粘鋼加固損傷混凝土箱型橋墩的抗震性能Ⅰ:雙向擬靜力試驗(yàn)

宗周紅 鄧江東 黎雅樂(lè) 劉愛(ài)榮

(1東南大學(xué)土木工程學(xué)院,南京 210096)(2廣州大學(xué)土木工程學(xué)院,廣州 510006)

在歷次大地震中,橋梁均受到了嚴(yán)重的震害.例如,2008年中國(guó)汶川地震后對(duì)干線(xiàn)公路上1 081座橋梁進(jìn)行震害調(diào)查,發(fā)現(xiàn)78%的橋梁完好或輕微損傷,11%中度損傷,9%嚴(yán)重?fù)p傷,1.5%損毀,0.5%為在建橋梁,其中橋墩損傷是一種主要的損傷形式[1-2].

橋梁結(jié)構(gòu)抗震加固中橋墩是主要環(huán)節(jié).研究表明,加固后混凝土處于三向受力狀態(tài),加固材料可以有效地約束混凝土,使加固墩柱的抗彎、抗剪和抗壓強(qiáng)度均有一定程度的提高,從而有效提高了橋墩的抗震強(qiáng)度[3-5].此外,加固后橋墩具有較大的延性及變形能力,墩柱可以承受較大的塑性變形而不致破壞.更重要的是,近代觀測(cè)數(shù)據(jù)表明,橋墩有可能遭受到預(yù)料不到的特大峰值加速度地震動(dòng),此時(shí)延性抗震加固可有效地保證和達(dá)到橋墩的抗震設(shè)防目標(biāo),同時(shí)又使設(shè)計(jì)經(jīng)濟(jì)合理[6-8].

隨著山區(qū)公路的快速發(fā)展,空心截面柔性墩得到了廣泛應(yīng)用.文獻(xiàn)[9-12]對(duì)不同尺寸的箱型截面模型墩進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究.Mo等[13]進(jìn)行了外包FRP布加固箱型墩柱抗震性能的研究,結(jié)果表明FRP片材能有效提高箱型墩柱的延性系數(shù)和抗剪強(qiáng)度.Lignola等[14]制作了7根鋼筋混凝土箱型墩柱,墩高3.20 m,在外包FRP后進(jìn)行偏壓試驗(yàn)研究,考察試件在軸力和彎矩共同作用下的力學(xué)行為,并初步探討了實(shí)體墩柱分析方法用于箱型墩柱的可能性.

既有研究大多針對(duì)完好橋墩,分析其抗震加固后的強(qiáng)度和延性,但實(shí)際上橋梁抗震加固一般是針對(duì)在役橋梁的,這些橋梁往往存在不同程度的初始損傷.目前,針對(duì)鋼筋混凝土箱型橋墩的抗震加固研究工作還比較少.本文利用雙向擬靜力試驗(yàn),分析具有初始彎曲損傷的混凝土箱型橋墩的抗震加固力學(xué)性能.

1 模型試驗(yàn)

結(jié)構(gòu)抗震試驗(yàn)是研究結(jié)構(gòu)抗震性能最直接有效的方法,其中擬靜力試驗(yàn)是目前研究中應(yīng)用最廣泛的試驗(yàn)方法.本模型試驗(yàn)以福建某高速公路大橋?yàn)楣こ瘫尘?該橋主墩高60 m,墩身為4.5 m×6.25 m的箱型截面.

按照1∶14比例制作橋墩縮尺模型.依據(jù)與原型墩截面配筋率和體積配筋率相等的原則,本試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆蚨湛v筋采用28φ8 mm,箍筋在墩底塑性鉸區(qū)域?yàn)?@50 mm,其余區(qū)域?yàn)?@100 mm(見(jiàn)圖1),并采用C50細(xì)石混凝土澆筑試件.材料實(shí)測(cè)力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1～表3.為了滿(mǎn)足MTS加載系統(tǒng)施加水平力的需要,在每根墩柱頂部制作尺寸為540 mm×720 mm×700 mm的柱頭,并在墩底制作尺寸為250 mm×800 mm×1 300 mm的底座以固定試件.

圖1 典型試件配筋圖(單位:mm)

表1 混凝土力學(xué)參數(shù) MPa

表2 鋼材力學(xué)參數(shù) MPa

表3 ZHG-2粘鋼型建筑結(jié)構(gòu)膠力學(xué)參數(shù) MPa

根據(jù)以上設(shè)計(jì)要求,本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了11個(gè)試件,其主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表4.初始損傷程度按照發(fā)生的塑性變形量與墩柱極限塑性變形量的比值來(lái)確定.實(shí)現(xiàn)初始損傷后橋墩上的裂縫主要分布在距墩底1.2～2.0 m范圍內(nèi).典型試件裂縫分布如圖2所示.

采用鋼板四面包裹混凝土墩柱進(jìn)行加固,鋼板和混凝土墩柱之間采用結(jié)構(gòu)膠與錨固螺栓同時(shí)連接,加固鋼板與底座中的預(yù)埋鋼板焊接在一起,以保證鋼板與墩柱共同受力,加固高度為墩底至1/4加載高處(見(jiàn)圖2).

表4 粘鋼加固墩柱試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹饕O(shè)計(jì)參數(shù)及初始損傷情況

圖2 B1試件裂縫分布及加固處理

擬靜力試驗(yàn)施加三向荷載(見(jiàn)圖3).豎向恒定的軸壓由滑動(dòng)軸壓千斤頂施加,標(biāo)準(zhǔn)軸壓荷載為210 kN,軸壓比為0.1.需要說(shuō)明的是,滑動(dòng)軸壓千斤頂與固定支座的摩擦系數(shù)根據(jù)《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)》[15]取為0.03,在以下分析中根據(jù)滑動(dòng)軸壓千斤頂?shù)哪Σ亮M(jìn)行了縮減.水平方向的滯回加載采用MTS加載系統(tǒng),X,Y軸方向雙向同步加載,X軸為構(gòu)件的強(qiáng)軸,Y軸為弱軸.為了便于對(duì)比分析強(qiáng)軸與弱軸的區(qū)別,2個(gè)方向的位移幅值比取為1∶1,每級(jí)加載循環(huán)2圈.整個(gè)加載過(guò)程如下:在初始階段,第1級(jí)加載以2 mm的幅值遞增;鋼筋屈服后,以3 mm幅值遞增加載;待水平承載力開(kāi)始出現(xiàn)下降時(shí),則以5 mm幅值遞增加載,直至試驗(yàn)結(jié)束.加載規(guī)則如圖4所示.

圖3 加載裝置布置

圖4 加載規(guī)則

2 構(gòu)件破壞過(guò)程

對(duì)于未加固的試件A0,當(dāng)位移達(dá)到8 mm時(shí),在墩身與底座交界處首次觀察到1條裂縫.隨著位移等級(jí)的增加,混凝土表面不斷出現(xiàn)新裂縫,舊裂縫的長(zhǎng)度和寬度也得到發(fā)展.當(dāng)墩頂位移達(dá)到44 mm時(shí),墩底角部混凝土開(kāi)始不斷剝落,隨位移增大,混凝土剝落區(qū)域增大.當(dāng)位移達(dá)到70 mm時(shí),試件兩側(cè)的主裂縫寬度大于2 mm,試件破壞嚴(yán)重,墩底混凝土被壓碎(見(jiàn)圖5(a)).此時(shí),試件四周的裂縫分布情況為：從墩底開(kāi)始到1.5 m高度處,大約每隔10～15 cm便有1條水平裂縫,同時(shí)存在少量的斜裂縫.

圖5 典型試件的最終破壞情況

加固后的試件破壞過(guò)程相似.對(duì)于試件B1,加載初期,墩柱底部鋼筋與加固鋼板的應(yīng)變迅速增大,當(dāng)達(dá)到最大恢復(fù)力后,兩者的應(yīng)變發(fā)展變得平緩(見(jiàn)圖6).當(dāng)施加位移為4 mm時(shí),加固鋼板上緣唯一一條既有裂縫的寬度為0.02 mm,隨著水平位移的不斷增大,該裂縫寬度不斷增加且長(zhǎng)度不斷延伸.當(dāng)水平位移達(dá)到10 mm時(shí),在既有裂縫以上10～15 cm左右的位置出現(xiàn)新的裂縫.此后,既有裂縫的寬度與長(zhǎng)度隨著水平位移幅值的增加而不斷增大,新裂縫也沿著墩高陸續(xù)出現(xiàn)(見(jiàn)圖6).

圖6 應(yīng)變時(shí)間歷程曲線(xiàn)及塑性鉸區(qū)主裂縫擴(kuò)展曲線(xiàn)

加固鋼板上緣混凝土應(yīng)變持續(xù)快速增加.當(dāng)水平位移約為50 mm,壓應(yīng)變大于7×10-4時(shí),墩角處開(kāi)始出現(xiàn)混凝土壓碎現(xiàn)象.加固鋼板上緣40 cm范圍內(nèi)出現(xiàn)很多貫通裂縫,形成新的塑性區(qū),墩角混凝土壓碎嚴(yán)重,一條較大的水平裂縫將粘鋼與非粘鋼部分分為2段,其中一個(gè)墩角鋼筋已受壓屈曲.由圖6可以看出,在加載后期各試件加固鋼板上緣裂縫寬度發(fā)展迅速,裂縫的最大寬度見(jiàn)表5.

表5 塑性鉸區(qū)各試件的最大裂縫寬度 mm

最后,墩柱發(fā)生了較大的傾斜,且水平荷載下降到最大荷載的85%以下,破壞情況如圖5(b)所示.墩底鋼板連接焊縫完好,無(wú)屈曲和脫膠現(xiàn)象(采用鐵錘敲擊粘貼鋼板無(wú)空響),可以認(rèn)為,墩底不再是破壞的控制截面,構(gòu)件的破壞是由于在加固鋼板上緣形成了新的塑性鉸.

3 滯回曲線(xiàn)

低周反復(fù)荷載作用下的荷載-位移滯回曲線(xiàn)能夠綜合反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件受力性能的變化,描述結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的彈性、彈塑性性質(zhì)和變形性能,如裂縫的開(kāi)閉、鋼筋的屈服、黏結(jié)滑移、局部混凝土的酥裂及剝落等.

試驗(yàn)得到的各個(gè)構(gòu)件的滯回曲線(xiàn)相似,演變過(guò)程見(jiàn)圖7.由圖可知,所有試件的滯回環(huán)均較為飽滿(mǎn),水平雙向加載的耦合作用使試件2個(gè)方向的滯回環(huán)存在一定的差異,Y軸方向較X軸方向的捏擠效應(yīng)顯著.

各試件的荷載-位移滯回曲線(xiàn)大致經(jīng)歷相似的發(fā)展過(guò)程:① 在加載初期,未達(dá)混凝土開(kāi)裂荷載之前,X軸方向的滯回曲線(xiàn)沿直線(xiàn)發(fā)展,正負(fù)向加卸載曲線(xiàn)基本重合,且加載曲線(xiàn)的斜率變化較小,剛度退化不顯著,此時(shí)試件基本處于彈性工作階段.② 隨著水平荷載的加大,墩柱塑性鉸區(qū)混凝土開(kāi)裂,水平裂縫不斷出現(xiàn),2個(gè)方向的滯回環(huán)開(kāi)始呈現(xiàn)曲線(xiàn)形,形成飽滿(mǎn)的梭形,其面積不斷增大,表明試件處于非線(xiàn)性工作階段.伴隨著鋼筋與混凝土的滑移,滯回曲線(xiàn)在后期出現(xiàn)了捏攏現(xiàn)象.

滯回曲線(xiàn)的大體演變過(guò)程為直線(xiàn)形—梭形—倒S形.由于初始損傷時(shí)弱軸方向已經(jīng)出現(xiàn)鋼筋的黏結(jié)滑移,因此,在第1個(gè)循環(huán)內(nèi)Y軸就出現(xiàn)了捏擠效應(yīng).

4 骨架曲線(xiàn)

骨架曲線(xiàn)反應(yīng)了每級(jí)加載時(shí)荷載-位移曲線(xiàn)達(dá)到最大峰值點(diǎn)的軌跡,是衡量試件抗震性能的主要依據(jù).圖8為本試驗(yàn)中所得的骨架曲線(xiàn).由圖可知,各試件從加載到破壞大致經(jīng)歷了4個(gè)典型的受力變形階段:① 線(xiàn)性階段;② 屈服階段;③ 屈服后的強(qiáng)化階段;④ 最大荷載后的下降階段.骨架曲線(xiàn)上的特征點(diǎn)列于表6.由表可知,在雙向荷載作用下,試件X軸方向的屈服荷載和極限荷載都大于Y軸方向.相對(duì)于未加固構(gòu)件,加固構(gòu)件的極限荷載和極限變形均得到了提高.

由于初始損傷主要集中在底部,而加固可以有效抵消初始損傷的影響,因此初始損傷程度對(duì)加固構(gòu)件的骨架曲線(xiàn)沒(méi)有明顯的影響,最大荷載和極限位移差別不大.這也表明具有初始損傷的橋墩是可以經(jīng)過(guò)加固有效恢復(fù)其性能的.

不同加固鋼板厚度情況下各試件的骨架曲線(xiàn)基本重合,骨架曲線(xiàn)的特征點(diǎn)也基本相近.當(dāng)加固鋼板厚度在3～5 mm范圍內(nèi)變化時(shí),墩柱加固后的承載力和極限變形基本不變.這主要是因?yàn)榧词辜庸啼摪宓淖钚『穸葹? mm,也可以保證塑性鉸發(fā)生轉(zhuǎn)移.此時(shí),鋼板厚度不是決定性的影響因素,對(duì)加固后墩柱的總體性能無(wú)明顯影響.軸壓比對(duì)加固墩柱骨架曲線(xiàn)有顯著影響.隨著軸壓比的增大,加固墩柱的水平承載力增加.對(duì)軸壓比為0.2的試件D1和無(wú)軸壓的試件D2,加固后前者X軸方向的極值荷載較后者提高了89.3%,Y軸方向提高了117.1%,但前者在2個(gè)方向的極限位移均約為后者的79%.

長(zhǎng)細(xì)比也是影響加固墩柱骨架曲線(xiàn)的重要因素.隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大,試件的整體剛度減小,在相同水平位移下承載力減小.但長(zhǎng)細(xì)比越大的試件極限位移越大.

圖7 荷載-位移滯回曲線(xiàn)

圖8 荷載-位移骨架曲線(xiàn)

表6 荷載-位移骨架曲線(xiàn)的特征點(diǎn)和位移延性

5 橋墩延性性能

本文采用位移延性系數(shù)研究粘鋼加固后墩柱的延性性能.定義位移延性系數(shù)μ為

μ=Δu/Δy

(1)

式中,Δy為屈服位移;Δu為極限位移.

采用通用屈服彎矩法來(lái)確定屈服位移Δy.荷載位移(P-Δ)曲線(xiàn)如圖9所示,過(guò)原點(diǎn)O的初始彈性理論線(xiàn)OA與過(guò)最大荷載點(diǎn)D的水平線(xiàn)相交于點(diǎn)A.過(guò)點(diǎn)A作垂直線(xiàn),與P-Δ骨架曲線(xiàn)交于點(diǎn)B.連接點(diǎn)O與點(diǎn)B,延長(zhǎng)后與線(xiàn)AD交于點(diǎn)C.過(guò)點(diǎn)C作垂線(xiàn),與P-Δ曲線(xiàn)交于點(diǎn)Q.點(diǎn)Q對(duì)應(yīng)的荷載和位移即為屈服荷載和屈服位移.

圖9 屈服位移Δy的確定

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,計(jì)算得到粘鋼加固后各墩柱的位移延性系數(shù)(見(jiàn)表6).

加固后構(gòu)件的延性性能得到提高.對(duì)于有抗震要求的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),一般要求其延性系數(shù)μ在3～4之間.由表6可以看出,所有加固墩柱在X,Y軸方向上的延性系數(shù)均大于上限值,說(shuō)明粘鋼加固后墩柱的延性性能可以較好地滿(mǎn)足要求.由于Y軸的屈服位移小,故Y軸方向的延性系數(shù)大于X軸方向的延性系數(shù).

隨著損傷程度的增加,加固鋼板上緣區(qū)域損傷程度越發(fā)嚴(yán)重,鋼筋屈服位移增大,從而導(dǎo)致橋墩的延性能力降低.高軸壓也會(huì)降低橋墩的延性能力,加固鋼板的厚度和長(zhǎng)細(xì)比則對(duì)延性影響不明顯.

6 剛度退化曲線(xiàn)

剛度退化是反映構(gòu)件抗震性能的一個(gè)重要指標(biāo).《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[16]中規(guī)定,試件的剛度可用割線(xiàn)剛度表示.割線(xiàn)剛度Ki可表示為

(2)

式中,±Fi分別為第i次循環(huán)正、反向加載時(shí)對(duì)應(yīng)的峰值點(diǎn)荷載;±Δi分別為第i次循環(huán)正、反向加載時(shí)對(duì)應(yīng)的峰值點(diǎn)位移.

試驗(yàn)中各試件的剛度退化曲線(xiàn)見(jiàn)圖10.由圖可知,隨著塑性鉸區(qū)混凝土開(kāi)裂及鋼筋屈服,各試件的剛度急劇下降,而當(dāng)試件達(dá)到極限荷載后,剛度衰減漸趨平緩,變化不大.此外,未加固構(gòu)件的剛度退化得更加快速,達(dá)到破壞后剩余剛度相差不大.

圖10 剛度退化曲線(xiàn)

在整個(gè)加載過(guò)程中,各個(gè)試件X軸方向的剛度均大于Y軸方向,這與加固試件本身特性相符.Y軸方向的剛度下降得更快,最終剛度約為其初始剛度的6.5%,而X軸方向的最終剛度則約為初始剛度的9.6%.

粘鋼加固后墩柱的初始剛度相對(duì)較小.隨著損傷程度的增大,加固墩柱的剛度衰變減緩.

在其他參數(shù)相同的情況下,加固鋼板厚度對(duì)試件的剛度退化幾乎沒(méi)有影響.試件B1,C1,C2的剛度退化曲線(xiàn)基本重合,三者的初始剛度和最終剛度也大致相同.

軸壓比較大的試件,初始剛度也較大,但后期隨著水平位移的增加，衰減較快.對(duì)于軸壓比最大的試件D1,軸壓力的存在類(lèi)似于給墩柱沿軸向施加了一個(gè)預(yù)應(yīng)力,延緩了墩柱的開(kāi)裂,當(dāng)水平位移施加到16 mm時(shí),才出現(xiàn)第1條新裂縫,因此在加載初期,其剛度較大,隨著位移的不斷增大,混凝土開(kāi)裂越來(lái)越嚴(yán)重,且較大的軸壓力加快了受壓區(qū)混凝土的壓碎,使混凝土較快地退出工作,削弱了墩柱的有效截面積,致使后期墩柱的剛度衰減更快.相反,對(duì)于沒(méi)有施加軸壓的試件D2,在加載初期,水平位移為6 mm時(shí)就出現(xiàn)了新裂縫,初始剛度較小,而后期混凝土壓碎不明顯,相對(duì)于軸壓比較大的試件,剛度退化較為平緩.

長(zhǎng)細(xì)比也是一個(gè)重要的影響因素.剛度退化曲線(xiàn)隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加而變得平緩,退化程度減小.

7 耗能能力

構(gòu)件的耗能能力一般可通過(guò)其在循環(huán)荷載作用下的荷載-位移滯回曲線(xiàn)包絡(luò)線(xiàn)所圍成的圖形面積來(lái)衡量,滯回包絡(luò)線(xiàn)越飽滿(mǎn),則試件的耗能能力越強(qiáng).本文以等效黏滯阻尼系數(shù)he來(lái)衡量試件在地震中的耗能能力,其計(jì)算示意圖見(jiàn)圖11，Sabcd表示滯回曲線(xiàn)一周所耗散的地震能量;Sobe表示假想的彈性線(xiàn)段ob在達(dá)到相同的位移oe所吸收的能量.曲線(xiàn)面積Sabc與三角形面積Sobe的比值,表示耗散能量與等效彈性體產(chǎn)生相同位移時(shí)輸入的能量之比.he的計(jì)算公式可表示為

(3)

圖11 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算示意圖

由圖12可知,加載開(kāi)始時(shí)各加固墩柱的阻尼系數(shù)逐漸降低,而后隨著水平位移的增加而逐漸增大.這表明隨著水平位移的增大,因混凝土的開(kāi)裂壓碎、鋼筋的屈服以及鋼筋與混凝土之間的滑移,試件不斷耗散地震能量.整體而言,Y軸方向的損傷嚴(yán)重,耗能能力大于X軸方向.

圖12 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線(xiàn)

相同側(cè)向位移下未加固構(gòu)件的耗能能力更大,但達(dá)到極限位移時(shí),加固構(gòu)件的等效黏滯阻尼系數(shù)更大.損傷程度大的試件的等效黏滯阻尼系數(shù)較損傷程度小的試件略大,而所選用的3種厚度鋼板加固墩柱的耗能能力幾乎一樣.

軸壓比對(duì)粘鋼加固后墩柱的耗能能力有較為顯著的影響.在相同位移等級(jí)下,軸壓比越大的墩柱,加卸載剛度越大,且構(gòu)件破壞越嚴(yán)重,耗散的地震能量越大.

8 結(jié)論

1) 粘鋼加固后,箱型橋墩的塑性鉸位置發(fā)生了上移,從墩底區(qū)域上升到加固鋼板的上邊緣.

2) 與未加固構(gòu)件相比,加固后墩柱的承載力、極限變形、延性、剛度退化、最大耗能能力等指標(biāo)得到提高,表明添加新的塑性鉸是一種可行的抗震加固方法.

3) 墩柱滯回曲線(xiàn)的演變過(guò)程為直線(xiàn)形—梭形—倒S形;強(qiáng)軸X軸方向的滯回環(huán)比較飽滿(mǎn),而弱軸Y軸方向的滯回環(huán)捏縮效應(yīng)顯著.X軸方向的最大荷載和剛度大于Y軸方向;Y軸方向的延性性能和耗能能力更強(qiáng),但剛度退化也更嚴(yán)重.

4) 由于初始損傷主要集中于底部,而加固可以有效地抵消初始損傷的影響,因此除了較大的初始損傷降低了延性性能外,初始損傷程度對(duì)滯回性能的影響不明顯.損傷橋墩可以通過(guò)加固有效恢復(fù)其性能.

5) 本文模型試驗(yàn)中鋼板最小厚度為3 mm,相對(duì)于混凝土壁厚(70～90 mm)已經(jīng)比較厚.破壞時(shí),鋼板未屈服,且塑性鉸超出了鋼板加固的區(qū)域.因此,本試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭胁捎玫牟煌庸啼摪搴穸?3～5 mm)對(duì)加固墩柱的抗震性能幾乎沒(méi)有影響.

6) 隨著軸壓比的增加,橋墩的最大恢復(fù)力增加,極限位移降低,但延性能力增強(qiáng),并且耗能增加.隨著長(zhǎng)細(xì)比的降低,橋墩的最大恢復(fù)力增加,極限位移降低,剛度退化情況嚴(yán)重,相同側(cè)向位移下耗能增加.

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[1] 李喬, 趙世春. 汶川大地震工程震害分析[M]. 成都:西南交通大學(xué)出版社, 2008.

[2] 莊衛(wèi)林, 劉振宇, 蔣勁松. 5.12汶川地震公路橋梁震害分析及對(duì)策研究[J]. 公路, 2009 (5): 129-138.

Zhuang Weilin, Liu Zhenyu, Jiang Jinsong. The 5.12 Wenchuan earthquake damage analysis and countermeasures of highway bridges[J].Highway, 2009(5): 129-138. (in Chinese)

[3] Fahmy M, Wu Z S, Wu G. Post-earthquake recoverability of existing RC bridge piers retrofitted with FRP composites[J].ConstructionandBuildingMaterials, 2010,24(6): 980-998.

[4] 單波, 肖巖. FRP加固鋼筋混凝土柱經(jīng)歷模擬地震作用后的殘余性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2008, 29(3): 111-119.

Shan Bo, Xiao Yan. Long-term residual behavior of FRP retrofitted RC columns after damaged by simulated earthquake loading[J].JournalofBuildingStructures, 2008,29(3): 111-119. (in Chinese)

[5] 劉保東, 牛曉斐, 王建兵. FRP加固鋼筋混凝土橋墩的抗震性能分析[J]. 工程抗震與加固改造, 2006, 28(6): 85-89.

Liu Baodong, Niu Xiaofei, Wang Jianbing. Earthquake resistant behavior of reinforced concrete piers strengthened with FRP[J].EarthquakeResistantEngineeringandRetrofitting, 2006,28(6): 85-89. (in Chinese)

[6] 郭子雄, 張杰, 楊勇. 設(shè)置外包預(yù)應(yīng)力鋼板箍RC短柱抗震性能研究[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2006, 38(1): 140-144.

Guo Zixiong, Zhang Jie, Yang Yong. Study on the seismic performance of RC column confined by prestressed steel plate hoops[J].JournalofHarbinInstituteofTechnology, 2006,38(1): 140-144. (in Chinese)

[7] Solberg K, Mashiko N, Mander J B, et al. Performance of a damage-protected highway bridge pier subjected to bidirectional earthquake attack [J].JournalofStructuralEngineering,ASCE, 2009,135(5): 469-478.

[8] Wright T, Desroches R, Padgett J E. Bridge seismic retrofitting practices in the central and southeastern United States[J].JournalofBridgeEngineering,ASCE, 2011,16(1): 82-92.

[9] 宋曉東. 橋梁高墩延性抗震性能的理論與試驗(yàn)研究[D].上海:同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院,2004.

[10] 袁曉靜. 鋼筋混凝土柔性墩柱的抗震性能試驗(yàn)研究[D].蘇州:蘇州科技學(xué)院土木工程學(xué)院,2008.

[11] 崔海琴, 賀拴海, 宋一凡.空心矩形薄壁墩延性抗震性能試驗(yàn)[J].公路交通科技, 2010, 27(6): 58-63.

Cui Haiqin, He Shuanhai, Song Yifan. Experimental study on anti-seismic ductility of hollow rectangular thin-walled pier[J].JournalofHighwayandTransportationResearchandDevelopment, 2010,27(6): 58-63. (in Chinese)

[12] 宗周紅, 陳樹(shù)輝, 夏樟華. 鋼筋混凝土箱型高墩雙向擬靜力試驗(yàn)研究[J]. 防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報(bào), 2010, 30(4): 369-374.

Zong Zhouhong, Chen Shuhui, Xia Zhanghua. Bi-axial quasi-static testing research of high hollow reinforced concrete piers[J].JournalofDisasterPreventionandMitigationEngineering, 2010,30(4): 369-374. (in Chinese)

[13] Mo Y L, Yeh Y K, Hsieh D M.Seismic retrofit of hollow rectangular bridge columns[J].JournalofCompositesforConstruction, 2004,8(1): 43-51.

[14] Lignola G P, Prota A, Manfredi G, et al. Experimental performance of RC hollow columns confined with CFRP[J].JournalofCompositesforConstruction,ASCE, 2007,11(1): 42-49.

[15] 聞邦椿.機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)[M].5版.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2010.

[16] 中華人民共和國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn). JGJ 101—96 建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程[S]. 北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,1997.