力和剛度顯著降低.當耗能鋼板用量為2%和3%時，開槽率的增加仍會造成墩柱抗震性能各項指標的下降，但下降幅度隨著耗能鋼板用量的增加而減小.由此可知，開槽率增大會顯著影響橋墩水平承載力和變形能力，降低了橋墩的整體抗震性能，增加耗能鋼板用量可降低開槽的不利影響.

圖17 不同開槽率墩柱的PUSHOVER 曲線Fig.17 PUSHOVER curves of piers with different slotting rate

5 結論

對外置耗能鋼板預制拼裝橋墩、內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩以及現(xiàn)澆橋墩進行擬靜力循環(huán)加載，通過對比滯回曲線、骨架曲線、累積耗能及殘余位移等力學性能參數(shù)，可以得到：

1）3 種結構形式橋墩承載力較為接近，其中現(xiàn)澆橋墩承載力最高.與內置耗能鋼筋預制拼裝橋墩相比，外置耗能鋼板預制拼裝橋墩具有延性大、殘余位移小、強度退化慢等優(yōu)點，有利于結構在地震荷載作用下保持良好的承載力，驗證了外置耗能鋼板預制拼裝橋墩在中高烈度地震區(qū)應用的可行性.

2）基于三線型骨架曲線模型提出了外置耗能鋼板預制拼裝橋墩骨架曲線計算方法，并與數(shù)值模擬結果進行對比，兩者吻合程度較高.

3）對于外置耗能鋼板預制拼裝橋墩，增大預應力度可提高承載力和剛度，同時延性有所降低.預應力鋼絞線布置在周圍時，橋墩的承載力、剛度與耗能能力得到提高，結構整體抗震性能增強，而鋼絞線布置在中心時橋墩延性有所提高，屈服后變形能力較強.增加耗能鋼板用量可提高橋墩的承載力和剛度.增大開槽率導致墩底混凝土截面面積下降，因而橋墩的承載力、剛度與耗能等性能均被削弱.增加耗能鋼板用量能夠在一定程度上彌補開槽率增大對結構的不利影響.