梁柱式膠合木結(jié)構(gòu)體系抗側(cè)力性能試驗(yàn)

熊海貝，劉應(yīng)揚(yáng)，楊春梅，秦惠紀(jì)

（1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092；2.蘇州皇家整體住宅系統(tǒng)股份有限公司，江蘇蘇州215105；3.上海現(xiàn)代建筑設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司，上海200092）

現(xiàn)代梁柱式木結(jié)構(gòu)多采用木材利用率高、產(chǎn)品性能穩(wěn)定的膠合木材料，并廣泛采用了金屬連接件.我國的《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50005--- 2003）以及《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB／T 50708--- 2012）僅對梁柱式膠合木結(jié)構(gòu)的構(gòu)件設(shè)計(jì)、細(xì)部構(gòu)造要求、材料選用等給出了設(shè)計(jì)建議，但并沒有對整體結(jié)構(gòu)抗側(cè)力性能的設(shè)計(jì)做出明確規(guī)定，也無梁柱節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)方法，造成實(shí)際工程設(shè)計(jì)時無章可依，限制了工程木結(jié)構(gòu)的應(yīng)用和推廣.美國規(guī)范NDS for Wood［1］、加拿大規(guī)范CSA O86［2］以及歐洲規(guī)范Eurocode 5［3］等國外木結(jié)構(gòu)規(guī)范將主要的篇幅放在梁、柱構(gòu)件和不同連接件的承載力計(jì)算方面，針對體系的規(guī)定，特別是對體系抗側(cè)力性能的設(shè)計(jì)鮮有提及.目前我國結(jié)構(gòu)用工程木的研究和應(yīng)用處于起步階段，尚未建立相關(guān)規(guī)范體系，可供編制規(guī)范的試驗(yàn)和理論研究均缺乏.要推廣梁柱式木結(jié)構(gòu)在我國的應(yīng)用，首先必須完善相關(guān)規(guī)范，為此，筆者開展了梁柱式膠合木結(jié)構(gòu)體系抗側(cè)力性能試驗(yàn)研究，為梁柱式木結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)和設(shè)計(jì)建議.

在梁柱式木結(jié)構(gòu)體系中，由于梁柱、柱腳節(jié)點(diǎn)并不能做到完全剛接，導(dǎo)致純框架結(jié)構(gòu)體系的抗側(cè)能力有限，文獻(xiàn)［4－7］對梁柱式木結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動性能進(jìn)行了研究.在整體結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究中，文獻(xiàn)［8－10］對梁柱式木結(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)［11］對日本常見的梁柱式木結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行了試驗(yàn)研究，評價了8種結(jié)構(gòu)體系的抗震性能；文獻(xiàn)［12］分別對梁柱式木結(jié)構(gòu)純框架、輕木剪力墻結(jié)構(gòu)和框架填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究；文獻(xiàn)［13］針對梁柱與輕木剪力墻混合結(jié)構(gòu)研究了填充輕木剪力墻為實(shí)體和開洞情況對混合結(jié)構(gòu)抗側(cè)力性能的影響.綜合國內(nèi)外的研究現(xiàn)狀，在針對梁柱式膠合木結(jié)構(gòu)體系試驗(yàn)研究方面，研究重點(diǎn)較為分散，缺乏系統(tǒng)性和可對比性.我國90%的城鎮(zhèn)均需進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)，結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力體系是至關(guān)重要的，為此，本文針對梁柱式木結(jié)構(gòu)體系開展不同支撐形式和填充輕木剪力墻情況下單跨單榀結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力性能試驗(yàn)研究，研究在反復(fù)荷載作用下的破壞模式、抗側(cè)剛度、耗能性能等力學(xué)性能.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試件分為純框架結(jié)構(gòu)體系和抗側(cè)加強(qiáng)結(jié)構(gòu)體系（包括交叉支撐、人字撐、隅撐、填充輕木剪力墻）2類，共設(shè)計(jì)10榀足尺試件，跨度均為4 110mm，高度均為2 740mm，跨高比3：2，如表1所示.

梁、柱、支撐構(gòu)件均采用層板膠合木，木材均為加拿大進(jìn)口的云杉－松－冷杉規(guī)格材，材質(zhì)等級為II級，由蘇州皇家整體住宅系統(tǒng)股份有限公司進(jìn)行膠合，膠合后的強(qiáng)度等級為TC11A.試件材料及截面尺寸見表2.

梁柱節(jié)點(diǎn)、柱腳節(jié)點(diǎn)均采用螺栓－鋼插板做法，梁柱接觸處、柱與基礎(chǔ)接觸處不設(shè)置預(yù)留縫.

1.2 試驗(yàn)裝置和儀器布置

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用申克加載系統(tǒng)進(jìn)行單調(diào)和低周反復(fù)加載，如圖1所示.

申克機(jī)施加推力時，通過左側(cè)鋼板直接傳力到試件；施加拉力時，先通過鋼拉桿傳力至右側(cè)鋼板，再由右側(cè)鋼板傳力到試件，從而避免試件節(jié)點(diǎn)的局部拉壞.安裝在龍門架上的鋼滾軸用于限制試件平面外的變形.柱底鋼板與地梁采用8個M22螺栓連接，地梁與實(shí)驗(yàn)室水泥臺座牢固固定（CFW1試件加載時，地梁板與下部地梁采用螺栓連接，以傳遞剪力）.

表1 試件類型Tab.1 Specimen types

表2 試件尺寸與材料Tab.2 Materials of the specimens

試驗(yàn)儀器布置如圖2所示，試驗(yàn)測試及觀察項(xiàng)目主要包括：①加載點(diǎn)的作用力，由申克機(jī)直接輸出；②柱頂?shù)乃轿灰?，由拉線式位移計(jì)測量；③節(jié)點(diǎn)的相對轉(zhuǎn)角，由節(jié)點(diǎn)處成對的位移計(jì)測量；④柱底的拔起，由頂針式位移計(jì)測量；⑤柱底的水平滑移，由頂針式位移計(jì)測量.

圖1 試驗(yàn)加載裝置示意Fig.1 Test setup

圖2 試驗(yàn)儀器布置示意Fig.2 Test instruments

1.3 加載制度

本文試驗(yàn)參考美國材料與試驗(yàn)協(xié)會ASTM E2126－11標(biāo)準(zhǔn)［14］以及其他學(xué)者研究梁柱式木結(jié)構(gòu)抗側(cè)力性能的試驗(yàn)方法［8－13］，不考慮豎向荷載.

低周反復(fù)試驗(yàn)采用位移加載，參考ASTM E2126－11標(biāo)準(zhǔn)中的方法B（ISO16670標(biāo)準(zhǔn)）所建議的位移控制加載制度實(shí)施，如圖3所示.

圖3 低周反復(fù)試驗(yàn)加載制度Fig.3 Cyclic test protocol

圖3中位移幅值表示加載先采用極限位移值Δm的1.25%，2.50%，5.00%，7.50%和10.00%依次進(jìn)行1個循環(huán)加載，再采用極限位移值Δm的20%，40%，60%，80%，100%和120%依次進(jìn)行3個循環(huán)加載至結(jié)構(gòu)破壞.

低周反復(fù)加載的Δm根據(jù)單調(diào)加載試驗(yàn)［15］確定.為此，對純框架試件MF1和交叉支撐框架試件MXB1分別進(jìn)行單調(diào)加載，力－位移曲線如圖4所示.以MF1的極限位移確定純框架結(jié)構(gòu)體系的極限位移值Δm，p＝250.0mm，以MXB1的極限位移確定抗側(cè)加強(qiáng)結(jié)構(gòu)體系的極限位移值Δm，s＝40.0mm.

圖4 單調(diào)加載力－位移曲線Fig.4 Load－displacement curves of monotonic tests

規(guī)定推力為正、拉力為負(fù).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)）；②位移控制，結(jié)構(gòu)側(cè)向位移達(dá)到250.0mm（層間位移角約為1／11，結(jié)構(gòu)已不宜繼續(xù)承載）.

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

2.1 純框架結(jié)構(gòu)體系

2個純框架試件CF1，CF2采用相同的試件設(shè)計(jì)和材料，以CF1說明純框架結(jié)構(gòu)體系的試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式.在低周反復(fù)荷載作用下，當(dāng)側(cè)向位移達(dá)到25.0mm左右，梁柱節(jié)點(diǎn)、柱腳節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)轉(zhuǎn)動時的局部頂緊，位移達(dá)到50.0mm，柱腳節(jié)點(diǎn)首先出現(xiàn)劈裂現(xiàn)象，這是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)處螺栓與木材緊密接觸，在木材橫紋方向產(chǎn)生了拉應(yīng)力，同時局部頂緊限制了柱腳轉(zhuǎn)動趨勢，促使了木材橫紋受拉開裂；位移在100.0～150.0mm時，梁端木材也發(fā)生劈裂.隨著側(cè)向位移的增大，梁端、柱腳的裂縫開展（圖5），但承載力沒有明顯下降，直至加載到250.0mm，試驗(yàn)終止.

2.2 交叉支撐結(jié)構(gòu)體系

2個交叉支撐框架試件CXB1，CXB2采用相同的試件設(shè)計(jì)和材料，以CXB1說明交叉支撐框架結(jié)構(gòu)體系的試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式.在加載的初期，側(cè)向位移小于16.0mm時，無明顯的破壞現(xiàn)象，但梁柱、柱腳、支撐連接節(jié)點(diǎn)處木材與螺栓頂緊，發(fā)出明顯的咯咯聲.位移為16.0～24.0mm時，受壓支撐出現(xiàn)平面外變形.加載位移幅值達(dá)到32.0mm時，在第2圈推力加載至31.6mm時，受拉支撐發(fā)生斷裂（圖6），承載力由105.4kN變?yōu)?3.5kN，反向加載時另一支撐也發(fā)生了斷裂，結(jié)構(gòu)已成為純框架體系，承載力由－65.9kN變?yōu)椋?4.4kN.第3圈加載，推力峰值為22.3kN，拉力峰值為－32.8kN，承載力大幅度下降，試驗(yàn)終止.

圖5 純框架結(jié)構(gòu)體系破壞模式Fig.5 Failure modes of pure post and beam frame system

2.3 人字撐結(jié)構(gòu)體系

2個人字撐框架試件CKB1，CKB2采用相同的試件設(shè)計(jì)和材料，以CKB1說明人字撐框架結(jié)構(gòu)體系的試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式.在加載的初期，側(cè)向位移小于16.0mm時，無明顯的破壞現(xiàn)象，但梁柱、柱腳、支撐連接節(jié)點(diǎn)處木材與螺栓頂緊，發(fā)出明顯的咯咯聲.隨著側(cè)向位移的增加，支撐連接鋼板處有輕微錯動，隨后柱腳、梁端依次產(chǎn)生裂縫.當(dāng)位移在56.0～64.0mm時，支撐兩端連接螺栓被剪斷（圖7），承載力由128.3kN（推力）、－130.6kN（拉力），分別變?yōu)?3.5kN，－66.7kN，試驗(yàn)終止.

圖6 交叉支撐結(jié)構(gòu)體系破壞模式Fig.6 Failure mode of frame with X－brace system

圖7 人字撐結(jié)構(gòu)體系破壞模式Fig.7 Failure mode of frame with K－brace system

2.4 隅撐結(jié)構(gòu)體系

隅撐框架試件CHB1的破壞模式與CKB1類似，不同的是，支撐連接螺栓在剪斷后，鋼插板并未脫離木框架，通過頂緊作用，受壓支撐仍在傳力（圖8），結(jié)構(gòu)的承載力緩慢下降，相比于CKB1，表現(xiàn)出了一定的延性.

2.5 填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系

填充輕木剪力墻框架試件CFW1在反復(fù)荷載作用下，隨著側(cè)向位移的增加，釘連接破壞；釘節(jié)點(diǎn)退出工作的同時，面板與墻骨柱有剝離現(xiàn)象，面板間產(chǎn)生相互錯動（圖9）.在后續(xù)的加載過程中，剪力墻與框架協(xié)同工作，維持了結(jié)構(gòu)的承載力，表現(xiàn)出較好的延性.

圖8 隅撐結(jié)構(gòu)體系破壞模式Fig.8 Failure mode of frame with knee－brace system

圖9 填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系破壞模式Fig.9 Failure mode of frame filled with light wood shear walls system

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

框架在反復(fù)荷載作用下的滯回曲線可以反映結(jié)構(gòu)的整體抗震性能，各試件的滯回曲線如圖10所示.從圖中可以看出：

（1）各試件的滯回曲線都表現(xiàn)出捏攏現(xiàn)象，這是因?yàn)樵诜磸?fù)荷載作用下，螺栓與木材相互擠壓使木材出現(xiàn)順紋、橫紋方向的永久變形，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)連接在受力時發(fā)生滑移.

（2）純框架結(jié)構(gòu)體系在整個試驗(yàn)過程中表現(xiàn)出較低的抗側(cè)剛度和承載力，不宜單獨(dú)作為抗側(cè)力結(jié)構(gòu)體系.

（3）交叉支撐、人字撐結(jié)構(gòu)體系的抗側(cè)剛度和承載力相比純框架結(jié)構(gòu)體系有了明顯的提升，但是結(jié)構(gòu)的延性較差.

（4）隅撐結(jié)構(gòu)體系的抗側(cè)剛度和承載力相比純框架結(jié)構(gòu)體系有了一定的提升，延性相比交叉支撐、人字撐結(jié)構(gòu)體系有了一定的改善.

（5）填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系的承載力與隅撐結(jié)構(gòu)體系大致相同，表現(xiàn)出良好的延性，初始剛度和耗能能力較隅撐結(jié)構(gòu)體系有了明顯的提高.

3.2 各試件主要力學(xué)性能參數(shù)

各試件反復(fù)加載的骨架曲線如圖11所示.通過平均骨架曲線（正骨架曲線與負(fù)骨架曲線的絕對值取平均值）確定各結(jié)構(gòu)的峰值荷載Ppeak及相應(yīng)峰值位移Δpeak、結(jié)構(gòu)破壞時的極限位移Δu及相應(yīng)的極限荷載Pu.通過基于能量等效的理想彈塑性（EEEP）方法［14］，定義結(jié)構(gòu)的屈服荷載Pyield、屈服位移Δyield，如圖12所示.各試件主要力學(xué)性能參數(shù)如表3所示，定義結(jié)構(gòu)的彈性階段剛度Ke＝Pyield·（Δyield）－1，最大彈性位移角θe＝Δyield·h－1（h＝2 740mm），延性系數(shù)D＝Δu·（Δyield）－1.

表3中純框架、交叉支撐、人字撐結(jié)構(gòu)體系的力學(xué)性能參數(shù)分別取2個試件的平均值進(jìn)行評價，從表中可以看出：

（1）極限承載力.純框架結(jié)構(gòu)體系為55.0kN；人字撐結(jié)構(gòu)體系的極限承載力最大，為純框架結(jié)構(gòu)體系的2.3倍；交叉支撐、隅撐和填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系次之，分別為純框架結(jié)構(gòu)體系的1.8倍、1.5倍和1.4倍.

（2）彈性階段剛度.純框架結(jié)構(gòu)體系為0.4 kN·mm－1；交叉支撐結(jié)構(gòu)體系的彈性階段剛度最大，為純框架結(jié)構(gòu)體系的9.0倍；人字撐、填充輕木剪力墻和隅撐結(jié)構(gòu)體系分別為純框架結(jié)構(gòu)體系的6.8倍、6.4倍和1.8倍.

（3）最大彈性層間位移角.交叉支撐、人字撐和填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系分別為1／91，1／51和1／87.國內(nèi)《門式鋼架輕型房屋鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程CECS 102：2002》中規(guī)定單層門式剛架的柱頂位移角的限值在“無吊車、當(dāng)采用輕型鋼墻板時”取1／60，在“無吊車、當(dāng)采用砌體墻時”取1／100；北美地區(qū)關(guān)于對輕型木結(jié)構(gòu)的層間位移角限值，在小震時取1／100、中震時取2／100、大震時取3／100［16－18］.綜合上述規(guī)范，可以認(rèn)為交叉支撐、人字撐、填充輕木剪力墻的結(jié)構(gòu)體系可滿足一般建筑正常使用狀態(tài)的要求.

圖10 滯回曲線Fig.10 Hysteresis curves

表3 試件主要力學(xué)性能參數(shù)Tab.3 Mechanical performance parameters

（4）純框架結(jié)構(gòu)體系的最大彈性層間位移角為1／18，在彈性階段變形過大.若在設(shè)計(jì)中考慮位移控制，在層間位移角為1／100和1／50時，承載力為8.9 kN和18.5kN，承載能力較弱，故純框架結(jié)構(gòu)體系不適宜單獨(dú)作為抗側(cè)力結(jié)構(gòu)體系，應(yīng)輔以抗側(cè)加強(qiáng)措施.

（5）隅撐結(jié)構(gòu)體系相比純框架結(jié)構(gòu)體系，在彈性階段剛度提高了83%，屈服位移減小了20%，在抗側(cè)能力方面有了一定的改善，但最大彈性層間位移角為1／22，在彈性階段的變形仍較大；在層間位移角為1／1 0 0和1／5 0時，承載力為18.5kN和3 5.0 kN，建議采用位移控制設(shè)計(jì).

（6）延性系數(shù).交叉支撐、人字撐結(jié)構(gòu)體系延性最差，延性系數(shù)約為1.0；純框架結(jié)構(gòu)體系彈性階段變形過大，導(dǎo)致延性系數(shù)較小，為1.7；隅撐結(jié)構(gòu)體系相比純框架結(jié)構(gòu)體系，在抗側(cè)剛度提升的基礎(chǔ)上延性也有所改善，延性系數(shù)為1.9；填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)為7.3，為純框架結(jié)構(gòu)體系的4.4倍.

圖11 骨架曲線Fig.11 Envelope curves of specimens

圖12 基于能量等效的理想彈塑性曲線Fig.12 Equivalent energy elastic－plastic curves

3.3 剛度退化

為反映在反復(fù)荷載作用下結(jié)構(gòu)的剛度，以割線剛度來表示結(jié)構(gòu)的有效剛度［19］，第i次有效剛度定義如下：

式中：F＋i，F(xiàn)－i分別為第i次循環(huán)的正、負(fù)方向峰值荷載；X＋i，X－i分別為第i次循環(huán)的正、負(fù)方向峰值位移.

各試件在反復(fù)荷載下的有效剛度曲線如圖13所示.從圖13中可以看出：

（1）對比各結(jié)構(gòu)體系的初始剛度，交叉支撐、人字撐、隅撐結(jié)構(gòu)體系大致相同，約為1.6kN· mm－1；填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系最高，為6.5kN· mm－1.

（2）填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系的初始剛度由輕木剪力墻提供，隨著加載的進(jìn)行，釘節(jié)點(diǎn)相繼退出工作，輕木剪力墻的剛度迅速下降，故結(jié)構(gòu)的剛度在試驗(yàn)初期下降較快；在試驗(yàn)后期，剛度由木框架提供，梁、柱構(gòu)件的劈裂是剛度下降的主要原因，而木材局部劈裂對整體剛度的削減相對較弱，故結(jié)構(gòu)的剛度在試驗(yàn)后期緩慢下降.

（3）交叉支撐、人字撐結(jié)構(gòu)體系的剛度隨位移的增加有上升現(xiàn)象.這是由于木材與螺桿在初期的接觸時會有一定的橫紋方向壓縮，隨后木材被頂緊后，下一級的加載時剛度會有一定的上升，由于結(jié)構(gòu)在線性階段即發(fā)生破壞，故未出現(xiàn)剛度下降的現(xiàn)象.

3.4 強(qiáng)度退化

強(qiáng)度退化是指在位移幅值不變的條件下，結(jié)構(gòu)構(gòu)件承載力隨著反復(fù)加載次數(shù)的增加而降低的特性.當(dāng)框架結(jié)構(gòu)受到一定的地震作用后，其強(qiáng)度有退化現(xiàn)象，若在震后發(fā)生余震或者小震，可能使結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞.以同級荷載強(qiáng)度退化系數(shù)來表示［19］，同級荷載強(qiáng)度退化系數(shù)定義如下：

圖13 有效剛度曲線Fig.13 Secant stiffness curves

式中：Fmin為同級位移幅值下最后一次循環(huán)的峰值荷載；Fmax為同級位移幅值下第1次循環(huán)的峰值荷載.

各級位移幅值下強(qiáng)度退化系數(shù)構(gòu)成的曲線可以反映結(jié)構(gòu)總體的強(qiáng)度退化趨勢，各試件強(qiáng)度退化曲線如圖14所示.從圖14中可以看出：

（1）各組試件均表現(xiàn)出強(qiáng)度退化現(xiàn)象，這是由于前一級加載時節(jié)點(diǎn)處木材產(chǎn)生了不可恢復(fù)的橫紋變形和劈裂；隅撐結(jié)構(gòu)體系強(qiáng)度退化趨勢明顯；交叉支撐、人字撐結(jié)構(gòu)體系在彈性階段即發(fā)生了破壞，強(qiáng)度退化趨勢不明顯；填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系在加載初期強(qiáng)度退化趨勢明顯.

（2）各組試件在發(fā)生破壞之前強(qiáng)度退化均小于20%，表明了梁柱式木結(jié)構(gòu)在大震作用后若結(jié)構(gòu)未發(fā)生破壞，在隨后的余震或者小震中可以提供可靠的承載力.

圖14 強(qiáng)度退化曲線Fig.14 Strength degradation curves

3.5 耗能能力

耗能作為衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)，可以用滯回曲線所包圍面積的總和來衡量，其綜合反映了結(jié)構(gòu)剛度、延性等因素.梁柱式木結(jié)構(gòu)框架的耗能主要來源于構(gòu)件之間的摩擦、螺栓的變形、木材的變形和劈裂.

各試件耗能與柱頂總位移之間的關(guān)系如圖15.從圖15中可以看出，填充輕木剪力墻和隅撐結(jié)構(gòu)體系的耗能好于其他結(jié)構(gòu)體系；交叉支撐、人字撐結(jié)構(gòu)體系在小位移時即發(fā)生破壞，耗能能力差.

圖15 試件累計(jì)耗能Fig.15 Cumulative energy dissipation of specimens

每個加載循環(huán)的耗能情況如圖16，由圖可見：

（1）在整個加載過程中，交叉支撐、人字撐結(jié)構(gòu)體系的耗能峰值出現(xiàn)得較早，這與結(jié)構(gòu)破壞發(fā)生在小位移有關(guān).

（2）隅撐、填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系隨著位移的增加，每個加載循環(huán)的耗能有上升的趨勢，側(cè)向位移越大，能量耗散隨之提高，在地震中可以表現(xiàn)出較好的耗能能力.

（3）填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系在加載初期，耗能能力好于隅撐結(jié)構(gòu)體系，這是由于釘節(jié)點(diǎn)作為耗能元件提供了結(jié)構(gòu)的能量消耗；在加載后期，結(jié)構(gòu)的主要能量消耗由梁、柱構(gòu)件開裂提供，與隅撐結(jié)構(gòu)體系類似，故后期耗能能力與隅撐結(jié)構(gòu)體系大致相同.

（4）大位移時結(jié)構(gòu)的耗能顯著增加，這是由于梁、柱構(gòu)件發(fā)生了劈裂，釋放了大量的彈性應(yīng)變能，而在同一位移幅值的第2次、第3次循環(huán)時，因?yàn)闆]有新的裂縫產(chǎn)生，所以耗能下降明顯.由此可見，大位移時梁、柱構(gòu)件的劈裂是結(jié)構(gòu)耗能的主要來源.

圖16 試件各加載循環(huán)耗能Fig.16 Energy dissipation characteristics within each cycle group of specimens

4 結(jié)論

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

（1）純框架結(jié)構(gòu)體系的彈性階段剛度過小，不適宜單獨(dú)作為抗側(cè)力結(jié)構(gòu)體系，應(yīng)輔以抗側(cè)加強(qiáng)措施.

（2）交叉支撐結(jié)構(gòu)體系抗側(cè)剛度大，但是支撐構(gòu)件過長，易屈曲，且支撐相交處不易處理，可以考慮以鋼拉桿等替代木支撐；人字撐結(jié)構(gòu)體系抗側(cè)剛度大，并且有效地減小了支撐的長度，支撐連接也較易處理，但是與交叉支撐相類似，結(jié)構(gòu)的延性較差.

（3）隅撐結(jié)構(gòu)體系相比純框架結(jié)構(gòu)體系抗側(cè)剛度提高，有效地控制了結(jié)構(gòu)的側(cè)向位移，但在彈性階段的變形仍較大，建議采用位移控制設(shè)計(jì)；填充輕木剪力墻框架結(jié)構(gòu)體系初始的剛度主要由輕木剪力墻提供，彈性階段抗側(cè)剛度較大，并且表現(xiàn)出良好的延性.

（4）各組試件在發(fā)生破壞之前，強(qiáng)度退化均小于20%，表明了梁柱式木結(jié)構(gòu)在大震作用后若結(jié)構(gòu)未發(fā)生破壞，在隨后的余震或者小震中可以提供可靠的承載力.

（5）填充輕木剪力墻結(jié)構(gòu)體系在加載初期，釘節(jié)點(diǎn)作為耗能元件提供了結(jié)構(gòu)的能量消耗，在加載后期，墻板之間、墻板與框架之間的摩擦以及梁、柱構(gòu)件的開裂提供了能量耗散，耗能能力好于其他結(jié)構(gòu)體系.

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