熊海貝 李冰陽 劉應(yīng)揚(yáng) 姚 亞

(同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092)

梁柱式木框架-支撐體系低周反復(fù)試驗(yàn)研究

熊海貝 李冰陽*劉應(yīng)揚(yáng) 姚 亞

(同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092)

對(duì)4榀不同支撐形式、不同支撐連接節(jié)點(diǎn)螺栓數(shù)目的單層單跨梁柱式木框架足尺試件進(jìn)行水平荷載低周反復(fù)試驗(yàn)研究，得到了木框架-支撐結(jié)構(gòu)體系的破壞模式、滯回曲線、骨架曲線、有效剛度曲線和耗能等性能。試驗(yàn)結(jié)果表明：在木框架抗側(cè)強(qiáng)度和支撐桿件強(qiáng)度保證的前提下，提高支撐連接節(jié)點(diǎn)螺栓數(shù)目，對(duì)提高木框架-支撐結(jié)構(gòu)體系的承載力和抗側(cè)剛度具有良好的效果。最后提出了“強(qiáng)框架弱支撐”的設(shè)計(jì)思想，建議以螺栓屈服作為第一道防線，節(jié)點(diǎn)的塑性發(fā)展作為體系耗能的基礎(chǔ)，并給出了支撐連接節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造措施。

梁柱式木框架結(jié)構(gòu)體系, 框架-支撐體系, 隅撐, 人字撐, 抗側(cè)性能

1 引 言

在梁柱式木結(jié)構(gòu)體系中，由于梁柱、柱腳節(jié)點(diǎn)并不能做到完全剛性連接，導(dǎo)致純梁柱結(jié)構(gòu)體系的抗側(cè)能力有限，不宜單獨(dú)作為抗側(cè)力體系，而應(yīng)輔以支撐等抗側(cè)力加強(qiáng)構(gòu)件。對(duì)木框架結(jié)構(gòu)抗側(cè)力體系國內(nèi)外已經(jīng)有了一些研究：節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)方面，文獻(xiàn)[1-4]對(duì)梁柱式木結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的承載力等性能進(jìn)行了研究；在整體結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究方面，文獻(xiàn)[5]對(duì)梁柱式木結(jié)構(gòu)純框架的抗側(cè)力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究；文獻(xiàn)[6,7]對(duì)梁柱式木結(jié)構(gòu)框架、輕木剪力墻結(jié)構(gòu)和梁柱與輕型木混合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了單向及往復(fù)加載試驗(yàn)研究；文獻(xiàn)[8]對(duì)分布式隅撐(DKB)加強(qiáng)改造的木框架薄弱層的抗側(cè)力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。綜合國內(nèi)外的研究現(xiàn)狀，上述研究的重點(diǎn)主要是探討梁柱式木結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力性能以及提高其抗側(cè)力的一些方法研究，但尚無探討和對(duì)比不同支撐形式和螺栓連接性能方面的成果。文獻(xiàn)[9]對(duì)梁柱框架以及不同支撐和填充墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，指出木框架-人字撐結(jié)構(gòu)，承載力高，抗側(cè)剛度較好，但延性較差；隅撐結(jié)構(gòu)延性好于人字撐結(jié)構(gòu)，但承載力和抗側(cè)剛度還有待提高。

為此，本文針對(duì)人字撐、隅撐及其他兩種支撐連接方式，對(duì)4榀單層單跨梁柱式木框架足尺試件進(jìn)行的水平荷載試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，研究了人字撐結(jié)構(gòu)、人字撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)、隅撐結(jié)構(gòu)和隅撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)的破壞特征、滯回曲線、骨架曲線、有效剛度曲線和耗能等性能，并通過對(duì)比分析給出設(shè)計(jì)建議。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)相關(guān)試件包括隅撐結(jié)構(gòu)(CHB1)、人字撐結(jié)構(gòu) (CKB1)、隅撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu) (IHB1)和人字撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu) (IKB1)共計(jì)4榀足尺試件。試件IKB1，IHB1與試件CKB1，CHB1相比，支撐的加強(qiáng)主要體現(xiàn)在支撐連接節(jié)點(diǎn)的螺栓數(shù)目的增多，如表1所示。各試件的跨度均為4 110 mm，高度均為2 740 mm，跨高比3∶2，試件材料及規(guī)格、梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造等詳細(xì)內(nèi)容參見文獻(xiàn)[9]。

表1 試件類型

Table 1 Specimen types

注：I-支撐連接節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)；KB-人字撐；HB-隅撐；C-低周反復(fù)加載；各連接鋼板厚度均為10 mm，開槽寬度為11 mm

2.2 加載裝置、量測(cè)內(nèi)容和方法

圖1給出了本試驗(yàn)典型的加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置示意圖。試驗(yàn)采用作動(dòng)器對(duì)試件進(jìn)行低周反復(fù)加載，同時(shí)進(jìn)行相關(guān)的數(shù)據(jù)采集，數(shù)據(jù)采集頻率為2 Hz。作動(dòng)器的設(shè)計(jì)推力為±630 kN，位移量程為±250 mm。

圖1 試驗(yàn)加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置示意圖

試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置如圖1(b)所示(以IKB1為例)。試驗(yàn)測(cè)試及觀察項(xiàng)目主要包括：①加載點(diǎn)的作用力，由作動(dòng)器直接輸出；②框架柱頂?shù)乃轿灰?，采用拉線式位移計(jì)測(cè)量(傳感器1)；③節(jié)點(diǎn)的相對(duì)轉(zhuǎn)角，采用成對(duì)的位移計(jì)布置在框架節(jié)點(diǎn)處測(cè)量(傳感器2—9)；④柱底鋼填板的水平滑移及拔起(傳感器10—15)；⑤框架對(duì)角線位移值(傳感器16—17)；⑥支撐鋼填板的應(yīng)變值，由貼在支撐鋼填板上成對(duì)的應(yīng)變片測(cè)得。

2.3 加載制度

試驗(yàn)采用美國材料與試驗(yàn)協(xié)會(huì)ASTME2126-11標(biāo)準(zhǔn)[10]中的方法B(ISO16670標(biāo)準(zhǔn))所建議的位移控制加載制度。前五級(jí)荷載依次進(jìn)行一個(gè)循環(huán)加載，從第六級(jí)荷載開始依次進(jìn)行三個(gè)循環(huán)加載至結(jié)構(gòu)破壞，詳情參見文獻(xiàn)[9]。

試驗(yàn)終止條件為：①力控制，承載力下降至極限荷載的80%(參考ASTM E2126—11標(biāo)準(zhǔn)[10])；②位移控制，結(jié)構(gòu)側(cè)向位移達(dá)到作動(dòng)器最大量程250 mm(層間位移角約為1/11，結(jié)構(gòu)已不宜繼續(xù)承載)。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 隅撐結(jié)構(gòu)體系破壞模式及破壞機(jī)理

試驗(yàn)過程中，各試件的荷載和側(cè)移值由計(jì)算機(jī)采集記錄并實(shí)時(shí)繪制，圖2所示為隅撐結(jié)構(gòu)體系荷載—位移滯回曲線。

圖2 隅撐體系荷載-位移滯回曲線

(1)隅撐未加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件CHB1，整體破壞模式表現(xiàn)為：1柱底劈裂→2梁端劈裂→3支撐連接節(jié)點(diǎn)螺栓剪斷→4梁、柱裂縫開展(圖3(a))。其中,支撐連接節(jié)點(diǎn)螺栓在結(jié)構(gòu)側(cè)移為64～80 mm時(shí)即被剪斷，但支撐桿件基本完好(圖4(c))，鋼填板并未脫離木框架(圖4(d))，而是頂在支撐桿件與梁柱木槽內(nèi)，大位移下仍能通過頂緊作用傳遞抗側(cè)力，結(jié)構(gòu)的承載力緩慢下降，直至加載結(jié)束，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出了一定的延性。

(2)隅撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件IHB1，整體破壞模式表現(xiàn)為：1柱底劈裂→2梁端劈裂→3右側(cè)支撐連接節(jié)點(diǎn)鋼板屈曲→4右側(cè)支撐劈裂→5右側(cè)支撐連接節(jié)點(diǎn)螺栓剪斷→6左側(cè)梁端、左側(cè)柱底裂縫開展(圖3(b))。其中，在加載位移為152 mm時(shí)，右側(cè)受壓支撐與梁連接處的鋼板發(fā)生平面外屈曲(圖5(b))，支撐劈裂，在該級(jí)荷載受拉過程中，右側(cè)支撐上端節(jié)點(diǎn)處的螺栓被逐個(gè)剪斷，右側(cè)支撐完全退出工作(圖5(c))。隨后的加載過程中，左側(cè)支撐除連接鋼板處發(fā)生了輕微屈曲外，基本完好，而左柱腳、梁左端裂縫開展明顯(圖5(a))，結(jié)構(gòu)承載力逐漸下降，直至加載結(jié)束。

圖3 破壞模式示意圖

圖4 隅撐結(jié)構(gòu)體系CHB1破壞模式

隅撐加強(qiáng)試件IHB1與未加強(qiáng)試件CHB1相比，承載力和支撐破壞時(shí)的位移都有了較大的提高。IHB1支撐的破壞模式明顯區(qū)別于CHB1，這是因?yàn)镮HB1支撐連接節(jié)點(diǎn)的螺栓數(shù)目多于CHB1，且支撐軸線通過了支撐節(jié)點(diǎn)螺栓群的中心，提高了其支撐連接的強(qiáng)度和剛度，使得IHB1支撐破壞明顯晚于CHB1；在大位移下，IHB1支撐受壓時(shí)鋼填板的位移受到了木槽的限制，致使節(jié)點(diǎn)螺栓無法充分變形耗能，支撐受壓時(shí)彈性變形能無法得到釋放，最終導(dǎo)致鋼填板出現(xiàn)平面外屈曲，甚至是梁、柱的明顯損壞。故對(duì)于螺栓鋼填板連接的隅撐結(jié)構(gòu)體系，可以考慮通過增加支撐開槽深度來提高支撐受壓時(shí)的耗能能力。

圖5 隅撐結(jié)構(gòu)體系IHB1破壞模式

3.2 人字撐結(jié)構(gòu)體系破壞模式及破壞機(jī)理

人字撐結(jié)構(gòu)體系荷載—位移滯回曲線如圖6所示。

(1)人字撐未加強(qiáng)結(jié)構(gòu)體系試件CKB1的破壞模式表現(xiàn)為：1柱底劈裂→2梁端劈裂→3支撐連接節(jié)點(diǎn)螺栓剪斷→4梁、柱裂縫開展(圖7(a))。其支撐的破壞模式與試件CHB1類似，不同的是，當(dāng)位移為56～64 mm，支撐兩端連接節(jié)點(diǎn)的螺栓被剪斷以后，支撐連接的鋼填板即與木支撐脫離，支撐退出工作(圖8(a))。

(2)人字撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)體系試件IKB1的破壞模式表現(xiàn)為：1柱底劈裂→2梁端劈裂→3左側(cè)支撐連接鋼板屈曲、支撐受彎開裂→4左側(cè)支撐下端受拉斷裂→5梁中部支撐連接節(jié)點(diǎn)處開裂→6梁、柱裂縫開展(圖7(b))。其支撐破壞模式和隅撐試件IHB1類似，所不同的是，人字撐試件IKB1的支撐鋼板屈曲在小位移下即發(fā)生：在56 mm位移幅值第1圈拉力加載至55.8 mm左右時(shí)，左側(cè)支撐下端鋼填板及左側(cè)柱底鋼板發(fā)生平面外屈曲，支撐失穩(wěn)受彎開裂，第2圈施加推力過程中，支撐受拉斷裂，退出工作(圖8(b))。

圖6 人字撐體系荷載-位移滯回曲線

圖7 破壞模式示意圖

圖8 人字撐結(jié)構(gòu)體系破壞模式

人字撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件IKB1與未加強(qiáng)試件CKB1相比，結(jié)構(gòu)的承載力并未提高。原因是人字撐支撐長度較長，受到支撐軸線和柱底鋼板平面外偏心距的影響，支撐連接鋼板容易產(chǎn)生平面外屈曲，支撐的軸向承載力由支撐連接鋼板的平面外剛度和強(qiáng)度控制，單純地提高支撐節(jié)點(diǎn)螺栓數(shù)目對(duì)提高連接節(jié)點(diǎn)平面內(nèi)剛度和強(qiáng)度有作用，而對(duì)提高支撐軸向承載力作用不大。故對(duì)于螺栓鋼填板連接的人字撐結(jié)構(gòu)體系，在支撐設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)注意支撐連接鋼板的平面外失穩(wěn)驗(yàn)算。

4 抗側(cè)力性能分析

4.1 主要力學(xué)性能參數(shù)

本文通過滯回曲線得到每個(gè)試件的平均骨架曲線和相應(yīng)的EEEP(Equivalent Energy Elastic Plastic)曲線[10](圖9)，由此得到結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、剛度、位移、耗能能力、延性和屈服荷載等，具體參數(shù)定義如下：

(1) 峰值荷載Ppeak，為平均骨架曲線荷載最大值，Δpeak為其對(duì)應(yīng)的位移。

(2) 極限荷載或破壞荷載Pu，是荷載下降到峰值荷載的80%時(shí)的荷載值，Δu為其對(duì)應(yīng)位移。

(3) 屈服荷載Pyield，采用EEEP曲線來定義試件的屈服荷載，當(dāng)ASTME2126-11[10]標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的EEEP曲線不適用時(shí)，屈服荷載可直接由平均骨架曲線的屈服極限狀態(tài)得到，屈服極限狀態(tài)對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)彈性剪切剛度下降5%以上時(shí)的點(diǎn)[10]；Δyield為屈服位移。

圖9 平均骨架曲線Fig.9 Energy envelope curve

(4)根據(jù)ASTME2126-11[10]標(biāo)準(zhǔn)定義結(jié)構(gòu)的彈性階段剛度Ke=0.4Ppeak/Δ0.4Ppeak，延性系數(shù)定義為D=Δu/Δyield。

各試件主要力學(xué)性能參數(shù)如表2所示，從中可以看出：

表2 試件主要力學(xué)性能參數(shù)

Table 2 Mechanical performance parameters

(1) 極限承載力。隅撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件IHB1的極限承載力比試件CHB1承載力提高了1.5倍；試件IKB1與試件CKB1的極限承載力基本相等，人字撐加強(qiáng)效果不明顯，這是因?yàn)槿俗謸螚U件長度較長，相同位移條件下，支撐更容易出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象，支撐節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度不能充分發(fā)揮，故提高支撐節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度對(duì)其承載力影響不大。

(2) 彈性階段剛度。人字撐結(jié)構(gòu)體系彈性階段剛度明顯大于隅撐結(jié)構(gòu)體系；隅撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件IHB1的彈性階段剛度比試件CHB1提高了1.5倍；人字撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件IKB1的彈性階段剛度與試件CKB1相比，并未有所提高，因?yàn)槿俗謸谓Y(jié)構(gòu)的剛度受到支撐平面外剛度限制，單純?cè)黾勇菟〝?shù)目對(duì)提高結(jié)構(gòu)剛度效果不大。

(3) 延性系數(shù)。隅撐結(jié)構(gòu)試件CHB1延性系數(shù)為1.9，相對(duì)較好。隅撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件IHB1由于支撐節(jié)點(diǎn)耗能能力未充分發(fā)揮，彈性階段變形過大，導(dǎo)致其延性系數(shù)較低，為1.2；人字撐結(jié)構(gòu)體系延性相對(duì)較差。木結(jié)構(gòu)因?yàn)槠鋸椥宰冃文芰^強(qiáng)，導(dǎo)至結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)普遍較低。本次試驗(yàn)支撐節(jié)點(diǎn)的加強(qiáng)設(shè)計(jì)在提高延性方面效果不大，說明只通過提高支撐連接螺栓的數(shù)量，并不能顯著增加結(jié)構(gòu)整體的延性能力。可能需要通過改變節(jié)點(diǎn)的做法或者增設(shè)阻尼器代替節(jié)點(diǎn)耗能，來增加結(jié)構(gòu)整體的耗能和延性能力。

4.2 有效剛度曲線

反復(fù)荷載作用下，結(jié)構(gòu)的有效剛度可以用割線剛度來表示，第i次有效剛度定義如下：

(1)

各試件在反復(fù)荷載下的有效剛度曲線如圖10所示。從圖中可以看出：

圖10 有效剛度曲線Fig.10 Effective stiffness curves

各試件剛度隨位移的增加，均表現(xiàn)出先降低后上升的現(xiàn)象。主要是因?yàn)槌跏紶顟B(tài)下柱腳、梁柱和支撐節(jié)點(diǎn)處木材與木材、木材與螺栓之間存在一定的縫隙，在加載初期結(jié)構(gòu)側(cè)移較小時(shí)，木材與木材、木材與螺栓接觸時(shí)木材橫紋方向會(huì)有一定的壓縮變形，結(jié)構(gòu)剛度減小，隨后木材被頂緊，下一級(jí)的加載時(shí)剛度就會(huì)有所上升。由于木材頂緊以后結(jié)構(gòu)的剛度主要由支撐提供，所以人字撐結(jié)構(gòu)體系剛度的上升要比隅撐結(jié)構(gòu)體系明顯。

4.3 耗 能

對(duì)于反復(fù)加載試驗(yàn)，結(jié)構(gòu)所耗散的能量可由荷載—位移滯回曲線得到，體系在整個(gè)過程中所耗散的能量應(yīng)為所有滯回環(huán)面積的總和。圖11是各試件耗能與柱頂總位移之間的關(guān)系曲線。從中可以看出：

(1)隅撐結(jié)構(gòu)體系的耗能能力要優(yōu)于人字撐結(jié)構(gòu)體系。因?yàn)槿俗謸谓Y(jié)構(gòu)體系在小位移下即發(fā)生破壞，耗能能力差。

(2)隅撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)體系試件IHB1耗能能力與試件CHB1相比在加載初期略有不及，在加載后期要稍高于CHB1。原因是在加載初期，結(jié)構(gòu)側(cè)向位移較小，在試件IHB1仍然處于彈性階段時(shí)，試件CHB1的支撐節(jié)點(diǎn)螺栓即被剪斷，通過構(gòu)件之間的摩擦、木材的變形和劈裂、螺栓的變形和支撐鋼填板與木槽之間的摩擦來耗能；在加載后期，試件IHB1的右側(cè)支撐出現(xiàn)破壞，而左側(cè)支撐完好，導(dǎo)致與支撐連接的左側(cè)梁端與左側(cè)柱底裂縫開展明顯，以犧牲框架梁、框架柱為代價(jià)使得結(jié)構(gòu)能量耗散大大增加。

圖11 試件累計(jì)耗能

5 設(shè)計(jì)建議

試驗(yàn)中，支撐未加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件CHB1和CKB1整個(gè)結(jié)構(gòu)體系的破壞模式表現(xiàn)出了“強(qiáng)框架弱支撐”的特點(diǎn)，各個(gè)構(gòu)件的耗能能力均得到了充分的發(fā)揮，但抗側(cè)剛度和承載力還有待提高。支撐加強(qiáng)結(jié)構(gòu)試件IHB1和IKB1，由于支撐連接較強(qiáng)，整個(gè)結(jié)構(gòu)體系的破壞模式表現(xiàn)出了“強(qiáng)支撐弱框架”的特點(diǎn)，支撐的承載力和耗能能力并未得到充分的發(fā)揮。由此可知，支撐的設(shè)計(jì)對(duì)于整個(gè)木框架-支撐結(jié)構(gòu)體系的變形方式和破壞模式具有直接的影響。針對(duì)本試驗(yàn)的一些特點(diǎn)，對(duì)木框架-支撐結(jié)構(gòu)體系中支撐的設(shè)計(jì)給出以下建議：

(1) 由于支撐抗震設(shè)防的目標(biāo)是抵御中震，支撐需進(jìn)行中震作用下的屈服設(shè)計(jì)，并進(jìn)行“強(qiáng)框架弱支撐”的驗(yàn)算，以保證支撐先于木框架破壞，使得支撐出現(xiàn)屈服或破壞后，與支撐相連的梁、柱仍能保持彈性，確保在支撐失去剛度后，框架本身能夠起到第二道抗震防線的作用[11]。

(2) 木支撐耗能能力和延性主要取決于其連接節(jié)點(diǎn)的螺栓及銷槽的變形能力，木支撐設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)避免出現(xiàn)支撐桿件先于支撐連接節(jié)點(diǎn)破壞的情況，使得支撐節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和耗能能力能夠充分發(fā)揮，從而增加結(jié)構(gòu)整體的延性。

(2)

式中，d為支撐厚度(圖12(b))。

圖12 支撐節(jié)點(diǎn)構(gòu)造及破壞模式Fig.12 Construction and failure mode of the brace connection

6 結(jié) 論

基于對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象的觀察以及對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析，可以得到以下結(jié)論：

(1) 對(duì)于螺栓-鋼填板連接的木框架-隅撐結(jié)構(gòu)，在木框架抗側(cè)強(qiáng)度和支撐桿件強(qiáng)度保證的前提下，提高支撐連接螺栓的數(shù)目，對(duì)提高結(jié)構(gòu)的承載力和抗側(cè)剛度具有良好的效果。

(2) 木框架-人字撐結(jié)構(gòu)，由于支撐長度較長，支撐軸向承載力及木框架的抗側(cè)強(qiáng)度可能受到支撐連接節(jié)點(diǎn)平面外剛度的限制。設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)注意增加支撐連接節(jié)點(diǎn)平面外失穩(wěn)的驗(yàn)算，以保證節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度充分發(fā)揮。

(3) 對(duì)于木框架-支撐結(jié)構(gòu)體系，只通過提高支撐連接螺栓的數(shù)量，并不能顯著增加結(jié)構(gòu)整體的延性能力?？煽紤]參考《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[15]，對(duì)梁柱框架、支撐桿件、節(jié)點(diǎn)板件、節(jié)點(diǎn)螺栓等采用不同的承載力抗震調(diào)整系數(shù)，進(jìn)行“強(qiáng)框架弱支撐”的設(shè)計(jì)，以螺栓屈服作為第一道防線，節(jié)點(diǎn)的塑性發(fā)展作為體系耗能的基礎(chǔ)，保證支撐連接節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和耗能能力得到充分的發(fā)揮，以增加結(jié)構(gòu)整體的承載力、延性和耗能能力。

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Experimental Study on Timber Post and Beam Frame-brace Structure Systems under Lateral Cyclic Loading

XIONG Haibei LI Bingyang*LIU Yingyang YAO Ya

(Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Four lateral cyclic tests on full-scale one-story, one-bay timber post and beam construction specimens were carried out, considering frame with different brace forms and different number of brace connection bolts. The seismic performance of each specimen was obtained according to the experimental phenomena, hysteresis curves, envelope curves, curves of effective stiffness and curves of energy dissipation. Results showed that increasing the number of the brace connection bolts could effectively improve the elastic stiffness and the bearing capacity of the frame-brace systems, when the lateral resistance capacity of the frame and strength of the brace were ensured. Finally, construction measures of the brace connection joints and the design idea of “strong frame weak brace” were given, suggesting that the bolts yielding be taken as the first defensive line, and the joints plastic development as the basis of the system’s energy consumption.

timber post and beam systems, frame-brace systems, knee-brace, K-brace, lateral resistance performance

2014-09-30

*聯(lián)系作者，Email: xjtu.libingyang@foxmail.com