公衍茹, 董金爽,, 隋 ?, 黃 斌, 楊 亮, 李龍建

(1. 海南大學 土木建筑工程學院, 海南 ?？?570228;2. 西安建筑科技大學 土木工程學院, 陜西 西安 710055;3. 中鐵建設集團有限公司?？诜止? 海南 海口 570208)

0 引言

仿古建筑是指外形與古木結構基本形制相似,采用非木材料建造的新型結構形式,是在城市建設發(fā)展與對傳統(tǒng)建筑文化繼承的過程中形成的一種新型建筑形式[1-2]。在眾多城市尤其是以傳統(tǒng)文化作為旅游基石的城市建造了許多的仿古建筑(圖1)。

圖1 仿古建筑工程實例Fig.1 Project case of antique buildings

針對仿古建筑,國內外學者進行了大量研究,主要包括結構施工技術[3-4]及建筑形制[5-7],而其力學性能的相關研究則相對較少,且未有專門針對仿古建筑結構設計的通用規(guī)范。薛建陽等[8-11]對不同建筑材料的仿古建筑節(jié)點構件及結構進行了試驗及理論研究。李煜等[12]對山區(qū)地形條件下塔式仿古建筑的風壓與風場繞流進行了研究,結果表明仿古建筑表面凹凸錯落使風壓沿其高度具有明顯的差異性。陶倍林等[13]通過振動臺試驗給出了單層歇山建筑的抗震設計建議。張耀等[14]進行的梭柱節(jié)點試驗顯示其具有良好的力學性能。謝啟芳等[15]開展的傳統(tǒng)風格建筑混凝土結構梁-柱節(jié)點試驗結果表明其抗震性能低于現代建筑。為確保傳統(tǒng)風格建筑的推廣應用,必須采取有效措施提升其抗震性能。黏滯阻尼器因其高效的減震效果被廣泛應用于各類工程結構中,如楊健等[16]以某高層住宅消能減震結構為例,研究了最優(yōu)的阻尼器布置方案;朱曉瑩等[17]通過對一幢高層建筑設置阻尼器,取得了良好的減震效果。

仿古建筑形制仿自古木結構,其梁稱闌額,截面高寬比約為1.5,與傳統(tǒng)梁-柱節(jié)點相比,節(jié)點域范圍較大。實際工程中,仿古建筑的柱為變截面構件,上柱多采用方柱,下柱采用圓形截面,導致仿古建筑梁柱節(jié)點力學特性與常規(guī)節(jié)點相比差異較大(圖2)。

圖2 仿古建筑節(jié)點構造示意圖Fig.2 Structure diagram of the joint in antique buildings

鑒于此,本文擬采用快速往復正弦波加載制度對3個仿古建筑鋼-混凝土組合結構的枋-柱節(jié)點進行試驗加載,研究其加載全過程中的破壞形態(tài)及力學性能,以期為后續(xù)仿古建筑相關理論研究及工程應用奠定一定的基礎。

1 試驗設計

1.1 節(jié)點制作

試驗共設計制作3個試件,其中AL-1為未設置黏滯型阻尼器的試件,AL-2與AL-3在梁-柱連接處兩側各安裝一根黏滯型阻尼器。

表1 鋼材力學性能指標Table 1 Mechanical property indexes of the steel

圖3 試件詳細尺寸及具體構造示意圖 (單位:mm) Fig.3 Detailed dimension and specific structure diagram of the specimens (Unit:mm)

1.2 加載方案

加載裝置如圖4所示。試驗全程包括兩個步驟:(1) 由千斤頂施加豎向軸心荷載,荷載值在加載結束前保持恒定;(2)將MTS (Mechanical Testing& Simulation)加載設備設置在上柱側端,施加水平快速往復荷載。試驗采用位移控制的加載制度,并對試件施加快速往復作用,軸向荷載不能繼續(xù)保持定值或荷載降至峰值荷載85%以下時,試驗結束。

圖4 試驗加載裝置圖Fig.4 Diagram of test loading device

通過改變正弦波的振幅及頻率實現不同工況的快速往復加載,加載頻率通過每個工況的最大加速度計算確定。同時,為了考慮不同位移幅值下試件的受力性能,幅值逐步增大。試驗加載工況見表2及圖5,每工況均循環(huán)10次。圖5中每工況間隔為各工況加載完畢后試驗現象觀察時間。

表2 試驗加載工況參數指標Table 2 Parameters of each working condition for test

圖5 試驗工況示意圖Fig.5 Schematic diagram of working conditions for test

1.3 黏滯阻尼器選型

試驗采用速度型黏滯阻尼器,其基本參數如表3所列。黏滯阻尼器兩端通過特殊裝置與試件以鉸接形式連接(圖6),其中試件AL-2在梁-柱位置處安裝FL-1型號阻尼器,AL-3在梁-柱位置處安裝FL-2型號阻尼器。

表3 黏滯阻尼器參數Table 3 Parameters of viscous dampers

圖6 試驗用黏滯阻尼器與試件連接圖Fig.6 Connection diagram of the viscous damper and specimen

2 試驗結果及分析

2.1 破壞過程及破壞機制

對各試件加載全過程進行對比分析,可將試件從開始加載至結束劃分為三個階段,分別為未開裂階段、開裂后彈性階段及破壞階段。各試件加載結束時的破壞特征如圖7所示。

圖7 各試件破壞形態(tài)Fig.7 Failure modes of specimens

試件AL-1未附設黏滯阻尼器,加載至工況10時,其最大荷載已低于整個加載過程中峰值荷載的85%,且施加在試件上柱的軸向荷載低于開始加載時設定的荷載值,試驗結束。AL-1雖未進行工況11及12的加載,但該試件整個加載過程仍是完整的,可對其進行相關力學性能分析并與其他試件進行對比分析。

各試件破壞性體及破壞機制列于表4。對于試件AL-1,當其在未開裂階段時,滯回環(huán)加載曲線及卸載曲線基本重合,無顯著殘余變形;開裂后彈性階段,闌額與柱交接處幾乎形成貫通裂縫,有向核心區(qū)延伸的趨勢,殘余變形較顯著;破壞階段時,闌額與柱連接處混凝土被壓碎,部分縱筋外露,核心域有“X”狀的交叉裂縫,試件變成可變體系,不適宜繼續(xù)加載。由試驗現象可知,試件AL-1的破壞類型為彎剪型破壞。對于試件AL-2及AL-3,其破壞形態(tài)大致相同:在未開裂階段,荷載與位移斜率幾乎不變,構件彈性特性表現顯著;在開裂后彈性階段,闌額與柱連接處裂縫逐漸延伸貫通,剛度及強度有顯著退化,卸載后有顯著殘余變形,加載時阻尼器可與試件協(xié)同工作;破壞階段時,連接處貫通裂縫形成,上下柱連接處混凝土被壓碎,形成凹陷,鋼筋外露,核心區(qū)有少量交叉裂縫,由于有阻尼器作為支撐,試件仍能繼續(xù)承受荷載。經分析,試件AL-2及AL-3的破壞類型為彎剪型破壞。

表4 試件破壞性體及破壞機制Table 4 Failure mode and failure mechanism of each specimen

對各試件破壞形態(tài)及破壞機制進行對比可知:

(1) 未設置黏滯阻尼器的仿古建筑枋-柱節(jié)點試件破壞為可變體系;因黏滯阻尼器既可提供一定的剛度,又可與試件協(xié)同受力,設置了黏滯阻尼器的試件破壞時仍為幾何不變體系。

(2) 黏滯阻尼器在一定程度上提高了節(jié)點的力學特性,尤其是承載能力得到了較大提升,變形性能得到有效改善。

2.2 恢復力特征曲線

取各試件每級工況第一圈加載時的荷載-位移曲線,繪制得到其恢復力特征曲線(圖8)。通過對各試件恢復力特征曲線分析可知:

(1) 未開裂前,各試件加載與卸載曲線基本重合,荷載與位移基本滿足線性函數的關系;試件開裂后進入屈服階段,加載曲線與卸載曲線逐漸分離,曲線圍成的面積逐漸增大,荷載與位移不再保持線性關系,卸載后殘余變形顯著。

(2) 隨著加載振幅的不斷增大,各試件恢復力特征曲線的非線性特性更加顯著,曲線的形狀由最初的弓形逐漸過渡到反“S”形;卸載至0,不可恢復變形值逐漸增大。與對比試件AL-1相比,各工況下試件AL-2、AL-3荷載-位移形成的滯回環(huán)包圍面積隨著控制位移的增大而逐漸增大。

(3) 試件AL-2、AL-3結構設計相同,但附設的阻尼器型號不同。整體上,兩者滯回曲線形狀相似,但包圍的面積及峰值荷載有一定差異,表明不同型號的阻尼器對試件力學特性的影響不同。

2.3 荷載-位移骨架曲線

由試件恢復力特征曲線得到各試件骨架曲線如圖9所示。由圖9可知:

圖9 骨架曲線Fig.9 Skeleton curves

(1) 根據各試件骨架曲線的特征,可將其劃分為三個階段,分別為彈性階段、屈服階段及破壞階段。彈性階段包括試件開裂前的彈性階段及變形較小的開裂后彈性階段,該階段內各試件骨架曲線大致重合,表明小變形及彈性階段內,試件剛度主要由其自身屬性決定,設置阻尼器對其剛度提升基本無影響。屈服后,各試件表現差異化,但變化趨勢基本相同,均有平緩的下降段,說明即使是在破壞階段,試件仍具有一定的承載能力。

(2) 與其他兩個試件相比,試件AL-1的承載力較低,表明設置阻尼器可提高枋-柱節(jié)點的承載能力。圖9中試件AL-2、AL-3達到峰值荷載后的曲線更為平緩,試件破壞時的變形更大,抗倒塌能力得到提升。由于阻尼器型號不同,試件AL-2、AL-3承載力及延性提升程度不同,因此實際工程中應綜合考慮阻尼器型號,通過優(yōu)化設計,選擇最優(yōu)參數。

2.4 承載力及延性性能

仿古建筑枋-柱節(jié)點受力過程中關鍵特征荷載值及位移值如圖10所示。其中,屈服荷載Py按能量等值法[19]確定。

圖10 試件特征值對比圖Fig.10 Comparison between the characteristic values of specimens

采用層間位移角θ及位移延性系數Δ表征仿古建筑枋-柱節(jié)點的延性性能[20]。各試件延性性能計算結果列于表5,每個試件對應兩行數據表示試件正負向加載試驗結果。圖10為各試件荷載及位移特征值直方對比圖。

表5 試件延性性能計算結果Table 5 Calculation results of the ductility performance of specimens

由表5及圖10分析可知:

(1) 峰值荷載由大到小依次為AL-2、AL-3、AL-1,相比于AL-1,試件AL-2、AL-3的峰值荷載平均值分別提高了15.9%、29.1%。相比于AL-1、AL-3,試件AL-2屈服荷載平均值分別提高了15.6%、33.6%。這表明在雀替位置處設置黏滯阻尼器對提升仿古建筑節(jié)點承載力的效果顯著,而不同類型的阻尼器對節(jié)點承載能力的改善程度并不相同。

(2) 延性系數由大到小依次為AL-3、AL-2、AL-1,表明阻尼器可提升構件的抗倒塌能力及變形能力。相比于AL-1,試件AL-2及AL-3的延性系數分別提高了1.6%、4.8%。承載能力最大的為AL-2,延性系數最大的為AL-3,表明實際工程中選擇阻尼器時,不僅應考慮仿古建筑結構某單一性能的改善,而應綜合全面地選擇相應的阻尼器參數。

(3) 試件AL-2、AL-3的塑性層間位移角平均值較AL-1分別降低了17.1%、14.6%,各試件的塑性層間位移角在1/45～1/32,滿足抗震設計規(guī)范對建筑結構塑性層間位移角的規(guī)定,表明設置黏滯阻尼器的仿古建筑節(jié)點的變形性能得到了有效提升。

(4) 從圖10可知,設置阻尼器后,AL-2及AL-3的承載力均有不同程度的提高,但開裂荷載提升幅度較小,相比于AL-1,試件AL-2及AL-3開裂荷載平均值分別提高6.4%、13.5%,說明黏滯阻尼器在小控制位移下對試件力學性能的影響較小,其更適合在高烈度地區(qū)使用。

2.5 剛度退化

采用割線剛度反映仿古建筑枋-柱節(jié)點試件剛度退化現象,第i級工況的割線剛度Ki:

(1)

式中:Pi,max為第i級工況下的峰值荷載;Δi為Pi,max對應的位移值。

各試件初始剛度[21]及各特征點剛度計算結果列于表6,表中各剛度值均為正負向計算結果的平均值。圖11為各試件剛度直方對比圖。定義剛度退化系數ηK為第i級工況下第一次循環(huán)時的剛度與第一工況下第一次循環(huán)時的剛度比值,計算結果如圖12所示。

表6 試件特征點剛度計算結果(單位:kN/mm) Table 6 Stiffness calculation results of the characteristic points of specimens (Unit:kN/mm)

圖11 試件各階段剛度對比圖Fig.11 Comparison between stiffness of specimens in different stages

圖12 各試件剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curve of each specimen

由表6、圖11、圖12分析可知:仿古建筑枋-柱節(jié)點存在顯著的剛度退化現象,主要是由于隨著加載振幅增大,試件進入彈塑性及塑性階段,產生塑性變形,卸載后有一定的殘余變形,并伴隨著一系列的試件破壞,如混凝土壓碎退出工作、保護層剝落、鋼筋外露,以及混凝土與鋼筋間的黏結力破壞等損傷累積。

同級工況下,未設置阻尼器的試件剛度退化更為顯著,說明附設黏滯阻尼器對仿古建筑剛度產生了較大影響;設置阻尼器后節(jié)點剛度退化緩慢,整體上呈先快后慢的趨勢。對比AL-2、AL-3,兩者初始剛度退化曲線大致重合,隨控制位移增大,剛度退化曲線大致平行。

3 結論與設計建議

3.1 結論

(1) 采用鋼-混凝土組合結構的仿古建筑枋-柱節(jié)點力學性能優(yōu)良,滯回性能得到提升,試件破壞類型為彎剪型。

(2) 在節(jié)點雀替處設置黏滯阻尼器對仿古建筑枋-柱節(jié)點承載能力及變形能力的改善效果顯著,且試件達到峰值荷載后的骨架曲線下降段相比未設置黏滯阻尼器的試件更為平緩。

(3) 各試件剛度退化曲線呈現先快后慢的發(fā)展規(guī)律,設置黏滯阻尼器可顯著延緩仿古建筑節(jié)點試件的剛度退化速率。

3.2 設計建議

(1) 仿古建筑多為大屋蓋建筑結構形式,屋蓋集中了結構大部分自重,上柱截面尺寸較小,實際工程中可采用組合結構以降低上柱軸壓比。

(2) 可通過在枋、柱連接部位設置黏滯阻尼器來提升結構的力學特性,但阻尼器的參數應通過優(yōu)化,結合工程實際應用最終確定。