仿古建筑钢-混凝土组合结构枋-柱节点力学性能研究

公衍茹, 董金爽,, 隋 䶮, 黄 斌, 杨 亮, 李龙建

(1. 海南大学 土木建筑工程学院, 海南 海口 570228;2. 西安建筑科技大学 土木工程学院, 陕西 西安 710055;3. 中铁建设集团有限公司海口分公司, 海南 海口 570208)

0 引言

仿古建筑是指外形与古木结构基本形制相似,采用非木材料建造的新型结构形式,是在城市建设发展与对传统建筑文化继承的过程中形成的一种新型建筑形式[1-2]。在众多城市尤其是以传统文化作为旅游基石的城市建造了许多的仿古建筑(图1)。

图1 仿古建筑工程实例Fig.1 Project case of antique buildings

针对仿古建筑,国内外学者进行了大量研究,主要包括结构施工技术[3-4]及建筑形制[5-7],而其力学性能的相关研究则相对较少,且未有专门针对仿古建筑结构设计的通用规范。薛建阳等[8-11]对不同建筑材料的仿古建筑节点构件及结构进行了试验及理论研究。李煜等[12]对山区地形条件下塔式仿古建筑的风压与风场绕流进行了研究,结果表明仿古建筑表面凹凸错落使风压沿其高度具有明显的差异性。陶倍林等[13]通过振动台试验给出了单层歇山建筑的抗震设计建议。张耀等[14]进行的梭柱节点试验显示其具有良好的力学性能。谢启芳等[15]开展的传统风格建筑混凝土结构梁-柱节点试验结果表明其抗震性能低于现代建筑。为确保传统风格建筑的推广应用,必须采取有效措施提升其抗震性能。黏滞阻尼器因其高效的减震效果被广泛应用于各类工程结构中,如杨健等[16]以某高层住宅消能减震结构为例,研究了最优的阻尼器布置方案;朱晓莹等[17]通过对一幢高层建筑设置阻尼器,取得了良好的减震效果。

仿古建筑形制仿自古木结构,其梁称阑额,截面高宽比约为1.5,与传统梁-柱节点相比,节点域范围较大。实际工程中,仿古建筑的柱为变截面构件,上柱多采用方柱,下柱采用圆形截面,导致仿古建筑梁柱节点力学特性与常规节点相比差异较大(图2)。

图2 仿古建筑节点构造示意图Fig.2 Structure diagram of the joint in antique buildings

鉴于此,本文拟采用快速往复正弦波加载制度对3个仿古建筑钢-混凝土组合结构的枋-柱节点进行试验加载,研究其加载全过程中的破坏形态及力学性能,以期为后续仿古建筑相关理论研究及工程应用奠定一定的基础。

1 试验设计

1.1 节点制作

试验共设计制作3个试件,其中AL-1为未设置黏滞型阻尼器的试件,AL-2与AL-3在梁-柱连接处两侧各安装一根黏滞型阻尼器。

表1 钢材力学性能指标Table 1 Mechanical property indexes of the steel

图3 试件详细尺寸及具体构造示意图 (单位:mm) Fig.3 Detailed dimension and specific structure diagram of the specimens (Unit:mm)

1.2 加载方案

加载装置如图4所示。试验全程包括两个步骤:(1) 由千斤顶施加竖向轴心荷载,荷载值在加载结束前保持恒定;(2)将MTS (Mechanical Testing& Simulation)加载设备设置在上柱侧端,施加水平快速往复荷载。试验采用位移控制的加载制度,并对试件施加快速往复作用,轴向荷载不能继续保持定值或荷载降至峰值荷载85%以下时,试验结束。

图4 试验加载装置图Fig.4 Diagram of test loading device

通过改变正弦波的振幅及频率实现不同工况的快速往复加载,加载频率通过每个工况的最大加速度计算确定。同时,为了考虑不同位移幅值下试件的受力性能,幅值逐步增大。试验加载工况见表2及图5,每工况均循环10次。图5中每工况间隔为各工况加载完毕后试验现象观察时间。

表2 试验加载工况参数指标Table 2 Parameters of each working condition for test

图5 试验工况示意图Fig.5 Schematic diagram of working conditions for test

1.3 黏滞阻尼器选型

试验采用速度型黏滞阻尼器,其基本参数如表3所列。黏滞阻尼器两端通过特殊装置与试件以铰接形式连接(图6),其中试件AL-2在梁-柱位置处安装FL-1型号阻尼器,AL-3在梁-柱位置处安装FL-2型号阻尼器。

表3 黏滞阻尼器参数Table 3 Parameters of viscous dampers

图6 试验用黏滞阻尼器与试件连接图Fig.6 Connection diagram of the viscous damper and specimen

2 试验结果及分析

2.1 破坏过程及破坏机制

对各试件加载全过程进行对比分析,可将试件从开始加载至结束划分为三个阶段,分别为未开裂阶段、开裂后弹性阶段及破坏阶段。各试件加载结束时的破坏特征如图7所示。

图7 各试件破坏形态Fig.7 Failure modes of specimens

试件AL-1未附设黏滞阻尼器,加载至工况10时,其最大荷载已低于整个加载过程中峰值荷载的85%,且施加在试件上柱的轴向荷载低于开始加载时设定的荷载值,试验结束。AL-1虽未进行工况11及12的加载,但该试件整个加载过程仍是完整的,可对其进行相关力学性能分析并与其他试件进行对比分析。

各试件破坏性体及破坏机制列于表4。对于试件AL-1,当其在未开裂阶段时,滞回环加载曲线及卸载曲线基本重合,无显著残余变形;开裂后弹性阶段,阑额与柱交接处几乎形成贯通裂缝,有向核心区延伸的趋势,残余变形较显著;破坏阶段时,阑额与柱连接处混凝土被压碎,部分纵筋外露,核心域有“X”状的交叉裂缝,试件变成可变体系,不适宜继续加载。由试验现象可知,试件AL-1的破坏类型为弯剪型破坏。对于试件AL-2及AL-3,其破坏形态大致相同:在未开裂阶段,荷载与位移斜率几乎不变,构件弹性特性表现显著;在开裂后弹性阶段,阑额与柱连接处裂缝逐渐延伸贯通,刚度及强度有显著退化,卸载后有显著残余变形,加载时阻尼器可与试件协同工作;破坏阶段时,连接处贯通裂缝形成,上下柱连接处混凝土被压碎,形成凹陷,钢筋外露,核心区有少量交叉裂缝,由于有阻尼器作为支撑,试件仍能继续承受荷载。经分析,试件AL-2及AL-3的破坏类型为弯剪型破坏。

表4 试件破坏性体及破坏机制Table 4 Failure mode and failure mechanism of each specimen

对各试件破坏形态及破坏机制进行对比可知:

(1) 未设置黏滞阻尼器的仿古建筑枋-柱节点试件破坏为可变体系;因黏滞阻尼器既可提供一定的刚度,又可与试件协同受力,设置了黏滞阻尼器的试件破坏时仍为几何不变体系。

(2) 黏滞阻尼器在一定程度上提高了节点的力学特性,尤其是承载能力得到了较大提升,变形性能得到有效改善。

2.2 恢复力特征曲线

取各试件每级工况第一圈加载时的荷载-位移曲线,绘制得到其恢复力特征曲线(图8)。通过对各试件恢复力特征曲线分析可知:

(1) 未开裂前,各试件加载与卸载曲线基本重合,荷载与位移基本满足线性函数的关系;试件开裂后进入屈服阶段,加载曲线与卸载曲线逐渐分离,曲线围成的面积逐渐增大,荷载与位移不再保持线性关系,卸载后残余变形显著。

(2) 随着加载振幅的不断增大,各试件恢复力特征曲线的非线性特性更加显著,曲线的形状由最初的弓形逐渐过渡到反“S”形;卸载至0,不可恢复变形值逐渐增大。与对比试件AL-1相比,各工况下试件AL-2、AL-3荷载-位移形成的滞回环包围面积随着控制位移的增大而逐渐增大。

(3) 试件AL-2、AL-3结构设计相同,但附设的阻尼器型号不同。整体上,两者滞回曲线形状相似,但包围的面积及峰值荷载有一定差异,表明不同型号的阻尼器对试件力学特性的影响不同。

2.3 荷载-位移骨架曲线

由试件恢复力特征曲线得到各试件骨架曲线如图9所示。由图9可知:

图9 骨架曲线Fig.9 Skeleton curves

(1) 根据各试件骨架曲线的特征,可将其划分为三个阶段,分别为弹性阶段、屈服阶段及破坏阶段。弹性阶段包括试件开裂前的弹性阶段及变形较小的开裂后弹性阶段,该阶段内各试件骨架曲线大致重合,表明小变形及弹性阶段内,试件刚度主要由其自身属性决定,设置阻尼器对其刚度提升基本无影响。屈服后,各试件表现差异化,但变化趋势基本相同,均有平缓的下降段,说明即使是在破坏阶段,试件仍具有一定的承载能力。

(2) 与其他两个试件相比,试件AL-1的承载力较低,表明设置阻尼器可提高枋-柱节点的承载能力。图9中试件AL-2、AL-3达到峰值荷载后的曲线更为平缓,试件破坏时的变形更大,抗倒塌能力得到提升。由于阻尼器型号不同,试件AL-2、AL-3承载力及延性提升程度不同,因此实际工程中应综合考虑阻尼器型号,通过优化设计,选择最优参数。

2.4 承载力及延性性能

仿古建筑枋-柱节点受力过程中关键特征荷载值及位移值如图10所示。其中,屈服荷载Py按能量等值法[19]确定。

图10 试件特征值对比图Fig.10 Comparison between the characteristic values of specimens

采用层间位移角θ及位移延性系数Δ表征仿古建筑枋-柱节点的延性性能[20]。各试件延性性能计算结果列于表5,每个试件对应两行数据表示试件正负向加载试验结果。图10为各试件荷载及位移特征值直方对比图。

表5 试件延性性能计算结果Table 5 Calculation results of the ductility performance of specimens

由表5及图10分析可知:

(1) 峰值荷载由大到小依次为AL-2、AL-3、AL-1,相比于AL-1,试件AL-2、AL-3的峰值荷载平均值分别提高了15.9%、29.1%。相比于AL-1、AL-3,试件AL-2屈服荷载平均值分别提高了15.6%、33.6%。这表明在雀替位置处设置黏滞阻尼器对提升仿古建筑节点承载力的效果显著,而不同类型的阻尼器对节点承载能力的改善程度并不相同。

(2) 延性系数由大到小依次为AL-3、AL-2、AL-1,表明阻尼器可提升构件的抗倒塌能力及变形能力。相比于AL-1,试件AL-2及AL-3的延性系数分别提高了1.6%、4.8%。承载能力最大的为AL-2,延性系数最大的为AL-3,表明实际工程中选择阻尼器时,不仅应考虑仿古建筑结构某单一性能的改善,而应综合全面地选择相应的阻尼器参数。

(3) 试件AL-2、AL-3的塑性层间位移角平均值较AL-1分别降低了17.1%、14.6%,各试件的塑性层间位移角在1/45～1/32,满足抗震设计规范对建筑结构塑性层间位移角的规定,表明设置黏滞阻尼器的仿古建筑节点的变形性能得到了有效提升。

(4) 从图10可知,设置阻尼器后,AL-2及AL-3的承载力均有不同程度的提高,但开裂荷载提升幅度较小,相比于AL-1,试件AL-2及AL-3开裂荷载平均值分别提高6.4%、13.5%,说明黏滞阻尼器在小控制位移下对试件力学性能的影响较小,其更适合在高烈度地区使用。

2.5 刚度退化

采用割线刚度反映仿古建筑枋-柱节点试件刚度退化现象,第i级工况的割线刚度Ki:

(1)

式中:Pi,max为第i级工况下的峰值荷载;Δi为Pi,max对应的位移值。

各试件初始刚度[21]及各特征点刚度计算结果列于表6,表中各刚度值均为正负向计算结果的平均值。图11为各试件刚度直方对比图。定义刚度退化系数ηK为第i级工况下第一次循环时的刚度与第一工况下第一次循环时的刚度比值,计算结果如图12所示。

表6 试件特征点刚度计算结果(单位:kN/mm) Table 6 Stiffness calculation results of the characteristic points of specimens (Unit:kN/mm)

图11 试件各阶段刚度对比图Fig.11 Comparison between stiffness of specimens in different stages

图12 各试件刚度退化曲线Fig.12 Stiffness degradation curve of each specimen

由表6、图11、图12分析可知:仿古建筑枋-柱节点存在显著的刚度退化现象,主要是由于随着加载振幅增大,试件进入弹塑性及塑性阶段,产生塑性变形,卸载后有一定的残余变形,并伴随着一系列的试件破坏,如混凝土压碎退出工作、保护层剥落、钢筋外露,以及混凝土与钢筋间的黏结力破坏等损伤累积。

同级工况下,未设置阻尼器的试件刚度退化更为显著,说明附设黏滞阻尼器对仿古建筑刚度产生了较大影响;设置阻尼器后节点刚度退化缓慢,整体上呈先快后慢的趋势。对比AL-2、AL-3,两者初始刚度退化曲线大致重合,随控制位移增大,刚度退化曲线大致平行。

3 结论与设计建议

3.1 结论

(1) 采用钢-混凝土组合结构的仿古建筑枋-柱节点力学性能优良,滞回性能得到提升,试件破坏类型为弯剪型。

(2) 在节点雀替处设置黏滞阻尼器对仿古建筑枋-柱节点承载能力及变形能力的改善效果显著,且试件达到峰值荷载后的骨架曲线下降段相比未设置黏滞阻尼器的试件更为平缓。

(3) 各试件刚度退化曲线呈现先快后慢的发展规律,设置黏滞阻尼器可显著延缓仿古建筑节点试件的刚度退化速率。

3.2 设计建议

(1) 仿古建筑多为大屋盖建筑结构形式,屋盖集中了结构大部分自重,上柱截面尺寸较小,实际工程中可采用组合结构以降低上柱轴压比。

(2) 可通过在枋、柱连接部位设置黏滞阻尼器来提升结构的力学特性,但阻尼器的参数应通过优化,结合工程实际应用最终确定。