传统风格建筑钢-混凝土双枋-柱节点力学性能分析

董金爽,公衍茹,姜宝石,隋 龑

(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)

中国古建筑木结构以木构架作为主要承重构件[1]。相比于西方砖石建筑,木构架耐久性较差,外界环境及人为因素对其影响较大[2-3]。传统风格建筑是指采用钢材、混凝土等材料建造出外形与古木结构相似的一种建筑类型[4]。该种建筑既保持了古木结构建筑的造型美,又具有良好的耐久性。目前,针对传统风格建筑,国内外开展了一系列研究,且多集中在其外形外观[5-6]、施工工艺等方面[7-9],而对其力学性能的研究相对较少,通行规范也未有相应设计规定。薛建阳等[10-13]开展了钢结构及混凝土传统风格建筑的研究,结果表明,传统风格建筑与常规梁-柱节点力学特性有较大不同。隋龑等[14]研究表明,传统风格建筑梁-柱节点抗震性能难以满足通行规范的相关要求。

传统风格建筑由于采用古木结构形制,柱子多为变截面,导致截面尺寸较小部位的轴压比较大,易发生剪切破坏,对抗震极为不利[15]。当前传统风格建筑多为官式大木作的殿堂式建筑,该类型结构外围外檐柱常采用双枋-柱构造形式。鉴于针对传统风格建筑节点方面的研究较少,并考虑形制因素导致柱为变截面的影响,笔者在雀替处布设黏滞阻尼器,变截面柱采用钢-混凝土组合结构,形成附设黏滞阻尼器的双枋-柱节点,对其施加正弦波动力循环荷载,研究该节点滞回曲线、骨架曲线、承载力及延性。研究表明,在雀替位置处合理设置黏滞阻尼器可显著改善传统风格建筑双枋-柱节点试件的力学性能。

1 试 验

1.1 典型双枋-柱节点构造形式

古木结构殿堂式建筑外围檐柱多采用双枋-柱形式。与传统梁柱节点相比,其节点域的范围较大,可分为上、中、下三个核心区域(见图1)。荷载作用下,核心区域处于压、弯、剪复合受力状态,其力学性能与常规梁-柱节点相比具有显著差异。

1.2 试件设计

依据《营造法式》中木结构的尺寸规定,并结合舟山佛学院大殿工程实例,共设计4个缩尺比为1∶2.6的试件,包括两个有阻尼器的双枋-柱节点试件,编号分别为BD-2、BD-3,1个未设阻尼器的双枋-柱节点试件,编号为BD-1,1个单枋-柱节点,编号为BB-1。试件参数见表1。

表1 试件参数Table 1 Parameters of specimen

试件构造示意图如图2所示。采用C40混凝土,试件及预留试块在同条件下养护,测得立方体抗压强度fcu,k=45.6 MPa,轴压比n=0.25,方钢管采用Q235B。试件中阑额、由额及下柱为钢筋混凝土结构,上柱采用钢管混凝土结构。

图2 试件参数及构造示意图Fig.2 Schematic diagram and construction measure

1.3 加载方案

加载装置如图3所示。加载过程包括:竖向荷载由柱顶液压千斤顶施加,加载全程中保持恒定;水平快速往复荷载由电液伺服系统施加。柱底为自由转动铰支座,双枋两端通过双梁连接器连接[16]。

图3 试验加载装置Fig.3 Test set-up

试验加载工况见表2。采用快速施加正弦波作用的加载制度,通过改变正弦波的加载频率及幅值实现表中工况,不同工况的频率通过加速度峰值反推确定,加速度通过地震烈度对应的地震动参数确定,每个工况下反复加卸载5次。加载制度见图4。

表2 试验加载工况Table 2 The test loading mode

图4 加载制度示意图Fig.4 Sketch of test loading regime

1.4 黏滞阻尼器选型及安装

根据试验加载特点,选择速度型黏滞阻尼器,设计参数见表3,阻尼器与枋及柱连接方式见图5。试件BD-2安装阻尼器FV-1,试件BD-3安装阻尼器FV-2。阻尼器与试件连接设计参数见图6。

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

图5 阻尼器与枋及柱连接方式示意图Fig.5 Installation drawing of viscous damper

图6 黏滞阻尼器与试件连接布置参数Fig.6 Schematic diagram of connection between viscous damper and specimen

2 试件破坏特征

2.1 试件BB-1

(1)开裂阶段(L≤15 mm)。试件产生少量裂缝,荷载与位移基本呈正比例关系,卸载后残余变形不显著。总体上,该阶段裂缝多为细微裂缝,刚度无显著退化。

(2)屈服阶段(27 mm≤L≤53 mm)。随控制位移增大,试件表现为非线性特性;卸载后,残余变形显著,试件的刚度及强度有不同程度衰减,混凝土出现少量剥落。

(3)极限阶段(65 mm≤L≤88 mm)。节点区域混凝土破坏较严重,纵筋外露,梁柱连接部位出现一系列扩展趋向核心区延伸的斜裂缝,刚度及强度退化严重。

(4)破坏阶段(100 mm≤L≤115 mm)。梁柱连接部位的混凝土已有大量剥落,上柱柱根混凝土被压碎,斜裂缝继续延伸,且宽度增大。试件破坏形态见图7。

图7 试件BB-1破坏形态Fig.7 Failure pattern of BB-1 specimen

2.2 试件BD-1

(1)开裂阶段(L≤15 mm)。试件滞回曲线为线性,卸载后无显著残余变形,开裂荷载为16.8 kN,由额首先出现裂缝。

(2)屈服阶段(27 mm≤L≤53 mm)。控制位移增大的过程中,试件滞回曲线逐渐呈现较显著的拐点,整体上处于弹塑性工作阶段,刚度有一定程度退化。

(3)极限阶段(65 mm≤L≤88 mm)。枋柱连接部位混凝土剥落严重,中核心区阑额与由额间出现混凝土鳞状剥落,试件刚度及强度退化显著。

(4)破坏阶段(100 mm≤L≤115 mm)。枋柱连接处混凝土有大量剥落,已有裂缝宽度较大,纵筋外露。层间转角达1/38时,试件形成可变体系,无法继续承载,试验结束。试件破坏状态见图8。

图8 试件BD-1破坏形态Fig.8 Failure pattern of BD-1 specimen

2.3 试件BD-2

试件BD-2及BD-3为设置黏滞阻尼器的试件,从开始加载至加载结束全过程中,两试件受力及变形特点基本相同,笔者以BD-2为例进行分析。

(1)开裂阶段(L≤15 mm)。试件滞回曲线呈线性特性,卸载时无残余变形,裂缝主要为细微裂缝。试件开裂荷载为18.9 kN,与试件BD-1相比,提高了12.5%。

(2)屈服阶段(27 mm≤L≤53 mm)。试件呈现显著的非线性特性,梁柱连接部位纵筋屈服,试件裂缝显著增多,上柱柱根处产生约45°斜裂缝,刚度及强度均有一定的退化。

(3)极限阶段(65 mm≤L≤88 mm)。荷载与位移呈显著的非线性关系,变形的增速比荷载增加的快;卸载后,残余变形显著。试件存呈现明显的刚度及强度衰减。

(4)破坏阶段(100 mm≤L≤115 mm)。核心区混凝土有压溃现象,压溃部位面积较大,箍筋及纵筋外露。试件破坏特征见图9。

图9 试件BD-2破坏形态Fig.9 Failure pattern of BD-2 specimen

3 试验结果与分析

3.1 荷载-位移滞回曲线

将各试件每工况下第一圈循环的荷载-位移曲线绘制图中,得到各试件荷载-位移(P-Δ)滞回曲线(见图10)。该曲线呈现锯齿状的主要原因是由于在快速加载过程中,加载设备不能稳定输出,但整体上不影响后续分析。

图10 双枋-柱节点试件恢复力特征曲线Fig.10 Restoring force characteristic curves of specimen

对比分析各滞回曲线可知:

(1)加载初期(L≤15 mm),各滞回曲线包络的面积均较小,且恢复力与位移基本表现为直线特性,刚度及强度无明显衰减,试件基本处于无损伤累积工作阶段。

(2)随着控制位移逐渐增大(15 mm

(3)加载后期(65 mm

上述分析表明,双枋节点的承载能力高于单枋-柱节点,设置阻尼器的双枋试件优于未设置阻尼器的试件。在双枋-柱节点试件设置黏滞阻尼器后,该类型节点的力学性能得到了有效提升。

3.2 阻尼力-位移滞回曲线

笔者以试件BD-2阻尼力-位移(F-Δ)曲线为例(见图11),选取工况10、工况12等大控制位移下阻尼力-位移曲线进行对比分析:

(1)随着加载速率的变化,黏滞阻尼器的阻尼力也随之改变,由此反映了速度型阻尼器的力学特点。

(2)整体上,控制位移较大时,阻尼力-位移滞回曲线更为饱满。每种工况下,黏滞阻尼器5次循环加载形成滞回曲线并非是一条重合的曲线,而是有一定的“滑移距离”,且随着控制位移不断增大,该“滑移距离”也呈现逐渐增大的趋势。分析原因是随着加载的继续,试件损伤不断累积,从而导致试件的刚度及强度产生不同程度的衰减。

3.3 骨架曲线

取各试件恢复力特征曲线每种工况滞回环峰值荷载及其对应的位移,形成试件的骨架曲线(见图12)。

对比分析可知:

(1)双枋-柱节点具有明显优于单枋-柱节点的承载能力及变形性能,表明将具有较高承载力的双枋节点设置于传统风格建筑外围檐柱,可确保结构具有良好的抗震性能。

(2)试件BD-2、BD-3与试件BD-1相比,前者承载能力要显著高于后者,且前者骨架曲线超过峰值点后的下降段较后者更为平缓。表明设置黏滞阻尼器后,既能提高结构承载能力,又可有效改善结构的延性性能。

(3)双枋-柱节点各试件加载初期的骨架曲线基本重合,表明试件开裂前刚度受阻尼器影响较小。这是由于加载初期控制位移较小,黏滞阻尼器尚未发挥其功效;当控制位移增大,试件变形较大时,黏滞阻尼器发挥了良好的协同工作效应,由此体现了黏滞阻尼器与传统风格建筑相结合的新型结构形式,更适合在抗震设防烈度较高地区使用。

3.4 承载能力及延性分析

位移延性系数μ为荷载下降至峰值荷载85%时对应的破坏位移与结构屈服时位移的比值,即μ=Δm/Δy,屈服位移Δy由文献[17]中的方法确定。各试件特征点对应的荷载和位移见表4,位移延性系数计算结果见表5。各试件特征点对应的荷载与位移直方图如图13所示。

表4 试件特征点对应的荷载和位移及位移延性系数Table 4 Load and displacement corresponding to characteristic point and displacement ductility factor

表5 试件变形能力Table 5 Ductility coefficients of specimen

图13 试件特征点直方图对比Fig.13 Comparison of histogram of feature points of specimens

由表4、表5及图13对比分析可知:

(1)对于开裂荷载,相比于双枋-柱节点BD-1,试件BD-2、BD-3提升幅度分别为12.3%、6.9%;对于屈服荷载,提升幅度分别为27.5%、48.7%;对于极限荷载,提升幅度分别为16.4%、15.0%。由此表明,可通过设置黏滞阻尼器改善双枋节点的力学性能,且对于屈服荷载及极限荷载提升幅度更为显著,由此弥补了传统风格建筑不满足现行规范要求的缺点。

(2)相比于单枋-柱节点试件BB-1,双枋-柱节点BD-1的开裂荷载、屈服荷载及极限荷载增幅分别为18.5%、35.7%、47.1%,表明双枋-柱节点由于由额的存在,可较大幅度提升结构承载能力及刚度。实际工程中,为求美观,阑额与由额的截面宽度相等,而阑额截面高度大于由额,致使两者的刚度不同。通过在由额与柱的位置附设黏滞阻尼器,既可以从一定程度上提升由额的刚度,又可提升结构整体力学性能。

(3)对于双枋-柱节点,附设黏滞阻尼器试件BD-2、BD-3的延性性能较BD-1分别提高了12.0%、13.5%,表明设置黏滞阻尼器可提升结构的延性性能。实际工程中,对于高烈度地区,在外围檐柱节点处设置黏滞阻尼器可有效提升传统风格建筑抗震性能。

(4)附设黏滞阻尼器的传统风格双枋-柱节点弹性阶段层间位移角平均值θcr=(1.54～1.62)θe,塑性层间位移角θm=(1.47～1.56)θp。表明通过设置黏滞阻尼器可有效改善传统风格建筑混凝土双枋-柱节点的抗倒塌能力,试件在荷载下降时仍具有一定的变形能力。

4 结 论

(1)附设黏滞阻尼器可显著提升传统风格双枋-柱组合件的力学性能,采用钢-混凝土组合结构可有效降低上柱的轴压比,防止高轴压比下柱发生压溃破坏。

(2)设置黏滞阻尼器的双枋-柱节点的恢复力特征曲线包围面积更大,耗能能力较强,布置外围檐柱的双枋-柱构造形式具有比单枋-柱较高的承载能力及抗倒塌能力。

(3)快速循环荷载作用下,附设黏滞阻尼器后传统风格建筑双枋-柱节点试件的抗倒塌能力及承载性能有显著提升,延性性能提升12.7%,承载能力提升15.7%。

(4)双枋-柱节点构造具有较大的刚度及整体性,实际工程中可将阻尼器布置在由额与柱连接处,外部以雀替装饰,从而提升双枋节点抗倒塌能力。