钢支撑-钢筋混凝土掉层框架结构抗震性能试验研究
2024-01-19刘立平李瑞锋殷尧日李英民
刘立平，李瑞锋，殷尧日，李英民，邓 飞
(1.重庆大学土木工程学院，重庆 400045；2.重庆大学工程结构抗震防灾重庆市重点实验室，重庆 400045；3.安徽省建筑设计院，合肥 230601)
钢筋混凝土(RC)掉层框架结构广泛运用于山地工程建设中，其结构特点是沿边坡布置2 个及以上的不等高嵌固端。因具有多个不等高的嵌固端，掉层框架结构水平及竖向的抗侧刚度分布具有显著的不均匀性[1]。其中，掉层框架结构上接地层接地柱与非接地柱的抗侧刚度差异较大，地震作用下该层剪力将集中于刚度较大的上接地柱一侧，导致结构出现明显的局部破坏现象，破坏集中于上接地柱端，形成 “半层破坏模式”[2]。在该破坏模式下，上接地柱端率先屈服，成为主要耗能构件，导致结构不能充分发挥其抗地震倒塌能力，显著降低了结构的抗震安全性[3]。在汶川地震[4]及尼泊尔地震[5]中，RC 掉层框架结构也都被观测到了比平地规则结构更为严重的破坏现象。
国内外学者对RC 掉层框架结构的抗震性能开展了系列研究。其中，王丽萍等[6-7]系统性地阐述了掉层框架结构的多点地震动输入问题，并提出了掉层框架结构侧向刚度的计算方法，揭示了其内力分配规律。SURANA 等[8-9]分析了印度山区掉层框架结构的受力特征，初步评估了掉层框架结构的抗地震倒塌能力，研究发现受平面刚度不均匀分布的影响，与平地框架结构相比，掉层框架结构具有更高的地震倒塌概率。在试验研究方面，李英民等[10]开展了一栋RC 掉层框架结构的地震模拟振动台试验，研究发现掉层框架结构的上接地层具有明显的扭转效应，塑性铰首先出现在上接地柱端，为提高其抗震性能，宜改善上接地层侧向刚度分布的不均匀性。徐军等[11]、唐洋洋等[12]分别开展了设置混凝土水平接地构件的掉层框架结构拟静力试验及振动台试验，研究结果表明：设置接地构件可在一定程度减小上接地层内刚度分布的不均匀程度，上接地柱的破坏程度有所减轻，结构抗震性能有所改善。但在大震作用下，因较大的抗拉需求，混凝土接地构件易出现受拉破坏，其改善结构刚度分布不均匀性的作用将降低。与混凝土构件相比，钢支撑具有良好的受拉性能，将其设置在RC 框架结构中，可改变结构的刚度分布，减小混凝土框架的变形，提高其承载能力，改善其抗震性能，目前已在平地规则结构中得到广泛应用与研究[13-19]，但还鲜见其在掉层RC 框架结构中的应用。
本文设计了一栋8 层的RC 掉层框架结构，在结构上接地层设置人字形钢支撑和水平钢支撑，以改善结构上接地层抗侧刚度分布的不均匀性。按1/4 的缩尺比，选取结构顺坡向中榀框架为试验对象，开展了设置钢支撑的RC 掉层框架结构的拟静力试验，分析了试件在水平往复荷载作用下的破坏形态，并与已开展的RC 掉层框架试验所得试件的破坏形态进行对比，研究了试件滞回特性、延性和刚度退化等抗震性能指标，以期为RC 掉层框架结构的抗震设计提供参考。
1 原型结构及简化模型的刚度分析
依据现行设计规范[20]，设计了一栋8 层的原型钢支撑-RC 掉层框架结构，如图1(a)所示。结构的顺坡向为3 跨，横坡向为4 跨，掉层部分为2 层1 跨，跨度均为6 m，层高均为3 m。其上接地柱截面尺寸为600 mm×600 mm，其余框架柱截面尺寸均为500 mm×500 mm，梁高均为500 mm，梁宽为300 mm。为改善上接地层抗侧刚度分布的不均匀性，并考虑较小的水平力传递路径，于掉层与非掉层部分相接的一跨设置人字形钢支撑。同时为减小上接地层接地柱与非接地柱侧向变形的差异，在掉层部分顶部设置与坡体相连的水平钢支撑。水平钢支撑与人字形钢支撑形成三角形的受力机构，可将人字形钢支撑承担的部分水平力传递至坡体。为分析结构掉层部分以及上接地层的侧向刚度分布，将原型结构简化为图1(b)的分析模型。
图1 原型结构与简化分析模型Fig.1 Prototype structure and simplified analysis model
采用Smith & Coull 法[21]计算简化分析模型中RC 掉层框架各楼层的侧向刚度，其计算公式如下：
假定原型结构选用C30 级混凝土，钢支撑选用Q235 级钢材，按式(4)～式(6)得到上接地层接地部分与上接地层抗侧刚度之比n和设置水平钢支撑后掉层部分侧向刚度与未设支撑的刚度之比m随钢支撑的截面面积A的变化关系，如图2 所示。
在上接地层设置人字形钢支撑后，考虑其对该楼层侧向刚度的贡献，同时假定钢支撑为理想的轴心受力构件，得到上接地层抗侧刚度ks的计算公式：
式中：Es为钢材的弹性模量；A1为人字形钢支撑的截面面积；L1为人字形钢支撑的长度；θ 为钢支撑与框架梁夹角大小。
将位移控制加载阶段试件的荷载-位移滞回曲线绘于图12。图12 中：P为水平荷载值；Δ为顶点位移；Δ3、Δ4分别为第3 层和第4 层的层间位移；Δ2为掉层顶的侧向位移。由图12(a)的荷载-顶点位移滞回曲线可知，在初始加载阶段，滞回曲线呈一条斜直线，其所包围的面积很小，试件的刚度无明显变化，卸载后无残余变形，表明试件处于弹性的工作状态；试件开裂后，滞回曲线呈梭形，试件刚度出现一定程度的退化。当Δ=15 mm 后，随着第3 层、第4 层梁端及上接地柱端出现裂缝，试件进入弹塑性的工作状态，滞回曲线逐渐饱满，由梭形转变为弓形，并出现一定的捏缩现象，试件刚度进一步下降，当卸载完成时，试件具有较明显的残余变形；当顶点位移增加至45 mm 时，侧向力达到峰值，正向加载的峰值荷载约为69 kN，负向加载的峰值荷载约为66 kN；其后，随着第4 层、第5 层柱端混凝土的破坏，滞回曲线逐渐向横轴倾斜，试件的承载能力逐渐下降，刚度不断退化，“捏缩”现象更为明显，滞回曲线由弓形转变为反S 形。
选用设置水平钢支撑后掉层部分侧向刚度与未设支撑的刚度之比m描述水平钢支撑对掉层部分侧向刚度的贡献，其计算公式见式(6)：
由框架梁端及柱端实测的纵向钢筋应变值得到试件的塑性铰出现顺序(以钢筋应变达到屈服应变为标志)，如图11 所示。在图11 中，圆圈旁数字为出现塑性铰时对应加载等级的最大顶点位移，圆圈大小反映钢筋最大应变值与屈服应变比值的大小。由图11 可知，试件塑性铰主要出现在掉层以上楼层，掉层部分未出现塑性铰。在加载过程中，塑性铰首先出现在第3 层、第4 层的梁端，柱端塑性铰最先出现在第3 层上接地柱、第4 层中柱的下端以及第5 层边柱的上端。上接地柱的塑性铰出现时间较早，但其纵向钢筋最大应变较小、裂缝发育也不充分，表明其不是试件主要的破坏和耗能部位。其主要原因是上接地层设置的钢支撑及水平接地钢梁在加载过程中均处于弹性工作状态，可在试件的弹性及弹塑性阶段有效减轻上接地柱的抗侧需求，限制了上接地柱塑性变形的发展。试件第4 层柱端的塑性铰开展时间均较早，最终破坏程度也较大，其主要原因是设置钢支撑后，上接地层的侧向刚度明显增加，导致试件的塑性变形集中于上接地层以上楼层。第4层柱作为主要的承重构件，其较早地破坏、耗能将影响结构的抗震性能。因此，根据“构件重要性越大，承载力储备也越大”的结构系统设计策略[25]，在上接地层设置钢框架后，为避免因上接地层刚度加大导致其上一层柱破坏提前以及破坏程度加大，应对上接地层相邻上一层柱进行适当抗震加强。
上列结果亦可从视热源、视水汽汇及净的非绝热加热的变化中清楚地看到。图4给出了依据表1年份合成的整层大气视热源
式中：A2为水平钢支撑的截面面积；L2为水平钢支撑的长度。
染色过程：黑色，将嫩枫叶捣烂，稍微风干后加水浸泡，24 h后取出叶渣、滤净，将滤液放入锅中煮至50～60℃。再将糯米浸入其中，边搅拌边观察糯米颜色，待糯米染上黑色后将其捞出滤水。在染色过程中，若水温过高，糯米难以染成黑色，若染液浓度不足，易染成灰色或紫色；黄色，将姜黄拍碎，煮水过滤取汁，浸泡生糯米数小时即可；红色染色方法同黑色染色类似。
式中：ki为楼层的侧向刚度；hi为楼层高度；ib、ic分别为梁、柱的线刚度。考虑坡体对上接地柱的嵌固作用，上接地层接地部分的侧向刚度ksd按式(2)计算，非接地部分的侧向刚度ksf按(1)计算。通过串并联关系，得到掉层部分RC 框架的侧向刚度kd：
图2 n、m 与A 的变化关系Fig.2 The relationship between n, m and A
由图2 可知，当未设置钢支撑时，掉层框架结构上接地层的侧向刚度分布具有显著的不均匀性，该楼层85%的侧向刚度集中于接地部分。设置人字形钢支撑后，掉层框架结构侧向刚度的分布得以改善，其逐渐集中于楼层中部的人字形钢支撑，接地部分侧向刚度在该楼层侧向刚度中的占比n逐渐减小。其中，当A=96 cm2时，n已降至12%，其后随A增加，n已无明显的下降趋势。此外，图2 中A与m的变化关系呈一条直线，其中：当A=15 cm2时，m可达9.3；当A=96 cm2时，m可达51。表明设置水平钢支撑可显著增加掉层部分的侧向刚度。这将有助于加强上接地层非接地柱底端的约束，减小其与接地柱部分侧向刚度的差异。
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2 试验设计
2.1 试件设计
因试验场地和加载条件的限制，采用1/4 的缩尺比，选取原型结构顺坡向中榀框架下部5 层制作试验所用试件，试件的尺寸和配筋如图3 所示。为考虑楼板对框架梁刚度的贡献，框架梁均采用T 形截面[22]，其高度为125 mm，腹板厚度为63 mm，翼缘宽度为 605 mm，翼缘厚度为30 mm。框架梁、柱及板的混凝土保护层厚度均为6 mm。按体积配箍率相似的原则确定箍筋用量：加密区选用直径为4 mm 的钢筋、其间距为50 mm；非加密区选用直径为4mm 的钢筋、其间距为100 mm。接地柱下端箍筋加密区长度为250 mm，非接地柱下端加密区长度为150 mm，接地柱与非接地柱上端加密区长度均为125 mm，左右梁端箍筋加密区长度均为250 mm。设置钢支撑后，上接层非接地部分以及掉层部分框架柱抗侧需求较小，因此相对上部楼层框柱，其采用了配筋量更小的截面1-1。采用混凝土底座模拟岩质边坡，接地柱均有效嵌固于混凝土底座上。
档案管理及保护部门的工作人员专业素养较差，档案管理部门在进行档案管理及保护时，没有选取有专业能力的工作人员，招聘的工作人员并没有相关的工作经验也没有学习过专门的档案管理及保护知识。这样的现象不仅是对档案保护的不负责，也是对档案信息安全的不负责。
图3 试验模型尺寸及截面配筋图 /mm Fig.3 Test model size and section reinforcement
为降低上接地层RC 框架的抗侧需求以及满足钢支撑在大震下的强度需求，使得在各加载阶段支撑均基本处于弹性的工作状态，试验选用A=96 cm2(原型结构)进行钢支撑设计。试验中，人字形和水平钢支撑采用相同截面尺寸的方形钢管，其截面高度为60 mm，厚度为2.5 mm。钢支撑与混凝土框架的连接如图4 所示。其中，人字形钢支撑与柱脚和梁底采用铰支座进行连接，以使钢支撑在试验过程中主要受轴力作用。铰支座采用钢板对抱的形式固定于框架梁、柱端。水平钢支撑两端通过焊接固定于连接钢板之上，2 块连接钢板通过预埋钢筋分别锚固于掉层部分顶端以及混凝土坡体顶部。
厌氧发酵是利用餐厨垃圾在厌氧条件下通过微生物的代谢活动产生沼气，此方法有助于餐厨垃圾的减量化处理和资源化利用。但是由于餐厨垃圾物料所含的油脂、盐分高以及垃圾分类不彻底引入的杂质过多（如塑料袋、金属、碎瓷片等）会对餐厨垃圾厌氧发酵过程产生不利影响。因餐厨垃圾成分复杂，而厌氧发酵过程对餐厨垃圾物料要求较高，若经前段预处理后的物料达不到厌氧消化的要求，就容易造成厌氧消化系统产气不稳或是难以产气等问题[4]。
图4 钢支撑设置 /mmFig.4 The setting of steel braces
2.2 材料性能
试件梁、柱纵筋分布选用直径为6 mm 和8 mm的HRB400 级钢筋，箍筋和楼板配筋均选用带肋的直径为4 mm 的低碳钢丝。钢支撑选用厚度为2.5 mm 的Q235 级钢材。按照《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T 228-2002)[23]，测得钢筋和钢板的力学性能，详见表1。采用C30 级的细石混凝土，依据《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T 50081-2002)[24]，测得其轴心抗压强度fc为23.6 MPa，弹性模量Ec为29 564 MPa。
表1 钢筋的力学性能Table 1 Material properties of steel bars
2.3 加载装置与加载制度
试验在重庆大学实验室进行，加载装置和试验现场分别如图5、图6 所示。试验中，采用2 个竖向千斤顶，通过分配梁向第5 层的4 根柱顶施加轴向荷载，以模拟上部楼层的竖向荷载。往复加载过程中，边柱和中柱柱顶的竖向荷载保持恒定，其大小分别为43.89 kN 和55.86 kN。在竖向千斤顶与顶部钢梁间布置滚动滑车，以减小水平加载过程中试件与竖向加载装置间的水平摩擦阻力。在第5 层顶安装1 水平作动器，并利用布置于框架左右两侧的加载拉力杆传递水平往复荷载。另在第1 层～第4 层的框架梁各布置150 块铅配重，单块铅配重质量为5 kg, 以模拟梁上的线荷载。因加载高度限制，第5 层的框架梁布置84 块铅配重。通过螺杆将试件底座紧固于实验室的反力地板，防止试件底座的侧向滑动。试验采用荷载-位移混合控制的加载模式。初始加载阶段采用荷载控制，每级荷载循环一次，最大荷载依次为5 kN、10 kN、15 kN、17.5 kN、20 kN。其后为位移控制的加载阶段，以第5 层顶的水平位移以及加载点相对于坎上基面(Δh=2200 mm)的广义位移角作为加载控制指标，后一加载等级的控制位移为上一级等级的1.25 倍～1.5 倍，位移角从1/750 逐步加载到1/20，该阶段加载制度如图7 所示。试验中，位移控制时采用双循环进行加载，并以试件向左加载为正方向。
图5 加载装置Fig.5 Loading device
图6 试验现场Fig.6 Test site
图7 位移控制加载制度Fig.7 Loading history at displacement-controlled stage
2.4 测试内容及测点布置
采用位移延性系数考察设置钢支撑的RC 掉层框架试件的延性。位移延性系数通过式(7)求得：
3 试件破坏过程与破坏形态
3.1 试件破坏过程
在荷载控制加载阶段，水平荷载由5 kN 逐级加载至20 kN，试件未出现裂缝，顶层位移计测量的顶层最大位移值为2.5 mm，下一加载等级采用位移控制。当水平位移不大于±4.2 mm 时，试件未有裂缝出现，仍处于弹性工作状态；当水平位移达到+5.6 mm 时，第4 层梁B43 的右端开始出现受拉裂缝，裂缝由梁底部沿截面高度方向向上发展；随着水平位移逐步增加至±7.5 mm 时，第4 层梁B43 左端、梁B42 右端以及第3 层梁B32 开始出现裂缝，梁B43 的裂缝发展情况如图8(a)；当顶层水平位移达到+15 mm 时，第5 层柱C54 顶端出现两条水平向裂缝，如图8(b)所示；当水平位移由15 mm 逐步加载至37.5 mm 时，梁、柱端的裂缝继续发展，掉层部分梁B21 左端在水平位移达30 mm 时开始出现裂缝；当水平位移加载至±45 mm 时，掉层部分柱C21 顶部和梁B21 右端开始出现裂缝；当水平位移加载至±56.3 mm 时，坡体顶部与水平钢支撑相连部位出现局部受拉破坏，预埋的钢板发生轻微屈曲，其原因是预埋连接板锚固钢筋长度不足，如图8(c)所示，此阶段，第4 层柱C42 顶部节点混凝土开始起酥，与之相连的梁端下表面混凝土剥落，第4 层梁端均出现明显破坏，其中梁B41 右端裂缝宽度较大，钢筋稍稍露出；当位移值增加至±90 mm 时，梁B43 的左端底部钢筋断裂，如图8(d)所示，第4 层、第5层柱端的混凝土外鼓和脱落，其中第4 层柱C42破坏相对较为严重，如图8(e)～图8(f)所示；位移加载至±112.5 mm 时，正向加载的最大水平荷载为47.60 kN，负向加载的最大荷载为45.23 kN，分别下降为峰值荷载的68.6%和68.4%。至此，试验加载结束。
图8 试件破坏过程Fig.8 Failure process of the specimen
3.2 试件破坏形态及对比分析
图9 为试件的最终破坏形态图。从图9 可以看出，试件的最终破坏是以第4 层柱底混凝土压溃，梁端混凝土剥落、底部钢筋断裂，顶层柱顶混凝土剥落为标志。破坏最严重的楼层位于第4层，该楼层4 根框架柱下端的受拉裂缝贯通，并出现混凝土压溃。第4 层梁端的裂缝开展密集，在靠近梁端处形成了宽度较大的主受拉裂缝，其中梁B43 左端底部纵向钢筋因受压屈曲导致其在反复荷载作用下被拉断。其主要原因是设置钢支撑后，结构上接地层的侧向刚度有所增加，导致其侧向刚度明显大于上部楼层，使得在侧向力作用下，结构的破坏与变形集中于上部楼层。上接地层各柱的破坏相对较轻，与非接地柱相比，上接地柱的裂缝数量相对较多，但其最终的破坏程度不大，其柱底的裂缝未贯通，混凝土未出现压溃。在最终破坏形态下，掉层部分破坏程度较轻，其柱端均未见裂缝开展，仅在梁端出现少量裂缝，表明设置水平钢支撑后较大程度地减轻了掉层部分楼层的抗侧需求。试件顶层各柱顶端出现密集开展的贯通裂缝，柱顶混凝土起酥并有轻微剥落。在最终破坏形态下，钢支撑均未出现屈曲现象，钢支撑本身以及与钢板的连接处均未出现裂缝，且实测的应变值小于钢材的屈服应变值(3.5 节将对钢支撑的应变做进一步的分析)，表明钢支撑在整个加载过程中基本处于弹性的工作状态，在各加载阶段均起到了改善结构抗侧刚度的不均匀分布的作用。但水平钢梁与坡体上端相连处出现局部破坏，在实际工程设计中应加强水平钢支撑与坡体的连接。
本文从通常谓之“中国传统医学”或“民间疗法”、广泛流行于当今社会的“拔罐”现象切入，结合与之理同法异的“蛭吸”疗法，论说与比较其在不同文化体系中存在的历史、演变的过程，以及相互间可能存在的传播影响.内容丰富而有趣，体现了老一辈科学史家所一贯强调的“以史带论、论从史出”之研究方法的魅力.希望读者能够从中品味如何从某些司空见惯而被忽视的身边小事、某些已成定论而似乎不必再做深入研究的说法中发现问题；品味“传统”的精细考证，对于开展“新潮”的比较研究是何等重要.
图9 钢支撑-RC 试件最终破坏形态Fig.9 Ultimate failure mode of the RC specimen with steel braces
图10 分别是已开展的RC 掉层框架试件[2]及设置RC 接地梁的掉层框架试件[11]抗震性能试验所得的试件破坏形态。由图10 可知，因层内抗侧刚度分布不均匀，RC 掉层框架试件的柱端破坏集中于上接地柱，使其
