傳統風格建筑鋼-混凝土組合結構枋-柱節點力學性能及地震損傷評估試驗研究

董金爽 隋龔 薛建陽 郭坷

摘要：為研究傳統風格建筑鋼-混凝土組合結構枋-柱節點及附設黏滯阻尼器的傳統風格建筑的力學性能，設計了2組共計6個試件，包括4個附設黏滯阻尼器的傳統風格建筑枋-柱試件及2個未附設黏滯阻尼器的對比試件，對其在正弦波動力循環荷載作用下的恢復力特征曲線、骨架曲線、承載力及剛度退化、耗能能力、延性性能等抗震性能指標進行研究。結果表明：采用鋼-混凝土組合結構的傳統風格建筑抗震性能優于普通混凝土的傳統風格建筑;附設黏滯阻尼器可較大幅度提升傳統風格建筑抵御外荷載的能力及耗能能力，結構的整體抗震性能有大幅改善，黏滯阻尼器可在一定程度上抑制試件的剛度退化速率;附設黏滯阻尼器對雙枋-柱節點試件抗震性能的改善程度高于單枋-柱節點試件。對試件采用多個地震損傷模型進行評估的結果表明，Park-Ang與Banon損傷模型可較好地反映試驗試件的損傷演化規律，可用于對該類型構件損傷規律的表征。研究結果可為傳統風格建筑的進一步研究及工程設計提供有益參考。

關鍵詞：抗震性能;損傷評估;傳統風格建筑;枋-柱節點;黏滯阻尼器

中圖分類號：TU352.11;TU398+。2文獻標志碼：A 文章編號：1004-4523（2020）03-0570-12

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.03.016

1概述

中國古建筑屹立于世界建筑群體中自成一體，與中華文明相伴相生，源遠流長，是中國華夏文明的重要組成部分。如中國應縣木塔、五臺山佛光寺大殿和南禪寺大殿及日本唐招提寺等傳世至今的典型木結構古建筑群體均是不可再生的珍貴文化資源和歷史文化遺產。中國古建筑以木為主要構材，由于其特殊的力學性質，受自然侵蝕及戰亂影響較大，現存于世的古建木結構數量較少。因此，如何采用現代建筑材料傳承與創造出具有民族文化與地域風格的新型現代建筑，對中國城市發展、建設意義重大。其中，傳統風格建筑便是具有良好推廣應用前景的探索與創新。傳統風格建筑（又稱仿古建筑）是指通過模仿古建筑結構形制，采用現代建筑材料體現古建筑主要特征的一種建筑類型，如圖1所示。

對傳統風格建筑的研究目前尚處于起步階段，且現行規范也未有相關規定。薛建陽等進行了傳統風格建筑梁-柱節點擬靜力試驗及有限元模擬，研究了其破壞模式、受力特點及耗能性能等;隋美等進行了附設黏滯阻尼器的傳統風格建筑梁一柱節點的力學特性。迄今，對傳統風格建筑在地震作用下的損傷評估模型尚屬空白。

因此，正確掌握混凝土傳統風格建筑枋-柱節點在地震作用下的損傷演化規律，建立合理的地震損傷評估模型，對深化傳統風格建筑的彈塑性時程分析、動力災變機制認識、動力可靠性分析和震后安全評估與應急處理均具有重大意義。

鑒于此，課題組設計了6個傳統風格建筑組合結構枋-柱節點試件，包括單枋-柱試件系列及雙枋-柱試件系列，并將黏滯阻尼器與傳統風格建筑相結合，形成附設黏滯阻尼器的傳統風格建筑新型阻尼節點。對動力荷載作用下的傳統風格建筑的抗震性能及其累積損傷進行研究分析，并采用不同的損傷模型對其全過程進行評價。

2 試驗概況

2.1 試件設計

試驗共設計2組6個傳統風格建筑鋼-混凝土組合枋-柱節點，包括4個附設黏滯阻尼器的試件，其中2個雙枋柱-節點TD-2，TD-3以及2個單枋-柱節點TS-2，TS-3;2個未附設黏滯阻尼器的對比試件分別為TD-1，TS-1.按《工程做法則例》圖解材份制要求，并結合舟山佛學院工程，試件基本參數如圖2所示。實測與試件同齡期混凝土立方體試塊的抗壓強度平均值f_cu=58.2MPa。設計軸壓比n=0.25.鋼材力學性能如表1所示。

2.2 加載方案

試驗采用以位移和頻率進行控制加載的正弦波荷載形式的動力加載制度。加載頻率根據不同加載工況下正弦波荷載的峰值加速度反推得出，正弦波加速度的峰值根據地震烈度等級的劃分及其對應的水平地震動參數范圍作為設計依據。控制位移設計依據是消能減震結構的層間彈塑性位移角限值應符合預期的變形控制要求。綜合考慮黏滯阻尼器的動力和疲勞測試方法及加載設備的安全性能，每工況循環10次。

試驗加載工況如表2所示，加載制度示意圖如圖3所示。

加載裝置如圖4所示。水平荷載由MTS793電液伺服程控試驗系統施加，作動器行程為±250mm。豎向軸心荷載由100t油壓千斤頂在柱頂施加，千斤頂與反力梁間設置滾輪裝置，使千斤頂能隨柱頂實時水平移動。

2.3 黏滯阻尼器選型及安裝

試驗選用速度相關型阻尼器。試驗用黏滯阻尼器如圖5所示。阻尼器鉸支座具體形式如圖6所示。選用的阻尼器參數如表3所示。

黏滯阻尼器安裝：根據黏滯阻尼器長度及安裝角度確定其與試件的連接部位，在連接處預埋鋼板，鋼板與試件接觸面應焊短筋并深入試件內一定長度以確保兩者連接牢固。黏滯阻尼器配套用雙耳支座就位后，將其與預埋鋼板牢固焊接。將黏滯阻尼器兩端分別放置于支座內，插入配套螺栓并擰緊，黏滯阻尼器安裝工作全部完成。

3 試驗結果及分析

通過對6個傳統風格建筑枋-柱節點試件的正弦波動力循環荷載試驗，獲得了反映其力學性能的相關試驗數據，其中試件TD-1及TS-1加載至工況10時被破壞，終止試驗，但仍是完整的加載過程，其他試件均加載至工況12.對其進行分析，結果如下。

3.1 恢復力特征曲線

將采集的各試件在各工況下第一圈荷載-位移曲線繪制于一張圖中，得到的各試件恢復力特征曲線（荷載P-位移△曲線）如圖7所示。

由圖7可知：

（1）加載初期（控制位移≤15mm），各試件恢復力特征曲線包圍的面積較小，各工況下荷載與位移的比值（曲線的斜率）基本重合，且基本呈線性關系，剛度退化不顯著，在該階段，試件基本處于彈性工作狀態。

（2）隨著控制位移的不斷增大（27mm≤控制位移≤65mm），各試件恢復力特征曲線包圍的面積逐漸增大，各工況下荷載與位移的比值（曲線的斜率）逐漸向位移軸傾斜，且不再呈線性關系，剛度及承載力退化較顯著，試件由彈性工作階段逐步過渡到彈塑性階段，在此階段，觀察到各試件均出現不同程度的混凝土小范圍壓碎剝落現象，且枋端鋼筋達到屈服強度。

（3）加載后期（77mm≤控制位移≤115mm），各試件恢復力特征曲線達到峰值荷載后逐步下降，總體上附設黏滯阻尼器的試件下降趨勢緩于未附設黏滯阻尼器的對比試件，單枋-柱試件下降趨勢緩于雙枋-柱試件，這是由于附設黏滯阻尼器可在較大程度上延緩試件的破壞和提升試件的承載能力，雙枋-柱由于上梁與下梁共同存在，加載后期，下梁的存在導致上下梁變形不協調，內力分布不均勻，達到極限承載力后，承載力下降較快所導致。

（4）總體上，附設黏滯阻尼器的試件的承載能力及恢復力特征曲線包圍面積高于未附設黏滯阻尼器的對比試件，表明附設黏滯阻尼器可明顯改善傳統風格建筑混凝土枋-柱節點抗震性能，為地震高烈度地區傳統風格建筑使用黏滯阻尼器提升其抗震性能提供了相應的科學依據。

3.2 骨架曲線

骨架曲線能直觀地反映結構（構件）的恢復力特征曲線的變化規律，是結構（構件）試驗結果的重要體現。各試件恢復力特征曲線的外包線形成的骨架曲線如圖8所示。由圖8可知：

（1）試件加載過程中，在豎向恒載及水平正弦波往復荷載作用下經歷了開裂、屈服、極限及破壞四個階段，而試件骨架曲線上并未有明顯的屈服點，說明試件的屈服過程是一個從局部向整體逐漸擴散的發展過程，根據試驗結果，可將上梁梁端鋼筋達到屈服強度作為試件屈服的標志。

（2）由圖8（（a）-（c））可知，傳統風格建筑雙枋-柱節點的承載力明顯高于單枋-柱節點試件，表明位于傳統風格建筑外圍檐柱的雙枋-柱構造具有顯著的類似“圍箍效應”作用，可起到將建筑物內部結構緊緊地包圍在雙枋-柱聯系的柱網之中的作用，從而提升建筑結構的整體性能，與古建木結構柱架的生起和側腳有異曲同工之妙。

（3）由圖8（（d）-（e））可知，附設黏滯阻尼器的傳統風格建筑試件承載能力明顯高于未附設黏滯阻尼器的對比試件，且極限荷載后的曲線下降段較對比試件平緩，說明附設黏滯阻尼器可顯著提高試件的承載能力及延性性能。

（4）加載初期，各試件骨架曲線幾乎重合，初始剛度大致相等，說明附設黏滯阻尼器對試件的開裂荷載及初始剛度影響較小，這是由于加載初期，控制位移較小，此時試件基本處于彈性工作階段，黏滯阻尼器尚未發揮作用，這也表明在地震高烈度地區黏滯阻尼器更能發揮其效應

3.3 承載能力及延性分析

延性是反映結構（構件）在地震作用下變形、耗能能力的重要指標，常用位移延性系數表示，表達式為u=△_m/△_v，△_m為破壞位移，△_v為屈服位移（由“Park法”確定），破壞位移△_m取破壞荷載為極限荷載的85%時對應的位移，P_u為峰值荷載，相應的位移為△_u，破壞荷載P_m定義為0.85P_u，相應的水平位移為破壞位移△_m，P_cr，為開裂荷載，相應的位移為△_cr。

各試件特征點荷載及位移如表4所示，各試件延性系數計算如表5所示。由表4和5可知：

（1）對于雙枋-柱系列，附設黏滯阻尼器試件開裂荷載較對比試件的開裂荷載分別提升為12.5%，7.0%;對于單枋-柱系列，提升幅度分別為8.3%，15.5%，開裂特征點提升幅度較小;而附設黏滯阻尼器的試件的屈服特征點、極限特征點均有較大程度的提升，表明附設黏滯阻尼器對改善試件抗裂性能影響較小，而對試件進入彈塑性階段及塑性階段后的抗震性能影響較大，這也從側面表明黏滯阻尼器在高烈度抗震設防區的應用更能提升建筑結構的抗震性能。

（2）地震作用下，結構（構件）的彈塑性變形應小于容許極限變形，以防止結構倒塌。根據規范，混凝土結構的層間位移角限值[θ_p]=1/50.試件破壞時，對于雙枋-柱系列，附設黏滯阻尼器的試件的彈塑性層間位移角θ_m=1.48[θ_p]，對比試件的θ_m=1.32[θ_v];對于單枋-柱系列，附設黏滯阻尼器的試件的彈塑性層間位移角θ_m=1.45[θ_p]，對比試件的θ_m=1.22[θ_p]，表明附設黏滯阻尼器可顯著提升試件的抗倒塌能力，且采用鋼-混凝土組合結構的傳統風格建筑的抗倒塌能力優于傳統風格建筑混凝土結構。

（3）對于雙枋-柱系列，附設黏滯阻尼器的試件的位移延性系數較對比試件分別提升15.2%，13.1%;對于單枋-柱系列，提升幅度分別為1.6%，4.8%，表明附設黏滯阻尼器可在一定程度上提升傳統風格建筑的變形能力及抗震性能，且對雙枋-柱試件的提升程度高于單枋-柱試件，這是由于雙枋-柱試件下梁的存在，導致上下梁變形不協調，附設黏滯阻尼器后，可有效保證上下梁變形協調，提升下梁的受力性能，從而可較大幅度提升其延性性能，因此在傳統風格建筑工程中，應優先在外圍雙枋檐柱布設黏滯阻尼器，可更大程度提升建筑結構的抗震性能。

3.4 耗能能力分析

選用等效黏滯阻尼系數he、功比系數Iw及能量耗散系數Ed評價各試件的耗能能力。h_ey，h_eu，h_em分別為試件在屈服、極限和破壞荷載時對應的等效黏滯阻尼系數;Iw為試件破壞時的功比系數。計算結果如表6所示。由表6可知：

（1）附設黏滯阻尼器的試件等效黏滯阻尼系數和功比系數明顯高于試件TD-1、TS-I，屈服荷載時，h_ey提高幅度為30.3%-31.5%;極限荷載時，h_em提高幅度為29.7%-34.4%;破壞荷載時，h_em提高幅度為48.0%-48.7%，I_w提高幅度為20.2%，23.7%，說明裝設黏滯阻尼器可顯著提高試件的耗能能力，從而確保建筑結構“中震不壞，大震可修”抗震設防目標的實現。

（2）對于雙枋-柱試件，附設黏滯阻尼器的h_e=0.271-0.275，對比試件he=0.141;對于單枋-柱試件，附設黏滯阻尼器的h_e=0.392-0.397，對比試件h_e=0.223，顯著高于普通混凝土節點，接近于型鋼混凝土結構，表明附設黏滯阻尼器后可較顯著地增強建筑結構的耗能能力。

（3）各試件功比系數均較大，說明結構在超過了其極限點之后的下降階段仍具有較高的耗能能力，附設黏滯阻尼器后試件具有優于普通混凝土構件的耗能能力，黏滯阻尼器可較大幅度提升試件的整體抗震性能及力學性能。

為進一步量化黏滯阻尼器對試件耗能能力的提高，根據各試件的柱端恢復力特征曲線計算各試件在不同加載位移下的總耗能，其中總耗能取每級加載位移下各次循環的水平荷載-位移曲線包圍的面積，計算結果如圖9所示。圖10為各加載位移下黏滯阻尼器阻尼力-位移滯回曲線包圍的總面積，取兩側黏滯阻尼器耗能之和。

由圖9和圖10可知，在控制位移較小時，各試件耗能較小，這是由于荷載較小時，試件基本處于彈性階段，試件耗能主要是以可恢復的彈性應變能為主，塑性變形較小;隨著荷載的增大，試件逐步由彈性階段過渡到彈塑性階段，試件的耗能也逐步增大，耗能由可恢復的彈性應變能為主向不可恢復的塑性應變能轉變。

3.5 剛度分析

試件進入塑性狀態后，在位移幅值不變的條件下，結構構件的剛度隨反復加載次數的增加而降低的特性稱為剛度退化，可取同一級變形下的割線剛度來表示。各試件每級位移下剛度退化曲線計算如圖11所示，圖12給出了各試件在位移循環階段的剛度隨控制位移的變化情況。

定義第一級加載時正、負向割線剛度平均值作為試件初始剛度值，各特征點剛度值分別為試件各特征點正、負向割線剛度平均值。計算結果如表7所示，圖13給出了各試件的剛度對比直方圖。

由圖11-13及表7可知：

（1）各試件在同級位移下的剛度隨著循環次數的增大而不斷的降低，反映了試件在水平反復荷載作用下的剛度退化;導致試件剛度退化的根本原因是隨著荷載的增大，試件累積損傷增大，混凝土開裂剝落，鋼筋屈服等。

（2）總體上，各試件的剛度退化呈現先快后慢的趨勢。一方面，控制位移不變時，剛度隨著循環次數的增加而不斷降低，降低幅度以首次循環時剛度與其次循環剛度退化最為明顯，即圖11中，在同級加載位移下，第一個數值點與第二個數值點之間的降幅為最顯著;另一方面，加載初期，試件剛度退化較快，隨著加載的繼續，試件的剛度退化減緩，這是由于試件在循環荷載的作用下損傷不斷累積的效果，加載后期，試件已經破壞較為嚴重，幾乎不再有進一步的損傷，因此試件的剛度退化不再明顯。

（3）對附設黏滯阻尼器的試件，剛度退化過程中存在一定的差異，但后期剛度退化大致重合，且試件剛度初始退化大致相等，加載結束時剛度退化也大致相等，說明黏滯阻尼器荷載設計值對試件剛度退化并沒有顯著影響。

（4）附設黏滯阻尼器的各試件剛度退化趨勢線，即圖11中虛線所示，較對比試件曲率更大，說明附設黏滯阻尼器試件剛度退化速率由快到慢，而對比試件的試件剛度退化始終較快。對比試件剛度退化趨勢線基本為一條直線，說明其剛度退化幾乎成線性退化，而附設黏滯阻尼器的試件剛度退化趨勢線在后期趨于平緩，說明其剛度幾乎不再退化，而是保持在一個較為平穩狀態，表明附設黏滯阻尼器可在一定程度上提升試件耗能能力，并能一定程度地抑制試件的剛度退化速率，防止試件的剛度退化殆盡而失去耗能能力。

（5）對于附設黏滯阻尼器的試件，初始剛度及各特征點處剛度值均大于對比試件。對于雙枋-柱試件，附設黏滯阻尼器的試件在各特征點處的剛度值約為對比試件的1.36，1.35，1.13，1.10倍;對于單枋-柱試件，分別為1.27，1.10，1.03，1.34倍，說明附設黏滯阻尼器可在一定程度上提高傳統風格建筑枋-柱節點的剛度，且總體上對雙枋-柱試件的剛度提升程度高于單枋-柱試件，再次證明對于傳統風格建筑附設黏滯阻尼器可有效提升結構的抗震性能和保障結構整體性能。

4 地震損傷分析

在強烈地震作用下，結構會發生相當大的塑性變形而產生嚴重損傷甚至倒塌，因此，建立合理的對結構在地震作用下的抗震性能的評價機制是建筑結構基于性能抗震設計的關鍵，由于地面運動的復雜性以及影響結構損傷因素的多樣性，目前還沒有統一的損傷評價模型。當前常用的地震損傷評價模型主要有位移型、能量型、組合型。

4.1各試件損傷計算結果

假定加載初期，認為試件中沒有損傷存在，結構的損傷指數D=0，承載力下降到峰值荷載85%時結構的損傷指數D=1.采用多個損傷模型得到的損傷指數計算結果并對其進行無量綱化可得到傳統風格建筑枋一柱節點在不同條件下的損傷指數，如圖14所示。由圖14可知：

（1）加載初期，各試件的損傷指數均較小，說明試件在彈性工作階段，其累積損傷較小;隨著加載的繼續，試件所受荷載逐步增大，其塑性變形增加，卸載后存在殘余變形，累積損傷逐漸增大，且不可恢復。

（2）附設黏滯阻尼器的試件在加載后期損傷速率要小于對比試件，說明布設黏滯阻尼器可顯著改善試件的受力性能，提高其抗震性能，這一點從相關研究結果均可看出，如延性、耗能、滯回曲線飽滿程度。

（3）各損傷模型對試件損傷演化規律的描述各不相同，因此應根據試件的類型和特點選用合理的損傷模型進行試件的損傷演化規律描述。

4.2 損傷模型的適用性分析

由圖14可知：

（1）Newmark模型與Mahin損傷模型兩者計算結果接近，且試件損傷演化規律趨勢一致，但曲線為明顯的鋸齒狀，這是由于損傷模型采用延性系數作為單一參數進行損傷指標計算所導致的，與實際地震作用下結構的損傷不符，因此Newmark模型與Mahin模型不適用于動力荷載作用下傳統風格建筑混凝土枋-柱節點地震損傷演化規律的表征。

（2）Mehanny損傷模型曲線位于各損傷模型曲線的下部，說明其較適合于對節點延性較差的試件損傷演化規律進行表征;Krawinkler及Hwang損傷模型曲線大致位于各模型曲線的中部，說明該損傷模型適用于延性中等的試件損傷演化規律的表征;Gosain損傷模型及Darwin損傷模型對試件損傷演化規律的描述趨勢基本一致且曲線接近，尤其是在加載的后期，兩者所體現出的試件的損傷指數差別不大。

（3）對Park-Ang損傷模型及Banon損傷模型計算時均考慮了黏滯阻尼器對試件耗能的影響，即將黏滯阻尼器與試件視為一個整體進行分析，分析可知兩者對試件損傷演化規律趨勢的描述一致且曲線較為接近，結合傳統風格建筑混凝土枋一柱節點試件的力學特征，建議采用Park-Ang或Banon損傷模型對該類型構件的損傷演化規律進行描述。

5 結論與建議

5.1結論

（1）采用鋼-混凝土組合結構的傳統風格建筑的抗震性能優于傳統風格建筑混凝土結構，附設黏滯阻尼器可顯著改善傳統風格建筑抵抗外荷載的能力及耗能能力，從而提高其抗震性能;

（2）傳統風格建筑雙枋-柱節點的承載能力及耗能能力優于單枋-柱節點，外圍檐柱上的雙枋-柱構造形式具有類似“圍箍效應”的作用，附設黏滯阻尼器對雙枋-柱試件的延性性能提升幅度較大;

（3）總體上，各試件的剛度退化呈現先快后慢的趨勢。附設黏滯阻尼器試件的剛度退化過程中存在一定的差異，但后期剛度退化大致重合，加載結束時剛度退化也大致相等，黏滯阻尼器荷載設計值對試件剛度退化影響不顯著。

（4）附設黏滯阻尼器可在一定程度上提升試件的耗能能力，并能一定程度地抑制試件的剛度退化速率，防止試件的剛度退化殆盡而失去耗能能力。

（5）Park-Ang損傷模型與Banon損傷模型可較好反映傳統風格建筑混凝土枋-柱節點的損傷演化規律，可用于對該類型構件損傷規律的表征。

5.2 設計建議

（1）黏滯阻尼器型號及相關參數確定前，應進行數值模擬優化分析，選擇適合于傳統風格建筑本身抗震特性的黏滯阻尼器類型;

（2）黏滯阻尼器應主要布設在傳統風格建筑外圍檐柱的雙枋-柱節點之處，外以雀替裝飾，從而可較大幅度提升建筑結構的整體性能。