仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)擬動力試驗及靜力推覆分析

薛建陽， 戚亮杰， 葛鴻鵬， 劉祖強(. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 西安 70055； . 中國建筑西北設(shè)計研究院有限公司， 西安 7008)

中國古建筑凝聚了我國古代歷史、科技、文化及宗教等發(fā)展成果，孕育了寶貴的民族文化和民族精神，但是由于木結(jié)構(gòu)建筑受到材料(木材)自身的限制，如易翹曲、易燃、易腐朽老化等特點，使得現(xiàn)存木結(jié)構(gòu)古建筑處于結(jié)構(gòu)體系破壞、險情不斷發(fā)展甚至潛伏倒塌的危險狀態(tài)[1]，因此，運用其他新型材料建造的仿古建筑對繼承這些歷史文化遺產(chǎn)有著至關(guān)重要的意義。仿古建筑體系應(yīng)用現(xiàn)代科學(xué)技術(shù)，使結(jié)構(gòu)的抗災(zāi)害能力顯著增強，已逐漸融入到我國建筑行業(yè)的各個領(lǐng)域，尤其廣泛應(yīng)用于全國各地的地標(biāo)建筑和風(fēng)景園林當(dāng)中[2]，如采用鋼結(jié)構(gòu)建造的大明宮丹鳳門、長安塔及洛陽定鼎門等均已成為當(dāng)?shù)氐臉?biāo)志性建筑，圖1為某典型鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑實例。鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑結(jié)構(gòu)外觀類似古建筑形式，與一般框架建筑造型相差較大，如挑檐較大，在屋架構(gòu)件與柱架結(jié)構(gòu)之間存在斗拱層等。但由于仿古建筑采用的建筑材料、節(jié)點連接方式與木結(jié)構(gòu)差異較大，故結(jié)構(gòu)受力特點及分析方法與木結(jié)構(gòu)古建筑有很大區(qū)別[3]。

圖1 典型鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑Fig.1 Typical steel archaized buildings

國內(nèi)外對框架結(jié)構(gòu)體系的研究主要是針對框架-支撐結(jié)構(gòu)體系、鋼框排架結(jié)構(gòu)體系[4-6]，而對仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)體系尚無研究。仿古建筑體系獨有的坡屋頂、圓柱、斗拱等構(gòu)件使得其整體布置較為復(fù)雜，荷載傳遞路徑及耗能機理并不明確，且我國現(xiàn)行規(guī)范尚未涉及此類結(jié)構(gòu)的設(shè)計條文。

目前在對鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能研究時,由于擬靜力試驗方法的人為干預(yù)性較強，無法反映結(jié)構(gòu)在實際地震作用下的動力響應(yīng)。而振動臺試驗受尺寸效應(yīng)等因素的影響較大，導(dǎo)致試驗結(jié)果的失真度較高。因此，擬動力試驗的運用越來越廣泛，它既有擬靜力試驗方便簡潔的特點，又可以對結(jié)構(gòu)施加真實地震波，獲取結(jié)構(gòu)體系在地震作用下真實的動力響應(yīng)[7]。

為了了解傳統(tǒng)風(fēng)格結(jié)構(gòu)鋼框架體系在真實地震波作用下的抗震性能，本課題組在已完成的鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑異型節(jié)點受力性能研究[8-9]的基礎(chǔ)上，以某一典型鋼結(jié)構(gòu)仿古建筑殿堂結(jié)構(gòu)為原型，設(shè)計制作了一榀含異型節(jié)點(見圖2)的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)，并對其進(jìn)行擬動力試驗，以研究此類結(jié)構(gòu)的抗震性能。

圖2 鋼結(jié)構(gòu)異型節(jié)點Fig.2 Steel special-shaped joint

1 試驗概況

1.1 模型設(shè)計與制作

受試驗場地條件的限制，結(jié)構(gòu)縮尺比取為1/2，模型構(gòu)件在工廠加工制作完成后，現(xiàn)場拼裝，模型立面及細(xì)部構(gòu)造，如圖3所示。除柱底與地梁采用螺栓連接外，其余均采用全焊連接。由于仿古建筑使用空間要求的規(guī)定，正廳大梁(L1)采用225 mm×125 mm的箱形截面，偏廳側(cè)梁(L2)采用150 mm×100 mm的焊接箱形截面形式，兩梁連接處形成一異型節(jié)點(見圖2)。構(gòu)件截面尺寸，如表1所示。鋼材等級取為Q235B，采用E43型焊條手工焊，鋼材材性試驗結(jié)果，如表2所示。

圖3 試件幾何尺寸及構(gòu)造(mm)Fig.3 Dimensions and details of specimens(mm)

表1 結(jié)構(gòu)構(gòu)件參數(shù)表Tab.1 Main parameters of specimens

表2 鋼材的材性Tab.2 Material properties of steel

1.2 相似關(guān)系

為了滿足模型與原型結(jié)構(gòu)的質(zhì)量與配重的相似關(guān)系[10]，將屋面均布荷載分別等效換算為沿柱Z1-1、Z3-1、Z3-2、Z2、Z1-2頂部施加的豎向集中荷載?？紤]到坡屋頂?shù)奶厥鈽?gòu)造及加載時的安全因素，通過外懸掛混凝土塊的方式對結(jié)構(gòu)施加配重；線長度相似系數(shù)取為1/2，其余結(jié)構(gòu)動力相似關(guān)系，如表3所示。

1.3 試驗原理

擬動力試驗由計算機進(jìn)行數(shù)值分析并控制加載，即給定地震波加速度時程記錄，由計算機計算當(dāng)前一步的反應(yīng)位移，同時測量結(jié)構(gòu)對于該步位移的實際恢復(fù)力，并反饋給計算機，計算機再根據(jù)實測的恢復(fù)力和其他已知參數(shù)計算下一步的位移反應(yīng)。其動力微分方程可表示為

(1)

表3 動力相似關(guān)系Tab.3 Dynamic similitude relations

求解采用中心差分法，即將上述的微分方程轉(zhuǎn)化為差分的形式，當(dāng)時間步長為Δt時，速度及加速度分別為

(2)

(3)

1.4 加載方案

試驗加載方法參考建筑抗震試驗方法規(guī)程：JGJ 101—1996，加載在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點實驗室完成，在標(biāo)高2.420 m處布置一臺MTS電液伺服作動器施加水平荷載，試驗數(shù)據(jù)由TDS602數(shù)據(jù)采集儀采集并記錄。為了防止試件平面外發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象，在大梁L1處每間隔1 m布置一塊方形側(cè)板，平面外兩側(cè)由滑輪支撐夾緊，保證結(jié)構(gòu)平面內(nèi)的穩(wěn)定[11]，整體框架模型，如圖4所示。試驗時首先在Z1-1、Z3-1、Z3-2、Z2、Z1-2柱構(gòu)件處分別施加7.8 kN、13.4 kN、9.4 kN、7.1 kN和5.6 kN的配重，試驗前測得結(jié)構(gòu)的初始剛度，隨后施加水平地震動荷載進(jìn)行擬動力試驗。由于試件為單層平面框架，將結(jié)構(gòu)質(zhì)量和配重質(zhì)量集中在作動器所在的層高位置處，得到了模型結(jié)構(gòu)的質(zhì)量，即M=4 863 kg。此外，根據(jù)建筑抗震設(shè)計規(guī)范的要求，鋼結(jié)構(gòu)多層建筑的阻尼比ζ=0.04。

圖4 鋼框架模型Fig.4 Steel frame model

1.5 量測方案

除L1非加載側(cè)端部布置MTS位移計外，在模型結(jié)構(gòu)不同標(biāo)高處安裝電子位移計。在地梁上設(shè)置壓梁以固定試件。為量測試驗加載過程中基礎(chǔ)底座實際的水平及豎向位移，在地梁端部布設(shè)電子百分表，測試數(shù)據(jù)由TDS-602數(shù)據(jù)采集儀自動量測并采集。分別在各節(jié)點域、梁端、柱端及斗、拱構(gòu)件處對稱布置電阻應(yīng)變片。試驗加載及位移量測裝置，如圖5所示。

1-反力墻；2-反力鋼架；3-反力梁；4-作動器；5-壓梁；6-地腳螺栓；7-電子位移計；8-百分表；9-試件

圖5 加載裝置

Fig.5 Test setup

1.6 地震波的選擇

本試驗?zāi)Ｐ偷脑徒Y(jié)構(gòu)位于8度抗震設(shè)防烈度區(qū)，場地類別為II類。在選用地震波時，地震波的卓越周期盡量與結(jié)構(gòu)所在場地的的譜特征一致。因此，本次試驗選用El Centro波、汶川波與蘭州波中包含最大加速度的一段地震記錄作為輸入波進(jìn)行試驗，對該鋼框架結(jié)構(gòu)模型在8種工況下的抗震性能進(jìn)行研究，所采用地震波的加速度幅值依據(jù)相似關(guān)系進(jìn)行調(diào)整[12]。在試驗的初期階段，分別輸入三種地震波，以觀察在不同地震波作用下結(jié)構(gòu)的動力反應(yīng)，當(dāng)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)塑性特征后，僅輸入汶川波進(jìn)行試驗。輸入的地震波峰值加速度逐級增大，分別相當(dāng)于8度多遇、8度設(shè)防、8度罕遇及9度罕遇地震作用。本試驗加載步長取為0.014 1 s，加載步數(shù)為1 000步，總持時14.1 s。加載工況，如表4所示。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗過程

在峰值加速度分別為70 gal、200 gal和400 gal的地震波作用下，結(jié)構(gòu)構(gòu)件均處于彈性工作階段。說明在不超過8度罕遇烈度地震波作用下，結(jié)構(gòu)未發(fā)生塑性變形，承載力仍相對較高。在峰值加速度620 gal的汶川波作用下，8.881 s時正廳邊柱斗D1構(gòu)件處達(dá)到屈服，隨后在異型節(jié)點西側(cè)的G構(gòu)件處發(fā)生屈服現(xiàn)象。整體結(jié)構(gòu)在7.714 s受到的水平荷載與大梁高度位移達(dá)到最大值，此時結(jié)構(gòu)承受的基底剪力為60.93 kN，頂點位移為11.96 mm。從整體上看，模型結(jié)構(gòu)在8度多遇烈度 (70 gal) 的地震波作用下，完全處于彈性狀態(tài)，滿足“小震不壞”的設(shè)防目標(biāo)；在峰值加速度為400 gal (相當(dāng)于8度罕遇地震)地震波作用下，結(jié)構(gòu)未發(fā)生明顯的塑性變形和破壞，實現(xiàn)了“大震不倒”的抗震設(shè)防目標(biāo)。即使在峰值加速度為620 gal (相當(dāng)于9度罕遇地震) 的汶川波作用下，結(jié)構(gòu)也只是個別構(gòu)件發(fā)生屈服(見圖6)，整體工作性能良好，說明本次試驗設(shè)計的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)具有抵抗超過本地區(qū)設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)地震作用的能力，具有良好的抗震性能。此外，在整個加載過程中，實測地梁的水平及豎向位移非常小，對試驗結(jié)果幾乎無影響。

表4 擬動力試驗加載制度Tab.4 Pseudo-dynamic test loading system

圖6 屈服現(xiàn)象Fig.6 Yielding phenomenon

2.2 滯回特性

圖7為該結(jié)構(gòu)在擬動力加載試驗中各工況下基底剪力-頂層位移滯回曲線。由圖7可知，在相同加速度峰值不同地震波形的作用下，結(jié)構(gòu)的滯回曲線不完全相同，表明不同地震波的頻譜特性對結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)影響較大，其中蘭州波對結(jié)構(gòu)造成的響應(yīng)最小，而汶川波作用最為明顯。在70 gal、200 gal、400 gal的加載工況下，滯回曲線整體呈直線形，當(dāng)荷載降低為零時，結(jié)構(gòu)沒有殘余變形，鋼框架仍處于彈性工作狀態(tài)，耗能較小。隨著地震波輸入峰值加速度的增大，鋼框架的剪力-位移響應(yīng)越發(fā)明顯，滯回環(huán)包圍的面積也逐漸增大，結(jié)構(gòu)耗能逐漸增加。在峰值加速度為620 gal的加載工況作用下，滯回曲線產(chǎn)生一定的殘余變形，結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性階段，其原因是斗D1、拱G構(gòu)件的屈服使結(jié)構(gòu)耗能增加，但滯回曲線仍未出現(xiàn)明顯的捏攏現(xiàn)象，說明結(jié)構(gòu)在9度罕遇地震的作用下仍然有較大的剛度與承載力。

(a) 工況1

(b) 工況2

(c) 工況3

(d) 工況4

(e) 工況5

(f) 工況6

(g) 工況7

(h) 工況8圖7 基底剪力-頂層位移滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops of model

2.3 耗能性能

耗能是結(jié)構(gòu)在地震波輸入時吸收能量的能力，累積滯回耗能采用式(4)計算[13]

(4)

式中：Fi+1、Fi分別為第i+1點與第i點的恢復(fù)力，Xi+1、Xi分別為與其相對應(yīng)的位移。圖8(a)為在相同峰值加速度但不同類型地震波作用下結(jié)構(gòu)的耗能對比，可以發(fā)現(xiàn)，施加相同峰值加速度的地震波，不同頻譜特性的波形導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的耗能能力也不相同，說明結(jié)構(gòu)耗能受加載波形的影響較大。模型結(jié)構(gòu)在汶川波各個工況下的滯回耗能情況，如圖8(b)所示。在峰值加速度為70 gal和200 gal的地震波作用下，累積滯回耗能較小，說明此時可恢復(fù)的彈性應(yīng)變能所占比例較大，由于結(jié)構(gòu)彈性應(yīng)變能的增大與恢復(fù)過程交替進(jìn)行，造成累積耗能時程曲線呈波浪形增加。隨著輸入地震波峰值加速度的增大，結(jié)構(gòu)耗能逐漸上升，在9度罕遇地震波作用下，結(jié)構(gòu)耗能約為8度罕遇地震波作用時約3倍，說明耗能與加載地震波幅值的增量呈非線性增加。從試驗現(xiàn)象看出，此時結(jié)構(gòu)焊縫并無開裂，說明本次試驗設(shè)計的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)不僅可以抵抗9度罕遇地震作用，并具有較高的安全儲備。

2.4 加速度響應(yīng)

圖9是模型結(jié)構(gòu)加載點樓層處在不同工況下的加速度時程曲線。從圖9 (a)可知，在不同地震波作用下，模型加速度反應(yīng)時程曲線基本與其加載的地震波形相一致，但結(jié)構(gòu)反應(yīng)加速度與原始波形并不是同時達(dá)到極值。El Centro波、蘭州波、汶川波三種波形各自的峰值加速度分別出現(xiàn)在1.484 s、3.514 s和8.666 s，當(dāng)對結(jié)構(gòu)施加200 gal的三種波形時，結(jié)構(gòu)反應(yīng)最大加速度分別出現(xiàn)在1.778 s、2.002 s和7.798 s。結(jié)構(gòu)響應(yīng)加速度峰值絕對值分別為407.1 gal、311.8 gal與452.8 gal，與該結(jié)構(gòu)頻率最為接近的汶川波對此結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)最為明顯，說明頻譜特性對結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)影響顯著。此外，由圖9 (b)可知，在同種地震波的作用下，隨著輸入加速度的增大，結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)也隨之增大。在汶川波70 gal、200 gal、400 gal三種輸入加速度的作用下，結(jié)構(gòu)處于彈性工作狀態(tài)，其時程曲線與原波形變化趨勢基本一致，但隨著輸入加速度峰值增大，在輸入620 gal汶川波的加載后期，結(jié)構(gòu)時程曲線各峰值點略滯后于原波波形各峰值點的出現(xiàn)時刻，即時程曲線由密變疏，這是由于結(jié)構(gòu)局部已經(jīng)達(dá)到屈服狀態(tài)，結(jié)構(gòu)剛度下降，頻率也隨之變化，從而影響了該結(jié)構(gòu)響應(yīng)加速度峰值出現(xiàn)的時刻。

(a) 不同地震波工況下結(jié)構(gòu)總耗能

(b) 不同峰值加速度下滯回耗能時程曲線圖8 滯回耗能Fig.8 Energy dissipation

(a) 輸入加速度峰值為200 gal

(b) 不同峰值輸入加速度圖9 加速度時程曲線Fig.9 Time history curves of acceleration

2.5 位移響應(yīng)

結(jié)構(gòu)加載點層高處在不同地震波作用下的位移時程曲線，如圖10所示。分析可知，當(dāng)輸入加速度較小時，整個模型的位移反應(yīng)很小，不同地震波作用下結(jié)構(gòu)的位移反應(yīng)與原波趨勢大致相同，隨著地震波輸入加速度的增大，結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)同時增大。當(dāng)施加峰值加速度為200 gal的地震波時，結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)從大到小依次為汶川波3.795 mm、El Centro波3.041 mm、蘭州波2.242 mm。其原因為汶川波頻率與結(jié)構(gòu)自振頻率最為接近，而蘭州人工波頻率與本結(jié)構(gòu)的頻率差別相對較大。此外，模型結(jié)構(gòu)最大位移響應(yīng)出現(xiàn)時刻與原波輸入加速度峰值時刻不完全一致。從圖10還可知，620 gal時結(jié)構(gòu)響應(yīng)峰值時刻出現(xiàn)滯后現(xiàn)象，表明隨著地震波加速度峰值增大，結(jié)構(gòu)發(fā)生損傷導(dǎo)致剛度變化，使得位移響應(yīng)有明顯變化。

(a) 輸入加速度峰值為200 gal

(b) 不同峰值輸入加速度圖10 位移時程曲線Fig.10 Time history curves of displacement

表5為在汶川波作用下，結(jié)構(gòu)模型的層間位移角變化情況，可以看出，在8度多遇地震波作用下，結(jié)構(gòu)最大層間位移角為1/1 903，滿足“建筑抗震設(shè)計規(guī)范GB50011—2010”中關(guān)于多層鋼結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值[θe]=1/250的要求；在9度罕遇地震作用下，結(jié)構(gòu)位移為11.962 mm，相應(yīng)位移角1/203，可以滿足規(guī)范中彈塑性層間位移角1/50的要求，說明本次試驗仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)具有良好的變形能力，能滿足“小震不壞”和“大震不倒”的要求。

表5 層間位移角Tab.5 Inter-story drift

2.6 應(yīng)變分析

異型節(jié)點處西側(cè)拱G構(gòu)件的應(yīng)變情況，如圖11所示。從圖11可知，構(gòu)件應(yīng)變隨著加載地震波加速度峰值的增大而增大，在加速度峰值為620 gal地震波的作用下，G構(gòu)件屈服。分析試驗應(yīng)變數(shù)據(jù)可得，加載結(jié)束時，梁端翼緣應(yīng)變接近屈服，且始終大于鋼管柱端應(yīng)變，滿足規(guī)范“強柱弱梁”的設(shè)計要求。

圖11 拱G處應(yīng)變Fig.11 Strain of G part

2.7 承載力分析

基于汶川波作用下的結(jié)構(gòu)基底剪力-頂層位移曲線，將每級工況下正負(fù)方向的最大受力點連結(jié)可得到結(jié)構(gòu)的骨架曲線，如圖12所示。從圖12可知，隨著輸入地震波峰值加速度的增大，結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)增大，結(jié)構(gòu)承載力不斷增強，在9度罕遇地震烈度(620 gal)地震波的作用下，骨架曲線仍未進(jìn)入下降段，此時結(jié)構(gòu)最大層間位移角達(dá)到1/203，說明本試驗的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)具有良好的承載力，且具有較高的安全儲備。

圖12 整體結(jié)構(gòu)骨架曲線Fig.12 Skeleton curve of whole model

2.8 剛度分析

剛度退化問題是關(guān)系該種結(jié)構(gòu)抗震性能及其抗震計算的重要內(nèi)容[14]，對于加載地震波的擬動力試驗，結(jié)構(gòu)剛度取正負(fù)兩個方向的平均剛度，即正負(fù)兩個方向荷載絕對值最大值之和與相對應(yīng)的兩個方向位移絕對值之和的比值作為結(jié)構(gòu)在不同工況下的結(jié)構(gòu)剛度Ki，由式(5)計算。

(5)

式中：Pi、Δi分別為第i次加載時所達(dá)到的最大荷載及相應(yīng)的位移。表6列出了在不同工況下結(jié)構(gòu)的剛度，圖13為模型結(jié)構(gòu)的剛度退化曲線。加載初期由于作動器與試件之間存在少許間隙，故工況1測出的結(jié)構(gòu)剛度相比于工況2略微偏低，K0取試驗初始階段工況2測得的剛度，即K0=6.129 kN/mm。

表6 結(jié)構(gòu)剛度Tab.6 Stiffness of model

圖13 模型剛度退化規(guī)律Fig.13 Deterioration trend of stiffness

分析圖13和表6可知，模型剛度的衰減規(guī)律，在工況5 (200 gal蘭州波) 之前，結(jié)構(gòu)剛度基本沒有變化，當(dāng)作用200 gal、400 gal和620 gal汶川波時，由于試件出現(xiàn)累積損傷現(xiàn)象，使得整體結(jié)構(gòu)剛度退化加快。當(dāng)試驗結(jié)束時，結(jié)構(gòu)剛度仍達(dá)到初始剛度的81.9 %，這表明整體結(jié)構(gòu)在9度罕遇地震作用后剛度仍然較大，滿足設(shè)計要求，且安全儲備較高。

3 靜力推覆分析

為了了解本文所研究的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)在塑性階段的反應(yīng)，采用靜力推覆分析的方法對該結(jié)構(gòu)進(jìn)行進(jìn)一步分析，以期確定不同地震動強度下的結(jié)構(gòu)目標(biāo)位移及其承載能力。選用ABAQUS有限元軟件建立試件三維模型進(jìn)行Pushover理論分析。選用薄殼Shell單元對結(jié)構(gòu)建模計算，鋼材材性采用理想彈塑性強化模型，邊界條件與試驗保持一致。為了防止加載端出現(xiàn)應(yīng)力集中，在加載部位設(shè)置剛性墊板。試件整體模型，如圖14所示。

圖14 結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.14 Finite element model

在靜力推覆分析之前，采用模態(tài)分析得到該仿古建筑鋼框架的頻率及周期，與原型結(jié)構(gòu)振動特性符合相似關(guān)系，如表7所示。

表7 結(jié)構(gòu)自振特性Tab.7 Structural vibration characteristics

由于試驗在9度罕遇烈度地震波加載后結(jié)束試驗，采用有限元分析的方法模擬該仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)屈服后至試件破壞的全過程。將有限元模型計算得到的P-Δ曲線與試驗得到的結(jié)構(gòu)整體骨架曲線對比可以發(fā)現(xiàn)，數(shù)值計算剛度略大于試驗值，最大誤差為9.61%，造成誤差的原因主要是試驗逐級施加地震波的過程中，結(jié)構(gòu)損傷積累，剛度逐漸退化；總體上，有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果趨勢保持一致，吻合較好，數(shù)值計算得到的結(jié)構(gòu)骨架曲線，如圖15所示。

圖15 骨架曲線計算結(jié)果Fig.15 Calculation of skeleton curve

試件的峰值荷載出現(xiàn)在168 kN處，此時位移為55.4 mm，層間位移角達(dá)到1/53，小于規(guī)范規(guī)定的彈塑性層間位移角1/50的限值，滿足規(guī)范要求。

圖16為試件屈服時異形節(jié)點處和斗D1處的應(yīng)變分布情況，分析結(jié)構(gòu)屈服過程可以發(fā)現(xiàn)，斗D1下部最先屈服，隨后，柱Z2中節(jié)點處拱構(gòu)件上部應(yīng)變增大，進(jìn)入塑性狀態(tài)；梁端翼緣接近屈服，此時柱端仍處于彈性階段，滿足“強柱弱梁”的設(shè)計要求；此外，柱Z3、Z4與正廳大梁L1交匯的節(jié)點域處受力遠(yuǎn)大于屋架構(gòu)件的受力情況，設(shè)計時應(yīng)對這些節(jié)點處予以加強處理。

(a) 柱Z2中節(jié)點

(b) 斗D1圖16 應(yīng)變分布Fig.16 Strain distribution

當(dāng)試件加載至位移角彈塑性限值1/50時，輸出其應(yīng)變云圖，如圖17所示。

圖17 應(yīng)變云圖Fig.17 Strain contours

分析圖17可知，結(jié)構(gòu)最終破壞時，斗D2、D3，拱G，主梁L1東側(cè)梁端及梁L2端部應(yīng)力均較大，為該仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)的薄弱部位。分析各構(gòu)件的應(yīng)力發(fā)展過程，在水平荷載作用下，斗D3、拱G構(gòu)件率先屈服，起到第一級抗震防線的作用；隨后梁L1及L2端部出現(xiàn)塑性鉸，結(jié)構(gòu)的損傷加重；當(dāng)結(jié)構(gòu)達(dá)到破壞荷載時，框架柱Z1-1、Z1-2、Z2的柱腳同時達(dá)到屈服應(yīng)力，結(jié)構(gòu)層間位移角已超過1/50，說明本文所設(shè)計的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)具有良好的變形能力。

4 結(jié) 論

(1) 在輸入不高于8度罕遇地震波作用時，本試驗的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)處于彈性階段，可以滿足“小震不壞、大震不倒”的設(shè)防要求；在輸入9度罕遇地震波作用時，結(jié)構(gòu)在異形節(jié)點處拱構(gòu)件及正廳邊柱斗構(gòu)件發(fā)生屈服，此時結(jié)構(gòu)層間位移角滿足規(guī)范彈塑性位移角限值要求。

(2) 當(dāng)輸入峰值加速度為70 gal和200 gal的地震波時，結(jié)構(gòu)累積滯回耗能較??；隨著輸入地震波峰值加速度的增大，模型損傷累積，耗能逐漸增大。本文研究的仿古建筑鋼框架結(jié)構(gòu)在8度罕遇地震作用下并無明顯的塑性變形現(xiàn)象，說明整體結(jié)構(gòu)具有較高的承載力及安全儲備。

(3) 模型結(jié)構(gòu)的加速度與位移響應(yīng)均隨著輸入地震波峰值加速度的增加而增大。在相同加速度峰值的不同地震波作用下，結(jié)構(gòu)的加速度時程曲線、位移時程曲線均有較大差別，說明輸入地震波的頻譜特性對結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)具有較大影響。

(4) 靜力推覆分析結(jié)果表明，本文研究的仿古建筑鋼框架滿足抗震設(shè)防的彈塑性層間位移角限值規(guī)定；構(gòu)件屈服的順序為斗拱—梁端—柱腳，滿足“強柱弱梁，強節(jié)點弱構(gòu)件”的抗震設(shè)防要求，具有良好的抗震性能，可以應(yīng)用于高烈度地震區(qū)。

參 考 文 獻(xiàn)

[1] 張風(fēng)亮. 中國古建筑木結(jié)構(gòu)加固及其性能研究[D]. 西安: 西安建筑科技大學(xué), 2013.

[2] 田永復(fù). 中國仿古建筑構(gòu)造精解[M]. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2012.

XUE Jianyang, WU Zhanjing, SUI Yan, et al. Experimental study on seismic performance of steel double-beams column exterior joints in antique style building[J]. Journal of Building Structures, 2015, 36 (3): 80-89.

[4] HUANG B，SHU G. Experimental study on seismic behavior of a two-bay two-story light steel frame under cyclic loading[J]. Earthquake Engineering & Engineering Vibration, 2006, 26(6): 114-119.

[5] LIGNOS D G，CHUNG Y，NAGAE T，et al. Numerical and experimental evaluation of seismic capacity of high-rise steel buildings subjected to long duration earthquakes[J]. Computers & Structures, 2011, 89(11/12): 959-967.

[6] 熊二剛, 張倩. 中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)基于性能的塑性抗震設(shè)計[J]. 振動與沖擊, 2013, 32(19): 32-38.

XIONG Ergang, ZHANG Qian. Performance-based plastic design method for steel concentrically braced frames[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(19): 32-38.

[7] 黃煒, 陳國新, 姚謙峰. 密肋復(fù)合墻體在擬動力試驗下的抗震性能研究[J]. 振動與沖擊, 2007, 26(3): 49-54.

HUANG Wei, CHEN Quoxin, YAO Qianfeng. Study on aseismic performance of a multi-ribbed composite wall under pseudo-dynamic test[J]. Journal of Vibration and Shock, 2007, 26(3): 49-54.

[8] 魏志粉. 仿古建筑圓鋼管柱-箱形截面雙梁節(jié)點抗震性能試驗與理論研究[D]. 西安: 西安建筑科技大學(xué), 2014.

[9] 漆成. 仿古建筑鋼管柱-工字鋼雙梁節(jié)點抗震性能試驗與有限元分析[D]. 西安: 西安建筑科技大學(xué), 2014.

[10] 鄭山鎖. 動力試驗?zāi)Ｐ驮谌我馀渲貤l件下與原型結(jié)構(gòu)的相似關(guān)系[J]. 工業(yè)建筑, 2000, 30(3): 35-39.

ZHENG Shansuo. Analogical ratio between scale models with less ballast and their prototypes under shaking table test[J]. Industrial Construction, 2000, 30(3): 35-39.

[11] 薛建陽, 王剛, 劉輝, 等. 型鋼再生混凝土框架抗震性能試驗研究[J]. 西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2014, 46(5): 629-634.

XUE Jianyang, WANG Gang, LIU Hui, et al. Experimental research on seismic behaviors of steel reinforced recycled concrete frame structure[J]. Journal of J Xi’an Univ of Arch & Tech(Natural Science Edition), 2014, 46(5): 629-634.

[12] 薛建陽, 梁炯豐, 彭修寧, 等. 大型火電廠鋼結(jié)構(gòu)主廠房框排架結(jié)構(gòu)抗震性能試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2012, 33(8): 16-22.

XUE Jianyang, LIANG Jiongfeng, PENG Xiuning, et al. Experimental study on seismic behavior of steel frame-bent structures of large thermal power plant main buildings[J]. Journal of Building Structures, 2012, 33(8): 16-22.

[13] 張錫成. 地震作用下木結(jié)構(gòu)古建筑的動力分析[D]. 西安: 西安建筑科技大學(xué), 2013.

[14] 白國良, 康靈果, 李紅星, 等. 大型火力發(fā)電廠SRC框架柱-RC分散剪力墻主廠房混合結(jié)構(gòu)體系抗震性能試驗研究[J]. 土木工程學(xué)報, 2011, 44(9): 20-26.

BAI Guoliang, KANG Lingguo, LI Hongxing, et al. Experimental study of the seismic performance of hybrid structure of SRC frame columns-RC disperse shear walls for large thermal power plants[J]. China Civil Engineering Journal, 2011, 44 (9): 20-26.