林元錚， 田石柱(蘇州科技學(xué)院 土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州　215011)

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FRP加固RC連續(xù)梁橋抗震性能試驗(yàn)研究

林元錚， 田石柱(蘇州科技學(xué)院 土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州215011)

摘要：以某鋼筋混凝土連續(xù)梁橋作為研究對(duì)象，對(duì)其橋墩進(jìn)行了塑性鉸區(qū)的FRP抗震加固，采用混合試驗(yàn)技術(shù)研究了該橋梁結(jié)構(gòu)的抗震性能。將連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)承擔(dān)主要地震作用的固定墩作為試驗(yàn)單元，進(jìn)行真實(shí)的物理試驗(yàn)；將橋梁結(jié)構(gòu)其余部分作為計(jì)算單元通過(guò)有限元軟件OpenSees進(jìn)行模擬，通過(guò)OpenFresco混合試驗(yàn)平臺(tái)集成協(xié)調(diào)，完成了該連續(xù)梁橋的抗震混合試驗(yàn)。最后將試驗(yàn)結(jié)果與OpenSees有限元分析結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。研究結(jié)果表明，F(xiàn)RP抗震加固能夠有效改善橋梁的抗震性能；試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果吻合較好。

關(guān)鍵詞：連續(xù)梁橋；抗震加固；FRP；混合試驗(yàn)；OpenSees

鋼筋混凝土橋墩是橋梁抗震性能的關(guān)鍵構(gòu)件，橋墩一旦在地震過(guò)程中失效將會(huì)導(dǎo)致災(zāi)難性的后果。目前，橋梁延性抗震設(shè)計(jì)方法已廣泛被世界各國(guó)規(guī)范所采用。對(duì)于在役橋梁，為了控制橋墩在經(jīng)歷地震時(shí)的破壞模式，提高橋墩延性，采用纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Fiber Reinforced Polymer，F(xiàn)RP)對(duì)橋墩進(jìn)行抗震加固是一種有效的加固方式。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)橋墩FRP抗震加固方法、加固參數(shù)、加固效果等進(jìn)行了大量的研究。Chang等[1]對(duì)彎曲破壞、縱筋搭接破壞、剪切破壞三種破壞模式的圓形及矩形截面橋墩進(jìn)行了不同方式的CFRP加固，研究結(jié)果表明，CFRP加固能顯著改善橋墩的抗震性能，將脆性剪切破壞轉(zhuǎn)化為延性彎曲破壞。Shekih等[2]對(duì)FRP加固圓形截面柱及方形截面柱進(jìn)行了低周往復(fù)試驗(yàn)研究，通過(guò)對(duì)比截面的彎矩-曲率曲線發(fā)現(xiàn)FRP約束能夠有效提高截面的變形能力。顧冬生等[3]通過(guò)17根柱的低周往復(fù)試驗(yàn)研究了FRP加固混凝土圓形截面柱抗震性能的影響因素，結(jié)果表明，加固效果影響因素主要有軸壓比、構(gòu)件尺寸、加載方式、FRP斷裂應(yīng)變、FRP用量等。蔡新江等[4-5]對(duì)FRP加固橋梁RC短柱的抗震性能進(jìn)行了擬靜力、擬動(dòng)力試驗(yàn)研究及有限元計(jì)算模擬，結(jié)果表明，利用FRP進(jìn)行加固，將RC短柱的脆性剪切破壞模式轉(zhuǎn)化為延性彎曲破壞，在基本不改變結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的條件下增強(qiáng)了結(jié)構(gòu)延性，有效提高了橋墩的抗震性能。

以上研究主要是針對(duì)橋墩構(gòu)件的抗震性能分析，加載制度也均是低周往復(fù)加載。由此看來(lái)，目前的研究成果無(wú)法反映整體橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，以及橋墩FRP加固對(duì)橋梁其他構(gòu)件工作狀況的影響。結(jié)構(gòu)抗震混合試驗(yàn)方法是一種先進(jìn)的抗震試驗(yàn)方法，將子結(jié)構(gòu)擬動(dòng)力試驗(yàn)技術(shù)與有限元模擬相結(jié)合。采用混合試驗(yàn)技術(shù)研究FRP加固鋼筋混凝土連續(xù)梁橋抗震性能的優(yōu)勢(shì)在于能夠獲得橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的精確反應(yīng)，并能發(fā)現(xiàn)FRP加固后橋梁結(jié)構(gòu)的抗震薄弱環(huán)節(jié)。

本文對(duì)某FRP加固鋼筋混凝土連續(xù)梁橋進(jìn)行了抗震混合試驗(yàn)研究，研究了該連續(xù)梁橋的地震響應(yīng)及FRP加固效果，并采用OpenSees有限元程序?qū)ζ溥M(jìn)行了數(shù)值模擬，驗(yàn)證了混合試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目煽啃浴?/p>

1某RC連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)概況

本文的研究對(duì)象是一座四跨鋼筋混凝土連續(xù)梁橋，該橋上部結(jié)構(gòu)為4×20 m的鋼筋混凝土主梁，下部結(jié)構(gòu)為鋼筋混凝土雙柱墩，墩高4 m，橋墩截面為圓形，直徑1 m，雙柱凈距3 m，柱頂設(shè)置蓋梁，對(duì)于支座，按剛度等效將橫橋向雙支座簡(jiǎn)化為單支座，3#支座為固定支座，其余為滑動(dòng)支座，連續(xù)梁橋簡(jiǎn)化模型如圖1所示。

由于順橋向支座可發(fā)生微小轉(zhuǎn)動(dòng)，因此橋墩在順橋向的力學(xué)模型可簡(jiǎn)化為懸臂柱，潛在塑性鉸區(qū)在橋墩底部。由于該連續(xù)梁橋服役已久，工作狀況有所下降，因此決定對(duì)其進(jìn)行FRP加固改造，對(duì)柱底塑性鉸區(qū)進(jìn)行加固。具體加固方式參考Seible等[6]推薦的一種加固方案，加固區(qū)域分為主約束區(qū)和次約束區(qū)，次約束區(qū)加固層數(shù)及厚度為主約束區(qū)的一半，不考慮受剪加固；加固用FRP布的厚度根據(jù)Lam等[7]提出的FRP約束混凝土本構(gòu)模型計(jì)算式為：

式中，t為加固厚度；fl,a為FRP有效側(cè)向極限約束力，根據(jù)加固混凝土目標(biāo)強(qiáng)度確定；d為圓柱截面直徑；Efrp為FRP彈性模量；εh,rup為實(shí)際情況下考慮折減系數(shù)的FRP極限應(yīng)變。具體公式可參考文獻(xiàn)[7]。

主約束區(qū)和次約束區(qū)的高度按下式確定：

式中，Lc1、Lc2為主、次約束區(qū)高度；Lp為塑性鉸高度，根據(jù)抗震規(guī)范計(jì)算確定；d為橋墩直徑；L為橋墩高度。加固時(shí)應(yīng)在柱底應(yīng)留有20 mm間隙，以防FRP套箍直接承受軸向力。具體加固方式如圖2所示。

圖1 連續(xù)梁橋簡(jiǎn)化模型Fig.1Thesymplifiedmodelofthecontinuousgirderbridge圖2 加固方式Fig.2Theretrofitmethod

2混合試驗(yàn)研究

本文建立了基于OpenFresco&OpenSees的橋梁抗震混合試驗(yàn)系統(tǒng)，并完成了1根未加固橋墩、2根FRP加固橋墩試件的混合試驗(yàn)。取該連續(xù)梁橋的3#橋墩作為試驗(yàn)單元，在實(shí)驗(yàn)室中通過(guò)MTS控制器利用電液伺服加載系統(tǒng)以位移為控制量進(jìn)行加載；將該連續(xù)梁橋其余部分作為計(jì)算單元，采用OpenSees進(jìn)行數(shù)值模擬，通過(guò)邊界條件協(xié)調(diào)，得到該連續(xù)梁橋順橋向地震響應(yīng)。

2.1試驗(yàn)橋墩模型及試驗(yàn)工況

為了滿足實(shí)驗(yàn)室的試驗(yàn)條件，按照模型與原型1∶2.5的長(zhǎng)度相似比設(shè)計(jì)了橋墩試件，保持應(yīng)變相似比為1進(jìn)行配筋設(shè)計(jì)。橋墩模型設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示，橋墩配筋圖如圖3所示。FRP加固橋墩加固尺寸及厚度根據(jù)長(zhǎng)度相似比縮尺而得，主、次約束區(qū)高度均為200 mm，F(xiàn)RP加固層數(shù)為主約束區(qū)4層、次約束區(qū)2層。柱底保留20 mm空隙。試件具體加固方式如圖4所示。材料的力學(xué)性能通過(guò)材性試驗(yàn)確定，主要材料參數(shù)如表2所示。

表1　橋墩模型設(shè)計(jì)參數(shù)

圖3 試件尺寸圖(單位:mm)Fig.3Dimensionsofthespecimencolumn圖4 試件加固方式(單位:mm)Fig.4Retrofitmethodofthespecimencolumn

表2　橋墩材料力學(xué)性能

該連續(xù)梁橋設(shè)計(jì)抗震設(shè)防烈度為7度，橋址場(chǎng)地為二類場(chǎng)地。選取El-Centro地震加速度時(shí)程，按照抗震規(guī)范7度E1、7度E2、8度E2峰值加速度調(diào)幅。地震動(dòng)輸入方向?yàn)轫槝蛳?，試?yàn)結(jié)果取前10s?；旌显囼?yàn)工況如表3所示。

表3　抗震混合試驗(yàn)工況

2.2混合試驗(yàn)系統(tǒng)及加載測(cè)量裝置

本文利用江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室已建立的基于MTS電液伺服系統(tǒng)的有限元抗震混合試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行抗震混合試驗(yàn)[8]，該系統(tǒng)主要包括：有限元軟件、OpenFresco混合試驗(yàn)平臺(tái)、MTS數(shù)據(jù)接口應(yīng)用程序及MTS793試驗(yàn)控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，該系統(tǒng)集成框架如圖5所示。

圖5　基于MTS電液伺服系統(tǒng)的抗震混合試驗(yàn)系統(tǒng)框架圖Fig.5 Hybrid test system framework based on MTS electro-hydraulic Servo System

試件加載主要包括兩部分：橋墩頂部軸向受壓和側(cè)向位移加載。試驗(yàn)時(shí)首先通過(guò)油壓千斤頂在柱頂施加豎向荷載至設(shè)計(jì)值并保持恒定不變，然后通過(guò)電液伺服作動(dòng)器在墩頂水平向位移控制加載，加載方案如圖6所示。在塑性鉸區(qū)縱筋、混凝土表面、CFRP表面粘貼了電阻應(yīng)變片，并在墩頂架設(shè)了位移計(jì)。

圖6　加載方案Fig.6 Loading scheme

2.3試驗(yàn)現(xiàn)象

在7度E1地震作用下，未加固橋墩以及FRP加固橋墩均無(wú)明顯裂縫，僅在變形達(dá)到峰值時(shí)可以發(fā)現(xiàn)細(xì)裂縫，并隨著位移減小，細(xì)裂縫逐漸閉合。裂縫均勻分布于柱身受拉側(cè)，為水平裂縫，試驗(yàn)完成卸載后，細(xì)裂縫消失。在7度E2地震作用下，未加固橋墩混凝土裂縫開展較為明顯，柱身出現(xiàn)較為均勻的水平裂縫，最大裂縫寬度約為1 mm，如圖7所示。在達(dá)到峰值位移時(shí)，未加固橋墩柱底有少許混凝土剝落，柱底開始形成塑性鉸；而使用FRP加固后的橋墩無(wú)明顯破壞現(xiàn)象。

在8度E2地震作用下，F(xiàn)RP加固橋墩在大變形下柱底出現(xiàn)塑性鉸，環(huán)包FRP出現(xiàn)外鼔。最終破壞現(xiàn)象為柱底20 mm未包裹FRP區(qū)域出現(xiàn)較大裂縫，最大寬度約為3 mm～4 mm，如圖8(a)所示，塑性鉸區(qū)有少許FRP斷裂，F(xiàn)RP加固橋墩并沒(méi)有喪失承載能力。試驗(yàn)結(jié)束后剝?nèi)RP套箍，發(fā)現(xiàn)塑性鉸區(qū)有多條明顯的橫向?qū)捔芽p，寬度約為2 mm，如圖8(b)所示；約束混凝土已壓潰，敲擊剝落成酥散狀，橋墩最終破壞如圖8(c)所示。

圖7　7度E2地震作用下未加固橋墩裂縫圖Fig.7 Damage state of the pier without FRP jacket under E2 for seismic intensity 7

圖8　FRP加固橋墩破壞圖Fig.8 Failure mode of pier retrofitted by FRP jacket

圖9　橋墩單元和截面(單位：mm)Fig.9 Elements and sections of piers

3試驗(yàn)結(jié)果及有限元分析結(jié)果對(duì)比

3.1OpenSees有限元建模及時(shí)程分析

未加固橋墩混凝土部分考慮箍筋的約束作用，其核心區(qū)混凝土本構(gòu)關(guān)系采用Mander本構(gòu)模型[9]，即OpenSees程序中的Concrete04材料；保護(hù)層混凝土采用Kent-Park本構(gòu)模型[10]，即OpenSees程序中的Concrete02材料；鋼筋采用Giuffré-Menegotto-Pinto本構(gòu)模型[11]，并考慮鋼筋的強(qiáng)化，即OpenSees程序中的Steel02材料。CFRP對(duì)混凝土的約束作用考慮在混凝土的本構(gòu)關(guān)系中，采用Lam and Teng(2003)模型[7]，可采用OpenSees程序中的Concrete02材料建立。假定加固后混凝土抗壓強(qiáng)度提高到原來(lái)的1.78倍，即fc=47.3 MPa。所有材料強(qiáng)度參數(shù)均根據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果確定，與試驗(yàn)橋墩材料參數(shù)一致。

采用OpenSees中基于力的非線性梁柱單元(Force-Based Beam-Column Element)建立橋墩。將橋墩構(gòu)件劃分為10個(gè)單元，在柱底塑性鉸區(qū)將單元加密。橋墩截面采用纖維單元建立，將截面劃分為若干個(gè)扇形混凝土纖維及圓形鋼筋纖維，如圖9所示。單元積分點(diǎn)數(shù)取為5。

對(duì)于理論上在地震作用下處于彈性工作狀態(tài)的主梁，在OpenSees中采用彈性梁柱單元定義；對(duì)于蓋梁，采用基于力的非線性梁柱單元義。將主梁離散為2 m一個(gè)單元，蓋梁離散為1 m一個(gè)單元。對(duì)于支座構(gòu)件，采用OpenSees中的滑板支座單元模擬滑動(dòng)支座，摩阻系數(shù)取μf=0.02；固定支座直接約束與主梁之間的平動(dòng)自由度、橫橋向轉(zhuǎn)動(dòng)自由度及扭轉(zhuǎn)自由度。

為方便對(duì)比分析，有限元計(jì)算工況與試驗(yàn)工況相同，選取El-Centro波，按照橋梁抗震規(guī)范中7度E1(0.046 g)、7度E2(0.22 g)、8度E2(0.4 g)加速度峰值對(duì)地震波進(jìn)行調(diào)幅，分別對(duì)未加固橋以及FRP加固橋在順橋向輸入。在時(shí)程分析之前，應(yīng)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行恒載作用下的變形計(jì)算。橋梁結(jié)構(gòu)阻尼采用Rayleigh阻尼，阻尼系數(shù)為0.05，為計(jì)算分析方便，不考慮阻尼比變化帶來(lái)的影響。數(shù)值積分算法為Newmark-β法，γ、β分別取0.5和0.25。

3.2試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果對(duì)比

(1) 3#橋墩時(shí)程曲線對(duì)比

3#橋墩時(shí)程曲線對(duì)比如圖10～圖15所示。時(shí)程曲線峰值對(duì)比如表4所示。

圖10　7度E1時(shí)程曲線Fig.10 Displacement time history under E1 for seismic intensity 7

圖11　7度E1時(shí)程曲線峰值Fig.11 Peak value of displacement under E1 for seismic intensity 7

圖12　7度E2時(shí)程曲線Fig.12 Displacement time history under E2 for seismic intensity 7

圖13　7度E2時(shí)程曲線峰值Fig.13 Peak value of displacement under E2 for seismic intensity 7

圖14　8度E2時(shí)程曲線Fig.14 Displacement time history under E2 for seismic intensity 8

圖15　8度E2時(shí)程曲線峰值Fig.15 Peak value of displacement under E2 for seismic intensity 8

通過(guò)對(duì)比可以看出，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比吻合良好。位移時(shí)程峰值誤差在15%以內(nèi)，試驗(yàn)結(jié)果峰值較大；時(shí)程曲線相位基本一致。

未加固橋墩與FRP加固橋墩相比，在7度E1地震作用下，未加固橋墩位移峰值總體偏大，可見，通過(guò)墩底塑性鉸區(qū)FRP加固，可以降低在小震作用下結(jié)構(gòu)的反應(yīng)。在7度E2地震作用下，F(xiàn)RP加固對(duì)位移時(shí)程峰值影響不大，兩橋墩均未達(dá)到破壞極限狀態(tài)。

表4　橋墩位移時(shí)程峰值對(duì)比

由表4可以看出，在小震(7度E1)作用下，兩者相對(duì)誤差較大，這主要是由于加載設(shè)備誤差以及滑移等因素引起的。在大震(7度E2、8度E2)作用下，相對(duì)誤差減小。

時(shí)程曲線相位的誤差主要來(lái)自于慢速試驗(yàn)作動(dòng)筒的時(shí)滯性以及試件屈服后剛度下降導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)頻率的改變與OpenSees有限元分析結(jié)果不相匹配。對(duì)于正向誤差較小，負(fù)向誤差較大的現(xiàn)象，這主要是由于正向加載為作動(dòng)筒前推，負(fù)向加載為作動(dòng)筒后拉，負(fù)向加載會(huì)由于柱頂外側(cè)夾板及螺栓的變形而產(chǎn)生較大的誤差。

(2) 3#橋墩滯回曲線對(duì)比

圖16～圖17是未加固及FRP加固橋3#橋墩在7度E1、7度E2地震作用下，力-位移滯回曲線的有限元分析結(jié)果與混合試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。圖18是FRP加固橋3#橋墩在8度E2地震作用下滯回曲線的有限元分析結(jié)果與混合試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。

圖16　7度E1滯回曲線Fig.16 Hysteresis loops under E1 for seismic intensity 7

圖17　7度E2滯回曲線Fig.17 Hysteresis loops under E2 for seismic intensity 7

圖18　8度E2滯回曲線Fig.18 Hysteresis loops under E2 for seismic intensity 8

可以看出，F(xiàn)RP加固橋墩與未加固橋墩相比，在7度E1地震作用下，兩橋墩處于彈性工作狀態(tài)，剛度基本相同；在7度E2地震作用下，F(xiàn)RP加固橋墩抗彎承載能力有小幅提高，塑性階段滯回環(huán)面積更大，耗能能力得到提高。在8度E2地震作用下，F(xiàn)RP加固橋墩的延性及滯回耗能能力得到充分發(fā)揮。

OpenSees模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，在7度E1和7度E2地震作用下，峰值位移、峰值水平力、剛度、滯回環(huán)大小等方面吻合度較好。在8度E2地震作用下FRP加固橋墩混合試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果有一定的差異，試驗(yàn)結(jié)果初始剛度較低，試件的屈服點(diǎn)難以用有限元精確模擬。

4結(jié)論

本文主要利用抗震混合試驗(yàn)技術(shù)對(duì)某FRP加固鋼筋混凝土連續(xù)梁橋進(jìn)行了試驗(yàn)研究，對(duì)比研究了該橋梁結(jié)構(gòu)FRP加固前后的抗震性能，對(duì)比了試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果，得到以下結(jié)論：

(1) 針對(duì)該連續(xù)梁橋橋墩的塑性鉸進(jìn)行FRP加固方式是一種有效的抗震加固方式，可以有效提高橋梁的抗震性能。

(2) 混合試驗(yàn)結(jié)果與OpenSees有限元分析結(jié)果接近，驗(yàn)證了混合試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目煽啃?，為后期的試?yàn)研究提供了較為準(zhǔn)確的模型。

(3) 一些學(xué)者建議的加固方案在柱底預(yù)留20 mm間隙對(duì)于模型試驗(yàn)偏大，導(dǎo)致FRP加固橋墩最終破壞發(fā)生柱底，關(guān)于試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭最A(yù)留間隙問(wèn)題有待進(jìn)一步研究。

參 考 文 獻(xiàn)

[ 1 ] Chang K C, Chung L L, Lee B J, et al. Seismic retrofit study of RC bridge columns[C]//International Training Program for Seismic Design of Building Structures, 2000.

[ 2 ] Sheikh S A, Bayrak O. Seismic Behaviour of FRP-Retrofitted Concrete Columns[C]//In: Structures 2001@ sA Structural Engineering Odyssey. ASCE, 2001: 1-8.

[ 3 ] Gu D S, Wu G, Wu Z S, et al. Confinement effectiveness of FRP in retrofitting circular concrete columns under simulated seismic load[J]. Journal of Composites for Construction, 2010, 14(5): 531-540.

[ 4 ] 蔡新江, 田石柱, 王大鵬, 等. FRP 加固橋梁 RC 短柱擬靜力及網(wǎng)絡(luò)擬動(dòng)力試驗(yàn)[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2009,30(12): 125-135.

CAI Xin-jiang, TIAN Shi-zhu, WANG Da-peng, et al. Quasi-static testing and networked pseudo-dynamic testing on fiber reinforced plastic retrofitted reinforcement concrete short columns of bridge[J]. Journal of Building Structures, 2009, 30(12): 125-135.

[ 5 ] 王瑾, 蔡新江, 田石柱. 基于 OpenSees 的 CFRP 加固 RC 短柱抗震性能數(shù)值模擬[J]. 世界地震工程, 2009 (4): 108-111.

WANG Jing, CAI Xin-jiang, TIAN Shi-zhu. Numerical simulation on seismic behavior of CFRP retrofitted RC short column based on OpenSees[J]. World Earthquake Engineering, 2009, 25: 108-111.

[ 6 ] Seible F, Priestley M J N, Hegemier G A, et al. Seismic retrofit of RC columns with continuous carbon fiber jackets[J]. Journal of Composites for Construction, 1997, 1(2): 52-62.

[ 7 ] Lam L, Teng J G. Design-oriented stress-strain model for FRP-confined concrete[J]. Construction and Building Materials, 2003, 17(6): 471-489.

[ 8 ] 蔡新江, 田石柱. MTS-OpenFresco-MATLAB混合試驗(yàn)系統(tǒng)構(gòu)建及驗(yàn)證試驗(yàn)[J]. 地震工程與工程振動(dòng), 2014, 34(1):117-122.

CAI Xin-jiang. TIAN Shi-zhu. MTS-OpenFresco-MATLAB hybrid simulation system construction and verification test[J]. Earthquake Engineering and Engineering Dynamics, 2014, 34(1):117-122.

[ 9 ] Mander J B, Priestley M J N, Park R. Theoretical stress-strain model for confined concrete[J]. Journal of Structural Engineering, 1988, 114(8): 1804-1826.

[10] Kent D C, Park R. Flexural members with confined concrete[J]. Journal of the Structural Division, 1971, 97(7): 1969-1990.

[11] Pinto M M. Method of analysis for cyclically loaded reinforced concrete plane frames including changes in geometry and non-elastic behavior of elements under combined normal force and bending[C]//IABSE Symposium on the Resistance and Ultimate Deformability of Structures Acted on by Well-Defined Repeated Loads, Lisbon,1973.

Tests for aseismic performances of a RC continuous girder bridge retrofitted by FRP jacket

LINYuan-zheng,TIANShi-zhu(School of Civil Engineering, Suzhou University of Science and Technology, Suzhou 215011, China)

Abstract:Taking a reinforced concrete continuous girder bridge as the study object, retrofitting the plastic region of piers with FRP jacket, the aseismic performances of the bridge structure were studied with hybrid tests. The fixed pier bearing most seismic action was taken as a test element and physically tested in a lab while the other parts of the bridge structure were taken as calculation elements and simulated numerically with OpenSees. After integrating and combining different parts with the hybrid test platform--OpenFresco, the dynamic responses of the overall bridge structure under seismic action were obtained. At last, the test results and Open Sees finite element analysis ones were compared. The results showed that the aseismic performances of the RC continuous girder bridge can be improved effectively after retrofitted with FRP jacket, and the test results agree well with those of finite element analysis.

Key words:continuous girder bridge; seismic retrofit; FRP jacket; hybrid test; OpenSees

中圖分類號(hào):TU37；TU317

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.05.004

通信作者田石柱 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1962年生

收稿日期：2015-07-23修改稿收到日期：2015-09-16

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金(51278322);江蘇省高?；鹬卮箜?xiàng)目(13KJA560002)

第一作者 林元錚 男，碩士，1990年生