豎向拼縫對(duì)正交膠合木剪力墻抗側(cè)性能的影響

王希珺,李 征,何敏娟

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092)

正交膠合木(CLT)剪力墻結(jié)構(gòu)具有裝配化程度高、保溫隔熱性能好、綠色環(huán)保和抗震性能好等優(yōu)勢(shì),為現(xiàn)代多高層木結(jié)構(gòu)的發(fā)展提供了新思路。

作為CLT剪力墻結(jié)構(gòu)的主要豎向抗側(cè)力體系,CLT剪力墻的抗側(cè)性能受到了較廣泛的關(guān)注。Popovski等[1]和Gavric等[2]對(duì)CLT剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究,揭示了CLT剪力墻的破壞模式,分析了節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能對(duì)CLT剪力墻抗側(cè)性能的影響;何敏娟等[3]對(duì)平臺(tái)法和連續(xù)法施工的CLT剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究,分析了建造方法對(duì)CLT剪力墻承載能力與變形模式的影響;Popovski等[4]和Yasumura等[5]對(duì)CLT剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了擬靜力往復(fù)加載試驗(yàn),揭示了垂直于側(cè)向荷載方向的CLT剪力墻對(duì)CLT剪力墻結(jié)構(gòu)抗側(cè)性能的影響;Ceccotti等[6-7]和van de Lindt等[8]對(duì)CLT剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn),分析了CLT剪力墻結(jié)構(gòu)在地震作用下的動(dòng)力特性,更全面地評(píng)估了CLT剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能。此外,Gavric等[2]和Shahnewaz等[9]提出了CLT剪力墻的理論計(jì)算模型,Shen等[10]、Pozza等[11]、Casagrande等[12]和Rinaldin等[13-14]提出了CLT剪力墻的數(shù)值模擬方法,為預(yù)測(cè)CLT剪力墻的抗側(cè)性能提供了有效工具。

在CLT剪力墻結(jié)構(gòu)中,同層CLT剪力墻間常設(shè)置豎向拼縫,以滿足CLT剪力墻的設(shè)計(jì)和施工要求。在加拿大CLT設(shè)計(jì)手冊(cè)[15]闡述了豎向拼縫處節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)原則;在北美木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手冊(cè)[16]介紹了設(shè)置豎向拼縫的CLT剪力墻的抗側(cè)性能計(jì)算方法;Casagrande等[17]和Nolet等[18]提出了設(shè)置豎向拼縫的CLT剪力墻的理論計(jì)算模型,合理地預(yù)測(cè)了設(shè)置豎向拼縫的CLT剪力墻的力學(xué)性能;Chen等[19]對(duì)設(shè)置豎向拼縫的CLT剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究,并基于彈性基礎(chǔ)的理論計(jì)算模型,預(yù)測(cè)了豎向拼縫處節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)CLT剪力墻抗側(cè)性能的影響。

為進(jìn)一步探究豎向拼縫對(duì)CLT剪力墻抗側(cè)性能的影響,對(duì)有豎向拼縫和無豎向拼縫的兩種CLT剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力往復(fù)加載試驗(yàn),對(duì)比了兩種CLT剪力墻試件的破壞模式、極限承載力、初始剛度、耗能能力和剛度退化特性,為CLT剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究豎向拼縫對(duì)CLT剪力墻抗側(cè)性能的影響,設(shè)計(jì)了兩種CLT剪力墻試件,分別命名為試件W1和試件W2。其中,試件W1無豎向拼縫,試件W2有豎向拼縫,如圖1所示。

除豎向拼縫處構(gòu)造不同外,試件W1和W2的其他構(gòu)造及尺寸完全相同:兩種試件的高度和總寬度均分別為2和1.2 m,墻板采用由等級(jí)為No.2或以上的云杉-松-冷杉規(guī)格材膠合而成的、厚度為105 mm的3層CLT板,其中,規(guī)格材的截面尺寸為140 mm×35 mm。CLT墻板通過2個(gè)抗剪連接節(jié)點(diǎn)和2個(gè)抗拔連接節(jié)點(diǎn)與鋼基礎(chǔ)連接,其中,抗剪連接件和抗拔連接件的鋼材等級(jí)均為Q345,與鋼基礎(chǔ)連接端采用8.8級(jí)M16螺栓,與CLT墻板連接端采用長(zhǎng)度和直徑分別為80和5 mm的自攻螺釘,單個(gè)抗拔連接節(jié)點(diǎn)和抗剪連接節(jié)點(diǎn)的自攻螺釘個(gè)數(shù)分別為8和10個(gè),以保證CLT剪力墻試件的主要變形模式為搖擺變形[15]。

試件W1和W2的不同之處如下:試件W1的墻板采用不含豎向拼縫的整塊CLT板;試件W2的墻板由兩塊CLT板拼接而成,拼縫處采用半搭接節(jié)點(diǎn),半搭接節(jié)點(diǎn)所采用的自攻螺釘?shù)拈L(zhǎng)度和直徑分別為100和5 mm,間距和邊距分別為150和100 mm,如圖1(b)所示。

1.2 加載裝置及加載制度

試驗(yàn)采用雙通道電液伺服加載系統(tǒng),水平作動(dòng)器通過分配梁與剪力墻試件頂部連接,以實(shí)現(xiàn)側(cè)向荷載的分配;在CLT墻板兩側(cè)設(shè)置面外約束支撐,避免CLT剪力墻發(fā)生平面外變形,并在面外約束支撐與CLT墻板間設(shè)置滾輪,減小面外約束支撐對(duì)CLT剪力墻試件抗側(cè)性能的影響。加載裝置如圖2所示。

試驗(yàn)采用位移控制的往復(fù)加載,加載制度根據(jù)ISO 16670—2003[20]確定,采用層間位移角為3%時(shí)的側(cè)向位移(即60 mm)作為加載控制位移。

圖1 CLT剪力墻試件構(gòu)造(單位:mm)

圖2 加載裝置

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

試件W1加載初期,可以聽到CLT墻板和鋼基礎(chǔ)間由于擠壓和摩擦發(fā)出的聲響,CLT墻板角部有微小抬起。隨加載位移幅值的增大,CLT墻板角部抬起現(xiàn)象逐漸顯著,且抗剪連接節(jié)點(diǎn)和抗拔連接節(jié)點(diǎn)發(fā)生明顯變形,圖3(a)為試件頂部側(cè)向位移為60 mm時(shí),CLT墻體的抬起和連接節(jié)點(diǎn)變形情況,此時(shí)由位移計(jì)記錄得到的CLT墻板角部抬起為28.1 mm。最終抗拔連接節(jié)點(diǎn)和抗剪連接節(jié)點(diǎn)中的自攻螺釘被拔出或剪斷,且自攻螺釘周圍的木材發(fā)生破壞,分別如圖3(b)和3(c)所示。

圖3 試件W1試驗(yàn)現(xiàn)象

在試件W2加載的初始階段,兩塊CLT墻板角部均被抬起,CLT墻板間有豎向相對(duì)位移,但抬起和相對(duì)位移的幅值較小。隨加載位移幅值的增大,CLT墻板抬起幅度增加,且墻板間相對(duì)位移增加,抗剪連接節(jié)點(diǎn)和抗拔連接節(jié)點(diǎn)發(fā)生明顯變形,半搭接節(jié)點(diǎn)的自攻螺釘?shù)尼旑^傾斜,如圖4(a)所示。當(dāng)試件頂部側(cè)向位移達(dá)到60 mm時(shí),由位移計(jì)記錄的數(shù)據(jù)可知:CLT墻板角部最大抬起為18.3 mm,墻板間最大相對(duì)位移為12.4 mm。最終部分半搭接節(jié)點(diǎn)自攻螺釘被拔出或剪斷,如圖4(b)、4(c)所示。

圖4 試件W2試驗(yàn)現(xiàn)象

2.2 荷載-位移曲線

試件W1和試件W2頂部的荷載-位移曲線如圖5所示。試件W1的正向和負(fù)向極限承載力分別為32.5和37.7 kN,試件W2的正向和負(fù)向極限承載力分別為25.2和20.6 kN,較試件W1低,這主要是因?yàn)樵嚰2半搭接節(jié)點(diǎn)處的自攻螺釘發(fā)生了破壞時(shí),其抗拔連接節(jié)點(diǎn)未充分發(fā)揮作用。

試件的初始剛度根據(jù)等效彈塑性能量法確定,計(jì)算可得:試件W1和W2的初始剛度分別為0.49和0.44 kN/mm。試件W1的初始剛度較試件W2的初始剛度高11.4%,這主要是因?yàn)樵趥?cè)向荷載作用下,試件W2的CLT墻板在豎向拼縫處發(fā)生了相對(duì)錯(cuò)動(dòng)。

2.3 耗能水平

試件W1和W2在往復(fù)荷載作用下的累積耗能如圖6所示。由圖6可以看出:當(dāng)側(cè)向位移幅值小于6 mm,試件W1和W2的累計(jì)耗能均較小;隨著加載位移幅值的增大,試件W1的累積耗能大于試件W2的累積耗能。在側(cè)向位移幅值大于6 mm的加載循環(huán)中,試件W1的累計(jì)耗能為試件W2的累計(jì)耗能的1.20～1.59倍,這是由于試件W1的墻板角部抬起幅值大于試件W2的墻板角部抬起幅值,因此試件W1的抗拔連接節(jié)點(diǎn)與抗剪連接節(jié)點(diǎn)的變形較試件W2的抗拔連接節(jié)點(diǎn)與抗剪連接節(jié)點(diǎn)的變形大,試件W1在往復(fù)荷載作用下耗散了更多的能量。在位移幅值為140 mm的首次加載循環(huán)中,試件W1的抗拔連接節(jié)點(diǎn)發(fā)生了較嚴(yán)重的破壞,抗拔連接節(jié)點(diǎn)中的自攻螺釘被拔出或剪斷,因此試件W1在位移幅值為140 mm的后兩次加載循環(huán)中,累積耗能增長(zhǎng)速率降低,耗能能力下降。

圖5 荷載-位移曲線

2.4 剛度退化特性

CLT剪力墻在往復(fù)作用下的剛度退化特性是評(píng)估其抗側(cè)性能的另一重要指標(biāo)。采用割線剛度定義試件在加載過程中各循環(huán)對(duì)應(yīng)的剛度,試件W1和試件W2的剛度變化如圖7所示。由圖7可以看出,往復(fù)荷載作用下,2個(gè)CLT剪力墻試件均表現(xiàn)出明顯的剛度退化現(xiàn)象,剛度退化主要發(fā)生前4個(gè)加載循環(huán)內(nèi),即頂部側(cè)向位移小于4.5 mm時(shí)。在位移幅值為60 mm的首次加載循環(huán)中,試件W1和試件W2的剛度較初始剛度分別退化了16%和37%。在位移幅值為140 mm的第2次加載循環(huán)中,試件W1的剛度出現(xiàn)了較明顯的下降,這是由于在位移幅值為140 mm的首次加載循環(huán)中,試件W1試件的抗拔連接節(jié)點(diǎn)發(fā)生了較嚴(yán)重的破壞,抗拔連接節(jié)點(diǎn)中的自攻螺釘被拔出或剪斷。

圖6 累積耗能

圖7 剛度退化情況

3 結(jié)論

1)在往復(fù)荷載作用下,無豎向拼縫CLT剪力墻的失效模式為抗拔連接節(jié)點(diǎn)破壞,有豎向拼縫CLT剪力墻的失效模式為半搭接節(jié)點(diǎn)破壞。

2)在相同的側(cè)向位移下,無豎向拼縫CLT剪力墻的抗拔連接節(jié)點(diǎn)變形較有豎向拼縫CLT剪力墻的抗拔連接節(jié)點(diǎn)變形嚴(yán)重。

3)無豎向拼縫CLT剪力墻的極限承載力、初始剛度較有豎向拼縫CLT剪力墻的極限承載力、初始剛度高,無豎向拼縫CLT剪力墻的初始剛度較有豎向拼縫CLT剪力墻的初始剛度高11.4%。

4)相比有豎向拼縫CLT剪力墻,無豎向拼縫CLT剪力墻耗能能力較強(qiáng),無豎向拼縫的CLT剪力墻的累計(jì)耗能為有豎向拼縫CLT剪力墻累計(jì)耗能的1.20～1.59倍。

5)有無豎向拼縫的CLT剪力墻均表現(xiàn)出明顯的剛度退化現(xiàn)象。在位移幅值為60 mm的首次加載循環(huán)中,無豎向拼縫CLT剪力墻和有豎向拼縫CLT剪力墻的剛度較初始剛度分別退化了16%和37%。