嚴健，周愛萍*，沈怡，唐思遠

(1.南京林業(yè)大學土木工程學院； 2.江蘇省林業(yè)資源高效利用協(xié)同創(chuàng)新中心，南京 210037； 3.江蘇省蘇科建設技術發(fā)展有限公司，南京 210037； 4.桂林電子科技大學，廣西 桂林 541004)

帶黏彈性阻尼器支撐木框架結構抗震性能研究

嚴健1，2，周愛萍1，2*，沈怡3，唐思遠4

(1.南京林業(yè)大學土木工程學院； 2.江蘇省林業(yè)資源高效利用協(xié)同創(chuàng)新中心，南京 210037； 3.江蘇省蘇科建設技術發(fā)展有限公司，南京 210037； 4.桂林電子科技大學，廣西 桂林 541004)

為研究黏彈性阻尼器支撐對木框架結構抗震性能的影響，設計并制作了板式黏彈性阻尼器和帶黏彈性阻尼器支撐的一榀木框架結構縮尺模型，并對該木框架進行了擬動力試驗。研究了板式黏彈性阻尼器的耗能特性，同時還研究了帶黏彈性阻尼器支撐一榀木框架在地震作用下的位移響應、恢復力-位移曲線和結構剛度退化。結果表明：該板式黏彈性阻尼器具有較好的耗能特性；木框架在8度罕遇地震作用下的層間位移角最大值為1/43，滿足木結構彈塑性層間位移角限值1/30的要求；試驗過程中帶黏彈性阻尼器支撐的木框架力-位移曲線較飽滿，黏彈性阻尼支撐耗散了大部分的地震能量，有效提高了木框架結構的抗震能力；木框架的結構剛度在試驗過程中隨著損傷的累積不斷下降，但最終趨于平穩(wěn)。

木結構；木框架結構；黏彈性阻尼器；支撐；抗震性能

現(xiàn)有榫卯結構體系剛度小，在地震作用下榫卯連接節(jié)點強度低、耗能差且變形不可回復；而北美輕型木結構體系雖然抗側剛度大，但耗材多、造價高昂且不易靈活獲取較開闊的使用空間，不利于在中國進行大范圍的推廣[1-3]。針對上述兩種常用木結構體系存在的弊端，筆者提出了梁柱構件連接為鉸接的木框架結構模型，并在框架內(nèi)設置黏彈性阻尼器支撐以增強結構抗側剛度和地震耗能能力，從而確保滿足木結構強度、剛度和使用功能要求。

國內(nèi)學者關于木框架結構加固已有一定研究。周愛萍等[4-5]、黃東升等[6-7]和趙淑穎等[8]對裝配式木框架結構消能節(jié)點進行了低周反復荷載試驗研究，研究表明，荷載作用下結構變形主要集中于消能節(jié)點上，使用消能節(jié)點有效提高了結構的抗震性能；陸偉東等[9-10]對安裝弧形耗能器增強的預損木構架進行了低周反復荷載試驗，研究發(fā)現(xiàn)采用弧形耗能器提高了木構架的剛度、承載力和耗能能力；鄒爽等[11-12]對安裝了黏彈性角位移阻尼器的木框架結構進行了振動臺試驗，研究表明,該阻尼器能有效減小結構的側向位移，降低了結構的加速度反應。

本研究對板式黏彈性阻尼器進行基本力學性能試驗，并對安裝黏彈性阻尼支撐的一榀木框架進行了擬動力試驗，計算出黏彈性阻尼器的耗能指標，得出了安裝有黏彈性阻尼器木框架結構的位移響應、恢復力-位移曲線和剛度退化指標，研究了加固后木框架的抗震性能。

1 試驗概況

1.1 板式黏彈性阻尼器試件構造與試驗

本次試驗的板式黏彈性阻尼器由常州蘭錦橡塑有限公司制作，主要由約束鋼板、剪切鋼板以及高分子黏彈性材料構成，所用鋼板均為Q235鋼，上下黏彈性材料的尺寸均為250 mm×100 mm×10 mm，其基本構造圖見圖1。

圖1 板式黏彈性阻尼器尺寸Fig.1 Size of plate-type viscoelastic damper

為準確了解板式黏彈性阻尼器的基本力學性能和耗能機理，參考《建筑消能阻尼器》(JG/T 209—2012)標準，在東南大學土木工程實驗中心的MTS疲勞機上，采用位移加載方式對板式黏彈性阻尼器進行力學性能試驗。試驗環(huán)境溫度為23℃，試驗加載激勵頻率為1 Hz，加載位移幅值分別為5，8，10，15，18，20和22 mm。針對每個工況均作5次有穩(wěn)定滯回曲線的循環(huán)，并取第3次循環(huán)時滯回曲線的數(shù)值作為實測值。

1.2 一榀木框架模型設計與試驗

1.2.1 一榀木框架模型設計

參考《木結構設計規(guī)范》GB 5005—2003，設計并制作縮尺比例為1∶2的一榀木框架模型，該框架的跨度為2 800 mm，柱高為1 390 mm，梁柱連接節(jié)點形式為鉸接。將板式黏彈性阻尼器通過鋼構件與木構件相連接，并以人字支撐形式安裝于一榀木框架內(nèi)，安裝傾斜角度為45°；為防止梁柱端頭劈裂破壞，在梁柱端頭粘貼一層碳纖維增強聚合物(CFRP)保護層，以便于準確評估阻尼器耗能特性；梁柱連接和柱腳連接均采用螺栓-鋼夾板做法，柱腳鋼板和連接支撐的耳板通過焊接的方式與箱型地梁連接，箱型地梁通過錨栓與地槽固定以避免其滑動。一榀木框架模型設計圖和實物圖見圖2，相關構件具體尺寸如表1所示。

圖2 設置阻尼支撐的木框架圖Fig.2 Wooden frame with viscoelastic dampers

表1 試件尺寸與材料Table 1 Size and raw material of tested specimens

1.2.2 材料力學性能

所用木材的基本力學性能參數(shù)參照ASTM D143和ASTM D7078標準測得：順紋抗壓比例極限強度為35.23 MPa，抗拉強度為113.86 MPa，彈性模量為11.58 GPa；橫紋抗壓比例極限強度為10.94 MPa，抗拉強度為3.58 MPa，彈性模量為2 386 MPa；順紋抗剪強度為8.19 MPa，橫紋抗剪強度為24.25 MPa，剪切模量均為1 444 MPa。

1.2.3 試驗加載裝置與測點布置

該一榀木框架擬動力試驗在東南大學結構實驗室的MTS電液伺服加載機上進行，并配合使用IL-300激光位移傳感器和數(shù)據(jù)采集儀等設備，加載裝置見圖3。由圖3可以看出：框架左側柱端連接板通過四根鋼拉桿與右側柱端鋼板連接，并對鋼拉桿施加一定預應力；液壓伺服作動器沿梁軸線施加水平集中荷載于框架左側柱端，當作動器施加拉力時，拉力通過鋼拉桿傳至右側柱端鋼板，避免了左側柱端節(jié)點的局部拉壞。為避免框架平面外變形，框架的平面外兩側均安裝了側向鋼梁支撐。

圖3 試驗加載裝置和測點布置示意圖Fig.3 Test setup and arrangement of measuring points

試驗共布置4個激光位移傳感器A0、A1、A2和A3，其中A0測量作動頭的位移變化值，A1測量右側柱端的位移變化值，A2和A3兩個位移計分別粘貼在兩個黏彈性阻尼器的約束鋼板表面，以監(jiān)測黏彈性阻尼器剪切變形。

1.2.4 試驗加載方案

為模擬罕遇地震作用對木框架結構的影響，試驗共模擬了7度罕遇和8度罕遇2種工況，加速度峰值分別為2.2和4.0 m/s2。現(xiàn)有試驗條件有限，進行一條完整的地震波激勵下的擬動力試驗需要很長的時間且試驗難度大。選取El Centro地震波前10 s出現(xiàn)加速度峰值的加速度記錄值作為擬動力試驗的地震動輸入值，共計500個記錄點(圖4)。

該擬動力試驗采用位移控制，試驗初期在左側柱端施加一個周期的±5 mm循環(huán)荷載，根據(jù)反力值推算結構初始剛度并建立木框架結構的運動平衡方程；將每一級積分迭代求得的位移值采用位移加載的方式加載于框架左側柱上端，根據(jù)伺服作動器采集得到的力反算下一級位移值并加載于左側柱上端，反復迭代計算并加載，直至結構或阻尼器出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象，試驗停止加載。

圖4 El Centro地震動記錄前10 s時程曲線Fig.4 The first 10 s time-history curve of El Centro earthquake wave

2 結果與分析

2.1 黏彈性阻尼器耗能參數(shù)與骨架曲線

參考中華人民共和國建筑工業(yè)行業(yè)標準JG/T 209—2012《建筑消能阻尼器》，本研究采用表觀剪切模量、損耗因子以及剪切損失模量3個參數(shù)表征板式黏彈性阻尼器的耗能特性。阻尼器試件在1 Hz激勵頻率、不同位移幅值作用下的表觀剪切模量、損耗因子以及剪切損失模量參數(shù)如表2所示。結果表明，阻尼器的表觀剪切模量隨著位移的增加而減小；損耗因子和阻尼器的剪切損失模量隨著位移幅值的增加呈現(xiàn)出先小幅上升而后又逐漸下降減小的趨勢，整體表現(xiàn)出較好的耗能特性。

表2 阻尼器耗能參數(shù)Table 2 Energy dissipation parameters of viscoelastic damper

黏彈性阻尼器骨架曲線見圖5，阻尼器正向加載和反向加載的骨架曲線變化趨勢相似。試件剛度在初始加載階段較為平穩(wěn)，當正向加載位移超過7 mm、反向加載位移超過-7 mm時剛度均緩慢下降，試件在達到極限荷載之前經(jīng)歷了較長的非線性階段；由于試驗設備加載幅值達不到既定要求，故難以準確計算試件的位移延性系數(shù)，但試驗結束發(fā)現(xiàn)該試件表面仍未出現(xiàn)明顯的剪切變形，故可判斷該構件具有良好的延性。

2.2 一榀木框架試驗結果及分析

2.2.1 試驗現(xiàn)象

試驗過程中發(fā)現(xiàn)，裝有板式黏彈性阻尼器的木框架在7度罕遇地震作用下，框架左右兩側產(chǎn)生的位移明顯不同，結構向右側推剛度大于向左拉伸剛度，同時，框架在頂端位移最大時發(fā)出“吱吱”聲響，黏彈性阻尼器的黏彈性材料層產(chǎn)生明顯的剪切變形；在8度罕遇地震作用下，框架頂端位移增大的同時產(chǎn)生很大的“咔噠”聲響，阻尼器的黏彈性材料層的剪切變形非常大，其剪切變形見圖6。試驗結束后發(fā)現(xiàn)，柱頭和梁端作為保護的CFRP加固層多處發(fā)生明顯的撕裂現(xiàn)象，但是木框架整體并未出現(xiàn)明顯的裂縫；同時，梁柱構件的螺栓孔部位出現(xiàn)由于承壓而被擴大的現(xiàn)象，但是螺栓和鋼板基本完好，并未出現(xiàn)彎曲和屈曲變形。綜合研究發(fā)現(xiàn)，地震反復作用下，螺栓的預緊力逐漸喪失導致正反向的干摩擦效應不等和梁柱端頭CFRP撕裂破壞的不均勻，框架左右兩側的抗側剛度產(chǎn)生差異。

圖6 黏彈性阻尼器產(chǎn)生較大的剪切變形Fig.6 The large shear deformation of viscoelastic damper

2.2.2 結構位移時程曲線

圖7 木框架的位移時程曲線Fig.7 The displacement vs.time-history curve of wooden frame

一榀框架在7度罕遇地震作用下，結構層間位移角最大值為1/79，小于鋼筋混凝土框架的彈塑性層間位移角限值1/50(圖7和表3)，證明了在板式黏彈性阻尼支撐的減震作用下，框架具有足夠的抗側剛度和良好的抗震性能；在8度罕遇地震作用下，結構層間位移角最大值為1/43，略大于鋼筋混凝土框架在罕遇地震作用下層間位移角限值1/50的要求，但滿足木框架彈塑性層間位移角放寬限值1/30的要求[13-14]，該框架僅考慮了梁柱構件和阻尼器提供的抗側剛度，而忽略了實際工程中墻和龍骨柱等構件提供的抗側剛度，故可認為該木框架完全滿足8度罕遇的抗震設計要求。木框架的位移時程曲線顯示，結構位移峰值與地震波加速度峰值并不在同一時刻產(chǎn)生，主要是由于結構的自振周期與地震波的頻譜不接近導致。

表3 結構層間位移角和阻尼器剪切變形Table 3 The displacement angle of frame and shear deformation of viscoelastic damper

利用激光位移傳感器測得的阻尼器的剪切變形值如表3所示。Aiken等[15]的研究結果表明，黏彈性高分子材料在剪切應變?yōu)?50%～300%區(qū)間時處于塑性狀態(tài)，超過300%時黏彈性材料會由于發(fā)生剪切破壞而失去作用。在8度罕遇地震作用下，板式黏彈性阻尼器最大剪切變形已達到192.4%，故可認為該阻尼器中的黏彈性高分子材料已進入了塑性狀態(tài)，并消耗了部分地震動能量。

圖8 木框架恢復力-位移曲線Fig.8 The hysteretic curves of timber frame

2.2.3 恢復力-位移曲線

木框架在7度罕遇和8度罕遇地震作用下，正向加載的恢復力-位移曲線基本呈線性關系(圖8)，說明結構處于彈性工作狀態(tài)，反向加載情況下線性較不明顯，這種現(xiàn)象主要是因為螺栓連接構件存在的滑移導致結構前期剛度不足，但后期剛度逐漸發(fā)展。根據(jù)木框架恢復力-位移曲線研究發(fā)現(xiàn)，木框架在加載過程中存在一定的滑移現(xiàn)象，且滑移程度隨位移幅值的增大呈遞增趨勢，其主要原因是螺栓連接處的木材在端頭承壓作用下發(fā)生壓縮變形，且變形值隨承壓強度的增大而變大；隨著載荷和位移幅值的增加，木框架剛度由于阻尼器黏彈性材料進入了彈塑性變形階段而逐漸退化，但恢復力-位移曲線面積持續(xù)增加依舊表現(xiàn)出較好的耗能能力，故可認為該黏彈性阻尼器由于進入了彈塑性變形階段而消耗了大部分的地震動能量，進一步驗證了安裝有黏彈性阻尼支撐的減震木框架具有較好的抗震性能。

2.2.4 結構剛度

本試驗采用割線剛度Ki表示框架的結構剛度，即取反復荷載作用下正反兩個方向荷載的絕對值之和除以相應位移絕對值之和，具體計算方法參考公式：

式中：Fi和Xi分別為第i次加載時所達到的最大荷載值及相應的位移值，單位分別為kN和mm?？蚣茉贓l Centro波不同工況作用下的結構剛度見表4。由表可知，在地震作用下，框架的剛度隨著損傷累積不斷下降，但在大震作用下總體趨于平穩(wěn)，整體剛度保持在2 kN/mm，木鉸接框架在黏彈性阻尼器支撐的加固下實現(xiàn)了“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設防目標要求。

表4 剪力與割線剛度Table 4 Shear force and secant stiffness

3 結 論

通過進行板式黏彈性阻尼器的力學性能試驗和安裝有阻尼器的木框架擬動力試驗，可以得到以下結論：

1)板式黏彈性阻尼器的力-位移滯回曲線飽滿、呈反S形，說明板式黏彈性阻尼器在加載過程中雖然存在略微的滑移階段，但仍然具有較好的耗能性能；

2)所有地震工況作用下，木框架未出現(xiàn)明顯的裂紋，結構位移角最大值為1/43，滿足木框架結構彈塑性層間位移角限值1/30的要求，表明板式黏彈性阻尼器提供了一定抗側剛度；

3)擬動力試驗過程中，木框架正向加載的恢復力-位移曲線飽滿且較穩(wěn)定，黏彈性阻尼支撐耗散了大部分輸入的地震動能量，有效地提高了木框架結構的抗震能力；

4)木框架結構剛度隨著結構損傷的累積而不斷下降，最終趨于平穩(wěn)，滿足了結構“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設防目標要求。

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Study on seismic performance of timber frame structureswith visco-elastic damper braces

YAN Jian1，2,ZHOU Aiping1，2*,SHEN Yi3,TANG Siyuan4

(1.School of Civil Engineering,Nanjing Forestry University;2.Jiangsu Co-Innavative Center for Efficient Application of Forestry Resaurces,Nanjing 210037,China;3.Jiangsu Suke Construction Technology Development Co.Ltd., Nanjing 210037,China;4.Guilin University of Electronic Technology,Guilin 514004,Guangxi,China)

In order to investigate the effect of visco-elastic damper braces on the seismic performance of the timber frame,the visco-elastic damper and reduced-scale single timber frame connected with visco-elastic damper were designed and manufactured.In this study,the mechanical test of visco-elastic damper and pseudo-dynamic test of single timber frame with visco-elastic damper were conducted.The energy consumption characteristics and the skeleton curve of visco-elastic damper,the displacement response,hysteretic curve model and structural stiffness degradation of reduced-scale single timber frame with visco-elastic damper under seismic action were investigated.The experimental results showed that the visco-elastic damper under the action of constant energizing frequency with different displacement amplitudes had high dissipation capacity,which proved by the parameters of apparent storage shear module,dissipation factor and dynamical loss shear modulus.The maximum story drift angle of the frame under the rare earthquake of 8-degree intensity was 1/43,which met the requirement of elastic-plastic story drift limited value of 1/30 for timber structure,moreover,the ultimate shearing deformation value of visco-elastic damper was 192.4%,which strongly proved that the visco-elastic polymer material was in a plastic state and absorbed part of the seismic energy.The hysteretic curves of the frame with visco-elastic damper were plump,and visco-elastic damper dissipated most of the seismic energy,which improved the seismic performance of the timber frame.The structure stiffness of frame was described by the parameter of secant stiffness,which declined constantly with the cumulative injury during the whole test process and tended to smooth eventually.Ultimately,the single timber frame with visco-elastic damper met the seismic requirements of “No damage under minor earthquake,repairable damage under moderate earthquake,no collapse under large earthquake”.

timber structure;timber frame structure;visco-elastic damper;brace;seismic performance

TU531.3

A

2096-1359(2017)05-0120-06

2016-12-08

2017-02-19

國家自然科學基金(51578291)；林業(yè)科學技術成果國家級推廣項目([2015]21號)；“十二五”國家科技支撐計劃(2011BAJ08B04)；“十三五”國家質量基礎的共性技術研究與應用專項(2017YFF0207200)。

嚴健,男，研究方向為現(xiàn)代竹木結構。

周愛萍，女，副教授。E-mail:zaping2007@163.com