仿古建筑钢-混凝土组合框架抗震性能试验研究

薛建阳， 马林林， 赵 轩， 翟 磊

(西安建筑科技大学 土木工程学院， 西安 710055)

中国传统文化源远流长，而中国古建筑作为其载体，记载了中国传统文化的发展历程。中国古建筑主要为木结构，因木材具有易燃烧、干缩湿胀、变异性大、易腐朽和虫蛀等特点，经过历史的沉淀能完整保留的极少；同时砍伐树木易造成植被破坏，因此使用现代材料仿制古建筑形制的仿古建筑(如图1)应时而生。其构造形式独特，而且传力方式和抗震性能既不同于以榫卯连接为主的中国古建筑木结构，也不同于现代一般建筑。仿古建筑既具有古建筑的艺术效果，又运用了现代的施工工艺，是对中国传统文化的继承和发扬，最具影响力的是张锦秋院士设计的陕西历史博物馆、三唐工程等一批代表作。

国内已有学者对仿古建筑进行了相关研究，薛建阳等[1-4]分别对仿古建筑双梁-柱节点和檐柱进行了抗震性能试验研究，谢启芳等[5]在低周反复荷载试验的基础上，分析了仿古建筑梁-柱节点的破坏机理，得到了梁-柱节点的抗剪承载力公式。然而，仿古建筑钢-混凝土组合框架的拟动力试验研究尚未有相关报道。

(a) 普陀山佛学院大雄宝殿

(b) 大唐芙蓉园紫云楼

本文通过仿古建筑钢-混凝土组合框架的拟动力试验，获得了该种新型结构体系在地震作用下的加速度时程曲线、滞回曲线、层间位移角等，揭示了该类体系在地震作用下的破坏形态和耗能机制，分析了该类体系的抗震性能，为仿古建筑的工程应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件制作

试件原型为沿海某景区殿堂式仿古建筑一榀框架，该区域抗震设防烈度为7度。设计了1个缩尺比为1∶2的仿古建筑钢-混凝土组合框架试件。试件为三跨一层，两边跨跨度为750 mm，中跨跨度为2 500 mm，层高为1 900 mm，如图2(a)所示。檐柱和金柱均由底部圆混凝土柱和顶部方钢管混凝土柱组成，其中顶部方钢管混凝土柱的锚固长度为450 mm，为增加两者间的黏结力，分别在方钢管四周加焊栓钉。檐柱纵筋为810，箍筋为直径为4 mm的8#镀锌钢丝，非加密区为8#@200，加密区为8#@100。短柱采用Q235B级钢，钢材的材性指标见表1。檐柱上端采用缩柱形式，便于柱头钢筋混凝土斗栱的施工，以此达到中国古建筑的艺术效果。三架梁、飞椽和檐椽均为钢筋混凝土梁。为便于施加配重，同时考虑楼板对框架的约束作用，在框架顶部设有楼板。楼板厚度为60 mm，向两侧悬挑的长度为900 mm，试件整体效果图，如图3所示。

(a) 试件尺寸及各部件名称

(b) 截面配筋图

图3 试件整体图

1.2 加载制度

本试验在西安建筑科技大学结构工程与抗震教育部重点实验室进行。在屋盖上施加配重块以模拟竖向荷载，配重质量为7 900 kg。采用拟动力加载方式，在屋盖大梁位置用一量程为500 kN的MTS电液伺服作动器对结构施加水平地震波，由计算机与作动器联机求解结构的动力方程，得到整个地震持时内各时刻的位移反应和恢复力[6-8]。试验装置如图4所示。

表1 钢材材性指标

1. 反力墙； 2. 作动器； 3. 试件； 4. 压梁； 5. 配重块

试验加载方法依据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》进行设计，同时结合原型的场地条件，综合考虑地震波的持时、峰值加速度以及频谱特性等因素，本次试验采用El Centro波、Taft波以及兰州波，具体波形图如图5。试验加载前，首先根据模型结构相似关系对地震波进行时间压缩和幅值调幅，调整后时间间隔为0.014 s，取原波中的800个点作为输入波，持续时间为11.300 s。本次试验共设置10个加载工况，分别对应7度多遇地震(输入地震波的峰值加速度35 gal)、7度设防地震(100 gal)、7度罕遇地震(220 gal)以及400 gal，如表2所示。其中工况为35 gal、100 gal和220 gal时，交替输入3种地震波。当输入波的加速度峰值达到400 gal时，为避免结构累积损伤的影响，并保持加载的连续性及准确描述模型结构破坏的全过程，仅输入EL Centro波。

1.3 测点布置

为获得试件各部位在不同地震波作用下钢管和钢筋的应变变化规律，在梁与柱、梁与梁及柱与柱连接处黏贴若干电阻应变片，梁和椽的箍筋加密区和非加密区箍筋相应部位黏贴电阻应变片，檐柱和金柱翼缘处纵筋和箍筋相应部位布置电阻应变片，短柱腹板处布置电阻应变片。为得到试件位移的变化情况，沿试件高度方向布置MTS位移传感器和电子位移计，如图6所示。

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 兰州波

工况地震波峰值加速度/gal地震影响1El Centro357度多遇2Taft357度多遇3兰州357度多遇4El Centro1007度设防5Taft1007度设防6兰州1007度设防7El Centro2207度罕遇8Taft2207度罕遇9兰州2207度罕遇10El Centro4008度罕遇

2 试验现象及主要结果

2.1 试件破坏过程

试件在不同地震波作用下其破坏过程如下：

(a) 屋架测点布置

(b) 框架柱测点布置

(c) 位移计布置

当峰值加速度为35 gal时，试件保持完好，没有出现明显裂缝，处于弹性工作阶段。即试件在峰值加速度相当于7度多遇地震作用下处于弹性状态。

在El Centro地震波作用下，当峰值加速度为100 gal时，靠近檐柱和金柱底端，出现不同程度的多条细微水平环形裂缝，同时三架梁的两端分别出现约3 cm细微水平裂缝。在峰值加速度为100 gal的Taft地震波作用下，脊瓜柱与三架梁的连接处三架梁上部产生约10 cm细微水平裂缝，檐椽与三架梁的节点处，出现约3 cm的细微裂缝，此时东侧短柱2与穿插枋连接处穿插枋上出现延伸至斗栱顶的贯穿裂缝，同时原有裂缝有一定程度的延伸，宽度几乎不变。在100 gal的兰州波作用下，试件裂缝无明显变化。以上工况下试件的裂缝宽度不大，且卸载后均能闭合。

在El Centro地震波作用下，当峰值加速度为220 gal时，三架梁跨中腹部出现若干斜裂缝，金柱顶部混凝土产生斜裂缝，脊瓜柱顶部产生约10 cm的水平裂缝。檐椽两端产生竖向裂缝，靠近金柱和檐柱底端继续出现水平裂缝，原有裂缝出现不同程度的延伸。在220 gal的Taft波地震作用下，西侧檐椽跨中产生若干斜裂缝。在220 gal的兰州波地震作用下，由于在峰值加速度时其最大位移均小于前两个工况的峰值位移，因此其裂缝基本无变化。此时试件卸载后其变形已不能完全恢复，表明试件在峰值加速度相当于7度罕遇地震作用下，试件已进入塑性工作阶段。

(a) 金柱底端附近出现裂缝(b) 穿插枋出现裂缝

(c) 斗栱出现裂缝(d) 短柱1出现裂缝

图7 试件破坏形态

Fig.7 Failure patterns of specimen

当峰值加速度为400 gal时，东侧檐柱顶部斗栱混凝土开始剥落，西侧短柱1腹板出现斜裂缝，与短柱翼缘裂缝贯通。两侧穿插枋裂缝宽度逐增大。

试件的主要破坏形态如图7。

2.2 地震反应主要结果

仿古建筑钢-混凝土组合框架拟动力试验的主要试验结果见表3，表中位移值和基底剪力值均取同一加载工况下正、负向最大值。随着峰值加速度的增加，试件的最大位移和基底剪力不断变大，且在同一加载工况作用下，两者出现的时刻略有差异，但总体上具有良好的协调性。同一地震波在不同峰值加速度作用下，位移反应峰值和基底剪力峰值的出现时刻存在滞后现象，这主要是由于试件已经多个工况试验的累积损伤造成的。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，兰州波的位移值和基底最大剪力值最小，这主要由输入地震波的频谱特征与试件的自振周期决定的。试件的自振频率由试验对应的最大恢复力点处的割线刚度计算所得[9]。由表3可知，试件的自振频率随输入地震波峰值加速度的增加而不断减少，表明试件的刚度是不断退化的。

3 结构地震反应分析

3.1 加速度时程曲线及动力放大系数

以试件的最高点作为结构的监控点，其在不同地震波作用下的加速度时程曲线，如图8所示。图8(a)为峰值加速度为35 gal时，试件在地震作用下的加速度时程曲线，可知：在不同地震波作用下，试件加速度时程曲线的变化规律基本与其相对应地震波的变化规律一致，但加速度反应与其相对应的地震波并不在同一时刻达到最大值。加载工况为35 gal时，El Centro波、Taft波、兰州波的峰值加速度分别出现在1.513 s、2.590 s、3.514 s，而试件地震反应加速度峰值分别出现在1.540 s、5.516 s、5.614 s，这主要是由在两个对应时刻，输入地震波的卓越周期与试件的自振周期最为接近，结构出现共振使其地震反应被放大[10]。

表3 主要试验结果

(a) 35 gal时结构的加速度时程曲线

(b) EL Centro波作用下结构的加速度时程曲线

图8(b)为试件在El Centro地震波不同峰值加速度作用下的顶层加速度时程曲线。由图可知，结构加速度反应随峰值加速度的增大而增加，因大部分构件处于弹性范围内，故反应曲线形状基本保持一致；但随地震波峰值的增加，结构局部出现屈服，加速度反应峰值出现的时刻也有差异，其主要原因是结构刚度的变化影响了结构的自振周期，进而影响了结构加速度反应的出现时间。

试件的动力放大系数β为在地震作用下试件的最大反应加速度与输入地震加速度的比值，框架模型在地震作用下的动力放大系数变化，见表4。由表4可知，仿古建筑钢-混凝土组合框架的动力放大系数随输入加速度的增加而减少，随着加载的继续进行，结构的裂缝逐渐延长加宽，结构的刚度不断降低，因此试件的动力系数迅速减少，相对于Taft波和兰州波，结构在El Centro波作用下试件的动力放大系数变化最大。

表4 试件的动力放大系数

3.2 各加载工况下峰值位移和恢复力

为考察结构模型的位移和恢复力随峰值加速度的变化规律，获得了3种地震波作用下的峰值加速度-位移、峰值加速度-恢复力关系曲线，如图9和图10所示。

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 兰州波

(a) El Centro波

(b) Taft波

(c) 兰州波

由图9，10可知，在峰值加速度为35 gal和100 gal时，随着峰值加速度的增大，位移和恢复力基本呈现线性关系，表明结构此时处于弹性阶段。当加载至220 gal时，图中曲线明显开始向位移轴偏移，此时结构地震反应位移增幅比峰值加速度增幅显著，且恢复力增加趋势变缓，说明结构进入了弹塑性状态，这是由于试件在加载过程中的累积损伤以及其刚度退化引起的。

3.3 滞回特性

通过对该模型的拟动力数据分析可以得到其基底剪力-位移滞回曲线，因篇幅有限，仅列出部分加载工况下的滞回曲线，如图11所示。由图可知，在同一加速度峰值不同地震波作用下，试件的滞回曲线有明显的差异，说明试验中选取的地震波频谱对试件地震反应影响显著。当峰值加速度为35 gal和100 gal时，基地剪力随位移的增大基本呈线性增加，卸载后几乎无残余变形，此时，结构处于弹性状态，滞回环包围的面积较小。在峰值加速度为220 gal和400 gal时，滞回环包围面积明显增加。对比试件在不同峰值加速度El Centro波作用下的滞回曲线，可知试件的滞回曲线由“弓形”变为“反S形”，之后出现一定程度的捏缩，这是由脊瓜柱部分裂缝闭合和穿插枋与檐柱连接处纵向受力钢筋出现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兰州波

(e) 220 gal El Centro波

(f) 400 gal El Centro波

3.4 结构强度与刚度

由El Centro地震波作用下的基底剪力-位移滞回曲线可以得到结构骨架曲线，如图12所示。骨架曲线可基本反映出结构在加载过程中的强度变化和延性特征，可以用来定性分析结构的抗震性能。

由图12可知，随着位移的增加，试件的基底剪力逐渐增大。当位移小于6 mm时基底剪力与位移呈现线性关系，从另一方面说明结构处于弹性工作阶段。当位移大于6 mm，可以看出随着位移的增大，基底剪力增加的趋势逐渐缓和，说明结构出现了损伤，逐渐进入弹塑性状态。当峰值加速度为220 gal时，结构最大位移值为16.897 mm。当峰值加速度达到400 gal时，结构的最大值位移值为34.250 mm，可以近似求得结构的延性系数为2.03。由图可知，结构的骨架曲线无明显的下降趋势，说明加载后期结构仍具有较高的承载力和变形能力，即仿古建筑钢-混凝土组合框架具有较好的安全储备。

图12 试件的骨架曲线

加载过程中，结构刚度的变化直接影响着整个结构的动力特性，因此本文分析了结构在不同地震作用下的刚度随峰值加速度变化的关系曲线。定义结构的刚度为各工况作用下结构最大基底剪力处的割线刚度，试件的刚度随位移变化的关系曲线，如图13所示。由图可知，试件在同一峰值加速度的不同地震波作用下，其刚度变化幅度较小，且随峰值加速度的增大，结构的损伤不断累积，其刚度逐渐降低，El Centro波400gal较35 gal时，其刚度降低了66.0%，结构刚度的退化致使其自振周期增大，而其自振频率相应减少(见表3)。

图13 结构刚度退化曲线

3.5 结构耗能分析

试件的累积耗能能较好的评估其在不同地震波作用下的耗能性能。试件在220 gal时不同地震波作用下的累积耗能图如图14(a)所示，在不同工况El Centro波作用下的累积耗能图如图14(b)所示。

(a) 试件在220 gal时不同地震波作用下的耗能

(b) 试件在不同工况El Centro波作用下的耗能

由图14可知，结构在相同峰值加速度的不同地震波作用下，其耗能大小不同，由大到小依次为El Centro波、Taft波、兰州波，这主要是由模型结构的自振周期与El Centro波的频谱较为接近造成的。在不同峰值加速度的El Centro波作用下，试件的累积耗能随着峰值加速度的增大而增大。当峰值加速度较小时，试件基本处于弹性阶段，因此试件的耗能能力较低，累积耗能的增幅不显著。当峰值加速度为220 gal时，试件的耗能比100 gal时增大了3倍，究其原因是试件局部已处于塑性工作阶段。试件的累积耗能与输入地震波峰值加速度呈高次增长关系，即随输入地震波峰值加速度的增大，试件的累积耗能急剧增大[11]。

3.6 层间位移角

层间位移角是反映结构变形能力的一个重要指标，可表示为层间位移与层高的比值，即θi=Δi/H，Δi表示框架的层间侧向位移值，H为框架层间高度[12]。各加载工况下正、负向层间位移角的较大值为结构的层间位移角，不同加载工况下的最大层间位移和层间位移角，见表5。

由表5可知，随峰值加速度的增大，试件的层间位移角逐渐增大，且试件在同一地震波各加载工况下，其层间位移角不同。当峰值加速度为35 gal时，试件处于弹性工作阶段，其层间位移角最大值为1/950，未超过GB50011—2010《建筑抗震设计规范》规定的限值1/550，即试件在7度多遇地震作用下能满足“小震不坏”的设防要求。当峰值加速度为100 gal时，试件开始出现裂缝，裂缝宽度不大，且卸载后均能闭合，能够满足“中震可修”的设防要求。当峰值加速度达到220 gal时，试件地震反应位移增幅比地震波的峰值加速度增幅显著，此时试件处于塑性工作阶段，最大层间位移角为1/171，未超过抗震设计规范规定的限值1/50，具有较强的抗倒塌能力，即试件能满足“大震不倒”的设防要求。当峰值加速度为400 gal时，试件的最大层间位移角为1/86，仍未达到弹塑性位移角限值，表明试件具有优越的变形能力和较高的安全储备。

表5 各加载工况下的层间位移角

4 结 论

(1) 仿古建筑钢-混凝土组合框架在地震作用下的最终破坏是由金柱与穿插枋处混凝土开裂及钢筋屈服造成的。在7度地震作用下，试件能达到“小震不坏”、“中震可修”和“大震不倒”的3水准设防目标。

(2) 仿古建筑钢-混凝土组合框架的加速度反应随地震波加速度的增加而增加，且在不同地震波作用下结构的加速度反应差异明显。结构的动力放大系数随地震加速度的增加呈下降趋势。

(3) 仿古建筑钢-混凝土组合框架的基底剪力-位移滞回曲线由“弓形”变为“反S形”，主要是由脊瓜柱裂缝开闭、穿插枋与檐柱连接处纵向钢筋滑移引起试件刚度退化所造成的。

(4) 仿古建筑钢-混凝土组合框架的累积耗能随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波对应的试件耗能最大，这主要是因为试件的自振周期与El Centro波的频谱较为接近。