仿古建筑鋼-混凝土組合框架抗震性能試驗研究

薛建陽， 馬林林， 趙 軒， 翟 磊

(西安建筑科技大學 土木工程學院， 西安 710055)

中國傳統文化源遠流長，而中國古建筑作為其載體，記載了中國傳統文化的發展歷程。中國古建筑主要為木結構，因木材具有易燃燒、干縮濕脹、變異性大、易腐朽和蟲蛀等特點，經過歷史的沉淀能完整保留的極少；同時砍伐樹木易造成植被破壞，因此使用現代材料仿制古建筑形制的仿古建筑(如圖1)應時而生。其構造形式獨特，而且傳力方式和抗震性能既不同于以榫卯連接為主的中國古建筑木結構，也不同于現代一般建筑。仿古建筑既具有古建筑的藝術效果，又運用了現代的施工工藝，是對中國傳統文化的繼承和發揚，最具影響力的是張錦秋院士設計的陜西歷史博物館、三唐工程等一批代表作。

國內已有學者對仿古建筑進行了相關研究，薛建陽等[1-4]分別對仿古建筑雙梁-柱節點和檐柱進行了抗震性能試驗研究，謝啟芳等[5]在低周反復荷載試驗的基礎上，分析了仿古建筑梁-柱節點的破壞機理，得到了梁-柱節點的抗剪承載力公式。然而，仿古建筑鋼-混凝土組合框架的擬動力試驗研究尚未有相關報道。

(a) 普陀山佛學院大雄寶殿

(b) 大唐芙蓉園紫云樓

本文通過仿古建筑鋼-混凝土組合框架的擬動力試驗，獲得了該種新型結構體系在地震作用下的加速度時程曲線、滯回曲線、層間位移角等，揭示了該類體系在地震作用下的破壞形態和耗能機制，分析了該類體系的抗震性能，為仿古建筑的工程應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件制作

試件原型為沿海某景區殿堂式仿古建筑一榀框架，該區域抗震設防烈度為7度。設計了1個縮尺比為1∶2的仿古建筑鋼-混凝土組合框架試件。試件為三跨一層，兩邊跨跨度為750 mm，中跨跨度為2 500 mm，層高為1 900 mm，如圖2(a)所示。檐柱和金柱均由底部圓混凝土柱和頂部方鋼管混凝土柱組成，其中頂部方鋼管混凝土柱的錨固長度為450 mm，為增加兩者間的黏結力，分別在方鋼管四周加焊栓釘。檐柱縱筋為810，箍筋為直徑為4 mm的8#鍍鋅鋼絲，非加密區為8#@200，加密區為8#@100。短柱采用Q235B級鋼，鋼材的材性指標見表1。檐柱上端采用縮柱形式，便于柱頭鋼筋混凝土斗栱的施工，以此達到中國古建筑的藝術效果。三架梁、飛椽和檐椽均為鋼筋混凝土梁。為便于施加配重，同時考慮樓板對框架的約束作用，在框架頂部設有樓板。樓板厚度為60 mm，向兩側懸挑的長度為900 mm，試件整體效果圖，如圖3所示。

(a) 試件尺寸及各部件名稱

(b) 截面配筋圖

圖3 試件整體圖

1.2 加載制度

本試驗在西安建筑科技大學結構工程與抗震教育部重點實驗室進行。在屋蓋上施加配重塊以模擬豎向荷載，配重質量為7 900 kg。采用擬動力加載方式，在屋蓋大梁位置用一量程為500 kN的MTS電液伺服作動器對結構施加水平地震波，由計算機與作動器聯機求解結構的動力方程，得到整個地震持時內各時刻的位移反應和恢復力[6-8]。試驗裝置如圖4所示。

表1 鋼材材性指標

1. 反力墻； 2. 作動器； 3. 試件； 4. 壓梁； 5. 配重塊

試驗加載方法依據JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規程》進行設計，同時結合原型的場地條件，綜合考慮地震波的持時、峰值加速度以及頻譜特性等因素，本次試驗采用El Centro波、Taft波以及蘭州波，具體波形圖如圖5。試驗加載前，首先根據模型結構相似關系對地震波進行時間壓縮和幅值調幅，調整后時間間隔為0.014 s，取原波中的800個點作為輸入波，持續時間為11.300 s。本次試驗共設置10個加載工況，分別對應7度多遇地震(輸入地震波的峰值加速度35 gal)、7度設防地震(100 gal)、7度罕遇地震(220 gal)以及400 gal，如表2所示。其中工況為35 gal、100 gal和220 gal時，交替輸入3種地震波。當輸入波的加速度峰值達到400 gal時，為避免結構累積損傷的影響，并保持加載的連續性及準確描述模型結構破壞的全過程，僅輸入EL Centro波。

1.3 測點布置

為獲得試件各部位在不同地震波作用下鋼管和鋼筋的應變變化規律，在梁與柱、梁與梁及柱與柱連接處黏貼若干電阻應變片，梁和椽的箍筋加密區和非加密區箍筋相應部位黏貼電阻應變片，檐柱和金柱翼緣處縱筋和箍筋相應部位布置電阻應變片，短柱腹板處布置電阻應變片。為得到試件位移的變化情況，沿試件高度方向布置MTS位移傳感器和電子位移計，如圖6所示。

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 蘭州波

工況地震波峰值加速度/gal地震影響1El Centro357度多遇2Taft357度多遇3蘭州357度多遇4El Centro1007度設防5Taft1007度設防6蘭州1007度設防7El Centro2207度罕遇8Taft2207度罕遇9蘭州2207度罕遇10El Centro4008度罕遇

2 試驗現象及主要結果

2.1 試件破壞過程

試件在不同地震波作用下其破壞過程如下：

(a) 屋架測點布置

(b) 框架柱測點布置

(c) 位移計布置

當峰值加速度為35 gal時，試件保持完好，沒有出現明顯裂縫，處于彈性工作階段。即試件在峰值加速度相當于7度多遇地震作用下處于彈性狀態。

在El Centro地震波作用下，當峰值加速度為100 gal時，靠近檐柱和金柱底端，出現不同程度的多條細微水平環形裂縫，同時三架梁的兩端分別出現約3 cm細微水平裂縫。在峰值加速度為100 gal的Taft地震波作用下，脊瓜柱與三架梁的連接處三架梁上部產生約10 cm細微水平裂縫，檐椽與三架梁的節點處，出現約3 cm的細微裂縫，此時東側短柱2與穿插枋連接處穿插枋上出現延伸至斗栱頂的貫穿裂縫，同時原有裂縫有一定程度的延伸，寬度幾乎不變。在100 gal的蘭州波作用下，試件裂縫無明顯變化。以上工況下試件的裂縫寬度不大，且卸載后均能閉合。

在El Centro地震波作用下，當峰值加速度為220 gal時，三架梁跨中腹部出現若干斜裂縫，金柱頂部混凝土產生斜裂縫，脊瓜柱頂部產生約10 cm的水平裂縫。檐椽兩端產生豎向裂縫，靠近金柱和檐柱底端繼續出現水平裂縫，原有裂縫出現不同程度的延伸。在220 gal的Taft波地震作用下，西側檐椽跨中產生若干斜裂縫。在220 gal的蘭州波地震作用下，由于在峰值加速度時其最大位移均小于前兩個工況的峰值位移，因此其裂縫基本無變化。此時試件卸載后其變形已不能完全恢復，表明試件在峰值加速度相當于7度罕遇地震作用下，試件已進入塑性工作階段。

(a) 金柱底端附近出現裂縫(b) 穿插枋出現裂縫

(c) 斗栱出現裂縫(d) 短柱1出現裂縫

圖7 試件破壞形態

Fig.7 Failure patterns of specimen

當峰值加速度為400 gal時，東側檐柱頂部斗栱混凝土開始剝落，西側短柱1腹板出現斜裂縫，與短柱翼緣裂縫貫通。兩側穿插枋裂縫寬度逐增大。

試件的主要破壞形態如圖7。

2.2 地震反應主要結果

仿古建筑鋼-混凝土組合框架擬動力試驗的主要試驗結果見表3，表中位移值和基底剪力值均取同一加載工況下正、負向最大值。隨著峰值加速度的增加，試件的最大位移和基底剪力不斷變大，且在同一加載工況作用下，兩者出現的時刻略有差異，但總體上具有良好的協調性。同一地震波在不同峰值加速度作用下，位移反應峰值和基底剪力峰值的出現時刻存在滯后現象，這主要是由于試件已經多個工況試驗的累積損傷造成的。在相同加速度峰值不同地震波作用下，El Centro波的位移值和基底最大剪力值最大，蘭州波的位移值和基底最大剪力值最小，這主要由輸入地震波的頻譜特征與試件的自振周期決定的。試件的自振頻率由試驗對應的最大恢復力點處的割線剛度計算所得[9]。由表3可知，試件的自振頻率隨輸入地震波峰值加速度的增加而不斷減少，表明試件的剛度是不斷退化的。

3 結構地震反應分析

3.1 加速度時程曲線及動力放大系數

以試件的最高點作為結構的監控點，其在不同地震波作用下的加速度時程曲線，如圖8所示。圖8(a)為峰值加速度為35 gal時，試件在地震作用下的加速度時程曲線，可知：在不同地震波作用下，試件加速度時程曲線的變化規律基本與其相對應地震波的變化規律一致，但加速度反應與其相對應的地震波并不在同一時刻達到最大值。加載工況為35 gal時，El Centro波、Taft波、蘭州波的峰值加速度分別出現在1.513 s、2.590 s、3.514 s，而試件地震反應加速度峰值分別出現在1.540 s、5.516 s、5.614 s，這主要是由在兩個對應時刻，輸入地震波的卓越周期與試件的自振周期最為接近，結構出現共振使其地震反應被放大[10]。

表3 主要試驗結果

(a) 35 gal時結構的加速度時程曲線

(b) EL Centro波作用下結構的加速度時程曲線

圖8(b)為試件在El Centro地震波不同峰值加速度作用下的頂層加速度時程曲線。由圖可知，結構加速度反應隨峰值加速度的增大而增加，因大部分構件處于彈性范圍內，故反應曲線形狀基本保持一致；但隨地震波峰值的增加，結構局部出現屈服，加速度反應峰值出現的時刻也有差異，其主要原因是結構剛度的變化影響了結構的自振周期，進而影響了結構加速度反應的出現時間。

試件的動力放大系數β為在地震作用下試件的最大反應加速度與輸入地震加速度的比值，框架模型在地震作用下的動力放大系數變化，見表4。由表4可知，仿古建筑鋼-混凝土組合框架的動力放大系數隨輸入加速度的增加而減少，隨著加載的繼續進行，結構的裂縫逐漸延長加寬，結構的剛度不斷降低，因此試件的動力系數迅速減少，相對于Taft波和蘭州波，結構在El Centro波作用下試件的動力放大系數變化最大。

表4 試件的動力放大系數

3.2 各加載工況下峰值位移和恢復力

為考察結構模型的位移和恢復力隨峰值加速度的變化規律，獲得了3種地震波作用下的峰值加速度-位移、峰值加速度-恢復力關系曲線，如圖9和圖10所示。

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 蘭州波

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 蘭州波

由圖9，10可知，在峰值加速度為35 gal和100 gal時，隨著峰值加速度的增大，位移和恢復力基本呈現線性關系，表明結構此時處于彈性階段。當加載至220 gal時，圖中曲線明顯開始向位移軸偏移，此時結構地震反應位移增幅比峰值加速度增幅顯著，且恢復力增加趨勢變緩，說明結構進入了彈塑性狀態，這是由于試件在加載過程中的累積損傷以及其剛度退化引起的。

3.3 滯回特性

通過對該模型的擬動力數據分析可以得到其基底剪力-位移滯回曲線，因篇幅有限，僅列出部分加載工況下的滯回曲線，如圖11所示。由圖可知，在同一加速度峰值不同地震波作用下，試件的滯回曲線有明顯的差異，說明試驗中選取的地震波頻譜對試件地震反應影響顯著。當峰值加速度為35 gal和100 gal時，基地剪力隨位移的增大基本呈線性增加，卸載后幾乎無殘余變形，此時，結構處于彈性狀態，滯回環包圍的面積較小。在峰值加速度為220 gal和400 gal時，滯回環包圍面積明顯增加。對比試件在不同峰值加速度El Centro波作用下的滯回曲線，可知試件的滯回曲線由“弓形”變為“反S形”，之后出現一定程度的捏縮，這是由脊瓜柱部分裂縫閉合和穿插枋與檐柱連接處縱向受力鋼筋出現一定程度的滑移造成的。

(a) 35 gal El Centro波

(b) 100 gal El Centro波

(c) 100 gal Taft波

(d) 100 gal蘭州波

(e) 220 gal El Centro波

(f) 400 gal El Centro波

3.4 結構強度與剛度

由El Centro地震波作用下的基底剪力-位移滯回曲線可以得到結構骨架曲線，如圖12所示。骨架曲線可基本反映出結構在加載過程中的強度變化和延性特征，可以用來定性分析結構的抗震性能。

由圖12可知，隨著位移的增加，試件的基底剪力逐漸增大。當位移小于6 mm時基底剪力與位移呈現線性關系，從另一方面說明結構處于彈性工作階段。當位移大于6 mm，可以看出隨著位移的增大，基底剪力增加的趨勢逐漸緩和，說明結構出現了損傷，逐漸進入彈塑性狀態。當峰值加速度為220 gal時，結構最大位移值為16.897 mm。當峰值加速度達到400 gal時，結構的最大值位移值為34.250 mm，可以近似求得結構的延性系數為2.03。由圖可知，結構的骨架曲線無明顯的下降趨勢，說明加載后期結構仍具有較高的承載力和變形能力，即仿古建筑鋼-混凝土組合框架具有較好的安全儲備。

圖12 試件的骨架曲線

加載過程中，結構剛度的變化直接影響著整個結構的動力特性，因此本文分析了結構在不同地震作用下的剛度隨峰值加速度變化的關系曲線。定義結構的剛度為各工況作用下結構最大基底剪力處的割線剛度，試件的剛度隨位移變化的關系曲線，如圖13所示。由圖可知，試件在同一峰值加速度的不同地震波作用下，其剛度變化幅度較小，且隨峰值加速度的增大，結構的損傷不斷累積，其剛度逐漸降低，El Centro波400gal較35 gal時，其剛度降低了66.0%，結構剛度的退化致使其自振周期增大，而其自振頻率相應減少(見表3)。

圖13 結構剛度退化曲線

3.5 結構耗能分析

試件的累積耗能能較好的評估其在不同地震波作用下的耗能性能。試件在220 gal時不同地震波作用下的累積耗能圖如圖14(a)所示，在不同工況El Centro波作用下的累積耗能圖如圖14(b)所示。

(a) 試件在220 gal時不同地震波作用下的耗能

(b) 試件在不同工況El Centro波作用下的耗能

由圖14可知，結構在相同峰值加速度的不同地震波作用下，其耗能大小不同，由大到小依次為El Centro波、Taft波、蘭州波，這主要是由模型結構的自振周期與El Centro波的頻譜較為接近造成的。在不同峰值加速度的El Centro波作用下，試件的累積耗能隨著峰值加速度的增大而增大。當峰值加速度較小時，試件基本處于彈性階段，因此試件的耗能能力較低，累積耗能的增幅不顯著。當峰值加速度為220 gal時，試件的耗能比100 gal時增大了3倍，究其原因是試件局部已處于塑性工作階段。試件的累積耗能與輸入地震波峰值加速度呈高次增長關系，即隨輸入地震波峰值加速度的增大，試件的累積耗能急劇增大[11]。

3.6 層間位移角

層間位移角是反映結構變形能力的一個重要指標，可表示為層間位移與層高的比值，即θi=Δi/H，Δi表示框架的層間側向位移值，H為框架層間高度[12]。各加載工況下正、負向層間位移角的較大值為結構的層間位移角，不同加載工況下的最大層間位移和層間位移角，見表5。

由表5可知，隨峰值加速度的增大，試件的層間位移角逐漸增大，且試件在同一地震波各加載工況下，其層間位移角不同。當峰值加速度為35 gal時，試件處于彈性工作階段，其層間位移角最大值為1/950，未超過GB50011—2010《建筑抗震設計規范》規定的限值1/550，即試件在7度多遇地震作用下能滿足“小震不壞”的設防要求。當峰值加速度為100 gal時，試件開始出現裂縫，裂縫寬度不大，且卸載后均能閉合，能夠滿足“中震可修”的設防要求。當峰值加速度達到220 gal時，試件地震反應位移增幅比地震波的峰值加速度增幅顯著，此時試件處于塑性工作階段，最大層間位移角為1/171，未超過抗震設計規范規定的限值1/50，具有較強的抗倒塌能力，即試件能滿足“大震不倒”的設防要求。當峰值加速度為400 gal時，試件的最大層間位移角為1/86，仍未達到彈塑性位移角限值，表明試件具有優越的變形能力和較高的安全儲備。

表5 各加載工況下的層間位移角

4 結 論

(1) 仿古建筑鋼-混凝土組合框架在地震作用下的最終破壞是由金柱與穿插枋處混凝土開裂及鋼筋屈服造成的。在7度地震作用下，試件能達到“小震不壞”、“中震可修”和“大震不倒”的3水準設防目標。

(2) 仿古建筑鋼-混凝土組合框架的加速度反應隨地震波加速度的增加而增加，且在不同地震波作用下結構的加速度反應差異明顯。結構的動力放大系數隨地震加速度的增加呈下降趨勢。

(3) 仿古建筑鋼-混凝土組合框架的基底剪力-位移滯回曲線由“弓形”變為“反S形”，主要是由脊瓜柱裂縫開閉、穿插枋與檐柱連接處縱向鋼筋滑移引起試件剛度退化所造成的。

(4) 仿古建筑鋼-混凝土組合框架的累積耗能隨峰值加速度的增大而增大。不同地震波在相同的峰值加速度下，El Centro波對應的試件耗能最大，這主要是因為試件的自振周期與El Centro波的頻譜較為接近。