竖向拼缝对正交胶合木剪力墙抗侧性能的影响

王希珺,李 征,何敏娟

(同济大学 土木工程学院,上海 200092)

正交胶合木(CLT)剪力墙结构具有装配化程度高、保温隔热性能好、绿色环保和抗震性能好等优势,为现代多高层木结构的发展提供了新思路。

作为CLT剪力墙结构的主要竖向抗侧力体系,CLT剪力墙的抗侧性能受到了较广泛的关注。Popovski等[1]和Gavric等[2]对CLT剪力墙进行了试验研究,揭示了CLT剪力墙的破坏模式,分析了节点力学性能对CLT剪力墙抗侧性能的影响;何敏娟等[3]对平台法和连续法施工的CLT剪力墙进行了试验研究,分析了建造方法对CLT剪力墙承载能力与变形模式的影响;Popovski等[4]和Yasumura等[5]对CLT剪力墙结构进行了拟静力往复加载试验,揭示了垂直于侧向荷载方向的CLT剪力墙对CLT剪力墙结构抗侧性能的影响;Ceccotti等[6-7]和van de Lindt等[8]对CLT剪力墙结构进行了振动台试验,分析了CLT剪力墙结构在地震作用下的动力特性,更全面地评估了CLT剪力墙结构的抗震性能。此外,Gavric等[2]和Shahnewaz等[9]提出了CLT剪力墙的理论计算模型,Shen等[10]、Pozza等[11]、Casagrande等[12]和Rinaldin等[13-14]提出了CLT剪力墙的数值模拟方法,为预测CLT剪力墙的抗侧性能提供了有效工具。

在CLT剪力墙结构中,同层CLT剪力墙间常设置竖向拼缝,以满足CLT剪力墙的设计和施工要求。在加拿大CLT设计手册[15]阐述了竖向拼缝处节点的设计原则;在北美木结构设计手册[16]介绍了设置竖向拼缝的CLT剪力墙的抗侧性能计算方法;Casagrande等[17]和Nolet等[18]提出了设置竖向拼缝的CLT剪力墙的理论计算模型,合理地预测了设置竖向拼缝的CLT剪力墙的力学性能;Chen等[19]对设置竖向拼缝的CLT剪力墙进行了试验研究,并基于弹性基础的理论计算模型,预测了竖向拼缝处节点刚度对CLT剪力墙抗侧性能的影响。

为进一步探究竖向拼缝对CLT剪力墙抗侧性能的影响,对有竖向拼缝和无竖向拼缝的两种CLT剪力墙试件进行了拟静力往复加载试验,对比了两种CLT剪力墙试件的破坏模式、极限承载力、初始刚度、耗能能力和刚度退化特性,为CLT剪力墙结构的抗震设计提供依据。

1 试验设计

1.1 试件设计

为研究竖向拼缝对CLT剪力墙抗侧性能的影响,设计了两种CLT剪力墙试件,分别命名为试件W1和试件W2。其中,试件W1无竖向拼缝,试件W2有竖向拼缝,如图1所示。

除竖向拼缝处构造不同外,试件W1和W2的其他构造及尺寸完全相同:两种试件的高度和总宽度均分别为2和1.2 m,墙板采用由等级为No.2或以上的云杉-松-冷杉规格材胶合而成的、厚度为105 mm的3层CLT板,其中,规格材的截面尺寸为140 mm×35 mm。CLT墙板通过2个抗剪连接节点和2个抗拔连接节点与钢基础连接,其中,抗剪连接件和抗拔连接件的钢材等级均为Q345,与钢基础连接端采用8.8级M16螺栓,与CLT墙板连接端采用长度和直径分别为80和5 mm的自攻螺钉,单个抗拔连接节点和抗剪连接节点的自攻螺钉个数分别为8和10个,以保证CLT剪力墙试件的主要变形模式为摇摆变形[15]。

试件W1和W2的不同之处如下:试件W1的墙板采用不含竖向拼缝的整块CLT板;试件W2的墙板由两块CLT板拼接而成,拼缝处采用半搭接节点,半搭接节点所采用的自攻螺钉的长度和直径分别为100和5 mm,间距和边距分别为150和100 mm,如图1(b)所示。

1.2 加载装置及加载制度

试验采用双通道电液伺服加载系统,水平作动器通过分配梁与剪力墙试件顶部连接,以实现侧向荷载的分配;在CLT墙板两侧设置面外约束支撑,避免CLT剪力墙发生平面外变形,并在面外约束支撑与CLT墙板间设置滚轮,减小面外约束支撑对CLT剪力墙试件抗侧性能的影响。加载装置如图2所示。

试验采用位移控制的往复加载,加载制度根据ISO 16670—2003[20]确定,采用层间位移角为3%时的侧向位移(即60 mm)作为加载控制位移。

图1 CLT剪力墙试件构造(单位:mm)

图2 加载装置

2 试验结果与分析

2.1 试验现象及破坏模式

试件W1加载初期,可以听到CLT墙板和钢基础间由于挤压和摩擦发出的声响,CLT墙板角部有微小抬起。随加载位移幅值的增大,CLT墙板角部抬起现象逐渐显著,且抗剪连接节点和抗拔连接节点发生明显变形,图3(a)为试件顶部侧向位移为60 mm时,CLT墙体的抬起和连接节点变形情况,此时由位移计记录得到的CLT墙板角部抬起为28.1 mm。最终抗拔连接节点和抗剪连接节点中的自攻螺钉被拔出或剪断,且自攻螺钉周围的木材发生破坏,分别如图3(b)和3(c)所示。

图3 试件W1试验现象

在试件W2加载的初始阶段,两块CLT墙板角部均被抬起,CLT墙板间有竖向相对位移,但抬起和相对位移的幅值较小。随加载位移幅值的增大,CLT墙板抬起幅度增加,且墙板间相对位移增加,抗剪连接节点和抗拔连接节点发生明显变形,半搭接节点的自攻螺钉的钉头倾斜,如图4(a)所示。当试件顶部侧向位移达到60 mm时,由位移计记录的数据可知:CLT墙板角部最大抬起为18.3 mm,墙板间最大相对位移为12.4 mm。最终部分半搭接节点自攻螺钉被拔出或剪断,如图4(b)、4(c)所示。

图4 试件W2试验现象

2.2 荷载-位移曲线

试件W1和试件W2顶部的荷载-位移曲线如图5所示。试件W1的正向和负向极限承载力分别为32.5和37.7 kN,试件W2的正向和负向极限承载力分别为25.2和20.6 kN,较试件W1低,这主要是因为试件W2半搭接节点处的自攻螺钉发生了破坏时,其抗拔连接节点未充分发挥作用。

试件的初始刚度根据等效弹塑性能量法确定,计算可得:试件W1和W2的初始刚度分别为0.49和0.44 kN/mm。试件W1的初始刚度较试件W2的初始刚度高11.4%,这主要是因为在侧向荷载作用下,试件W2的CLT墙板在竖向拼缝处发生了相对错动。

2.3 耗能水平

试件W1和W2在往复荷载作用下的累积耗能如图6所示。由图6可以看出:当侧向位移幅值小于6 mm,试件W1和W2的累计耗能均较小;随着加载位移幅值的增大,试件W1的累积耗能大于试件W2的累积耗能。在侧向位移幅值大于6 mm的加载循环中,试件W1的累计耗能为试件W2的累计耗能的1.20～1.59倍,这是由于试件W1的墙板角部抬起幅值大于试件W2的墙板角部抬起幅值,因此试件W1的抗拔连接节点与抗剪连接节点的变形较试件W2的抗拔连接节点与抗剪连接节点的变形大,试件W1在往复荷载作用下耗散了更多的能量。在位移幅值为140 mm的首次加载循环中,试件W1的抗拔连接节点发生了较严重的破坏,抗拔连接节点中的自攻螺钉被拔出或剪断,因此试件W1在位移幅值为140 mm的后两次加载循环中,累积耗能增长速率降低,耗能能力下降。

图5 荷载-位移曲线

2.4 刚度退化特性

CLT剪力墙在往复作用下的刚度退化特性是评估其抗侧性能的另一重要指标。采用割线刚度定义试件在加载过程中各循环对应的刚度,试件W1和试件W2的刚度变化如图7所示。由图7可以看出,往复荷载作用下,2个CLT剪力墙试件均表现出明显的刚度退化现象,刚度退化主要发生前4个加载循环内,即顶部侧向位移小于4.5 mm时。在位移幅值为60 mm的首次加载循环中,试件W1和试件W2的刚度较初始刚度分别退化了16%和37%。在位移幅值为140 mm的第2次加载循环中,试件W1的刚度出现了较明显的下降,这是由于在位移幅值为140 mm的首次加载循环中,试件W1试件的抗拔连接节点发生了较严重的破坏,抗拔连接节点中的自攻螺钉被拔出或剪断。

图6 累积耗能

图7 刚度退化情况

3 结论

1)在往复荷载作用下,无竖向拼缝CLT剪力墙的失效模式为抗拔连接节点破坏,有竖向拼缝CLT剪力墙的失效模式为半搭接节点破坏。

2)在相同的侧向位移下,无竖向拼缝CLT剪力墙的抗拔连接节点变形较有竖向拼缝CLT剪力墙的抗拔连接节点变形严重。

3)无竖向拼缝CLT剪力墙的极限承载力、初始刚度较有竖向拼缝CLT剪力墙的极限承载力、初始刚度高,无竖向拼缝CLT剪力墙的初始刚度较有竖向拼缝CLT剪力墙的初始刚度高11.4%。

4)相比有竖向拼缝CLT剪力墙,无竖向拼缝CLT剪力墙耗能能力较强,无竖向拼缝的CLT剪力墙的累计耗能为有竖向拼缝CLT剪力墙累计耗能的1.20～1.59倍。

5)有无竖向拼缝的CLT剪力墙均表现出明显的刚度退化现象。在位移幅值为60 mm的首次加载循环中,无竖向拼缝CLT剪力墙和有竖向拼缝CLT剪力墙的刚度较初始刚度分别退化了16%和37%。