魏紅一， 肖　緯， 王志強(qiáng)， 李田田

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 上海 200092)

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采用套筒連接的預(yù)制橋墩抗震性能試驗(yàn)研究

魏紅一， 肖緯， 王志強(qiáng)， 李田田

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 上海 200092)

摘要：通過(guò)對(duì)套筒預(yù)埋位置不同的預(yù)制立柱試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，并與現(xiàn)澆立柱作對(duì)比，研究灌漿套筒連接預(yù)制拼裝橋墩的抗震性能.分析比較了此類構(gòu)造下混凝土橋墩的損傷部位、損傷發(fā)展過(guò)程和最終破壞形態(tài)，并定量地從滯回曲線、骨架曲線、剛度、延性、耗能等方面詳細(xì)分析了試件的抗震性能.結(jié)果表明：不同預(yù)埋位置灌漿套筒的預(yù)制試件在損傷形式和塑性鉸形成上有所不同，但試件抗震性能總體相近；預(yù)制試件損傷均小于現(xiàn)澆試件，且主要集中在接縫處；預(yù)制試件各項(xiàng)性能參數(shù)不弱于現(xiàn)澆試件，合理設(shè)計(jì)下可滿足預(yù)期的抗震要求.

關(guān)鍵詞：橋墩； 預(yù)制拼裝化施工； 套筒連接件； 抗震性能； 擬靜力試驗(yàn)

預(yù)制節(jié)段拼裝施工技術(shù)具有交通干擾小、施工質(zhì)量高、施工周期短、噪聲低、施工安全性高等優(yōu)點(diǎn)，因此在橋梁建造中得到越來(lái)越廣泛的應(yīng)用，特別是在城市繁忙和海上有限施工平臺(tái)以及惡劣自然施工環(huán)境下，其相對(duì)傳統(tǒng)的現(xiàn)澆施工技術(shù)具有明顯的優(yōu)越性.

預(yù)制拼裝橋墩在歐美等國(guó)家已有大量工程應(yīng)用，構(gòu)件或節(jié)段之間的聯(lián)接構(gòu)造歸結(jié)為采用后張預(yù)應(yīng)力筋(鋼絞線、精軋螺紋鋼)聯(lián)接、灌漿套筒聯(lián)接、波紋管聯(lián)接、插槽式接縫聯(lián)接、承插式接縫聯(lián)接、鋼筋焊接或搭接并采用濕接縫聯(lián)接，以及混合聯(lián)接等[1-4].國(guó)內(nèi)雖然在東海大橋、杭州灣大橋、上海長(zhǎng)江大橋、金塘大橋等長(zhǎng)大橋梁中采用預(yù)制橋墩的橋梁，但均以濕接縫的形式實(shí)現(xiàn)橋墩與承臺(tái)的連接[5-8].目前，預(yù)制拼裝橋墩多數(shù)位于地震危險(xiǎn)性較低的地區(qū)，其在強(qiáng)震區(qū)的應(yīng)用仍然需要更為深入的研究.

國(guó)外針對(duì)套筒連接的預(yù)制拼裝橋墩已有一些試驗(yàn)和理論研究[9-11].研究結(jié)果表明：這類橋墩的抗震性能并不弱于現(xiàn)澆的混凝土橋墩，但損傷部位集中在接縫；試件多為套筒預(yù)埋在墩身的構(gòu)造形式，因而塑性鉸的形成機(jī)理受套筒構(gòu)造影響顯著.然而對(duì)于套筒預(yù)埋在承臺(tái)的構(gòu)造形式研究較少，缺乏墩身預(yù)埋和承臺(tái)預(yù)埋2種構(gòu)造在抗震性能、影響因素、損傷情況上的比較.

本文以2種不同預(yù)埋位置的灌漿套筒預(yù)制拼裝橋墩為對(duì)象進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，以一個(gè)現(xiàn)澆立柱為參照，研究了不同套筒預(yù)埋位置下預(yù)制橋墩的抗震性能和損傷特性，以期對(duì)實(shí)際橋梁工程的運(yùn)用提供參考依據(jù).

1　試驗(yàn)概況

1.1灌漿套筒構(gòu)造

灌漿套筒聯(lián)接方式是指預(yù)制墩身節(jié)段與承臺(tái)、蓋梁或相鄰墩身節(jié)段通過(guò)灌漿套筒連接伸出的鋼筋，連接件構(gòu)造如圖1所示.該聯(lián)接構(gòu)造特點(diǎn)是施工精度要求高，避免現(xiàn)場(chǎng)澆注和張拉預(yù)應(yīng)力筋，現(xiàn)場(chǎng)施工所需時(shí)間短.與傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土橋墩相比，采用該構(gòu)造的預(yù)制拼裝橋墩在正常使用條件下力學(xué)性能類似，造價(jià)僅略高；不足的是混凝土保護(hù)層較厚，不利于縱筋性能的發(fā)揮，并且裂縫控制需要關(guān)注.這類橋墩構(gòu)造可將套筒設(shè)置在墩身或承臺(tái)中(見(jiàn)圖2).套筒設(shè)置于墩身內(nèi)，便于施工，且套筒內(nèi)不易進(jìn)入垃圾；套筒位于承臺(tái)內(nèi)，橋墩與現(xiàn)澆橋墩受力特點(diǎn)相近，相比設(shè)置于墩身的構(gòu)造保護(hù)層厚度較小，有利于發(fā)揮縱筋的效率.

圖1　灌漿套筒連接件構(gòu)造示意圖

a套筒設(shè)置在承臺(tái)b套筒設(shè)置在墩身

圖2灌漿套筒聯(lián)接構(gòu)造

Fig.2Details of connection with grouted splice sleeve

1.2試件設(shè)計(jì)和制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了3個(gè)試件(見(jiàn)圖3)，包括現(xiàn)澆的1號(hào)試件、灌漿套筒設(shè)置在承臺(tái)內(nèi)的2號(hào)試件和套筒設(shè)置在墩柱內(nèi)的3號(hào)試件.試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)采用統(tǒng)一尺寸，縮尺比為1∶3，立柱的尺寸為530 mm×500 mm×3 200 mm，加載端的尺寸為900 mm×500 mm×400 mm，底座的尺寸為1 600 mm×1 600 mm×600 mm.試件加載中心到立柱底的距離為3 400 mm，沿長(zhǎng)邊(邊長(zhǎng)530 mm)加載，試件的剪跨比為6.42.

a1號(hào)試件b2號(hào)試件c3號(hào)試件

圖3試件構(gòu)造示意圖(單位：mm)

Fig.3Geometry of pier specimens (Unit: mm)

3個(gè)試件所用混凝土的強(qiáng)度等級(jí)均為C40，墩身配筋形式相同(見(jiàn)圖4a)，主縱筋采用直徑20 mm的HRB400熱軋帶肋鋼筋，配筋率為1.19%；構(gòu)造筋采用直徑8 mm的熱軋光圓鋼筋；箍筋、拉筋分別采用直徑8、6 mm的熱軋光圓鋼筋，配箍率為1.55%，箍筋外凈保護(hù)層為39 mm.2個(gè)預(yù)制試件中墩身和承臺(tái)主縱筋錨固在灌漿套筒的高強(qiáng)砂漿中，套筒長(zhǎng)度為36 cm，灌漿套筒處的截面配筋設(shè)計(jì)如圖4b所示，箍筋、拉筋采用直徑8 mm的熱軋光圓鋼筋，箍筋外凈保護(hù)層為15 mm.

a墩身截面配筋b接縫截面配筋

圖4立柱截面配筋設(shè)計(jì)(單位：mm)

Fig.4Reinforcing arrangement of pier specimens (Unit: mm)

1.3試驗(yàn)加載方法和量測(cè)方法

節(jié)段預(yù)制立柱擬靜力試驗(yàn)裝置示意如圖5所示.豎向荷載由一臺(tái)工作噸位為100 t的千斤頂施加，豎向荷載為56.0 t，對(duì)應(yīng)軸壓比為7.73%；通過(guò)測(cè)力傳感器實(shí)時(shí)跟蹤荷載，確保千斤頂在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中的豎向力維持在預(yù)定值.水平推拉反復(fù)荷載由加載噸位為1 500 kN，位移行程為±250 mm的電液伺服作動(dòng)器(MTS 793系列作動(dòng)器)施加，作動(dòng)器水平荷載直接由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)獲??；采用位移控制的加載制度，每級(jí)荷載進(jìn)行3個(gè)循環(huán)加載，各級(jí)加載幅值為2、5、10、15、20、25、30、40、60、80 mm，其后以20 mm的幅值遞增；其中，一級(jí)荷載的3個(gè)加載循環(huán)控制位移均為2 mm，二級(jí)荷載的前兩個(gè)加載循環(huán)控制位移為5 mm，第3個(gè)加載循環(huán)控制位移為2 mm，即為前一個(gè)荷載等級(jí)的最大控制位移；其后荷載等級(jí)加載制度同二級(jí)荷載加載制度，直至試件的強(qiáng)度下降到最大強(qiáng)度的80%，加載結(jié)束.

圖5試驗(yàn)加載裝置(單位：mm)

Fig.5Experimental loading system (Unit: mm)

試驗(yàn)測(cè)試項(xiàng)目包括立柱側(cè)向位移、塑性鉸區(qū)墩身曲率分布和立柱鋼筋應(yīng)變.其中側(cè)向位移測(cè)量了包括立柱加載點(diǎn)中心和沿墩高布置的3個(gè)測(cè)點(diǎn)的側(cè)向位移.實(shí)測(cè)墩身曲率為平均曲率，通過(guò)直接測(cè)量墩底以上25、75、225、650 mm這4個(gè)截面處受拉、受壓兩側(cè)豎向變形來(lái)計(jì)算從墩底到該截面的平均曲率.應(yīng)變主要測(cè)量了立柱縱筋、箍筋和灌漿套筒的應(yīng)變值.

2　試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1試件破壞現(xiàn)象對(duì)比

圖6和7分別描述了試件的裂縫分布和墩底最終破壞形態(tài)，圖中1、3面為平行于加載方向面，2、4面為垂直于加載方向面.

a1號(hào)試件1面b1號(hào)試件2面

c2號(hào)試件1面d2號(hào)試件2面

e3號(hào)試件1面f3號(hào)試件2面

圖6試件裂縫分布圖

Fig.6Crack development

在加載的早期，墩身底部與加載方向垂直的方向出現(xiàn)水平的貫穿裂縫，1號(hào)試件、2號(hào)試件的第一道裂縫分別出現(xiàn)在距墩底0.20、0.24 m處，3號(hào)試件則出現(xiàn)在距墩底0.35 m的套筒頂部附近.而后在第一道裂縫以上不斷有裂縫發(fā)展，間距比較均勻，1號(hào)試件約為0.10～0.15 m，2號(hào)和3號(hào)試件約為0.20～0.25 m.此時(shí)2號(hào)和3號(hào)試件接縫還未張開(kāi)，砂漿層保持完好，表明了低荷載水平下接縫并非薄弱環(huán)節(jié).

隨著加載等級(jí)增加直至試件到達(dá)最大荷載，3個(gè)試件柱身出現(xiàn)多條彎曲裂縫和斜裂縫.1號(hào)試件在柱底有裂縫開(kāi)裂；2號(hào)和3號(hào)預(yù)制試件立柱底和承臺(tái)間的接縫存在不同程度的張開(kāi)；2號(hào)試件保護(hù)層混凝土和柱腳混凝土開(kāi)始剝落；3號(hào)試件接縫張開(kāi)寬度較大，砂漿墊層出現(xiàn)上下脫空的現(xiàn)象，受壓側(cè)砂漿層開(kāi)始?jí)核閯兟?

繼續(xù)往復(fù)加載使混凝土損傷逐步累計(jì).1號(hào)試件、2號(hào)試件和3號(hào)試件分別在距離墩底0.30 m、0.15 m和0.10 m高度內(nèi)有柱腳混凝土剝落.最終，現(xiàn)澆1號(hào)試件核心混凝土壓碎，并有縱筋屈曲、箍筋外鼓，試件失效.預(yù)制試件的破壞均表現(xiàn)為柱底與承臺(tái)間的接縫完全張開(kāi)，2號(hào)試件縱筋受壓屈曲，立柱底和承臺(tái)間的砂漿墊層壓碎，3號(hào)試件縱筋在接縫處發(fā)生局部屈曲，墩底接縫張開(kāi)貫通整個(gè)截面.

試驗(yàn)結(jié)束后，清除塑性鉸區(qū)保護(hù)層混凝土后試件破壞狀態(tài)如圖7所示.現(xiàn)澆試件塑性鉸區(qū)損傷嚴(yán)重，柱底以上0.20 m范圍內(nèi)有核心混凝土壓碎.預(yù)制試件的破壞區(qū)域集中在接縫處，2號(hào)和3號(hào)試件在高度分別為0.15 m和0.20 m內(nèi)保護(hù)層混凝土剝落，核心混凝土完好，為后期地震后修復(fù)提供了便利.3號(hào)試件由于立柱里預(yù)埋灌漿套筒，該區(qū)域的保護(hù)層混凝土剝落主要集中在接縫上下，箍筋沒(méi)有屈曲、外鼓，核心混凝土保持完好.

a 1號(hào)試件

b 2號(hào)試件

c 3號(hào)試件

圖7試件最終破壞形態(tài)

Fig.7Damage state

試驗(yàn)試件的荷載-位移滯回曲線反映了其基本的抗震性能，包括延性變形能力、耗能能力和殘余變形等.滯回環(huán)可分為梭形、弓形、反S形和Z形這4種基本形態(tài)[12]，根據(jù)滯回環(huán)的形態(tài)可以判斷試件的破壞機(jī)制.各個(gè)試件的實(shí)測(cè)水平力-墩頂位移滯回曲線如圖8所示.

a 1號(hào)試件

b 2號(hào)試件

c 3號(hào)試件

試件在較低荷載階段，基本處于彈性階段，滯回環(huán)集中和重疊；隨著混凝土開(kāi)裂、鋼筋的屈服，滯回環(huán)逐漸拉開(kāi)呈現(xiàn)梭形；而后由于接縫的張開(kāi)和滑移，滯回環(huán)向弓形發(fā)展；到加載后期，滯回環(huán)呈扁平的四邊形，沒(méi)有自復(fù)位能力.整體而言，試件均為彎曲破壞；現(xiàn)澆試件在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中滯回環(huán)更為飽滿；2號(hào)和3號(hào)試件滯回環(huán)形狀較為相似，3號(hào)試件具有相對(duì)飽滿的滯回環(huán)和較緩的強(qiáng)度退化.

2.3骨架曲線

骨架曲線是滯回曲線的包絡(luò)線，由每個(gè)循環(huán)的峰值點(diǎn)連接而成.骨架曲線的形狀大體上和單調(diào)加載得到的荷載位移曲線相似，只是極限荷載略低一些，能夠比較明顯地反映構(gòu)件的初始剛度、最大荷載、屈后剛度、延性等抗震指標(biāo).

試件骨架曲線如圖9所示.根據(jù)骨架曲線可確定試件的最大荷載Pmax，以最大荷載的85%確定試件的極限位移Δu和極限荷載Pu，最終通過(guò)雙線性化得到屈服位移Δy、屈服荷載Py.各特征點(diǎn)結(jié)果如表1所示.

圖9　試件骨架曲線

試件編號(hào)Δy/mmPy/kNPmax/kNΔu/mmPu/kN131145150160127222153158128134326161163133139

由圖9和表1可見(jiàn)，3條骨架曲線形狀大體類似，預(yù)制試件屈服點(diǎn)和強(qiáng)度下降點(diǎn)更為明顯，試件在屈服后仍具有一定的延性變形能力，但屈后剛度較小.預(yù)制試件(2號(hào)和3號(hào))在臨近破壞狀態(tài)時(shí)承載力下降更為急劇.

2.4試件的抗震性能參數(shù)評(píng)價(jià)

本文以表2所列構(gòu)件性能和損傷級(jí)別分類方法[13]將加載過(guò)程分為5個(gè)階段，可將各損傷狀況下對(duì)應(yīng)點(diǎn)標(biāo)示在圖9中.由于2號(hào)和3號(hào)試件套筒的約束作用，首條裂縫出現(xiàn)在距墩底較遠(yuǎn)的位置，初期損傷后于現(xiàn)澆試件發(fā)生.3個(gè)試件中等及嚴(yán)重?fù)p傷發(fā)生時(shí)的位移較為接近，但預(yù)制試件嚴(yán)重?fù)p傷主要集中在接縫處，接縫局部破壞后強(qiáng)度下降較快，先于現(xiàn)澆試件失效.

對(duì)各階段損傷出現(xiàn)對(duì)應(yīng)位移等級(jí)下試件的抗震性能進(jìn)行定量評(píng)價(jià)，所涉及的抗震性能參數(shù)包括漂移比D、位移延性系數(shù)μ、殘余變形指標(biāo)R、等效黏滯阻尼比ξ和標(biāo)準(zhǔn)化正則剛度n[13]，結(jié)果統(tǒng)計(jì)在表3中.在性能級(jí)別I～I(xiàn)V之內(nèi)，3個(gè)試件在漂移比和等效黏滯阻尼比方面較接近，預(yù)制試件在殘余位移、耗能能力和等效剛度上略弱于現(xiàn)澆試件.兩類試件破壞模式不同，試件失效時(shí)(性能級(jí)別V)現(xiàn)澆試件漂移比、殘余變形、等效阻尼比明顯大于預(yù)制試件，位移延性和等效剛度大致相同.預(yù)制試件各項(xiàng)參數(shù)與現(xiàn)澆試件相比并無(wú)明顯的不足，在合理的設(shè)計(jì)下采用套筒連接的預(yù)制橋墩可以用于地震區(qū)域.預(yù)制的2號(hào)和3號(hào)試件在各階段性能差距較小，3號(hào)試件具有相對(duì)較大的耗能能力和殘余變形.

表2　抗震性能級(jí)別和損傷描述

表3　實(shí)測(cè)抗震性能評(píng)價(jià)參數(shù)

2.5曲率

為探討這類預(yù)制墩在各損傷狀態(tài)下的變形分布，對(duì)試件在各典型位移等級(jí)的實(shí)測(cè)曲率分布曲線繪制如圖10所示.可以看出，在高位移等級(jí)時(shí)兩者的曲率分布相似，在接縫附近位置較大，墩身分布很少，其原因在于預(yù)制試件的變形主要集中在接縫位置處.而3號(hào)試件在接縫位置曲率更為集中，體現(xiàn)出套筒預(yù)埋在承臺(tái)時(shí)墩底有少量塑性變形發(fā)生，預(yù)埋在立柱則使橋墩處具有相對(duì)較大的剛度，一定程度上約束了立柱的變形，但使接縫處變形更為劇烈.

a 2號(hào)試件

b 3號(hào)試件

2.6應(yīng)變

為探討預(yù)制試件的塑性鉸形成機(jī)理，對(duì)試驗(yàn)中各鋼筋的應(yīng)變值進(jìn)行了測(cè)量.預(yù)制試件應(yīng)變片布置及編號(hào)說(shuō)明見(jiàn)圖11所示，例如2號(hào)試件1SL4應(yīng)變片指圖12a截面圖中1SL鋼筋在豎向4位置處的應(yīng)變片.

圖12為2號(hào)和3號(hào)試件主縱筋在每級(jí)荷載下峰值位移時(shí)的應(yīng)變.可以看出，2號(hào)和3號(hào)試件灌漿套筒的應(yīng)變值均較小，基本小于400×10-6.2號(hào)試件鋼筋應(yīng)變分布規(guī)律、塑性鉸區(qū)行為與現(xiàn)澆橋墩相近.墩身主縱筋主要通過(guò)套筒的砂漿錨固，接縫以下400 mm處測(cè)點(diǎn)1SL1應(yīng)變接近于0.主筋應(yīng)變最大區(qū)段集中在接縫以上200 mm以內(nèi)，對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)1SL4～1SL6，該處鋼筋屈服、強(qiáng)化后應(yīng)變不斷發(fā)展，部分應(yīng)變片由于導(dǎo)線斷裂或脫膠，發(fā)生損壞，損壞后該測(cè)點(diǎn)應(yīng)變數(shù)據(jù)無(wú)效；而在接縫以上300 ～550 mm以內(nèi)，對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)1SL7～1SL9，鋼筋應(yīng)變?cè)谀骋晃灰频燃?jí)達(dá)到2 000×10-6后基本保持不變，這一區(qū)域鋼筋雖然屈服，但后續(xù)加載時(shí)主要產(chǎn)生剛體變形.3號(hào)試件主縱筋應(yīng)變分布不規(guī)律，不同位置主筋應(yīng)變分布不同.1SL主筋在接縫以下150 mm范圍內(nèi)，對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)1SL1～1SL3，應(yīng)變變化急劇，主要原因是套筒使橋墩趨于剛化的同時(shí)使接縫附近應(yīng)力分布不規(guī)律；套筒以上200 mm內(nèi)，對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)1SL6～1SL8，鋼筋應(yīng)變達(dá)到2 000×10-6后基本不變，表明在3號(hào)試件套筒頂部雖有主裂縫發(fā)展及塑性鉸產(chǎn)生的趨勢(shì)，但后續(xù)加載下該處并未產(chǎn)生塑性變形.

a 2號(hào)試件

b 3號(hào)試件

圖11試件應(yīng)變片編號(hào)示意圖(單位：mm)

Fig.11Strain gages number of pier specimens (Unit: mm)

a 2號(hào)試件

b 3號(hào)試件

3　結(jié)論

(1) 與現(xiàn)澆試件相比，各荷載水平下采用灌漿套筒的預(yù)制試件損傷輕微，初期損傷為墩身裂縫，后期主要集中在接縫處，破壞形式為接縫處縱筋屈曲、斷裂，而箍筋、核心混凝土基本保持完好.

(2) 2種預(yù)埋位置的試件在損傷形式和塑性鉸形成上有所不同.預(yù)埋在承臺(tái)試件的塑性鉸行為與現(xiàn)澆試件相近，塑性鉸區(qū)裂縫分布均勻，后期裂縫開(kāi)展集中在拼接縫；預(yù)埋在墩柱的試件在套筒位置剛度大，套筒高度范圍內(nèi)裂縫很少，裂縫集中于接縫和套筒頂部2個(gè)區(qū)域，在套筒頂部可能形成第二塑性鉸.

(3) 通過(guò)預(yù)制與現(xiàn)澆立柱剛度、延性變形、耗能等抗震指標(biāo)的比較，采用灌漿套筒預(yù)制試件的各項(xiàng)性能參數(shù)與現(xiàn)澆試件相近，在合理的構(gòu)造設(shè)計(jì)下可滿足預(yù)期抗震性能的要求.

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收稿日期：2015-08-28

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金(51178350，51378386)；上海市科委項(xiàng)目(13231200800)；黑龍江交通廳資助項(xiàng)目

通訊作者：王志強(qiáng)(1971—)，男，副教授，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)闃蛄嚎拐?E-mail：Wangzhiq@#edu.cn

中圖分類號(hào)：U443.22

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Study on Seismic Performance of Precast Bridge Pier With Grouted Splice Sleeve

WEI Hongyi, XIAO Wei, WANG Zhiqiang, LI Tiantian

(College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092，China)

Abstract：In order to study the seismic performance of precast segmental bridge pier with grouted sleeve, two pier models with different sleeve-fixed positions and one cast-in-place benchmark were used to conduct pseudo-static tests. The damage area, damage development and failure mode of the models were observed. And their seismic performance was summarized by analyzing hysteresis curves, skeleton curves, stiffness, ductility and energy dissipation. The results show that two pier models with different sleeve-fixed positions share similar seismic performance in spite of difference in damage mode and plastic-hinge mechanism; the damage of precast pier models is slighter and focuses on the area of segmental interface; precast pier models are emulative considering various seismic performance parameters and their performance is able to meet seismic demand.

Key words：bridge pier; precast segmental construction; splice sleeve; seismic performance; pseudo-static test

第一作者： 魏紅一(1961—)，女，教授，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)闃蛄嚎拐?E-mail：wei_hongyi@163.com