車輛撞擊下預制節段拼裝橋墩的損傷分析與評估

張于曄， 李清華， 樊 偉， 袁萬城

(1.南京理工大學 理學院，南京 210094；2.湖南大學 風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，長沙 410082；3.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

隨著交通運輸行業的發展，橋梁受車輛撞擊的風險也越來越大。橋墩作為橋梁系統設計中的重要承重構件，其在車輛撞擊下的損傷會對橋梁交通系統產生重要影響。現有的車輛撞擊橋墩研究以整體現澆橋墩為主，相比之下，施工效率更高的預制節段拼裝橋墩的相關研究卻較為匱乏[1]。因此，對預制節段拼裝橋墩的撞擊損傷研究有著重要的現實與工程意義。

目前對橋墩在側向作用力下的損傷響應研究中，地震荷載下橋墩的損傷評估理論與方法相對成熟。王軍文等[2]研究了地震作用下不同參數變化對橋墩墩頂殘余位移延性指標的影響規律，并通過回歸分析建立殘余位移預測公式。漆啟明等[3]對空心橋墩在地震作用下的性能水準和損傷指標進行了量化，并研究現有損傷評估模型對空心墩的適用性。陸本燕等[4]基于大量橋墩地震響應分析數據提出將位移角作為橋墩損傷評估指標，同時對橋墩進行了損傷評估與量化。在爆炸沖擊荷載作用下，楊旭等[5]研究了不同節段長細比、初始預應力水平及橋墩體系對圓形截面預制節段拼裝橋墩動態響應與損傷的影響規律。張于曄等[6]使用數值模擬的方法對比分析了不同超壓作用下整體式橋墩與預制節段拼裝橋墩的應力變化、破壞模式與損傷機理，并提出結合截面損傷與墩身側移的橋墩受爆損傷評估方法。對于車輛撞擊下橋墩的動態響應與損傷分析研究，陳林等[7]研究了車輛撞擊下橋墩的動力響應和損傷狀態，同時證明了有限元法研究車橋撞擊問題的有效性；Zhang等[8]通過擺錘沖擊試驗系統對設計的預制節段柱進行側向沖擊試驗，研究預制節段拼裝橋墩在側向沖擊作用下的損傷機理；Do等[9]對預制節段拼裝橋墩受車輛撞擊的狀況建立仿真模型，分析了不同參數變化對預制節段拼裝橋墩動態響應與損傷破壞特征的影響。Auyeung等[10]基于橋梁的結構特征和碰撞車輛的動能提出了一種新的破損率指數，以評估和預測車輛撞擊橋墩而引起的預期破損。雖然車橋碰撞問題越來越受科研工作者的關注，但是對節段拼裝橋墩在車輛撞擊作用下的損傷特征和機理仍尚不明確，缺少合理有效的節段拼裝橋墩受撞損傷評估方法。

鑒于此，本文采用數值模擬的方法研究車輛撞擊下預制節段拼裝橋墩的損傷特征，并提出適用于預制節段拼裝橋墩的受撞損傷評估方法。首先建立車輛撞擊橋墩的數值模型并與參照試驗數據對比驗證數值模型的準確性。然后分析不同參數下的預制節段拼裝橋墩受撞后的位移響應與損傷破壞過程，同時研究殘余位移與截面損傷的變化規律。基于預制節段拼裝橋墩的位移響應和損傷特征，提出適用于預制節段拼裝橋墩的受撞損傷評估指標，確定不同損傷等級的指標界限值。最后重新設計不同參數的試驗工況，對提出的損傷評估方法進行合理性驗證。

1 數值模型設計與驗證

采用ANSYS/LS-DYNA軟件建立車輛撞擊橋墩三維有限元實體模型，通過與參照試驗進行數據擬合驗證數值模擬方法的準確性。基于驗證的數值模擬方法，建立車-橋撞擊模型以進行預制節段拼裝橋墩的損傷分析。

1.1 數值模擬方法

選用Zhang等研究中的擺錘沖擊試驗作為參照試驗進行數值模型驗證。擺錘沖擊試驗測試橋墩由5個節段組成，總尺寸高度為800 mm，橫截面尺寸100 mm×100 mm。橋墩各節段由7股鋼絞線組成的預應力筋底端錨固于基礎，穿過預應力筋孔通過后張拉方式對墩身施加預應力，預應力大小約為30 kN。其他詳細試驗參數可由Zhang等的研究得知，參照試驗如圖1所示。

圖1 擺錘沖擊試驗示意圖(mm)Fig.1 Schematic diagram of pendulum impact test (mm)

基于參照試驗建立同比例數值模型。采用連續帽蓋模型模擬橋墩墩身混凝土，該模型可以充分考慮混凝土在受到沖擊時的應變率效應、損傷效應、應變強化及軟化作用的影響[11]。對于鋼筋則使用考慮應變率效應、塑性變形對屈服應力影響的分段線性塑性模型。針對預應力筋，在仿真中采用溫降法模擬后張預應力的施加，預應力的大小和溫差的關系遵循以下公式[12]

式中：ΔT為溫差大小；f為預應力大小；α為預應力筋的熱膨脹系數；Ac和As分別為墩身混凝土截面面積和鋼筋截面面積；Ec和Es分別為混凝土和鋼筋的彈性模量。各材料參數設置如表1所示。

通過網格收斂性測試確定橋墩模型墩身最小網格尺寸為5 mm，墩帽和底座的最大網格尺寸為100 mm。模型中的接觸以自動面面接觸為主，設置節段與節段間的接觸靜摩擦因數為0.6，撞擊塊與橋墩之間的靜摩擦因數為0.3。對于鋼筋與混凝土則以共節點的方式使其共同作用。無黏結預應力筋與橋墩的相對位置關系通過節點耦合法確定。預應力筋在橋墩橫截面切向方向自由度被約束，法向自由度被釋放，用以模擬預應力筋與橋墩的相互作用關系。因此，預應力筋對橋墩混凝土節段存在約束，因其自身彈性變形的恢復而產生一定的復位作用。約束底座底面所有方向自由度以模擬參照試驗中的錨固設計，對整個模型施加重力場使橋墩承受恒載。設置撞擊塊的初速度為1.37 m/s對墩身中間節段進行側向沖擊。

表1 材料參數設置表

在橋墩的損傷評估中，車輛的撞擊力和變形吸能表現對結果有著重要影響，如何準確模擬車輛是不可避免的問題。本研究選用陳林[13]設計的等效卡車鋼架模型作為撞擊車輛，其模型有著試驗數據的支撐和撞擊力，沖量和車輛內能的準確驗證，在撞擊過程中有著準確的變形表現。數值模型主要包含車架，發動機和貨箱3個部分，其中發動機質量為840 kg，貨箱可以通過調整密度來模擬整個卡車的質量，整車結構與F800地盤架構相似，如圖2所示。等效卡車鋼架采用隨動強化模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)進行模擬，通過定義塑性應變參數和應變率參數來考慮材料的塑性變形和應變率效應，模型的具體參數詳見參考陳林的研究。

圖2 等效卡車鋼架模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of equivalent truck steel frame model

1.2 模型驗證

選用參照試驗中撞擊塊初速度為1.37 m/s的工況進行橋墩驗證。選用F800精確卡車模型撞擊橋墩試驗進行等效卡車鋼架驗證。通過仿真數據與試驗數據的擬合對比，驗證數值模擬方法的準確性。

1.2.1 預制節段拼裝橋墩模型驗證。

撞擊力時程曲線對比，如圖3(a)所示。在撞擊力最大峰值上，試驗數據為20.9 kN，仿真數據為19.3 kN，誤差為7%；試驗數據的撞擊力持續時間為90 ms，仿真數據為86 ms，誤差為4%。因為仿真中沒有考慮懸臂對擺錘的約束作用，在撞擊力峰值出現時間上表現出略微滯后的現象，峰值數目上也與試驗數據存在略微差異。總之仿真數據與試驗數據結果是相近的。

為受撞擊位置處的位移時程曲線對比，如圖3(b)所示。可以看到仿真中側向位移時程曲線與參照試驗的側向位移總體變化趨勢幾乎相同。雖然仿真中第一段峰值撞擊力持續時間更長導致了更久的最大側向位移持續時間，但試驗數據與仿真數據中最大側向位移都在32.5 mm左右，側向位移變形的數據擬合較好。

墩身形態與損傷對比，如圖3(c)所示。撞擊塊接觸橋墩45 ms時刻橋墩受撞擊節段與上部相鄰節段出現了張合，底部節段也出現了張合，墩身整體呈現一定的撓度，仿真模型與試驗的墩身形態表現完全相同。仿真與試驗中橋墩的損傷區域都出現在受撞擊節段迎撞面和底部節段塑性鉸區域，破壞形態都表現為混凝土的受壓損壞。其中，受撞擊節段的損傷較為明顯，這是因為撞擊作用導致該節段與上部節段出現張合，迎撞面混凝土受壓嚴重產生了損傷。可以說明，仿真模型可以對混凝土的損傷位置和破壞形態有著較準確的預測。

圖3 節段拼裝橋墩模型驗證Fig.3 Model verification of precast segmental columns

1.2.2 等效卡車鋼架模型驗證

為了確保等效卡車鋼架模型的精度，使用等效卡車鋼架和F800精確卡車模型在相同工況下撞擊橋墩，F800的撞擊數據由陳林的研究得到。對比結果如圖4所示。

由圖4(a)可知，等效卡車鋼架模型與F800得到的撞擊力波峰與波谷表現一致，說明在撞擊過程中等效卡車鋼架與F800具有相似的內部結構變形，在最大撞擊力峰值表現上等效卡車鋼架的峰值撞擊力比F800小約為14%，考慮到峰值撞擊力持續時間十分短暫，橋墩結構在完全響應之前峰值撞擊力便會下降到較低數值，因此也不能僅僅比較撞擊力峰值大小。相比之下，撞擊沖量和車輛內能在反應車輛撞擊過程中的變形和能量吸收方面更具可靠性。由圖4(b)可知，等效卡車鋼架和F800表現出相似的撞擊沖量變化趨勢，而且在約0.1 s時刻撞擊沖量均達到約7 000 N·s，等效卡車鋼架表現出和F800 幾乎一樣的沖量表現，最大沖量誤差約為0.7%。在車輛內能方面，由圖4(c)可知，等效卡車鋼架與F800內能變化曲線擬合較好，撞擊持續時間內表現出幾乎一樣的內能變化趨勢，撞擊結束時內能最大值誤差約為13.3 %。總體而言，等效卡車鋼架模型與F800在撞擊力、撞擊沖量和車輛內能趨勢變換表現上擬合較好，相關數值誤差都能控制在15%以內，等效卡車鋼架滿足車輛撞擊研究中的精度要求。

圖4 等效卡車鋼架模型驗證Fig.4 Model verification of equivalent truck steel frame

1.3 車橋碰撞模型設計

基于驗證準確的數值模擬方法，建立由一個基礎承臺、墩柱、墩帽和簡化的連接結構，兩個主梁與橋臺構成的橋墩模型，其示意圖如圖5所示。研究[14]表明可以通過包含單個橋柱和兩個上部結構跨度的數值分析模型來準確預測多跨橋結構的動力特性。橋墩每個節段采用直徑為28 mm的縱筋，與直徑14 mm的箍筋構成獨立的鋼筋籠，橋墩橫截面縱筋配筋率為1.31%，箍筋間距為200 mm，橋墩墩柱兩端錨固4根直徑為50 mm的預應力筋。橋臺結構的質量通過蓋梁傳遞到墩帽，然后傳遞給墩柱。當橋墩混凝土強度等級為C40時，整個橋墩墩柱所受恒載為墩身軸向抗壓承載力的10%，數值為5.66×106N，初始預應力數值為10%，墩柱軸壓比為0.2。由于對沖擊行為只會產生微不足道的影響，因此沒有使用橡膠或承壓墊連接上部結構和頂梁[15]。

圖5 車輛撞擊預制節段拼裝橋墩示意圖Fig.5 Schematic diagram of vehicle impacts prefabricated segment assembled bridge pier

2 橋墩受撞下的損傷分析

為研究不同參數下預制節段拼裝橋墩的損傷破壞情況，設計的車輛-橋墩撞擊仿真試驗工況，如表2所示。通過對比分析橋墩墩身混凝土強度、縱筋截面配筋率、橋墩軸壓比、車輛撞擊速度和車輛撞擊質量對橋墩的位移響應和損傷特征的影響，研究預制節段拼裝橋墩的受撞損傷破壞規律。

表2 車輛-橋墩撞擊工況

2.1 位移響應分析

不同參數下橋墩受撞擊位置處的位移時程曲線，如圖6所示。由圖6(a)可知，不同混凝土強度下的橋墩直接受撞擊位置處的側向位移時程表現出相同的振動趨勢，撞擊過程中表現出區別較小的側向位移峰值。但是，C30與C40混凝土強度的橋墩表現出比C50和C60大的側向殘余位移數值，其差值為0.59 mm。由圖6(b)可知，配筋率的變化對橋墩受撞擊位置處的殘余位移會產生影響，配筋率相對較大的1.71%，2.16%的情況比0.96%，1.31%的工況有著更小的殘余位移。由圖6(c)可知，軸壓比的大小對橋墩受撞擊位置處的側向位移影響較大。軸壓比為0.15和0.2時的橋墩最大側向位移分別為3.5 mm和2.5 mm，而軸壓比為0.25和0.3時橋墩的最大側向位移都在2 mm左右，通過振動峰值可知軸壓比越小橋墩振動幅度越大。

圖6 參數變化對位移時程曲線的影響Fig.6 The influence of parameter changes on the displacement time history curve

通過改變車輛速度和質量來研究不同初始撞擊能量對橋墩位移響應的影響。由圖6(d)可知，撞擊速度越大，橋墩側向位移也就越大。當撞擊速度為120 km/h時，橋墩處于瀕臨倒塌的狀態，此時的殘余位移為164 mm。撞擊速度越小，混凝土的損壞和鋼筋的變形越輕微，殘余位移也越小。而由圖6(e)可知，當車輛質量為7 t，8 t，9 t，10 t時位移變化區別不大，因為車輛質量較小時初始撞擊能量也較小，而較小的初始撞擊能量并不會造成差異明顯的橋墩損傷。而當車輛質量繼續增大，由圖6(f)可知，橋墩的位移差異變得明顯，車輛質量的增大會造成橋墩位移顯著增加，并且在受到質量為14 t，15 t，16 t的車輛撞擊時，橋墩位移以塑性變形為主，撞擊過程中產生的位移在撞擊結束后大部分形成殘余位移。

綜上分析，試驗范圍內橋墩位移響應對車輛初始撞擊能量和軸壓比最為敏感。軸壓比越小，初始撞擊能量越大，橋墩的側向位移與殘余位移也更嚴重。

2.2 橋墩的損傷破壞過程

以T13為例對預制節段拼裝橋墩在車輛撞擊下的損傷破壞過程進行研究，各時刻的橋墩損傷破壞形態，如圖7所示。在車輛開始接觸橋墩后，因為車頭的撞擊接觸，導致橋墩直接受撞擊位置開始出現混凝土的損傷，見圖7(a)。隨著車頭的變形增大，車輛傳遞給橋墩的撞擊能量越來越多，此時橋墩的損傷開始擴大，但是依然集中于受撞擊節段。橋墩的塑性變形開始增加，橋墩因為車輛的撞擊出現較大的彈性變形并產生裂縫，見圖7(b)。在撞擊發生后的92 ms時刻，質量較大的車廂部分因為慣性作用從而擠壓車頭，造成了車輛對橋墩的再次撞擊。此時直接受撞擊的橋墩區域損壞嚴重，鋼筋開始出現較為嚴重的屈服變形，混凝土的塑性變形集中于橋墩的受撞擊區域，見圖7(d)。之后撞擊車輛的初始動能逐漸減小為0，但是因為上部結構和預應力產生的豎向力的擠壓，橋墩受撞擊位置的節段損壞進一步加劇，最終橋墩處于瀕臨倒塌的階段，見圖7(e)、圖7(f)。分析可知，預制節段拼裝橋墩直接受撞擊節段是最為脆弱的位置，是車輛撞擊下橋墩的主要損傷區域，而受撞擊節段的損壞失效也會是橋墩失去穩定性的主要原因。

圖7 車輛撞擊下不同時刻的橋墩損傷形態示意圖Fig.7 Schematic diagram of pier damage at different moments under vehicle impact

2.3 殘余位移和截面損傷的變化規律

為進一步研究橋墩受撞擊位置處的殘余位移、截面損傷隨橋墩破壞狀態的變化規律，對不同初始撞擊能量下的殘余位移比(即殘余位移與橋墩高度的比值)與截面損傷率進行深入研究。由圖8可知，初始撞擊能量越大，橋墩的損傷破壞越嚴重。結合圖9，對于車輛初始撞擊能量小于2 500 kJ的工況，橋墩的損傷破壞狀態區別很小，只有輕微損傷，各工況的殘余位移和截面損傷差距也并不大。當撞擊能量大于2 500 kJ時，橋墩的損傷會隨初始撞擊能量的增大而逐漸加劇，橋墩塑性變形損傷也越嚴重，殘余位移比與截面損傷率也越來越大。說明橋墩的殘余位移與截面損傷可以較好的代表橋墩的損傷破壞狀態，更大的殘余位移比與截面損傷率代表更嚴重的橋墩損傷，橋墩的整體穩定性也相對更低。

圖8 不同撞擊能量下橋墩的損傷狀態Fig.8 Damage status of bridge piers under different impact energy

圖9 殘余位移、截面損傷隨撞擊能量的變化規律Fig.9 Changes in residual displacement and cross-sectional damage with impact energy

綜上分析，殘余位移可以體現預制節段拼裝橋墩的損傷狀態和整體穩定性，而受撞擊位置處的橫截面損傷率則可代表橋墩受撞擊區域的損傷情況。預制節段拼裝橋墩的損傷與失效大都因為受撞擊區域的混凝土損壞進而使橋墩失去承載力導致。

3 預制節段拼裝橋墩損傷評估

為了準確評估預制節段拼裝橋墩受撞后的損傷狀況，從受撞擊位置處的殘余位移和截面損傷角度出發，綜合評估橋墩的損傷狀態。提出以殘余位移與橋墩高度的比值α和受撞擊位置的橫截面損傷率β作為評估指標，其表達式如下

α=δ/h

式中：δ為車輛撞擊結束后橋墩受撞擊位置處的殘余位移；h為橋墩墩身的計算高度。對于截面損傷率β，可以定義為——β=撞擊后橫截面損傷面積/撞擊前橫截面總面積。

式中，橫截面取橋墩撞擊區域中間位置的橫向截面。

3.1 損傷等級劃分與指標界限值確定

為得到各損傷等級下合理的損傷指標取值范圍，增加不同撞擊能量下的20組工況，與計算模型共42組工況數據用以進行損傷指標界限值的確定。根據車輛撞擊下預制節段拼裝橋墩的損傷特征，綜合現有的橋墩損傷評估與性能評估方法[16- 17]，尤其是根據張于曄等的研究中對橋墩的損傷等級劃分的方法，基于橋墩在撞擊過程中的位移響應和混凝土與鋼筋的損傷破壞特點，將預制節段拼裝橋墩在車輛撞擊下的損傷等級劃分為三大類，即為輕度損傷，中度損傷和重度損傷。選取的6組典型橋墩，做其受撞擊位置處的側向位移響應曲線和橋墩的損傷破壞狀態圖以更清晰的表示損傷等級判定依據，如圖10所示。

圖10 橋墩損傷等級判定示意圖Fig.10 Schematic diagram of pier damage level judgment

若在車輛撞擊下預制節段拼裝橋墩處于完全彈性階段或以彈性階段為主，車輛的撞擊只會導致橋墩受撞擊位置處的混凝土保護層脫落，縱筋與箍筋并不會發生屈曲變形，此時混凝土的局部損傷不會對橋墩的整體性能產生明顯影響，可認為橋墩處于輕度損傷狀態。若橋墩在車輛撞擊作用下處于部分彈性階段，橋墩混凝土會出現拉伸裂縫，但裂縫和局部的混凝土損傷對橋墩的整體性能影響較小，撞擊過程中鋼筋會因為車輛的撞擊作用而發生屈曲變形，則可認為橋墩處于中度損傷狀態。若橋墩受車輛撞擊后沒有發生回彈，橋墩變形以塑性變形為主，受撞擊節段的混凝土損傷嚴重，鋼筋屈曲占比大于20%，橋墩的核心混凝土也會出現損傷，或者在計算結束前橋墩受撞擊位置處的側向位移依然呈繼續增大的趨勢，說明橋墩處于重度損傷狀態。結合計算數據的統計分析，發現當橋墩的鋼筋發生屈曲變形時，墩身最大位移約為8.15 mm，與橋墩高度比值是0.085%，以此來判斷橋墩是否為中度損傷狀態。橋墩側向位移沒有發生回彈時，墩身最大側向位移為29.6 mm，即最大位移比橋墩高度為0.31%，以此作為橋墩重度損傷的判斷標準。

由于墩身最大位移在撞擊過程中產生而難以測量，所以基于墩身最大位移比的橋墩損傷評估實施難度較大。而殘余位移在撞擊結束后易于測量，考慮殘余位移比的損傷評估方法具有更高的可行性，因此，本文確立橋墩各損傷等級與殘余位移比和截面損傷率的關系，如圖11所示。同時給出各損傷等級的典型試件損傷狀態示意圖。對于發生倒塌的橋墩，其殘余位移與截面損傷無法統計，因此圖中不包含倒塌狀況的橋墩數據。

圖11 各損傷等級橋墩的殘余位移比和截面損傷率的分布范圍Fig.11 Distribution range diagram of residual displacement ratio and cross-sectional damage rate of piers with various damage levels

由此確定以殘余位移比和截面損傷率為損傷指標的橋墩各損傷等級指標界限值。如圖12所示，輕度損傷的橋墩殘余位移比小于0.0186%，受撞擊位置處的截面損傷率小于3.75%，位于圖12中A區域；中度損傷的橋墩殘余位移比位于0.018 6%～0.275 0%，截面損傷率位于3.75%～10.5%，如圖12中B區域；重度損傷的橋墩殘余位移比大于0.275%，截面損傷率大于10.5%，如圖12中C區域。

圖12 各損傷等級指標區域與界限值確定Fig.12 Determination of the index area and limit value of each damage level

3.2 評估方法合理性驗證

為驗證損傷指標的合理性，重新設計車輛撞擊預制節段拼裝橋墩的驗證工況，如表3所示。驗證工況包含不同混凝土強度、縱筋配筋率和車輛撞擊質量的參數變化，并且與計算模型的車橋撞擊工況完全不同。各橋墩的損傷破壞狀態，如圖13所示。依據其在車輛撞擊下的損傷破壞特點和最大側向位移判定其損傷等級，對其評估指標數值進行統計，結合圖12確定其是否在損傷等級指標界限值以內，以此驗證指標的合理可靠性。由表3可知，不管是輕度、中度還是重度損傷的橋墩，其殘余位移與計算高度比值和截面損傷率都在所屬等級的指標范圍內，說明提出的損傷指標是合理的。

表3 驗證工況設計與結果統計

圖13 各橋墩的損傷狀態示意圖Fig.13 Diagram of the damage status of each pier

本研究提出的損傷評估指標適用于車輛撞擊造成的損傷，評估對象為預制節段拼裝橋墩，對于整體現澆橋墩因為其在結構損傷機理上與預制節段拼裝橋墩有很大不同[18]，所以評估指標并不適用。相對于其他損傷評估方法，以殘余位移比和截面損傷率為損傷評估指標的橋墩損傷評估方法主要有以下優勢：

(1)以殘余位移比和截面損傷率為評估指標的損傷評估方法可以更準確的評估車撞下預制節段拼裝橋墩的損傷狀態，而其他的損傷評估方法，如基于支座轉角的損傷指標[19]，因為在撞擊過程中節段間也會發生張合，因此僅僅以支座轉角為指標的損傷評估方法在代表車輛撞擊下的橋墩損傷方面具有局限性。

(2)相比基于剩余承載力，最大側移等損傷指標的損傷評估方法，殘余位移比和截面損傷率更容易得到。在實際交通事故中，橋墩在車輛撞擊下的最大位移無法得到，剩余承載力也只能近似理論計算，因此直接從受損構件中測量得到的殘余位移比和截面損傷率作為損傷指標更方便快捷。

4 結 論

本文采用數值模擬方法建立車輛撞擊預制節段拼裝橋墩模型，通過改變不同參數以研究預制節段拼裝橋墩的位移響應和損傷特征規律。提出預制節段拼裝橋墩受撞損傷評估方法。主要結論如下：

(1)在相同車輛撞擊工況下的試驗范圍內，軸壓比越小，車輛初始撞擊能量越大，預制節段拼裝橋墩的側向位移峰值和殘余位移也會越大。混凝土強度和縱筋配筋率的變化對橋墩位移響應影響相對較小。

(2)車輛撞擊下橋墩損傷集中于直接受撞擊節段，更大的初始撞擊能量會造成橋墩更嚴重的損傷。橋墩受撞擊位置處的殘余位移和截面損傷率越大，其損傷程度越高。

(3)可以采用殘余位移與截面損傷相結合的方法評估預制節段拼裝橋墩在車輛撞擊下的損傷程度。驗證試驗表明提出的預制節段拼裝橋墩受撞損傷評估方法是合理準確的。