胶合木框架-CLT剪力墙结构抗震性能试验

薛敬丞， 陈志琪， 杨会峰， 刘伟庆

(南京工业大学 土木工程学院， 江苏 南京 211816)

现代木结构建筑中，木框架-剪力墙结构由于具有良好的力学性能和节能环保的优点，近年来在北美、欧洲以及国内发达城市的应用日趋广泛。

国外对木框架-剪力墙结构的试验研究开始较早，研究人员针对不同的影响因素进行了一系列的包括静力、拟动力和振动台试验。Price等[1,2]研究了不同面板材料对结构性能的影响；Shim等[3,4]对纯木框架、轻木剪力墙和木框架-剪力墙组合结构进行了试验研究，得出组合结构的抗侧承载力可以看作框架和剪力墙各自承载力的线性叠加。相较于国外，国内对于木结构的研究起步较晚。2006年，程海江等[5]通过对不同洞口尺寸和翼缘墙体的木框架剪力墙结构进行试验，研究了剪力墙参数的改变对结构抗侧性能的影响。2008年起，刘雁等[6,7]研究了不同上部刚度和不同构造对木框架剪力墙受力性能的影响。近年，同济大学的何敏娟等[8]对几种采用覆面板材的木框架剪力墙进行了单向加载下的试验研究，并对抗侧性能、破坏特征和破坏机理进行了分析；熊海贝等[9,10]对梁柱式胶合木结构体系和梁柱式木框架-支撑体系进行了一系列研究，提出了“强框架弱支撑”的设计思想，给出了支撑连接节点的构造措施；郑维等[11]对胶合木框架、木剪力墙和胶合木框架-剪力墙进行了试验研究，得出组合结构的抗侧性能优于胶合木框架和木剪力墙的叠加。

此外，对于木结构建筑，节点性能尤为重要。传统的节点在延性和耗能上有一定的局限性，目前常用的增强方法是植筋连接，许多学者已对其性能进行了研究。Harvey等[12]分析了黏胶层厚度的改变对植筋试件承载力的影响； De Lorenzis等[13]研究了不同锚固长度对植筋强度和韧性的影响；凌志彬等[14]通过不同长细比的胶合木植筋试件的抗拔试验，分析了长细比对植筋黏结力的影响；任啸[15]设计了不同类型的耗能件与植筋相连，通过试验研究了不同形式节点的抗震性能。总之，相比于传统节点，植筋节点具有刚度大、承载力高、美观等优点，还可以抵抗较大弯矩。

但目前针对木剪力墙连接件的研究比较单一[16～19]，对于连接件的耗能性能及木框架-剪力墙结构的抗震性能的研究还不是很多。鉴于此，本文将正交胶合木(Cross Laminated Timber，CLT)作为剪力墙应用于胶合木框架中；同时，为了提高节点性能和整体结构性能，在木框架和CLT剪力墙之间设置高延性高耗能的混合式连接节点(将传统钢板连接件与植筋连接相结合)，并将节点设置在墙体四角以提高结构效率。此外，本文通过对胶合木纯框架和胶合木框架-CLT剪力墙结构分别进行低周反复荷载试验，对比了两个试件的破坏形态和受力性能，分析了混合连接节点和CLT剪力墙对胶合木框架结构抗震性能的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计

本文共设计两个试件，分别为胶合木纯框架(PTF)和胶合木框架-CLT剪力墙(FW)。所有试件采用缩尺，跨度为1550 mm，柱高为2600 mm。柱的上端和下端分别伸出150，500 mm。上端伸出150 mm主要用于作动器加载端在试件上的锚固；下部伸出500 mm主要考虑到作为非底层框架，研究对象包括框架的4个梁柱节点，这主要通过柱子下端伸出500 mm来实现。节点设计主要参考GB 50005-2017《木结构设计标准》[20]，试件如图1a，1b所示。

图1 试件几何尺寸及构造/mm

胶合木梁截面尺寸为135 mm×300 mm，柱截面尺寸为150 mm×200 mm，梁柱节点和柱脚节点均采用螺栓-钢填板连接，节点构造如图2a，2b所示。

图2 节点构造详图/mm

CLT剪力墙尺寸为1200 mm×1200 mm×98 mm，植筋采用8.8级M16螺杆，植入深度为240 mm。角钢耗能件通过螺杆与CLT剪力墙相连。装配式CLT剪力墙与胶合木框架通过连接件节点处的耳板相连。装配式CLT剪力墙详见图3。

图3 装配式CLT剪力墙/mm

1.2 材料性能

试件中钢构件(包括角钢、钢填板、钢垫板、钢套筒等)的材质等级均为Q235B。

试件中胶合木框架的梁柱构件由花旗松层板胶压而成；CLT剪力墙厚98 mm，由3层(32+34+32 mm)花旗松规格板材垂直相交叠合胶压而成。花旗松的物理力学性能见表1。

表1 花旗松物理力学性能

试验所用的植筋胶为双组分环氧树脂胶，其材料参数由厂家提供，详见表2所示。

表2 胶黏剂力学性能

1.3 试验装置与测点布置

本试验在南京工业大学木结构实验室进行，采用30 t的作动器进行低周反复加载。在胶合木框架柱的顶端预制螺栓孔，设计了钢套筒与之相连，并通过2 m的长螺杆和钢垫板使作动器与框架另一端钢套筒相连进行传力。胶合木框架柱通过支墩固定在下支座上。为了确保试验中试件的稳定，在纯框架结构两侧架设侧向支撑，并顶在上部木梁上；胶合木框架-CLT剪力墙结构两侧的侧向支撑顶在CLT剪力墙上部。试验装置如图4所示。

图4 试验现场

试件PTF中位移计的量测内容为：

(1)加载点的水平荷载：由作动器直接输出；

(2)框架柱顶的水平位移：在上部梁端架设拉线位移计(传感器1)；

(3)下部梁端的水平位移：在下部梁的两侧各架设一个拉线位移计(传感器2和3)；

(4)梁柱节点的相对转角：在梁柱节点处架设固定间距的三个位移计来测量(传感器4-15)；

(5)柱脚的水平滑移和拔起：在柱脚的水平和竖直方向分别架设一个位移计(传感器16和17)。

试件FW比试件PTF多两个量测内容：

(1)CLT剪力墙沿对角的变形：在CLT板的中心架设两个拉线位移计(传感器18和19)；

(2)角钢耗能件的变形：在角钢耗能件上架设顶针位移计(传感器20和21)。

位移计架设如图5a，5b所示。

图5 测点布置

1.4 加载制度

本试验采用美国ASTM E2126-11标准[21]中建议的位移控制加载制度。

整个加载过程分为两个阶段：第一阶段依次进行幅值为控制位移的1.25%，2.5%，5%，7.5%，10%的单次循环加载，中间连续加载，无任何停顿；第二阶段用控制位移的20%，40%，60%，80%，100%，120%为幅值的三角波依次进行三个循环加载。

本研究由于没有开展单调加载试验，其控制位移根据文献[11]的试验数据预估而得，PTF预估极限位移为180 mm，FW预估极限位移为80 mm。

试验终止条件为：(1)荷载控制，结构出现明显破坏或承载力下降至极限荷载的80%(参考美国标准ASTM E2126-11[21])；(2)位移控制，结构侧向位移达到作动器最大量程250 mm(层间位移角约为1/10，结构已不宜继续承载)。加载制度如图6所示(图中：Δ为实际加载位移；Δu为控制位移)。

图6 循环加载制度

2 试验现象与破坏形态

2.1 胶合木纯框架(试件PTF)

试件PTF在加载第一阶段没有发生大变形，只在梁柱连接节点处发出轻微的挤压声。当加载进入到第二阶段时，随加载位移的增大，框架产生较大变形；当位移增加到72 mm，每次卸载时，框架都发出木材的劈裂声；当位移增加到108 mm，进入第一个三角波循环时，框架产生变形如图7a所示，梁柱节点处产生较大的转角如图7b所示。

当进入第三个三角波循环时，框架产生较大的木材破坏的声音，试验停止。对试件观察发现，在梁柱连接节点处，梁的横纹处出现裂缝，尤其在圆钢销连接处。木柱的正面出现较长的裂缝，如图7c所示。

图7 试件PTF破坏形态

2.2 胶合木框架-CLT剪力墙(试件FW)

相比于纯木框架，试件FW的侧向变形小得多。当加载至第一阶段结束时，试件并没有明显的破坏，只是在梁柱节点和柱顶钢套筒处产生挤压声；当循环进入第二阶段时，随着位移的增加，挤压声越来越大，尤其是每个幅值的第一个循环；当位移加载至32 mm时，试件FW出现明显的侧移，梁柱节点发生细小转角，如图8a所示。

当位移增加到48 mm左右时，荷载达到86 kN，CLT剪力墙受到拉压发出劈裂的声音，墙板表层出现开裂，胶合木梁在螺栓孔部位也出现较为明显的开裂；当位移加载到64 mm时，靠近作动器端的梁柱节点开始出现破坏，胶合木柱出现明显劈裂，如图8b所示，此时试验停止。对试件观察发现，柱脚的侧面也出现了明显的劈裂裂缝，如图8c所示。

图8 试件FW破坏形态

整个过程并未出现CLT墙体植筋连接的破坏，说明植筋-角钢混合连接达到了预期效果，既实现了可靠的锚固，又便于装配化安装。

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线

滞回曲线是结构在低周反复荷载作用下荷载和位移之间的关系曲线，可以反映结构构件的变形特性、刚度退化和耗能能力。试件的滞回曲线如图9a，9b所示。

图9 试件滞回曲线

对比两者的滞回曲线可以看出：

(1)纯框架试件PTF和框架-剪力墙试件FW都呈现出典型的反S型特征，表现出明显的捏缩现象。这主要是由安装孔隙、紧固件变形和销槽挤压变形等产生的滑移导致的。

(2)设置CLT剪力墙后，试件的极限荷载和抗侧刚度明显提高，其正、反两个方向的承载力平均值提高145%。

(3)总体来说，两类试件在正向和反向的曲线具有较好的对称性，而框架-剪力墙试件FW在两个方向的荷载具有一定差异，这主要是由于安装偏差、材料性能离散性等原因导致的。

3.2 骨架曲线

骨架曲线采用低周反复荷载每一级循环峰值的连线，即滞回曲线的外包络线。纯框架试件PTF和框架-剪力墙试件FW的骨架曲线如图10所示。

图10 骨架曲线

由图10也可直观的发现：CLT剪力墙的引入，使木结构梁柱框架的承载力和抗侧刚度得以大幅度提高。

3.3 抗侧力性能分析

根据美国标准ASTM E2126-11[21]，对于没有明显屈服点的荷载-位移曲线，可以用EEEP曲线法(如图11所示)来确定结构的屈服荷载、极限荷载、破坏荷载及对应的屈服位移、极限位移和破坏位移。

图11 EEEP曲线

根据文献[21]，具体参数定义如下：

(1)峰值荷载Fpeak为试件骨架曲线中荷载的最大值，Δpeak为其对应位移;

(2)极限荷载或破坏荷载Fu为试验过程中荷载下降到峰值荷载的80%或试件出现严重破坏时的荷载值，Δu为其对应位移；

(3)弹性抗侧刚度Ke为荷载-位移曲线上原点和荷载值达到极限荷载40%的点的连线斜率，如式(1)所示。

(1)

利用骨架曲线和相应EEEP曲线求得各试件的极限承载力及其相对应的位移，如表3所示。利用式(1)求得各试件的弹性抗侧刚度值，如表4所示。

从表3，4的数据可以发现：框架-剪力墙试件FW的极限荷载和弹性抗侧刚度分别是纯框架试件PTF的2.45倍和3.65倍。

表3 试件极限荷载和极限位移对比

注：试件PTF和FW均未加载至荷载下降，所以取最大位移对应的荷载值为极限荷载

表4 试件弹性抗侧刚度值

3.4 耗能能力分析

本文采用结构总耗能来衡量耗能能力的优劣。试件在各级位移下的结构耗能实测值见表5。

表5 各级位移下试件的耗能

由表5可知，基于本文试件，CLT剪力墙的引入，使得梁柱框架木结构的耗能提高了140%，耗能效果明显。

4 结 论

本文对胶合木纯框架和胶合木框架-CLT剪力墙结构进行了低周反复荷载试验，研究对比了两种结构的破坏形态和结构性能。主要结论如下：

(1)基于传统销栓连接的木结构梁柱框架抗侧力较低，最终破坏发生在梁柱连接节点处，一般不宜作为单独的抗侧结构使用。

(2)木结构梁柱框架-CLT剪力墙结构中，框架和剪力墙协同工作性能良好，试件极限荷载、抗侧刚度和耗能分别为木结构纯框架的2.45倍、3.65倍和2.4倍，结构性能提高效果显著。

(3)植筋-角钢混合连接的使用实现了装配化安装，同时也提供了CLT墙体在与梁柱框架连接时的可靠锚固。如果此类混合连接设置合理，完全可以利用角钢连接件作为耗能件，使得此类木结构框架-剪力墙结构具有更好地耗能性能。

(4)本文对胶合木框架-CLT剪力墙结构只是先期开展了部分试验研究，后续工作尚需进行系统化试验，研究墙体开洞及高宽比、墙体厚度、梁柱节点刚度等参数的影响。通过有限元模拟对试验研究进行拓展和优化，最终提出结构设计计算方法。