邊界骨柱對石膏面板輕木剪力墻抗剪性能的影響研究?

柏 潔 周 華 丁俊豪 任廷亮

（1.貴州大學土木工程學院，貴州 貴陽 550025；2.貴州電力建設監(jiān)理咨詢有限責任公司，貴州 貴陽550025；3.貴陽人文科技學院，貴州 貴陽 550025）

輕型木結構剪力墻通常由規(guī)格材、木基結構板或石膏板制作而成，承受由地震作用和風荷載產生的全部剪力。根據(jù)GB 50005—2017《木結構設計標準》相關規(guī)定，在剪力墻受剪設計時，木基結構板材剪力墻的抗剪強度設計值和抗剪剛度均應根據(jù)面板厚度、釘直徑、釘入深度及面板邊緣釘間距查表確定，不考慮木骨架對剪力墻抗剪性能的影響，對于剪力墻兩側邊界骨柱，按剪力墻平面內彎矩產生的軸向力進行承載力驗算。

國內外對輕型木結構剪力墻抗剪性能的研究主要集中在墻體材料、構造方式、邊界條件等影響因素。墻體覆面材料的研究主要涉及OSB板、石膏板[1-2]、秸稈板[3-5]、竹面板[6-7]等。有關不同構造對輕木結構剪力墻受力性能的影響研究，主要集中在長高比、釘直徑、釘間距、骨柱間距等方面[8-14]。邊界條件的研究主要針對豎向荷載[15-16]和上部剛度[17]等。此外，還有對加強措施[18-20]、不同框架混合結構[21-23]、臺風荷載響應[24]、數(shù)值模擬方法[25-27]的研究等。現(xiàn)有研究尚未涉及邊界骨柱對輕型木結構剪力墻抗剪性能的影響。

本課題組的前期試驗表明，石膏面板輕木剪力墻的抗剪破壞主要由石膏面板釘連接破壞導致，墻骨柱特別是邊界骨柱出現(xiàn)明顯的上拔變形。為進一步研究輕木剪力墻邊界骨柱對剪力墻抗剪性能的影響，本文在改變邊界骨柱數(shù)量后進行單調加載試驗，對邊界骨柱對剪力墻的抗剪強度、抗剪剛度及延性等的影響進行對比研究，推導了邊界骨柱對剪力墻抗剪性能的貢獻作用，并提出計算公式，為剪力墻的抗剪強度設計值和抗剪剛度提供更為精細的取值依據(jù)。

1 剪力墻抗剪性能試驗

1.1 墻體設計與制作

依據(jù)GB 50005—2017 標準的構造要求，制作4 個輕型木結構剪力墻試件。骨柱、頂梁板和底梁板均采用加拿大Ιc級SPF（云杉-松木-冷杉）規(guī)格材，截面尺寸為38 mm × 89 mm；墻面板采用12 mm厚紙面石膏板（貴州泰福石膏有限公司）；骨柱由2 根國產鋼釘分別與頂梁板和底梁板連接，釘帽直徑8.5 mm，釘長90 mm；面板釘為國產木螺釘，釘帽直徑4.2 mm，釘長50 mm，沿板邊緣釘間距150 mm，板中釘間距300 mm；墻平面尺寸分別為2 400 mm × 2 400 mm和1 200 mm ×2400 mm；墻體底部兩端各設置一個抗拔緊固件，通過2 個直徑為16 mm的螺栓與邊墻骨柱連接，1 個直徑為16 mm的螺栓與底梁板相連。

通過對比無面板試件（LW-1）和單面覆板試件（LW-2），考察剪力墻抗剪能力中骨架與面板的分配比例。通過對比邊界單骨柱（LW-3）和邊界雙骨柱試件（LW-4），考察邊界骨柱對剪力墻抗剪性能的貢獻作用并進行量化。試件編號如表1所示，試件構造如圖1所示。

表1 試件設計Tab.1 Design of specimen

圖1 試件示意圖Fig. 1 Specimen diagram

1.2 材料的基本性能

SPF規(guī)格材的平均基本密度為0.47 g/cm3，彈性模量為6 500 N/mm2；紙面石膏板的面密度為9.5 kg/m2，彈性模量為1 680 N/mm2；骨柱釘光圓桿處實測平均直徑為3.62 mm，平均長度為89.74 mm，平均彎曲屈服強度為691.07 MPa；面板釘光圓桿處實測平均直徑為3.01 mm，平均長度為49.37 mm，平均彎曲屈服強度為917.07 MPa。

1.3 加載裝置與測量

采用貴州大學土木工程學院結構工程實驗室MTS液壓伺服加載系統(tǒng)進行加載試驗。試驗墻體底側通過螺栓固定于專用方鋼管地梁上，墻體上側通過4 根拉桿固定于 MTS 作動器端頭。采用 4 個拉桿式 YHD 型位移傳感器，分別測量頂梁板、地梁板水平位移和邊界骨柱豎向位移。試驗裝置和測點布置如圖2 所示。根據(jù)GB/T 37745—2019《木結構剪力墻靜載和低周反復水平加載試驗方法》，單調加載采用位移控制，加載速率為2 mm/min，數(shù)據(jù)采集頻率為 2 Hz。當試驗荷載下降至極限載荷的85%或出現(xiàn)嚴重破壞時停止加載。

圖2 試驗加載裝置和測點布置Fig.2 Test setup and measuring location arrangement

2 結果與分析

2.1 破壞形態(tài)

2.1.1 帶面板剪力墻

帶面板剪力墻極限荷載時的變形如圖3所示。在水平荷載前期，剪力墻基本處于彈性狀態(tài)，僅在邊界骨柱及次邊界骨柱出現(xiàn)少量釘節(jié)點拔出，無明顯的面板釘破壞和墻骨架變形。當位移荷載逐漸增大，面板邊緣釘節(jié)點出現(xiàn)了不同方向的釘孔滑移，木骨架呈彎曲型側向變形，且骨柱從邊緣至中心逐漸出現(xiàn)釘節(jié)點拔出現(xiàn)象（圖5）。當達到極限荷載時，四角一定范圍的邊緣釘節(jié)點釘孔范圍面板破壞（圖6），與釘脫離，面板出現(xiàn)明顯的平面內轉動，與墻骨架不再協(xié)調變形，墻骨架側向變形繼續(xù)增加，荷載逐漸下降，最終剪力墻破壞。

圖3 帶面板剪力墻變形形態(tài)Fig.3 Deformation of shear wall with panels

圖4 剪力墻骨架變形形態(tài)Fig.4 Deformation of shear wall without panels

圖5 骨柱上拔Fig.5 Pull-out of studs

圖6 面板釘破壞Fig.6 Failure of panel-stud nailed joints

2.1.2 剪力墻骨架

剪力墻骨架極限荷載時變形情況如圖4 所示。無面板的剪力墻骨架試件（LW-1）在水平位移荷載作用下首先出現(xiàn)平行四邊形變形，隨后骨柱出現(xiàn)釘節(jié)點拔出現(xiàn)象，且骨柱上拔量隨著各骨柱距剪力墻中心距離增加而加大，邊界骨柱的上拔量遠大于其他骨柱。由于沒有抗拔緊固件的約束，墻骨架的側向位移遠大于帶面板剪力墻，且墻骨柱無明顯的彎曲變形，最終破壞由骨柱釘節(jié)點拔出所致。

2.2 荷載位移曲線

圖7 所示為有無面板剪力墻的荷載位移曲線。由圖明顯可見，無面板的剪力墻骨架抗剪承載力僅為有面板剪力墻抗剪承載力的12%左右，而變形量遠大于有面板剪力墻，說明輕型木結構剪力墻的抗剪承載力主要由面板提供，墻骨架對其影響較小。圖8 為不同邊界構件剪力墻荷載位移曲線的對比，設置邊界雙骨柱的試件（LW-4）較邊界單骨柱試件（LW-3）的極限荷載略大，兩個試件在受力前期抗剪性能差異不大，但在70%極限荷載后，LW-3 的曲線出現(xiàn)轉折，位移較LW-4 增大，達到極限荷載后，LW-3 荷載下降更明顯。

圖7 荷載-位移曲線對比Fig.7 Comparison of load-displacement curves

圖8 荷載-位移曲線對比Fig.8 Comparison of load-displacement curves

2.3 主要試驗結果

在單調加載試驗中，定義當荷載下降至85%極限荷載時為破壞荷載，相應位移為破壞位移，根據(jù)GB/T 37745—2019 標準定義彈性抗剪剛度為：

極限荷載對應抗剪剛度為：

式中：Ke為彈性抗剪剛度，N/mm；Ku為極限荷載對應抗剪剛度，N/mm；Fu為極限荷載，N；δu為極限位移，mm；l10%Fu、l40%Fu分別為10%Fu和40%Fu相應的位移，mm。

如表2 所示，無面板的剪力墻骨架承載能力約為有面板剪力墻的12%，在荷載前期骨架抗剪剛度幾乎可以忽略。達到極限荷載后，由于面板開始破壞，骨架對剪力墻抗側性能的影響開始體現(xiàn)。設置邊界雙骨柱較邊界單骨柱可提高極限荷載和抗剪強度約4.6%，提高極限荷載對應抗剪剛度約12.2%，邊界雙骨柱對剪力墻受力性能的影響在面板釘節(jié)點出現(xiàn)破壞后的受力后期最為明顯。

表2 主要試驗結果Tab.2 Main test results

3 有限元分析

采用 ABAQUS 有限元軟件對石膏面板輕木剪力墻進行非線性參數(shù)分析，共建立6個剪力墻模型，分別為墻長為1 200 mm的邊界單骨柱（W12D）和邊界雙骨柱（W12S）模型，墻長為2 400 mm的邊界單骨柱（W24D）和邊界雙骨柱（W24S）模型，墻長為3 600 mm的邊界單骨柱（W36D）和邊界雙骨柱（W36S）模型，所有模型墻高為2 400 mm，單面覆12 mm厚石膏面板，在頂梁板施加水平荷載。采用梁單元B21定義剪力墻骨架，殼單元CPS4R定義石膏面板，釘連接節(jié)點采用兩個方向非線性彈簧單元Spring2進行模擬，木材和石膏面板材料性能按試驗值，骨架釘和面板釘力學性能均按課題組實測確定，如圖9所示。

圖9 骨架釘節(jié)點抗剪（a）、抗拔（b）和面板釘抗剪（c）擬合曲線圖Fig.9 Shear (a), pullout (b) curves of skeleton nail joints and shear (c) curves of panel-stud nailed joints

3.1 分析結果

以模型W12D和W12S為例，模擬荷載位移曲線與試驗曲線對比如圖10 所示。由圖可知，有限元模擬結果與試驗結果吻合較好。圖11 為極限荷載下墻體位移云圖，與試驗位移相似，在加載一側邊界骨柱有明顯的上拔，墻體整體呈傾覆狀變形，墻面板發(fā)生明顯的平面內轉動。圖12 為墻面板平面內剪應力云圖，隨著荷載增加，剪應力較大區(qū)域從加載點一側逐漸向墻體中心轉移，下部剪應力總體較上部大。

圖10 荷載位移曲線對比Fig.10 Comparison of load-displacement curves

圖11 位移云圖Fig.11 Cloud diagram of displacement

圖12 剪應力云圖Fig.12 Cloud diagram of shear stress

3.2 剪力分配比例

在有限元模擬結果中，沿剪力墻底部同一路徑提取極限荷載時墻面板及骨柱水平方向的剪應力，分別計算墻面板與骨柱承擔的剪力及相應的剪力分配比例，見表3。由表可知，隨著墻長增加，極限荷載相應提高，呈明顯的正相關性，采用邊界雙骨柱的墻體極限承載力較邊界單骨柱時略有提高，但提升效果不明顯。當邊界骨柱采用單骨柱時，骨架剪力分配比例約0.05；當邊界骨柱采用雙骨柱時，骨架剪力分配比例明顯提高，達到0.15 左右。

4 邊界骨柱對剪力墻抗剪性能的影響

根據(jù)試驗和有限元分析結果可知，邊界雙骨柱對剪力墻承載力影響不大，因此僅考慮骨架承擔部分剪力后的變形對剪力墻變形能力和抗剪剛度產生的影響。

4.1 剪力墻頂部的水平位移構成

輕型木結構剪力墻頂部的水平位移由面板變形、骨架變形和層轉角變形三部分組成，其中，面板變形δW包含面板剪切及面板釘滑移變形；骨架變形包含骨架在水平剪力作用下的變形δV、骨架釘或抗拔緊固件的變形δd。本文不考慮層轉角變形，剪力墻頂部的水平位移如公式（3）所示，面板變形量按公式（4）計算。

式中：δ為剪力墻頂部水平位移，mm；δW為面板變形，mm；δV為骨架變形，mm；δd為骨架釘或抗拔緊固件變形，mm；V為剪力墻頂部剪力設計值，N；Hw為剪力墻高度，mm；L為剪力墻長度，mm；Kw為剪力墻剪切剛度，N/mm，由規(guī)范或試驗得出。

4.2 骨架變形δV

骨架在與面板共同作用時，可按剪力墻全截面受彎計算骨架變形，邊界骨柱為單骨柱時骨架變形為：

由上式可知，采用邊界雙骨柱時，由于骨架承擔剪力比例增加，相應的骨架變形大于邊界單骨柱時，且當墻長越小時，邊界設置雙骨柱時骨架變形δV較單骨柱時增加越明顯。

4.3 骨架釘變形δd

骨架釘在水平剪力作用下，變形由釘剪切變形δgV和釘拔出變形δgb組成。由于骨架承擔水平剪力遠小于課題組前期骨架釘抗剪試驗的承載力，因此釘剪切變形δgV可以忽略。骨架釘拔出變形由邊界骨柱承受的軸向拉力N導致，按公式（7）計算：

式中：N為邊界骨柱的拉力設計值，N；B0為剪力墻兩側邊界骨柱的中心距，mm，獨立墻肢時B0=L。

當采用邊界雙骨柱時，由于邊骨架釘數(shù)量為單骨柱時的2 倍，因此，釘拔出變形δgb雙=0.5δgb單，根據(jù)課題組完成的骨架釘抗拔試驗極限位移，δgb單=8.5mm。

4.4 抗剪剛度提高比例

根據(jù)上述公式，設置邊界雙骨柱時的剪力墻頂部水平位移δ雙較設置邊界單骨柱時的剪力墻頂部水平位移δ單的減少值為：

式中:Δδ為設置邊界單骨柱與邊界雙骨柱時剪力墻頂部水平位移差，mm。

設置邊界雙骨柱時的剪力墻抗剪剛度提高系數(shù)β為：

式中：K單、K雙分別為設置邊界單骨柱和邊界雙骨柱時的剪力墻抗剪剛度，N/mm。

以 試 件LW-3 和LW-4 為 例，試 件LW-3：Iw單=2 705 600 000 mm4，Ag=3 382 mm2，L=1 200 mm，δ單=74 mm，K單=53.4 N/mm，則計算試件LW-4：β=1.128，K雙=60.24 N/mm，計算剪力墻抗剪剛度與試驗抗剪剛度相差0.6%，公式計算吻合度較高。

5 結論

本文對邊界骨柱對石膏面板輕木剪力墻抗剪性能的影響進行研究，得出以下結論：

1）邊界骨柱對石膏面板輕木結構剪力墻墻體抗剪承載力影響不大，設置邊界雙骨柱可提高極限荷載對應的抗剪剛度。

2）采用邊界雙骨柱可提高骨架剪力分配比例，從而延緩面板釘連接破壞，提升剪力墻抗剪性能。當采用邊界單骨柱時，骨架剪力分配比例約為0.05；采用邊界雙骨柱時，骨架剪力分配比例約為0.15。隨著墻長增加，骨架剪力墻分配比例略有提升。

3）本文提出的設置邊界雙骨柱抗剪剛度提高系數(shù)公式與邊界骨柱截面面積、墻長等有關，經(jīng)與試驗結果對比，公式擬合度較好。