阻尼支座對混凝土框架樓梯抗震性能影響的試驗(yàn)研究

劉 涵， 彭凌云， 孫天威， 石路煒， 康迎杰

(1. 北京工業(yè)大學(xué) 工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124；2. 清華大學(xué) 土木工程系，北京 100084)

樓梯是建筑物遭遇地震時人們逃生的重要通道，因此，樓梯應(yīng)具有比主體結(jié)構(gòu)更好的抗震能力，以保障其在地震來臨時人員的逃生作用。但傳統(tǒng)設(shè)計(jì)中并未考慮樓梯與主體結(jié)構(gòu)的相互作用，樓梯部分與主體結(jié)構(gòu)整澆在一起，導(dǎo)致樓梯部分在地震時參與抵抗側(cè)向力而先行破壞[1-3]。

目前學(xué)者們對傳統(tǒng)樓梯和滑動支座樓梯研究較多。曹萬林等[4-6]對普通框架結(jié)構(gòu)樓梯間進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明樓梯構(gòu)件直接參與抗側(cè)力工作，破壞較為嚴(yán)重；尹保江等[7]研究表明采用設(shè)置抗震墻的加固措施可以提高樓梯間的抗震性能；曹達(dá)忠等[8-9]研究了設(shè)置滑動支座樓梯框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，結(jié)果表明滑動支座釋放了樓梯構(gòu)件的斜撐作用，樓梯間變形能力較好，但承載力和剛度減小較多，舍棄了樓梯構(gòu)件的抗側(cè)能力，且梯板與平臺梯梁沒有約束，豎向翹起現(xiàn)象明顯。

減震支座樓梯研究方面：劉一威[10]研究了耐震樓梯的設(shè)計(jì)，并提出了一種設(shè)置摩擦阻尼器的構(gòu)造措施，可以減弱橫向地震力的破壞作用；劉源等[11]提出了一種減震防倒塌支座樓梯的設(shè)計(jì)方法，并采用有限元軟件分析了設(shè)置防倒塌支座樓梯間結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能；鄒紅靈等[12]采用SAP2000有限元軟件分析了罕遇地震作用下框架結(jié)構(gòu)剛性連接樓梯間、滑移連接樓梯間和減震連接樓梯間的地震響應(yīng)，表明減震連接具有較高變形能力與水平承載力；鄧雪松等[13]提出了一種帶阻尼墻和減震支座的樓梯間，有限元分析軟件分析表明，設(shè)置減震支座的框架結(jié)構(gòu)樓梯具有較好的抗震性能和變形能力；彭凌云等[14]研究了鋼框架阻尼支座樓梯，表明阻尼支座樓梯可以提高整體結(jié)構(gòu)的抗震能力。

本文設(shè)計(jì)了一種設(shè)置阻尼支座的混凝土框架樓梯試件，使阻尼支座樓梯成為框架結(jié)構(gòu)的第一道抗震防線，阻尼器可約束梯段板，防止其在罕遇地震下脫落，且不占用建筑額外使用空間。阻尼支座采用變形能力和塑性耗能能力較好的軟鋼阻尼器[15-16]。對試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，并與固定支座、滑動支座樓梯試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，研究其抗震性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試件以某鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)首層的雙跑板式樓梯間為原型，按縮尺比為1∶2設(shè)計(jì)，試件層高1 800 mm，軸網(wǎng)尺寸2 700 mm×1 500 mm。試件由底座、構(gòu)成該層樓梯間的框架柱、框架梁和樓梯的梯板、梯梁、梯柱、平臺板、阻尼支座等組成。試件幾何尺寸、平臺板配筋、梯段板配筋、截面配筋見圖1。試件分2次澆筑完成，試件底座采用C45商品混凝土，其余主體部位采用C30商品混凝土，梯段板上端與平臺板整體澆筑在一起，下端支承在阻尼支座上，澆筑時梯段板下端與其支承部位通過塑料薄膜隔開。

阻尼支座構(gòu)造如圖2所示。本文所采用的阻尼器參照文獻(xiàn)[17]進(jìn)行設(shè)計(jì)，軟鋼阻尼器選用Q195鋼材，當(dāng)阻尼器位移為28 mm時，阻尼力為3 t，其余鋼材均選用Q345B。阻尼器與預(yù)埋鋼板②、③通過焊接的方式連接在一起。

1.2 材性試驗(yàn)

混凝土抗壓試驗(yàn)和鋼筋抗拉試驗(yàn)按我國相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[18-19]進(jìn)行。混凝土立方體試塊和試件同時澆筑，在規(guī)范規(guī)定的同等條件下養(yǎng)護(hù)，并在試驗(yàn)當(dāng)天測試混凝土試塊的抗壓強(qiáng)度。第一次澆筑的混凝土實(shí)測立方體試塊抗壓強(qiáng)度平均值為49.23 MPa，第二次澆筑的混凝土實(shí)測立方體試塊抗壓強(qiáng)度平均值為33.67 MPa。鋼筋抗拉強(qiáng)度實(shí)測值見表1。

表1 鋼筋強(qiáng)度實(shí)測值

圖1 試件尺寸及配筋(mm)Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimen(mm)

1.3 加載方案

試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，按JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[20]的要求對阻尼支座樓梯進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。試驗(yàn)過程中通過2個豎向千斤頂控制框架柱的軸壓比為0.4；通過設(shè)置在試件東側(cè)的兩個水平千斤頂對試件施加低周往復(fù)荷載，全程按水平位移控制、正反向?qū)ΨQ加載，各級加載位移控制值見表2。試件開裂前，每級加載循環(huán)1次；開裂后，每級加載循環(huán)2次。當(dāng)水平荷載下降至水平峰值荷載的85%以下或因變形過大而不適于繼續(xù)加載時，停止加載。

圖2 阻尼支座構(gòu)造(mm)Fig.2 Damping support construction(mm)

圖3 加載裝置Fig.3 Loading setup

表2 水平加載位移控制值

1.4 量測內(nèi)容

試驗(yàn)過程中主要量測內(nèi)容包括：①框架柱頂豎向荷載；②兩水平加載點(diǎn)的水平荷載和相應(yīng)的水平位移；③半平臺高度處的水平位移；④阻尼支座的水平位移和豎向位移；⑤框架柱、梯梁、梯柱及梯板的鋼筋應(yīng)變；⑥頂部梁柱節(jié)點(diǎn)的平面外位移。

2 試件破壞過程

2.1 開裂階段

試件開裂前的剛度較大，荷載-位移曲線基本呈線性關(guān)系，試件處于彈性狀態(tài)。第2級加載時，試件框架部分和樓梯構(gòu)件同時出現(xiàn)裂縫，試件初始裂縫狀態(tài)如圖4所示。第2級正向加載后，框架柱KZ1出現(xiàn)水平裂縫如圖4(b)所示，南側(cè)梯柱TZ與梯梁TL3節(jié)點(diǎn)部位出現(xiàn)斜裂縫如圖4(c)所示；反向加載后，北側(cè)梯柱TZ與梯梁TL1交接部位出現(xiàn)水平裂縫。試件開裂狀態(tài)表明樓梯構(gòu)件與主體結(jié)構(gòu)共同抵抗側(cè)向力，阻尼支座樓梯可作為第一道抗震防線提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。

圖4 試件初始裂縫狀態(tài)Fig.4 Initial crack of specimen

2.2 屈服階段

試件進(jìn)入屈服階段后的裂縫分布如圖5所示。第6級正向加載時，南側(cè)框架梁KL2梁端受拉出現(xiàn)水平裂縫，如圖5(c)所示；第7級正向加載時，南側(cè)梯梁TL1受反復(fù)彎剪作用出現(xiàn)交叉斜裂縫，如圖5(b)所示；反向加載后，框架柱KZ1底部在彎矩作用下產(chǎn)生受拉水平裂縫，如圖5(d)所示。此時，上阻尼支座出現(xiàn)肉眼可見的水平滑動現(xiàn)象，且有微弱的豎向翹起，原因在于樓層梯梁有轉(zhuǎn)動，帶動梯段板下端產(chǎn)生豎向位移。

2.3 峰值荷載階段

第13級加載時，實(shí)測水平荷載達(dá)到峰值，試件的主要裂縫，如圖6所示。梯柱受反復(fù)彎剪作用出現(xiàn)多條斜裂縫，呈“X”形交叉，如圖6(b)所示；梯梁TL1出現(xiàn)大量交叉斜裂縫如圖6(c)所示；框架梁KL2梁端出現(xiàn)大量貫通梁高的彎剪斜裂縫，裂縫不斷張開閉合致使混凝土掉落，如圖6(d)所示；框架柱KZ1柱底混凝土在彎矩作用下被壓潰如圖6(e)所示。

圖5 屈服階段試件裂縫分布Fig.5 Crack distribution at yield stage

2.4 破壞階段

試件的破壞發(fā)生在第15級加載，最終破壞形態(tài)如圖7所示。梯梁TL1在較大的彎剪作用下出現(xiàn)貫通梁高的斜裂縫，混凝土塊脫落，鋼筋外露，如圖7(a)所示；框架梁KL2梁端混凝土受壓破壞如圖7(b)所示，加載時不斷有混凝土掉落；框架柱柱底在彎矩作用下受拉水平裂縫寬度增大，受壓混凝土大面積掉落。加載結(jié)束后，上梯段板僅在加載初期出現(xiàn)幾條輕微水平裂縫，隨著加載進(jìn)行未明顯延展及加深，表明阻尼支座有效釋放了梯段板的斜撐作用，減輕了梯段板的破壞。

2.5 破壞現(xiàn)象對比

圖8為阻尼支座樓梯與固定支座樓梯最終破壞形態(tài)對比圖，固定支座樓梯圖片引自趙均等的研究。由圖8(a)、圖8(b)可見，阻尼支座樓梯KZ4并未產(chǎn)生明顯破壞，固定支座樓梯KZ4柱底發(fā)生嚴(yán)重的脆性剪切破壞，柱底混凝土壓碎；由圖8(c)、圖8(d)可見，阻尼支座樓梯上梯段板僅有幾條輕微水平裂縫，固定支座樓梯梯段板承受較大的軸力，裂縫較多，破壞較嚴(yán)重，；由圖8(e)、(f)可見阻尼支座樓梯半層臺梁柱節(jié)點(diǎn)仍保持完好，而固定支座樓梯梯梁承受復(fù)雜的彎剪扭作用，梁端已經(jīng)斷開。

圖6 峰值荷載階段試件裂縫分布Fig.6 Crack distribution at peak load stage

圖7 試件最終破壞形態(tài)Fig.7 Failure pattern of specimen

圖8 兩種樓梯最終破壞形態(tài)對比Fig.8 Comparison of the final destruction patterns of the two stairs

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回性能

圖9(a)為阻尼支座樓梯兩水平加載點(diǎn)的合力與相應(yīng)水平位移平均值的滯回曲線，圖9(b)為阻尼支座樓梯與固定支座、滑動支座樓梯相應(yīng)的骨架曲線對比圖，其中固定支座、滑動支座樓梯數(shù)據(jù)源自朱玉玉和趙均等的研究。由圖9(a)可見，試件開裂前，滯回曲線為基本重合的狹長環(huán)，荷載和位移間呈線性關(guān)系，試件處于彈性工作階段。隨著水平加載位移不斷增大，試件開裂，滯回曲線越來越飽滿，呈現(xiàn)梭形，每級卸載后，有一定的殘余變形，且逐漸增大，試件進(jìn)入塑性階段。加載后期，結(jié)構(gòu)殘余變形越來越大，荷載下降幅度較小，滯回曲線整體飽滿，包圍面積較大，說明阻尼支座樓梯具有較好的變形和耗能能力。

由圖9(b)可以看出，固定支座樓梯加載至峰值荷載后，隨著加載繼續(xù)進(jìn)行，剛度急劇下降，承載力也隨之降低，延性較差；阻尼支座樓梯加載至峰值荷載后，剛度下降較緩慢，仍保持較好的承載能力，結(jié)構(gòu)延性較好；滑動支座樓梯承載力最低，延性最好。結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象，固定支座樓梯一側(cè)框架柱發(fā)生脆性破壞，樓梯構(gòu)件破壞嚴(yán)重，試件整體失效，導(dǎo)致承載力迅速下降；而阻尼支座樓梯塑性鉸均產(chǎn)生在框架梁梁端，樓梯構(gòu)件、框架柱未發(fā)生明顯破壞，試件仍保持較好的承載力。

圖9 滯回曲線和骨架曲線Fig.9 Hysteresis curves and skeleton curves

3.2 各階段荷載、位移實(shí)測值

表3給出了3種樓梯結(jié)構(gòu)分別在開裂、峰值荷載及破壞狀態(tài)下的水平荷載、層間位移及層間位移角實(shí)測值，表中分別表示為Fc、Fu、Fd，Δc、Δu、Δd，θc、θu、θd。由表3可知：固定支座樓梯各個狀態(tài)下的荷載更大，阻尼支座樓梯的峰值承載力為303.19 kN，為固定支座樓梯峰值承載力的71%，滑動支座樓梯峰值承載力最小。阻尼支座樓梯破壞時的層間位移為55.08 mm，是固定支座樓梯的145%，且前者破壞時的層間位移角為1/33，后者破壞時的層間位移角僅為1/48，表明相比于固定支座樓梯，阻尼支座樓梯具有更好的變形能力。

表3 主要階段試驗(yàn)結(jié)果

3.3 剛度退化

圖10為3種樓梯結(jié)構(gòu)的剛度K與水平加載位移平均值Δ的關(guān)系曲線。從圖10可以看出：3種樓梯結(jié)構(gòu)剛度均隨加載位移的增大逐漸減小，固定支座樓梯剛度最大，加載過程中剛度急劇退化，阻尼支座樓梯剛度略大于滑動支座樓梯，兩種樓梯結(jié)構(gòu)加載初期剛度退化較快，后期逐漸變緩，趨于穩(wěn)定；正反向加載時，固定支座樓梯剛度退化不對稱，阻尼支座、滑動支座樓梯基本呈對稱關(guān)系。上述分析表明固定支座樓梯梯段板參與抵抗側(cè)向力，增加了樓梯間的剛度，阻尼支座、滑動支座樓梯均有效釋放了梯段板的斜撐作用，樓梯間剛度有所降低。

圖10 剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degradation curves

3.4 承載力退化

圖11為3種樓梯結(jié)構(gòu)的承載力退化曲線。承載力退化系數(shù)λ為同級加載位移第2次加載時峰值荷載與第1次加載時峰值荷載的比值。由圖11可知：曲線整體均呈下降趨勢，隨著加載位移的增大，固定支座樓梯的承載力退化程度最大，阻尼支座、滑動支座樓梯的承載力退化程度較小，表明阻尼支座、滑動支座樓梯結(jié)構(gòu)損傷較小。

圖11 承載力退化曲線Fig.11 Degradation curves of bearing capacity

3.5 耗能能力

圖12為3種樓梯結(jié)構(gòu)在各級加載位移下的等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq變化曲線。由圖12可知：隨著水平加載位移的增大，3種樓梯結(jié)構(gòu)的等效黏滯阻尼系數(shù)曲線整體均呈上升趨勢，耗能不斷增加；加載初期，3種樓梯結(jié)構(gòu)ζeq相差不大，加載后期，阻尼支座樓梯表現(xiàn)出更強(qiáng)的耗能能力。結(jié)合試驗(yàn)破壞現(xiàn)象可以看出，固定支座樓梯、滑動支座樓梯主要通過構(gòu)件自身的損傷耗能，前者的框架柱、梯梁破壞更為嚴(yán)重；而阻尼支座樓梯通過阻尼支座耗散了部分能量，框架柱破壞程度較輕，破壞主要發(fā)生在框架梁和梯梁部分，樓梯構(gòu)件和主體結(jié)構(gòu)的損傷較小。

圖12 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線Fig.12 Curves of equivalent viscous damping coefficient

3.6 阻尼支座的水平和豎向位移

表4為試件加載過程中軟鋼阻尼器上端預(yù)埋鋼板的水平位移和豎向位移的實(shí)測值。由表4可知，半平臺處的阻尼支座水平位移約為水平加載位移的50%，表明阻尼器能夠產(chǎn)生較大的變形，從而較好的耗散能量。當(dāng)加載位移較小時，阻尼支座的豎向位移可忽略不計(jì)，由于阻尼器的豎向剛度較小，隨著加載位移的增大，阻尼支座處有明顯的豎向翹起現(xiàn)象。

表4 與軟鋼相連端板的水平和豎向位移

3.7 梯柱轉(zhuǎn)角

由布置在距離梯柱底部30 cm高度處的水平位移計(jì)測量得到該位置的水平位移，并計(jì)算得到南北側(cè)梯柱的轉(zhuǎn)角。梯柱轉(zhuǎn)角-加載位移曲線如圖13所示。由圖可見，梯柱轉(zhuǎn)角與加載位移大致呈線性關(guān)系，正向加載時略大于負(fù)向加載；南北兩側(cè)梯柱轉(zhuǎn)角較為接近，南側(cè)梯柱轉(zhuǎn)角略大于北側(cè)梯柱轉(zhuǎn)角，這是因?yàn)樽枘嶂ё鶚翘莸奶荻伟迦杂幸欢ㄐ睋巫饔谩?/p>

圖13 梯柱轉(zhuǎn)角曲線Fig.13 Stair column corner curve

3.8 鋼筋應(yīng)變發(fā)展

圖14～圖15為梯板縱筋和框架柱縱筋的荷載-應(yīng)變(F-ε)滯回曲線。由圖14、圖15可知，梯板的鋼筋應(yīng)變處于較小的水平，未達(dá)到屈服應(yīng)變0.002，說明梯板未發(fā)生明顯破壞，與試驗(yàn)現(xiàn)象相符；框架柱的鋼筋應(yīng)變較大，已超過鋼筋屈服應(yīng)變，與框架柱KZ1、KZ3的柱底混凝土均被壓潰、縱筋明顯屈服的試驗(yàn)現(xiàn)象相符。

圖14 梯段板鋼筋應(yīng)變Fig.14 Reinforced bar strains of stairway slabs

圖15 框架柱鋼筋應(yīng)變Fig.15 Reinforced bar strains of frame column

4 結(jié)論

(1) 阻尼支座樓梯的框架部分、樓梯構(gòu)件同時發(fā)生破壞，整體破壞較輕；而固定支座樓梯各樓梯構(gòu)件先于框架部分破壞，結(jié)構(gòu)破壞嚴(yán)重。

(2) 阻尼支座樓梯上下阻尼器水平滑動位移較大，阻尼器通過自身的變形耗散能量可以提高整體結(jié)構(gòu)的抗震能力。

(3) 相比于固定支座樓梯，阻尼支座樓梯具有更好的變形能力；相比于滑動支座樓梯，阻尼支座樓梯能夠提供一定的附加耗能。