董金爽 隋龔 薛建陽 郭坷

摘要：為研究傳統(tǒng)風(fēng)格建筑鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)枋-柱節(jié)點(diǎn)及附設(shè)黏滯阻尼器的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的力學(xué)性能，設(shè)計(jì)了2組共計(jì)6個(gè)試件，包括4個(gè)附設(shè)黏滯阻尼器的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑枋-柱試件及2個(gè)未附設(shè)黏滯阻尼器的對比試件，對其在正弦波動(dòng)力循環(huán)荷載作用下的恢復(fù)力特征曲線、骨架曲線、承載力及剛度退化、耗能能力、延性性能等抗震性能指標(biāo)進(jìn)行研究。結(jié)果表明：采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑抗震性能優(yōu)于普通混凝土的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑;附設(shè)黏滯阻尼器可較大幅度提升傳統(tǒng)風(fēng)格建筑抵御外荷載的能力及耗能能力，結(jié)構(gòu)的整體抗震性能有大幅改善，黏滯阻尼器可在一定程度上抑制試件的剛度退化速率;附設(shè)黏滯阻尼器對雙枋-柱節(jié)點(diǎn)試件抗震性能的改善程度高于單枋-柱節(jié)點(diǎn)試件。對試件采用多個(gè)地震損傷模型進(jìn)行評估的結(jié)果表明，Park-Ang與Banon損傷模型可較好地反映試驗(yàn)試件的損傷演化規(guī)律，可用于對該類型構(gòu)件損傷規(guī)律的表征。研究結(jié)果可為傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的進(jìn)一步研究及工程設(shè)計(jì)提供有益參考。

關(guān)鍵詞：抗震性能;損傷評估;傳統(tǒng)風(fēng)格建筑;枋-柱節(jié)點(diǎn);黏滯阻尼器

中圖分類號：TU352.11;TU398+。2文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號：1004-4523（2020）03-0570-12

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.03.016

1概述

中國古建筑屹立于世界建筑群體中自成一體，與中華文明相伴相生，源遠(yuǎn)流長，是中國華夏文明的重要組成部分。如中國應(yīng)縣木塔、五臺(tái)山佛光寺大殿和南禪寺大殿及日本唐招提寺等傳世至今的典型木結(jié)構(gòu)古建筑群體均是不可再生的珍貴文化資源和歷史文化遺產(chǎn)。中國古建筑以木為主要構(gòu)材，由于其特殊的力學(xué)性質(zhì)，受自然侵蝕及戰(zhàn)亂影響較大，現(xiàn)存于世的古建木結(jié)構(gòu)數(shù)量較少。因此，如何采用現(xiàn)代建筑材料傳承與創(chuàng)造出具有民族文化與地域風(fēng)格的新型現(xiàn)代建筑，對中國城市發(fā)展、建設(shè)意義重大。其中，傳統(tǒng)風(fēng)格建筑便是具有良好推廣應(yīng)用前景的探索與創(chuàng)新。傳統(tǒng)風(fēng)格建筑（又稱仿古建筑）是指通過模仿古建筑結(jié)構(gòu)形制，采用現(xiàn)代建筑材料體現(xiàn)古建筑主要特征的一種建筑類型，如圖1所示。

對傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的研究目前尚處于起步階段，且現(xiàn)行規(guī)范也未有相關(guān)規(guī)定。薛建陽等進(jìn)行了傳統(tǒng)風(fēng)格建筑梁-柱節(jié)點(diǎn)擬靜力試驗(yàn)及有限元模擬，研究了其破壞模式、受力特點(diǎn)及耗能性能等;隋美等進(jìn)行了附設(shè)黏滯阻尼器的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑梁一柱節(jié)點(diǎn)的力學(xué)特性。迄今，對傳統(tǒng)風(fēng)格建筑在地震作用下的損傷評估模型尚屬空白。

因此，正確掌握混凝土傳統(tǒng)風(fēng)格建筑枋-柱節(jié)點(diǎn)在地震作用下的損傷演化規(guī)律，建立合理的地震損傷評估模型，對深化傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的彈塑性時(shí)程分析、動(dòng)力災(zāi)變機(jī)制認(rèn)識(shí)、動(dòng)力可靠性分析和震后安全評估與應(yīng)急處理均具有重大意義。

鑒于此，課題組設(shè)計(jì)了6個(gè)傳統(tǒng)風(fēng)格建筑組合結(jié)構(gòu)枋-柱節(jié)點(diǎn)試件，包括單枋-柱試件系列及雙枋-柱試件系列，并將黏滯阻尼器與傳統(tǒng)風(fēng)格建筑相結(jié)合，形成附設(shè)黏滯阻尼器的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑新型阻尼節(jié)點(diǎn)。對動(dòng)力荷載作用下的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的抗震性能及其累積損傷進(jìn)行研究分析，并采用不同的損傷模型對其全過程進(jìn)行評價(jià)。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)2組6個(gè)傳統(tǒng)風(fēng)格建筑鋼-混凝土組合枋-柱節(jié)點(diǎn)，包括4個(gè)附設(shè)黏滯阻尼器的試件，其中2個(gè)雙枋柱-節(jié)點(diǎn)TD-2，TD-3以及2個(gè)單枋-柱節(jié)點(diǎn)TS-2，TS-3;2個(gè)未附設(shè)黏滯阻尼器的對比試件分別為TD-1，TS-1.按《工程做法則例》圖解材份制要求，并結(jié)合舟山佛學(xué)院工程，試件基本參數(shù)如圖2所示。實(shí)測與試件同齡期混凝土立方體試塊的抗壓強(qiáng)度平均值f_cu=58.2MPa。設(shè)計(jì)軸壓比n=0.25.鋼材力學(xué)性能如表1所示。

2.2 加載方案

試驗(yàn)采用以位移和頻率進(jìn)行控制加載的正弦波荷載形式的動(dòng)力加載制度。加載頻率根據(jù)不同加載工況下正弦波荷載的峰值加速度反推得出，正弦波加速度的峰值根據(jù)地震烈度等級的劃分及其對應(yīng)的水平地震動(dòng)參數(shù)范圍作為設(shè)計(jì)依據(jù)。控制位移設(shè)計(jì)依據(jù)是消能減震結(jié)構(gòu)的層間彈塑性位移角限值應(yīng)符合預(yù)期的變形控制要求。綜合考慮黏滯阻尼器的動(dòng)力和疲勞測試方法及加載設(shè)備的安全性能，每工況循環(huán)10次。

試驗(yàn)加載工況如表2所示，加載制度示意圖如圖3所示。

加載裝置如圖4所示。水平荷載由MTS793電液伺服程控試驗(yàn)系統(tǒng)施加，作動(dòng)器行程為±250mm。豎向軸心荷載由100t油壓千斤頂在柱頂施加，千斤頂與反力梁間設(shè)置滾輪裝置，使千斤頂能隨柱頂實(shí)時(shí)水平移動(dòng)。

2.3 黏滯阻尼器選型及安裝

試驗(yàn)選用速度相關(guān)型阻尼器。試驗(yàn)用黏滯阻尼器如圖5所示。阻尼器鉸支座具體形式如圖6所示。選用的阻尼器參數(shù)如表3所示。

黏滯阻尼器安裝：根據(jù)黏滯阻尼器長度及安裝角度確定其與試件的連接部位，在連接處預(yù)埋鋼板，鋼板與試件接觸面應(yīng)焊短筋并深入試件內(nèi)一定長度以確保兩者連接牢固。黏滯阻尼器配套用雙耳支座就位后，將其與預(yù)埋鋼板牢固焊接。將黏滯阻尼器兩端分別放置于支座內(nèi)，插入配套螺栓并擰緊，黏滯阻尼器安裝工作全部完成。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

通過對6個(gè)傳統(tǒng)風(fēng)格建筑枋-柱節(jié)點(diǎn)試件的正弦波動(dòng)力循環(huán)荷載試驗(yàn)，獲得了反映其力學(xué)性能的相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，其中試件TD-1及TS-1加載至工況10時(shí)被破壞，終止試驗(yàn)，但仍是完整的加載過程，其他試件均加載至工況12.對其進(jìn)行分析，結(jié)果如下。

3.1 恢復(fù)力特征曲線

將采集的各試件在各工況下第一圈荷載-位移曲線繪制于一張圖中，得到的各試件恢復(fù)力特征曲線（荷載P-位移△曲線）如圖7所示。

由圖7可知：

（1）加載初期（控制位移≤15mm），各試件恢復(fù)力特征曲線包圍的面積較小，各工況下荷載與位移的比值（曲線的斜率）基本重合，且基本呈線性關(guān)系，剛度退化不顯著，在該階段，試件基本處于彈性工作狀態(tài)。

（2）隨著控制位移的不斷增大（27mm≤控制位移≤65mm），各試件恢復(fù)力特征曲線包圍的面積逐漸增大，各工況下荷載與位移的比值（曲線的斜率）逐漸向位移軸傾斜，且不再呈線性關(guān)系，剛度及承載力退化較顯著，試件由彈性工作階段逐步過渡到彈塑性階段，在此階段，觀察到各試件均出現(xiàn)不同程度的混凝土小范圍壓碎剝落現(xiàn)象，且枋端鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度。

（3）加載后期（77mm≤控制位移≤115mm），各試件恢復(fù)力特征曲線達(dá)到峰值荷載后逐步下降，總體上附設(shè)黏滯阻尼器的試件下降趨勢緩于未附設(shè)黏滯阻尼器的對比試件，單枋-柱試件下降趨勢緩于雙枋-柱試件，這是由于附設(shè)黏滯阻尼器可在較大程度上延緩試件的破壞和提升試件的承載能力，雙枋-柱由于上梁與下梁共同存在，加載后期，下梁的存在導(dǎo)致上下梁變形不協(xié)調(diào)，內(nèi)力分布不均勻，達(dá)到極限承載力后，承載力下降較快所導(dǎo)致。

（4）總體上，附設(shè)黏滯阻尼器的試件的承載能力及恢復(fù)力特征曲線包圍面積高于未附設(shè)黏滯阻尼器的對比試件，表明附設(shè)黏滯阻尼器可明顯改善傳統(tǒng)風(fēng)格建筑混凝土枋-柱節(jié)點(diǎn)抗震性能，為地震高烈度地區(qū)傳統(tǒng)風(fēng)格建筑使用黏滯阻尼器提升其抗震性能提供了相應(yīng)的科學(xué)依據(jù)。

3.2 骨架曲線

骨架曲線能直觀地反映結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）的恢復(fù)力特征曲線的變化規(guī)律，是結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）試驗(yàn)結(jié)果的重要體現(xiàn)。各試件恢復(fù)力特征曲線的外包線形成的骨架曲線如圖8所示。由圖8可知：

（1）試件加載過程中，在豎向恒載及水平正弦波往復(fù)荷載作用下經(jīng)歷了開裂、屈服、極限及破壞四個(gè)階段，而試件骨架曲線上并未有明顯的屈服點(diǎn)，說明試件的屈服過程是一個(gè)從局部向整體逐漸擴(kuò)散的發(fā)展過程，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，可將上梁梁端鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度作為試件屈服的標(biāo)志。

（2）由圖8（（a）-（c））可知，傳統(tǒng)風(fēng)格建筑雙枋-柱節(jié)點(diǎn)的承載力明顯高于單枋-柱節(jié)點(diǎn)試件，表明位于傳統(tǒng)風(fēng)格建筑外圍檐柱的雙枋-柱構(gòu)造具有顯著的類似“圍箍效應(yīng)”作用，可起到將建筑物內(nèi)部結(jié)構(gòu)緊緊地包圍在雙枋-柱聯(lián)系的柱網(wǎng)之中的作用，從而提升建筑結(jié)構(gòu)的整體性能，與古建木結(jié)構(gòu)柱架的生起和側(cè)腳有異曲同工之妙。

（3）由圖8（（d）-（e））可知，附設(shè)黏滯阻尼器的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑試件承載能力明顯高于未附設(shè)黏滯阻尼器的對比試件，且極限荷載后的曲線下降段較對比試件平緩，說明附設(shè)黏滯阻尼器可顯著提高試件的承載能力及延性性能。

（4）加載初期，各試件骨架曲線幾乎重合，初始剛度大致相等，說明附設(shè)黏滯阻尼器對試件的開裂荷載及初始剛度影響較小，這是由于加載初期，控制位移較小，此時(shí)試件基本處于彈性工作階段，黏滯阻尼器尚未發(fā)揮作用，這也表明在地震高烈度地區(qū)黏滯阻尼器更能發(fā)揮其效應(yīng)

3.3 承載能力及延性分析

延性是反映結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）在地震作用下變形、耗能能力的重要指標(biāo)，常用位移延性系數(shù)表示，表達(dá)式為u=△_m/△_v，△_m為破壞位移，△_v為屈服位移（由“Park法”確定），破壞位移△_m取破壞荷載為極限荷載的85%時(shí)對應(yīng)的位移，P_u為峰值荷載，相應(yīng)的位移為△_u，破壞荷載P_m定義為0.85P_u，相應(yīng)的水平位移為破壞位移△_m，P_cr，為開裂荷載，相應(yīng)的位移為△_cr。

各試件特征點(diǎn)荷載及位移如表4所示，各試件延性系數(shù)計(jì)算如表5所示。由表4和5可知：

（1）對于雙枋-柱系列，附設(shè)黏滯阻尼器試件開裂荷載較對比試件的開裂荷載分別提升為12.5%，7.0%;對于單枋-柱系列，提升幅度分別為8.3%，15.5%，開裂特征點(diǎn)提升幅度較小;而附設(shè)黏滯阻尼器的試件的屈服特征點(diǎn)、極限特征點(diǎn)均有較大程度的提升，表明附設(shè)黏滯阻尼器對改善試件抗裂性能影響較小，而對試件進(jìn)入彈塑性階段及塑性階段后的抗震性能影響較大，這也從側(cè)面表明黏滯阻尼器在高烈度抗震設(shè)防區(qū)的應(yīng)用更能提升建筑結(jié)構(gòu)的抗震性能。

（2）地震作用下，結(jié)構(gòu)（構(gòu)件）的彈塑性變形應(yīng)小于容許極限變形，以防止結(jié)構(gòu)倒塌。根據(jù)規(guī)范，混凝土結(jié)構(gòu)的層間位移角限值[θ_p]=1/50.試件破壞時(shí)，對于雙枋-柱系列，附設(shè)黏滯阻尼器的試件的彈塑性層間位移角θ_m=1.48[θ_p]，對比試件的θ_m=1.32[θ_v];對于單枋-柱系列，附設(shè)黏滯阻尼器的試件的彈塑性層間位移角θ_m=1.45[θ_p]，對比試件的θ_m=1.22[θ_p]，表明附設(shè)黏滯阻尼器可顯著提升試件的抗倒塌能力，且采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的抗倒塌能力優(yōu)于傳統(tǒng)風(fēng)格建筑混凝土結(jié)構(gòu)。

（3）對于雙枋-柱系列，附設(shè)黏滯阻尼器的試件的位移延性系數(shù)較對比試件分別提升15.2%，13.1%;對于單枋-柱系列，提升幅度分別為1.6%，4.8%，表明附設(shè)黏滯阻尼器可在一定程度上提升傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的變形能力及抗震性能，且對雙枋-柱試件的提升程度高于單枋-柱試件，這是由于雙枋-柱試件下梁的存在，導(dǎo)致上下梁變形不協(xié)調(diào)，附設(shè)黏滯阻尼器后，可有效保證上下梁變形協(xié)調(diào)，提升下梁的受力性能，從而可較大幅度提升其延性性能，因此在傳統(tǒng)風(fēng)格建筑工程中，應(yīng)優(yōu)先在外圍雙枋檐柱布設(shè)黏滯阻尼器，可更大程度提升建筑結(jié)構(gòu)的抗震性能。

3.4 耗能能力分析

選用等效黏滯阻尼系數(shù)he、功比系數(shù)Iw及能量耗散系數(shù)Ed評價(jià)各試件的耗能能力。h_ey，h_eu，h_em分別為試件在屈服、極限和破壞荷載時(shí)對應(yīng)的等效黏滯阻尼系數(shù);Iw為試件破壞時(shí)的功比系數(shù)。計(jì)算結(jié)果如表6所示。由表6可知：

（1）附設(shè)黏滯阻尼器的試件等效黏滯阻尼系數(shù)和功比系數(shù)明顯高于試件TD-1、TS-I，屈服荷載時(shí)，h_ey提高幅度為30.3%-31.5%;極限荷載時(shí)，h_em提高幅度為29.7%-34.4%;破壞荷載時(shí)，h_em提高幅度為48.0%-48.7%，I_w提高幅度為20.2%，23.7%，說明裝設(shè)黏滯阻尼器可顯著提高試件的耗能能力，從而確保建筑結(jié)構(gòu)“中震不壞，大震可修”抗震設(shè)防目標(biāo)的實(shí)現(xiàn)。

（2）對于雙枋-柱試件，附設(shè)黏滯阻尼器的h_e=0.271-0.275，對比試件he=0.141;對于單枋-柱試件，附設(shè)黏滯阻尼器的h_e=0.392-0.397，對比試件h_e=0.223，顯著高于普通混凝土節(jié)點(diǎn)，接近于型鋼混凝土結(jié)構(gòu)，表明附設(shè)黏滯阻尼器后可較顯著地增強(qiáng)建筑結(jié)構(gòu)的耗能能力。

（3）各試件功比系數(shù)均較大，說明結(jié)構(gòu)在超過了其極限點(diǎn)之后的下降階段仍具有較高的耗能能力，附設(shè)黏滯阻尼器后試件具有優(yōu)于普通混凝土構(gòu)件的耗能能力，黏滯阻尼器可較大幅度提升試件的整體抗震性能及力學(xué)性能。

為進(jìn)一步量化黏滯阻尼器對試件耗能能力的提高，根據(jù)各試件的柱端恢復(fù)力特征曲線計(jì)算各試件在不同加載位移下的總耗能，其中總耗能取每級加載位移下各次循環(huán)的水平荷載-位移曲線包圍的面積，計(jì)算結(jié)果如圖9所示。圖10為各加載位移下黏滯阻尼器阻尼力-位移滯回曲線包圍的總面積，取兩側(cè)黏滯阻尼器耗能之和。

由圖9和圖10可知，在控制位移較小時(shí)，各試件耗能較小，這是由于荷載較小時(shí)，試件基本處于彈性階段，試件耗能主要是以可恢復(fù)的彈性應(yīng)變能為主，塑性變形較小;隨著荷載的增大，試件逐步由彈性階段過渡到彈塑性階段，試件的耗能也逐步增大，耗能由可恢復(fù)的彈性應(yīng)變能為主向不可恢復(fù)的塑性應(yīng)變能轉(zhuǎn)變。

3.5 剛度分析

試件進(jìn)入塑性狀態(tài)后，在位移幅值不變的條件下，結(jié)構(gòu)構(gòu)件的剛度隨反復(fù)加載次數(shù)的增加而降低的特性稱為剛度退化，可取同一級變形下的割線剛度來表示。各試件每級位移下剛度退化曲線計(jì)算如圖11所示，圖12給出了各試件在位移循環(huán)階段的剛度隨控制位移的變化情況。

定義第一級加載時(shí)正、負(fù)向割線剛度平均值作為試件初始剛度值，各特征點(diǎn)剛度值分別為試件各特征點(diǎn)正、負(fù)向割線剛度平均值。計(jì)算結(jié)果如表7所示，圖13給出了各試件的剛度對比直方圖。

由圖11-13及表7可知：

（1）各試件在同級位移下的剛度隨著循環(huán)次數(shù)的增大而不斷的降低，反映了試件在水平反復(fù)荷載作用下的剛度退化;導(dǎo)致試件剛度退化的根本原因是隨著荷載的增大，試件累積損傷增大，混凝土開裂剝落，鋼筋屈服等。

（2）總體上，各試件的剛度退化呈現(xiàn)先快后慢的趨勢。一方面，控制位移不變時(shí)，剛度隨著循環(huán)次數(shù)的增加而不斷降低，降低幅度以首次循環(huán)時(shí)剛度與其次循環(huán)剛度退化最為明顯，即圖11中，在同級加載位移下，第一個(gè)數(shù)值點(diǎn)與第二個(gè)數(shù)值點(diǎn)之間的降幅為最顯著;另一方面，加載初期，試件剛度退化較快，隨著加載的繼續(xù)，試件的剛度退化減緩，這是由于試件在循環(huán)荷載的作用下?lián)p傷不斷累積的效果，加載后期，試件已經(jīng)破壞較為嚴(yán)重，幾乎不再有進(jìn)一步的損傷，因此試件的剛度退化不再明顯。

（3）對附設(shè)黏滯阻尼器的試件，剛度退化過程中存在一定的差異，但后期剛度退化大致重合，且試件剛度初始退化大致相等，加載結(jié)束時(shí)剛度退化也大致相等，說明黏滯阻尼器荷載設(shè)計(jì)值對試件剛度退化并沒有顯著影響。

（4）附設(shè)黏滯阻尼器的各試件剛度退化趨勢線，即圖11中虛線所示，較對比試件曲率更大，說明附設(shè)黏滯阻尼器試件剛度退化速率由快到慢，而對比試件的試件剛度退化始終較快。對比試件剛度退化趨勢線基本為一條直線，說明其剛度退化幾乎成線性退化，而附設(shè)黏滯阻尼器的試件剛度退化趨勢線在后期趨于平緩，說明其剛度幾乎不再退化，而是保持在一個(gè)較為平穩(wěn)狀態(tài)，表明附設(shè)黏滯阻尼器可在一定程度上提升試件耗能能力，并能一定程度地抑制試件的剛度退化速率，防止試件的剛度退化殆盡而失去耗能能力。

（5）對于附設(shè)黏滯阻尼器的試件，初始剛度及各特征點(diǎn)處剛度值均大于對比試件。對于雙枋-柱試件，附設(shè)黏滯阻尼器的試件在各特征點(diǎn)處的剛度值約為對比試件的1.36，1.35，1.13，1.10倍;對于單枋-柱試件，分別為1.27，1.10，1.03，1.34倍，說明附設(shè)黏滯阻尼器可在一定程度上提高傳統(tǒng)風(fēng)格建筑枋-柱節(jié)點(diǎn)的剛度，且總體上對雙枋-柱試件的剛度提升程度高于單枋-柱試件，再次證明對于傳統(tǒng)風(fēng)格建筑附設(shè)黏滯阻尼器可有效提升結(jié)構(gòu)的抗震性能和保障結(jié)構(gòu)整體性能。

4 地震損傷分析

在強(qiáng)烈地震作用下，結(jié)構(gòu)會(huì)發(fā)生相當(dāng)大的塑性變形而產(chǎn)生嚴(yán)重?fù)p傷甚至倒塌，因此，建立合理的對結(jié)構(gòu)在地震作用下的抗震性能的評價(jià)機(jī)制是建筑結(jié)構(gòu)基于性能抗震設(shè)計(jì)的關(guān)鍵，由于地面運(yùn)動(dòng)的復(fù)雜性以及影響結(jié)構(gòu)損傷因素的多樣性，目前還沒有統(tǒng)一的損傷評價(jià)模型。當(dāng)前常用的地震損傷評價(jià)模型主要有位移型、能量型、組合型。

4.1各試件損傷計(jì)算結(jié)果

假定加載初期，認(rèn)為試件中沒有損傷存在，結(jié)構(gòu)的損傷指數(shù)D=0，承載力下降到峰值荷載85%時(shí)結(jié)構(gòu)的損傷指數(shù)D=1.采用多個(gè)損傷模型得到的損傷指數(shù)計(jì)算結(jié)果并對其進(jìn)行無量綱化可得到傳統(tǒng)風(fēng)格建筑枋一柱節(jié)點(diǎn)在不同條件下的損傷指數(shù)，如圖14所示。由圖14可知：

（1）加載初期，各試件的損傷指數(shù)均較小，說明試件在彈性工作階段，其累積損傷較小;隨著加載的繼續(xù)，試件所受荷載逐步增大，其塑性變形增加，卸載后存在殘余變形，累積損傷逐漸增大，且不可恢復(fù)。

（2）附設(shè)黏滯阻尼器的試件在加載后期損傷速率要小于對比試件，說明布設(shè)黏滯阻尼器可顯著改善試件的受力性能，提高其抗震性能，這一點(diǎn)從相關(guān)研究結(jié)果均可看出，如延性、耗能、滯回曲線飽滿程度。

（3）各損傷模型對試件損傷演化規(guī)律的描述各不相同，因此應(yīng)根據(jù)試件的類型和特點(diǎn)選用合理的損傷模型進(jìn)行試件的損傷演化規(guī)律描述。

4.2 損傷模型的適用性分析

由圖14可知：

（1）Newmark模型與Mahin損傷模型兩者計(jì)算結(jié)果接近，且試件損傷演化規(guī)律趨勢一致，但曲線為明顯的鋸齒狀，這是由于損傷模型采用延性系數(shù)作為單一參數(shù)進(jìn)行損傷指標(biāo)計(jì)算所導(dǎo)致的，與實(shí)際地震作用下結(jié)構(gòu)的損傷不符，因此Newmark模型與Mahin模型不適用于動(dòng)力荷載作用下傳統(tǒng)風(fēng)格建筑混凝土枋-柱節(jié)點(diǎn)地震損傷演化規(guī)律的表征。

（2）Mehanny損傷模型曲線位于各損傷模型曲線的下部，說明其較適合于對節(jié)點(diǎn)延性較差的試件損傷演化規(guī)律進(jìn)行表征;Krawinkler及Hwang損傷模型曲線大致位于各模型曲線的中部，說明該損傷模型適用于延性中等的試件損傷演化規(guī)律的表征;Gosain損傷模型及Darwin損傷模型對試件損傷演化規(guī)律的描述趨勢基本一致且曲線接近，尤其是在加載的后期，兩者所體現(xiàn)出的試件的損傷指數(shù)差別不大。

（3）對Park-Ang損傷模型及Banon損傷模型計(jì)算時(shí)均考慮了黏滯阻尼器對試件耗能的影響，即將黏滯阻尼器與試件視為一個(gè)整體進(jìn)行分析，分析可知兩者對試件損傷演化規(guī)律趨勢的描述一致且曲線較為接近，結(jié)合傳統(tǒng)風(fēng)格建筑混凝土枋一柱節(jié)點(diǎn)試件的力學(xué)特征，建議采用Park-Ang或Banon損傷模型對該類型構(gòu)件的損傷演化規(guī)律進(jìn)行描述。

5 結(jié)論與建議

5.1結(jié)論

（1）采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的傳統(tǒng)風(fēng)格建筑的抗震性能優(yōu)于傳統(tǒng)風(fēng)格建筑混凝土結(jié)構(gòu)，附設(shè)黏滯阻尼器可顯著改善傳統(tǒng)風(fēng)格建筑抵抗外荷載的能力及耗能能力，從而提高其抗震性能;

（2）傳統(tǒng)風(fēng)格建筑雙枋-柱節(jié)點(diǎn)的承載能力及耗能能力優(yōu)于單枋-柱節(jié)點(diǎn)，外圍檐柱上的雙枋-柱構(gòu)造形式具有類似“圍箍效應(yīng)”的作用，附設(shè)黏滯阻尼器對雙枋-柱試件的延性性能提升幅度較大;

（3）總體上，各試件的剛度退化呈現(xiàn)先快后慢的趨勢。附設(shè)黏滯阻尼器試件的剛度退化過程中存在一定的差異，但后期剛度退化大致重合，加載結(jié)束時(shí)剛度退化也大致相等，黏滯阻尼器荷載設(shè)計(jì)值對試件剛度退化影響不顯著。

（4）附設(shè)黏滯阻尼器可在一定程度上提升試件的耗能能力，并能一定程度地抑制試件的剛度退化速率，防止試件的剛度退化殆盡而失去耗能能力。

（5）Park-Ang損傷模型與Banon損傷模型可較好反映傳統(tǒng)風(fēng)格建筑混凝土枋-柱節(jié)點(diǎn)的損傷演化規(guī)律，可用于對該類型構(gòu)件損傷規(guī)律的表征。

5.2 設(shè)計(jì)建議

（1）黏滯阻尼器型號及相關(guān)參數(shù)確定前，應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬優(yōu)化分析，選擇適合于傳統(tǒng)風(fēng)格建筑本身抗震特性的黏滯阻尼器類型;

（2）黏滯阻尼器應(yīng)主要布設(shè)在傳統(tǒng)風(fēng)格建筑外圍檐柱的雙枋-柱節(jié)點(diǎn)之處，外以雀替裝飾，從而可較大幅度提升建筑結(jié)構(gòu)的整體性能。