附 录B
Experimental Investigation of Self-Centering Steel Plate Shear Walls
Abstract: A series of subassembly tests were conducted to investigate the behavior of the self-centering steel plate shear wall (SC-SPSW) system under cyclic loading. The SC-SPSW system utilizes thin steel web plates to provide energy dissipation and the primary strength and stiffness of the system, whereas posttensioned (PT) beam-to-column connections provide recentering capabilities. In this new system, the web plate is intended to yield under cyclic loading, whereas the boundary elements and PT connection elements remain undamaged. The web plate can then be replaced relatively easily following significant inelastic cycles. This experimental program studies the effects of various design parameters on the system and connection response and compares the response with approximate analytical formulas. The experimental results show that the SC-SPSW system has high ductility, high initial stiffness, recentering capabilities, an overall system response as anticipated, and more energy dissipation than expected.
Introduction
Steel plate shear walls (SPSWs) have been used as the primary lat-eral load-resisting system of buildings in high seismic areas (Seilie and Hooper 2005; Sabelli and Bruneau 2007). When SPSWs are subjected to severe earthquakes, the thin steel infill plates, referred to as web plates, buckle in shear and resist lateral load through the development of tension field action. Energy dissipation is pro-vided primarily through yielding in the diagonal tension field. In conventional SPSWs the moment-resisting (MR) beam-to-column connections subjected to severe earthquake loading can develop axial-flexural plastic hinges owing to the forces imposed by the web plates and lateral loading. This can lead to significant residual deformations and costly repairs of the horizontal boundary ele-ments (HBEs) and vertical boundary elements (VBEs).
To reduce postevent repair and loss of functionality, the SPSW has been combined with the self-centering capabilities of postten- sioned (PT) beam-to-column connections to create a self-centering SPSW (SC-SPSW) system (Clayton et al. 2012; Dowden et al. 2012). InaSC-SPSW [Fig. 1(a)], theMR HBE-to-VBE connections of conventional SPSWs are replaced with PT connections [Fig. 1(b)] that allow the connection to rock about the HBE flanges and form a gap [Fig. 1(c)]. The formation of this gap, referred to as decompres-sion, causes the PT strands that span from VBE to VBE to elongate elastically; this provides the forces necessary to recenter the building and, if the connections are detailed appropriately, prevents damage at the HBE ends. Unlike other self-centering frame systems (Garlock et al. 2007; Kim and Christopoulos 2009), in which the lateral strength of the system is primarily provided by the strength of the PT connection, the lateral strength of the SC-SPSW system is pri-marily provided by the web plates, and the PT connections primarily serve to recenter the building after an earthquake. Also, unlike other self-centering frame systems, the web plate serves as the replaceable energy-dissipating fuses of the system and it is not necessary to add supplemental energy-dissipating elements.
Recent research has been done to develop design philosophies and analytically study the behavior of the SC-SPSW system. Dowden et al. (2012) developed a capacity-design procedure for the PT and HBE SC-SPSW components and performed pushover analyses to validate the system response. Clayton et al. (2012) developed a performance-based seismic design procedure for the SC-SPSW system and demonstrated, through a series of nonlinear time history analyses, that SC-SPSWs designed using these meth-ods were capable of meeting the intended performance objectives.
Here, an experimental program is presented that was developed to investigate SC-SPSW behavior. The first phase of intermediate story of a SC-SPSW in its deformed configuration can be used (shown in Fig. 2), in which u is the distributed web plate forces acting on the boundary elements in the direction, a, of the tension field; Vt is the lateral load applied at level i; T打 is the total force in the PT elements at each connection; L is the centerline VBE dimension; 0r is the gap rotation; 0S is the column drift; and Agap is the amount of frame expansion owing to the HBEs rocking about their flanges (Garlock et al. 2007). Dowden et al. (2012) detailed formulations for HBE demands and a capacity-design procedure that resulted from consideration of the deformed SC-SPSW in Fig. 2. Note that in Fig. 2, the PT elements and shear connections are not shown for clarity.
System Response
The idealized global response of the SC-SPSW is characterized by a flag-shaped hysteresis that is typical of self-centering systems, as shown in Fig. 3(a). Here, the primary strength of the system and the energy dissipation is provided by the web plates, whereas the PT connections provide the recentering capabilities. Upon the initial lateral loading, the SC-SPSW has a stiffness Ki equal to that of a conventional SPSW with MR HBE-to-VBE connections. After connection decompression (Event 1), the web plates continue to resist
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附 录A
北美黄杉木在周期环境条件下的徐变破坏
作者：A~no P. SCHnIEWInD, Richmond
摘 要
小型北美黄杉木制梁在荷载、时间以及周期变化的湿度和温度条件作用下破坏的研究。在一定的荷载作用下，环境的周期变化显著降低了试件破坏的平均时间。减少的程度主要相关于试件所吸收的整体含水量。
概 况
Douglasien-Stauml;be进行恒定负载期间所花费的弯曲的时间。在实验期间相对湿度和温度的变化周期。在一定的负荷范围内，例如在环境中的周期性变化导致到故障时间的显着减少。缩减程度的大小，这成立于整体木材含水样品的主要涉及。
介 绍
在最近几年中水分含量的单调和循环变动的影响在长期荷载作用下不断受到越来越多的在试样—张力。对木材弯曲、压缩和剪切的测试阿姆斯特朗和金斯顿在和佩顿埃里克森表明徐变速度和徐变很大程度上受湿度变化的影响，在不变条件下的测试也不能预测观察到的反应。（缓慢变形表现为最初变形的百分比）相对徐变7倍已被记录在案，相同的影响还被发现在碎粒板 [BI~YAN and SCtInIEWInD 1965] 和桁架椽关节上[WILKINSOn 1966]。试件的温度改变在荷载下也被发现影响徐变的速度和整体徐变[KITAtIAt~A and bull;TCKAWA 1964; SCHnIEWInD 1966]. R.F.S.HEARMON和J.M.PATON[1964]报道了在两根小型梁在充分湿度下承受周期荷载。一根梁承受3/8最大静止荷载，28天后破坏。另外一根承受1/4最大荷载，76天后破坏。这些结果说明了一个大幅度缩短的徐变破坏寿命。既然周期含水量变化在使用中比其他的更重要，徐变破坏也是要考虑的相当重要的实际问题。这也就有必要去研究环境条件（相对湿度和相对温度)）周期变化对徐变破坏影响的一些细节问题。
道格拉斯冷杉的徐变破坏寿命
道格拉斯冷杉被选为研究因为它是一种很重要的结构种类物种，并且大部分蠕变破裂的生活在北美物种在平衡环境条件的数据的是基于实验用这个物种[木材。因此可以参考现有的信息,它可以用来作为基础的比较。所有的实验都是在弯曲,使用1厘米深,2厘米宽,22厘米长的简单支撑梁加载在短短20厘米的中心。法向年轮垂直于宽面。梁最初习惯于一个名义上的水分含量为12%一块高磁导率合金铝箔粘到每个每年年底梁和动态弹性模量决心与一个仪器1。标本支持自由在拉线的节点对应于基本振动模式,通过使用磁力驱动器和传感器、谐振频率测量。动态弹性模量是按照以下方程来计算
其中：Eayn=弹性模量的谐振频率，W=重量（克），L〜长度（cm），B〜 - 宽（cm），D=深度（时代），值的常数，加速度的大小，依赖于特定的测试条件。
最初的40束可动横梁进行的静态测试是失败的，试验速度为0.05英寸每分钟。单一和多元线性回归分析 作为单独的动态弹性模量的函数的断裂模量与试样的重量。动态弹性模量的弹性值介于1.0... 2.2 *10 psi的，和弹性模量的破裂值从7200... 14,700 p.s.i.断裂模数之间的相关系数和动态弹性模量为0.856，但列入试样重量作为一个额外的变量给予了复相关系数为0.945。如此得到的多元回归方程，因此用于估计调制积云所有其他束破裂，以建立的蠕变试验的负载水平。
在加载徐变破坏测试框架通过杠杆死区重系统,机械优势约8:1。变形量确定大部分与表盘抵押品,但对于一些标本变形量记录不断使用线性可变差动变压器。压 敏平台包含一个微动开关被放置在装载重量。微型开关的连接起来的时间米阅读0.1分钟,总周期10000分钟(约一周)。速度是在加载时开始测量，断裂重量下降时停止计量。有时的失败可能会因此以高度的准确性被建立。
备注1：作者感谢教授r . m . FTJLRATHfor提供Elastomat使用。
有限数量的测试是在一个名义上的水分12%在平衡条件下,通过在一个标准的湿度的房间执行这些测试。十六个试件进行测试负载水平从70hellip;90%静态断裂模量。其他徐变破坏测试都由放置三个加载帧特别潮湿箱连接到一个Amineo-Aire单位配备一个胡-midity-temperature程序记录控制器。各种各样的温度和相对湿度记录可以生产这个设备通过插入适当降低凸轮到控制器。一个控制标本为以下的重量变化被平衡上的内阁通过一个开放,这可能是密封weighings之间,到测试室。
五种不同类型的环境进行了研究。这些包括三个与恒定的温度和相对湿度的变化eyclicly不同振幅和频率,温度和相对湿度都是骑车,和一个温度循环和平衡含水率条件是标准的恒定。环境条件的细节使用的是表1中给出。应该指出的是,条件类型A,B,和C是名义上的一方波形,但实际上像一截锯齿波形成自设备需要25hellip;80分钟改变赖斯-其取决于振幅的变化。
动机选择各种类型的环境一度作为如下:A型(恒定温度,湿度变化大)代表在相对湿度的最大变化范围内的设备能力,是打算作为一个起始基础;类型B和C都打算测试的频率和振幅的影响,分别的相对湿度变化;D型的目的是近似一个有点极端的形式。
温度和相对湿度功能180°出相位,即。,点的最高温度和最低相对湿度正好。相对湿度是多样的,这名义上的平衡水分内容条件保持不变。实际条件,温度和相对湿度都每天不同基础，和类型E是为了探索影响温度是单独变化的变化。
测量温度曲线显示标准的日常变化可以代表一个第一近似由正弦函数一段时间24小时。原始的意思是在早晨10:00点最大和最低温度。在夏季的几个月了一些美国地方显示不同于30F或多于平均最大值和最小值的平均温度。相对湿度变化的数据不能被找出,但如果一个假设一个常数dewpoiut、大相对湿度变化可以计算出露点和温度范围。通过只允许微小变化露点温度,相对湿度范围为D型环境可以被调整所以极端值是相同的与A型包围-表示“方法”。类型D环境因此认为是一组很可能会在实际情况下使用条件。43个标本进行了在A类型环境下的测试,从低相对湿度一半的周期。一组24标本被加载在不同的水平从46%到88%的断裂模量,第二组19标本进行了测试在70%的负载水平。所有其他测试均在70%负荷水平,包括在每个类型B和C10个标本,6个试样在D型和4个在类型E。选择单一负荷水平被以便于比较不同类型的环境和获得一个测量分布的失败时报在给定负荷水平。测试总是这样开始,会有最初的干燥和/或加热。
结果与讨论
测试的结果在恒定条件下的平衡水分12%内容显示在图2。实验分都分组的线,来自数据的R.l.扬斯和H.c. HILBbull;和[1963],指示这个标本和方法用于本研究导致结果符合先前发表的信息在一个持久不变的环境。负载级别之间的关系和时间常数条件下失败(名义上的水分含量12%)。实验分本研究显示相比,线性关系得到
一个循环的类型(恒定温度、大的湿度变化)被发现有高度显著的影响在徐变破坏的寿命中。这个负载级别之间的关系和破坏时间的对数似乎是线性的情况在稳定的环境条件下,但在同等载荷水平,失效时间值要低得多。因此,虽然平均时间失败在一个负载水平的70%是将近100000分钟(约10周)在恒定条件下输入一个循环类型破坏时间减少到不到两天。回归直线的交点计算测试数据为常数条件下的线在一个破坏时间为70分钟(图3)。在这短时间加载之后,水分变化不足,所以没有显著性差异会在这个地区。
北美黄杉木的徐变破坏寿命
尽管他们的标本和测试条件不同,观点也不符合一般趋势显示本研究的数据。所有的四个数据点,但在一个负载水平的70%被排除在外的计算回归方程在图3。否则,大量的点会导致过度的加权和严重位移的回归线,随着大量的点在一个负载水平增加没有束缚,回归直线就变得只是一个水平线不考虑任何功能依赖负载级别和时间之间的破坏。
绝大多数(37/43)标本的破坏在的A类型的高相对湿度的部分周期。这并不奇怪,因为在更高的含水量加载水平实际上是提出由于减少强度更高水分含量。这个因素在多大程度上有助于减少由于水分含量变化没有完成独自失效时间不能评估的问题，因为降低强度,部分抵消了增加剖面模数
相对湿度从而证明障碍导致失败的大多数标本。平均故障时间,计算出从对数的个人失败时期,是1445分钟或几乎完全一个湿度循环。在这些事件平稳和对称分布的破坏时间无法预知。图4显示了一个阴谋的生存概率与持续时间的加载。规模的生存概率遵循累积百分比的的正态分布。对于一般分布式破坏时间,数据点会躺在一条直线。可能看到从图4,A型循环导致到一个高度偏斜分布偏离正态分布很大。如图5所示为B类型循环的测试结果，与A型的24小时不同，B型是12小时。在这种情况下，失效次数的分布平滑并持续，但也不是正常的分布。基于对数的平均数为2159分钟，因此代表了失效次数的显著增加。3个完整的周期是2160分钟，所以在这种情况下预计会出现接近平滑的分布。正如频率柱状图（图6）所显示的，分布图具有两个结点，也就是说，两种不同的机构可能会失效。
对A型和B型循环而言，高相对湿度和低相对湿度的差异是相同的。由于B型试验时间短，失效次数多，与恒定的环境因素相比，周期的影响不能被认为仅仅是外层强度的降低，因为在两种循环中表层应该达到了同样的含水量。19个B型循环样本中有8个在较低相对湿度条件下失效破坏，这一事实也证明了这一观点。同样，没有出现一种水分变化的疲劳是一个因素。期间的变化导致了样本从6.6%（A型）到4.3%（B型）含水量最大值和最小值之间的差别减小。因此尽管表面层是最大受力区，整体含水量的变化才是主要因素。循环阶段的主要影响可能是间接的，因为它会影响整体含水量。极短或极长的试验时间都几乎不会产生含水量的变化。因此一定存在某一时间段，在这一时间段内，相对湿度循环的效果会达到最大。这一时间段的准确长度显然在很大程度上取决于试样的尺寸。
C类型的循环与相对湿度振幅调整给一半的等效平衡含水率振幅比A型,导致减少平均含水率变化的试样2.5%的增加及平均破坏时间6825分钟。这个平均破坏时间因此近6期。在这些测试条件下次破坏的正常时间分布。19个标本中的15个在类型C循环下测试在高相对湿度的部分周期破坏。因此它可能出现的强度减少由于高表层含水率不能打折。平均破坏时间还很短,测试在恒定条件下相比,但也大大超过在A类型下循环所获得的值。温度循环类型D循环(60hellip;90°F,35%到87%相对湿度,温度和相对湿度的阶段,以便一个最大的恰逢其他最低)结果和从类型C循环中获得非常相似。平均含水率的范围略少2%(比2.5)和平均失效时间有点大在8170分钟(与6825相比)。试件的数量根据这些测试条件是不够的,检查性质的分布,但没有发现呈现出的任何证据会有重大偏离正常分布。
试图只有温度不同正弦曲线60之间90 ~(类型E循环)并非完全成功,因为一些水分变化发生在控制标本。然而,这个范围的变化只有0.2%的水分含量。平均破坏间隔时间为26190分钟,开始方法下的值恒定环境。只有四个可以测试下标本类型E循环,但由于个人价值观范围从20652hellip; 36052分钟出现小问题的时间破坏已经大幅增加在其他类型的循环。这是通过初步实验支持与类似的循环也倾向对长时间破坏。获得的结果与两种类型的温度循环,而太有限范围允许非常明确的结论,表明温度循环作为这样是次要的(温度范围内测试)在决定性徐变破坏寿命,但会有一个关系间接的影响程度含水率变化。
在范围内的含水率变化到目前为止似乎是最重要的因素决定生活在循环条件下徐变破坏。图8代表试图建立平均含水率范围为最基本的因素。如图所示图,对数之间的关系平均失效到达时间和范围的对数在含水量可以被认为是一个线性到第一近似。温度这样不会出现变化,导致不寻常的结果只要水分含量变化是占了。通过实验绘制的线积分相交的点的时间(适合徒手画)破坏，恒定的条件在含水率范围的略高于0.1%,这可能不是一个不合理的结果从实际情况实际湿度的房间用于实验条件在所有概率下常数包括一些变化的可能性条件。观察变形和破坏徐变曲线通常也遵循的可能已经离要从其他研究的结果模式。两个典型的曲线显示在图。9和10。在吸附周期明显复苏指出其他研究者不是本研究中观察到的,可能由于更高的负载水平使用。怎样才能曾经,至少有一个降低徐变速率在初始部分吸附部分(下半年)的除了第一个的每个周期。
在任何情况下最终变形都不能建立，因为许多测试涉及挠度测量千分表读数。虽然第三阶段蠕变其蠕变速率增加的区域将给予警告即将发生的故障的措施，尽管第三阶段蠕变其蠕变速率增加的区域将采取警告即将发生的故障的措施，但是并不能保证在最终破坏发生时观察员正好在那里。即使观察员在场，故障也并不总是清晰的足够进行更详细讨论的。连续拍摄偏斜同样没有给明确的最终变形值。认识到这些限制，然而，仍存在一种普遍的趋势走向更大的最终变形过程中含有水分的含量循环。其增量约为相对于不变的条件的60％。
在大部分失败的标本中，在最后破坏之前有较长一段的张力增大的部分失效。这样的部分失效有时会存在好几天没有层叠的失败完全破裂。在这种情况下，部分失效只能注意观察时机，没有整体的统计数据可以给定。在若干情况下，失效的整个宽度横跨承载持续张力没有层叠期间可以从30分钟达到一天。这是与 破裂的的木梁上的规模效应即假设故障扩大整个宽度将完全破坏存在直接矛盾的。
从连续记录蠕变曲线和这些标本的记录可观察到仅仅在出现故障前，有一段时间的非常迅速不断增加的偏斜紧紧接续之前的失效。从快速增长的偏斜过渡到最终破裂的级别往往没有足够的突然偏斜失效允许一个非常清晰和明确的判定。这一点，再加上存在的部分失效的事实，它不可能涉及最后表面应变失效的偏斜，使所有确定的最终价值的变形变得可疑，因而没有报告。确定无故障时间并没有受到这些困难的影响，因为较大的误差确定的失效变形表明是可以忽略不计的时间差内的失效。
结 论
该研究结果表明，环境条件的周期性变化会极
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