带黏弹性阻尼器支撑木框架结构抗震性能研究

严健，周爱萍*，沈怡，唐思远

(1.南京林业大学土木工程学院； 2.江苏省林业资源高效利用协同创新中心，南京 210037； 3.江苏省苏科建设技术发展有限公司，南京 210037； 4.桂林电子科技大学，广西 桂林 541004)

带黏弹性阻尼器支撑木框架结构抗震性能研究

严健1，2，周爱萍1，2*，沈怡3，唐思远4

(1.南京林业大学土木工程学院； 2.江苏省林业资源高效利用协同创新中心，南京 210037； 3.江苏省苏科建设技术发展有限公司，南京 210037； 4.桂林电子科技大学，广西 桂林 541004)

为研究黏弹性阻尼器支撑对木框架结构抗震性能的影响，设计并制作了板式黏弹性阻尼器和带黏弹性阻尼器支撑的一榀木框架结构缩尺模型，并对该木框架进行了拟动力试验。研究了板式黏弹性阻尼器的耗能特性，同时还研究了带黏弹性阻尼器支撑一榀木框架在地震作用下的位移响应、恢复力-位移曲线和结构刚度退化。结果表明：该板式黏弹性阻尼器具有较好的耗能特性；木框架在8度罕遇地震作用下的层间位移角最大值为1/43，满足木结构弹塑性层间位移角限值1/30的要求；试验过程中带黏弹性阻尼器支撑的木框架力-位移曲线较饱满，黏弹性阻尼支撑耗散了大部分的地震能量，有效提高了木框架结构的抗震能力；木框架的结构刚度在试验过程中随着损伤的累积不断下降，但最终趋于平稳。

木结构；木框架结构；黏弹性阻尼器；支撑；抗震性能

现有榫卯结构体系刚度小，在地震作用下榫卯连接节点强度低、耗能差且变形不可回复；而北美轻型木结构体系虽然抗侧刚度大，但耗材多、造价高昂且不易灵活获取较开阔的使用空间，不利于在中国进行大范围的推广[1-3]。针对上述两种常用木结构体系存在的弊端，笔者提出了梁柱构件连接为铰接的木框架结构模型，并在框架内设置黏弹性阻尼器支撑以增强结构抗侧刚度和地震耗能能力，从而确保满足木结构强度、刚度和使用功能要求。

国内学者关于木框架结构加固已有一定研究。周爱萍等[4-5]、黄东升等[6-7]和赵淑颖等[8]对装配式木框架结构消能节点进行了低周反复荷载试验研究，研究表明，荷载作用下结构变形主要集中于消能节点上，使用消能节点有效提高了结构的抗震性能；陆伟东等[9-10]对安装弧形耗能器增强的预损木构架进行了低周反复荷载试验，研究发现采用弧形耗能器提高了木构架的刚度、承载力和耗能能力；邹爽等[11-12]对安装了黏弹性角位移阻尼器的木框架结构进行了振动台试验，研究表明,该阻尼器能有效减小结构的侧向位移，降低了结构的加速度反应。

本研究对板式黏弹性阻尼器进行基本力学性能试验，并对安装黏弹性阻尼支撑的一榀木框架进行了拟动力试验，计算出黏弹性阻尼器的耗能指标，得出了安装有黏弹性阻尼器木框架结构的位移响应、恢复力-位移曲线和刚度退化指标，研究了加固后木框架的抗震性能。

1 试验概况

1.1 板式黏弹性阻尼器试件构造与试验

本次试验的板式黏弹性阻尼器由常州兰锦橡塑有限公司制作，主要由约束钢板、剪切钢板以及高分子黏弹性材料构成，所用钢板均为Q235钢，上下黏弹性材料的尺寸均为250 mm×100 mm×10 mm，其基本构造图见图1。

图1 板式黏弹性阻尼器尺寸Fig.1 Size of plate-type viscoelastic damper

为准确了解板式黏弹性阻尼器的基本力学性能和耗能机理，参考《建筑消能阻尼器》(JG/T 209—2012)标准，在东南大学土木工程实验中心的MTS疲劳机上，采用位移加载方式对板式黏弹性阻尼器进行力学性能试验。试验环境温度为23℃，试验加载激励频率为1 Hz，加载位移幅值分别为5，8，10，15，18，20和22 mm。针对每个工况均作5次有稳定滞回曲线的循环，并取第3次循环时滞回曲线的数值作为实测值。

1.2 一榀木框架模型设计与试验

1.2.1 一榀木框架模型设计

参考《木结构设计规范》GB 5005—2003，设计并制作缩尺比例为1∶2的一榀木框架模型，该框架的跨度为2 800 mm，柱高为1 390 mm，梁柱连接节点形式为铰接。将板式黏弹性阻尼器通过钢构件与木构件相连接，并以人字支撑形式安装于一榀木框架内，安装倾斜角度为45°；为防止梁柱端头劈裂破坏，在梁柱端头粘贴一层碳纤维增强聚合物(CFRP)保护层，以便于准确评估阻尼器耗能特性；梁柱连接和柱脚连接均采用螺栓-钢夹板做法，柱脚钢板和连接支撑的耳板通过焊接的方式与箱型地梁连接，箱型地梁通过锚栓与地槽固定以避免其滑动。一榀木框架模型设计图和实物图见图2，相关构件具体尺寸如表1所示。

图2 设置阻尼支撑的木框架图Fig.2 Wooden frame with viscoelastic dampers

表1 试件尺寸与材料Table 1 Size and raw material of tested specimens

1.2.2 材料力学性能

所用木材的基本力学性能参数参照ASTM D143和ASTM D7078标准测得：顺纹抗压比例极限强度为35.23 MPa，抗拉强度为113.86 MPa，弹性模量为11.58 GPa；横纹抗压比例极限强度为10.94 MPa，抗拉强度为3.58 MPa，弹性模量为2 386 MPa；顺纹抗剪强度为8.19 MPa，横纹抗剪强度为24.25 MPa，剪切模量均为1 444 MPa。

1.2.3 试验加载装置与测点布置

该一榀木框架拟动力试验在东南大学结构实验室的MTS电液伺服加载机上进行，并配合使用IL-300激光位移传感器和数据采集仪等设备，加载装置见图3。由图3可以看出：框架左侧柱端连接板通过四根钢拉杆与右侧柱端钢板连接，并对钢拉杆施加一定预应力；液压伺服作动器沿梁轴线施加水平集中荷载于框架左侧柱端，当作动器施加拉力时，拉力通过钢拉杆传至右侧柱端钢板，避免了左侧柱端节点的局部拉坏。为避免框架平面外变形，框架的平面外两侧均安装了侧向钢梁支撑。

图3 试验加载装置和测点布置示意图Fig.3 Test setup and arrangement of measuring points

试验共布置4个激光位移传感器A0、A1、A2和A3，其中A0测量作动头的位移变化值，A1测量右侧柱端的位移变化值，A2和A3两个位移计分别粘贴在两个黏弹性阻尼器的约束钢板表面，以监测黏弹性阻尼器剪切变形。

1.2.4 试验加载方案

为模拟罕遇地震作用对木框架结构的影响，试验共模拟了7度罕遇和8度罕遇2种工况，加速度峰值分别为2.2和4.0 m/s2。现有试验条件有限，进行一条完整的地震波激励下的拟动力试验需要很长的时间且试验难度大。选取El Centro地震波前10 s出现加速度峰值的加速度记录值作为拟动力试验的地震动输入值，共计500个记录点(图4)。

该拟动力试验采用位移控制，试验初期在左侧柱端施加一个周期的±5 mm循环荷载，根据反力值推算结构初始刚度并建立木框架结构的运动平衡方程；将每一级积分迭代求得的位移值采用位移加载的方式加载于框架左侧柱上端，根据伺服作动器采集得到的力反算下一级位移值并加载于左侧柱上端，反复迭代计算并加载，直至结构或阻尼器出现明显的破坏现象，试验停止加载。

图4 El Centro地震动记录前10 s时程曲线Fig.4 The first 10 s time-history curve of El Centro earthquake wave

2 结果与分析

2.1 黏弹性阻尼器耗能参数与骨架曲线

参考中华人民共和国建筑工业行业标准JG/T 209—2012《建筑消能阻尼器》，本研究采用表观剪切模量、损耗因子以及剪切损失模量3个参数表征板式黏弹性阻尼器的耗能特性。阻尼器试件在1 Hz激励频率、不同位移幅值作用下的表观剪切模量、损耗因子以及剪切损失模量参数如表2所示。结果表明，阻尼器的表观剪切模量随着位移的增加而减小；损耗因子和阻尼器的剪切损失模量随着位移幅值的增加呈现出先小幅上升而后又逐渐下降减小的趋势，整体表现出较好的耗能特性。

表2 阻尼器耗能参数Table 2 Energy dissipation parameters of viscoelastic damper

黏弹性阻尼器骨架曲线见图5，阻尼器正向加载和反向加载的骨架曲线变化趋势相似。试件刚度在初始加载阶段较为平稳，当正向加载位移超过7 mm、反向加载位移超过-7 mm时刚度均缓慢下降，试件在达到极限荷载之前经历了较长的非线性阶段；由于试验设备加载幅值达不到既定要求，故难以准确计算试件的位移延性系数，但试验结束发现该试件表面仍未出现明显的剪切变形，故可判断该构件具有良好的延性。

2.2 一榀木框架试验结果及分析

2.2.1 试验现象

试验过程中发现，装有板式黏弹性阻尼器的木框架在7度罕遇地震作用下，框架左右两侧产生的位移明显不同，结构向右侧推刚度大于向左拉伸刚度，同时，框架在顶端位移最大时发出“吱吱”声响，黏弹性阻尼器的黏弹性材料层产生明显的剪切变形；在8度罕遇地震作用下，框架顶端位移增大的同时产生很大的“咔哒”声响，阻尼器的黏弹性材料层的剪切变形非常大，其剪切变形见图6。试验结束后发现，柱头和梁端作为保护的CFRP加固层多处发生明显的撕裂现象，但是木框架整体并未出现明显的裂缝；同时，梁柱构件的螺栓孔部位出现由于承压而被扩大的现象，但是螺栓和钢板基本完好，并未出现弯曲和屈曲变形。综合研究发现，地震反复作用下，螺栓的预紧力逐渐丧失导致正反向的干摩擦效应不等和梁柱端头CFRP撕裂破坏的不均匀，框架左右两侧的抗侧刚度产生差异。

图6 黏弹性阻尼器产生较大的剪切变形Fig.6 The large shear deformation of viscoelastic damper

2.2.2 结构位移时程曲线

图7 木框架的位移时程曲线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，结构层间位移角最大值为1/79，小于钢筋混凝土框架的弹塑性层间位移角限值1/50(图7和表3)，证明了在板式黏弹性阻尼支撑的减震作用下，框架具有足够的抗侧刚度和良好的抗震性能；在8度罕遇地震作用下，结构层间位移角最大值为1/43，略大于钢筋混凝土框架在罕遇地震作用下层间位移角限值1/50的要求，但满足木框架弹塑性层间位移角放宽限值1/30的要求[13-14]，该框架仅考虑了梁柱构件和阻尼器提供的抗侧刚度，而忽略了实际工程中墙和龙骨柱等构件提供的抗侧刚度，故可认为该木框架完全满足8度罕遇的抗震设计要求。木框架的位移时程曲线显示，结构位移峰值与地震波加速度峰值并不在同一时刻产生，主要是由于结构的自振周期与地震波的频谱不接近导致。

表3 结构层间位移角和阻尼器剪切变形Table 3 The displacement angle of frame and shear deformation of viscoelastic damper

利用激光位移传感器测得的阻尼器的剪切变形值如表3所示。Aiken等[15]的研究结果表明，黏弹性高分子材料在剪切应变为150%～300%区间时处于塑性状态，超过300%时黏弹性材料会由于发生剪切破坏而失去作用。在8度罕遇地震作用下，板式黏弹性阻尼器最大剪切变形已达到192.4%，故可认为该阻尼器中的黏弹性高分子材料已进入了塑性状态，并消耗了部分地震动能量。

图8 木框架恢复力-位移曲线Fig.8 The hysteretic curves of timber frame

2.2.3 恢复力-位移曲线

木框架在7度罕遇和8度罕遇地震作用下，正向加载的恢复力-位移曲线基本呈线性关系(图8)，说明结构处于弹性工作状态，反向加载情况下线性较不明显，这种现象主要是因为螺栓连接构件存在的滑移导致结构前期刚度不足，但后期刚度逐渐发展。根据木框架恢复力-位移曲线研究发现，木框架在加载过程中存在一定的滑移现象，且滑移程度随位移幅值的增大呈递增趋势，其主要原因是螺栓连接处的木材在端头承压作用下发生压缩变形，且变形值随承压强度的增大而变大；随着载荷和位移幅值的增加，木框架刚度由于阻尼器黏弹性材料进入了弹塑性变形阶段而逐渐退化，但恢复力-位移曲线面积持续增加依旧表现出较好的耗能能力，故可认为该黏弹性阻尼器由于进入了弹塑性变形阶段而消耗了大部分的地震动能量，进一步验证了安装有黏弹性阻尼支撑的减震木框架具有较好的抗震性能。

2.2.4 结构刚度

本试验采用割线刚度Ki表示框架的结构刚度，即取反复荷载作用下正反两个方向荷载的绝对值之和除以相应位移绝对值之和，具体计算方法参考公式：

式中：Fi和Xi分别为第i次加载时所达到的最大荷载值及相应的位移值，单位分别为kN和mm。框架在El Centro波不同工况作用下的结构刚度见表4。由表可知，在地震作用下，框架的刚度随着损伤累积不断下降，但在大震作用下总体趋于平稳，整体刚度保持在2 kN/mm，木铰接框架在黏弹性阻尼器支撑的加固下实现了“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防目标要求。

表4 剪力与割线刚度Table 4 Shear force and secant stiffness

3 结 论

通过进行板式黏弹性阻尼器的力学性能试验和安装有阻尼器的木框架拟动力试验，可以得到以下结论：

1)板式黏弹性阻尼器的力-位移滞回曲线饱满、呈反S形，说明板式黏弹性阻尼器在加载过程中虽然存在略微的滑移阶段，但仍然具有较好的耗能性能；

2)所有地震工况作用下，木框架未出现明显的裂纹，结构位移角最大值为1/43，满足木框架结构弹塑性层间位移角限值1/30的要求，表明板式黏弹性阻尼器提供了一定抗侧刚度；

3)拟动力试验过程中，木框架正向加载的恢复力-位移曲线饱满且较稳定，黏弹性阻尼支撑耗散了大部分输入的地震动能量，有效地提高了木框架结构的抗震能力；

4)木框架结构刚度随着结构损伤的累积而不断下降，最终趋于平稳，满足了结构“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防目标要求。

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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

国家自然科学基金(51578291)；林业科学技术成果国家级推广项目([2015]21号)；“十二五”国家科技支撑计划(2011BAJ08B04)；“十三五”国家质量基础的共性技术研究与应用专项(2017YFF0207200)。

严健,男，研究方向为现代竹木结构。

周爱萍，女，副教授。E-mail:zaping2007@163.com