有无填充墙板的穿斗式木结构房屋振动台试验及对比分析_薛建阳.pdf

振 动 与 冲 击 第 39 卷第 13 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol. 39 No.13 2020 基金项目 国家自然科学基金51678478;国家重点研发计划课题 2017YFC0703505;陕西省科技创新团队项目2019TD-029 收稿日期 2018 -12 -20 修改稿收到日期 2019 -04 -11 第一作者 薛建阳 男,博士,教授,1970 年生 通信作者 许丹 男,博士生,1989 年生 E-mailxudanxi_an163. com 有无填充墙板的穿斗式木结构房屋振动台试验及对比分析 薛建阳, 许 丹, 郭 锐 西安建筑科技大学 土木工程学院,西安 710055 摘 要通过对不设置填充墙板与设置填充墙板的穿斗式木结构房屋进行模拟地震振动台试验,研究了穿斗式木 结构的抗震性能,并对比分析了两模型结构的动力特性,及其在不同峰值加速度地震作用下的加速度放大系数、位移及最 大层间位移角等动力响应。 研究结果表明两模型 X 向加速度动力放大系数在 0. 63 1. 2,Y 向加速度动力放大系数在 0.51 0. 97,说明模型榫卯挤压摩擦的耗能减震效果明显。 不设置填充墙板的模型结构自振频率低、位移响应较大,扭转 效应明显;设置填充墙板的模型抗侧刚度明显增大,结构自振频率增大,同时在地震激励下相对位移和层间位移角减小。 两模型主体结构在大震作用下均无明显损坏,且设置填充墙板的木结构房屋具有更大的承载力和抗倒塌能力。 关键词 穿斗式木结构房屋;填充墙板;振动台试验;抗震性能;动力特性 中图分类号 TU366 文献标志码 ADOI10. 13465/ j. cnki. jvs. 2020. 13. 027 Shaking table tests and contrastive analysis for column-and-tie wooden buildings with and without infills XUE Jianyang, XU Dan, GUO Rui School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture the model structure without infills has lower natural frequencies, larger displacement responses and obvious torsion effect; the lateral stiffness of the model with infills obviously increases, the model’s natural frequencies also increase, and its relative displacement and interlayer displacement angle decrease under seismic excitation; main body structures of the two models have no obvious damages under action of large earthquake; the wooden house with infills has a higher load-bearing capacity and a collapse-resistance one. Key wordscolumn-and-tie wooden building; infills; shaking table test; aseismic perance; dynamic characteristics 中国传统木结构建筑以其独特的结构体系,成为 东方建筑文化的代表,具有重要的历史、艺术、科学和 文化价值。 近年来,众多学者对中国传统木构建筑进 行了大量研究。 薛建阳等[1-2]对古代殿堂式木结构的 缩尺模型进行了模拟地震振动台试验,研究了结构的 动力特性及地震反应的变化规律,同时将模型简化并 提出了单层殿堂式古建筑木结构的两质点“摇摆弯 剪”动力分析模型。 高延安等[3]利用自然环境激励对 纯木古建筑飞云楼进行了动力测试,获得了结构的自 振频率、阻尼等模态参数,得出该结构具有刚度较弱、 自振频率较低的特点。 李书进等[4]对不同制作方法和 结构形式的木结构房屋进行振动台试验,进一步了解 了木结构房屋的动力特性和抗震性能,同时结合有限 元方法进行数值模拟并与试验结果进行对比分析。 王 海东等[5]通过 12 比例穿斗式木构架结构和轻型木结 构模型的振动台试验,得出了穿斗式木构架结构柱脚 ChaoXing 浮搁于础石的做法及榫卯节点有明显的减震、耗能效 果。 高永林等[6]对带有黏弹性阻尼器的穿斗木结构进 行了振动台试验,结果表明榫卯节点处设置黏滞阻尼 器有效改善其抗拔榫能力,但减弱了结构的水平摩擦 减震耗能能力。 Hsu 等[7]对木板填充墙和泥墙的穿斗 式构架进行拟静力试验,研究了两种填充形式木构架 的破坏形态和抗震性能。 穿斗式木构架作为中国传统木构建筑中一种重要 的结构体系,以其轻巧而简洁的结构布置成为我国南 方木结构建筑的主要形式。 震害调查显示[8],穿斗式 木构架在地震中受到不同程度的破坏。 进一步研究表 明[9-10],在传统木结构中,木构架承重,填充墙不承重, 但木构架本身抗侧刚度很小,填充墙对木结构抗侧刚 度的提高作用显著。 传统木构架房屋常采用木板墙, 鉴于此,本文制作了缩尺比为 1∶ 2的无填充墙和有填充 墙木板墙的穿斗式木结构模型,分别对其进行振动 台试验,并对二者的动力特性和抗震性能进行对比 分析。 1 试验概况 1. 1 相似关系 模型取自川西地区某一典型穿斗式木结构建筑, 该地区的设防烈度为 7 度基本加速度为 0. 1g,设计 地震分组为第二组,场地类别为Ⅱ类。 根据振动台的 性能及试验场地条件,确定长度相似系数 Sl为 1/2;模 型材料与原型材料一致,故弹性模量相似系数 SE为 1; 试验加速度相似系数 Sa取 1。 根据相似理论[11]依次 确定模型其他主要相似系数,具体见表 1。 表 1 模型主要相似系数 Tab. 1 Main similarity coefficient of model 物理参数相似关系式相似系数 长度 SlSl0. 5 应力 SσSσ1 弹性模量 SESE Sσ1 质量 SmSm SσS2 l/ Sa 0. 25 加速度 SaSa1 集中力 SFSF SσS2 l 0. 25 时间 StSt S0. 5 l S -0. 5 a 0. 707 频率 SfSf S -0. 5 l S0. 5 a 1. 414 1. 2 模型设计与制作 试验在西安建筑科技大学结构工程与抗震教育部 重点实验室振动台上进行。 本试验共制作两个模型, 两模型均为两层三榀穿斗式木结构房屋,缩尺模型平 面尺寸为3 600 mm 3 000 mm,高为3 300 mm,具体尺 寸见图 1a 图 1c。 模型 1 为无填充墙的穿斗式 木构架,模型 2 为有木板填充墙的穿斗式房屋,二者的 唯一区别就在于是否安装有木板墙。 木构架采用杉木 制作,主要材性测试结果见表 2。 木板墙采用厚 15 mm 的胶合板制作,其静曲强度和弯曲弹性模量分别为 52 MPa 和 6 226 MPa。 模型 2 的制作中,先立木构架,然 后将木墙板嵌入框架木柱、木枋之间,沿柱和枋用一定 间距的木楔将墙板两侧夹住,使其与木构架形成一个 整体,如图 2 所示。 模型的制作完全按照传统工艺要 求、工艺流程进行,枋柱节点采用通榫、钩榫等榫卯连 接方式,以第 2 榀木构架为例,节点详图如图 1d所 示。 为实现与实际结构中柱脚浮搁于础石相一致的边 界条件,将柱脚搁置于浇筑好的混凝土板上,混凝土板 与振动台的接触面平整,且将混凝土板与振动台面用 M25 的螺栓进行固定。 表 2 杉木材性试验结果 Tab. 2 Test of fir wood material 力学性能指标顺纹纵向横纹径向横纹切向 抗压弹性模量/ MPa6 709745409 抗压强度/ MPa30. 166. 905. 37 抗拉强度/ MPa55. 18 为了满足缩尺模型和原型结构动力响应的相似 性,除模型自身的质量外,还需要对模型施加附加质 量。 在模型结构的楼盖和屋盖上分别均匀施加铁块配 重,模型 1 楼盖和屋盖的配重质量为 2. 12 t 和 1. 81 t, 模型 2 楼盖和屋盖的配重质量为 1. 86 t 和 1. 70 t。 模 型 1 和模型 2 的自身重量与附加质量之和保持相等。 1. 3 加载方案 试验中所选地震波为汶川波、兰州波、Taft 波和 El Centro 波,强震记录来源于太平洋地震工程研究中心 PEER地面运动数据库。 试验设备为三向六自由度 地震模拟振动台,地震波按照 X 向、Y 向、XY 向依次输 入,每个方向上,地震波的输入顺序依次为汶川波、兰 州波、Taft 波、El Centro 波。 四条地震波在七度多遇 加速度峰值为 0. 035g地震下加速度反应谱与规范 反应谱对比见图 3,可见四条波的反应谱与规范反应谱 比较接近。 模型1 和模型2 的试验工况如表3 所示,考 虑到模型 1 无填充墙刚度较弱,故试验峰值加速度仅 从 0. 035g 进行至 0. 22g;而模型 2 试验峰值加速度从 0. 035g 进行至 0. 50g,峰值加速度 0. 40g 作用后,为防 止模型倒塌对传感器造成破坏,只保留了台面和屋面 的部分传感器,其余全部拆除。 双向地震输入时各方 向地震激励幅值按 0. 85水平 X∶ 1水平 Y比例确 定,每次地震峰值加速度变化前后,分别对模型进行白 噪声扫频,测量模型的自振频率、阻尼比等动力特性 参数。 1. 4 传感器布置 沿模型高度分别在混凝土板、柱脚、二层柱底标 高、檐柱柱顶标高、屋脊处安装加速度传感器和位移传 581第 13 期薛建阳等 有无填充墙板的穿斗式木结构房屋振动台试验及对比分析 ChaoXing a 模型平面图 b 1、3 轴侧立面图 c 2 轴侧立面图 ① ② ③ ④ ⑤ ⑥ ⑦ d 节点详图 图 1 模型结构几何尺寸 Fig. 1 Dimensions of model structure 图 2 填充墙板的位置 Fig. 2 The position of the infilled wallboard 感器,以测试实际输入的地震激励、结构各层的加速度 和位移响应,传感器布置如图 4 所示。 表 3 试验工况 Tab. 3 Sequence of shaking table test 结构类型峰值加速度 PGA/ g地震波输入顺序 模型 1 无填充墙 0. 035/0. 07/0. 10/0. 22 汶川波→兰州波→Taft 波 →El Centro 波 模型 2 有填充墙 0. 035/0. 07/0. 10/0. 22/ 0. 40/0. 50 汶川波→兰州波→Taft 波 →El Centro 波 2 试验现象 当输入峰值加速度为 0. 035g 时,两模型轻微摇 摆,结构反应较小。 当输入峰值加速度为 0. 07g 时,两 模型摆动幅度加大,同时榫卯节点发出挤压摩擦的“吱 吱”声;模型 1 结构二层出现扭转,少数柱脚出现轻微 滑移,1A 柱东侧楼楞下卯口出现裂缝图 5a;模型 2 结构二层斗枋出现轻微拔榫图 6a。 当输入峰值 加速度为0. 10g时,模型1的摆动幅度明显大于模型 681振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing a 东西方向-X 向 b 南北方向-Y 向 图 3 地震波加速度反应谱与规范谱对比 Fig. 3 Comparison of acceleration response spectrum between earthquake waves and specification 图 4 典型平面测点布置图 Fig. 4 Layout of measuring points for typical plane 2,同时发出连续、急促的“嘎吱嘎吱”声,模型 1 结构柱 架二层多个部位的榫卯节点出现拔榫图 5b,屋架 扭转现象明显;震后 1G 角柱向西滑移 6 mm;模型 2 结 构 2B 柱和 2G 柱一层穿枋卯口处出现微小裂缝,少数 柱脚产生轻微滑移,最大滑移量为 5 mm,墙板与柱子 在振动的过程中间隙时有时无。 当输入峰值加速度为 0. 22g 时,两模型屋架摆动幅度很大;模型 1 整体扭转 现象严重,同时发出轰隆隆的声音,二层瓜柱在穿枋上 的位置向北滑移 2 mm图 5c,大部分柱脚出现滑 移,最大滑移量为 15 mm;2A 柱底和 3A 柱底纤维劈裂 图 5d,3G 柱最上部穿枋处卯口出现长约 15 cm 裂缝;模型 2 榫卯节点夹角出现变化且发出的吱声频 繁,柱间木板墙挤压鼓起,3G 柱向东滑移 9 mm。 峰值 加速度 0. 22g 后,模型 1 停止加载,继续对模型 2 进行 加载。 当输入峰值加速度为 0. 4g 时,模型 2 剧烈晃 动,可明显地观察到模型的柱子在振动过程中出现比 较大的倾斜,榫卯节点出现较大变形;墙板与柱架挤压 频率声变大且墙板抖动,一层北面左侧墙板略微翘起; 3G 柱脚在振动过程中抬起,震后测得 3G 柱向东滑移 22 mm,且 3G 柱脚西侧卯口与地脚枋脱离图 6b; 榫卯节点反复张合明显,多个楼楞、斗枋与挑枋出现拔 榫现象,且1A、3G 柱楼楞端部栓子折断图6c。 当 输入峰值加速度为 0. 5g 时,模型 2 上部结构晃动更加 明显,大部分柱脚抬起,3G 柱脚左侧地脚枋完全脱离 柱脚达 35 mm图 6d,试验结束,震后测得 1G 柱向 西滑移 29 mm。 a 1A 柱东侧楼楞下出现裂缝 b 1E 柱上部穿枋拔榫 4 mm c 瓜柱滑移d 2A 柱底纤维劈裂 图 5 模型 1 试验现象 Fig. 5 Phenomena of model 1 a 2A 柱西侧斗枋拔榫 4. 5 mmb 地脚枋与柱脚脱开 c 3G 柱楼楞栓子折断d 地脚枋内凹 35 mm 图 6 模型 2 试验现象 Fig. 6 Phenomena of model 2 试验过程中,当加速度峰值为 0. 22g 时,模型 1 振 动强烈,在地震波输入结束之后,结构位移仍然有很大 781第 13 期薛建阳等 有无填充墙板的穿斗式木结构房屋振动台试验及对比分析 ChaoXing 的响应,需要一段时间才能完全停止振动;而模型 2 结 构较模型 1 振动明显减弱,位移反应明显较小,地震波 输入结束之后在较短时间内停止振动。 这是因为模型 1 木构架整体较柔,刚度较小,自振周期相对较大的 缘故。 3 试验结果及分析 3. 1 结构动力特性 模型结构完成各阶段地震波输入后,进行加速度 峰值为 0. 03g 的白噪声扫频,对各层加速度信号进行 传递函数分析,得到结构的自振频率。 模型 1 和模型 2 在初始及各加速度峰值地震波作用后的自振频率见表 4。 由表 4 可知,模型 1 在 X 向和 Y 向的初始自振频率 为 1. 094 Hz 和 1. 172 Hz,分别低于模型 2 的相应初始 值 3. 359 Hz 和 1. 406 Hz,可见模型 2 的初始刚度大于 模型1,且木板墙在结构 X 向的刚度提高程度明显大于 Y 向,说明填充墙对木构架房屋的刚度贡献很大。 随着 输入地震波加速度峰值的增大,结构的损伤逐渐累积, 自振频率呈下降趋势,周期变长。 当加速度峰值为 0. 22g时,模型 1 结构 X 向和 Y 向的频率分别降低为初 始频率的 89和 80,模型 2 结构 X 向和 Y 向的频率 分别降低为初始频率的 92 和 83;当加速度峰值为 0. 40g 时,模型 2 结构 X 向和 Y 向的频率分别降至初始 频率的 78和 75。 阻尼比是在地震作用下反应能量耗散大小的指 标,根据各层 X 向和 Y 向加速度的传递函数,通过半功 率宽带法计算其阻尼比。 从表 4 可以看出初始状态 时,模型 1 和模型 2 阻尼比相差不多,结构 X 向阻尼比 为 10. 94 和 10. 20, Y 向阻尼比 为 11. 11 和 8. 57。随着地震波加速度峰值的增大,卯口出现裂 缝,榫头与卯口反复挤压摩擦,结构耗能增大。 当加速 度峰值达 0. 22g 时,模型 1 和模型 2 结构 X 向阻尼比 增大为16. 06和19. 01,Y 向阻尼比增大为17. 47 和 12. 07;当加速度峰值达 0. 40g 时,模型 2 结构 X、 Y 向阻尼比增至 28. 87 和 14. 25,可见模型 2 在 X 向耗能明显增大。 表 4 模型 1 和模型 2 的自振频率和阻尼比 Tab. 4 Natural frequency and damping ratio of model 1 and model 2 白噪声 工况 状态 一阶频率 f/ Hz阻尼比 ζ/ X 向Y 向X 向Y 向 模型 1模型 2模型 1模型 2模型 1模型 2模型 1模型 2 WN1震前1. 0943. 3591. 1721. 40610. 9410. 2011. 118. 57 WN20. 035g 后1. 0553. 3201. 1331. 36711. 2210. 8511. 538. 73 WN30. 07g 后1. 0163. 2421. 0551. 32811. 5310. 4511. 838. 91 WN40. 10g 后1. 0163. 1640. 9771. 28912. 6413. 2612. 4910. 08 WN50. 22g 后0. 9773. 0860. 9381. 17216. 0619. 0117. 4712. 07 WN60. 40g 后2. 6171. 05528. 8714. 25 根据结构力学原理,可知在模型质量不变的情况 下,结构刚度 k 与自振频率 f 的平方成正比。 模型的自 振频率变化反映了结构刚度的变化,定义刚度退化率 η 为 η k - k0 k0 f 2 - f 2 0 f 2 0 1 式中k 和 k0分别为模型结构试验过程中的刚度和初 始刚度;f 和 f0分别为模型结构试验过程中的自振频率 和初始自振频率。 由式1计算得到的模型结构刚度退化率见图 7。 从图 7 可知前 5 次白噪声扫频中,模型 1 结构刚度在 X 向和 Y 向的最大降幅分别为 20. 2 和 35. 9,模型 2 结构刚度在 X 向和 Y 向的最大降幅分别为 15. 6 和 30. 5,可见两模型结构在大震作用后整体刚度退化 程度很大,且两模型 Y 向刚度退化均大于 X 向刚度退 化;同时可以看出,模型 2 的刚度退化率小于模型 1 的 刚度退化率。 当输入峰值加速度达到 0. 40g 时,模型 2 剧烈晃动,拔榫现象明显,墙板鼓起、翘起现象明显,在 X 向刚度出现大幅退化,但模型 2 整体结构没有倒塌, 抗震性能良好。 3. 2 加速度响应 试验结果表明,在四种不同的地震波激励下结构 反应的趋势大致相同,因此仅用 El Centro 波作用下模 型结构的加速度响应来分析。 在不同加速度峰值作用 下,两模型的柱脚和屋脊在 X 向、Y 向的加速度反应峰 值见图 8。 可以看出,在相同峰值加速度作用下,两模 型的柱脚加速度峰值响应基本相同,且均略低于台面 输入加速度峰值。 同时,模型 1 屋脊加速度峰值反应 小于模型 2 屋脊加速度峰值反应,这是由于填充墙使 模型 2 整体刚度得到加强的缘故。 在 X 向 0. 22g 地震 激励后,模型 2 结构屋脊加速度反应峰值的斜率明显 降低。 这是由于加速度峰值 0. 4g 时,榫卯结构中的显 著变形增大,墙板与柱架的相对位置发生变化,削弱了 屋脊加速度反应所致。 为直观反映结构的整体耗能减震效果,定义屋脊 加速度峰值响应与台面加速度峰值响应之比为动力放 881振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing a 模型结构 X 向 b 模型结构 Y 向 图 7 刚度退化曲线对比 Fig. 7 Comparison of stiffness degradation curves 大系数 β,图 9 为两模型在 X 向、Y 向的加速度动力放 大系数曲线。 由图可知,两模型 X 向加速度动力放大 系数在 0. 63 1. 2,Y 向加速度动力放大系数在 0. 51 0. 97,说明模型耗能减震效果明显。 两模型动力放大 系数的趋势随着台面地震激励的增强而减小,且模型 1 的动力放大系数始终小于模型 2 的动力放大系数,说 明模型随着地震动强度的增加,加大发挥耗能减震效 果,结构刚度出现退化,抗侧刚度减小,但整体而言,模 型 2 的刚度大于模型 1 刚度。 模型 2 的加速度放大系数在大震作用0. 22g 和 0. 40g下呈非单调变化,这是由于模型 2 的柱脚在大 震作用下抬起现象明显,在柱脚反复抬起至落地的过 程中,会产生附加瞬时冲击速度,这可能会引起结构的 加速度响应突然跳跃增大,其加速度响应幅值甚至大 于前一工况中该点处的加速度峰值。 但从整体趋势来 看,模型结构动力放大系数的变化趋势是随台面地震 激励的增大而减小。 3. 3 位移和层间位移角响应 考虑到建筑原型处于设防烈度 7 度地区,因此选 取 7 度多遇0. 035g、7 度设防0. 10g、7 度罕遇 0. 22g地震水准来研究模型各层相对于底座的最大 位移反应,由图10和图11所示。可以看出,两个模型 a 模型结构 X 向 b 模型结构 Y 向 图 8 模型柱脚、屋脊柱顶加速度峰值响应 Fig. 8 The peak acceleration response of the column foot and roof ridge 对于四种波的位移反应规律基本相同,即随着台面输 入加速度峰值的提高,模型各层的相对位移逐渐增大, 且呈倒三角形分布。 兰州波、Taft 波和 El Centro 波对 模型结构位移响应较大,汶川波对模型结构位移响应 较小,这是由于地震动频谱特性对结构响应不同造成 的。 由于木板填充墙提高了木构架的抗侧刚度,模型 2 各层最大相对位移均小于模型 1 各层最大相对位移。 在 7 度多遇和 7 度设防地震作用下,模型结构各层相 对位移增幅较小,柱脚与台面滑移量较小;在 7 度罕遇 地震作用下,模型结构各层最大相对位移变化显著,柱 脚与台面滑移量增大,且模型 1 各层最大相对位移均 大于模型 2 各层最大相对位移。 同时也说明随着地震 动强度的增加,柱脚与台面的摩擦耗能能力逐渐增强。 对于木结构而言,由于榫卯之间的半刚性连接特 性,使得木构架在地震作用下整体反应以侧移倾斜变 形为主。 因此,保证木结构的最大侧移角不超限是木 构架稳定的前提。 表 5 给出了模型结构在不同加速度 峰值地震作用下的最大层间位移角。 可以看出,相同 加速度峰值作用下,模型 1 的结构最大层间侧移角均 大于模型 2 的相应结构最大层间侧移角。 在加速度峰 值0. 22g地震作用下,模型1结构X向和Y向的最大 981第 13 期薛建阳等 有无填充墙板的穿斗式木结构房屋振动台试验及对比分析 ChaoXing a 模型结构 X 向 b 模型结构 Y 向 图 9 模型加速度动力放大系数 Fig. 9 Dynamic amplification factor of model acceleration a 汶川波 b 兰州波 c Taft 波 d El Centro 波 图 10 不同地震水准下模型结构 X 向最大相对位移包络值 Fig. 10 The maximum relative displacement envelope value of the model structure in X direction under different earthquake levels 层间位移角分别为 1/55 和 1/53,模型 2 结构 X 向和 Y 向的最大层间位移角分别为 1/135 和 1/65,均满足古 建筑木结构维护与加固技术规范 [12]中提出的木构架 的位移角限值为 1/30 的要求;在加速度峰值 0. 40g 地 震作用下,模型 2 结构 X 向和 Y 向的最大层间位移角 分别为 1/37 和 1/35,仍满足规范要求,可见穿斗式木 结构具有较强的整体变形能力和抗震性能。 a 汶川波 b 兰州波 c Taft 波 d El Centro 波 图 11 不同地震水准下模型结构 Y 向最大相对位移包络值 Fig. 11 The maximum relative displacement envelope value of the model structure in Y direction under different earthquake levels 表 5 结构最大层间位移角 Tab. 5 The maximum interlayer displacement angle of structure 模型 振动 方向 峰值加速度 PGA/ g 0. 0350. 070. 100. 220. 40 模型 1 X 向1/3991/2971/2271/55 Y 向1/5531/2171/1331/53 模型 2 X 向1/9701/3311/2121/1351/37 Y 向1/6571/3101/2161/651/35 3. 4 结构的滞回曲线 根据结构的基底剪力 P 以及模型屋脊相对于台面 的位移 Δ 可以得到整体模型在振动台试验中的荷载- 位移曲线滞回曲线。 图12 为模型1 和模型2 在 Taft 波地震激励下部分工况的 Y 向基底剪力-顶层位移滞回 曲线。 由图可知,随着输入加速度峰值的增加,基底剪 力和屋脊相对位移峰值逐渐增大,且模型 2 滞回曲线 平均斜率大于模型 1 滞回曲线平均斜率,说明模型 2 在 Y 向抗侧刚度较大。 当加速度峰值为 0. 035g 时,两 模型的荷载和位移近似成线性关系;当加速度峰值为 0. 10g 时,结构表现出一定的非线性,滞回曲线开始变 得不规则,出现捏拢现象;当加速度峰值达 0. 22g 时, 滞回曲线的捏拢现象更加明显。 滞回环所包络的面积 随着地震动强度的增加而不断增大,说明结构的耗能 不断增大。 3. 5 结构扭转响应 本试验中,模型结构沿 X 向Ⓓ轴线和 Y 向②轴线 均呈对称分布。 然而,试验过程中模型出现不同程度 的扭转现象。 分析其原因,可能有以下三点①模型结 构的质量和刚度沿高度分布不均匀;②结构进入塑性 状态的非同步性导致结构刚度中心发生变化[13];③木 结构采用的榫卯连接是由木匠纯手工制作而成,在加 工过程中不可避免地会存在一些偏差,如榫卯连接的 091振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing a 模型 1 b 模型 2 图 12 基底剪力-屋脊位移滞回曲线 Fig. 12 Base shear-roof displacement hysteresis curve 松动现象,使结构出现轻微不对称现象,导致结构在地 震作用下发生一定程度的扭转。 本文采用时间历程法 对模型结构 Y 向进行扭转分析,图 13、图 14 分别为两 模型在 Taft 波 Y 向单向地震激励和 Taft 波 XY 双向地 震激励下 1G 柱和 2G 柱屋檐处的位移时程曲线。 可以 看出,随着加速度峰值的增加,两檐柱柱顶位移差的幅 值呈逐渐增大趋势。 相比于模型 2,模型 1 结构 1G 檐 柱柱顶和 2G 檐柱柱顶的位移差值较大,导致了结构在 Y 向明显的扭转反应。 可见填充墙板对木构架的抗扭 转作用效果显著。 由图可得 1G 和 2G 檐柱柱顶位移时 程的最大差值,如表 6 所示。 从表 6 可见,双向地震作 用下的扭转响应大于单向地震作用下的扭转响应。 并 且在双向地震激励下,当加速度峰值为 0. 22g 时,模型 1 两檐柱沿 Y 向的位移差值为 16. 394 mm,显著大于模 型 2 相应的位移差值 4. 576 mm。 a 模型 1 b 模型 2 图 13 Taft 波 Y 向地震作用下不同檐柱柱顶的位移时程曲线 Fig. 13 Displacement-time curve of the top eave column under Y-direction earthquake action of Taft wave 191第 13 期薛建阳等 有无填充墙板的穿斗式木结构房屋振动台试验及对比分析 ChaoXing a 模型 1 b 模型 2 图 14 Taft 波 XY 向地震作用下不同檐柱柱顶的位移时程曲线 Fig. 14 Displacement-time curve of the top eave column under XY bi-direction earthquake action of Taft wave 表 6 位移时程的最大差值 Tab. 6 Maximum values of the displacement time difference 地震激励模型 峰值加速度 PGA/ g 0. 035g0. 10g0. 22g Y 向加载 模型 11. 1735. 0037. 030 模型 20. 1770. 7291. 802 XY 向加载 模型 11. 9445. 53216. 394 模型 20. 7302. 3484. 576 4 结 论 1 试验表明,模型结构在加速度峰值 0. 10g7 度基本烈度作用下整体稳定性能良好,在加速度峰值 0. 22g7 度罕遇烈度作用时,模型 1 的扭转变形明显 大于模型 2,但两模型结构层间位移角限值均仍满足规 范要求,且结构主体构件无明显损坏,表明模型结构具 有较好的抗震能力。 2 两模型 X 向加速度动力放大系数在 0. 63 1. 2,Y 向加速度动力放大系数在 0. 51 0. 97,说明模 型榫卯挤压摩擦的耗能减震效果明显。 3 含木墙板的穿斗式木结构房屋的抗侧刚度和 自振频率均明显增大。 在相同加速度峰值下,模型 1 屋脊的加速度放大系数小于模型 2,其相对位移最大值 和最大层间位移角均大于模型 2。 4 随着加速度峰值的增加,穿斗式木结构模型 的荷载-位移曲线逐渐由线性转变为非线性,滞回环所 包络的面积不断变大,结构的耗能不断增大。 参 考 文 献 [ 1] 隋龑, 赵鸿铁, 薛建阳, 等. 古代殿堂式木结构建筑模型 振动台试验研究 [J]. 建筑结构学报, 2010, 31 2 35-40. SUI Yan, ZHAO Hongtie, XUE Jianyang, et al. A study on Chinese ancient timber structures by shaking table test [J]. Journal of Building Structures, 2010, 312 35-40. [ 2] 薛建阳, 张风亮, 赵鸿铁, 等. 单层殿堂式古建筑木结构 动力分析模型 [ J].建筑结构学报, 2012, 33 8 135-142. XUE Jianyang, ZHANG Fengliang, ZHAO Hongtie, et al. Dynamic analysis model of monolayer hall-style ancient timber structure [J]. Journal of Building Structures, 2012, 338 135-142. [ 3] 高延安, 杨庆山, 王娟, 等. 环境激励下古建筑飞云楼动 力性能分析 [J]. 振动与冲击, 2015, 3422 144-148. GAO Yan’ an, YANG Qingshan, WANG Juan, et al. Dynamic perance of the ancient architecture of Feiyun pavilion under the condition of environmental excitation [J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 3422 144-148. [ 4] 李书进,铃木祥之. 足尺木结构房屋振动台试验及数值模 拟研究 [J]. 土木工程学报, 201012 69-77. LI Shujin, SUZUKI Yoshiyuki. Full size shaking table test and numerical simulations of traditional wooden houses [J]. China Civil Engineering Journal, 201012 69-77. [ 5] 王海东, 尚守平, 何放龙, 等. 穿斗式木构架结构与轻型 木结构抗震性能振动台试验研究 [J]. 建筑结构学报, 2012, 336 138-143. WANG Haidong, SHANG Shouping, HE Fanglong, et al. Shaking table tests of Chinese traditional wood building and light woodframedbuilding[ J ].JournalofBuilding Structures, 2012, 336 138-143. [ 6] 高永林, 陶忠, 叶燎原, 等. 带有黏弹性阻尼器穿斗木结 构振动台试验研究 [J]. 振动与冲击, 2017, 36 1 240-247. 下转第 237 页 291振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing Mechanical Engineers. Montreal, 2010407-408. [10] BARJ L, JONKMAN J M, ROBERTSON A, et al. Wind/ wave misalignment in the loads analysis of a floating offshore wind turbine [ C] / /32nd ASME Wind Energy Symposi