不同上部剛度對木框架剪力墻受力性能影響的試驗研究

劉雁 盧文勝 周定國

揚州大學，江蘇揚州225009  同濟大學，上海200092 南京林業大學，江蘇南京210037

引言

    輕型木結構是北美等地區最常見的結構形式之一。與我國傳統的木結構梁柱體系相比，輕型木結構體系具有構造更簡單，受力更合理，利于工業化定型生產以及施工快捷，施工現場整潔等特點。2003年我國的《木結構設計規范》(GB50005--2003)中也相應增設了“輕型木結構房屋”的有關條文，但其主要內容大部分來自北美的試驗研究成果和規范，我國還未系統地進行輕型木結構方面的研究工作。2004年始，加拿大國家林產工業技術研究院(Fofintek Canada Corp，現為FPInnovations Wood Product Division)和同濟大學合作進行了“輕型木結構房屋抗震性能”的系列研究工作，目前已完成了3幢足尺模型的“輕型木結構房屋模擬地震振動臺”以及6片足尺木框架剪力墻的試驗研究，本批木剪力墻的試驗研究是該合作研究項目的后續研究之一，其主要目的是通過試驗研究，進一步了解木剪力墻的受力性能，為建立木剪力墻的力學分析模型以及木結構房屋整體性能分析提供參考依據。

    到目前為止，國外已完成的足尺木剪力墻試驗研究主要集中在研究木剪力墻的構造形式、墻板材料以及連接件等對其結構性能的影響上。木剪力墻試驗時，通常都是在頂梁板上錨接一連續剛性的鋼梁來傳遞側向力，并用這根梁來模擬上層墻或樓蓋對下層木剪力墻的約束。這種模擬對下層木剪力墻的受力性能將產生直接的影響，但現有木剪力墻的各類試驗研究中，均未考慮這一影響因素。本文通過11榀足尺木剪力墻的試驗研究來了解上層墻或樓蓋剛度變化對下層墻受力性能的影響。其中，9榀為6m長，2.44m高的單層木剪力墻，其頂梁板上分別錨接分段、鉸接荷載傳遞梁(Wall．A、B、C、D、K)以及連續剛性荷載傳遞梁(Wall—F、G、H、I)，另外2榀為二層木剪力墻(Wall-E、J)。

1、試件設計

    表1為本批木剪力墻試驗研究的相關參數，除試件Wall-K帶有墻端錨栓外，其余均未設該裝置。試件墻體主要參照《木結構設計規范》0 3(GB 50005--2003)以及《加拿大木結構設計規范》01(NBCC，1995)進行設計，試件的用材、構造、受力狀態和洞口尺寸等與“輕型木結構房屋模擬地震振動臺試驗”中的二層房屋足尺模型的底層受力木剪力墻相似。考慮洞口尺寸、墻頂荷載傳遞梁的剛度以及上層樓蓋等的不同組合，共設計了ll個試件，每個試件先進行單向荷載試驗，在修復木框架以及更換新墻板后再進行反復荷載試驗。試件的墻骨柱、頂梁板、底梁板均采用窯干的S-P-F機械分等規格材．截面尺寸為38mm×89mm。單層木剪力墻墻骨柱高為2.34m，間距400mm，頂梁板和端部墻骨柱均采用二根。底梁板與內部墻骨柱均為單根。二層木剪力墻的上層剪力墻與單層墻構造相同，底層因要安裝加載設備，墻骨柱高為2.4m，其他構造與單層墻相同。一二層木剪力墻間利用樓蓋相接，樓蓋采用高200mm長800mm的工字形格柵，間距600mm，垂直墻頂布置，其間亦用相同工字形格柵填充加強(圖1)。

    墻骨柱與頂梁板、底梁板以及工字形格柵與木框架的連接均用中國產90mm長櫻花牌普通鍍鋅搓絲釘釘接。墻面板采用9.5mm厚1.2m寬2.4m高的0SB板，其生產標準為CSA--0325，產品標記為W24。OSB板與木框架用中國產60mm長櫻花牌普通鍍鋅搓絲釘釘接形成木剪力墻，0SB板邊緣釘問距為150mm，其他部位間距為300mm。對于開有3.6m大門洞的試件，洞口端部的柱共4根，其中一根與頂梁板相連，其余3根支撐門過粱。開有1.2m門洞的試件，洞口端部的柱共2根，其中一根與頂梁板相連，另一根支撐門過梁。開有1.2m的窗洞的試件，洞口端部的柱共3根，其中一根與頂梁板相連，一根支撐窗過梁，另一根支撐窗臺梁。

    墻體試驗時，其規格材與OSB板的含水率分別為12.2％、6％，規格材的平均密度為0.479/cm3。   

    考慮到施加豎向荷載對于木剪力墻側向承載力是有利的，在本批試驗中，不考慮活荷載作用，豎向荷載僅取用恒載(3.5kN/m)。

    沿木剪力墻底梁板用直徑12mm的Q235號鋼錨栓與基礎鋼梁相連，無洞口和開窗洞剪力墻基礎錨栓數為l0根，開有l.2m窗洞的剪力墻基礎錨栓數為8根．3.6m的大門洞的剪力墻基礎錨栓數為6根，錨栓平均間距為520mm，第一個基礎錨栓距墻端為175mm。試件Wall-K的墻端采用了Simpsom—HD2A型墻端錨栓，用直徑12mm的普通螺栓與墻骨柱、底梁板連接。

2、試驗方法

    2.1試驗裝置和儀器布置

    本批試驗在同濟大學士木工程防災國家重點實驗室靜力試驗室進行，試驗裝置見圖1。

    單層木剪力墻試件的底部和頂部采用寬度80mmx 80mm、壁厚4mm方鋼管作為分配梁，分配梁寬度小于墻骨柱寬度，保證了試驗過程中墻板轉動不受分配梁的約束。二層木剪力墻僅底部有方鋼管，其二層頂無論有無豎向荷載時，均為懸臂構件，有豎向荷載時，豎向荷載采用八點支承的堆載均勻作用在二層剪力墻頂。

    為充分考慮上層木剪力墻、樓蓋對下層墻受力性能的影響，單層木剪力墻頂部的荷載傳遞梁采用二種形式。對試件Wall．A、B、C、D、K，墻頂荷載傳遞梁設計成五段，每段傳遞梁長1.2m，與0SB板等寬，各段之間采用鉸接，使其既能傳遞水平荷載又能相對轉動。對試件Wall—F、G、H、I，在鉸接荷載傳遞梁的鉸接點附近焊接6個直徑為l2mm的螺帽，用直徑12mm的螺桿將二根預先焊接成整體的連續80mm×80mm的方鋼梁固定到鉸接荷載傳遞梁頂上，以模擬上層墻的作用(圖2)。

    鉸接荷載傳遞梁與頂梁板采用12根直徑12mm的錨栓連接(圖2)，對于3．6m大門洞，因其過梁與頂梁板間無空隙，洞口上方改用6根直徑12 mm的自攻螺栓固定鉸接荷載傳遞梁。

    水平荷載采用SHERK系統的水平作動器作用在縱墻頂部的鉸接荷載傳遞梁上。對于二層木剪力墻，試驗中為盡量減少荷載傳遞梁對試件的影響，水平荷載的傳遞通過一個l.5 m長用l0根直徑12mm的自攻螺栓固定在底層木剪力墻頂梁板兩側的傳遞梁來實現。

    為防止剪力墻發生側向失穩，在墻體兩側布置有抗側傾裝置(見圖l)。

    2.2儀器布置及測量內容

    本批試驗采用國產3817數據采集系統采集量測數據。測量儀器包括位移傳感器和壓力傳感器，主要測量設備的編號和測量內容如下：Ul、U2為拉線式位移計，用來測量墻頂荷載傳遞梁以及底梁板的絕對水平位移。Vl、V2為位移計，測量墻端處墻骨柱的上撥或下壓位移，V3～Vl0位移計用來測量OSB板角部和門窗洞13處的墻骨柱與底梁板或頂梁板的相對位移。Fl-Fl5為壓力傳感器，測試基礎錨栓以及鉸接荷載傳遞梁與剛性鋼粱之間的內力。量測儀器布置隨試件有無洞口、洞口大小以及增加剛性鋼梁等因素而有所變化。(a)、(b)分別為試件Wall—A、Wall—F的測量儀器布置圖。

    2.3加載協議

    本批試驗加載協議采用IS016670(2003)制訂的位移控制加載程序。單向荷載試驗采用單向拉力，加載速率為7. 5mm/min，數據采集頻率為2Hz，當試驗荷載下降至最大荷載的80％或者試件未達最大荷載的80％而出現嚴重破壞時終止試驗。反復荷載試驗的控制位移取相同試件單向加載時最大荷載的80％或未達80％最大荷載但試件出現嚴重破壞時的位移。反復荷載試驗的加載速率為3 mm/s(Wall-J因二層墻頂堆載，反復荷載加載速率取1mm/s)，數據采集頻率均為2 Hz。

3、試驗結果與分析

    整個試驗歷時近二個月。對于試驗結果，重點分析木剪力墻的抗剪強度、極限位移、彈性抗側剛度、基礎錨栓拉力、結構耗能以及墻骨柱傳遞給連續剛性鋼梁的拉、壓力等結構性能，并討論應用連續剛性鋼梁以及二層剪力墻時，上部剛度變化對木剪力墻的影響。

    3.1荷載一位移曲線

    本批試驗的木剪力墻試件Wall-A、wall_F、Wall-E和Wall-J在單向和反復荷載試驗中的荷載一位移曲線，第三象限單向荷載的荷載一位移曲線是鏡像處理后的結果。木剪力墻的荷載一位移曲線不飽滿，呈較明顯的反S形。對于加載段曲線，每一次加載過程中，曲線的斜率隨荷載增大而減少，比較各次同向加載曲線，后次曲線比前次曲線的斜率逐漸減少，說明木剪力墻試件的剛度產生退化，多次反復荷載作用后，加載曲線上出現拐點，形成明顯捏縮現象。對于卸載段曲線，剛開始卸荷時，曲線近似平行于豎軸，恢復變形很小，荷載進一步減少后，曲線趨向平緩，恢復變形逐漸加快，有明顯的恢復變形滯后現象。曲線的斜率隨反復加卸載次數增大而減小．說明試件卸載剛度的退化。除試件Wall-J外，同一試件的單向試驗的荷載一位移曲線與反復荷載第一循環的包絡線相似，由表2統計分析，兩者之間相差在10％內。對于Wall-J單向試驗的最大荷載比反復試驗高出近23％，其原因可能是施加的墻頂豎向荷載對于單向荷載木剪力墻承載力的影響大于反復荷載作用下的木剪力墻。豎向荷載的作用進一步減少了木剪力墻的墻端及洞口邊墻骨柱的上拔，墻板與木框架間相對變形減少，使得單向荷載作用下連接墻板與木框架間的釘子作用得到增強，木剪力墻承載力則有所提高：而反復荷載作用下，釘子處于連續的反向拉剪狀態，導致其與墻板和木框架的連接松動，木剪力墻承載力變化不大。

    3.2單位長度抗剪強度

    反復荷載試驗單位長度抗剪強度(簡稱抗剪強度)的平均值，以及單向荷載的抗剪強度值，可以發現構造相同的試件加上剛性荷載傳遞梁后，其抗剪強度均有所增加。Wall-F比Wall—A的抗剪強度平均增加了l8％，Wall-G比Wall.B平均增加了17.3％．Wail-H比Wall—C的平均增加了9％；Wall-I比Wall-D平均增加了1.8％。

    同樣，二層足尺木剪力墻試件Wall—E與墻頂僅設有鉸接荷載傳遞梁的試件Wall-D相比，其抗剪強度增加明顯(平均增加了28.5％)，二層足尺木剪力墻試件(Wall—E，J)的抗剪強度己達到裝有墻端錨栓試件墻(Wall-K)的抗剪強度，即足尺無洞口墻的抗剪強度。二層足尺木剪力墻能顯著提高無墻端錨栓墻抗剪強度的主要原因是：上層墻體能有效地阻止下層剪力墻墻端及洞口邊墻骨柱的上拔。對于試件Wall—J．其二層頂部施加的豎向荷載對墻的反復荷載抗剪強度影響不大，這與裝有墻端錨栓試件墻在施加了豎向荷載后其抗剪強度增加不多的結論類似。另外試件Wall．A、F的抗剪強度均小于裝有墻端錨栓的標準試件Wall．K。Wall—C、H抗剪強度高于裝有墻端錨栓的標準試件Wall．K，是因為計算時忽略了窗洞上、下墻體的作用所致。

4、破壞形態

    從試驗破壞形態可見，木剪力墻試驗的破壞形態主要有釘節點破壞、墻骨柱與底梁板分離兩種。開有門窗洞口時，洞口邊緣墻面板會發生局部擠壓現象。增加剛性鋼梁以及二層墻體對木剪力墻的破壞形態無明顯改變。

5、結論

    本文詳細敘述了11榀足尺木剪力墻試件的試件設計、試驗裝置、測試內容和儀器布置、加載程序等，并給出了單向和反復荷載試驗木剪力墻的荷載一位移曲線試驗結果。重點研究了增加剛性鋼梁以及二層墻對不同形式木剪力的抗剪強度、彈性抗側剛度、極限位移、錨栓應力以及剛性荷載傳遞梁中的內力的影響。最后簡單描述了木剪力墻的破壞形態。綜上所述，可得出如下結論：

    (1)相同試件其單向試驗的荷載一位移曲線與反復荷載試驗的荷載一位移曲線第一循環的包絡線相似。反復荷載試驗荷載一位移曲線不飽滿，呈明顯的反s形，多次反復荷載作用下試件剛度退化并有捏縮以及恢復變形滯后現象。

    (2)增加剛性荷載傳遞梁以及二層墻對于木剪力墻的破壞形態無明顯影響。

    (3)與僅設有鉸接荷載傳遞梁的試件相比，增加剛性荷載傳遞梁能有效提高木剪力墻的抗剪強度。二層墻體能顯著提高無墻端錨栓木剪力墻的抗剪強度。   

    (4)荷載傳遞梁和上層墻體的剛度對木剪力墻的  荷載一位移曲線有直接的影響。上層墻體能明顯減少木剪力墻的極限位移。

    (5)單向試驗時，試件基礎螺栓內力有明顯的內力重分布現象。

    (6)在側向水平力作用下連續剛性荷載傳遞梁中產生了較大內力，表明上層墻體可以產生相當大的反力來抵消外荷載引起的上拔力。

(本文來源：陜西省土木建筑學會  文徑網絡：溫紅娟  劉紅娟  尹維維 編輯 文徑 審核)