空心胶合木梁柱式结构抗侧力性能研究*

尚 澎 孙友富

（1.南京艺术学院设计学院，南京 210013； 2.南京林业大学材料科学与工程学院，南京 210037 )

我国地质构造复杂，为减小地震灾害，研究建筑抗震能力，采取有效措施提高抗震性能具有现实意义。胶合木结构建筑应用于城镇建设，需对结构进行抗震性能设计或加固，其中抗侧力体系尤为关键。我国在胶合木结构建筑的抗震性能研究和应用方面尚未建立全面的规则体系， GB/T 50708—2012《胶合木结构技术规范》及GB 50005—2017《木结构设计标准》对胶合木梁柱构件的材料尺寸等作了设计要求，但对结构抗侧力性能未予以详细规范。美国NDS(National design specification for wood construction)[1]等木结构规范对抗侧力性能的设计也鲜有提及。何敏娟、熊海贝等对实心胶合木梁柱式结构进行了多类型的抗侧力性能试验[2-3]；Kamiya等对实心梁柱式框架-隅撑结构进行了抗侧力和刚度性能试验[4]。目前针对梁柱式胶合木结构的研究重点在于不同结构体系的比较研究以及提高结构抗侧力性能的方法，但未涉及空心胶合木结构的抗侧力性能试验研究，对其破坏模式、抗震性能缺乏有效评价。本研究利用落叶松人工林资源，选取小径级材制作空心胶合木构件，相比实心胶合木，可发挥材料“小材大用”的工程价值，并优化建筑构件力学性能，以达到轻质高强的目的。因此，结合前期空心胶合木构件的试验研究[5]，进行梁柱式空心胶合木纯框架及框架-人字撑单跨结构的抗侧力性能试验，研究低周反复加载作用下两种结构的破坏模式、耗能能力、刚度等性能。

1 材料与方法

1.1 材料

选取小径级兴安落叶松（Larix gmelinii）制作梁、柱、支撑空心胶合木构件，落叶松含水率11.9%，密度0.63g/cm3。空心胶合梁、柱、支撑截面尺寸分别为175 mm×105 mm、175 mm ×140 mm、105 mm×105 mm，截面空心率20%（图1a）。胶合木加工采用YJ-108单组份聚氨酯胶黏剂，固体含量100%，黏度2.4 Pa·s，双面施胶，施胶量220 g/m2，压机施压1.5 MPa，保压6 h。

参照JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验方法规程》[6]规定，本次拟静力试验确定几何相似系数Si=1/2缩尺实行。试件分为纯框架结构及框架-人字撑抗侧加强结构两类（图1b、c），共10榀。对模型和原型材料在强度和弹性模量方面按材料相似系数SE=1实行。试件跨高比3:2，跨度2 055 mm，高度1 370 mm，节点连接采用钢插板-螺栓形式，螺栓布置依据GB 50005—2017标准。梁柱、柱脚节点，支撑节点，人字撑与梁柱钢插板交汇处分别采用直径14、12、20 mm螺栓，等级8.8级。钢插板、钢底板采用Q245钢，厚度分别为10、45 mm。

图1 纯框架及框架-人字撑结构（mm）Fig.1 Pure frame and frame with herringbone-brace system(mm)

1.2 试验设备

采用邦威300 kN伺服液压水平作动器进行抗侧力试验，反力装置为反力墙、台座，框架梁顺纹方向即受载方向，加载装置如图2a、b所示，柱底钢板与地梁采用4个M30螺杆、4个M14螺栓连接（扬州三源机械有限公司提供），设置两架三角支撑以防试件平面外失稳（图2c）。作动器输出推力时通过作动器连接钢板传力至试件；输出拉力时，采用钢螺杆传力至固定钢板再传至框架。

试验仪器布置见图2d，测试及记录内容：1）加载力由力传感器输出；2）结构水平位移，由激光位移计（KEYENCE IL-300）测定；3）节点的相对转角，由梁柱节点处对角线位置的位移计（图中3-1～3-4，上黄YHD-50）测定；4）柱脚双侧拔起，由位移计（4-1～4-4，上黄YHD-50）测定；5）柱脚水平滑移，由位移计（5-1、5-2，上黄YHD-50）测定。位移数据由TML TDS-530静态数据采集仪同步采集。

1.3 方法

试验参考ASTM E2126-19标准[7]及Kohara[8-10]等采用的梁柱式木结构抗侧力性能试验方法，进行单调及低周反复加载试验（表1）。正式加载前，预加载0.1kN荷载。低周反复试验采用位移控制，根据ASTM E2126-19中B方法（ISO16670标准）建议的位移控制加载制度（图3）。

图2 加载装置及现场Fig.2 Test equipment and site

表1 测试方法Tab.1 Test methods

图3 低周反复加载Fig.3 Low cyclic loading tests

因低周反复加载试验的极限位移值根据单调加载试验[11]确定，两组单调加载试件SF、SKC的极限位移值即为低周反复加载试件的极限位移值，故首先以5 mm/min速率实行单调加载试验，得荷载-位移曲线（图4）。纯框架的极限位移值为170 mm，框架-人字撑结构的极限位移值为85 mm。低周反复加载以10 mm/min速率采用的1.25%、2.5%、5%、7.5%、10%逐次实行单次循环加载，接着采用的20%、40%、60%、80%、100%逐次实行3次循环加载至试件破坏（图3）。加载过程中，推力为正、拉力为负，有下列条件之一即停止加载：1）参照ASTM E2126-19 与JGJ101—2015《建筑抗震试验规程》标准，试件承载力下降至极限荷载80%；2）试件侧向位移达170 mm，即层间位移角为1/8时，结构不适宜继续承受外荷载；3）试件突然破坏无法继续承载。

图4 纯框架、框架-人字撑单调加载荷载-位移曲线Fig.4 Load-displacement curves of pure frame and frame with herringbone-brace system monotonic test

2 结果与分析

2.1 试验现象及破坏模式

2.1.1 纯框架结构

纯框架结构在单调加载作用下，侧向位移达72 mm时，柱脚有裂缝，位移92～120 mm时梁端产生裂缝。随位移增大，梁端、柱脚裂缝展开；位移165 mm，承载力达最大值，加载至170 mm，试验终止。纯框架结构在反复加载作用下的破坏示意如图5a所示。当侧向位移达20%预估极限位移时，梁柱节点处出现声响，其后试件在反复受推力及拉力过程中，出现连续响声。位移28 mm时，出现局部顶紧；当位移69 mm，柱脚出现较明显劈裂现象（图5b）。位移73～89 mm时，梁端部发生顺纹方向开裂，随位移增大，柱脚裂纹沿顺纹向上展开，近加载端柱顶沿螺栓顺纹向上产生裂缝（图5c）。115 mm位移时，柱脚裂缝以较快速率展开，但承载力未明显下降。加载至133 mm，柱脚裂缝迅速劈裂，至169 mm，承载力下降，试验停止。因此，低周反复加载作用下纯框架结构的破坏模式为：柱脚劈裂→梁端劈裂→梁柱裂缝展开→柱顶劈裂。

图5 纯框架结构破坏模式Fig.5 Failure modes of pure frame system

2.1.2 框架-人字撑结构

框架-人字撑结构在单调加载作用下，当侧向位移达41 mm，梁柱节点发出响声；位移49 mm时，柱脚出现轻微顺纹开裂；位移80 mm，人字撑与梁跨中钢板连接处螺栓出现变形，其后柱脚、梁端依次出现裂缝。当位移83mm，承载力达最大值，加载至85 mm，试验停止。框架-人字撑结构在低周反复加载作用下，结构破坏示意见图6a。当侧向位移达11 mm，柱脚、梁柱、支撑节点处木材与螺栓呈挤压顶紧状态，随后柱脚、梁端出现裂纹。当位移达42.5 mm，人字撑上端螺栓变形，柱脚、梁端裂纹少量扩展。当位移达50 mm，人字撑两端连接处螺栓明显变形（图6c、d），试件承载力由77.8（推力）、76.4 kN（拉力）分别降为51.1、50.9 kN，试验停止。比较可得，柱脚与梁端的裂缝开展较纯框架程度低，差异较大。因此，低周反复加载作用下，框架-人字撑结构的破坏模式为：柱脚劈裂→梁端劈裂→加载侧支撑与梁交汇处螺栓变形→两侧支撑螺栓大部变形→梁柱裂缝少量展开。

图6 框架-人字撑结构破坏模式Fig.6 Failure mode of frame with herringbone-brace system

2.2 力学性能

2.2.1 滞回曲线

根据试验结果，两组低周反复作用下的典型滞回曲线如图7，可反映出结构的抗震性能：1）滞回曲线均呈收拢现象，原因为试验中螺栓与木材接触面挤压，纤维局部压溃致开裂。即局部木材两个方向出现破坏位移，试件受力时发生滑移。因框架-人字撑结构支撑两端螺栓均出现不同程度变形，故曲线相对杂乱（图7b）。2）纯框架结构承载力和抗侧刚度均处较低水平，结构稳定性相对较差，不建议直接用于建筑抗侧力体系。3）框架-人字撑结构较纯框架结构具较高的承载力和抗侧刚度性能，且提升较为明显，但延性较差。

图7 低周反复试验滞回曲线Fig.7 Hysteresis curves of low cycle repeated tests

2.2.2 主要力学性能参数

骨架曲线是循环加载曲线在第一次目标位移峰值荷载的连线轨迹线。骨架曲线的包络线是试件一定位移下达到的最大荷载，反映了结构的刚度特征和变形性能。试件组CKC、CF在低周反复加载下的骨架曲线见图8，由正骨架曲线与负骨架曲线得平均骨架曲线（绝对值）。确定试件的峰值荷载Pрeak、峰值位移Δрeak、极限位移Δu、极限荷载或破坏荷载Pu。采用能量等效的理想弹塑性EEEP（Equivalent Energy Elastic-Plastic）方法（图9），确定结构的屈服荷载Pуield和屈服位移Δуield，两者的比值即为试件弹性阶段的抗侧刚度，即Ke=Pуield·(Δуield)-1；通过试件屈服荷载与柱高的比值确定最大弹性位移角，即θe=Pуield·h-1；以试件极限位移和屈服位移的比值确定结构整体的延性系数，即D=Δu·(Δуield)-1，表征结构整体延性性能。试件主要力学性能结果见表2。

图8 骨架曲线Fig.8 Envelope curves

图9 理想弹塑性曲线Fig.9 Equivalent energy elastic-plastic curves

由表2可得：1）极限承载力：纯框架结构为28.98 kN；框架-人字撑结构为77.80 kN，是纯框架结构的2.68倍。弹性阶段抗侧刚度Ke：纯框架结构体系为0.3 kN/mm; 框架-人字撑结构为1.9 kN/mm，后者刚度为前者的6.3倍。2）最大弹性层间位移角θe：框架-人字撑结构为1/34。根据GB51022—2015《门式钢架轻型房屋钢结构技术规范》规定，单层门式钢架柱顶位移角的容许值在“采用轻型钢墙板”时为1/60；同时参考北美轻型木结构层间位移角限值，小震、中震、强震下分别为1/100、2/100、3/100[12]。因此框架-人字撑结构符合建筑结构设计要求。弹性阶段，纯框架变形过大，弹性层间位移角最大值为1/15。实际工程中若采用位移控制，则当层间位移角为1/100和1/50，结构承载力为1.8 kN和4.05 kN，反映出较低的承载性能，因此纯框架结构不建议作为建筑主要抗侧体系，需增强结构稳定性。3）延性系数D：纯框架结构和框架-人字撑结构的延性系数均较小，分别为1.8及1.2。框架-人字撑结构较纯框架抗侧刚度有所提升但延性更差，是纯框架结构的0.67倍[13]。

2.2.3 刚度退化

结构刚度退化结果可反映结构破坏后的剩余承载力情况。以割线刚度表明结构在反复加载作用下的有效刚度，第i次有效刚度按下式计算：

将第i次峰点的位移和屈服位移的比值作横坐标，刚度作纵坐标，计算试件的刚度退化曲线。结构整体有效刚度曲线如图10所示。

图10 刚度退化曲线Fig.10 Secant stiffness curves

由图10可得：1）比较两种结构的初始刚度，框架-人字撑结构约为1.3 kN/mm，显示出人字撑的加强作用；纯框架结构初始刚度较低，约0.5 kN/mm。2）框架-人字撑结构和纯框架结构随低周循环次数增加，首先出现刚度退化趋势，原因是梁柱产生的劈裂破坏使试件承载力迅速降低。加载中后期，纯框架无明显破坏，木材局部受拉压应力开裂对结构刚度影响较小，故曲线呈缓慢下降。3）框架-人字撑结构刚度中后期呈上升现象，原因是木构件被挤压顶紧后，下一级的加载使结构刚度有一定提升，又因框架-人字撑结构刚度主要由人字撑提供，因此其结构刚度上升较纯框架明显得多。

2.2.4 强度退化

在位移变化幅值一致情况下，结构承载力随循环次数增长而下降，即反映为结构的强度退化特性。在承受间隔持续地震作用力时，框架结构产生强度退化；抵御下一轮地震作用力时，退化后的结构强度可能会使建筑完全破坏。因此，强度退化以同级荷载强度退化系数表示，如公式（2）：

式中：Fmin、Fmax分别为同级位移变化幅值下，末次循环的峰值荷载及首次循环的峰值荷载，kN。

结构总体的强度退化状况可由各级位移幅值下强度退化系数曲线直接反映，如图11所示。

图11 强度退化曲线Fig.11 Strength degradation curves

由图11可得：1）纯框架与框架-人字撑结构均呈现强度退化现象，原因为前一级加载时木材局部发生了劈裂及横纹挤压变形；框架-人字撑在弹性阶段即发生破坏，反映为强度退化程度较纯框架明显，而纯框架退化相对不明显。2）纯框架和框架-人字撑结构在试件破坏前强度退化均小于30%，反映了梁柱式空心胶合木结构体系在承受强震作用后，若结构未最终破坏，仍可在抵御下一次地震作用力时提供可靠的承载力。

2.2.5 耗能能力

建筑结构在地震力作用下，反映为能量吸收及耗散过程，其抗震能力的重要指标即为构件耗能能力，可用荷载-位移滞回曲线包络线内的总面积表示，反映整体结构的刚度、延性等性能。试件耗能来源于木构件的劈裂破坏、构件间的摩擦、螺栓及木材变形。纯框架与框架-人字撑结构耗能与总位移的关系见图12。由图可知，框架-人字撑较纯框架结构，破坏时的位移行程较小，耗能能力相对较差。而纯框架结构在具更多变形的情况下，耗能能力仍优于框架-人字撑结构，原因在于人字撑对结构的限制作用。

图12 总计耗能Fig.12 Cumulative energy consumption

每个加载循环的耗能情况如图13所示，由图可见：1）框架-人字撑结构的耗能峰值早于纯框架结构，约为2.8×103 J，缘于破坏发生在小位移阶段。纯框架结构的耗能峰值约为2.0×103 J，约为框架-人字撑结构0.71倍。2）纯框架结构随循环次数增长，每个循环的耗能呈增长趋势，侧向位移越大，能量耗散随之增长。反映出承受地震作用力时，具较好耗能能力，但有一定抗侧刚度不足问题。3）两种结构大位移时的耗能均明显增长，原因在于梁柱构件发生劈裂破坏，弹性应变能被大量释放，而同位移变化幅值的下一次及再下一次循环时，因无新破坏裂缝出现，耗能明显下降，故表明大位移时结构整体耗能的主要来源为梁柱的劈裂破坏。

图13 加载循环耗能Fig.13 Energy dissipation characteristics within each cycle

3 结论

1）梁柱式空心胶合木纯框架与框架-人字撑结构均具有一定抗侧力性能，与同形式的实心胶合木结构具类似的破坏模式与力学性能，可应用于实际工程。

2）纯框架结构弹性阶段的刚度和承载力较小，不建议单独用于实际工程。框架-人字撑结构的人字撑构件给予了结构整体较大的抗侧刚度和承载力，是纯框架结构的6.3倍及2.68倍。

3）框架-人字撑结构相比纯框架结构，未显现更好的延性性能。结构失效前，两种结构强度退化均小于30%，表明两种结构体系具足够的剩余承载力，可保证建筑结构的安全性。

4）在工程设计中，还需要进行人字撑平面外失稳的结构预验算，保证支撑构件不早于框架破坏，以达到支撑破坏失去刚度后，梁柱框架仍能保持弹性抵御外部地震力。