膠合木框架-CLT剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能試驗(yàn)

薛敬丞， 陳志琪， 楊會峰， 劉偉慶

(南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 211816)

現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)建筑中，木框架-剪力墻結(jié)構(gòu)由于具有良好的力學(xué)性能和節(jié)能環(huán)保的優(yōu)點(diǎn)，近年來在北美、歐洲以及國內(nèi)發(fā)達(dá)城市的應(yīng)用日趨廣泛。

國外對木框架-剪力墻結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研究開始較早，研究人員針對不同的影響因素進(jìn)行了一系列的包括靜力、擬動力和振動臺試驗(yàn)。Price等[1,2]研究了不同面板材料對結(jié)構(gòu)性能的影響；Shim等[3,4]對純木框架、輕木剪力墻和木框架-剪力墻組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出組合結(jié)構(gòu)的抗側(cè)承載力可以看作框架和剪力墻各自承載力的線性疊加。相較于國外，國內(nèi)對于木結(jié)構(gòu)的研究起步較晚。2006年，程海江等[5]通過對不同洞口尺寸和翼緣墻體的木框架剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)，研究了剪力墻參數(shù)的改變對結(jié)構(gòu)抗側(cè)性能的影響。2008年起，劉雁等[6,7]研究了不同上部剛度和不同構(gòu)造對木框架剪力墻受力性能的影響。近年，同濟(jì)大學(xué)的何敏娟等[8]對幾種采用覆面板材的木框架剪力墻進(jìn)行了單向加載下的試驗(yàn)研究，并對抗側(cè)性能、破壞特征和破壞機(jī)理進(jìn)行了分析；熊海貝等[9,10]對梁柱式膠合木結(jié)構(gòu)體系和梁柱式木框架-支撐體系進(jìn)行了一系列研究，提出了“強(qiáng)框架弱支撐”的設(shè)計(jì)思想，給出了支撐連接節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造措施；鄭維等[11]對膠合木框架、木剪力墻和膠合木框架-剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出組合結(jié)構(gòu)的抗側(cè)性能優(yōu)于膠合木框架和木剪力墻的疊加。

此外，對于木結(jié)構(gòu)建筑，節(jié)點(diǎn)性能尤為重要。傳統(tǒng)的節(jié)點(diǎn)在延性和耗能上有一定的局限性，目前常用的增強(qiáng)方法是植筋連接，許多學(xué)者已對其性能進(jìn)行了研究。Harvey等[12]分析了黏膠層厚度的改變對植筋試件承載力的影響； De Lorenzis等[13]研究了不同錨固長度對植筋強(qiáng)度和韌性的影響；凌志彬等[14]通過不同長細(xì)比的膠合木植筋試件的抗拔試驗(yàn)，分析了長細(xì)比對植筋黏結(jié)力的影響；任嘯[15]設(shè)計(jì)了不同類型的耗能件與植筋相連，通過試驗(yàn)研究了不同形式節(jié)點(diǎn)的抗震性能?？傊?，相比于傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)，植筋節(jié)點(diǎn)具有剛度大、承載力高、美觀等優(yōu)點(diǎn)，還可以抵抗較大彎矩。

但目前針對木剪力墻連接件的研究比較單一[16～19]，對于連接件的耗能性能及木框架-剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能的研究還不是很多。鑒于此，本文將正交膠合木(Cross Laminated Timber，CLT)作為剪力墻應(yīng)用于膠合木框架中；同時，為了提高節(jié)點(diǎn)性能和整體結(jié)構(gòu)性能，在木框架和CLT剪力墻之間設(shè)置高延性高耗能的混合式連接節(jié)點(diǎn)(將傳統(tǒng)鋼板連接件與植筋連接相結(jié)合)，并將節(jié)點(diǎn)設(shè)置在墻體四角以提高結(jié)構(gòu)效率。此外，本文通過對膠合木純框架和膠合木框架-CLT剪力墻結(jié)構(gòu)分別進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，對比了兩個試件的破壞形態(tài)和受力性能，分析了混合連接節(jié)點(diǎn)和CLT剪力墻對膠合木框架結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文共設(shè)計(jì)兩個試件，分別為膠合木純框架(PTF)和膠合木框架-CLT剪力墻(FW)。所有試件采用縮尺，跨度為1550 mm，柱高為2600 mm。柱的上端和下端分別伸出150，500 mm。上端伸出150 mm主要用于作動器加載端在試件上的錨固；下部伸出500 mm主要考慮到作為非底層框架，研究對象包括框架的4個梁柱節(jié)點(diǎn)，這主要通過柱子下端伸出500 mm來實(shí)現(xiàn)。節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)主要參考GB 50005-2017《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[20]，試件如圖1a，1b所示。

圖1 試件幾何尺寸及構(gòu)造/mm

膠合木梁截面尺寸為135 mm×300 mm，柱截面尺寸為150 mm×200 mm，梁柱節(jié)點(diǎn)和柱腳節(jié)點(diǎn)均采用螺栓-鋼填板連接，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖2a，2b所示。

圖2 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖/mm

CLT剪力墻尺寸為1200 mm×1200 mm×98 mm，植筋采用8.8級M16螺桿，植入深度為240 mm。角鋼耗能件通過螺桿與CLT剪力墻相連。裝配式CLT剪力墻與膠合木框架通過連接件節(jié)點(diǎn)處的耳板相連。裝配式CLT剪力墻詳見圖3。

圖3 裝配式CLT剪力墻/mm

1.2 材料性能

試件中鋼構(gòu)件(包括角鋼、鋼填板、鋼墊板、鋼套筒等)的材質(zhì)等級均為Q235B。

試件中膠合木框架的梁柱構(gòu)件由花旗松層板膠壓而成；CLT剪力墻厚98 mm，由3層(32+34+32 mm)花旗松規(guī)格板材垂直相交疊合膠壓而成?；ㄆ焖傻奈锢砹W(xué)性能見表1。

表1 花旗松物理力學(xué)性能

試驗(yàn)所用的植筋膠為雙組分環(huán)氧樹脂膠，其材料參數(shù)由廠家提供，詳見表2所示。

表2 膠黏劑力學(xué)性能

1.3 試驗(yàn)裝置與測點(diǎn)布置

本試驗(yàn)在南京工業(yè)大學(xué)木結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用30 t的作動器進(jìn)行低周反復(fù)加載。在膠合木框架柱的頂端預(yù)制螺栓孔，設(shè)計(jì)了鋼套筒與之相連，并通過2 m的長螺桿和鋼墊板使作動器與框架另一端鋼套筒相連進(jìn)行傳力。膠合木框架柱通過支墩固定在下支座上。為了確保試驗(yàn)中試件的穩(wěn)定，在純框架結(jié)構(gòu)兩側(cè)架設(shè)側(cè)向支撐，并頂在上部木梁上；膠合木框架-CLT剪力墻結(jié)構(gòu)兩側(cè)的側(cè)向支撐頂在CLT剪力墻上部。試驗(yàn)裝置如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)現(xiàn)場

試件PTF中位移計(jì)的量測內(nèi)容為：

(1)加載點(diǎn)的水平荷載：由作動器直接輸出；

(2)框架柱頂?shù)乃轿灰疲涸谏喜苛憾思茉O(shè)拉線位移計(jì)(傳感器1)；

(3)下部梁端的水平位移：在下部梁的兩側(cè)各架設(shè)一個拉線位移計(jì)(傳感器2和3)；

(4)梁柱節(jié)點(diǎn)的相對轉(zhuǎn)角：在梁柱節(jié)點(diǎn)處架設(shè)固定間距的三個位移計(jì)來測量(傳感器4-15)；

(5)柱腳的水平滑移和拔起：在柱腳的水平和豎直方向分別架設(shè)一個位移計(jì)(傳感器16和17)。

試件FW比試件PTF多兩個量測內(nèi)容：

(1)CLT剪力墻沿對角的變形：在CLT板的中心架設(shè)兩個拉線位移計(jì)(傳感器18和19)；

(2)角鋼耗能件的變形：在角鋼耗能件上架設(shè)頂針位移計(jì)(傳感器20和21)。

位移計(jì)架設(shè)如圖5a，5b所示。

圖5 測點(diǎn)布置

1.4 加載制度

本試驗(yàn)采用美國ASTM E2126-11標(biāo)準(zhǔn)[21]中建議的位移控制加載制度。

整個加載過程分為兩個階段：第一階段依次進(jìn)行幅值為控制位移的1.25%，2.5%，5%，7.5%，10%的單次循環(huán)加載，中間連續(xù)加載，無任何停頓；第二階段用控制位移的20%，40%，60%，80%，100%，120%為幅值的三角波依次進(jìn)行三個循環(huán)加載。

本研究由于沒有開展單調(diào)加載試驗(yàn)，其控制位移根據(jù)文獻(xiàn)[11]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)預(yù)估而得，PTF預(yù)估極限位移為180 mm，F(xiàn)W預(yù)估極限位移為80 mm。

試驗(yàn)終止條件為：(1)荷載控制，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)明顯破壞或承載力下降至極限荷載的80%(參考美國標(biāo)準(zhǔn)ASTM E2126-11[21])；(2)位移控制，結(jié)構(gòu)側(cè)向位移達(dá)到作動器最大量程250 mm(層間位移角約為1/10，結(jié)構(gòu)已不宜繼續(xù)承載)。加載制度如圖6所示(圖中：Δ為實(shí)際加載位移；Δu為控制位移)。

圖6 循環(huán)加載制度

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

2.1 膠合木純框架(試件PTF)

試件PTF在加載第一階段沒有發(fā)生大變形，只在梁柱連接節(jié)點(diǎn)處發(fā)出輕微的擠壓聲。當(dāng)加載進(jìn)入到第二階段時，隨加載位移的增大，框架產(chǎn)生較大變形；當(dāng)位移增加到72 mm，每次卸載時，框架都發(fā)出木材的劈裂聲；當(dāng)位移增加到108 mm，進(jìn)入第一個三角波循環(huán)時，框架產(chǎn)生變形如圖7a所示，梁柱節(jié)點(diǎn)處產(chǎn)生較大的轉(zhuǎn)角如圖7b所示。

當(dāng)進(jìn)入第三個三角波循環(huán)時，框架產(chǎn)生較大的木材破壞的聲音，試驗(yàn)停止。對試件觀察發(fā)現(xiàn)，在梁柱連接節(jié)點(diǎn)處，梁的橫紋處出現(xiàn)裂縫，尤其在圓鋼銷連接處。木柱的正面出現(xiàn)較長的裂縫，如圖7c所示。

圖7 試件PTF破壞形態(tài)

2.2 膠合木框架-CLT剪力墻(試件FW)

相比于純木框架，試件FW的側(cè)向變形小得多。當(dāng)加載至第一階段結(jié)束時，試件并沒有明顯的破壞，只是在梁柱節(jié)點(diǎn)和柱頂鋼套筒處產(chǎn)生擠壓聲；當(dāng)循環(huán)進(jìn)入第二階段時，隨著位移的增加，擠壓聲越來越大，尤其是每個幅值的第一個循環(huán)；當(dāng)位移加載至32 mm時，試件FW出現(xiàn)明顯的側(cè)移，梁柱節(jié)點(diǎn)發(fā)生細(xì)小轉(zhuǎn)角，如圖8a所示。

當(dāng)位移增加到48 mm左右時，荷載達(dá)到86 kN，CLT剪力墻受到拉壓發(fā)出劈裂的聲音，墻板表層出現(xiàn)開裂，膠合木梁在螺栓孔部位也出現(xiàn)較為明顯的開裂；當(dāng)位移加載到64 mm時，靠近作動器端的梁柱節(jié)點(diǎn)開始出現(xiàn)破壞，膠合木柱出現(xiàn)明顯劈裂，如圖8b所示，此時試驗(yàn)停止。對試件觀察發(fā)現(xiàn)，柱腳的側(cè)面也出現(xiàn)了明顯的劈裂裂縫，如圖8c所示。

圖8 試件FW破壞形態(tài)

整個過程并未出現(xiàn)CLT墻體植筋連接的破壞，說明植筋-角鋼混合連接達(dá)到了預(yù)期效果，既實(shí)現(xiàn)了可靠的錨固，又便于裝配化安裝。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

滯回曲線是結(jié)構(gòu)在低周反復(fù)荷載作用下荷載和位移之間的關(guān)系曲線，可以反映結(jié)構(gòu)構(gòu)件的變形特性、剛度退化和耗能能力。試件的滯回曲線如圖9a，9b所示。

圖9 試件滯回曲線

對比兩者的滯回曲線可以看出：

(1)純框架試件PTF和框架-剪力墻試件FW都呈現(xiàn)出典型的反S型特征，表現(xiàn)出明顯的捏縮現(xiàn)象。這主要是由安裝孔隙、緊固件變形和銷槽擠壓變形等產(chǎn)生的滑移導(dǎo)致的。

(2)設(shè)置CLT剪力墻后，試件的極限荷載和抗側(cè)剛度明顯提高，其正、反兩個方向的承載力平均值提高145%。

(3)總體來說，兩類試件在正向和反向的曲線具有較好的對稱性，而框架-剪力墻試件FW在兩個方向的荷載具有一定差異，這主要是由于安裝偏差、材料性能離散性等原因?qū)е碌摹?/p>

3.2 骨架曲線

骨架曲線采用低周反復(fù)荷載每一級循環(huán)峰值的連線，即滯回曲線的外包絡(luò)線。純框架試件PTF和框架-剪力墻試件FW的骨架曲線如圖10所示。

圖10 骨架曲線

由圖10也可直觀的發(fā)現(xiàn)：CLT剪力墻的引入，使木結(jié)構(gòu)梁柱框架的承載力和抗側(cè)剛度得以大幅度提高。

3.3 抗側(cè)力性能分析

根據(jù)美國標(biāo)準(zhǔn)ASTM E2126-11[21]，對于沒有明顯屈服點(diǎn)的荷載-位移曲線，可以用EEEP曲線法(如圖11所示)來確定結(jié)構(gòu)的屈服荷載、極限荷載、破壞荷載及對應(yīng)的屈服位移、極限位移和破壞位移。

圖11 EEEP曲線

根據(jù)文獻(xiàn)[21]，具體參數(shù)定義如下：

(1)峰值荷載Fpeak為試件骨架曲線中荷載的最大值，Δpeak為其對應(yīng)位移;

(2)極限荷載或破壞荷載Fu為試驗(yàn)過程中荷載下降到峰值荷載的80%或試件出現(xiàn)嚴(yán)重破壞時的荷載值，Δu為其對應(yīng)位移；

(3)彈性抗側(cè)剛度Ke為荷載-位移曲線上原點(diǎn)和荷載值達(dá)到極限荷載40%的點(diǎn)的連線斜率，如式(1)所示。

(1)

利用骨架曲線和相應(yīng)EEEP曲線求得各試件的極限承載力及其相對應(yīng)的位移，如表3所示。利用式(1)求得各試件的彈性抗側(cè)剛度值，如表4所示。

從表3，4的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)：框架-剪力墻試件FW的極限荷載和彈性抗側(cè)剛度分別是純框架試件PTF的2.45倍和3.65倍。

表3 試件極限荷載和極限位移對比

注：試件PTF和FW均未加載至荷載下降，所以取最大位移對應(yīng)的荷載值為極限荷載

表4 試件彈性抗側(cè)剛度值

3.4 耗能能力分析

本文采用結(jié)構(gòu)總耗能來衡量耗能能力的優(yōu)劣。試件在各級位移下的結(jié)構(gòu)耗能實(shí)測值見表5。

表5 各級位移下試件的耗能

由表5可知，基于本文試件，CLT剪力墻的引入，使得梁柱框架木結(jié)構(gòu)的耗能提高了140%，耗能效果明顯。

4 結(jié) 論

本文對膠合木純框架和膠合木框架-CLT剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究對比了兩種結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)和結(jié)構(gòu)性能。主要結(jié)論如下：

(1)基于傳統(tǒng)銷栓連接的木結(jié)構(gòu)梁柱框架抗側(cè)力較低，最終破壞發(fā)生在梁柱連接節(jié)點(diǎn)處，一般不宜作為單獨(dú)的抗側(cè)結(jié)構(gòu)使用。

(2)木結(jié)構(gòu)梁柱框架-CLT剪力墻結(jié)構(gòu)中，框架和剪力墻協(xié)同工作性能良好，試件極限荷載、抗側(cè)剛度和耗能分別為木結(jié)構(gòu)純框架的2.45倍、3.65倍和2.4倍，結(jié)構(gòu)性能提高效果顯著。

(3)植筋-角鋼混合連接的使用實(shí)現(xiàn)了裝配化安裝，同時也提供了CLT墻體在與梁柱框架連接時的可靠錨固。如果此類混合連接設(shè)置合理，完全可以利用角鋼連接件作為耗能件，使得此類木結(jié)構(gòu)框架-剪力墻結(jié)構(gòu)具有更好地耗能性能。

(4)本文對膠合木框架-CLT剪力墻結(jié)構(gòu)只是先期開展了部分試驗(yàn)研究，后續(xù)工作尚需進(jìn)行系統(tǒng)化試驗(yàn)，研究墻體開洞及高寬比、墻體厚度、梁柱節(jié)點(diǎn)剛度等參數(shù)的影響。通過有限元模擬對試驗(yàn)研究進(jìn)行拓展和優(yōu)化，最終提出結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)計(jì)算方法。