帶有黏彈性阻尼器穿斗木結構振動臺試驗研究

高永林, 陶 忠, 葉燎原, 吳克川, 周立超, 蘇何先

(1.昆明理工大學 建筑工程學院，昆明 650500； 2.云南省工程抗震研究所，昆明 650500；3.昆明理工大學 基建處,昆明 650500； 4云南師范大學，昆明 650500)

帶有黏彈性阻尼器穿斗木結構振動臺試驗研究

高永林1,2,3, 陶 忠1,2, 葉燎原2,4, 吳克川1,2, 周立超2,3, 蘇何先1,2

(1.昆明理工大學 建筑工程學院，昆明 650500； 2.云南省工程抗震研究所，昆明 650500；3.昆明理工大學 基建處,昆明 650500； 4云南師范大學，昆明 650500)

按照云南“一顆印”構造要求制作了一個兩層傳統穿斗式木結構房屋模型進行模擬振動臺試驗。對結構模型的破壞模式、動力響應、應變響應，扭轉效應、剪力分布、彎矩變化及耗能能力進行了分析研究。結果表明:結構模型滿足中國建筑抗震設計規范“小震不壞、中震可修、大震不倒”的要求；結構模型具有明顯扭轉效應；層間剪力分布取決于質量分布；彎矩隨地震激勵增大不斷增大，結構模型未發生塑形破壞；層間累積耗能能力一層耗能能力最大，二層次之，屋脊最小。

穿斗式木結構；黏彈性阻尼器；振動臺試驗；抗震能力評估

穿斗式木結構在中國南方比較常見的一種傳統式木結構形式，特別是在西南地區應用比較多，在少數民族地區多為吊腳式。穿斗式木結構建筑由于自身的價值仍將在相當長一段時期存在于我們周圍，我們土木結構工程方面的科研和技術人員絕對不能忽視它們的存在，而且還要為它們的安全負責。同時由于至今我國仍有大量木結構古跡留存，對這些文物的保護及修繕也迫在眉睫。

基于以上原因，眾多專家學者對木結構建筑進行了大量深入研究。薛建陽等[1-2]對中國古建筑木結構模型進行了振動臺試驗研究，得到了古建筑木結構的自振周期、阻尼比，柱架榫卯節點的耗能能力最強，鋪作層及柱礎層是通過摩擦滑移進行耗能的；隋等[3]對古建筑木結構鋪作層及柱架進行了抗震性能低周反復加載試驗研究，同時還對透榫及燕尾榫木構架模型進行了碳纖維布加固抗震性能的低周反復加載試驗研究；謝啟芳等[4-5]對殘損古建筑木結構單向直榫及燕尾榫榫卯節點進行了低周反復加載試驗的抗震性能試驗；高延安等[6]對環境激勵下的古建筑飛云樓動力性能用隨機減量技術(RDT)改進隨機子空間識別(SSI)法精度，并用改進的SSI分析了飛云樓動力響應數據獲得了結構自振頻率、阻尼等模態參數。谷軍明等[7-8]總結了穿斗式木結構的震害特點，初步分析了震害原因及提出了構造建議措施，王海東等[9]對穿斗式木構架結構與輕型木結構進行了對比振動臺試驗研究，得出了穿斗式木結構及輕型木結構的動力放大系數，兩者均滿足中國建筑抗震設計規范，同時也發現柱腳浮擱于柱石的做法及榫卯節點有明顯的減震耗能作用。王博等[10]利用有限元軟件ANSYS對穿斗式木結構房屋地震響應進行了分析并對構造技術進行了研究提出了一些有價值的建議。同時，國內還對輕型木結構也進行了一些研究，呂西林等[11]對兩層輕型木結構足尺房屋模型模擬地震振動臺試驗研究，得出了輕型木結構的自振頻率及阻尼比，同時還提出采用底部剪力法對結構進行初步設計，以及對輕型木結構抗震設計中層間位移角限值提出了建議。

KING等[12]研究了中國傳統木結構典型節點，進行了排架的低周反復加載試驗和數值模擬分析，得出了榫卯節點半剛性特點，并建立了三參數節點模型，模擬分析了榫卯節點的半剛性并與試驗結果進行了對比。CHANG[13]研究了臺灣傳統穿斗式木結構節點的轉動性能。DINA等[14]利用線性有限元法對臺灣地區古建筑斗拱木結構房屋的抗震脆弱性進行了分析研究，同時還對10個斗拱構件進行了足尺模型試驗，并進行對比研究。

綜上可以看出，針對穿斗式木結構振動臺的研究較少，鑒于此，本文希望在已有研究基礎上，制作兩層足尺穿斗式木結構建筑模型進行振動臺試驗研究，通過在結構模型榫卯節點部位安裝扇形黏彈性阻尼器解決榫卯節點“拔榫破壞”問題，并對安裝黏彈性阻尼器結構模型和未安裝結構模型進行振動臺試驗對比分析研究。

1 振動臺試驗方案

1.1 模型制作模型

參照《營造法式》及云南“一顆印”做法，采用廣西興安鐵杉木材設計制作一個兩層穿斗式木結構房屋足尺模型，通過在結構模型一層角柱柱頂及二層角柱柱頂榫卯節點X、Y向拆裝16個扇形黏彈性阻尼器將模型分為無控結構模型和有控結構模型。

結構模型主體豎向分為基礎、一層柱架層、二層柱架層、屋脊層四部分。基礎：柱腳放在盒狀的鋼底座中，在柱腳四周包裹上塑料薄膜后澆筑混凝土約束柱腳水平平動；柱架層包括：柱子、梁、枋、樓楞及樓層配重；屋脊包括：檁、瓜柱、椽子、枋及屋脊配重，見圖1所示。

圖1 試驗模型示意圖(mm)Fig.1 Dimensions of the structure model(mm)

模型總高度3.9 m，平面尺寸3.2 m×3.8 m，梁為140 mm×175 mm矩形截面，柱為直徑200 mm圓形截面，枋為70 mm×140 mm矩形截面，檁為直徑140 mm，椽為50 mm×50 mm，樓楞為90 mm×140 mm矩形截面，梁柱節點通過榫卯形式連接。

在二層樓面及屋脊上鋪設沙袋用于模擬樓面及屋面荷載，二層樓面均布荷載共計14.65 kN，屋面均布荷載共計8.44 kN，見圖2。

圖2 試驗模型Fig.2 Test model

1.2 材料選取

試驗所用木材鐵杉產自廣西興安，振動臺試驗前

進行材性試驗得到主材密度為0.506 g/cm3，含水率12.2%，其他材料特性見表1[15]。

表1 木材力學性能

在模型四個角柱每層柱頂榫卯節點部位安裝的黏彈性阻尼器是由云南煤化工應用技術研究院制作，黏彈性阻尼器構造圖及實物圖見圖3。在試驗前還對3個黏彈性阻尼器進行了低周反復加載試驗，得到了其滯回曲線見圖4, 由圖4可以看出，黏彈性阻尼器的塑性變形能力較強，能較好地吸收地震能量，主要是以剪切變形耗能為主。

圖3 黏彈性阻尼器Fig.3 Viscoelastic damper

圖4 黏彈性阻尼器P-Δ滯回曲線Fig.4 P-Δ hysteretic loops of viscoelastic dampers

1.3 地震波選取及試驗工況

所選地震動為EL Centro波、Kobe波和ChiChi波，三條地震波持時分別為：53.46 s、40.9 s、50 s。三條地震波的多遇地震下反應譜及規范譜見圖5，從圖5可以看出三條波反應譜與規范譜曲線比較接近。

圖5 多遇地震下地震波反應譜Fig.5 Response spectrum of frequent earthquake

模型峰值加速度/g地震波輸入順序有控結構0.07、0.4、0.62、(0.95僅ELCentro波)ELCentro→Kobe→ChiChi無控結構0.07、0.2、0.4ELCentro→Kobe→ChiChi

因為是在同一個穿斗式木構架房屋模型上通過拆裝來完成有控結構與無控結構的對比試驗，為防止結構模型破壞及減小地震波之間相互影響，在加速度峰值0.20 g后，僅輸入EL Centro波及Kobe波,且自加載工況地震激勵加速度峰值0.62 g始黏彈性阻尼器不再拆除直至試驗完成。加載工況見表2。

1.4 測點布置

本試驗設置了11個加速度傳感器，31個電阻應變片。加速度傳感器在臺面X、Y向各布置一個，在一層X向兩個、Y向一個，二層X、Y向各布置兩個，屋脊處X、Y向布置一個見圖6。應變片主要布置在一層2/B軸、1/C軸、2/C軸柱頂外側表面及二層2/B軸、2/C軸梁端上表面。

圖6 加速度計布置圖(mm)Fig.6 Layout of test accelerometer(mm)

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現象

第一階段：8度多遇地震(加速度峰值0.07 g)時，X向有輕微晃動，且發生在二層樓面以上更為明顯，Y向幾乎沒有任何晃動；

第二階段：8度設防烈度(加速度峰值達到0.20 g)時，X、Y向均出現了較大幅度的擺動，X向響應較Y向更為明顯，同時還伴隨有“吱吱吱”的響聲；

圖7 試驗現象Fig.7 Phenomenon of test

第三階段：8度罕遇地震(加速度峰值達到0.4 g)時，擺動幅度更大，且明顯看到產生彎曲變形特別是二層樓面以上，擺動幅度較一層更大，發出“咯吱咯吱”的聲響，同時還可以觀察到黏彈性阻尼器發生明顯的剪切變形，但阻尼器并未發生破壞；9度罕遇地震(加速度峰值達到0.62 g)時，擺動幅度越來越大，伴隨著“嘎吱嘎吱”聲響，柱腳以上均出現了明顯擺動，榫卯節點出現錯動，但榫頭最終并未拔出，特別是二層樓板位置可以看到柱子發生了明顯彎曲，說明該位置較為薄弱，屋脊部分整體性表現較好，沒有發生相對錯動，說明屋脊部分剛度過大，且結構模型出現了一定扭動，黏彈性阻尼器剪切變形更加明顯，連接枋的鋼板出現一定翹曲，螺栓發生輕微彎曲見圖7(a)，橡膠與鋼板間出現輕微剝離，但并未發生影響剪切耗能的實質性破壞，榫卯節點出現輕微拔榫，并伴隨一定劈裂見圖7(b)，但振動結束后結構模型仍能恢復至平衡位置；9度強罕遇地震(加速度峰值達到0.95 g)時，X向結構模型擺動幅度更大，且出現了跳動及鞭梢現象，Y向由于振動臺超限而終止試驗，直至試驗結束，結構榫卯節點未發生影響結構安全的嚴重拔榫及嚴重劈裂現象，結構模型仍具有很好的恢復變形能力，榫卯節點的恢復力仍足以使結構恢復至平衡位置，故榫卯節點加裝黏彈性阻尼器，改善了結構模型恢復能力，保護了榫卯節點不發生拔榫破壞。

2.2 動力特性

圖8為結構模型頻譜圖。從圖8可以看出，結構模型在X、Y向經歷一系列地震動，對震前、8度多遇烈度地震、8度設防烈度地震、8度罕遇烈度地震以及9度罕遇烈度地震分別進行白噪聲激勵，進行頻譜分析可知，結構模型頻率變化很小，幾乎重合在一起，說明結構模型剛度變化不大，結構模型未發生明顯損傷。

圖8 結構頻譜圖Fig.8 Structure of spectrum diagram

2.3 加速度響應

采用動力放大系數來分析結構耗能減震作用，動力放大系數計算公式為：

(1)

圖9 結構模型加速度放大系數包絡圖Fig.9 Envelops diagrams of acceleration amplification factor

圖9為結構模型加速度放大系數包絡圖。圖9(a)可以看出， X向：ELCentro波激勵下，動力放大系數隨著激勵的增大，動力放大系數呈現減小趨勢，動力放大系數最大值出現在0.95 g時屋脊位置約為2.6，除8度多遇地震0.07 g和9度超罕遇0.95 g外其余工況下，各層動力放大系數均小于2.5，且除0.07 g外屋脊以下均小于1.5；Kobe波激勵下，各層動力放大系數均小于2.5，且除0.07 g外屋脊以下動力放大系數均小于1.5，特別是在二層位置罕遇地震0.40 g激勵下動力放大系數最小為1.1；對于屋脊位置動力放大系數明顯增大，說明該結構模型屋脊存在鞭梢效應。Y向：ELCentro波激勵下，除一層動力放大系數小于1外，二層及屋脊動力放大系數均在1.5～1.75之間，且在二層及以上增大幅度加大；Kobe波激勵下，隨著地震激勵增大動力放大系數呈現出明顯減小趨勢，除0.07 g激勵外一層和二層動力放大系數均小于1，屋脊位置在1～1.2之間。綜上可以看出，結構在Kobe波激勵下，一層和二層減震作用較為明顯，特別是在結構模型Y向，規律性也較強。

從圖9(b)有控結構與無控結構動力放大系數對比可以看出，X向：ELCentro波激勵下，多遇地震0.07 g工況下，一層動力放大系數有控結構模型大于無控結構模型外，其余各層動力放大系數相差不大，而對于罕遇地震0.40 g工況下，除一層無差別外，二層及屋脊動力放大系數均是有控結構模型大于無控結構模型；Kobe波激勵下，除多遇地震0.07 g時，一層動力放大系數有控結構模型大于無控結構外，其余情況下，結構模型動力放大系數均呈現無控結構模型大于有控結構模型。Y向：無論在何種波激勵下，均呈現出無控結構模型動力放大系數小于有控結構模型(除Kobe波0.40 g一層和屋脊兩點)。

綜上可以看出，由于結構模型X向側向剛度由樓楞、檁條、枋等構件承擔，在地震激勵下，幾個構件相互作用，受力較為復雜，力的傳遞路徑受到影響因素較多，故造成動力特性規律較弱。Y側向剛度由梁與枋共同承擔，構件組成簡單，力傳遞路徑明確，在地震激勵下，結構模型Y向規律性更強，而且減震作用更為明顯，這也說明榫卯節點減震耗能作用較為明顯。通過有控結構模型與無控結構模型動力放大系數對比分析，可以看出，在榫卯節點部位安裝黏彈性阻尼器，由于榫卯節點未發生大的剪切變形，黏彈性阻尼器，阻尼器仍以提供節點剛度為主，造成動力放大系數放大。

2.4 位移響應

圖10為結構模型層間最大位移角。從圖10 可以看出，多遇地震作用下，最小位移角出現在屋脊層,由于多遇地震下，結構模型反應較弱，造成響應規律性不大。8度罕遇地震及強罕遇地震作用下，可以發現最大位移角均出現在二層，說明二層較為薄弱，最大位移角達到了1/11，但結構仍保持很好的恢復變形能力，結構模型未出現明顯傾斜變形或者倒塌。同時從圖10中可以看出，對于Kobe波情況下，X向結構模型更為敏感，最大位移角較大。

圖10 結構模型層間最大位移角Fig.10 Interlaminar biggest displacement angle

2.5 模型結構應變響應

圖11 為1/C軸角柱應變響應時程曲線。從圖11可以看出，在地震激勵作用下，角柱1/C應變響應呈現出非對稱性，呈現出拉應變大，壓應變小的應變分布，這主要是與榫卯節點的構造有關，榫頭與卯口間擠壓程度不一樣，造成梁柱彎矩分配不一樣，從而出現拉壓應變不對稱。同時從圖11中可以看出，有控結構模型與無控結構模型的應變響應幅度差別并不十分明顯，差別僅在于時程曲線峰值出現時刻有所差別。

2.7 模型結構最大剪力分布

結構模型樓層最大剪力可按式(2)[17]計算：

(2)

圖13為層間剪力與基底總剪力比值柱形圖。由圖13可知，盡管地震波及加速度有所差異，但是剪力分布規律與層間質量基本成正比，二層層間剪力占基底總剪力比重較小，約占10%，一層層間及屋脊層間剪力占基地總剪力的比重基本相當，約各占45%，個別工況下有所區別，但相差不超10%。由分析可知，層間剪力分布主要還是取決于結構模型質量分布。

圖11 1/C軸柱頭應變響應時程曲線Fig.11 Time-history curves of strain atcolumn of 1/C axis

圖12 EL Centro波二層柱頂位移時程曲線Fig.12 Time-history curves of displacement at the top of thecolumn of the second floor under EL Centro earthquake

2.8 彎矩峰值反應

參照文獻[18]方法，為能夠間接計算出榫卯節點的轉動彎矩,在一層5棵柱柱頂外表面及2段梁端上表面沿木材順紋方向分別粘貼應變片。為比較柱頂與梁端彎矩分配情況，取柱2/C和2/B最大應變片數值，根據試驗結果，這四個部位當中最大應變值為0.029 2%，遠小于木材順紋屈服時的平均應變0.135%，這說明在試驗中用于測量彎矩分布的應變均處于彈性狀態。柱頂及梁端彎矩可根據結構力學知識,采用公式(3)可得，柱外邊緣及梁上表面，彎曲正應力取得最大值為：

(3)

式中：抗彎截面模量Wz=Iz/ymax

圖13 有控結構各層層間剪力/基底總剪力Fig.13 Floor shear/total shear at basement for the controlled structure

圖14為榫卯節點柱頂及梁端在各工況下地震激勵作用下彎矩最大值響應圖。從圖14中可以看出，隨著地震激勵不斷增大，柱頂及梁端彎矩隨之逐漸增大，且呈現非線性增加，說明節點經過反復振動，使得節點出現一定松動，導致節點剛度處于不斷變化當中，彎矩呈現非線性增長。從圖14中可以看出，除2/B柱頂彎矩在0.62 g后有所降低外，其余點彎矩均處呈現一直增大趨勢，說明節點一直處于彈性狀態，榫卯節點未發生促使節點嚴重剛度退化的破壞。

圖14 柱頂及梁端最大彎矩響應圖(Y向)Fig.14 The peak bending moment M at the ends of beams and columns(at Y direction)

2.9 模型結構耗能能力分析

參照文獻[17]試驗模型在地震作用下的層間滯回耗能可由式(4)計算：

(4)

式中：Ehk為第k層的滯回耗能，Δxk為第k層的層間位移，m為振動持時下的采樣點總數，其余參數同式(2)。

圖15為結構模型在8度多遇地震和罕遇地震情況下有控結構模型與無控結構模型的各層累積滯回耗能隨時間t的變化曲線。從圖15可以看出，結構模型一層柱架累積耗能作用最大，二層柱架次之，屋脊耗能最小。

3 結構模型抗震能力評估

從以上分析可知，結構模型在地震激勵峰值加速度0.07 g下，結構模型未發生明顯的破壞，結構仍處于彈性狀態，X向無控結構模型最大位移角為1/250(Kobe波)，有控結構模型最大層間位移角1/400(Kobe波)，Y向無控結構模型最大層間位移角為1/1250(Kobe波)，有控結構模型最大層間位移角為1/999(Kobe波)，均滿足“小震不壞”的要求；地震激勵峰值加速度0.40 g工況下，X向無控結構模型最大位移角為1/25(Kobe波)，有控結構模型最大層間位移角1/19(Kobe波)，Y向無控結構模型為1/71(Kobe波及ELCentro波)，有控結構模型最大層間位移角1/69(Kobe波)，結構模型均未出現大的破壞，滿足“中震可修”的要求；地震激勵峰值加速度0.62 g工況下，X向有控結構模型最大層間位移角1/11(Kobe波)，Y向有控結構模型最大層間位移角1/52(Kobe波)，有控結構模型未出現有損結構安全的破壞，僅有輕微拔榫及黏彈性阻尼器安裝螺栓輕微彎曲，滿足“大震不倒”的要求，后X向又經歷9度超罕遇地震激勵峰值0.95 g，有控結構模型仍保持很好的彈性，且結構模型未發生傾斜或者倒塌。通過以上分析，還發現結構模型對Kobe波響應更為敏感，最大位移角基本上均是發生在Kobe波激勵工況下。

我國建筑抗震設計規范僅有對穿斗式木結構的構造規定，未對該結構形式建筑層間位移角限值做出具體規定，同時鑒于該結構形式在試驗過程中表現出的良好抗震性能以及參照文獻[11]對輕型木結構彈性及彈塑性位移角限值建議，并考慮該結構模型在0.62 g工況下榫卯節點裝有黏彈性阻尼器時進行的振動臺試驗，建議對穿斗式木結構建筑彈性層間位移角限值定為1/250，彈塑性層間位移角限值定為1/20。

圖15 結構模型滯回耗能曲線對比Fig.15 Energy dissipation curves under EL Centro earthquake

綜上所述，研究認為與試驗模型類似的穿斗式木結構建筑完全能夠滿足我國抗震設計規范規定的8度設防要求，榫卯節點安裝黏彈性阻尼器后甚至于能經受9度超罕遇地震。

4 結 論

通過對兩層穿斗式木結構房屋模型進行振動臺試驗分析研究，得出以下結論：

(1)結構模型榫卯節點部位安裝黏彈性阻尼器有助于改善結構的抗拔榫能力，增加結構模型的變形恢復能力；結構模型滿足中國建筑抗震設計的要求；但由于對結構模型柱腳進行水平約束，減弱了穿斗式木結構的水平摩擦減震耗能能力。

(2)隨著地震激勵增強，結構模型頻譜圖不同階段下頻譜曲線幾乎重合，結構模型一直處于彈性狀態。

(3)建議類似結構模型的穿斗式木結構的彈性層間位移角限值為1/250,彈塑性層間位移角限值1/20。

(4)結構模型質量分布不均及偶然偏心造成模型扭轉效應較為明顯。

(5)結構模型層間剪力分布取決于結構模型層間質量分布。最大彎矩響應隨地震激勵增大不斷增大。

(6)層間累積滯回耗能能力，一層最強，二層次之，屋脊最小。

[ 1 ] 薛建陽，趙鴻鐵，張鵬程.中國古建筑木結構模型的振動臺試驗研究[J].土木工程學報，2004，37(6):6-11. XUE Jianyang,ZHAO Hongtie,ZHANG Pengcheng.Study on the seismic behaviors of Chinere ancient wooden building by shaking table test[J].China Civil Engineering Journal China Civil Engineering Journal, 2004,37(6):6-11.

[ 4 ] 謝啟芳，杜彬，李雙，等.殘損古建筑木結構燕尾榫節點抗震性能試驗研究[J].振動與沖擊，2015，34(4):165-210. XIE Qifang,DU Bin,LI Shuang,et al.Tests for a seismic behaviors of damaged dovetail mortise-tenon joints of ancient timber building[J].Journal of Vibration and Shock,2015,34(4): 165-210.

[ 5 ] 謝啟芳，鄭培君，向偉，等. 殘損古建筑木結構單向直榫榫節點抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報，2014,35(11):143-150. XIE Qifang,ZHENG Peijun,XIANG Wei,et al.Experimental study on seismic behavior of damaged straight mortise-tenon joints of ancient timber buildings[J]. Journal of Building Structures,2014,35(11):143-150.

[ 6 ] 高延安，楊慶山，王娟，等.環境激勵下古建筑飛云樓動力性能分析[J].振動與沖擊，2015,34(22):144-182. GAO Yanan,YANG Qingshan,WANG Juan,et al.Dynamic performance of the ancient architecture of Feiyun pavilion under the condition of environmental excitation[J]. Journal of Vibration and Shock,2015, 34(22): 144-182.

[ 7 ] 谷軍明，繆升，楊海名.云南地區穿斗式木結構抗震研究[J].工程抗震與加固改造，2005,27(增刊1):205-210. GU Junming,MIAO Sheng,YANG Haiming.Study on seismic performance of through type timber frame in Yunnan[J].Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting, 2005,27(Sup1):205-210.

[ 8 ] 何玲，潘文，楊正海，等.村鎮木結構房屋震害及抗震技術措施[J].工程抗震與加固改造，2006,28(6):96-101. HE Ling,PAN Wen,YANG Zhenghai,et al. Seismic damage and semsmic countermeasures of timber houses in villages and towns[J].Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting, 2006,28(6):96-101.

[ 9 ] 王海東，尚守平，何放龍，等.穿斗式木構架結構與輕型木結構抗震性能振動臺試驗研究[J].建筑結構學報，2012，33(6):138-143. WANG Haidong,SHANG Shouping,HE Fanglong,et al.Shaking table tests of Chinese traditional wooden building and light wood framed building[J]. Journal of Building Structures, 2012,33(6):138-143.

[10] 王博，白國良，王超群，等.穿斗木結構房屋地震響應分析與構造技術研究[J].西安建筑科技大學學報，2014,46(4):536-541. WANG bo，BAI Guoliang，WANG Chaoqun,et al.Study on the seismic response and construction measure of the chuan dou wooden structure[J].Journal of Xi’an University of Architecture & Technology,2014,46(4):536-541.

[11] 呂西林，程海江，盧文勝，等.兩層輕型木結構足尺房屋模型模擬地震振動臺試驗研究[J].土木工程學報，2007,40(10): 41-49. Lü Xilin,CHENG Haijiang,LU Wensheng,et al.Shaking table tests of a two-storey light wood framed house[J]. China Civil Engineering Journal,2007,40(10): 41-49.

[12] KING W S,YEN J Y,YEN Y N.Joint characteristics of traditional Chinese wooden frames[J].Engineering Structures 1996,18(18)：635-644.

[13] CHANG W S.On rotational performance of traditional Chuan-Dou timber joints in Taiwan[D].Ph.D.dissertation of National Chen Kung University.Taiwan,2006.

[14] AYALA D F D,TSAI P H.Seismic vulnerability of historic Dieh-Dou timber structures in Taiwan[D]. Engineering Structures,2008, 30:2101-2113.

[15] 高永林，陶忠，葉燎原，等. 傳統木結構典型榫卯節點基于摩擦機理特性的低周反復加載試驗研究[J].建筑結構學報，2015,36(10):139-145. GAO Yonglin,TAO Zhong,YE Liaoyuan,et al. Low-cycle reversed loading tests study on typical mortise-tenon joints of traditional timber building based on friction mechanism[J]. Journal of Building Structures, 2015,36(10):139-145.

[16] 李忠獻，林偉，丁陽.行波效應對大跨度空間網格結構地震響應的影響[J].天津大學學報，2007，40(1)：1-8. LI Zhongxian,LIN Wei,DING Yang.Influence of wave passage effect on seismic responses of long-span spatial lattice structures[J].Journal of Tianjin University,2007,40(1):1-8.

[17] 姚謙峰．土木工程結構試驗[M]．北京：中國建筑工業出版社，2008:261-262.

[18] 薛建陽，張風亮，趙鴻鐵，等.碳纖維布加固古建筑木結構模型振動臺試驗研究[J].土木工程學報，2012，45(11):95-104. XUE Jianyang,ZHANG Fengliang,ZHAO Hongtie,et al.Shaking table test of an ancient timber structure strengthened with CFRP[J].China Civil Engineering Journal, 2012，45(11):95-104.

Shaking table tests for a chuan-dou timber building with viscoelastic dampers

GAO Yonglin1,2,3, TAO Zhong1,2, YE Liaoyuan2,4, WU Kechuan1,2, ZHOU Lichao2,3, SU Hexian1,2

(1. Faculty of Civil Engineering and Mechanics,Kunming University of Science and Technology, Kunming 650500, China;2. Engineering Seismic Institute in Yunnan Province, Kunming 650500, China;3. Infrastructure Construction Department, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650500, China;4. Yunnan Normal University, Kunming, 650500, China)

Shaking table tests for a model of a two-storey Chuan-Dou timber building constructed according to the requirement of Yi-Ke-Yin of Yunnan Province were conducted. Its failure pattern, dynamic response, strain response, torsional effect, shear force distribution, bending moment variation and energy dissipation capability were analyzed. The results showed that the structural model meets the design requirements of no damage under frequent earthquakes,repairable under moderate earthquakes and no collapse under rare earthquakes; the structural model has an obvious torsional effect; inter-story shear force distribution depends on mass distribution; the model’s bending moment increases with increase in earthquake excitation; there was no plastic damage in the structural model; the inter-story energy dissipation capacity is the largest at the first floor, latger at the second floor and the smallest at the roof.

Chuan-Dou timber building; viscoelastic damper;shaking table test; aseismic capability assessment

國家自然科學基金資助項目(51168025) ;國家科技支撐計劃項目課題(2013BAK13B01)

2015-10-27 修改稿收到日期：2016-01-04

高永林 男，博士生，工程師，1981年生

陶忠 男，博士，教授，1968年生

TU366.2

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.035