0.   引言

近年来城市交通量大幅增大, 早期基础交通设施服役年限将至, 采用新体系和方法提高公路桥梁的施工速度成为城市发展的主流^[1]。预制节段方式是可以代替现行现浇方式的施工方法之一。与常规施工技术相比, 桥梁快速施工技术可以缩短现场施工时间, 最大限度降低对现有交通的干扰, 施工过程中的废水、废气和粉尘的排放能得到最大程度的控制, 增加施工安全性和施工质量, 降低运营期内的成本^{[2, 3]}。

20世纪60年代, Yee等发明了灌浆套筒连接方法, 解决了装配式结构中的纵筋连接问题, 可以实现装配与现浇等同的设计思想^{[4, 5]}; 吴涛等通过拉伸试验和传力过程分析证明灌浆套筒具有可靠的钢筋连接性能^{[6, 7, 8, 9]}; 陈项南等研制出新型变形套筒^{[10, 11]}; Sayadi等研究了外贴玻纤布的套简在设计中的关键影响因素^[12]; Henin等提出了一种新型灌浆套筒, 通过试验和理论分析研究了套筒的承载能力以及灌浆料与套筒间的摩擦因数^[13], 这种基于钢筋连接的预制拼装桥墩技术具有显著的优点, 所以在房建和桥梁等领域获得了广泛的应用^{[14, 15, 16]}。

灌浆套筒接头大多设置在构件受力较大的部位, 且同一结构接缝处纵向钢筋是100%连接。此外, 与其他的机械连接接头相比, 接头尺寸和刚度均较大, 是否会影响构件的基本静力性能和抗震性能, 需要进行相关试验研究。张臻对采用灌浆套筒连接的预制拼装柱的抗震性能进行了系统研究, 特别是预制柱的抗震性能随轴压比、灌浆料强度变化等的规律^[17]; 章一萍等研究了预留水平连接缝形式对采用灌浆套筒连接纵筋的预制钢筋混凝土短柱抗震性能的影响^[18]; Pantelides等对不同位置的全灌浆套筒和半灌浆套筒进行对比分析, 与参考柱相比, 拼接柱位移延性能力有所降低, 套筒位于承台上面且套筒下方钢筋无黏结的柱抗震性能最好^[19]。灌浆套筒连接的预制钢筋混凝土柱和桥墩的低周反复加载试验表明^{[20, 21, 22, 23]}: 与现浇桥墩相比, 预制混凝土桥墩的水平承载力、耗能能力和延性等性能与之接近, 但两者破坏模式差异较大; 对于小轴压比的情况, 桥墩和承台的交界面易发生接缝张开, 最终导致直剪破坏; 墩底灌浆套筒区域因刚度较大会形成刚域, 套筒顶面也会出现较大裂缝; 因灌浆套筒直径比连接钢筋大3~4倍, 在灌浆套筒中心与纵筋中心一致的情况下, 导致纵筋的混凝土保护层厚度相对很大; 如果轴压比较大且截面尺寸较小时, 套筒上部区域混凝土在偏移率较大的情况下保护层完全剥落后发生受压破坏。

按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTG D62—2004) 对配置高强钢筋和灌浆套筒的大偏心预制立柱进行裂缝宽度验算时, 裂缝宽度大都超过了限值, 限制了大直径高强钢筋在预制立柱中的应用。轨道交通高架桥梁下部结构相比城市高架桥梁有显著不同: 存在较大的制动力; 列车荷载易引发轨道结构与其下部桥梁结构振动, 如果立柱存在裂缝会显著影响结构的耐久性; 桥宽较窄, 下部承台总体较轻; 钢筋应力幅控制较严。针对轨道交通高架桥梁有较大制动力, 现有大直径高强钢筋灌浆套筒连接预制立柱在正常使用条件下, 柱身裂缝宽度可能超过规范容许限值的特点, 建议在现有桥墩预制拼装连接构造的基础上, 采用配合中心或周边布置预应力筋的方式使桥墩保持全截面受压, 满足水平制动力传力要求和规范关于裂缝宽度的要求, 以提高结构的耐久性。

尽管灌浆套筒连接技术在多个国家均得到了比较广泛的应用, 但是研究成果主要是灌浆套筒的力学特性, 没有考虑预应力对灌浆套筒预制拼装桥墩的影响。本文针对某地铁线路的轨道交通桥墩进行预制拼装施工方案的研究, 纵筋采用灌浆套筒连接, 采用预应力筋来保证在正常使用最不利荷载组合下不出现拉应力, 对同时配置灌浆套筒和预应力筋的墩柱的抗震性能进行评价。

1.   试验设计

1.1   试件设计

选取某在建地铁线路高架桥立柱, 缩尺过程以首次屈服为控制指标, 试验模型的弯矩和足尺模型的首次屈服指标最大误差为2%。试件按弯曲破坏设计, 作动器加载中心至墩底的距离为3.3m, 沿弱轴加载, 加载宽度为0.56m, 剪跨比为5.89。试件总体布置见图 1, 加载端高度为0.6m, 试件的总高度为4.4m。按照自复位能力来设计预应力筋, 期望达到地震下结构的残余位移比较小, 减轻地震灾害^[24]。轴压比为10%, 预应力产生的混凝土压应力为1.9MPa。

图  1  试件的总体布置(单位: mm)

Figure  1.  General layout of test specimen (unit: mm)

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试验包括3种不同构造类型的单柱墩。钢筋混凝土(RC) 试件为现浇普通钢筋混凝土桥墩试件。预应力钢绞线和灌浆套筒连接的预制拼装(PCSS) 试件的构造特点是分别制作承台和预制立柱, 承台的主筋位置和与立柱的套筒中心位置吻合, 拼装施工时, 起吊定位立柱节段, 接缝处涂抹环氧材料形式胶接缝, 承台预留的纵筋插入墩柱预埋的灌浆套筒中, 套筒采用压浆机压浆, 穿预应力钢绞线, 实现预制构件连接, 无黏结就是在钢绞线外加一PVC保护套, 直接安装预应力钢绞线, 混凝土浇筑后, 强度达到张拉强度即可张拉。精轧螺纹钢筋和灌浆套筒连接的预制拼装(PCTS) 试件与PCSS试件的区别仅在于以精轧螺纹钢筋替代了预应力钢绞线。

3种试件具有相同截面尺寸和普通钢筋配筋参数, 但是预应力配筋特征不一样。试件的主要配筋指标见表 1。RC试件的立柱配筋设计见图 2, 纵筋选用Φ20mm的HRB400高强钢筋, 箍筋和拉筋都采用Φ8mm的普通光圆钢筋, 箍筋外净保护层为39mm。PCSS和PCTS试件的立柱配筋设计分别见图 3、4, 纵筋选用Φ20mm的HRB400高强钢筋, 箍筋和拉筋都选用Φ8mm的普通光圆钢筋, 箍筋外净保护层为16mm, Φ20mm的HRB400纵筋穿过上下接缝, 并分别通过灌浆套筒连接。PCSS试件预应力筋采用8根ϕ^s15.2的钢绞线, 其抗拉强度标准值为1 860MPa, 预应力张拉后的永存应力为798 MPa, 钢绞线为无黏结, 预应力筋位置见图 3。PCTS试件预应力筋采用4根精轧螺纹钢筋, 位置见图 4, 预应力筋设计参数见表 2, 参数γ和λ定义为

表  1  试件的配筋指标

Table  1.  Reinforcement indexes of specimens

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图  2  RC截面的配筋(单位: mm)

Figure  2.  Reinforcement of RC section (unit: mm)

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式中: λ为预应力的张拉程度; γ为预应力度; σ_p为预应力筋张拉应力; σ_py为预应力筋屈服应力; A_p为预应力筋面积; A_s为普通钢筋的总面积; σ_sy为普通钢筋屈服应力。

图  3  PCSS截面的配筋(单位: mm)

Figure  3.  Reinforcement of PCSS section (unit: mm)

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图  4  PCTS截面的配筋(单位: mm)

Figure  4.  Reinforcement of PCTS section (unit: mm)

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表  2  预应力筋参数

Table  2.  Parameters of prestressed reinforcements

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1.2   材料特性

采用商品混凝土, 混凝土强度等级为C40。试验采用海螺产P.II.52.5水泥、芜湖申海产中砂、鑫山矿业产粒径5~25mm的碎石、自来水、二级粉煤灰和科之杰Point-800S外加剂。混凝土的塌落度为(80±20) mm。测试力学性能的混凝土与浇筑时的混凝土为同一批次, 测试抗压强度的试块是边长为150mm的立方体。测得的3个试件RC、PCSS、PCTS的混凝土立方体强度分别为48.6、60.4、62.7MPa。

测试力学性能所用的钢筋和预应力筋在模型的钢筋下料时取样, 测得的主要力学指标见表 3。灌浆料28d抗压强度平均值为142.0 MPa。

灌浆套筒制作2个拉伸试件, 破坏模式见图 5, 灌浆套筒拉伸试件的破坏位置均为钢筋母材处, 而不是钢筋的拔出破坏, 试验结果见表 4。接头的实际拉断强度为钢筋抗拉强度标准值的1.16倍。根据国家建筑工程质量监督检验中心的检测报告, 该机械接头的单向拉伸试验、高应力反复拉压试验、大变形反复拉压试验所检测的项目均符合中国行业标准《钢筋机械连接技术规程》 (JGJ 107—2010) 中规定的Ⅰ级型式检验性能要求^[7]。

表  3  钢筋力学特性

Table  3.  Mechanical properties of reinforcements

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图  5  灌浆套筒连接件破坏模式

Figure  5.  Failure mode of grouted sleeve connector

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表  4  灌浆套筒的拉伸试验结果

Table  4.  Tensile test results of grouted sleeves

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1.3   加载方案

采用上海应用技术大学的10 MN多功能加载系统进行拟静力加载, 加载设备见图 6。根据原型设计方案计算荷载组合的结果, 换算得到模型试验的竖向荷载为1 080kN。水平荷载分为荷载控制和位移控制2个模式, 见图 7。荷载控制阶段确定正常运营阶段的裂缝发展规律, 按照理论开裂荷载的倍数逐级增大。位移控制阶段确定地震荷载下的位移延性能力, 按照等效屈服荷载的倍数逐级增大^[25]。

图  6  试验加载设备

Figure  6.  Experimental loading equipment

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2.   试验现象描述

试验过程中对各个试件的裂缝位置、宽度、发展过程和钢筋首次屈服及最终破坏形态进行了详细描述^[25]。根据Hose等定义的损伤级别和基于构件层次的五水准性能水平^[26], 得到3种试件在整个加载过程中的五水准损伤状态, 见图 8, 其中性能水平Ⅰ代表出现微小裂缝, 性能水平Ⅱ代表钢筋屈服, 性能水平Ⅲ代表塑性铰开始形成, 性能水平Ⅳ代表塑性铰完全形成, 性能水平Ⅴ代表试件破坏。对图 8中各种试件的性能水平Ⅰ进行比较, 可以看出: 无黏结预应力可以大幅提高试件的开裂荷载, 本设计中采用预应力筋使试件的混凝土轴压力增大1倍, 开裂荷载也增大约1倍, 提高了试件在运营阶段的使用性能。

图  7  加载历程

Figure  7.  Loading process

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RC试件试验完成后清除塑性铰位置处的破碎混凝土, 得到最终破坏状态见图 9, 可以看出: 纵筋屈曲, 封闭箍筋1根断裂, 拉筋弯钩变直; 破坏区域主要集中在立柱底和承台的交界处, 破坏区域高度约为30cm, 即0.53B (B为试件沿加载方向截面高度)。

PCSS试件试验完成后清除塑性铰位置处的破碎混凝土, 得到最终破坏状态见图 10, 可以看出: 破坏区域高度约为65cm, 即1.16B;破坏区域很高, 主要是因为灌浆套筒对传统塑性铰区域的局部增强作用明显, 在位移荷载较大的情况下, 出现了塑性铰上移, 即灌浆套筒上方的钢筋混凝土区域出现了严重的混凝土压碎。

PCTS试件试验完成后清除塑性铰位置处的破碎混凝土, 得到最终破坏状态见图 11, 可以看出: 破坏区域高度约为65cm, 即1.16B; 因为灌浆套筒对传统塑性铰区域的局部增强作用出现了塑性铰上移, 且灌浆套筒上方钢筋混凝土区域出现了严重的混凝土压碎。

综上, 灌浆套筒的存在增大了传统塑性铰区的刚度, 使得表层混凝土压碎。破坏区域高度为65cm, 减去套筒高度37cm, 约为28cm, 即0.5B, 与传统钢筋混凝土桥墩高度接近, 说明灌浆套筒的存在使得传统塑性铰的位置上移了1个套筒的高度, 相应的箍筋加密区也应在传统范围高度基础上增加1个套筒高度。

图  8  各种试件的五水准损伤水平

Figure  8.  Five damage level of each kind of specimen

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图  9  RC试件裂缝分布

Figure  9.  Crack distributions of RC specimen

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图  10  PCSS试件裂缝分布

Figure  10.  Crack distributions of PCSS specimen

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图  11  PCTS试件裂缝分布

Figure  11.  Crack distributions of PCTS specimen

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3.   试验结果分析

3.1   水平荷载-位移滞回曲线

在上述加载制度下, 得到3种试件的实测水平荷载和墩顶位移滞回曲线, 如图 12所示, 可知: RC试件水平最大加载位移约为196 mm (偏移率为6%), PCSS和PCTS试件水平最大加载位移约为224mm (偏移率为7%); 为便于比较相同偏移率下的结构响应, 加载过程中的位移等级增量相同, 而且所有试件均加载到水平承载力下降到峰值的85%以下; 有预应力筋的套筒PCSS试件和PCTS试件的滞回环形状比较相似。

3.2   水平荷载-位移骨架曲线

桥墩的恢复力特性可通过图 13的荷载-位移曲线体现, 可以看出: 3种试件的荷载-位移曲线的形状比较接近, 表现为首先线性上升, 接着进入塑性平台, 最后突然下降。

采用通用屈服弯矩法确定屈服点, 骨架曲线荷载最大值为极限荷载, 定义荷载下降到最大荷载的85%对应的位移点为极限位移。各个试件荷载-位移曲线的强度和变形特征数值见表 5, 可以看出: PCSS和PCTS试件的各个强度与变形指标非常接近, 实测数据正负向均值最大误差为2.2%, 说明通过精心设计, 设置钢绞线和精轧螺纹钢筋的拼装桥墩可以取得近乎一致的性能, 以PCSS试件为例, 其屈服荷载和极限荷载正负向均值比RC试件的指标分别提高31%和34%, 主要原因是预应力筋的作用; 等效屈服位移、极限位移和偏移率均值分别比RC试件的指标高17%、13%、13%, 主要原因是灌浆套筒和预应力两者的组合作用, 特别是灌浆套筒对传统塑性铰区的约束增强作用; 虽然屈服位移和极限位移同时升高, 但是延性系数有所降低, 平均降低10%。

3.3   初始刚度

从图 13的荷载-位移曲线可看出: 位移加载逐级增大时, 原有裂缝继续发展, 新裂缝慢慢出现, 导致刚度明显退化。因为保护层混凝土剥落和核心混凝土压碎会使部分混凝土不参与受力, 导致有效截面面积减小。定义初始刚度为荷载-位移曲线原点处的切线斜率, 该指标反映了3种试件在弹性阶段的不同。3种试件的初始刚度见表 6, 可以看出: PCSS和PCTS试件都是具有灌浆套筒的预应力试件, 刚度增加较大, 与RC试件相比分别提高13%和27%, 因为灌浆套筒直径较大且套筒很长, 刚度增加明显。

表  5  强度和变形特征数值

Table  5.  Characteristic values of strength and deformation

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图  12  荷载-位移滞回曲线

Figure  12.  Hysteresis curves of load-displacement

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图  13  荷载-位移曲线

Figure  13.  Curves of load-displacement

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表  6  试件初始刚度

Table  6.  Initial stiffnesses of specimens

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3.4   耗能能力

图 14是各个试件的峰值位移对应的耗能能力曲线, 在偏移率达到5%之前, 3种试件的耗能能力接近, 偏移率达到5%之后耗能能力出现了差异。

图  14  耗能能力曲线

Figure  14.  Curves of energy dissipation capacity

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图 15为3种试件的等效黏滞阻尼比曲线, 可见: 随着加载进行, 等效黏滞阻尼比呈不断增加的趋势, 说明随着结构的开裂或者压碎, 钢筋的耗能在增加; PCSS试件和PCTS试件的耗能机制基本相同, 所以两者的等效黏滞阻尼比曲线趋势比较一致, 初始阻尼比约为0.08, 最大阻尼比达到0.22左右, 相同拟静力位移下的阻尼比小于RC试件。

图  15  等效黏滞阻尼比曲线

Figure  15.  Equivalent viscous damping ratio curves

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3.5   残余位移

试件的拟静力残余位移随加载位移等级增加时的变化情况见图 16, 可见: 在加载位移等级没有达到40mm (偏移率为1.2%) 时, RC试件的拟静力残余位移可忽略不计, 具有自复位能力; 位移等级大于40mm时, 构件进入塑性状态, 拟静力残余位移逐渐增大, 慢慢失去自复位能力; 在最大水平位移为196mm (偏移率为6%) 的情况下, RC试件的最大拟静力残余位移达到-157mm (偏移率为4.8%), 在量级上残余位移与加载位移相近; 有预应力的灌浆套筒试件PCSS和PCTS的拟静力残余位移变化趋势与RC试件相同, 在相同最大加载等级196mm (偏移率为6%) 下, 正负向拟静力残余位移均值为RC试件的61%和74%, 表明具有无黏结预应力筋的试件自复位能力良好, 无黏结预应力筋PCSS试件的效果优于精轧螺纹钢筋PCTS试件。

图  16  拟静力残余位移曲线

Figure  16.  Curves of pseudo-static residual displacement

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3.6   预应力筋状态

与已有研究相比, 本文在常规灌浆套筒的基础上增加了预应力筋, 因此, 需要重点关注预应力筋的响应特征。理想状态下, 在整个加载阶段预应力筋要保持弹性, 从而使桥墩具有较强的自复位能力。PCSS试件的单根预应力为120kN, 加载过程中, 采用压力传感器测到的受拉、受压侧预应力筋随加载过程的预应力变化曲线见图 17, 可以看出: 当墩柱保持弹性时, 预应力筋的应变在回到平衡位置时也能恢复到初始应变; 2根预应力筋的预应力区间分别为[95, 210]、[88, 225]kN, 与初始值120kN对比, 变化率范围为[80%, 175%]和[73%, 188%], 说明加载过程中, 预应力筋的预应力变化范围很大, 受拉侧的预应力筋伸长, 最大预应力增量达到88%, 受压侧预应力筋缩短, 最大预应力损失达到27%;单根预应力钢绞线的屈服张拉力为232kN, 极限张拉力为255kN; 实际加载过程中最大张拉力为225kN, 预应力钢绞线保持弹性, 但是接近屈服极限, 达到设计预期。

图  17  PCSS试件的预应力变化曲线

Figure  17.  Prestress changing curves of PCSS specimen

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对于PCSS试件, 采用应变片测量加载过程中预应力筋钢绞线应变的变化。典型的受拉、受压侧预应力筋应变曲线见图 18, 可以看出: 南侧与北侧应变的变化区间分别为[-600, 4 200]×10^-6和[-500, 3 200]×10^-6, 换算成预应力的增量变化范围分别为[-16, 115]、[-14, 88]kN; 采用压力传感器测量得到的预应力增量变化范围为[-32, 105]、[-25, 90]kN, 两者在量级上接近; 由于预应力钢绞线的测量时应变片不是沿着钢绞线轴线粘贴, 而是沿着螺旋上升的钢丝粘贴, 预应力钢绞线的应变测量结果存在较大误差, 仅供参考。

对于PCTS试件, 采用应变片测量加载过程中精轧螺纹钢筋的应变变化。典型的受拉、受压侧应变曲线见图 19, 可以看出: PCTS试件南侧与北侧应变变化区间分别为[-800, 4 022]×10^-6和[-1 200, 4 000]×10^-6, 换算成预应力增量变化范围为[-78, 393]、[-117, 391]kN, 初始预应力为219kN, 实际预应力的变化范围为[141, 612]、[102, 610]kN; 直径25mm的精轧螺纹钢筋的等效屈服荷载为610kN, 极限荷载为655kN, 说明在整个加载过程中预应力精轧螺纹钢筋基本保持弹性, 在达到最大位移加载等级时, 才开始进入屈服状态。

图  18  PCSS预应力筋应变曲线

Figure  18.  Strain curves of prestressed reinforcements of

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图  19  PCTS中预应力筋应变曲线

Figure  19.  Strain curves of prestressed reinforcements of PCTS specimen

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4.   结语

(1) 无黏结预应力可以大幅提高试件的开裂荷载。在采用预应力筋使混凝土预压应力增加1倍的情况下, 开裂荷载也接近增加1倍, 提高了桥墩在运营期间的使用性能。

(2) 加载中灌浆套筒最大应变增量约为1 000×10^-6。灌浆套筒可以增加传统塑性铰区混凝土的约束, 套筒区域类似形成刚域, 增大了截面的刚度, 导致传统塑性铰位置上移, 在除灌浆套筒区域以外弯矩最大的地方形成塑性铰。灌浆套筒的存在使得塑性铰上移了1个套筒的高度, 相应的箍筋加密区也应在传统高度范围基础上增加1个套筒高度。

(3) PCSS和PCTS试件的各个强度变形指标非常接近, 实测数据正负向均值最大误差为2.2%。以PCSS试件为例, 其屈服荷载和极限荷载正负向均值比RC试件的指标分别提高31%和34%;等效屈服位移、极限位移和偏移率均值分别比RC试件提高17%、13%、13%。虽然屈服位移和极限位移同时升高, 但是延性系数平均降低10%。

(4) 在相同最大加载等级196 mm (偏移率为6%) 下, 正负向拟静力残余位移均值为RC试件的61%和74%, 这2种节段拼装桥墩都显示出较好的自复位性能。经过精心设计, 预应力在整个受力阶段没有进入屈服阶段, 达到期望要求。

(5) 比较有预应力的灌浆套筒PCSS和PCTS试件, 两者的抗震性能非常接近。精轧螺纹钢筋和钢绞线2种预应力方式中, 精轧螺纹钢筋不能适应弯曲的管道, 钢绞线可以适当弯曲, 且钢绞线可以成束, 面积调整灵活。无黏结预应力筋和灌浆套筒拼接的桥墩试件具有正常使用性能和抗震性能最佳, 施工实践经验丰富的优点, 但也存在对工人技术水平要求高、造价高等缺点, 可作为预制拼装轨道桥墩的推荐方案。