传统风格建筑钢-混凝土组合结构枋-柱节点力学性能及地震损伤评估试验研究
董金爽 隋龚 薛建阳 郭坷
摘要：为研究传统风格建筑钢-混凝土组合结构枋-柱节点及附设黏滞阻尼器的传统风格建筑的力学性能，设计了2组共计6个试件，包括4个附设黏滞阻尼器的传统风格建筑枋-柱试件及2个未附设黏滞阻尼器的对比试件，对其在正弦波动力循环荷载作用下的恢复力特征曲线、骨架曲线、承载力及刚度退化、耗能能力、延性性能等抗震性能指标进行研究。结果表明：采用钢-混凝土组合结构的传统风格建筑抗震性能优于普通混凝土的传统风格建筑;附设黏滞阻尼器可较大幅度提升传统风格建筑抵御外荷载的能力及耗能能力，结构的整体抗震性能有大幅改善，黏滞阻尼器可在一定程度上抑制试件的刚度退化速率;附设黏滞阻尼器对双枋-柱节点试件抗震性能的改善程度高于单枋-柱节点试件。对试件采用多个地震损伤模型进行评估的结果表明，Park-Ang与Banon损伤模型可较好地反映试验试件的损伤演化规律，可用于对该类型构件损伤规律的表征。研究结果可为传统风格建筑的进一步研究及工程设计提供有益参考。
关键词：抗震性能;损伤评估;传统风格建筑;枋-柱节点;黏滞阻尼器
中图分类号：TU352.11;TU398+。2文献标志码：A 文章编号：1004-4523（2020）03-0570-12
DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.03.016
1概述
中国古建筑屹立于世界建筑群体中自成一体，与中华文明相伴相生，源远流长，是中国华夏文明的重要组成部分。如中国应县木塔、五台山佛光寺大殿和南禅寺大殿及日本唐招提寺等传世至今的典型木结构古建筑群體均是不可再生的珍贵文化资源和历史文化遗产。中国古建筑以木为主要构材，由于其特殊的力学性质，受自然侵蚀及战乱影响较大，现存于世的古建木结构数量较少。因此，如何采用现代建筑材料传承与创造出具有民族文化与地域风格的新型现代建筑，对中国城市发展、建设意义重大。其中，传统风格建筑便是具有良好推广应用前景的探索与创新。传统风格建筑（又称仿古建筑）是指通过模仿古建筑结构形制，采用现代建筑材料体现古建筑主要特征的一种建筑类型，如图1所示。
对传统风格建筑的研究目前尚处于起步阶段，且现行规范也未有相关规定。薛建阳等进行了传统风格建筑梁-柱节点拟静力试验及有限元模拟，研究了其破坏模式、受力特点及耗能性能等;隋美等进行了附设黏滞阻尼器的传统风格建筑梁一柱节点的力学特性。迄今，对传统风格建筑在地震作用下的损伤评估模型尚属空白。
因此，正确掌握混凝土传统风格建筑枋-柱节点在地震作用下的损伤演化规律，建立合理的地震损伤评估模型，对深化传统风格建筑的弹塑性时程分析、动力灾变机制认识、动力可靠性分析和震后安全评估与应急处理均具有重大意义。
鉴于此，课题组设计了6个传统风格建筑组合结构枋-柱节点试件，包括单枋-柱试件系列及双枋-柱试件系列，并将黏滞阻尼器与传统风格建筑相结合，形成附设黏滞阻尼器的传统风格建筑新型阻尼节点。对动力荷载作用下的传统风格建筑的抗震性能及其累积损伤进行研究分析，并采用不同的损伤模型对其全过程进行评价。
2 试验概况
2.1 试件设计
试验共设计2组6个传统风格建筑钢-混凝土组合枋-柱节点，包括4个附设黏滞阻尼器的试件，其中2个双枋柱-节点TD-2，TD-3以及2个单枋-柱节点TS-2，TS-3;2个未附设黏滞阻尼器的对比试件分别为TD-1，TS-1.按《工程做法则例》图解材份制要求，并结合舟山佛学院工程，试件基本参数如图2所示。实测与试件同龄期混凝土立方体试块的抗压强度平均值fcu=58.2MPa。设计轴压比n=0.25.钢材力学性能如表1所示。
2.2 加载方案
试验采用以位移和频率进行控制加载的正弦波荷载形式的动力加载制度。加载频率根据不同加载工况下正弦波荷载的峰值加速度反推得出，正弦波加速度的峰值根据地震烈度等级的划分及其对应的水平地震动参数范围作为设计依据。控制位移设计依据是消能减震结构的层间弹塑性位移角限值应符合预期的变形控制要求。综合考虑黏滞阻尼器的动力和疲劳测试方法及加载设备的安全性能，每工况循环10次。
试验加载工况如表2所示，加载制度示意图如图3所示。
加载装置如图4所示。水平荷载由MTS793电液伺服程控试验系统施加，作动器行程为±250mm。竖向轴心荷载由100t油压千斤顶在柱顶施加，千斤顶与反力梁间设置滚轮装置，使千斤顶能随柱顶实时水平移动。
2.3 黏滞阻尼器选型及安装
试验选用速度相关型阻尼器。试验用黏滞阻尼器如图5所示。阻尼器铰支座具体形式如图6所示。选用的阻尼器参数如表3所示。
黏滞阻尼器安装：根据黏滞阻尼器长度及安装角度确定其与试件的连接部位，在连接处预埋钢板，钢板与试件接触面应焊短筋并深入试件内一定长度以确保两者连接牢固。黏滞阻尼器配套用双耳支座就位后，将其与预埋钢板牢固焊接。将黏滞阻尼器两端分别放置于支座内，插入配套螺栓并拧紧，黏滞阻尼器安装工作全部完成。
3 试验结果及分析
通过对6个传统风格建筑枋-柱节点试件的正弦波动力循环荷载试验，获得了反映其力学性能的相关试验数据，其中试件TD-1及TS-1加载至工况10时被破坏，终止试验，但仍是完整的加载过程，其他试件均加载至工况12.对其进行分析，结果如下。
3.1 恢复力特征曲线
将采集的各试件在各工况下第一圈荷载-位移曲线绘制于一张图中，得到的各试件恢复力特征曲线（荷载P-位移△曲线）如图7所示。
由图7可知：
（1）加载初期（控制位移≤15mm），各试件恢复力特征曲线包围的面积较小，各工况下荷载与位移的比值（曲线的斜率）基本重合，且基本呈线性关系，刚度退化不显著，在该阶段，试件基本处于弹性工作状态。
（2）随着控制位移的不断增大（27mm≤控制位移≤65mm），各试件恢复力特征曲线包围的面积逐渐增大，各工况下荷载与位移的比值（曲线的斜率）逐渐向位移轴倾斜，且不再呈线性关系，刚度及承载力退化较显著，试件由弹性工作阶段逐步过渡到弹塑性阶段，在此阶段，观察到各试件均出现不同程度的混凝土小范围压碎剥落现象，且枋端钢筋达到屈服强度。
（3）加载后期（77mm≤控制位移≤115mm），各试件恢复力特征曲线达到峰值荷载后逐步下降，总体上附设黏滞阻尼器的试件下降趋势缓于未附设黏滞阻尼器的对比试件，单枋-柱试件下降趋势缓于双枋-柱试件，这是由于附设黏滞阻尼器可在较大程度上延缓试件的破坏和提升试件的承载能力，双枋-柱由于上梁与下梁共同存在，加载后期，下梁的存在导致上下梁变形不协调，内力分布不均匀，达到极限承载力后，承载力下降较快所导致。
（4）总体上，附设黏滞阻尼器的试件的承载能力及恢复力特征曲线包围面积高于未附设黏滞阻尼器的对比试件，表明附设黏滞阻尼器可明显改善传统风格建筑混凝土枋-柱节点抗震性能，为地震高烈度地区传统风格建筑使用黏滞阻尼器提升其抗震性能提供了相应的科学依据。
3.2 骨架曲线
骨架曲线能直观地反映结构（构件）的恢复力特征曲线的变化规律，是结构（构件）试验结果的重要体现。各试件恢复力特征曲线的外包线形成的骨架曲线如图8所示。由图8可知：
（1）试件加载过程中，在竖向恒载及水平正弦波往复荷载作用下经历了开裂、屈服、极限及破坏四个阶段，而试件骨架曲线上并未有明显的屈服点，说明试件的屈服过程是一个从局部向整體逐渐扩散的发展过程，根据试验结果，可将上梁梁端钢筋达到屈服强度作为试件屈服的标志。
（2）由图8（（a）-（c））可知，传统风格建筑双枋-柱节点的承载力明显高于单枋-柱节点试件，表明位于传统风格建筑外围檐柱的双枋-柱构造具有显著的类似“围箍效应”作用，可起到将建筑物内部结构紧紧地包围在双枋-柱联系的柱网之中的作用，从而提升建筑结构的整体性能，与古建木结构柱架的生起和侧脚有异曲同工之妙。
（3）由图8（（d）-（e））可知，附设黏滞阻尼器的传统风格建筑试件承载能力明显高于未附设黏滞阻尼器的对比试件，且极限荷载后的曲线下降段较对比试件平缓，说明附设黏滞阻尼器可显著提高试件的承载能力及延性性能。
（4）加载初期，各试件骨架曲线几乎重合，初始刚度大致相等，说明附设黏滞阻尼器对试件的开裂荷载及初始刚度影响较小，这是由于加载初期，控制位移较小，此时试件基本处于弹性工作阶段，黏滞阻尼器尚未发挥作用，这也表明在地震高烈度地区黏滞阻尼器更能发挥其效应
3.3 承载能力及延性分析
延性是反映结构（构件）在地震作用下变形、耗能能力的重要指标，常用位移延性系数表示，表达式为u=△m/△v，△m为破坏位移，△v为屈服位移（由“Park法”确定），破坏位移△m取破坏荷载为极限荷载的85%时对应的位移，Pu为峰值荷载，相应的位移为△u，破坏荷载Pm定义为0.85Pu，相应的水平位移为破坏位移△m，Pcr，为开裂荷载，相应的位移为△cr。
各试件特征点荷载及位移如表4所示，各试件延性系数计算如表5所示。由表4和5可知：
（1）对于双枋-柱系列，附设黏滞阻尼器试件开裂荷载较对比试件的开裂荷载分别提升为12.5%，7.0%;对于单枋-柱系列，提升幅度分别为8.3%，15.5%，开裂特征点提升幅度较小;而附设黏滞阻尼器的试件的屈服特征点、极限特征点均有较大程度的提升，表明附设黏滞阻尼器对改善试件抗裂性能影响较小，而对试件进入弹塑性阶段及塑性阶段后的抗震性能影响较大，这也从侧面表明黏滞阻尼器在高烈度抗震设防区的应用更能提升建筑结构的抗震性能。
（2）地震作用下，结构（构件）的弹塑性变形应小于容许极限变形，以防止结构倒塌。根据规范，混凝土结构的层间位移角限值[θp]=1/50.试件破坏时，对于双枋-柱系列，附设黏滞阻尼器的试件的弹塑性层间位移角θm=1.48[θp]，对比试件的θm=1.32[θv];对于单枋-柱系列，附设黏滞阻尼器的试件的弹塑性层间位移角θm=1.45[θp]，对比试件的θm=1.22[θp]，表明附设黏滞阻尼器可显著提升试件的抗倒塌能力，且采用钢-混凝土组合结构的传统风格建筑的抗倒塌能力优于传统风格建筑混凝土结构。
（3）对于双枋-柱系列，附设黏滞阻尼器的试件的位移延性系数较对比试件分别提升15.2%，13.1%;对于单枋-柱系列，提升幅度分别为1.6%，4.8%，表明附设黏滞阻尼器可在一定程度上提升传统风格建筑的变形能力及抗震性能，且对双枋-柱试件的提升程度高于单枋-柱试件，这是由于双枋-柱试件下梁的存在，导致上下梁变形不协调，附设黏滞阻尼器后，可有效保证上下梁变形协调，提升下梁的受力性能，从而可较大幅度提升其延性性能，因此在传统风格建筑工程中，应优先在外围双枋檐柱布设黏滞阻尼器，可更大程度提升建筑结构的抗震性能。
3.4 耗能能力分析
选用等效黏滞阻尼系数he、功比系数Iw及能量耗散系数Ed评价各试件的耗能能力。hey，heu，hem分别为试件在屈服、极限和破坏荷载时对应的等效黏滞阻尼系数;Iw为试件破坏时的功比系数。计算结果如表6所示。由表6可知：
（1）附设黏滞阻尼器的试件等效黏滞阻尼系数和功比系数明显高于试件TD-1、TS-I，屈服荷载时，hey提高幅度为30.3%-31.5%;极限荷载时，hem提高幅度为29.7%-34.4%;破坏荷载时，hem提高幅度为48.0%-48.7%，Iw提高幅度为20.2%，23.7%，说明装设黏滞阻尼器可显著提高试件的耗能能力，从而确保建筑结构“中震不坏，大震可修”抗震设防目标的实现。
（2）对于双枋-柱试件，附设黏滞阻尼器的he=0.271-0.275，對比试件he=0.141;对于单枋-柱试件，附设黏滞阻尼器的he=0.392-0.397，对比试件he=0.223，显著高于普通混凝土节点，接近于型钢混凝土结构，表明附设黏滞阻尼器后可较显著地增强建筑结构的耗能能力。
（3）各试件功比系数均较大，说明结构在超过了其极限点之后的下降阶段仍具有较高的耗能能力，附设黏滞阻尼器后试件具有优于普通混凝土构件的耗能能力，黏滞阻尼器可较大幅度提升试件的整体抗震性能及力学性能。
为进一步量化黏滞阻尼器对试件耗能能力的提高，根据各试件的柱端恢复力特征曲线计算各试件在不同加载位移下的总耗能，其中总耗能取每级加载位移下各次循环的水平荷载-位移曲线包围的面积，计算结果如图9所示。图10为各加载位移下黏滞阻尼器阻尼力-位移滞回曲线包围的总面积，取两侧黏滞阻尼器耗能之和。
由图9和图10可知，在控制位移较小时，各试件耗能较小，这是由于荷载较小时，试件基本处于弹性阶段，试件耗能主要是以可恢复的弹性应变能为主，塑性变形较小;随着荷载的增大，试件逐步由弹性阶段过渡到弹塑性阶段，试件的耗能也逐步增大，耗能由可恢复的弹性应变能为主向不可恢复的塑性应变能转变。
3.5 刚度分析
试件进入塑性状态后，在位移幅值不变的条件下，结构构件的刚度随反复加载次数的增加而降低的特性称为刚度退化，可取同一级变形下的割线刚度来表示。各试件每级位移下刚度退化曲线计算如图11所示，图12给出了各试件在位移循环阶段的刚度随控制位移的变化情况。
定义第一级加载时正、负向割线刚度平均值作为试件初始刚度值，各特征点刚度值分别为试件各特征点正、负向割线刚度平均值。计算结果如表7所示，图13给出了各试件的刚度对比直方图。
由图11-13及表7可知：
（1）各试件在同级位移下的刚度随着循环次数的增大而不断的降低，反映了试件在水平反复荷载作用下的刚度退化;导致试件刚度退化的根本原因是随着荷载的增大，试件累积损伤增大，混凝土开裂剥落，钢筋屈服等。
（2）总体上，各试件的刚度退化呈现先快后慢的趋势。一方面，控制位移不变时，刚度随着循环次数的增加而不断降低，降低幅度以首次循环时刚度与其次循环刚度退化最为明显，即图11中，在同级加载位移下，第一个数值点与第二个数值点之间的降幅为最显著;另一方面，加载初期，试件刚度退化较快，随着加载的继续，试件的刚度退化减缓，这是由于试件在循环荷载的作用下损伤不断累积的效果，加载后期，试件已经破坏较为严重，几乎不再有进一步的损伤，因此试件的刚度退化不再明显。
（3）对附设黏滞阻尼器的试件，刚度退化过程中存在一定的差异，但后期刚度退化大致重合，且试件刚度初始退化大致相等，加载结束时刚度退化也大致相等，说明黏滞阻尼器荷载设计值对试件刚度退化并没有显著影响。
（4）附设黏滞阻尼器的各试件刚度退化趋势线，即图11中虚线所示，较对比试件曲率更大，说明附设黏滞阻尼器试件刚度退化速率由快到慢，而对比试件的试件刚度退化始终较快。对比试件刚度退化趋势线基本为一条直线，说明其刚度退化几乎成线性退化，而附设黏滞阻尼器的试件刚度退化趋势线在后期趋于平缓，说明其刚度几乎不再退化，而是保持在一个较为平稳状态，表明附设黏滞阻尼器可在一定程度上提升试件耗能能力，并能一定程度地抑制试件的刚度退化速率，防止试件的刚度退化殆尽而失去耗能能力。
（5）对于附设黏滞阻尼器的试件，初始刚度及各特征点处刚度值均大于对比试件。对于双枋-柱试件，附设黏滞阻尼器的试件在各特征点处的刚度值约为对比试件的1.36，1.35，1.13，1.10倍;对于单枋-柱试件，分别为1.27，1.10，1.03，1.34倍，说明附设黏滞阻尼器可在一定程度上提高传统风格建筑枋-柱节点的刚度，且总体上对双枋-柱试件的刚度提升程度高于单枋-柱试件，再次证明对于传统风格建筑附设黏滞阻尼器可有效提升结构的抗震性能和保障结构整体性能。
4 地震损伤分析
在强烈地震作用下，结构会发生相当大的塑性变形而产生严重损伤甚至倒塌，因此，建立合理的对结构在地震作用下的抗震性能的评价机制是建筑结构基于性能抗震设计的关键，由于地面运动的复杂性以及影响结构损伤因素的多样性，目前还没有统一的损伤评价模型。当前常用的地震损伤评价模型主要有位移型、能量型、组合型。
4.1各试件损伤计算结果
假定加载初期，认为试件中没有损伤存在，结构的损伤指数D=0，承载力下降到峰值荷载85%时结构的损伤指数D=1.采用多个损伤模型得到的损伤指数计算结果并对其进行无量纲化可得到传统风格建筑枋一柱节点在不同条件下的损伤指数，如图14所示。由图14可知：
（1）加载初期，各试件的损伤指数均较小，说明试件在弹性工作阶段，其累积损伤较小;随着加载的继续，试件所受荷载逐步增大，其塑性变形增加，卸载后存在残余变形，累积损伤逐渐增大，且不可恢复。
（2）附设黏滞阻尼器的试件在加载后期损伤速率要小于对比试件，说明布设黏滞阻尼器可显著改善试件的受力性能，提高其抗震性能，这一点从相关研究结果均可看出，如延性、耗能、滞回曲线饱满程度。
（3）各损伤模型对试件损伤演化规律的描述各不相同，因此应根据试件的类型和特点选用合理的损伤模型进行试件的损伤演化规律描述。
4.2 损伤模型的适用性分析
由图14可知：
（1）Newmark模型与Mahin损伤模型两者计算结果接近，且試件损伤演化规律趋势一致，但曲线为明显的锯齿状，这是由于损伤模型采用延性系数作为单一参数进行损伤指标计算所导致的，与实际地震作用下结构的损伤不符，因此Newmark模型与Mahin模型不适用于动力荷载作用下传统风格建筑混凝土枋-柱节点地震损伤演化规律的表征。
（2）Mehanny损伤模型曲线位于各损伤模型曲线的下部，说明其较适合于对节点延性较差的试件损伤演化规律进行表征;Krawinkler及Hwang损伤模型曲线大致位于各模型曲线的中部，说明该损伤模型适用于延性中等的试件损伤演化规律的表征;Gosain损伤模型及Darwin损伤模型对试件损伤演化规律的描述趋势基本一致且曲线接近，尤其是在加载的后期，两者所体现出的试件的损伤指数差别不大。
（3）对Park-Ang损伤模型及Banon损伤模型计算时均考虑了黏滞阻尼器对试件耗能的影响，即将黏滞阻尼器与试件视为一个整体进行分析，分析可知两者对试件损伤演化规律趋势的描述一致且曲线较为接近，结合传统风格建筑混凝土枋一柱节点试件的力学特征，建议采用Park-Ang或Banon损伤模型对该类型构件的损伤演化规律进行描述。
5 结论与建议
5.1结论
（1）采用钢-混凝土组合结构的传统风格建筑的抗震性能优于传统风格建筑混凝土结构，附设黏滞阻尼器可显著改善传统风格建筑抵抗外荷载的能力及耗能能力，从而提高其抗震性能;
（2）传统风格建筑双枋-柱节点的承载能力及耗能能力优于单枋-柱节点，外围檐柱上的双枋-柱构造形式具有类似“围箍效应”的作用，附设黏滞阻尼器对双枋-柱试件的延性性能提升幅度较大;
（3）总体上，各试件的刚度退化呈现先快后慢的趋势。附设黏滞阻尼器试件的刚度退化过程中存在一定的差异，但后期刚度退化大致重合，加载结束时刚度退化也大致相等，黏滞阻尼器荷载设计值对试件刚度退化影响不显著。
（4）附设黏滞阻尼器可在一定程度上提升试件的耗能能力，并能一定程度地抑制试件的刚度退化速率，防止试件的刚度退化殆尽而失去耗能能力。
（5）Park-Ang损伤模型与Banon损伤模型可较好反映传统风格建筑混凝土枋-柱节点的损伤演化规律，可用于对该类型构件损伤规律的表征。
5.2 设计建议
（1）黏滞阻尼器型号及相关参数确定前，应进行数值模拟优化分析，选择适合于传统风格建筑本身抗震特性的黏滞阻尼器类型;
（2）黏滞阻尼器应主要布设在传统风格建筑外围檐柱的双枋-柱节点之处，外以雀替装饰，从而可较大幅度提升建筑结构的整体性能。
