空心膠合木梁柱式結(jié)構(gòu)抗側(cè)力性能研究*

尚 澎 孫友富

（1.南京藝術(shù)學(xué)院設(shè)計學(xué)院，南京 210013； 2.南京林業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，南京 210037 )

我國地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜，為減小地震災(zāi)害，研究建筑抗震能力，采取有效措施提高抗震性能具有現(xiàn)實意義。膠合木結(jié)構(gòu)建筑應(yīng)用于城鎮(zhèn)建設(shè)，需對結(jié)構(gòu)進行抗震性能設(shè)計或加固，其中抗側(cè)力體系尤為關(guān)鍵。我國在膠合木結(jié)構(gòu)建筑的抗震性能研究和應(yīng)用方面尚未建立全面的規(guī)則體系， GB/T 50708—2012《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》及GB 50005—2017《木結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》對膠合木梁柱構(gòu)件的材料尺寸等作了設(shè)計要求，但對結(jié)構(gòu)抗側(cè)力性能未予以詳細規(guī)范。美國NDS(National design specification for wood construction)[1]等木結(jié)構(gòu)規(guī)范對抗側(cè)力性能的設(shè)計也鮮有提及。何敏娟、熊海貝等對實心膠合木梁柱式結(jié)構(gòu)進行了多類型的抗側(cè)力性能試驗[2-3]；Kamiya等對實心梁柱式框架-隅撐結(jié)構(gòu)進行了抗側(cè)力和剛度性能試驗[4]。目前針對梁柱式膠合木結(jié)構(gòu)的研究重點在于不同結(jié)構(gòu)體系的比較研究以及提高結(jié)構(gòu)抗側(cè)力性能的方法，但未涉及空心膠合木結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力性能試驗研究，對其破壞模式、抗震性能缺乏有效評價。本研究利用落葉松人工林資源，選取小徑級材制作空心膠合木構(gòu)件，相比實心膠合木，可發(fā)揮材料“小材大用”的工程價值，并優(yōu)化建筑構(gòu)件力學(xué)性能，以達到輕質(zhì)高強的目的。因此，結(jié)合前期空心膠合木構(gòu)件的試驗研究[5]，進行梁柱式空心膠合木純框架及框架-人字撐單跨結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力性能試驗，研究低周反復(fù)加載作用下兩種結(jié)構(gòu)的破壞模式、耗能能力、剛度等性能。

1 材料與方法

1.1 材料

選取小徑級興安落葉松（Larix gmelinii）制作梁、柱、支撐空心膠合木構(gòu)件，落葉松含水率11.9%，密度0.63g/cm3?？招哪z合梁、柱、支撐截面尺寸分別為175 mm×105 mm、175 mm ×140 mm、105 mm×105 mm，截面空心率20%（圖1a）。膠合木加工采用YJ-108單組份聚氨酯膠黏劑，固體含量100%，黏度2.4 Pa·s，雙面施膠，施膠量220 g/m2，壓機施壓1.5 MPa，保壓6 h。

參照J(rèn)GJ/T 101—2015《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[6]規(guī)定，本次擬靜力試驗確定幾何相似系數(shù)Si=1/2縮尺實行。試件分為純框架結(jié)構(gòu)及框架-人字撐抗側(cè)加強結(jié)構(gòu)兩類（圖1b、c），共10榀。對模型和原型材料在強度和彈性模量方面按材料相似系數(shù)SE=1實行。試件跨高比3:2，跨度2 055 mm，高度1 370 mm，節(jié)點連接采用鋼插板-螺栓形式，螺栓布置依據(jù)GB 50005—2017標(biāo)準(zhǔn)。梁柱、柱腳節(jié)點，支撐節(jié)點，人字撐與梁柱鋼插板交匯處分別采用直徑14、12、20 mm螺栓，等級8.8級。鋼插板、鋼底板采用Q245鋼，厚度分別為10、45 mm。

圖1 純框架及框架-人字撐結(jié)構(gòu)（mm）Fig.1 Pure frame and frame with herringbone-brace system(mm)

1.2 試驗設(shè)備

采用邦威300 kN伺服液壓水平作動器進行抗側(cè)力試驗，反力裝置為反力墻、臺座，框架梁順紋方向即受載方向，加載裝置如圖2a、b所示，柱底鋼板與地梁采用4個M30螺桿、4個M14螺栓連接（揚州三源機械有限公司提供），設(shè)置兩架三角支撐以防試件平面外失穩(wěn)（圖2c）。作動器輸出推力時通過作動器連接鋼板傳力至試件；輸出拉力時，采用鋼螺桿傳力至固定鋼板再傳至框架。

試驗儀器布置見圖2d，測試及記錄內(nèi)容：1）加載力由力傳感器輸出；2）結(jié)構(gòu)水平位移，由激光位移計（KEYENCE IL-300）測定；3）節(jié)點的相對轉(zhuǎn)角，由梁柱節(jié)點處對角線位置的位移計（圖中3-1～3-4，上黃YHD-50）測定；4）柱腳雙側(cè)拔起，由位移計（4-1～4-4，上黃YHD-50）測定；5）柱腳水平滑移，由位移計（5-1、5-2，上黃YHD-50）測定。位移數(shù)據(jù)由TML TDS-530靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀同步采集。

1.3 方法

試驗參考ASTM E2126-19標(biāo)準(zhǔn)[7]及Kohara[8-10]等采用的梁柱式木結(jié)構(gòu)抗側(cè)力性能試驗方法，進行單調(diào)及低周反復(fù)加載試驗（表1）。正式加載前，預(yù)加載0.1kN荷載。低周反復(fù)試驗采用位移控制，根據(jù)ASTM E2126-19中B方法（ISO16670標(biāo)準(zhǔn)）建議的位移控制加載制度（圖3）。

圖2 加載裝置及現(xiàn)場Fig.2 Test equipment and site

表1 測試方法Tab.1 Test methods

圖3 低周反復(fù)加載Fig.3 Low cyclic loading tests

因低周反復(fù)加載試驗的極限位移值根據(jù)單調(diào)加載試驗[11]確定，兩組單調(diào)加載試件SF、SKC的極限位移值即為低周反復(fù)加載試件的極限位移值，故首先以5 mm/min速率實行單調(diào)加載試驗，得荷載-位移曲線（圖4）。純框架的極限位移值為170 mm，框架-人字撐結(jié)構(gòu)的極限位移值為85 mm。低周反復(fù)加載以10 mm/min速率采用的1.25%、2.5%、5%、7.5%、10%逐次實行單次循環(huán)加載，接著采用的20%、40%、60%、80%、100%逐次實行3次循環(huán)加載至試件破壞（圖3）。加載過程中，推力為正、拉力為負，有下列條件之一即停止加載：1）參照ASTM E2126-19 與JGJ101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》標(biāo)準(zhǔn)，試件承載力下降至極限荷載80%；2）試件側(cè)向位移達170 mm，即層間位移角為1/8時，結(jié)構(gòu)不適宜繼續(xù)承受外荷載；3）試件突然破壞無法繼續(xù)承載。

圖4 純框架、框架-人字撐單調(diào)加載荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves of pure frame and frame with herringbone-brace system monotonic test

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞模式

2.1.1 純框架結(jié)構(gòu)

純框架結(jié)構(gòu)在單調(diào)加載作用下，側(cè)向位移達72 mm時，柱腳有裂縫，位移92～120 mm時梁端產(chǎn)生裂縫。隨位移增大，梁端、柱腳裂縫展開；位移165 mm，承載力達最大值，加載至170 mm，試驗終止。純框架結(jié)構(gòu)在反復(fù)加載作用下的破壞示意如圖5a所示。當(dāng)側(cè)向位移達20%預(yù)估極限位移時，梁柱節(jié)點處出現(xiàn)聲響，其后試件在反復(fù)受推力及拉力過程中，出現(xiàn)連續(xù)響聲。位移28 mm時，出現(xiàn)局部頂緊；當(dāng)位移69 mm，柱腳出現(xiàn)較明顯劈裂現(xiàn)象（圖5b）。位移73～89 mm時，梁端部發(fā)生順紋方向開裂，隨位移增大，柱腳裂紋沿順紋向上展開，近加載端柱頂沿螺栓順紋向上產(chǎn)生裂縫（圖5c）。115 mm位移時，柱腳裂縫以較快速率展開，但承載力未明顯下降。加載至133 mm，柱腳裂縫迅速劈裂，至169 mm，承載力下降，試驗停止。因此，低周反復(fù)加載作用下純框架結(jié)構(gòu)的破壞模式為：柱腳劈裂→梁端劈裂→梁柱裂縫展開→柱頂劈裂。

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

2.1.2 框架-人字撐結(jié)構(gòu)

框架-人字撐結(jié)構(gòu)在單調(diào)加載作用下，當(dāng)側(cè)向位移達41 mm，梁柱節(jié)點發(fā)出響聲；位移49 mm時，柱腳出現(xiàn)輕微順紋開裂；位移80 mm，人字撐與梁跨中鋼板連接處螺栓出現(xiàn)變形，其后柱腳、梁端依次出現(xiàn)裂縫。當(dāng)位移83mm，承載力達最大值，加載至85 mm，試驗停止?？蚣?人字撐結(jié)構(gòu)在低周反復(fù)加載作用下，結(jié)構(gòu)破壞示意見圖6a。當(dāng)側(cè)向位移達11 mm，柱腳、梁柱、支撐節(jié)點處木材與螺栓呈擠壓頂緊狀態(tài)，隨后柱腳、梁端出現(xiàn)裂紋。當(dāng)位移達42.5 mm，人字撐上端螺栓變形，柱腳、梁端裂紋少量擴展。當(dāng)位移達50 mm，人字撐兩端連接處螺栓明顯變形（圖6c、d），試件承載力由77.8（推力）、76.4 kN（拉力）分別降為51.1、50.9 kN，試驗停止。比較可得，柱腳與梁端的裂縫開展較純框架程度低，差異較大。因此，低周反復(fù)加載作用下，框架-人字撐結(jié)構(gòu)的破壞模式為：柱腳劈裂→梁端劈裂→加載側(cè)支撐與梁交匯處螺栓變形→兩側(cè)支撐螺栓大部變形→梁柱裂縫少量展開。

圖6 框架-人字撐結(jié)構(gòu)破壞模式Fig.6 Failure mode of frame with herringbone-brace system

2.2 力學(xué)性能

2.2.1 滯回曲線

根據(jù)試驗結(jié)果，兩組低周反復(fù)作用下的典型滯回曲線如圖7，可反映出結(jié)構(gòu)的抗震性能：1）滯回曲線均呈收攏現(xiàn)象，原因為試驗中螺栓與木材接觸面擠壓，纖維局部壓潰致開裂。即局部木材兩個方向出現(xiàn)破壞位移，試件受力時發(fā)生滑移。因框架-人字撐結(jié)構(gòu)支撐兩端螺栓均出現(xiàn)不同程度變形，故曲線相對雜亂（圖7b）。2）純框架結(jié)構(gòu)承載力和抗側(cè)剛度均處較低水平，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性相對較差，不建議直接用于建筑抗側(cè)力體系。3）框架-人字撐結(jié)構(gòu)較純框架結(jié)構(gòu)具較高的承載力和抗側(cè)剛度性能，且提升較為明顯，但延性較差。

圖7 低周反復(fù)試驗滯回曲線Fig.7 Hysteresis curves of low cycle repeated tests

2.2.2 主要力學(xué)性能參數(shù)

骨架曲線是循環(huán)加載曲線在第一次目標(biāo)位移峰值荷載的連線軌跡線。骨架曲線的包絡(luò)線是試件一定位移下達到的最大荷載，反映了結(jié)構(gòu)的剛度特征和變形性能。試件組CKC、CF在低周反復(fù)加載下的骨架曲線見圖8，由正骨架曲線與負骨架曲線得平均骨架曲線（絕對值）。確定試件的峰值荷載Pрeak、峰值位移Δрeak、極限位移Δu、極限荷載或破壞荷載Pu。采用能量等效的理想彈塑性EEEP（Equivalent Energy Elastic-Plastic）方法（圖9），確定結(jié)構(gòu)的屈服荷載Pуield和屈服位移Δуield，兩者的比值即為試件彈性階段的抗側(cè)剛度，即Ke=Pуield·(Δуield)-1；通過試件屈服荷載與柱高的比值確定最大彈性位移角，即θe=Pуield·h-1；以試件極限位移和屈服位移的比值確定結(jié)構(gòu)整體的延性系數(shù)，即D=Δu·(Δуield)-1，表征結(jié)構(gòu)整體延性性能。試件主要力學(xué)性能結(jié)果見表2。

圖8 骨架曲線Fig.8 Envelope curves

圖9 理想彈塑性曲線Fig.9 Equivalent energy elastic-plastic curves

由表2可得：1）極限承載力：純框架結(jié)構(gòu)為28.98 kN；框架-人字撐結(jié)構(gòu)為77.80 kN，是純框架結(jié)構(gòu)的2.68倍。彈性階段抗側(cè)剛度Ke：純框架結(jié)構(gòu)體系為0.3 kN/mm; 框架-人字撐結(jié)構(gòu)為1.9 kN/mm，后者剛度為前者的6.3倍。2）最大彈性層間位移角θe：框架-人字撐結(jié)構(gòu)為1/34。根據(jù)GB51022—2015《門式鋼架輕型房屋鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》規(guī)定，單層門式鋼架柱頂位移角的容許值在“采用輕型鋼墻板”時為1/60；同時參考北美輕型木結(jié)構(gòu)層間位移角限值，小震、中震、強震下分別為1/100、2/100、3/100[12]。因此框架-人字撐結(jié)構(gòu)符合建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計要求。彈性階段，純框架變形過大，彈性層間位移角最大值為1/15。實際工程中若采用位移控制，則當(dāng)層間位移角為1/100和1/50，結(jié)構(gòu)承載力為1.8 kN和4.05 kN，反映出較低的承載性能，因此純框架結(jié)構(gòu)不建議作為建筑主要抗側(cè)體系，需增強結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。3）延性系數(shù)D：純框架結(jié)構(gòu)和框架-人字撐結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)均較小，分別為1.8及1.2?？蚣?人字撐結(jié)構(gòu)較純框架抗側(cè)剛度有所提升但延性更差，是純框架結(jié)構(gòu)的0.67倍[13]。

2.2.3 剛度退化

結(jié)構(gòu)剛度退化結(jié)果可反映結(jié)構(gòu)破壞后的剩余承載力情況。以割線剛度表明結(jié)構(gòu)在反復(fù)加載作用下的有效剛度，第i次有效剛度按下式計算：

將第i次峰點的位移和屈服位移的比值作橫坐標(biāo)，剛度作縱坐標(biāo)，計算試件的剛度退化曲線。結(jié)構(gòu)整體有效剛度曲線如圖10所示。

圖10 剛度退化曲線Fig.10 Secant stiffness curves

由圖10可得：1）比較兩種結(jié)構(gòu)的初始剛度，框架-人字撐結(jié)構(gòu)約為1.3 kN/mm，顯示出人字撐的加強作用；純框架結(jié)構(gòu)初始剛度較低，約0.5 kN/mm。2）框架-人字撐結(jié)構(gòu)和純框架結(jié)構(gòu)隨低周循環(huán)次數(shù)增加，首先出現(xiàn)剛度退化趨勢，原因是梁柱產(chǎn)生的劈裂破壞使試件承載力迅速降低。加載中后期，純框架無明顯破壞，木材局部受拉壓應(yīng)力開裂對結(jié)構(gòu)剛度影響較小，故曲線呈緩慢下降。3）框架-人字撐結(jié)構(gòu)剛度中后期呈上升現(xiàn)象，原因是木構(gòu)件被擠壓頂緊后，下一級的加載使結(jié)構(gòu)剛度有一定提升，又因框架-人字撐結(jié)構(gòu)剛度主要由人字撐提供，因此其結(jié)構(gòu)剛度上升較純框架明顯得多。

2.2.4 強度退化

在位移變化幅值一致情況下，結(jié)構(gòu)承載力隨循環(huán)次數(shù)增長而下降，即反映為結(jié)構(gòu)的強度退化特性。在承受間隔持續(xù)地震作用力時，框架結(jié)構(gòu)產(chǎn)生強度退化；抵御下一輪地震作用力時，退化后的結(jié)構(gòu)強度可能會使建筑完全破壞。因此，強度退化以同級荷載強度退化系數(shù)表示，如公式（2）：

式中：Fmin、Fmax分別為同級位移變化幅值下，末次循環(huán)的峰值荷載及首次循環(huán)的峰值荷載，kN。

結(jié)構(gòu)總體的強度退化狀況可由各級位移幅值下強度退化系數(shù)曲線直接反映，如圖11所示。

圖11 強度退化曲線Fig.11 Strength degradation curves

由圖11可得：1）純框架與框架-人字撐結(jié)構(gòu)均呈現(xiàn)強度退化現(xiàn)象，原因為前一級加載時木材局部發(fā)生了劈裂及橫紋擠壓變形；框架-人字撐在彈性階段即發(fā)生破壞，反映為強度退化程度較純框架明顯，而純框架退化相對不明顯。2）純框架和框架-人字撐結(jié)構(gòu)在試件破壞前強度退化均小于30%，反映了梁柱式空心膠合木結(jié)構(gòu)體系在承受強震作用后，若結(jié)構(gòu)未最終破壞，仍可在抵御下一次地震作用力時提供可靠的承載力。

2.2.5 耗能能力

建筑結(jié)構(gòu)在地震力作用下，反映為能量吸收及耗散過程，其抗震能力的重要指標(biāo)即為構(gòu)件耗能能力，可用荷載-位移滯回曲線包絡(luò)線內(nèi)的總面積表示，反映整體結(jié)構(gòu)的剛度、延性等性能。試件耗能來源于木構(gòu)件的劈裂破壞、構(gòu)件間的摩擦、螺栓及木材變形。純框架與框架-人字撐結(jié)構(gòu)耗能與總位移的關(guān)系見圖12。由圖可知，框架-人字撐較純框架結(jié)構(gòu)，破壞時的位移行程較小，耗能能力相對較差。而純框架結(jié)構(gòu)在具更多變形的情況下，耗能能力仍優(yōu)于框架-人字撐結(jié)構(gòu)，原因在于人字撐對結(jié)構(gòu)的限制作用。

圖12 總計耗能Fig.12 Cumulative energy consumption

每個加載循環(huán)的耗能情況如圖13所示，由圖可見：1）框架-人字撐結(jié)構(gòu)的耗能峰值早于純框架結(jié)構(gòu)，約為2.8×103 J，緣于破壞發(fā)生在小位移階段。純框架結(jié)構(gòu)的耗能峰值約為2.0×103 J，約為框架-人字撐結(jié)構(gòu)0.71倍。2）純框架結(jié)構(gòu)隨循環(huán)次數(shù)增長，每個循環(huán)的耗能呈增長趨勢，側(cè)向位移越大，能量耗散隨之增長。反映出承受地震作用力時，具較好耗能能力，但有一定抗側(cè)剛度不足問題。3）兩種結(jié)構(gòu)大位移時的耗能均明顯增長，原因在于梁柱構(gòu)件發(fā)生劈裂破壞，彈性應(yīng)變能被大量釋放，而同位移變化幅值的下一次及再下一次循環(huán)時，因無新破壞裂縫出現(xiàn)，耗能明顯下降，故表明大位移時結(jié)構(gòu)整體耗能的主要來源為梁柱的劈裂破壞。

圖13 加載循環(huán)耗能Fig.13 Energy dissipation characteristics within each cycle

3 結(jié)論

1）梁柱式空心膠合木純框架與框架-人字撐結(jié)構(gòu)均具有一定抗側(cè)力性能，與同形式的實心膠合木結(jié)構(gòu)具類似的破壞模式與力學(xué)性能，可應(yīng)用于實際工程。

2）純框架結(jié)構(gòu)彈性階段的剛度和承載力較小，不建議單獨用于實際工程?？蚣?人字撐結(jié)構(gòu)的人字撐構(gòu)件給予了結(jié)構(gòu)整體較大的抗側(cè)剛度和承載力，是純框架結(jié)構(gòu)的6.3倍及2.68倍。

3）框架-人字撐結(jié)構(gòu)相比純框架結(jié)構(gòu)，未顯現(xiàn)更好的延性性能。結(jié)構(gòu)失效前，兩種結(jié)構(gòu)強度退化均小于30%，表明兩種結(jié)構(gòu)體系具足夠的剩余承載力，可保證建筑結(jié)構(gòu)的安全性。

4）在工程設(shè)計中，還需要進行人字撐平面外失穩(wěn)的結(jié)構(gòu)預(yù)驗算，保證支撐構(gòu)件不早于框架破壞，以達到支撐破壞失去剛度后，梁柱框架仍能保持彈性抵御外部地震力。