摘要 為研究仿古建筑雙枋?柱組合件的破壞特征及力學(xué)性能，選取典型仿古建筑雙枋?柱組合件作為模型結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)采用鋼?混凝土組合結(jié)構(gòu)，并在枋?柱連接處設(shè)置黏滯阻尼器，采用快速諧波往復(fù)荷載形式的加載制度，對3個該類型結(jié)構(gòu)模型的力學(xué)性能進行研究，其中包括2個布設(shè)黏滯阻尼器的試件及1個未布設(shè)阻尼器的對比試件。在試驗研究的基礎(chǔ)上，對其力學(xué)性能關(guān)鍵指標(biāo)進行分析，包括滯回曲線、骨架曲線、延性性能及強度和剛度退化等。分析結(jié)果表明：采用鋼?混凝土組合結(jié)構(gòu)及通過合理設(shè)置黏滯阻尼器可顯著提升仿古建筑關(guān)鍵受力節(jié)點的力學(xué)性能。布設(shè)黏滯阻尼器后雙枋?柱組合件的滯回曲線包絡(luò)的面積更大，骨架曲線下降段更平緩，變形能力有顯著改善。承載能力提高13.9%～14.1%，延性提高13.0%～18.6%；黏滯阻尼器與結(jié)構(gòu)可協(xié)同受力，顯著改善結(jié)構(gòu)破壞階段的變形性能，提高結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力。

關(guān)鍵詞 仿古建筑; 雙枋?柱組合件; 諧波荷載; 力學(xué)性能

1 概 述

仿古建筑是指采用現(xiàn)代建筑材料（如混凝土、鋼材等），建造形似古建筑的一種建筑結(jié)構(gòu)形式，它在繼承傳統(tǒng)建筑文化的基礎(chǔ)上又對其有一定的創(chuàng)新，尤其在歷史文化名城得到了較為廣泛的應(yīng)用［1?2］，如圖1所示。

近年來，國內(nèi)學(xué)者針對仿古建筑開展了一系列相關(guān)研究，主要集中在提升仿古建筑的藝術(shù)性、相關(guān)施工工藝及施工技術(shù)、結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）力學(xué)性能等方面。薛建陽等［3?5］和Xue等［6］針對混凝土結(jié)構(gòu)及鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑梁?柱節(jié)點進行了擬靜力試驗研究和仿古建筑結(jié)構(gòu)地震模擬振動臺試驗，結(jié)果均表明：采用鋼?混凝土組合結(jié)構(gòu)及鋼結(jié)構(gòu)的仿古建筑具有良好的抗震性能，可滿足現(xiàn)行規(guī)范的相關(guān)規(guī)定，鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑節(jié)點滯回性能良好；隋龑等［7?9］進行的正弦波快速往復(fù)荷載作用下的混凝土仿古建筑梁?柱節(jié)點試驗表明，在仿古建筑節(jié)點設(shè)置黏滯阻尼器可顯著提升其力學(xué)性能；謝啟芳等［10?11］進行的混凝土仿古建筑雙梁?柱節(jié)點試驗表明其延性系數(shù)較低，抗震性能不滿足現(xiàn)行規(guī)范的要求。

當(dāng)前，針對仿古建筑中典型的雙枋?柱節(jié)點相關(guān)研究很少。雙枋?柱節(jié)點核心域面積較大，其受力性能及變形特點與常規(guī)節(jié)點有較大不同，且仿古建筑柱多為變截面，上柱截面尺寸小于下柱，導(dǎo)致上柱軸壓比較大。同時，當(dāng)前針對仿古建筑節(jié)點試驗多采用擬靜力試驗，這與構(gòu)件在地震作用下的受力性能有一定的差異。

鑒于此，針對仿古建筑雙枋?柱節(jié)點試件，其上柱采用鋼?混凝土材料，并設(shè)置黏滯阻尼器，設(shè)計了3個典型仿古建筑雙枋?柱組合件試件，對其施加快速往復(fù)荷載，分析其變形性能及受力特點，以期為仿古建筑在實際工程中的相關(guān)設(shè)計提供參考。

2 試驗概況

2.1 典型雙枋-柱節(jié)點

仿古建筑形制仿自古木結(jié)構(gòu)，國內(nèi)常見仿古建筑多為殿堂式建筑，其等級多為一等材或二等材。如圖2（a）所示，結(jié)構(gòu)整體構(gòu)架的外圍檐柱通過橫向上下兩根梁連接，該梁稱為“額枋”，為矩形截面，宋制稱為闌額、由額。與常規(guī)梁柱節(jié)點相比，雙枋?柱節(jié)點核心域面積較大，劃分為上、中、下三個核心區(qū)域，如圖2（b）示，受力特點和變形特征也與常規(guī)梁?柱組合件顯著不同。

2.2 試件設(shè)計

共設(shè)計3個試件，試件編號分別為DV?1，DV?2，DV?3，其中DV?1為對比試件。試件縮尺比依據(jù)文獻［12］中古木結(jié)構(gòu)材份制規(guī)定，并結(jié)合舟山佛學(xué)院實際工程確定為1∶2.6。

各試件基本尺寸及配筋形式如圖3所示，采用C40商砼，混凝土配合比如表1所示，試驗軸壓比n=0.25，軸壓荷載fck根據(jù)實測確定，方鋼管采用Q235B，截面尺寸為160 mm×160 mm，厚度為5.5 mm。各試件中闌額及由額為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，上柱為方鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，下柱為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)。鋼材力學(xué)性能如表2所示。

2.3 黏滯阻尼器設(shè)計參數(shù)

根據(jù)試驗特點，選擇速度型黏滯阻尼器，其設(shè)計參數(shù)如表3所示。黏滯阻尼器與試件連接基本設(shè)計尺寸參數(shù)如圖4及表4所示。黏滯阻尼器與試件連接示意圖如圖5所示。

如圖6所示，試件制作時，于雙耳連接器位置預(yù)埋鋼板，試驗前，將雙耳連接器焊接于預(yù)埋鋼板上，將黏滯阻尼器兩端螺栓孔與雙耳連接器螺栓孔對準(zhǔn)，插入螺栓固定。

2.4 加載方案

圖7為加載裝置，圖7中右側(cè)數(shù)字表示試件及加載設(shè)備各部分的相對高度。其中，豎向荷載由液壓千斤頂施加，水平作用由MTS加載設(shè)備施加。整個加載過程分為兩步：（1） 豎向荷載施加至設(shè)計值后加載全過程保持不變；（2） 由MTS加載設(shè)備根據(jù)預(yù)定加載制度施加水平作用。

加載時，由額兩端與地面通過高強螺栓及定向鉸支座相連，上下額枋間安置雙枋連接器確保額枋間不產(chǎn)生彎矩和剪力，只傳遞豎向力，且上下梁之間保持一定的豎向距離，如圖8所示。

目前試驗多采用擬靜力加載方式，以模擬地震作用下結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）在往復(fù)受迫振動中的力學(xué)特征，因此擬靜力試驗是應(yīng)用靜力的方法對結(jié)構(gòu)在靜力荷載作用下的力學(xué)性能進行研究，在一定程度上不能反映動力荷載作用下結(jié)構(gòu)的破壞特征和破壞模式?，F(xiàn)有地震理論認(rèn)為可得地震分解為基頻為ω1一定倍數(shù)的簡諧振動分量。因此，本試驗采用快速施加諧波作用的加載制度。

試驗時通過控制加載位移及頻率施加快速往復(fù)作用。加載頻率根據(jù)不同加載工況下諧波荷載的峰值加速度反推得出，諧波加速度的峰值以《中國地震烈度表》（GB/T 17742—2020）［13］中地震烈度的劃分及其對應(yīng)的速度作為依據(jù)。根據(jù)設(shè)置阻尼器結(jié)構(gòu)的層間彈塑性位移角應(yīng)滿足規(guī)范限制要求確定控制位移。

綜合考慮黏滯阻尼器的動力和疲勞測試方法及加載設(shè)備的安全性能，每一工況均循環(huán)5次，加載制度如表5及圖9所示。圖9中每個工況的間隔為各工況加載完畢后試驗現(xiàn)象觀察所需的時間。

3 試驗主要結(jié)果及分析

對3個仿古建筑雙枋?柱組合件試件進行諧波荷載快速往復(fù)作用試驗，測得其相關(guān)試驗數(shù)據(jù)。其中試件DV?1加載至工況10時由于試件已不能承受所施加的軸向荷載而終止試驗，其余兩個試件均加載至工況12終止試驗。

3.1 試件荷載-位移滯回曲線

將各試件每個工況下第一圈循環(huán)的荷載?位移曲線繪制于一張圖中，得到各試件荷載?位移滯回曲線，如圖10所示。由于在快速加載時，設(shè)備在送油及回油過程中，不能一直處于穩(wěn)定加載狀態(tài)，具有一定的浮動，雖然試件P?Δ曲線呈現(xiàn)一定的鋸齒狀，但仍能客觀全面地反映試件的力學(xué)特征。對比分析各滯回曲線可知：

（1） 各試件在加載初期（控制位移≤15 mm），其滯回曲線基本呈條狀分布，曲線包圍的面積較小，卸載至零后無顯著殘余變形，荷載與位移的比值基本滿足線性分布函數(shù)關(guān)系。

（2）控制位移逐漸增大（15 mmlt;控制位移≤65 mm），各曲線逐漸呈現(xiàn)非線性性質(zhì)，曲線包圍的面積逐漸增大，表明其耗能性能逐漸增強，卸載至零時有較為顯著的殘余變形，荷載與位移的比值呈現(xiàn)非線性特性，表明試件強度及剛度逐漸衰減，累積損傷逐漸增大，表現(xiàn)為試件裂縫出現(xiàn)并擴展，混凝土壓碎剝落，鋼筋屈服等。

（3） 加載后期（65 mmlt;控制位移≤115 mm），各試件滯回環(huán)荷載基本保持不變，而位移逐漸增大，類似“塑性鉸”，試件變形能力較強；加載過程中，各試件滯回曲線隨著控制位移的不斷增大，滯回環(huán)的形狀逐漸由弓形向反“S”形過渡。

（4） 設(shè)置黏滯阻尼器后試件DV?2，DV?3的滯回曲線較未設(shè)置阻尼器試件DV?1更為飽滿，承載能力更高，表明設(shè)置黏滯阻尼器可顯著改善仿古建筑雙枋?柱組合件的力學(xué)性能，有效地提升了其變形性能。

3.2 試件骨架曲線

取各試件荷載?位移滯回曲線外包輪廓線形成的骨架曲線如圖11所示。由圖11可知：

（1） 加載初期，各試件骨架曲線基本重合，說明該階段的剛度基本無差異，由此表明設(shè)置黏滯阻尼器對仿古建筑雙枋?柱組合件小變形的彈性工作階段影響不顯著；隨控制位移的逐漸增大，各試件骨架曲線逐漸呈現(xiàn)較大差異，設(shè)置阻尼器試件剛度及承載能力均大于對比試件，表明設(shè)置阻尼器可顯著提高組合件的承載能力及抗側(cè)移性能。

（2） 未設(shè)置阻尼器的對比試件DV?1骨架曲線超過峰值點后下降段荷載回跌落幅度較大，結(jié)合試驗現(xiàn)象分析可知，試件此時已基本為可變體系，幾乎無承載能力，這是由于雙枋?柱試件由于同時布置闌額與由額，加載后期試件變形較大時，兩者變形及應(yīng)力分布不一致所導(dǎo)致。設(shè)置阻尼器后試件的下降段荷載回落更為平緩，試件仍具有一定的承載能力。加載后期，阻尼器又可作為支撐使結(jié)構(gòu)仍為不變體系，由此表明通過在由額與柱連接處合理地設(shè)置黏滯阻尼器可顯著改善試件的抗倒塌能力及變形性能。

（3） 對加載全過程分析可知，各試件均經(jīng)歷了試件開裂、屈服、達到峰值狀態(tài)及試件的破壞，但骨架曲線上并未有明顯的開裂點及屈服點，這說明裂縫剛出現(xiàn)時對試件承載能力等力學(xué)特性影響較小。同時骨架曲線上并未表現(xiàn)出明顯的屈服點，表明試件的屈服是一個從點到面、從局部到整體逐漸擴散的動態(tài)過程。

3.3 阻尼器阻尼力-位移滯回曲線

以黏滯阻尼器試件DV?2為例，選取工況6，9，12下黏滯阻尼器的阻尼力?位移滯回曲線進行分析，如圖12所示，圖中左側(cè)與右側(cè)阻尼器按圖7所示布置位置。分析圖12可知：

（1） 隨著控制位移的不斷增大，阻尼器阻尼力?位移滯回曲線包圍的面積及形狀隨之發(fā)生改變，滯回曲線包圍的面積逐漸增大，表明阻尼器逐漸參與試件耗能，與試件協(xié)同工作抵抗外界作用；滯回曲線形狀由不飽滿的條狀逐漸向較為飽滿的啞鈴狀轉(zhuǎn)變；隨著各試件控制位移的增大，阻尼器的阻尼力隨之增大，且其隨著加載速率的不同而不同，體現(xiàn)了速度型黏滯阻尼器受力特點。

（2） 阻尼器在參與受力過程中并未發(fā)生塑性變形，每工況下各循環(huán)5圈形成的阻尼器的阻尼力?位移滯回曲線并非完全重合，各滯回曲線間有一定的錯動，這是由于實際加載過程中隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件損傷累積及剛度和強度逐漸衰減，位移不變時，試件變形增大，阻尼器與試件協(xié)同工作導(dǎo)致其每次循環(huán)的位移有一定差異。阻尼器滯回曲線左右兩側(cè)并非完全對稱，這是由加載時試件左右兩側(cè)變形及累計損傷不一致導(dǎo)致。

3.4 承載能力及延性

承載能力及延性性能是表征結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）力學(xué)性能的關(guān)鍵指標(biāo)，延性性能是結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）達到峰值荷載后剩余承載能力及抗倒塌能力的主要體現(xiàn)。各試件各荷載特征值如表6及圖13所示，其中屈服荷載Py按能量等效面積法確定。位移延性系數(shù)取破壞位移與屈服位移的比值，定義層間位移角λ為試件上柱柱頂水平位移與試件高度的比值。計算結(jié)果如表7所示。

對比分析可知，各試件峰值荷載從高到低依次為DV?2，DV?3，DV?1，設(shè)置黏滯阻尼器的仿古建筑試件承載能力較高。相比于對比試件DV?1，試件DV?2，DV?3承載能力分別提升13.9%和14.1%，屈服荷載分別提升15.3%和16.2%，由此表明設(shè)置黏滯阻尼器可較大程度提升仿古建筑雙枋?柱組合件的力學(xué)性能。實際工程中可在外圍檐柱由額與柱連接處的雀替位置設(shè)置阻尼器以提升結(jié)構(gòu)的承載能力。

各試件位移延性系數(shù)由大到小依次為DV?2，DV?3，DV?1，相比于試件DV?1，前兩者位移延性系數(shù)分別提高18.6%和13.0%，說明設(shè)置阻尼器可提高雙枋?柱節(jié)點結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力及變形性能，有效地提高了結(jié)構(gòu)在地震高烈度地區(qū)的使用性能。

峰值荷載時，DV?2，DV?3的層間位移角分別為DV?1的0.96倍和0.88倍，極限破壞時，DV?2，DV?3的層間位移角分別為DV?1的0.83倍和0.78倍，滿足《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50010—2010）對結(jié)構(gòu)彈塑性變形及抗倒塌能力的要求，表明采用鋼?混凝土組合結(jié)構(gòu)的雙枋?柱組合件和設(shè)置阻尼器使仿古建筑結(jié)構(gòu)力學(xué)特性有較大程度的提升。

3.5 耗能能力分析

各試件耗能能力采用等效黏滯阻尼系數(shù)he和功比系數(shù)IW［14］表征。各試件耗能指標(biāo)計算結(jié)果如表8所示。各試件每個工況下第一圈循環(huán)時的等效黏滯阻尼系數(shù)如圖14所示。

對比分析表8及圖14可知：

（1） 在開裂階段，即工況1和工況2，各試件耗能能力較低，同時各試件的滯回曲線基本呈長條狀，包圍面積較小。與DV?1 相比，DV?2，DV?3 在開裂時的等效黏滯阻尼系數(shù)分別提高8.2% 和9.4%，耗能能力提升幅度較小。

（2） 從開裂階段至試件破壞階段，各試件等效黏滯阻尼系數(shù)有不同程度的增大，表明試件耗能能力逐漸增加。與DV?1相比，DV?2，DV?3在屈服點的等效黏滯阻尼系數(shù)分別提高37.1%和34.8%；峰值點處等效黏滯阻尼系數(shù)分別提高44.2%和46.3%，提升幅度較為顯著。

（3） 設(shè)置黏滯阻尼器的試件在各特征點耗能能力均大于對比試件，尤其是在峰值及破壞點，說明設(shè)置黏滯阻尼器對仿古建筑雙枋?柱節(jié)點的耗能性能有較大的提升。各試件破壞時的功比系數(shù)均較大，與DV?1相比，DV?2，DV?3功比系數(shù)分別提升9.5%和16.8%，并高于普通混凝土結(jié)構(gòu)的耗能性能［15?16］，黏滯阻尼器可大幅度提升試件的整體抗震性能及力學(xué)性能。

為進一步分析各試件加載全過程中的耗能能力，計算各試件每個工況下第1，3，5循環(huán)時滯回環(huán)所圍成的面積，如圖15所示。定義每個工況下第1，3，5循環(huán)時滯回環(huán)所圍成的面積與其第1圈循環(huán)時面積的比值為耗能能力降低系數(shù)η，其變化趨勢如圖16所示。對比分析圖15和16可知：

（1） 加載初期，即工況1～工況4，各試件滯回耗能較低；隨著控制位移的增大，試件進入到大變形階段，耗能能力提高。

（2） 與試件DV?1相比，試件DV?2及DV?3在每工況下的滯回耗能均大于DV?1，表明在合適位置設(shè)置阻尼器對仿古建筑耗能能力有較大程度的提升。

（3） 如圖16示，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，滯回環(huán)包圍的面積逐漸降低，以試件DV?3 工況6為例，第3和第5圈滯回環(huán)形成的面積分別占第1 圈滯回環(huán)形成的面積的79.4% 和68.5%，表明隨著控制位移的增大，試件耗能能力逐漸衰減。

3.6 剛度分析

剛度退化是指試件在往復(fù)加載過程中，保持控制位移不變而剛度隨著循環(huán)次數(shù)的增加而降低的現(xiàn)象，一般采用割線剛度表示。

計算各試件每個工況下第1，3，5循環(huán)時的割線剛度，結(jié)果如圖17示，圖18給出了各試件在位移循環(huán)階段每個工況下正反向加載時第1圈循環(huán)時剛度隨控制位移的變化情況。對比分析圖17和18可知：

（1） 總體上，各試件剛度呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢。一方面，在控制位移不變時，各試件剛度隨著循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸減小，圖17中，與每個工況第1圈循環(huán)時剛度相比，第3圈和第5圈的剛度有較大幅度降低，而第3圈剛度與第5圈相比，降低幅度較小；另一方面，隨著控制位移的增加，各試件剛度逐漸降低，加載初期，試件剛度退化較快，后期退化逐漸減緩，圖17中各試件剛度變化曲線在加載后期的斜率較小，這是由于加載后期試件在快速往復(fù)作用下破壞較為嚴(yán)重，幾乎不再有進一步的損傷累積，試件的剛度不再有較大幅度的降低。

（2） 設(shè)置黏滯阻尼器試件的剛度退化呈現(xiàn)先快后慢的趨勢，而對比試件DV?1的剛度退化曲線基本呈線性關(guān)系，即圖17中紅色虛線，由此表明，在加載初期，試件的剛度退化基本相同，黏滯阻尼器對試件在較小變形時影響甚微，隨著控制位移加大，黏滯阻尼器逐漸體現(xiàn)其功效，與試件協(xié)同受力，可在一定程度上延緩試件的剛度退化，使試件剛度退化保持在一個較為平緩的狀態(tài)，由此說明通過設(shè)置黏滯阻尼器可顯著改善仿古建筑的剛度退化速率，有效提高試件在破壞階段的剛度，提高結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力。

3.7 承載力衰減分析

定義試件承載力降低系數(shù)λ為試件在每個工況下最后一圈循環(huán)時峰值荷載與第一圈循環(huán)時峰值荷載的比值。各試件正反向加載時的承載力降低系數(shù)如圖19所示。

（1） 各試件承載力隨著控制位移的增加呈逐漸降低的變化趨勢，且控制位移越大，試件承載力降低越嚴(yán)重。以DV?3為例，工況12時的強度為試件初始強度的78.2%，表明試件在破壞階段損傷累積逐漸增大，抵抗外界作用的能力逐漸降低。

（2） 與試件DV?1相比，加載后期，設(shè)置阻尼器后的試件承載力降低系數(shù)均小于前者，在工況9及工況10時，試件DV?2的承載力降低系數(shù)平均值分別為85.2%，83.56%；試件DV?3的承載力降低系數(shù)平均值分別為82.0%，81.5%；試件DV?1的對應(yīng)數(shù)值分別為82.0%，77.6%，表明通過設(shè)置阻尼器可減緩試件承載力的衰減。

4 結(jié)論與建議

4.1 結(jié) 論

（1） 采用鋼?混凝土組合結(jié)構(gòu)可顯著提升仿古建筑雙枋?柱組合件的力學(xué)性能，有效地減小了上柱的軸壓比。

（2） 設(shè)置黏滯阻尼器后仿古建筑承載力有較大程度提升，滯回曲線更為飽滿，變形能力及耗能能力顯著增加，剛度及強度衰減得到一定程度的抑制。因此實際工程中，可通過合理設(shè)置黏滯阻尼器改善仿古建筑節(jié)點的抗震性能。

4.2 設(shè)計建議

（1） 實際工程中由于仿古建筑柱多為變截面，為降低上柱軸壓比，可采用鋼?混凝土組合結(jié)構(gòu)，防止高軸壓比下試件的剪切破壞。

（2） 選用黏滯阻尼器前，應(yīng)根據(jù)工程特點進行相關(guān)理論分析及數(shù)值模擬優(yōu)化，確定合適的黏滯阻尼器設(shè)計參數(shù)。

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