李向民 許清風，* 劉 瓊 張富文 貢春成

(1．上海市工程結構安全重點實驗室，上海200032;2．上海市建筑科學研究院(集團)有限公司，上海2000321)

1 引言

中國古建筑木結構的主要特點之一是柱和梁以及其他構件之間采用榫卯連接，這種連接使節(jié)點剛柔相濟，具有一定的抗彎能力及良好的耗能能力。但是，這種榫卯連接方式的傳統(tǒng)木框架在水平地震力作用下，容易出現(xiàn)局部拔榫現(xiàn)象，使整體或局部木架構歪閃傾斜甚至破壞。傳統(tǒng)榫卯節(jié)點加固方法是在梁和柱頭上皮加連接活鐵，使周圈柱連為整體以增強木構架的剛度，或者采取新木材對受損榫頭、卯口進行局部更換［1］。而這些方法重在修補，無法實現(xiàn)傳統(tǒng)木結構抗震性能的有效提升，同時也缺乏相應的理論支撐。近年來，部分學者開展了基于榫卯節(jié)點加固的整體木框架抗震性能試驗研究，取得了一些重要研究成果。

針對我國部分地區(qū)采用的馬口鐵加固榫卯節(jié)點的做法，周乾［2］完成了3組燕尾榫節(jié)點木框架試驗研究，結果表明馬口鐵加固榫卯節(jié)點對節(jié)點的抗彎剛度和承載力提高非常有限，且耗能能力略有降低。隨后，周乾［3］設計了一種適用于大型木構架的鋼構件加固方法，試驗結果表明該方法能夠明顯提高木構架的剛度和承載力，但耗能能力有所降低。謝啟芳［4］對分別采用碳纖維布和扁鋼加固的燕尾榫節(jié)點木構架進行了低周反復試驗研究，結果表明加固前后木構架的破壞均發(fā)生在榫卯節(jié)點處，碳纖維布和扁鋼加固后木構架強度和剛度均有所增加，而耗能能力卻明顯降低。徐明剛等［5］研究了碳纖維布加固和膠入鋼筋加固對榫卯節(jié)點木框架抗震性能的影響，結果表明，碳纖維布加固對于木框架承載能力和剛度的提高幅度高于膠入鋼筋的方式。魯旭光［6］借鑒古建筑中增設替木的方法，對采用暗榫節(jié)點的村鎮(zhèn)木結構進行了木斜撐加扁鋼、橫置替木加扁鋼和豎置替木加扁鋼的試驗研究，研究表明，設置木斜撐和增設替木的做法分別使木框架抗側承載力提高85%和40%，延性提高20%和100%，但同時使用木斜撐和扁鋼的形式稍顯繁復，且該方法對于廣泛使用的傳統(tǒng)燕尾榫節(jié)點的適用性有待進一步研究。提高傳統(tǒng)榫卯節(jié)點木框架的抗側能力和抗震性能既可以通過加固薄弱點即榫卯節(jié)點，也可以通過增設抗側構件以減少節(jié)點受力。上述研究均為節(jié)點加固，且都存在一定的局限性和不足。King等［7］在試驗研究基礎上，得出榫卯節(jié)點為半剛性節(jié)點，并給出了該類節(jié)點彎矩－轉(zhuǎn)角的關系式。研究還表明，帶損傷榫卯節(jié)點的抗彎剛度明顯降低。

針對傳統(tǒng)木結構受力性能及現(xiàn)有加固方法存在的不足，本文通過足尺榫卯節(jié)點木框架采用不同加固方法加固后的低周反復試驗，得到了各試件的滯回曲線、骨架曲線、強度和剛度退化規(guī)律，變形及耗能等力學性能并進行了對比分析。研究結果可為傳統(tǒng)榫卯節(jié)點木結構抗震加固提供試驗依據(jù)與理論參考。

2 試件設計與制作

2．1 試件設計

本次試驗共4個足尺試件，分別為對比木框架試件TF1、竹支撐加固木框架試件TF2、單向鋼拉桿耗能支撐加固木框架試件TF3和角鋼加固木框架試件TF4。所有加固試件均在對比試件基礎上進行加固。對比木框架層高為2 600 mm，跨度為3 600 mm;木柱截面為圓形，直徑上下通高均為200 mm;木梁截面為矩形，寬度和高度分別為100 mm和200 mm;框架如圖1(a)所示。

木柱和木梁采用燕尾榫方式連接，燕尾榫長度50 mm、榫頭寬50 mm、榫尾寬40 mm。榫和卯采用手工加工制作，榫的高度等于梁高，榫的尺寸要比卯稍大0．5 mm以確保安裝后節(jié)點的密實性，如圖1(b)所示。制作時木柱上端留200 mm加載段，以防止豎向荷載直接作用在木梁上。卯口開口至柱頂，梁安裝后柱頂部仍留有200 mm卯口，以同尺寸同批次木材填塞。

圖1 木框架模型圖(單位:mm)Fig．1 Details of wood frame(unit:mm)

為防止水平力作用下木框架發(fā)生較大剛體位移從而影響試驗效果，木柱底部設置圓形管腳榫置于基礎梁槽內(nèi)，管腳榫直徑 70 mm、高度80 mm，基礎梁圓形洞口直徑100 mm、高度80 mm。管腳榫也是我國古代木結構較常用的一種柱基連接方式。

2．2 加固方案

竹支撐加固方法利用竹材的高抗拉強度和彈性模量、外觀與木材近似、材料可再生等突出優(yōu)點。竹材加固木框架左右節(jié)點的加固方式分別如圖2(a)和圖2(b)所示。左側節(jié)點所用竹板兩端采用了碳纖維布纏繞加固，以防止竹支撐在栓孔處發(fā)生剪切或劈裂破壞。右側竹板螺栓孔處僅采用墊片，對比分析纏繞碳纖維布加固竹片兩端的必要性。每個節(jié)點包含兩種加固方式，一方面設置斜向竹支撐，以減少榫卯節(jié)點受力;另一方面，設置水平竹拉桿，防止榫卯節(jié)點拔出。

圖2 加固方式示意圖Fig．2 The strengthening method

另外，由于木柱直徑為200 mm，木梁厚度為100 mm，為了保證竹支撐與框架平面平行，需在木梁表面附加木墊塊，墊塊厚度50 mm。

單向鋼拉桿耗能支撐加固方法基于合理提高木框架抗側剛度與耗能能力的考慮，在鋼支撐中部設置了變形能力較強的圓形鋼環(huán)，一方面鋼環(huán)可充當耗能元件，另一方面鋼環(huán)達到變形極限后，即變?yōu)殇摾瓧U，可以控制框架的側移。本次試驗中鋼支撐為直徑28 mm鋼桿，鋼環(huán)直徑為250 mm，鋼桿端部設置螺紋并通過螺母與鋼環(huán)牢固連接。鋼支撐自框架左柱上端到右柱下端，如圖2(c)所示。

角鋼加固木框架左右節(jié)點設置了不同的節(jié)點加固方式。左側采用5 mm厚鋼板加工成角鋼形狀進行加固，右側采用型號為100×6的標準角鋼。對于左側，首先將5 mm鋼板加工成與木柱吻合的弧形，然后切割并加工成包裹節(jié)點區(qū)域的鋼構件，如圖2(d)所示。對于右側，首先截取兩個100 mm長角鋼，在梁柱交接處上下各設置一段角鋼，然后用直徑12 mm對穿螺栓將兩段角鋼固定于木梁和木柱上，如圖2(e)所示。左節(jié)點加固除能夠減少梁下部榫頭拔出外，還能對卯口提供約束進而有助于延緩節(jié)點的破壞;右側加固方式由于木梁上下部角鋼的約束，可有效控制受力過程中木梁上、下部的榫頭拔出。

2．3 試驗材料

本次試驗木柱樹種為柳杉，上下直徑均為200 mm，按照《木材物理力學性質(zhì)試驗方法》［8］，對木材進行材性測試。實測其順紋抗壓強度為20．5 MPa，抗彎彈性模量 5 580 MPa，密度為410 kg/m3，含水率為26．2%。木梁為樟子松，實測其抗彎彈性模量9 080 MPa，密度為480 kg/m3，含水率為13．2%。

加固用膠合竹板寬度為60 mm、厚度為20 mm。實測竹材彈性模量為9 400 MPa，軸心抗拉強度為100 MPa。

鋼支撐、鋼環(huán)及鋼支撐兩端與木柱連接的鋼構件均采用Q235鋼材。

角鋼采用 100×6號角鋼，兩翼緣長度100 mm、厚度6 mm;連接角鋼的對穿螺栓所用材料為Q235鋼，強度等級為4．8級;其他加工用鋼材均采用Q235鋼。

3 加載方案及測點布置方案

3．1 加載方案

通過管腳榫(圖3)將試件可靠固定在試驗臺座上，然后利用鋼拉桿將試件與水平作動器連接，將水平荷載施加在左右兩側柱頭上，進行低周反復加載。

圖3 管腳榫榫頭Fig．3 Pin tenon joint

加載裝置示意如圖4所示(以對比木框架TF1為例)。為了防止木框架在試驗過程中發(fā)生平面外失穩(wěn)，試驗前在木柱三分之二高度處設置腳手架鋼管支撐以保證安全。

每個柱頂施加豎向荷載20 kN，通過千斤頂、球鉸和滑動支座組成的豎向荷載加載系統(tǒng)進行加載，并配備荷載傳感器實時監(jiān)控豎向荷載。低周反復試驗過程中，豎向荷載模擬屋面恒荷載，需保持恒定。為使該豎向荷載保持在20 kN，試驗過程中保持施加豎向荷載的油泵始終處于開啟狀態(tài)，當框架側向位移較大時，千斤頂油缸將及時頂升以保證豎向荷載恒定。

圖4 加載示意圖Fig．4 Test setup

水平加載過程采用位移控制加載方式，試件屈服前，在位移達到 ±5 mm、±10 mm、±15 mm、±20 mm時，每級荷載循環(huán)一次。加載過程中注意觀察荷載位移曲線變化，判斷屈服點。試件屈服后每級位移循環(huán)三次，每次位移增量為屈服位移的一倍，即 ±△y，±2△y，±3△y，…(△y為屈服位移)，直至試件破壞或水平承載力下降為極限荷載的85%。加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度曲線Fig．5 Loading procedure

3．2 測點布置方案

本次試驗主要測試內(nèi)容包括:

(1)柱頂水平荷載及豎向荷載，分別由力傳感器測量荷載數(shù)值。

(2)木框架側向位移，D1，D2，D3拉線式位移計分別測量左柱頂(靠近加載端)、梁中、右柱頂水平位移，其中D3作為控制位移控制整個加載過程。

(3)梁與柱之間夾角變化，D4，D5分別測量左右節(jié)點處梁相對于柱的高度位置的變化。

(4)柱底水平和豎向位移，D6，D7分別測量左柱柱底的豎向和水平位移，D8，D9分別測量右柱柱底的豎向和水平位移。

(5)梁兩端及中間的頂面、中部和底面的應變，S1，S2，S3測量梁左端上中下位置的應變，S4，S5，S6 測量梁中間，S7，S8，S9 測量梁右端。

(6)加固構件的應變，包括竹支撐兩側面、鋼支撐兩側面。

除最后一點外，各試件的測量內(nèi)容一致，位移計和應變片的布置如圖6所示。

圖6 位移計與應變片布置圖Fig．6 Setup of LVDTs and strain gauges

4 試驗現(xiàn)象

對比木框架試件TF1加載初期，當位移小于20 mm時，榫卯節(jié)點沒有拔出現(xiàn)象。當位移達到25 mm時，榫卯節(jié)點有1～2 mm的拔出，且能聽到咯吱聲，說明榫卯節(jié)點發(fā)生摩擦轉(zhuǎn)動，因而判斷從25 mm起木框架進入屈服階段。加載至正向推175 mm時，左側榫頭下部拔出10 mm，右側榫頭上部拔出14 mm，此時，水平作動器對框架施加的力轉(zhuǎn)變?yōu)槔?，否則框架在豎向力作用下徹底傾倒。繼續(xù)進行反向拉175 mm加載時，左側榫頭上部拔出16 mm，右側榫頭下部拔出10 mm。榫頭雖未完全拔出，但框架已嚴重傾斜，如圖7(a)所示，柱頂豎向千斤頂傾斜嚴重，出于安全考慮，終止試驗。

圖7 各試件破壞模式Fig．7 Failure modes of all specimens

竹支撐加固木框架試件TF2試驗現(xiàn)象與對比框架TF1類似。最終的破壞發(fā)生在正向第一次200 mm加載時，右側竹斜撐將木梁頂起，進一步頂起木梁榫頭上填塞的木塊，從而柱頂千斤頂和水平滑動小車嚴重傾斜，如圖7(b)所示，終止試驗。此時，榫頭表現(xiàn)為彎曲式拔出，最大拔出量為14 mm，未纏繞碳纖維布的竹板也未發(fā)生劈裂破壞。

對于單向鋼拉桿耗能支撐加固木框架試件TF3，正向加載時，帶耗能鋼環(huán)的鋼支撐承受壓力，加載至正向100 mm時，由于鋼支撐中間鋼環(huán)的存在，造成鋼支撐受壓失穩(wěn)并偏離對角線方向，如圖7所示。反向加載時鋼支撐承受拉力，當加載至反向175 mm時，鋼環(huán)幾乎完全被拉直而失去繼續(xù)變形的能力，如圖7(d)所示。

角鋼加固木框架試件TF4，由于角鋼和對穿螺栓組成的系統(tǒng)約束榫卯節(jié)點中榫頭的拔出，所以加載至相同側向位移時，榫頭拔出量較對比木框架TF1小。當加載至正向175 mm時，左側榫頭下部拔出5 mm，右側榫頭上部拔出7mm。加載至反向175 mm時，左側榫頭上部拔出20 mm，右側榫頭下部拔出8 mm，如圖7(e)所示。其中，反向加載時，左側榫頭上部拔出量較大，是由于左側節(jié)點加固方式對其上側未形成約束。

5 試驗結果及分析

5．1 滯回曲線

作動器施加的水平力是結構實際抗側力與柱頂豎向荷載P－Δ效應綜合作用的結果。對于鋼結構和混凝土結構而言，其水平位移較小，P－Δ效應也較小，忽略P－Δ效應對試驗結果影響不大。但在木框架抗震試驗中，由于其水平位移較大，P－Δ效應不能忽略。從對比框架的力與位移的滯回曲線也可以發(fā)現(xiàn)，當位移較大時滯回曲線已經(jīng)偏移到第二和第四象限，即推動木框架到某一較大位移后，推力需要轉(zhuǎn)化成拉力，因為豎向荷載足以使木框架徹底傾倒，這與文獻［9］的試驗現(xiàn)象吻合。所以本文試驗分析均考慮P－Δ效應的影響，作動器施加的水平力F0為

圖8 各試件荷載－位移滯回曲線Fig．8 Load-displacement hysteresis loops of all specimens

式中，F(xiàn)為框架的實際抗側承載力;Δ為節(jié)點處水平位移;H為節(jié)點高度;W為豎向荷載。

每榀框架的作動器力與控制點位移的滯回曲線，即F0－Δ滯回曲線;以及剝離P－Δ效應后的框架實際抗側承載力與控制點位移的滯回曲線，即F－Δ滯回曲線，如圖8所示。其中，虛線為F0－Δ滯回曲線，實線為F－Δ滯回曲線。

由圖8可知，當目標層間位移角小于1/20(節(jié)點位移小于125 mm)時，各試件的滯回曲線形狀與普通鋼筋混凝土框架類似;而當目標層間位移角進一步增大時，各試件的滯回環(huán)呈現(xiàn)“中間胖，兩端瘦”的非常規(guī)形態(tài)。這可能是由于榫卯節(jié)點經(jīng)過多次反復擠壓變形在卸載過程中易卡住所致。圖8(c)滯回曲線后期呈現(xiàn)明顯不對稱性，且承載力持續(xù)快速增加，這是由于鋼環(huán)被拉直后失去繼續(xù)變形能力所致。

5．2 骨架曲線

骨架曲線能夠較明確地反映結構的強度、變形等性能，可通過滯回曲線的外包絡線繪制得到其骨架曲線。各試件骨架曲線如圖9所示。

圖9 各試件骨架曲線Fig．9 The skeleton curve of all specimens

由圖9可以看出，正向加載時，竹支撐、單向鋼拉桿耗能支撐和角鋼加固木框架的骨架曲線均高于對比木框架;反向加載時，單向鋼拉桿耗能支撐加固框架的骨架曲線明顯高于對比框架，且仍呈明顯增長趨勢，而竹支撐和角鋼加固框架的承載力較對比框架略高，這說明各加固方式都能不同程度地提高木框架的抗側能力。

由竹支撐加固木框架試件TF2的骨架曲線可知，正反方向的骨架曲線仍呈上升趨勢，說明其承載能力可繼續(xù)提升。單向鋼拉桿耗能支撐加固木框架試件TF3正向加載時，呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢，峰值荷載發(fā)生在75 mm處，之后下降;而反向加載時，骨架曲線呈持續(xù)增長趨勢。這是由于正向加載時(鋼支撐承受壓力)，鋼環(huán)的存在造成鋼支撐發(fā)生屈曲，鋼支撐發(fā)生屈曲后對木框架的抗側貢獻很小，所以其承載力不能持續(xù)增長;反向加載時(鋼支撐承受拉力)，當鋼環(huán)被拉直后，鋼支撐能夠承受較大拉力，所以反向承載力能持續(xù)增長。角鋼加固木框架試件TF4的正向承載力呈持續(xù)上升趨勢，而反向呈先上升后下降的趨勢，這與試件兩側不同的加固約束方式直接相關。

5．3 剛度退化

木框架在水平荷載作用下，剛度隨控制位移和循環(huán)次數(shù)的增加而減小，即為剛度退化，計算公式參考《混凝土結構試驗方法標準》(GB 50152—2012)［10］，采用環(huán)線剛度這一指標來評價構件的剛度退化，定義如下:

式中，Ki為環(huán)線剛度;為第 i級荷載時的第 j循環(huán)的基底剪力峰值為第i級荷載時的第j循環(huán)的對應于基底剪力峰值的頂點位移值;n為循環(huán)次數(shù)。

按式(2)計算每級循環(huán)正反加載的環(huán)線剛度，以Ki表示;試件初始剛度以K0表示。各框架模型的剛度退化曲線對比如圖10所示。

由圖10可知，總體而言，在水平反復荷載作用下各試件的整體剛度隨著側向位移的增加而逐步下降;進入塑性階段后，各試件剛度下降較為平緩，剛度退化性能良好。但應注意到，單向鋼拉桿耗能支撐加固木框架試件TF3在反向加載至100 mm后，木框架剛度開始出現(xiàn)增大趨勢，這說明鋼環(huán)逐漸被拉直后，木框架抗側剛度處于不斷增加過程中。

圖10 各試件剛度退化曲線Fig．10 The stiffness degradation curves of all specimens

5．4 耗能能力

當榫卯節(jié)點木框架處于彈塑性狀態(tài)時，其抗震性能主要取決于節(jié)點的耗能能力。木框架結構耗能能力是以其荷載－位移滯回曲線所包圍的面積來衡量的，滯回環(huán)越飽滿、所包面積越大，其耗散的能量就越多，反之就越少。

通常采用階段耗能和累積耗能來表達結構的耗能能力。階段耗能是指各級位移下三次循環(huán)正反向半周耗能的平均值;累積耗能為正反向各級荷載下階段耗能的累加值。通過計算各榀榫卯節(jié)點木框架試件的滯回曲線包圍面積，得到其階段耗能和累積耗能對比如圖11所示。

由圖11可知，與對比木框架試件TF1相比，角鋼加固木框架試件TF4的耗能能力提高不明顯，竹支撐加固木框架試件TF2有一定程度的提高，而單向鋼拉桿耗能支撐加固木框架試件TF3正向有大幅提升，反向提升更明顯。說明TF3中采用的屈曲鋼環(huán)起到了很好的耗能作用，符合設計預期。

5．5 節(jié)點彎矩轉(zhuǎn)角滯回曲線

利用榫卯節(jié)點的彎矩轉(zhuǎn)角滯回曲線可對比分析各節(jié)點的抗彎承載力和耗能能力。尤其對于角鋼加固木框架試件TF4，其兩側節(jié)點加固方式有所不同，針對各個節(jié)點的分析更能有效反映不同加固方式的效果。

榫卯節(jié)點處梁的彎矩值可通過測得的梁端應變求得，計算公式如下:

圖11 各試件耗能Fig．11 The energy consuming of all specimens

式中，M為節(jié)點處木梁的彎矩;W為木梁截面抵抗矩;σmax為截面最大正應力，取梁頂面和底面處正應力的均值;b，h分別為木梁寬度和高度;E為木梁的彈性模量;εt，εb分別為梁端上部和下部應變，應變受拉為正、受壓為負。同時結合柱頂位移計算得到的節(jié)點處轉(zhuǎn)角值，可繪制各榀框架左、右節(jié)點的彎矩轉(zhuǎn)角滯回曲線，現(xiàn)以各試件的右側節(jié)點為例給出各彎矩轉(zhuǎn)角滯回曲線，如圖12所示?？紤]到角鋼加固木框架試件TF4兩側加固方式不同，因此其左節(jié)點的彎矩轉(zhuǎn)角滯回曲線也繪于圖12中。

由圖12可知，對比木框架試件TF1節(jié)點的彎矩－轉(zhuǎn)角滯回曲線較為平緩，隨節(jié)點轉(zhuǎn)角的增加，其抗彎承載力增加緩慢，反向極值保持在－1．5 kN·m左右，主要是由于燕尾榫榫頭在反復拉拔和擠壓作用下產(chǎn)生滑移，承受的彎矩隨轉(zhuǎn)角的增大而增加趨緩。滯回曲線的不對稱性主要是由于木節(jié)點本身性能的離散性和加載的先后順序所致。

竹支撐加固木框架試件TF2的節(jié)點彎矩隨轉(zhuǎn)角增加而明顯增加，且同一級水平位移循環(huán)下的三條滯回曲線吻合較好，說明竹支撐加固榫卯節(jié)點的強度退化不明顯。竹支撐上采集的應變顯示其一直處于彈性狀態(tài)，這說明即使經(jīng)歷多次低周反復循環(huán)加載，竹支撐加固木框架試件依然能保持良好的整體性能和承載能力。

單向鋼拉桿耗能支撐加固方式對榫卯節(jié)點性能影響不大，因而其彎矩轉(zhuǎn)角滯回曲線整體表現(xiàn)與對比框架類似，彎矩最大值為－1．72 kN·m。

角鋼加固木框架試件TF4左側節(jié)點的彎矩轉(zhuǎn)角滯回曲線呈明顯的不對稱狀，正向加載時其彎矩隨轉(zhuǎn)角的增加而增加;反向加載時，其彎矩始終保持在－0．5 kN·m左右。這是由于左側節(jié)點加固方案中下側有較強約束、而上部無明顯約束。而右側節(jié)點加固方式上下對稱性較好，其彎矩轉(zhuǎn)角滯回曲線對稱性也較好，如圖12(e)所示。該滯回曲線捏縮效應明顯，且每一級荷載下的三次循環(huán)退化明顯，其原因主要是因為固定在柱上的對穿螺栓受拉嵌入柱內(nèi)產(chǎn)生不可恢復的塑性變形所致。另外，滯回曲線中心點偏向第三象限，可能是由于對穿螺栓的松緊程度不同造成了該側節(jié)點性能的偏移。

5．6 節(jié)點彎矩－轉(zhuǎn)角骨架曲線

各節(jié)點的彎矩－轉(zhuǎn)角骨架曲線如圖13所示。

由圖13可知，竹支撐加固和上下約束角鋼加固(角鋼加固框架試件的右節(jié)點)節(jié)點的抗彎承載能力和剛度較對比框架有大幅提高。單向鋼拉桿耗能支撐加固框架節(jié)點的彎矩轉(zhuǎn)角骨架曲線與對比框架相似，從而表明單向鋼拉桿耗能支撐加固主要提升木框架的整體抗震性能，而對榫卯節(jié)點本身性能的提升效果不明顯。

6 結論

(1)試驗現(xiàn)象和骨架曲線均表明，竹支撐、鋼支撐和角鋼等三種榫卯節(jié)點木框架加固方法均能不同程度提升其抗側承載力。

(2)角鋼加固木框架的耗能能力提高不明顯，竹支撐加固木框架耗能能力有一定程度的提高，而單向鋼拉桿耗能支撐加固木框架耗能能力則有大幅提升，這與這三種加固方法的機理相對應，符合設計預期。

圖12 節(jié)點彎矩－轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig．12 Moment-rotation hysteresis loops of the mortise-tenon joints

圖13 節(jié)點彎矩轉(zhuǎn)角骨架曲線Fig．13 Skeleton curve of moment-rotation

(3)竹支撐和角鋼加固能提高榫卯節(jié)點的抗彎承載能力和剛度;而單向鋼拉桿耗能支撐加固能提升木框架整體性能。對于角鋼加固方法，其右側節(jié)點的加固方法優(yōu)于左側，不但對節(jié)點抗彎承載力和剛度的提高幅度大，且在正負兩個方向具有相同的提高程度。

(4)由于竹材為可再生綠色材料且其外觀接近木材，因而適用于既有木結構的綠色化改造和歷史木結構的維護更新。單向鋼拉桿耗能支撐加固能大幅提升榫卯節(jié)點木框架的抗側能力，適用于抗震能力有較大欠缺的木結構。角鋼加固僅影響節(jié)點局部較小區(qū)域，施工方便快捷，適用于工期較緊張木框架結構的維修加固。

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