何云武， 李 嘉， 江 建， 王鶴蘭， 譚志勇

(1. 深圳市天健(集團(tuán))股份有限公司，廣東 深圳 518034；2. 華中科技大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院，湖北 武漢 430074)

相較于傳統(tǒng)的混凝土現(xiàn)澆橋墩，預(yù)制裝配化施工具有構(gòu)件質(zhì)量好、施工效率高、對周圍環(huán)境影響小和大幅度降低勞動強(qiáng)度等優(yōu)勢，是橋梁工程發(fā)展的必然趨勢。

預(yù)制拼裝法最早于1945年由Freyssinet將其應(yīng)用于橋梁節(jié)段施工中，后經(jīng)眾多學(xué)者及工程技術(shù)人員的大力推廣，在國外許多橋梁中得到應(yīng)用[1]。我國雖早在1966年就開始采用預(yù)裝節(jié)段法施工成昆鐵路舊莊河1號橋，但真正獲得快速發(fā)展是在近20年，蘇通長江公路大橋、杭州灣大橋和港珠澳大橋等在內(nèi)的一大批復(fù)雜環(huán)境下的特大型橋梁采用預(yù)制裝配技術(shù)建造，極大地推動了預(yù)制裝配技術(shù)發(fā)展[2～7]。

如今預(yù)制裝配法已經(jīng)成為橋梁施工的主流方式，但仍然主要集中于橋梁上部結(jié)構(gòu)施工中。下部結(jié)構(gòu)自1955年美國新奧爾良Pontchartrain橋首次采用預(yù)制施工以來[8]，雖已歷經(jīng)60余年的發(fā)展，在非震區(qū)、低烈度地震區(qū)的橋墩施工中預(yù)制技術(shù)也得到應(yīng)用，然而至今橋梁下部結(jié)構(gòu)施工主要還是以現(xiàn)場澆筑為主[9～12]?，F(xiàn)澆施工所造成的施工質(zhì)量控制困難、周期長、耗工耗時等一系列弊病日趨突顯。

橋墩裝配化施工的關(guān)鍵在于可靠的連接，涉及蓋梁與墩柱連接、橋墩節(jié)段連接和橋墩與承臺連接。依據(jù)預(yù)制橋墩連接后的抗震性能，可將現(xiàn)有連接方式歸為“等同現(xiàn)澆”和“非等同現(xiàn)澆”兩大類[13]。其中，“等同現(xiàn)澆”是指預(yù)制橋墩通過連接安裝后，包括承載力、耗能特性在內(nèi)的主要力學(xué)性能與傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土橋墩基本相同或相近的預(yù)制橋墩連接方式[14,15]。該類連接的主要形式包括套筒灌漿連接、波紋管灌漿連接、插槽式連接、承插式連接和現(xiàn)澆濕接縫連接等[16]?！胺堑韧F(xiàn)澆”主要指通過預(yù)應(yīng)力筋施加后張預(yù)應(yīng)力，實(shí)現(xiàn)預(yù)制橋墩節(jié)段之間和(或)橋墩與承臺(蓋梁)之間連接的方式。這類橋墩在地震發(fā)生時，墩柱主要圍繞連接截面發(fā)生非線性擺動，而預(yù)制墩身部分基本保持在彈性范圍[13]。

上述不同的連接方式在施工精度、連接質(zhì)量、現(xiàn)場濕作業(yè)量、構(gòu)造處理、施工便利性和效率等方面各有各的優(yōu)勢和不足，如套筒灌漿連接方式質(zhì)量較可靠，但施工精度要求高，鋼筋不易對準(zhǔn)，且存在灌漿不飽滿和造價高等弱勢?，F(xiàn)階段不同的連接方式雖在低烈度地震區(qū)的橋梁工程中逐步得到探索性應(yīng)用，但制約橋梁下部結(jié)構(gòu)預(yù)制裝配技術(shù)深入發(fā)展和大規(guī)模應(yīng)用的主要障礙集中于：(1)不同連接方式的節(jié)點(diǎn)力學(xué)特性和預(yù)制橋墩的抗震性能尚未得到充分認(rèn)知；(2)不同連接方式的構(gòu)造還需進(jìn)一步優(yōu)化，亟待研發(fā)性能良好的優(yōu)良連接方式；(3)不同連接方式的預(yù)制橋墩抗震性能相差迥異，需要更多的研究成果和工程驗(yàn)證支撐。

為此，本研究提出了承臺與預(yù)制空心墩內(nèi)壁鋸齒形槽口新型連接，并依托試驗(yàn)和數(shù)值分析手段，深入研究該連接方式在不同槽口形式、連接混凝土強(qiáng)度及連接高度參數(shù)改變下的預(yù)制橋墩力學(xué)特性，探索受力性能良好、施工便捷的新型連接構(gòu)造，推動橋梁建設(shè)向高質(zhì)量、全面裝配化邁進(jìn)。

1 鋸齒形槽口新型連接構(gòu)造

為便于預(yù)制橋墩與承臺快速連接，允許一定的施工容差，研究提出一種承臺與預(yù)制空心墩內(nèi)壁鋸齒形槽口新型連接方式(圖1)。該連接方式是在預(yù)制墩柱底部一定高度范圍內(nèi)，沿內(nèi)壁表面呈圓周分布一定數(shù)量間隔分布的鋸齒形槽口，并在承臺內(nèi)事先埋設(shè)與槽口數(shù)量相當(dāng)，且與槽口一一對應(yīng)的預(yù)埋鋼筋，鋼筋伸出承臺頂面的長度滿足錨固長度要求，且不大于槽口的高度。預(yù)制墩柱安裝前，先在墩底對應(yīng)的承臺頂面鋪設(shè)一層薄漿(座漿)。待墩柱安裝就位后，在空心墩內(nèi)后澆一定高度(圖1中h)混凝土，將鋸齒形槽口及露出的預(yù)埋鋼筋填實(shí)，成型于橋墩內(nèi)部筒底，混凝土強(qiáng)度達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后形成的一種連接方式。

圖1 承臺與預(yù)制空心墩內(nèi)壁鋸齒形槽口新型連接構(gòu)造

這種新型連接方式具有如下優(yōu)點(diǎn)：(1)墩柱安裝時，容許一定的調(diào)整誤差，施工要求精度相較于套筒灌漿連接和波紋管灌漿等連接方式低，方便施工；(2)墩柱就位后，無需額外的吊裝或支撐措施輔助墩身承受自重或提高穩(wěn)定性；(3)墩柱內(nèi)壁槽口的數(shù)量、形狀、尺寸及布置方式，和內(nèi)部后澆混凝土的強(qiáng)度及高度h等參數(shù)均可以人為事先調(diào)整，以達(dá)到良好的連接性能；(4)該連接方式具有與現(xiàn)澆橋墩相近的抗震力學(xué)性能，并可以調(diào)控地震作用下墩柱的塑性區(qū)域分布。

2 連接模型及驗(yàn)證

2.1 材料

在進(jìn)行擬靜力縮尺試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS軟件建立鋸齒形槽口新型連接方式有限元模型。混凝土和鋼筋材料參數(shù)，根據(jù)混凝土立方體試塊(尺寸為150 mm×150 mm×150 mm)以及300 mm長筋段，進(jìn)行材料試驗(yàn)測得的材料實(shí)際強(qiáng)度?；炷敛捎盟苄該p傷模型，拉壓強(qiáng)度根據(jù)GB 50010—2010《混凝土材料設(shè)計(jì)規(guī)范》推薦的本構(gòu)關(guān)系，其參數(shù)見表1，本構(gòu)模型如圖2；鋼筋采用雙折線模型，鋼筋實(shí)測屈服應(yīng)力和極限應(yīng)力見表2。

表1 混凝土實(shí)測參數(shù) MPa

圖2 C40混凝土σ-ε曲線

表2 鋼筋實(shí)測參數(shù)

2.2 后澆混凝土處理

內(nèi)壁鋸齒形槽口新型連接方式空心墩和承臺通過后澆混凝土和預(yù)埋鋼筋進(jìn)行連接。試驗(yàn)表明，直至試件破壞，后澆混凝土側(cè)面和空心墩內(nèi)壁并未分離，所以模型中將兩者界面視為綁定連接。但鑒于后澆混凝土底部與承臺上表面連接部位實(shí)驗(yàn)后期出現(xiàn)明顯脫空，所以后澆混凝土底部和承臺上表面之間采用cohesive單元連接。在前期荷載較小時，后澆混凝土底部和承臺并不分離，但是在達(dá)到一定荷載后粘結(jié)失效，界面出現(xiàn)分離。預(yù)制墩身底部通過砂漿與承臺連接，粘結(jié)力較小，所以數(shù)值模型中僅將該部位上下表面之間設(shè)置為“硬接觸”，確保墩身和承臺之間不會發(fā)生穿透現(xiàn)象，不設(shè)置粘結(jié)力。

2.3 數(shù)值模型及驗(yàn)證

混凝土采用C3D8R八節(jié)點(diǎn)線性六面體單元，鋼筋采用T3D2兩節(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元。為兼顧計(jì)算精度和速度，對后澆混凝土、墩身鋸齒槽部分及預(yù)埋鋼筋的網(wǎng)格適當(dāng)加密，有限元模型如圖3。

圖3 有限元模型

根據(jù)有限元分析以及試驗(yàn)得到的滯回曲線(圖4)前期均呈梭形，且后期有向反S形發(fā)展的趨勢，兩者基本相近，表現(xiàn)出如下特點(diǎn)：加載初期，試件頂部位移較小時，模型的滯回曲線呈直線型，滯回環(huán)包絡(luò)的面積較小，同一加載循環(huán)內(nèi)試件剛度基本無退化，耗能能力較弱，試件處于彈性階段；隨著水平加載位移的增加，滯回曲線所包絡(luò)的面積逐漸增加，卸載段的斜率明顯減小，剛度削減，滯回環(huán)的形狀從直線型向梭形逐漸過渡，進(jìn)入彈塑性階段。

圖4 有限元及試驗(yàn)測試滯回曲線對比

此后，模型每一級變形越來越大，均以墩底為原點(diǎn)進(jìn)行左右擺動。在加載后期，后澆混凝土頂部所對應(yīng)的墩身區(qū)域出現(xiàn)略微鼓曲現(xiàn)象，說明在該區(qū)域開始出現(xiàn)局部塑性鉸。同時，達(dá)到最大承載力后，曲線峰值隨著位移的增加而逐漸減小，此時承臺預(yù)埋鋼筋的應(yīng)力已經(jīng)超出極限應(yīng)力，即發(fā)生了斷裂。

由表3所列的數(shù)值模擬和試驗(yàn)測試得到的骨架曲線特征值比較，依托數(shù)值模型分析得到的特征參數(shù)基本能正確反映結(jié)構(gòu)性能，并與模型試驗(yàn)結(jié)果差異平均為13.4%?？傮w上，經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的數(shù)值模型可以反映新型連接下的橋墩力學(xué)性能。

表3 骨架曲線特征值

3 后澆混凝土參數(shù)對橋墩力學(xué)性能的影響

3.1 后澆混凝土高度影響

后澆混凝土高度如圖1中所示h。為探究其對新型連接裝配式空心墩力學(xué)性能的影響，僅改變高度h(表4)，其余參數(shù)均相同，后澆混凝土采用C40，對各試件進(jìn)行數(shù)值分析計(jì)算。

表4 后澆混凝土高度及強(qiáng)度等級

3.1.1 連接部位應(yīng)力及塑性區(qū)變化

變化后澆混凝土高度，極限狀態(tài)下各試件預(yù)埋鋼筋及空心墩最大應(yīng)力如圖5。可見，隨h增加，承臺預(yù)埋的連接鋼筋最大應(yīng)力也隨之提高。當(dāng)h超過一定高度后，預(yù)埋連接鋼筋的最大應(yīng)力出現(xiàn)下降(試件GD4)。反之，預(yù)制墩身混凝土最大應(yīng)力隨后澆混凝土高度h增大而降低，當(dāng)高度達(dá)到一定值后(試驗(yàn)中對應(yīng)試件GD3)，墩身混凝土最大應(yīng)力緩慢增加。

當(dāng)后澆混凝土高度為450 mm時，其內(nèi)部鋼筋最大應(yīng)力最小(285.9 MPa，見圖5a)，極限狀態(tài)下，這部分鋼筋并未進(jìn)入屈服狀態(tài)。但在該高度下，預(yù)制空心墩墩身混凝土最大應(yīng)力遠(yuǎn)大于其他工況(圖5b)。上述現(xiàn)象表明，較小的后澆混凝土高度無法充分發(fā)揮后澆混凝土及其內(nèi)部鋼筋的荷載傳遞功能。而此時，由于墩柱在水平載荷的往復(fù)作用下，橋墩本需借助于后澆連接段實(shí)現(xiàn)荷載傳遞，但由于后澆混凝土高度h較小，其所能提供的抵抗力臂較短，導(dǎo)致連接段上下部產(chǎn)生較大的水平力。在該水平力作用下，連接段頂部對應(yīng)的墩身部位較早進(jìn)入塑性狀態(tài)，將率先在此形成塑性鉸。

圖5 不同高度h下連接鋼筋及墩身混凝土最大應(yīng)力

圖6為不同高度h下預(yù)制墩預(yù)埋鋼筋、墩混凝土應(yīng)力及塑性區(qū)分布圖。由圖6a可知，隨著后澆混凝土高度h逐漸提高，連接段內(nèi)部的鋼筋應(yīng)力也顯著提升，表明后澆混凝土高度增加，降低了后澆混凝土自身的抗推剛度，其利用更佳的自身變形性能充分傳遞橋墩載荷至承臺，有利于后澆連接段受力性能發(fā)揮，也提高了橋墩連接部位耗能能力。但后澆混凝土高度h增加至一定高度后，由于預(yù)制橋墩與后澆混凝土整體聯(lián)合剛度得到充分提高，且h與橋墩高度相比，已經(jīng)占據(jù)橋墩高度較大的幅度(橋墩內(nèi)部空心段占比降低)，反而導(dǎo)致橋墩變形能力降低，連接段內(nèi)部鋼筋承擔(dān)的應(yīng)力也因此下降(試件GD4)。

圖6 不同高度h下預(yù)制墩預(yù)埋鋼筋、墩混凝土應(yīng)力及塑性區(qū)分布

然而，后澆混凝土上、下面對應(yīng)的墩身混凝土應(yīng)力及墩身塑性區(qū)隨后澆混凝土高度h改變出現(xiàn)顯著變化(圖6b，6c)，當(dāng)h由450 mm提高至600 mm后，極限狀態(tài)下墩身在墩底往上約150 mm處及后澆混凝土頂面對應(yīng)墩身開始分別出現(xiàn)兩個塑性區(qū)域，雖然頂部塑性區(qū)發(fā)展較為充分且范圍較大，但說明隨著后澆混凝土高度h增加，該連接方式下的橋墩耗能能力得到改善。但隨著h增至一定幅值后，連接段下部塑性區(qū)反而受到抑制，逐漸減小，塑性鉸又逐漸集中出現(xiàn)于后澆混凝土頂面對應(yīng)的橋墩墩身處，塑性區(qū)域隨后澆混凝土高度的增加而提高，不利于橋墩耗能。

因此，適當(dāng)?shù)暮鬂不炷粮叨扔欣谠撨B接方式下的橋墩抗震性能，提高橋墩耗能能力，過小和偏大的h，均可能導(dǎo)致該連接提早破壞，進(jìn)而使橋墩喪失承載力。

3.1.2 后澆混凝土與鋸齒形槽口界面剪切

圖7所示為后澆混凝土與預(yù)制墩身界面兩側(cè)的剪應(yīng)力差。從圖7a可見，雖然不同后澆混凝土高度h下的界面剪應(yīng)力差各不相同，但卻呈現(xiàn)同一規(guī)律，即后澆混凝土上、下端對應(yīng)一定范圍的界面剪應(yīng)力差較大，界面中間段剪應(yīng)力差值較小。由此可知，采用鋸齒形槽口連接的預(yù)制橋墩，在反復(fù)載荷作用下，后澆混凝土與預(yù)制墩身界面脫粘最可能首先發(fā)生在連接段的上下部。

圖7 不同后澆混凝土高度界面剪應(yīng)力差

根據(jù)圖7b，隨著后澆混凝土高度h增大，界面兩側(cè)的剪應(yīng)力差值緩慢降低，但當(dāng)h超過一定幅值后，界面剪應(yīng)力差值陡然增大。表明適當(dāng)提高后澆混凝土高度，有利于抑制界面脫粘，但過高的后澆混凝土，反而促進(jìn)界面局部分離。其原因是當(dāng)h較小時，由前述連接段應(yīng)力分析可知，此時界面僅在后澆混凝土的頂部出現(xiàn)塑性區(qū)，但當(dāng)h增加后，連接段的塑性區(qū)域逐漸擴(kuò)大，且在連接段的上下部各出現(xiàn)一個塑性區(qū)域，連接段應(yīng)力分布更為均勻、充分。因此，適當(dāng)提高h(yuǎn)，有利于降低界面剪應(yīng)力差。而繼續(xù)增加后澆混凝土高度，極限狀態(tài)下連接的塑性區(qū)反而僅出現(xiàn)在連接段頂部區(qū)域，進(jìn)而導(dǎo)致界面應(yīng)力分布過于集中，由此在界面兩側(cè)產(chǎn)生較大的剪應(yīng)力差，加劇界面脫粘趨勢。

3.2 后澆混凝土強(qiáng)度等級影響

為探究后澆混凝土強(qiáng)度fc對采用鋸齒形槽口連接裝配式空心墩力學(xué)性能的影響，開展如表5混凝土強(qiáng)度等級變化影響研究。橋墩其他部分均采用C40混凝土，并固定后澆混凝土高度為750 mm。

表5 后澆混凝土強(qiáng)度影響試件參數(shù)

3.2.1 連接部位應(yīng)力及塑性區(qū)變化

極限狀態(tài)下，采用不同混凝土強(qiáng)度的預(yù)埋鋼筋及后澆混凝土最大應(yīng)力如圖8?？芍S著后澆混凝土強(qiáng)度增加，預(yù)埋鋼筋的最大應(yīng)力變化并不顯著，而后澆混凝土最大應(yīng)力隨著fc的增加明顯提高，且當(dāng)后澆混凝土強(qiáng)度等級高于橋墩混凝土強(qiáng)度時，后澆混凝土局部最大應(yīng)力增長較快，表明其更充分參與連接段受力。

圖8 不同混凝土強(qiáng)度等級下連接鋼筋及后澆混凝土應(yīng)力

圖9為不同混凝土強(qiáng)度等級下墩身沿高度方向應(yīng)力分布圖。由圖可知，后澆混凝土強(qiáng)度變化對于預(yù)制墩身應(yīng)力及塑性區(qū)域分布以及橋墩內(nèi)部鋼筋的應(yīng)力影響不大。因此，建議后澆混凝土強(qiáng)度等級略高于墩身混凝土即可。

圖9 不同混凝土強(qiáng)度等級下墩身沿高度方向應(yīng)力分布

3.2.2 后澆混凝土與鋸齒形槽口界面剪切

不同混凝土強(qiáng)度等級下的后澆混凝土與鋸齒形槽口界面剪應(yīng)力差如圖10。由圖10a可見，隨著后澆混凝土強(qiáng)度增加，界面兩側(cè)剪應(yīng)力差略有降低。同時，剪應(yīng)力差由墩底向上總體呈下降趨勢。

圖10 不同后澆混凝土強(qiáng)度界面剪應(yīng)力差

雖然后澆混凝土強(qiáng)度等級提升有利于降低界面兩側(cè)的剪應(yīng)力差，但圖10a已反映出，混凝土強(qiáng)度增加至一定等級后，界面兩側(cè)剪應(yīng)力差值幾乎沒有變化( 試件QD3與試件QD4)。此外，圖10b清楚說明，當(dāng)后澆混凝土強(qiáng)度由C30提高至與橋墩混凝土一致時，界面兩側(cè)的最大剪應(yīng)力差降低了20.2%，降幅明顯。再次說明，后澆混凝土強(qiáng)度不宜低于墩身混凝土。繼續(xù)提高后澆混凝土強(qiáng)度，界面兩側(cè)最大剪應(yīng)力差雖略有提高，但升幅不明顯。

4 不同槽口形式的橋墩力學(xué)性能

4.1 槽口形式

除了后澆混凝土強(qiáng)度等級及其高度影響鋸齒形槽口新型連接方式的橋墩力學(xué)性能外，為探究豎向及橫向兩種鋸齒形槽口對該新型連接裝配式橋墩力學(xué)性能的影響，研究建立如圖11的豎向和橫向鋸齒形槽口。為確保兩種形式的槽口粘結(jié)面積一致，二者建立的原則為：在連接總高度一致的情況下，保證豎向和橫向槽口外表面積相同。

圖11 鋸齒形槽口形式

4.2 槽口力學(xué)性能

兩種槽口的荷載-位移曲線如圖12，后澆混凝土相關(guān)特征值見表6。由圖可見，豎向和橫向槽口下，裝配式橋墩的滯回曲線基本一致，均為梭型。無論是耗能能力還是極限承載力，二者相差均未超過3%。但相比之下，在屈服和極限狀態(tài)下，豎向槽口的后澆混凝土承受的最大應(yīng)力均小于橫向槽口(表6)，且橫向槽口由于鋸齒槽與墩身相互咬合影響，后澆混凝土應(yīng)力分布均勻性稍遜色(圖13)，更易產(chǎn)生局部應(yīng)力集中現(xiàn)象。此外，豎向槽口后澆混凝土變形相較于橫向槽口均超過20%，表現(xiàn)出相對更好的塑性特征。

圖12 不同槽口預(yù)制墩滯回曲線

表6 后澆混凝土屈服點(diǎn)、極限點(diǎn)特征值

圖13 不同槽口下后澆混凝土應(yīng)力分布/MPa

從兩種槽口墩身連接段應(yīng)力分布(圖14a)可知，盡管豎向槽口墩身連接段對應(yīng)的應(yīng)力總體大于橫向槽口的墩身應(yīng)力，然而采用橫向槽口的墩身應(yīng)力分布呈現(xiàn)上下起伏的波狀應(yīng)力。這種應(yīng)力分布表明，在反復(fù)荷載作用下，墩身連接段極易產(chǎn)生疲勞損傷乃至提前破壞。同時，橫向設(shè)置的槽口，在極限狀態(tài)下墩身與后澆混凝土界面兩側(cè)剪應(yīng)力差最大超過豎向槽口剪應(yīng)力差的1倍以上，在地震荷載作用下，更易出現(xiàn)界面脫粘，致使連接失效。

圖14 墩身連接段混凝土應(yīng)力及界面剪應(yīng)力差分布

再者，采用豎向鋸齒形槽口的連接方式，承臺預(yù)埋連接鋼筋可與槽口一一對應(yīng)，即一個鋼筋(束)對應(yīng)一個槽口，而橫向槽口的承臺預(yù)埋連接鋼筋只能位于橋墩內(nèi)壁以內(nèi)，鋼筋有效承載力臂較豎向槽口小，不利于連接鋼筋力學(xué)性能的充分發(fā)揮。

5 結(jié) 論

(1)承臺與預(yù)制空心墩內(nèi)壁鋸齒形槽口新型連接方式的裝配式橋墩，其荷載-位移滯回曲線前期均呈梭形，且在加載后期有反S形發(fā)展的特點(diǎn)。說明該連接方式前期耗能能力較強(qiáng)，而在后期因?yàn)轭A(yù)埋鋼筋盡數(shù)斷裂，所以其滯回曲線朝著反S形方向發(fā)展，受到滑移影響較大，耗能能力降低。

(2)不適宜的后澆混凝土高度將對裝配式預(yù)制橋墩產(chǎn)生不利影響，后澆混凝土高度偏低直接削弱預(yù)埋連接鋼筋發(fā)揮作用，而使后澆混凝土頂面局部區(qū)域較早進(jìn)入塑性狀態(tài)。反之，過大的后澆混凝土高度將抑制連接區(qū)段下部的塑性區(qū)域充分發(fā)展，致使極限狀態(tài)下后澆混凝土受力不均，降低耗能能力。同樣，過低或過高的后澆混凝土高度均加劇預(yù)制墩身與后澆混凝土界面的脫粘趨勢。在保證裝配式空心墩性能的條件下，推薦后澆混凝土高度設(shè)置為空心墩總高的25%～35%。

(3)適當(dāng)提高后澆混凝土強(qiáng)度可有效提高其參與連接部位的受力，并降低預(yù)制墩身與后澆混凝土界面剪應(yīng)力差，雖然對改善預(yù)埋連接鋼筋受力影響甚微。因此為確保后澆混凝土有效參與荷載抵抗，其強(qiáng)度等級應(yīng)略高于預(yù)制墩身混凝土強(qiáng)度。

(4)豎向與橫向兩種鋸齒形槽口的裝配式預(yù)制橋墩滯回性能總體差異不大。相較于橫向槽口，豎向槽口下的裝配式橋墩變形性能、預(yù)制墩身與后澆混凝土界面的局部脫粘、疲勞性能及預(yù)埋連接鋼筋的力學(xué)性能發(fā)揮上更具優(yōu)勢。