歐智菁， 顏建煌， 俞 杰， 林上順， 秦志清

(1. 福建工程學(xué)院 土木工程學(xué)院，福州 350118； 2. 福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，福州 350004)

鋼管約束混凝土柱是在鋼管內(nèi)部填充混凝土，鋼管在梁柱節(jié)點(diǎn)處斷開，鋼管不直接承受豎向力，僅對(duì)核心混凝土起到約束的一種組合結(jié)構(gòu)，具有承載力高，延性好，耗能能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管約束混凝土墩柱的抗震性能研究較為成熟，文獻(xiàn)[3-4]開展了鋼管約束混凝土短柱、中長(zhǎng)柱的擬靜力試驗(yàn)研究，探討了延性、耗能、剛度退化和殘余位移等方面的抗震性能，同時(shí)建立有限元模型并進(jìn)行參數(shù)分析，在此基礎(chǔ)上提出了恢復(fù)力模型計(jì)算方法；文獻(xiàn)[5]對(duì)圓鋼管約束鋼筋高強(qiáng)混凝土短柱開展擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，圓鋼管約束鋼筋高強(qiáng)混凝土短柱具有優(yōu)越的變形能力和抗震性能，并建立了鋼管約束鋼筋高強(qiáng)混凝土短柱的荷載-位移恢復(fù)力模型。

裝配式混凝土橋墩具有施工快速、對(duì)周邊環(huán)境影響小、施工質(zhì)量高等優(yōu)勢(shì)，目前對(duì)其抗震性能研究的較為廣泛，在非強(qiáng)震區(qū)得到了應(yīng)用[6]。文獻(xiàn)[7]以預(yù)制拼裝橋墩為研究對(duì)象，探討地震作用下該類橋墩墩身與承臺(tái)接縫處的受力機(jī)理和灌漿套筒設(shè)置于塑性鉸區(qū)對(duì)橋墩整體抗震性能的影響，研究表明，因灌漿套筒剛度大，易在墩身與承臺(tái)連接處形成剛性區(qū)域，發(fā)生墩身曲率重分布且應(yīng)力集中；文獻(xiàn)[8]對(duì)灌漿套筒和預(yù)應(yīng)力連接的預(yù)制拼裝橋墩開展了擬靜力試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明，該類預(yù)制拼裝橋墩表現(xiàn)出良好的抗震性能，灌漿套筒的布置會(huì)使傳統(tǒng)塑性鉸區(qū)域上移至套筒頂部，說明灌漿套筒對(duì)傳統(tǒng)塑性鉸區(qū)域具有局部增強(qiáng)的作用；文獻(xiàn)[9-10]研究采用混合接頭連接的(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)裝配式混凝土橋墩抗震性能，結(jié)果表明，帶鋼管剪力鍵的裝配式混凝土橋墩的水平峰值荷載和延性性能都優(yōu)于傳統(tǒng)灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩。

本文提出的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩，其兼具鋼管約束混凝土柱和裝配式橋墩的優(yōu)勢(shì)，預(yù)期將具有承載力高、延性好和施工便捷等特點(diǎn)，可作為強(qiáng)震區(qū)預(yù)制拼裝橋墩的推薦方案。目前對(duì)圓鋼管約束混凝土柱和裝配式混凝土橋墩的抗震性能研究較為成熟，而對(duì)裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩研究較為局限，相關(guān)文獻(xiàn)少見報(bào)道。因此，為進(jìn)一步分析該類橋墩的延性機(jī)制、破壞機(jī)理和失效模式等，本文對(duì)其開展抗震性能試驗(yàn)研究，同時(shí)建立有限元模型，進(jìn)行參數(shù)分析，可為裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩的動(dòng)力特性分析和抗震構(gòu)造設(shè)計(jì)提供參考與借鑒。

1 擬靜力試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本文以約束方式(YT-8與T-8)及連接方式(YTG-8與YT-8)為參數(shù)，以沈海高速公路福廈段擴(kuò)容二期工程某橋?yàn)樵?，設(shè)計(jì)了3根1∶6縮尺橋墩試件，分別為1根灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩(以下簡(jiǎn)稱“T-8”)，1根傳統(tǒng)灌漿套筒連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩(以下簡(jiǎn)稱“YT-8”)以及1根采用混合接頭連接(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩(以下簡(jiǎn)稱“YTG-8”)，橋墩具體構(gòu)造如圖1所示。

圖1 橋墩構(gòu)造圖(mm)Fig.1 Piers structure diagram (mm)

橋墩試件總高度為1.7 m，墩身有效高度均為 1 m，試件的承臺(tái)設(shè)計(jì)尺寸為800 mm×800 mm×500 mm，考慮到與地面的連接，利用空鋼管在底座加設(shè)4個(gè)孔洞，通過螺栓與地面固結(jié)；柱帽設(shè)計(jì)尺寸為 360 mm×360 mm×200 mm，為避免試驗(yàn)時(shí)試件頂部在水平方向往復(fù)荷載作用下發(fā)生滑移，試件加載頭與作動(dòng)器通過螺桿連接。橋墩制作過程如圖2所示。

圖2 YTG-8橋墩制作流程圖Fig.2 Pier production process of YTG-8

圓鋼管采用Q235鋼材，其規(guī)格250 mm×4 mm，圓鋼管高度為970 mm，在墩身的上下兩端預(yù)留15 mm。鋼管剪力鍵采用Q235，厚度為10 mm的鋼材；墩身預(yù)埋鋼管剪力鍵的長(zhǎng)度為200 mm，直徑為152 mm；承臺(tái)的鋼管剪力鍵凸出高度為200 mm，直徑為142 mm。鋼管剪力鍵外部布置8個(gè)常規(guī)灌漿套筒。墩身縱筋及承臺(tái)均采用直徑為12 mm的HRB400鋼筋，箍筋采用直徑為8 mm的HRB400鋼筋，間距200 mm。鋼管內(nèi)填C40混凝土，試件的材料性能如表1所示。

表1 材料性能參數(shù)Tab.1 Material performance parameters

1.2 試驗(yàn)裝置

擬靜力試驗(yàn)采用MTS電液伺服加載系統(tǒng)，加載如圖3所示。為了消除試驗(yàn)中產(chǎn)生的誤差，方便后期對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行修正。在試件底座的水平方向分別設(shè)置2個(gè)位移計(jì)，用來測(cè)量試驗(yàn)過程中底座是否發(fā)生滑移及起拱，同時(shí)在加載頭的中心增加1個(gè)位移計(jì)來校核系統(tǒng)的位移是否存在誤差。應(yīng)變片沿著試件豎向高度和環(huán)向方向布置用于測(cè)量鋼管的環(huán)向變形與豎向變形。

圖3 試件加載圖Fig.3 Specimen loading diagram

1.3 試驗(yàn)加載方法

試驗(yàn)的加載模式，如圖4所示。橋墩的頂部根據(jù)軸壓比采用千斤頂施加豎向的恒定軸力，軸壓比n取0.15(n=N0/Nu，即試驗(yàn)時(shí)墩頂施加的恒定軸力N0與裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩極限承載力Nu的比)。試驗(yàn)全程采用位移進(jìn)行控制。試件安裝完成后，對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載，確保各試驗(yàn)儀器、各部位正常工作后進(jìn)入正式加載。試件正式加載時(shí)，在試件達(dá)到屈服之前，由于試件的變形較小，每一級(jí)位移循環(huán)2次；當(dāng)試件出現(xiàn)屈服，每一級(jí)位移循環(huán)3次；當(dāng)荷載降低至水平峰值荷載的85%以下時(shí)，則停止加載。

圖4 加載模式示意圖Fig.4 Schematic diagram of loading mode

1.4 試驗(yàn)過程及破壞形態(tài)

采用混合接頭連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YTG-8)的試驗(yàn)現(xiàn)象如下：在加載初期，試件處于彈性階段，墩身未有明顯變化；當(dāng)荷載達(dá)到水平峰值荷載時(shí)，墩身圓鋼管的上下端部有輕微的混凝土剝落現(xiàn)象；隨著位移持續(xù)增大，能聽到鋼管清脆的響聲，外包鋼管無明顯變化，內(nèi)部混凝土因被圓鋼管約束，加載時(shí)觀測(cè)不到內(nèi)部混凝土的變化。當(dāng)試驗(yàn)結(jié)束后，將圓鋼管切開，觀察發(fā)現(xiàn)內(nèi)部混凝土僅在墩高1/2往下出現(xiàn)一些細(xì)微的橫向裂縫，如圖5(a)所示；破開混凝土后，鋼筋變形不明顯；灌漿套筒內(nèi)的漿料飽滿，連接鋼筋未被拔出，而鋼管剪力鍵內(nèi)的混凝土無明顯裂縫，且鋼管剪力鍵沒有明顯屈服或變形，如圖5(b)所示。說明預(yù)制墩身與承臺(tái)之間的連接采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)具有剛度大、整體性較好的優(yōu)勢(shì)；采用混合接頭連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YTG-8)破壞形態(tài)，如圖5所示。

圖5 YTG-8橋墩破壞形態(tài)Fig.5 YTG-8 bridge pier destruction form

灌漿套筒連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YT-8)的試驗(yàn)現(xiàn)象如下：YT-8試件在彈性階段與混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接的橋墩試件(YTG-8)的現(xiàn)象基本一致，當(dāng)荷載達(dá)到水平峰值荷載時(shí)，鋼管的上下端部有輕微混凝土掉落，但外包鋼管無明顯變化，內(nèi)部混凝土因被圓鋼管約束，試驗(yàn)時(shí)無法觀察內(nèi)部混凝土的變化情況。試驗(yàn)結(jié)束后，切開外鋼管觀察內(nèi)部混凝土的破壞情況，發(fā)現(xiàn)僅在墩高1/2往下出現(xiàn)一些細(xì)小的橫向裂縫，如圖6(a)所示；當(dāng)鑿開混凝土?xí)r，內(nèi)部鋼筋變形的也不明顯。灌漿套筒內(nèi)的漿料飽滿，如圖6(b)所示；在試驗(yàn)過程中沒有出現(xiàn)鋼筋被拔出的情況，且鋼筋未拉斷。YT-8橋墩破壞形態(tài)，如圖6所示。

圖6 YT-8橋墩破壞形態(tài)Fig.6 YT-8 bridge pier destruction form

裝配式鋼筋混凝土橋墩試件(T-8)的試驗(yàn)現(xiàn)象如下：當(dāng)水平位移為4 mm時(shí)，通過裂縫觀察器可看出墩身開始出現(xiàn)2～3條的微裂縫；當(dāng)水平位移為8 mm時(shí)，墩身新增2條裂縫，且裂縫直接肉眼可見，當(dāng)水平位移達(dá)到20 mm時(shí)，墩身開始出現(xiàn)少量縱向裂縫，橫向裂縫持續(xù)延伸，斜線裂縫開始出現(xiàn)；當(dāng)水平位移為24 mm時(shí)，試件峰值荷載，橫向裂縫不再增大，已經(jīng)出現(xiàn)貫穿裂縫；當(dāng)水平位移為32 mm時(shí)，墩底混凝土崩裂，產(chǎn)生剝落的趨勢(shì)，且距離墩底1/2處的應(yīng)變片斷裂；當(dāng)水平位移為60 mm時(shí)，墩底混凝土完全壓碎，且荷載降低至水平峰值荷載的85%以下，停止試驗(yàn)。T-8橋墩破壞過程，如圖7所示。

2 結(jié)果分析與對(duì)比

2.1 有限元計(jì)算模型

采用ABAQUS軟件，對(duì)3根橋墩試件建立有限元模型?；炷辆肅3D8R單元，混凝土的本構(gòu)關(guān)系均采用Han Linhai本構(gòu)模型[11]。鋼筋采用桁架(T3D2)單元，箍筋本構(gòu)關(guān)系采用Kent-Park模型[12]。鋼管采用殼(S4R)單元，鋼材本構(gòu)關(guān)系采用Giuffre-Menegotto-Pinto模型[13]，收斂準(zhǔn)采用牛頓迭代法。

圓鋼管與內(nèi)部混凝土的法向接觸采用“硬接觸”來模擬；切線方向上，圓鋼管和內(nèi)部混凝之間黏結(jié)滑移采用“庫(kù)倫摩擦”模型，摩擦因數(shù)取0.6[14]。鋼筋與混凝土接觸采用Embedded。考慮到計(jì)算效率，單元網(wǎng)格劃分尺寸為40 mm。灌漿套筒和混凝土之間采用Tie接觸。地梁底面設(shè)置接觸來約束地梁的6個(gè)自由度。

2.2 試件的荷載-位移滯回曲線

3根(YTG-8，YT-8和T-8)橋墩試件在水平往復(fù)荷載作用下的荷載-位移滯回曲線，如圖8所示。

圖8 橋墩試件的滯回曲線Fig.8 Hysteresis curve of pier specimens

由圖8(a)可知，傳統(tǒng)灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩試件(T-8)的荷載-位移滯回曲線有明顯的捏縮現(xiàn)象，說明混凝土墩身與承臺(tái)的連接剛度低，連接效果不理想。

由圖8(b)和圖8(c)可知，與灌漿套筒連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YT-8)相比，采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩(YTG-8)的滯回曲線更為飽滿，滯回曲線呈梭形，滯回環(huán)面積明顯增大，說明預(yù)制混凝土墩身與承臺(tái)之間僅采用灌漿套筒連接時(shí)，其連接效果較弱，預(yù)制混凝土墩身與承臺(tái)之間不能完全協(xié)同工作，造成滯回曲線捏縮現(xiàn)象較為明顯；而采用混合接頭連接可以有效提高預(yù)制混凝土墩身與承臺(tái)連接處的強(qiáng)度，耗能能力增強(qiáng)，從而提升裝配式混凝土橋墩的整體抗震性能。

在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS軟件對(duì)3根橋墩試件開展了數(shù)值模擬分析，見圖8。3根橋墩試件因制作精度、設(shè)備等誤差，導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果存在一定的差異，但整體上吻合較好，滯回曲線的捏縮程度、滯回環(huán)的面積均較為接近，說明本文所建立的有限元模型是合理的。

2.3 試件的荷載-位移骨架曲線

將圖8中的滯回曲線上各加載循環(huán)最高點(diǎn)按照順序連接即為橋墩試件的骨架曲線[15]，如圖9所示。骨架曲線特征值，如表2所示。由圖9可知，3根橋墩試件的骨架曲線均包括3個(gè)階段：即彈性階段、屈服階段以及下降階段。3根橋墩試件在達(dá)到水平峰值荷載后，均有明顯的下降階段，但下降段的斜率變化不大。

圖9 各試件的骨架曲線對(duì)比圖Fig.9 Comparison of skeleton curves of specimens

表2 試件骨架曲線特征值和模擬值對(duì)比Tab.2 Eigenvalue and simulation value of skeleton curves

由圖9和表2可知，相比于傳統(tǒng)裝配式混凝土橋墩試件(T-8)，采用灌漿套筒連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YT-8)的彈性剛度、屈服荷載和水平峰值荷載分別提高了27.5%，36.6%和30.0%，是由于YT-8試件的墩身外部被圓鋼管有效約束，試件的墩身剛度大，且內(nèi)部混凝土的損傷較小，因此有約束橋墩試件彈性剛度、屈服荷載和水平峰值荷載明顯高于無約束橋墩試件。相比于YT-8試件，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YTG-8)的彈性剛度、屈服荷載和水平峰值荷載分別提高了25.7%，6.2%和18.4%，說明采用混合接頭連接能夠避免橋墩試件出現(xiàn)“強(qiáng)柱弱節(jié)點(diǎn)”的現(xiàn)象，在連接處增加鋼管剪力鍵是合理且有效的，能夠增強(qiáng)連接處的強(qiáng)度，提高橋墩試件的承載能力和整體性能，同時(shí)鋼管剪力鍵的設(shè)置能夠保障橋墩試件的穩(wěn)定性，提高墩身定位的準(zhǔn)確性。

由表2還可知，有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差均在6%以內(nèi)，表明本文建立的有限元模型可準(zhǔn)確計(jì)算出各橋墩試件的骨架曲線特征值。

2.4 延性性能

延性性能是評(píng)價(jià)橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能的重要參數(shù)之一[16]，采用位移延性系數(shù)μ表示，即μ=Δu/Δy(式中：Δu為極限位移，即當(dāng)試件的循環(huán)荷載降低為峰值荷載的85%時(shí)達(dá)到極限荷載，對(duì)應(yīng)的位移為極限位移； Δy為屈服位移，屈服位移是指屈服荷載點(diǎn)對(duì)應(yīng)的位移，根據(jù)JGJ 101—1996《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[17]取值)，位移延性系數(shù)如表3所示。

表3 位移延性系數(shù)的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Tab.3 Comparison of simulated value and experimental value of displacement ductility coefficient

由表3可知，圓鋼管約束的混凝土橋墩試件(YTG-8、YT-8)位移延性系數(shù)均大于4，表現(xiàn)出良好的延性性能。相比于T-8試件，YT-8試件的位移延性系數(shù)提高了52.4%，說明約束方式的增強(qiáng)可有效提升橋墩的延性性能。相比于YT-8試件，YTG-8試件的位移延性系數(shù)提高了9.9%，當(dāng)提高預(yù)制橋墩的連接處時(shí)，能夠提升裝配式橋墩的整體性能，還能增強(qiáng)橋墩試件的后期非線性變形能力，有效延緩橋墩發(fā)生破壞，同時(shí)外鋼管設(shè)置降低內(nèi)部混凝土的損傷，因此采用混合接頭連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件表現(xiàn)出較好的延性性能。由表3還可知，有限元計(jì)算得出的位移延性系數(shù)與試驗(yàn)值誤差在5%以內(nèi)，進(jìn)一步驗(yàn)證了本文建立的有限元模型能準(zhǔn)確的模擬出各橋墩試件的抗震性能指標(biāo)。

2.5 耗能能力

采用等效黏滯阻尼系數(shù)[18]來評(píng)價(jià)YTG-8，YT-8和T-8橋墩試件的耗能能力，繪制得出用等效黏滯阻尼系數(shù)曲線，如圖10所示。

圖10 各試件的累積耗能圖Fig.10 Cumulative energy consumption capacity of piers

由圖10可知，在加載初期，3根橋墩試件的耗能能力均較弱，可知橋墩試件處于彈性階段，變形較小。隨著水平位移的逐級(jí)增加，3根橋墩試件的耗能能力不斷增強(qiáng)，滯回環(huán)愈加飽滿，橋墩試件吸收更多能量。從圖10中明顯可以看出，3根橋墩試件的等效黏滯阻尼系數(shù)大小依次為：YTG-8>YT-8>T-8，表明橋墩試件隨著約束方式和連接方式的增強(qiáng)，耗能能力逐漸提升。

2.6 剛度退化

為研究3根橋墩試件在水平反復(fù)荷載作用下的剛度退化情況，采用割線剛度(Ki)表示[19]，繪制剛度退化曲線，如圖11所示。

圖11 剛度退化曲線Fig.11 Stiffness degradation curves

由圖11可知，YTG-8，YT-8和T-8橋墩試件剛度退化的規(guī)律均是先快后慢。在試件加載的前期，各試件均處于彈性階段，墩身的初始損傷較??；當(dāng)試件達(dá)到水平峰值荷載，此時(shí)剛度退化達(dá)到初始剛度的50%左右；由圖11并結(jié)合表4可知，3根橋墩試件的初始剛度差別較大，YTG-8試件的初始剛度最大，T-8試件的初始剛度最小，3根橋墩試件的剛度退化率均達(dá)到90%以上，說明橋墩試件隨著約束方式和連接方式的增強(qiáng)，橋墩試件的剛度得到顯著提高。

表4 剛度特征值Tab.4 Stiffness characteristic values

2.7 殘余位移分析

試驗(yàn)時(shí)在往復(fù)荷載作用下，加載過程中水平承載力達(dá)到零時(shí)，滯回曲線與x軸的交點(diǎn)為非零值，此值即為橋墩試件的殘余位移值[20]。殘余位移與加載位移之間的關(guān)系，如圖12所示。

圖12 各試件殘余位移Fig.12 Residual displacement of specimens

由圖12可知，加載初期，試件處于彈性階段，殘余位移均較小，幾乎可忽略不計(jì)。當(dāng)位移大于20 mm時(shí)，殘余位移開始以陡坡的形式上升，這時(shí)鋼筋與鋼管剪力鍵受力增大，開始出現(xiàn)受拉屈服的現(xiàn)象，墩身的自復(fù)位能力顯著降低，直至試件破壞。采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件(YTG-8)的殘余位移明顯小于灌漿套筒連接的橋墩試件(YT-8，T-8)，主要在于采用混合接頭連接的橋墩試件(YTG-8)在受力后，鋼管剪力鍵會(huì)發(fā)生彈性變形，增強(qiáng)墩身的自復(fù)位能力，能有效降低墩身的殘余位移，而僅用灌漿套筒連接的橋墩試件(YT-8，T-8)接頭處較薄弱，所以在加載的前后產(chǎn)生殘余位移均較大。

3 關(guān)鍵參數(shù)對(duì)比分析

由第2章的試驗(yàn)研究可知，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩表現(xiàn)出良好的抗震性能。因試驗(yàn)數(shù)量有限，為進(jìn)一步探討不同參數(shù)對(duì)該類橋墩試件的水平峰值荷載及位移延性的影響規(guī)律，以軸壓比(n取0.10，0.15，0.20，0.25和0.30)、長(zhǎng)細(xì)比(λ取2，4，6，8和10)和混凝土強(qiáng)度(fc取30 MPa，40 MPa，50 MPa，60 MPa和70 MPa)為變化參數(shù)進(jìn)行有限元分析，計(jì)算結(jié)果如表5、表6所示。

表5 水平峰值荷載計(jì)算Tab.5 Calculation of the horizontal peak loads

表6 位移延性系數(shù)計(jì)算Tab.6 Calculation of the displacement ductility coefficients

由表5可知，在不同參數(shù)條件下，采用混合接頭連接的裝配式混凝土橋墩的水平峰值荷載P2均大于采用灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩的水平峰值荷載P1，二者比值在1.12～1.63，均值為1.26。當(dāng)軸壓比在0.10～0.15，長(zhǎng)細(xì)比在8～10，水平峰值荷載比(P2/P1)數(shù)值較大，分別為1.31和1.59左右；當(dāng)混凝土強(qiáng)度在30～70 MPa內(nèi)，水平峰值荷載比(P2/P1)基本不變，均在1.20左右。

由表6可知，在不同參數(shù)條件下，采用混合接頭連接的裝配式混凝土橋墩的位移延性系數(shù)μ2均大于采用灌漿套筒連接的裝配式混凝土橋墩的位移延性系數(shù)μ1，二者比值在1.06～1.34，均值為1.12。當(dāng)軸壓比為0.20時(shí)，位移延性系數(shù)比(μ2/μ1)最大，為1.34，其余均在1.10左右；當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比在2～10時(shí)，位移延性系數(shù)比(μ2/μ1)均在1.12左右，變化幅度不明顯；當(dāng)混凝土強(qiáng)度在30～70 MPa內(nèi)，位移延性系數(shù)比(μ2/μ1)幾乎不變，均在1.10左右。

綜上分析，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩在不同軸壓比、長(zhǎng)細(xì)比、混凝土強(qiáng)度條件下，水平峰值荷載及位移延性系數(shù)均大于采用灌漿套筒連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩，因此在工程中推薦預(yù)制混凝土墩身與承臺(tái)之間采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接。

4 結(jié) 論

(1) 裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩試件的滯回曲線較為飽滿，曲線呈現(xiàn)梭形，位移延性系數(shù)大于4，耗能能力強(qiáng)，殘余位移小，表現(xiàn)出良好的抗震性能。

(2) 與傳統(tǒng)裝配式混凝土橋墩試件相比，采用灌漿套筒連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件的彈性剛度、水平峰值荷載和位移延性系數(shù)分別提高了27.5%，30.0%和52.4%。

(3) 與灌漿套筒連接的圓鋼管約束混凝土橋墩試件相比，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩的彈性剛度、水平峰值荷載和位移延性系數(shù)分別提高25.7%，18.4%和9.9%。

(4) 試驗(yàn)結(jié)果與有限元關(guān)鍵參數(shù)計(jì)算表明，采用混合接頭連接的裝配式圓鋼管約束混凝土橋墩的水平峰值荷載及位移延性系數(shù)均優(yōu)于采用傳統(tǒng)灌漿套筒連接的圓鋼管約束混凝土橋墩，水平峰值荷載比(P1/P2)在1.12～1.63，位移延性系數(shù)比(μ2/μ1)在1.06～1.34，因此在工程中建議預(yù)制混凝土墩身與承臺(tái)之間采用混合接頭(灌漿套筒與鋼管剪力鍵組合)連接。