車輛撞擊下UHPC連接預(yù)制拼裝橋墩動(dòng)力響應(yīng)及耐撞性能優(yōu)化

王銀輝，馮澤牛，羅 征

(1. 重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074； 2. 浙大寧波理工學(xué)院 土木建筑工程學(xué)院，浙江 寧波 315000)

0 引 言

隨著城市發(fā)展需求，裝配式施工在城市橋梁建設(shè)中被越來越多的采用，高架橋梁建設(shè)和機(jī)動(dòng)車的數(shù)量逐年增加，車輛撞擊橋墩事故也接連發(fā)生。當(dāng)預(yù)制拼裝橋墩遭受動(dòng)力荷載作用時(shí)，承臺(tái)與立柱連接部位因混凝土與鋼筋不連續(xù)易出現(xiàn)破壞；一旦發(fā)生嚴(yán)重破壞將極有可能導(dǎo)致整橋坍塌，造成不必要的經(jīng)濟(jì)損傷和人員傷亡。因此對(duì)其在車輛撞擊下的動(dòng)力響應(yīng)研究具有重要意義。

進(jìn)行實(shí)際的車輛撞擊橋墩試驗(yàn)難度系數(shù)大，成本高，故多數(shù)研究者采用有限元方法對(duì)車-橋墩撞擊問題進(jìn)行分析。如：陳林等[1]、周德源等[2]、王向陽等[3]分別對(duì)車輛撞擊下鋼筋混凝土橋墩動(dòng)力響應(yīng)及損傷特征進(jìn)行了分析；曹偉等[4]、徐鑫[5]分別通過有限元分析了車輛撞擊橋墩的損傷特征，并提出了相應(yīng)的防撞措施。以上都是對(duì)普通鋼筋混凝土的抗撞性能研究。

目前對(duì)于預(yù)制拼裝橋墩，ZHANG Xihong等[6-7]進(jìn)行了縮尺節(jié)段墩柱擺錘沖擊試驗(yàn)，采用擺錘裝置對(duì)3個(gè)(100×100×800)mm的方形RC柱進(jìn)行了沖擊試驗(yàn)研究。試驗(yàn)測(cè)試了2個(gè)預(yù)制裝配柱和1個(gè)傳統(tǒng)的整體式RC柱，以比較沖擊荷載下的節(jié)段裝配柱性能。試驗(yàn)結(jié)果表明：節(jié)段裝配柱比整體式RC柱更柔韌，導(dǎo)致峰值沖擊力更低，持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)；與整體式柱相比，在沖擊荷載下，節(jié)段裝配柱表現(xiàn)出更好的抗沖擊性能，具有相近的能量消散能力和更小的剩余位移及混凝土損傷。T.V.DO等[8]根據(jù)文獻(xiàn)[6-7]的試驗(yàn)結(jié)果，建立了校正過的數(shù)值模型，并借此研究了節(jié)段拼裝橋墩在車輛撞擊作用下的行為。C.S.SHIM等[9]進(jìn)行了縮尺節(jié)段拼裝墩柱抗震性試驗(yàn)，所有測(cè)試的墩柱最終破壞形式均表現(xiàn)為在基座附近的塑性鉸鏈區(qū)域發(fā)生彎曲破壞。黃云青[10]分析了橋墩墩底連接方式，采用3種不同的連接形式研究了其對(duì)預(yù)制拼裝橋墩抗震性能的影響。

總體來看，大多數(shù)學(xué)者都是基于車輛撞擊下對(duì)普通鋼筋混凝土橋墩的動(dòng)力響應(yīng)分析，對(duì)預(yù)制拼裝橋墩的抗車輛撞擊性能研究還較少。對(duì)UHPC連接預(yù)制拼裝橋墩在外部荷載作用下的研究，主要集中在評(píng)估與優(yōu)化其抗震性能上[11-12]。UHPC連接預(yù)制橋墩在沖擊和爆炸載荷下的力學(xué)行為報(bào)道尚不多見。裝配式施工具有節(jié)能、環(huán)保、高效等優(yōu)勢(shì)，目前越來越多城市的跨線橋梁建設(shè)采用裝配式施工，因此對(duì)預(yù)制拼裝橋墩耐撞性能研究及優(yōu)化具有一定的必要性。

在上述背景下，筆者采用LS-DYNA對(duì)車輛撞擊橋墩動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了研究。以UHPC連接預(yù)制拼裝橋墩和普通混凝土橋墩作為研究對(duì)象，通過數(shù)值模擬對(duì)兩者的耐撞性能進(jìn)行分析對(duì)比，研究這兩者在車輛撞擊下橋墩的撞擊力，變形發(fā)展規(guī)律及內(nèi)力響應(yīng)異同。同時(shí)對(duì)預(yù)制拼裝橋墩耐撞性能進(jìn)行了優(yōu)化分析，通過設(shè)置接縫鋼筋直徑，接縫處摩擦系數(shù)及下接縫處UHPC高度等關(guān)鍵參數(shù)對(duì)其動(dòng)力響應(yīng)及損傷特征進(jìn)行了合適的優(yōu)化。

1 工程概況

筆者以寧波市機(jī)場(chǎng)快速路南延南段高架橋?yàn)楸尘?，?jì)算分析其某標(biāo)段處的預(yù)制拼裝橋墩在車輛撞擊擊下的動(dòng)力響應(yīng)。

該預(yù)制拼裝橋墩的樁基和承臺(tái)現(xiàn)澆，立柱和蓋梁預(yù)制后現(xiàn)場(chǎng)拼裝。蓋梁、立柱、承臺(tái)之間通過現(xiàn)澆超高性能混凝土(UHPC)濕接縫連接。預(yù)制立柱采用直立柱形式，混凝土強(qiáng)度等級(jí)C40，柱身尺寸為1.8 m×1.8 m。上下兩端設(shè)置杯口，杯口尺寸為(2.3×2.3×1.0)m，腔壁厚度為230～240 mm，腔壁四周預(yù)埋4φ80的金屬波紋管，用于灌注空腔內(nèi)的UHPC，后澆帶高度為500 mm。預(yù)制蓋梁混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，尺寸為(7.337×2.400×2.000)m，頂面預(yù)埋4φ80的金屬波紋管，用于灌注空腔內(nèi)的UHPC，如圖1。考慮實(shí)際工程，承臺(tái)頂面埋入地下0.8 m，故筆者將車輪底面設(shè)置在離承臺(tái)頂面0.8 m處。

圖1 節(jié)段拼裝橋墩立面(單位：m)Fig. 1 Elevation of segmental assembled pier

2 有限元模型建立

筆者為研究節(jié)段拼裝橋墩在車輛撞擊下的動(dòng)力響應(yīng)，以實(shí)際工程中的預(yù)制拼裝橋墩為對(duì)象，并與整體現(xiàn)澆混凝土橋墩進(jìn)行對(duì)比分析。整澆橋墩立柱尺寸為(1.8×1.8×7.8)m，與拼裝橋墩不同，立柱兩端無杯口，其余尺寸均相同。采用Hypermesh/LS-DYNA軟件建立有限元模型，并對(duì)預(yù)制拼裝橋墩和整體現(xiàn)澆橋墩進(jìn)行抗撞性能分析。

預(yù)制拼裝橋墩立柱兩端雖有杯口，但對(duì)該兩種橋墩進(jìn)行防撞性能對(duì)比影響不大。由于杯口主要作用相當(dāng)于是UHPC濕接縫模板，目的是為減少施工難度，加快施工進(jìn)度；且UHPC強(qiáng)度遠(yuǎn)大于混凝土，在動(dòng)力荷載作用下UHPC為主要受力部位，故立柱兩端杯口差異對(duì)兩種橋墩整體動(dòng)力響應(yīng)影響不大。

2.1 車輛模型

車輛采用NCAC提供的1995年福特F800中型卡車模型，見圖2?？ㄜ囓囬L(zhǎng)為8.5 m，輪距為5.3 m，總重為8.40 t，其中發(fā)動(dòng)機(jī)重為0.64 t，貨物為6.40 t?？ㄜ囓嚿怼⒇浵涞染捎肧hell單元模擬，發(fā)動(dòng)機(jī)和貨物采用彈性Soild單元模擬，整個(gè)卡車模型約由35 000個(gè)單元組成[13]。該卡車模型在橋墩碰撞分析中的有效性已被文獻(xiàn)[14]驗(yàn)證，故筆者將其作為撞擊車輛進(jìn)行分析。

圖2 福特F800卡車模型Fig. 2 Ford F800 truck model

2.2 橋墩模型

橋墩模型混凝土采用單點(diǎn)積分Soild單元建立，其中：C40混凝土材料使用*MAT_CSCM_CON CRETE模擬，UHPC材料使用*MAT_CSCM模擬。HRB400鋼筋通過Beam單元建立，使用雙線性-塑性材料*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模擬。劃分網(wǎng)格時(shí)，立柱作為主要碰撞對(duì)象，網(wǎng)格尺寸約為65 mm，蓋梁和承臺(tái)網(wǎng)格尺寸約為100 mm，并于自身鋼筋共節(jié)點(diǎn)。節(jié)段橋墩立柱和承臺(tái)、蓋梁之間通過接縫鋼筋和UHPC共節(jié)點(diǎn)連接。具體參數(shù)見表1。

表1 C40混凝土與HRB400鋼筋材料參數(shù)Table 1 Material parameters of C40 concrete and HRB400 steel

UHPC與混凝土之間接觸摩擦系數(shù)也是一個(gè)十分關(guān)鍵因素。參考國(guó)內(nèi)外對(duì)于UHPC和混凝土直剪推出試驗(yàn)來確定兩者之間的摩擦系數(shù)，筆者參考文獻(xiàn)[15]，將摩擦系數(shù)設(shè)置為1.33。普通混凝土橋墩則將立柱、蓋梁、承臺(tái)及自身鋼筋通過共節(jié)點(diǎn)連接。車輛與橋墩撞擊面采用面-面自動(dòng)接觸，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3?？紤]橋墩軸壓比為0.1，根據(jù)N=ufcA，可以得到上部質(zhì)量塊重量，其中：N為軸力設(shè)計(jì)值；u為軸壓比；fc和A分別為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度和截面面積。為使上部質(zhì)量塊重力傳至橋墩，重力加速度采用*LOAD_BODY_Z模擬，并將質(zhì)量塊Z方向約束釋放，其余全約束，保證在碰撞過程中軸壓比保持不變?？紤]實(shí)際情況中承臺(tái)埋入地下，因此對(duì)承臺(tái)底部施加全約束。

3 材料本構(gòu)模型

為得到節(jié)段拼裝橋墩濕接縫處的UHPC材料的本構(gòu)模型，筆者采用LS-DYNA中的*MAT_CSCM(MAT_159)材料來模擬UHPC。通過UHPC試塊軸壓試驗(yàn)得到其抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值和文獻(xiàn)[16]的UHPFRC梁低速?zèng)_擊試驗(yàn)來驗(yàn)證車輛-橋墩碰撞模型的有效性和可靠性。參考文獻(xiàn)[6]CSCM模型本構(gòu)參數(shù)計(jì)算公式得到相應(yīng)參數(shù)，見表2。UHPC立方體試塊軸壓試驗(yàn)與應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如圖3；UHPFRC梁落錘沖擊試驗(yàn)沖擊力和跨中撓度時(shí)程曲線如圖4。由圖3、4可知：該試驗(yàn)曲線與有限元結(jié)果比較吻合，故筆者采用CSCM本構(gòu)模型對(duì)UHPC材料進(jìn)行模擬。

表2 CSCM模型本構(gòu)參數(shù)Table 2 Constitutive parameters of CSCM model

圖3 UHPC立方體試塊軸壓試驗(yàn)與應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系Fig. 3 Relationship between axial compression test and stress-strain of UHPC cube specimen

圖4 UHPFRC梁落錘沖擊試驗(yàn)沖擊力和跨中撓度時(shí)程曲線Fig. 4 Time history curve of impact force and mid-span deflection in drop hammer impact test of UHPFRC beam

4 車輛撞擊下橋墩防撞性能對(duì)比

在實(shí)際車撞橋墩事故中，跨線橋墩在超速車輛撞擊下，易發(fā)生嚴(yán)重破壞。因此將車輛初始速度設(shè)置為80、100、120 km/h，并作為唯一變量。通過建立橋墩、車輛模型，在相同的軸壓比、撞擊位置及混凝土強(qiáng)度下進(jìn)行模擬分析。橋墩在車輛撞擊下，主要安全隱患為墩底處產(chǎn)生剪切破壞，導(dǎo)致整橋坍塌；故主要對(duì)其承臺(tái)與立柱連接進(jìn)行分析，并優(yōu)化。

4.1 側(cè)向位移包絡(luò)曲線對(duì)比

考慮到拼裝柱兩端為杯口形，為得到合理的水平位移與整澆柱進(jìn)行對(duì)比分析，通過提取位移時(shí)程曲線，觀察在其峰值時(shí)刻，并將該時(shí)刻位移單獨(dú)提取并繪制側(cè)向位移包絡(luò)曲線。

拼裝柱和整澆柱不同時(shí)刻位移如圖5。從圖5可知：在碰撞過程中，拼裝柱和整澆柱剛開始最大位移基本都位于墩中附近，在120 km/h速度下，拼裝柱最大水平位移接近3.5 mm，比整澆柱高出一倍左右；隨著碰撞進(jìn)行，墩頂位移超過墩中位移，墩柱整體位移逐漸減??；整個(gè)碰撞過程中，整澆柱的墩底位移幾乎為0，而拼裝柱墩底則存在較小的水平位移，這是由于立柱和承臺(tái)通過現(xiàn)澆UHPC濕接縫連接，而整澆柱則是通過立柱承臺(tái)固結(jié)；隨著撞擊速度增加，兩個(gè)橋墩的振動(dòng)更加劇烈，但相比之下拼裝柱振動(dòng)頻率要低于整澆柱，且振動(dòng)幅度下降快，尤其是當(dāng)速度在100 km/h時(shí)，拼裝柱水平位移下降明顯，在0.1 s后拼裝柱整體側(cè)向位移變化幅度不大，而整體柱變化幅度明顯高于拼裝柱，且拼裝柱最大水平位移約有0.5 mm，而整澆柱接近1 mm左右。這表明，拼裝柱能快速減緩橋墩在動(dòng)力荷載作用后產(chǎn)生的振動(dòng)，降低橋墩后續(xù)損傷。

綜上，預(yù)制拼裝橋墩在剛受到車輛撞擊時(shí)產(chǎn)生的水平位移要大于整體現(xiàn)澆橋墩，但當(dāng)碰撞結(jié)束后，兩者殘余位移十分接近。

4.2 撞擊力對(duì)比

在3組不同撞擊速度下的拼裝柱和整澆柱撞擊力時(shí)程曲線如圖6。這兩者撞擊力曲線十分接近，變化規(guī)律基本相同，撞擊力在0.05 s之內(nèi)達(dá)到峰值，隨后迅速衰弱，撞擊速度越快，衰弱越明顯。當(dāng)速度從80 km/h增加到120 km/h時(shí)，撞擊力峰值從由保險(xiǎn)杠碰撞產(chǎn)生的第1個(gè)峰值轉(zhuǎn)至由發(fā)動(dòng)機(jī)碰撞產(chǎn)生的第2個(gè)峰值，并約在0.2 s時(shí)撞擊力降至0，碰撞過程結(jié)束。這與實(shí)際車輛在撞擊過程中隨速度改變而產(chǎn)生的撞擊力峰值變換規(guī)律相符。

其中：撞擊力峰值和撞擊速度成正相關(guān)，在速度為80 km/h時(shí)，撞擊力峰值接近3 250 kN；當(dāng)速度達(dá)到120 km/h時(shí)，撞擊力峰值約是80 km/h下的4倍；隨著速度增加，整澆柱撞擊力峰值逐漸超過了拼裝柱。導(dǎo)致這一結(jié)果原因可解釋為：在車輛撞擊下(參照?qǐng)D5)，拼裝柱產(chǎn)生的位移大于整澆柱，起到了一定緩沖作用，從而導(dǎo)致整澆柱撞擊力峰值高于拼裝柱。

4.3 損傷對(duì)比

車輛撞擊下的橋墩損傷一般都有局部和整體損傷。當(dāng)汽車剛接觸橋墩時(shí)，撞擊位置附近會(huì)出現(xiàn)明顯局部損傷，隨著碰撞發(fā)展，橋墩墩頂、墩底及其他部位都會(huì)出現(xiàn)一定損傷，最終導(dǎo)致整體損傷。圖7為橋墩等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。

圖7 橋墩等效塑性應(yīng)變?cè)茍DFig. 7 Equivalent plastic strain nephogram of pier

從圖7可見：在撞擊速度較小時(shí)，預(yù)制拼裝橋墩主要損傷區(qū)域在被撞擊處和立柱與杯口過渡處，整澆橋墩主要集中在撞擊處；當(dāng)撞擊速度達(dá)到120 km/h時(shí)，整澆墩與拼裝墩墩底處及撞擊背面均出現(xiàn)明顯損傷。其中：拼裝柱剪切裂縫由墩底杯口上端發(fā)展至撞擊背面，而整澆柱則是從墩底發(fā)展。

由于橋墩構(gòu)造不同，會(huì)導(dǎo)致撞擊力產(chǎn)生的應(yīng)力波在墩柱內(nèi)部傳遞路徑發(fā)生變化。整澆柱應(yīng)力波由撞擊處傳播至承臺(tái)和蓋梁時(shí)，出現(xiàn)反射和相互作用，導(dǎo)致該部位損傷，且墩底距撞擊處近，出現(xiàn)的損傷比蓋梁處明顯。而拼裝柱連接處采用UHPC連接，由于傳播介質(zhì)改變，從而使應(yīng)力波還沒到達(dá)承臺(tái)和蓋梁時(shí)，在連接部位就出現(xiàn)了損傷[17]。

4.4 墩柱內(nèi)力對(duì)比

截面內(nèi)力圖(圖8)能很好反應(yīng)出結(jié)構(gòu)內(nèi)部?jī)?nèi)力變化規(guī)律，通過圖8也可判斷結(jié)構(gòu)會(huì)出現(xiàn)破壞的大致區(qū)域。

圖8顯示了橋墩在車輛撞擊下沿高度變化的截面剪力和彎矩。由圖8可知：拼裝柱和整澆柱撞擊處，墩底及墩頂?shù)膬?nèi)力高于其他部位。在80 km/h的撞擊速度下，拼裝柱和整澆柱剪力包絡(luò)圖十分接近，彎矩包絡(luò)圖中整澆柱墩底負(fù)彎矩略大于拼裝柱；但當(dāng)速度提升至120 km/h時(shí)，拼裝柱最大負(fù)剪力為-8 700 kN， 而整澆柱則達(dá)到-10 000 kN，墩底負(fù)彎矩更是拼裝柱的兩倍。其中：墩底處剪力最大，該現(xiàn)象也是導(dǎo)致大多數(shù)車輛撞擊橋墩都會(huì)在墩底處發(fā)生剪切破壞的原因。兩個(gè)橋墩撞擊處的彎矩值較高，其中拼裝柱墩頂彎矩與撞擊處彎矩相近。兩個(gè)橋墩在高速撞擊下墩底會(huì)發(fā)生剪切破壞，撞擊處易發(fā)生彎曲破壞，拼裝柱墩頂更易出現(xiàn)彎曲破壞。

圖8 拼裝柱和整澆柱內(nèi)力包絡(luò)圖Fig. 8 Internal force envelope diagram of assembled column and integral column

4.5 耐撞性能優(yōu)化

考慮到較小的撞擊能量無法反映出拼裝柱動(dòng)力特性，因此將車速設(shè)置為120 km/h。主要對(duì)UHPC高度、接縫鋼筋直徑和UHPC接觸面摩擦系數(shù)這3個(gè)方面進(jìn)行分析，研究了立柱與承臺(tái)連接處的力學(xué)性能，其具體參數(shù)如表3。

表3 各工況及對(duì)應(yīng)的參數(shù)取值Table 3 Table of values for each working condition andcorresponding parameters

4.5.1 撞擊響應(yīng)分析

通過引入混凝土綜合損失指標(biāo)[2]，將橋墩混凝土單元損失指標(biāo)時(shí)程曲線進(jìn)行平均后取最大峰值，這能較好反應(yīng)出橋墩的損傷情況。該值越大，則橋墩混凝土損傷也越大。由于該節(jié)段柱損傷主要為局部損傷，整體損傷不太明顯，因此選取撞擊處和下杯口處混凝土單元進(jìn)行分析對(duì)比。

橋墩的撞擊響應(yīng)如表4。由表4可知：相比于接縫鋼筋直徑和接縫摩擦系數(shù)而言，接縫UHPC的高度對(duì)橋墩防撞性能提升最為明顯，橋墩側(cè)向位移和加速度均有明顯降低，當(dāng)UHPC高度達(dá)到770 mm時(shí)，側(cè)向位移相對(duì)于500 mm降低了一半。當(dāng)UHPC高度低于杯口高度時(shí)，損傷主要集中在杯口處和撞擊處，當(dāng)UHPC高度超過杯口高度時(shí)，杯口處的局部、整體損傷均明顯減小，主要損傷集中于撞擊處。

表4 橋墩的撞擊響應(yīng)Table 4 Impact response of pier

不同UHPC高度下拼裝柱的損傷如圖9。由圖9可知：撞擊位置背面損傷，H500范圍明顯高于H770。該現(xiàn)象是由于UHPC高度增加，且UHPC比混凝土具有更好的吸能效果，大部分能量被吸收，從而導(dǎo)致?lián)p傷范圍減少；此外UHPC具有高強(qiáng)度、高延展性和高韌性特點(diǎn)[11]，故導(dǎo)致被撞擊墩柱有效長(zhǎng)度變短，剪跨比變短，從而形成損傷集中，損傷范圍小。結(jié)合上述分析，提高接縫鋼筋直徑和UHPC高度均能有效提升橋墩耐撞性能。

圖9 不同UHPC高度下拼裝柱的損傷Fig. 9 Damage diagram of assembled columns under different UHPC heights

4.5.2 墩柱內(nèi)力分析

表5為不同工況對(duì)應(yīng)拼裝柱內(nèi)力。由表5可知：拼裝柱在墩底發(fā)生剪切破壞，墩頂發(fā)生彎曲破壞。其中：最大墩底剪力和最大墩頂彎矩發(fā)生在工況3下，最小內(nèi)力則出現(xiàn)在工況1中。橋墩內(nèi)力和UHPC呈線性關(guān)系，隨著UHPC高度增加，橋墩內(nèi)力也不斷提高。濕接縫連接處內(nèi)力在UHPC高度為600 mm時(shí)最低，當(dāng)超過600 mm時(shí)顯著提升。結(jié)上所述，提高濕接縫UHPC高度可顯著減小橋墩、動(dòng)力響應(yīng)，但也會(huì)造成橋墩自身內(nèi)力提高，究其原因是拼裝柱整體性比之前有所提高。

表5 撞擊下的橋墩內(nèi)力Table 5 Internal force of pier under impact

5 結(jié) 論

隨著預(yù)制拼裝技術(shù)發(fā)展，憑借著裝配施工法的優(yōu)點(diǎn)，將來城市跨線橋梁建設(shè)中，預(yù)制拼裝技術(shù)會(huì)有越來越多應(yīng)用。筆者研究了節(jié)段拼裝橋墩在F800福特中型卡車撞擊下的動(dòng)力響應(yīng)，以實(shí)際工程為背景，通過與整體現(xiàn)澆混凝土橋墩進(jìn)行對(duì)比分析，并對(duì)拼裝柱進(jìn)行不同參數(shù)分析，進(jìn)一步對(duì)拼裝柱在車輛撞擊下的抗耐撞性能優(yōu)化，得到如下結(jié)論：

1)在車輛撞擊過程中，預(yù)制拼裝橋墩一開始的水平位移要比整體現(xiàn)澆橋墩高，但最終殘余位移這兩者是十分接近的，且預(yù)制拼裝橋墩振動(dòng)周期明顯比整體現(xiàn)澆橋墩要短，墩頂和柱中側(cè)向位移峰值相對(duì)較低，體現(xiàn)了預(yù)制拼裝橋墩具有良好的耗能能力和防撞性能；

2)從等效塑性應(yīng)變可知，由于橋墩構(gòu)造形式不同，導(dǎo)致了在不同位置出現(xiàn)損傷，其中拼裝柱裂縫由墩底杯口上端向撞擊背面延伸，整體柱則是從墩底延伸；

3)分析內(nèi)力包絡(luò)圖可知：這兩種橋墩墩底易發(fā)生剪切破壞，被撞擊處易發(fā)生彎曲破壞，其中拼裝柱墩頂可能還會(huì)發(fā)生彎曲破壞，整澆柱墩頂易出現(xiàn)剪切破壞；

4)基于對(duì)拼裝柱的耐撞性能優(yōu)化分析發(fā)現(xiàn)：提高UHPC高度及連接處接縫鋼筋直徑可增強(qiáng)拼裝柱整體性，最大側(cè)向位移、加速度響應(yīng)及拼裝柱在撞擊后的擺動(dòng)頻率均有所減小，但由于整體性提高，也導(dǎo)致其墩柱內(nèi)力提高；

5)通過3種不同優(yōu)化參數(shù)的對(duì)比，提高UHPC高度，相較于接縫鋼筋直徑和接縫處摩擦系數(shù)，對(duì)拼裝柱耐撞性能提升最為明顯，橋墩損傷破壞和動(dòng)力響應(yīng)也明顯下降，能有效改善橋墩抗撞性能。