董金爽,公衍茹,姜寶石,隋 龑

(1.海南大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,海南 海口 570228;2.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院,陜西 西安 710055)

中國古建筑木結(jié)構(gòu)以木構(gòu)架作為主要承重構(gòu)件[1]。相比于西方磚石建筑,木構(gòu)架耐久性較差,外界環(huán)境及人為因素對其影響較大[2-3]。傳統(tǒng)風(fēng)格建筑是指采用鋼材、混凝土等材料建造出外形與古木結(jié)構(gòu)相似的一種建筑類型[4]。該種建筑既保持了古木結(jié)構(gòu)建筑的造型美,又具有良好的耐久性。目前,針對傳統(tǒng)風(fēng)格建筑,國內(nèi)外開展了一系列研究,且多集中在其外形外觀[5-6]、施工工藝等方面[7-9],而對其力學(xué)性能的研究相對較少,通行規(guī)范也未有相應(yīng)設(shè)計(jì)規(guī)定。薛建陽等[10-13]開展了鋼結(jié)構(gòu)及混凝土傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的研究,結(jié)果表明,傳統(tǒng)風(fēng)格建筑與常規(guī)梁-柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)特性有較大不同。隋龑等[14]研究表明,傳統(tǒng)風(fēng)格建筑梁-柱節(jié)點(diǎn)抗震性能難以滿足通行規(guī)范的相關(guān)要求。

傳統(tǒng)風(fēng)格建筑由于采用古木結(jié)構(gòu)形制,柱子多為變截面,導(dǎo)致截面尺寸較小部位的軸壓比較大,易發(fā)生剪切破壞,對抗震極為不利[15]。當(dāng)前傳統(tǒng)風(fēng)格建筑多為官式大木作的殿堂式建筑,該類型結(jié)構(gòu)外圍外檐柱常采用雙枋-柱構(gòu)造形式。鑒于針對傳統(tǒng)風(fēng)格建筑節(jié)點(diǎn)方面的研究較少,并考慮形制因素導(dǎo)致柱為變截面的影響,筆者在雀替處布設(shè)黏滯阻尼器,變截面柱采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu),形成附設(shè)黏滯阻尼器的雙枋-柱節(jié)點(diǎn),對其施加正弦波動力循環(huán)荷載,研究該節(jié)點(diǎn)滯回曲線、骨架曲線、承載力及延性。研究表明,在雀替位置處合理設(shè)置黏滯阻尼器可顯著改善傳統(tǒng)風(fēng)格建筑雙枋-柱節(jié)點(diǎn)試件的力學(xué)性能。

1 試 驗(yàn)

1.1 典型雙枋-柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式

古木結(jié)構(gòu)殿堂式建筑外圍檐柱多采用雙枋-柱形式。與傳統(tǒng)梁柱節(jié)點(diǎn)相比,其節(jié)點(diǎn)域的范圍較大,可分為上、中、下三個核心區(qū)域(見圖1)。荷載作用下,核心區(qū)域處于壓、彎、剪復(fù)合受力狀態(tài),其力學(xué)性能與常規(guī)梁-柱節(jié)點(diǎn)相比具有顯著差異。

1.2 試件設(shè)計(jì)

依據(jù)《營造法式》中木結(jié)構(gòu)的尺寸規(guī)定,并結(jié)合舟山佛學(xué)院大殿工程實(shí)例,共設(shè)計(jì)4個縮尺比為1∶2.6的試件,包括兩個有阻尼器的雙枋-柱節(jié)點(diǎn)試件,編號分別為BD-2、BD-3,1個未設(shè)阻尼器的雙枋-柱節(jié)點(diǎn)試件,編號為BD-1,1個單枋-柱節(jié)點(diǎn),編號為BB-1。試件參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimen

試件構(gòu)造示意圖如圖2所示。采用C40混凝土,試件及預(yù)留試塊在同條件下養(yǎng)護(hù),測得立方體抗壓強(qiáng)度fcu,k=45.6 MPa,軸壓比n=0.25,方鋼管采用Q235B。試件中闌額、由額及下柱為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),上柱采用鋼管混凝土結(jié)構(gòu)。

圖2 試件參數(shù)及構(gòu)造示意圖Fig.2 Schematic diagram and construction measure

1.3 加載方案

加載裝置如圖3所示。加載過程包括:豎向荷載由柱頂液壓千斤頂施加,加載全程中保持恒定;水平快速往復(fù)荷載由電液伺服系統(tǒng)施加。柱底為自由轉(zhuǎn)動鉸支座,雙枋兩端通過雙梁連接器連接[16]。

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Test set-up

試驗(yàn)加載工況見表2。采用快速施加正弦波作用的加載制度,通過改變正弦波的加載頻率及幅值實(shí)現(xiàn)表中工況,不同工況的頻率通過加速度峰值反推確定,加速度通過地震烈度對應(yīng)的地震動參數(shù)確定,每個工況下反復(fù)加卸載5次。加載制度見圖4。

表2 試驗(yàn)加載工況Table 2 The test loading mode

圖4 加載制度示意圖Fig.4 Sketch of test loading regime

1.4 黏滯阻尼器選型及安裝

根據(jù)試驗(yàn)加載特點(diǎn),選擇速度型黏滯阻尼器,設(shè)計(jì)參數(shù)見表3,阻尼器與枋及柱連接方式見圖5。試件BD-2安裝阻尼器FV-1,試件BD-3安裝阻尼器FV-2。阻尼器與試件連接設(shè)計(jì)參數(shù)見圖6。

表3 黏滯阻尼器參數(shù)Table 3 Parameters of viscous damper

圖5 阻尼器與枋及柱連接方式示意圖Fig.5 Installation drawing of viscous damper

圖6 黏滯阻尼器與試件連接布置參數(shù)Fig.6 Schematic diagram of connection between viscous damper and specimen

2 試件破壞特征

2.1 試件BB-1

(1)開裂階段(L≤15 mm)。試件產(chǎn)生少量裂縫,荷載與位移基本呈正比例關(guān)系,卸載后殘余變形不顯著?？傮w上,該階段裂縫多為細(xì)微裂縫,剛度無顯著退化。

(2)屈服階段(27 mm≤L≤53 mm)。隨控制位移增大,試件表現(xiàn)為非線性特性;卸載后,殘余變形顯著,試件的剛度及強(qiáng)度有不同程度衰減,混凝土出現(xiàn)少量剝落。

(3)極限階段(65 mm≤L≤88 mm)。節(jié)點(diǎn)區(qū)域混凝土破壞較嚴(yán)重,縱筋外露,梁柱連接部位出現(xiàn)一系列擴(kuò)展趨向核心區(qū)延伸的斜裂縫,剛度及強(qiáng)度退化嚴(yán)重。

(4)破壞階段(100 mm≤L≤115 mm)。梁柱連接部位的混凝土已有大量剝落,上柱柱根混凝土被壓碎,斜裂縫繼續(xù)延伸,且寬度增大。試件破壞形態(tài)見圖7。

圖7 試件BB-1破壞形態(tài)Fig.7 Failure pattern of BB-1 specimen

2.2 試件BD-1

(1)開裂階段(L≤15 mm)。試件滯回曲線為線性,卸載后無顯著殘余變形,開裂荷載為16.8 kN,由額首先出現(xiàn)裂縫。

(2)屈服階段(27 mm≤L≤53 mm)?？刂莆灰圃龃蟮倪^程中,試件滯回曲線逐漸呈現(xiàn)較顯著的拐點(diǎn),整體上處于彈塑性工作階段,剛度有一定程度退化。

(3)極限階段(65 mm≤L≤88 mm)。枋柱連接部位混凝土剝落嚴(yán)重,中核心區(qū)闌額與由額間出現(xiàn)混凝土鱗狀剝落,試件剛度及強(qiáng)度退化顯著。

(4)破壞階段(100 mm≤L≤115 mm)。枋柱連接處混凝土有大量剝落,已有裂縫寬度較大,縱筋外露。層間轉(zhuǎn)角達(dá)1/38時,試件形成可變體系,無法繼續(xù)承載,試驗(yàn)結(jié)束。試件破壞狀態(tài)見圖8。

圖8 試件BD-1破壞形態(tài)Fig.8 Failure pattern of BD-1 specimen

2.3 試件BD-2

試件BD-2及BD-3為設(shè)置黏滯阻尼器的試件,從開始加載至加載結(jié)束全過程中,兩試件受力及變形特點(diǎn)基本相同,筆者以BD-2為例進(jìn)行分析。

(1)開裂階段(L≤15 mm)。試件滯回曲線呈線性特性,卸載時無殘余變形,裂縫主要為細(xì)微裂縫。試件開裂荷載為18.9 kN,與試件BD-1相比,提高了12.5%。

(2)屈服階段(27 mm≤L≤53 mm)。試件呈現(xiàn)顯著的非線性特性,梁柱連接部位縱筋屈服,試件裂縫顯著增多,上柱柱根處產(chǎn)生約45°斜裂縫,剛度及強(qiáng)度均有一定的退化。

(3)極限階段(65 mm≤L≤88 mm)。荷載與位移呈顯著的非線性關(guān)系,變形的增速比荷載增加的快;卸載后,殘余變形顯著。試件存呈現(xiàn)明顯的剛度及強(qiáng)度衰減。

(4)破壞階段(100 mm≤L≤115 mm)。核心區(qū)混凝土有壓潰現(xiàn)象,壓潰部位面積較大,箍筋及縱筋外露。試件破壞特征見圖9。

圖9 試件BD-2破壞形態(tài)Fig.9 Failure pattern of BD-2 specimen

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 荷載-位移滯回曲線

將各試件每工況下第一圈循環(huán)的荷載-位移曲線繪制圖中,得到各試件荷載-位移(P-Δ)滯回曲線(見圖10)。該曲線呈現(xiàn)鋸齒狀的主要原因是由于在快速加載過程中,加載設(shè)備不能穩(wěn)定輸出,但整體上不影響后續(xù)分析。

圖10 雙枋-柱節(jié)點(diǎn)試件恢復(fù)力特征曲線Fig.10 Restoring force characteristic curves of specimen

對比分析各滯回曲線可知:

(1)加載初期(L≤15 mm),各滯回曲線包絡(luò)的面積均較小,且恢復(fù)力與位移基本表現(xiàn)為直線特性,剛度及強(qiáng)度無明顯衰減,試件基本處于無損傷累積工作階段。

(2)隨著控制位移逐漸增大(15 mm

(3)加載后期(65 mm

上述分析表明,雙枋節(jié)點(diǎn)的承載能力高于單枋-柱節(jié)點(diǎn),設(shè)置阻尼器的雙枋試件優(yōu)于未設(shè)置阻尼器的試件。在雙枋-柱節(jié)點(diǎn)試件設(shè)置黏滯阻尼器后,該類型節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能得到了有效提升。

3.2 阻尼力-位移滯回曲線

筆者以試件BD-2阻尼力-位移(F-Δ)曲線為例(見圖11),選取工況10、工況12等大控制位移下阻尼力-位移曲線進(jìn)行對比分析:

(1)隨著加載速率的變化,黏滯阻尼器的阻尼力也隨之改變,由此反映了速度型阻尼器的力學(xué)特點(diǎn)。

(2)整體上,控制位移較大時,阻尼力-位移滯回曲線更為飽滿。每種工況下,黏滯阻尼器5次循環(huán)加載形成滯回曲線并非是一條重合的曲線,而是有一定的“滑移距離”,且隨著控制位移不斷增大,該“滑移距離”也呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢。分析原因是隨著加載的繼續(xù),試件損傷不斷累積,從而導(dǎo)致試件的剛度及強(qiáng)度產(chǎn)生不同程度的衰減。

3.3 骨架曲線

取各試件恢復(fù)力特征曲線每種工況滯回環(huán)峰值荷載及其對應(yīng)的位移,形成試件的骨架曲線(見圖12)。

對比分析可知:

(1)雙枋-柱節(jié)點(diǎn)具有明顯優(yōu)于單枋-柱節(jié)點(diǎn)的承載能力及變形性能,表明將具有較高承載力的雙枋節(jié)點(diǎn)設(shè)置于傳統(tǒng)風(fēng)格建筑外圍檐柱,可確保結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能。

(2)試件BD-2、BD-3與試件BD-1相比,前者承載能力要顯著高于后者,且前者骨架曲線超過峰值點(diǎn)后的下降段較后者更為平緩。表明設(shè)置黏滯阻尼器后,既能提高結(jié)構(gòu)承載能力,又可有效改善結(jié)構(gòu)的延性性能。

(3)雙枋-柱節(jié)點(diǎn)各試件加載初期的骨架曲線基本重合,表明試件開裂前剛度受阻尼器影響較小。這是由于加載初期控制位移較小,黏滯阻尼器尚未發(fā)揮其功效;當(dāng)控制位移增大,試件變形較大時,黏滯阻尼器發(fā)揮了良好的協(xié)同工作效應(yīng),由此體現(xiàn)了黏滯阻尼器與傳統(tǒng)風(fēng)格建筑相結(jié)合的新型結(jié)構(gòu)形式,更適合在抗震設(shè)防烈度較高地區(qū)使用。

3.4 承載能力及延性分析

位移延性系數(shù)μ為荷載下降至峰值荷載85%時對應(yīng)的破壞位移與結(jié)構(gòu)屈服時位移的比值,即μ=Δm/Δy,屈服位移Δy由文獻(xiàn)[17]中的方法確定。各試件特征點(diǎn)對應(yīng)的荷載和位移見表4,位移延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表5。各試件特征點(diǎn)對應(yīng)的荷載與位移直方圖如圖13所示。

表4 試件特征點(diǎn)對應(yīng)的荷載和位移及位移延性系數(shù)Table 4 Load and displacement corresponding to characteristic point and displacement ductility factor

表5 試件變形能力Table 5 Ductility coefficients of specimen

圖13 試件特征點(diǎn)直方圖對比Fig.13 Comparison of histogram of feature points of specimens

由表4、表5及圖13對比分析可知:

(1)對于開裂荷載,相比于雙枋-柱節(jié)點(diǎn)BD-1,試件BD-2、BD-3提升幅度分別為12.3%、6.9%;對于屈服荷載,提升幅度分別為27.5%、48.7%;對于極限荷載,提升幅度分別為16.4%、15.0%。由此表明,可通過設(shè)置黏滯阻尼器改善雙枋節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能,且對于屈服荷載及極限荷載提升幅度更為顯著,由此彌補(bǔ)了傳統(tǒng)風(fēng)格建筑不滿足現(xiàn)行規(guī)范要求的缺點(diǎn)。

(2)相比于單枋-柱節(jié)點(diǎn)試件BB-1,雙枋-柱節(jié)點(diǎn)BD-1的開裂荷載、屈服荷載及極限荷載增幅分別為18.5%、35.7%、47.1%,表明雙枋-柱節(jié)點(diǎn)由于由額的存在,可較大幅度提升結(jié)構(gòu)承載能力及剛度。實(shí)際工程中,為求美觀,闌額與由額的截面寬度相等,而闌額截面高度大于由額,致使兩者的剛度不同。通過在由額與柱的位置附設(shè)黏滯阻尼器,既可以從一定程度上提升由額的剛度,又可提升結(jié)構(gòu)整體力學(xué)性能。

(3)對于雙枋-柱節(jié)點(diǎn),附設(shè)黏滯阻尼器試件BD-2、BD-3的延性性能較BD-1分別提高了12.0%、13.5%,表明設(shè)置黏滯阻尼器可提升結(jié)構(gòu)的延性性能。實(shí)際工程中,對于高烈度地區(qū),在外圍檐柱節(jié)點(diǎn)處設(shè)置黏滯阻尼器可有效提升傳統(tǒng)風(fēng)格建筑抗震性能。

(4)附設(shè)黏滯阻尼器的傳統(tǒng)風(fēng)格雙枋-柱節(jié)點(diǎn)彈性階段層間位移角平均值θcr=(1.54～1.62)θe,塑性層間位移角θm=(1.47～1.56)θp。表明通過設(shè)置黏滯阻尼器可有效改善傳統(tǒng)風(fēng)格建筑混凝土雙枋-柱節(jié)點(diǎn)的抗倒塌能力,試件在荷載下降時仍具有一定的變形能力。

4 結(jié) 論

(1)附設(shè)黏滯阻尼器可顯著提升傳統(tǒng)風(fēng)格雙枋-柱組合件的力學(xué)性能,采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)可有效降低上柱的軸壓比,防止高軸壓比下柱發(fā)生壓潰破壞。

(2)設(shè)置黏滯阻尼器的雙枋-柱節(jié)點(diǎn)的恢復(fù)力特征曲線包圍面積更大,耗能能力較強(qiáng),布置外圍檐柱的雙枋-柱構(gòu)造形式具有比單枋-柱較高的承載能力及抗倒塌能力。

(3)快速循環(huán)荷載作用下,附設(shè)黏滯阻尼器后傳統(tǒng)風(fēng)格建筑雙枋-柱節(jié)點(diǎn)試件的抗倒塌能力及承載性能有顯著提升,延性性能提升12.7%,承載能力提升15.7%。

(4)雙枋-柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造具有較大的剛度及整體性,實(shí)際工程中可將阻尼器布置在由額與柱連接處,外部以雀替裝飾,從而提升雙枋節(jié)點(diǎn)抗倒塌能力。