豎向拼縫對正交膠合木剪力墻抗側性能的影響

王?，B,李 征,何敏娟

(同濟大學 土木工程學院,上海 200092)

正交膠合木(CLT)剪力墻結構具有裝配化程度高、保溫隔熱性能好、綠色環保和抗震性能好等優勢,為現代多高層木結構的發展提供了新思路。

作為CLT剪力墻結構的主要豎向抗側力體系,CLT剪力墻的抗側性能受到了較廣泛的關注。Popovski等[1]和Gavric等[2]對CLT剪力墻進行了試驗研究,揭示了CLT剪力墻的破壞模式,分析了節點力學性能對CLT剪力墻抗側性能的影響;何敏娟等[3]對平臺法和連續法施工的CLT剪力墻進行了試驗研究,分析了建造方法對CLT剪力墻承載能力與變形模式的影響;Popovski等[4]和Yasumura等[5]對CLT剪力墻結構進行了擬靜力往復加載試驗,揭示了垂直于側向荷載方向的CLT剪力墻對CLT剪力墻結構抗側性能的影響;Ceccotti等[6-7]和van de Lindt等[8]對CLT剪力墻結構進行了振動臺試驗,分析了CLT剪力墻結構在地震作用下的動力特性,更全面地評估了CLT剪力墻結構的抗震性能。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剪力墻的數值模擬方法,為預測CLT剪力墻的抗側性能提供了有效工具。

在CLT剪力墻結構中,同層CLT剪力墻間常設置豎向拼縫,以滿足CLT剪力墻的設計和施工要求。在加拿大CLT設計手冊[15]闡述了豎向拼縫處節點的設計原則;在北美木結構設計手冊[16]介紹了設置豎向拼縫的CLT剪力墻的抗側性能計算方法;Casagrande等[17]和Nolet等[18]提出了設置豎向拼縫的CLT剪力墻的理論計算模型,合理地預測了設置豎向拼縫的CLT剪力墻的力學性能;Chen等[19]對設置豎向拼縫的CLT剪力墻進行了試驗研究,并基于彈性基礎的理論計算模型,預測了豎向拼縫處節點剛度對CLT剪力墻抗側性能的影響。

為進一步探究豎向拼縫對CLT剪力墻抗側性能的影響,對有豎向拼縫和無豎向拼縫的兩種CLT剪力墻試件進行了擬靜力往復加載試驗,對比了兩種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剪力墻結構的抗震設計提供依據。

1 試驗設計

1.1 試件設計

為研究豎向拼縫對CLT剪力墻抗側性能的影響,設計了兩種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。

除豎向拼縫處構造不同外,試件W1和W2的其他構造及尺寸完全相同:兩種試件的高度和總寬度均分別為2和1.2 m,墻板采用由等級為No.2或以上的云杉-松-冷杉規格材膠合而成的、厚度為105 mm的3層CLT板,其中,規格材的截面尺寸為140 mm×35 mm。CLT墻板通過2個抗剪連接節點和2個抗拔連接節點與鋼基礎連接,其中,抗剪連接件和抗拔連接件的鋼材等級均為Q345,與鋼基礎連接端采用8.8級M16螺栓,與CLT墻板連接端采用長度和直徑分別為80和5 mm的自攻螺釘,單個抗拔連接節點和抗剪連接節點的自攻螺釘個數分別為8和10個,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點,半搭接節點所采用的自攻螺釘的長度和直徑分別為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

試驗采用雙通道電液伺服加載系統,水平作動器通過分配梁與剪力墻試件頂部連接,以實現側向荷載的分配;在CLT墻板兩側設置面外約束支撐,避免CLT剪力墻發生平面外變形,并在面外約束支撐與CLT墻板間設置滾輪,減小面外約束支撐對CLT剪力墻試件抗側性能的影響。加載裝置如圖2所示。

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

圖1 CLT剪力墻試件構造(單位:mm)

圖2 加載裝置

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現象及破壞模式

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

圖3 試件W1試驗現象

在試件W2加載的初始階段,兩塊CLT墻板角部均被抬起,CLT墻板間有豎向相對位移,但抬起和相對位移的幅值較小。隨加載位移幅值的增大,CLT墻板抬起幅度增加,且墻板間相對位移增加,抗剪連接節點和抗拔連接節點發生明顯變形,半搭接節點的自攻螺釘的釘頭傾斜,如圖4(a)所示。當試件頂部側向位移達到60 mm時,由位移計記錄的數據可知:CLT墻板角部最大抬起為18.3 mm,墻板間最大相對位移為12.4 mm。最終部分半搭接節點自攻螺釘被拔出或剪斷,如圖4(b)、4(c)所示。

圖4 試件W2試驗現象

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的正向和負向極限承載力分別為32.5和37.7 kN,試件W2的正向和負向極限承載力分別為25.2和20.6 kN,較試件W1低,這主要是因為試件W2半搭接節點處的自攻螺釘發生了破壞時,其抗拔連接節點未充分發揮作用。

試件的初始剛度根據等效彈塑性能量法確定,計算可得: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%,這主要是因為在側向荷載作用下,試件W2的CLT墻板在豎向拼縫處發生了相對錯動。

2.3 耗能水平

試件W1和W2在往復荷載作用下的累積耗能如圖6所示。由圖6可以看出:當側向位移幅值小于6 mm,試件W1和W2的累計耗能均較小;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。在側向位移幅值大于6 mm的加載循環中,試件W1的累計耗能為試件W2的累計耗能的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的抗拔連接節點與抗剪連接節點的變形較試件W2的抗拔連接節點與抗剪連接節點的變形大,試件W1在往復荷載作用下耗散了更多的能量。在位移幅值為140 mm的首次加載循環中,試件W1的抗拔連接節點發生了較嚴重的破壞,抗拔連接節點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的后兩次加載循環中,累積耗能增長速率降低,耗能能力下降。

圖5 荷載-位移曲線

2.4 剛度退化特性

CLT剪力墻在往復作用下的剛度退化特性是評估其抗側性能的另一重要指標。采用割線剛度定義試件在加載過程中各循環對應的剛度,試件W1和試件W2的剛度變化如圖7所示。由圖7可以看出,往復荷載作用下,2個CLT剪力墻試件均表現出明顯的剛度退化現象,剛度退化主要發生前4個加載循環內,即頂部側向位移小于4.5 mm時。在位移幅值為60 mm的首次加載循環中,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次加載循環中,試件W1的剛度出現了較明顯的下降,這是由于在位移幅值為140 mm的首次加載循環中,試件W1試件的抗拔連接節點發生了較嚴重的破壞,抗拔連接節點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 結論

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

2)在相同的側向位移下,無豎向拼縫CLT剪力墻的抗拔連接節點變形較有豎向拼縫CLT剪力墻的抗拔連接節點變形嚴重。

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,無豎向拼縫的CLT剪力墻的累計耗能為有豎向拼縫CLT剪力墻累計耗能的1.20～1.59倍。

5)有無豎向拼縫的CLT剪力墻均表現出明顯的剛度退化現象。在位移幅值為60 mm的首次加載循環中,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%。