混合結構對正交膠合木剪力墻抗側性能的影響

王志強，羅冬，鄭維，姚悅，盧曉寧

(南京林業大學材料科學與工程學院，南京210037)

混合結構對正交膠合木剪力墻抗側性能的影響

王志強，羅冬，鄭維，姚悅，盧曉寧*

(南京林業大學材料科學與工程學院，南京210037)

為評價層板材料對正交膠合木(cross-laminated timber，CLT)剪力墻抗側性能的影響，對普通結構(單一鋸材材料)CLT剪力墻和混合結構(鋸材與單板層積材混合材料)CLT剪力墻進行了單向和低周反復加載試驗。結果表明：墻體在單向荷載作用下主要因一側墻角錨栓和基底錨栓的嚴重變形而發生破壞，在低周反復加載作用下則為墻角錨栓連接件的變形及釘子的疲勞剪斷破壞；CLT剪力墻耗能主要來自于連接件變形和自攻螺釘彎曲、拔出和剪斷；混合結構CLT墻體在單向和低周反復加載中的破壞位移、抗剪強度分別比普通結構CLT墻體低3.03%，24.75%和7.33%，3.31%；抗側剛度則高出8.70%，7.45%。混合結構對CLT剪力墻不同抗側性能影響不同，應加強CLT剪力墻與基礎的連接，充分發揮CLT墻體本身的抗側性能。

正交膠合木；混合結構；木剪力墻；抗側力性能

正交膠合木(cross-laminated timber，CLT)是一種至少由3層實木鋸材或結構復合板材正交組坯，采用結構膠黏劑壓制而成的矩形、直線、平面板材形式的工廠預制工程木產品，是20世紀90年代從歐洲發展起來的新型工程木。與普通鋸材和其他工程木相比，CLT具有較好的尺寸穩定性，優良的平面內剛度、強度以及防火和抗震性能，可直接作為樓面板、屋面板和墻面板[1]。近幾年，應用CLT作為主要承重構件建造中高層木結構建筑的工程實踐和研究已成為世界上木結構行業中的熱點。目前世界上已建成的典型中高層CLT建筑有挪威卑爾根市Treet項目(14層，2015年建成)，英國倫敦Murray Grove項目(9層，2009年建成)和澳大利亞墨爾本Forté項目(10層，2012年建成)[2-3]。國內目前允許建造的木結構建筑層數和高度較低，與國外存在較大差距。因此，CLT材料的研究和應用為國內木結構建筑向中高層發展提供了契機。

在CLT建筑中，CLT材料構成的墻體和樓蓋主要用來承受地震和風力帶來的水平荷載，因此，了解CLT 結構抗側系統在地震作用下的行為以及它們如何影響CLT建筑在地震中的整體性能是一個重要的研究方向。在CLT剪力墻抗側性能研究方面，國外學者和研究機構[4-8]對CLT抗震性能做了較多試驗，包括單獨的CLT墻體測試和低層、多層CLT建筑的振動臺試驗。2010年加拿大林產品創新研究中心(FPInnovation)對CLT剪力墻進行了一系列單調和循環荷載測試[7]，對12種不同連接件配置情況下的32組墻體進行了抗側力性能測試，包括不同的墻體尺寸寬高比、豎向荷載、加載方案、連接件(墻角錨栓hold-down，角鋼撐架)和緊固件(環紋釘、螺紋釘、自攻螺釘)等，結果表明，CLT墻體由用釘子或螺絲固定的角鋼支架連接基礎時有很好的抗震性能，墻角處使用墻角錨栓提高了墻體抗震性能。Shen等[6]用3種不同的連接方式將CLT墻體和基礎連接起來進行測試，結果顯示，辛普森90 mm×48 mm×3.0 mm×116 mm托梁與3.8 mm×89 mm的螺紋釘構成較好的連接方式，并且該連接方式能提高墻體的抗震表現及延展性。國內關于CLT的研究正處于起步階段，且主要集中在CLT生產工藝和復合型CLT力學性能等方面[2,9-10]，木結構墻體的抗側性能研究主要集中在輕型木結構墻體和膠合木框架-剪力墻木結構墻體的抗側性能等方面[11-15]，而CLT剪力墻抗側性能方面的研究鮮見報道。

由于CLT材料結構的正交性以及木材橫切面剪切模量(GRT)較低，當普通鋸材形成的CLT受到平面外荷載作用時，橫向層會發生滾動剪切變形和破壞(圖1)[9]。在北美CLT手冊[1]中，CLT的滾動剪切剛度和強度被認為是影響CLT作為樓面板和屋面板力學性能的關鍵因素。近幾年，國內外學者已展開利用工程木，如層疊木片膠合木(laminated strand lumber, LSL)，定向木片膠合木(oriented strand lumber, OSL)和單板層積材(laminated veneer lumber，LVL)等來代替部分層鋸材制備混合結構CLT，提高CLT抗彎性能。Wang等[9]將LSL與云杉-松-冷杉(spruce-pine-fir，SPF)規格材復合形成混合結構CLT，并測試其抗彎性能，結果表明，混合結構CLT的抗彎彈性模量和強度都高于普通結構CLT。

圖1 CLT滾動剪切破壞Fig. 1 Rolling shear failure of CLT

筆者在前期混合結構CLT生產工藝和梁構件力學性能研究基礎上，將國產LVL與加拿大進口SPF規格材制備混合結構CLT墻體，開展單向和低周反復加載試驗，研究其抗側力性能，以期為國產LVL在CLT產品中的應用和混合結構CLT墻體在國內工程中的應用提供理論依據和參考數據。

1 材料與方法

1.1 試驗材料

CLT剪力墻尺寸均為1 200 mm×1 220 mm×114 mm，由3層層板組合而成。根據層板材料的不同，將墻體試件分為A組和B組：A組為普通CLT墻體，由3層SPF規格材正交鋪設而成；B組為混合結構CLT墻體，表層為SPF規格材，芯層為整張LVL，LVL與SPF正交鋪設。每組2個試件，分別進行單向和低周反復加載，試驗方案見表1。

表1 試驗方案

CLT墻體所用SPF規格材平均含水率16%，等級為J級，寬89 mm，厚38 mm，長2 440 mm，平均密度0.43 g/cm3，加拿大進口。LVL的樹種為輻射松(PinusradiataD.Don)，平均密度0.60 g/cm3，平均含水率12%，寬1 220 mm，厚38 mm，長2 440 mm，采用2.5 mm厚的1級輻射松單板，以酚醛樹脂膠壓制，LVL的力學性能達到GB/T 20241—2006《單板層積材》標準中結構用單板層積材彈性模量100E級，徐州佳美木業有限公司生產。壓制CLT墻體的膠黏劑為瑞士普邦公司生產的HB S709型單組分聚氨酯膠黏劑。

墻體壓制工藝為：CLT層板之間采用單組分聚氨酯膠黏劑膠合，單面涂膠量220 g/m2(A組墻體試件的SPF間無側面涂膠)，采用冷壓法壓制，環境溫度20～25℃，壓力1 MPa，壓制時間3 h[2,9]。墻角錨栓采用美國辛普森公司HTT5型連接件，長56 mm，寬61 mm，高404 mm；基底錨栓采用廈門固捷五金制品有限公司BW-3121111型連接件，長110 mm，寬110 mm，高120 mm。

1.2 試驗設備

圖2 試驗裝置Fig. 2 Test apparatus

試驗在南京工業大學防災減災省重點試驗室進行，采用244型500 kN動態作動器進行單向和低周反復加載試驗，行程為±250 mm。CLT剪力墻與下方基礎鋼梁通過兩端的2個墻角錨栓和1個基底錨栓連接，其中墻角錨栓和基底錨栓與基礎鋼梁分別通過1顆直徑16 mm的螺栓和4顆直徑10 mm的螺栓連接。墻角錨栓和基底錨栓與CLT墻體分別采用18顆和12顆直徑4 mm，長度60 mm的自攻螺釘連接。基底錨栓布置在墻體中間位置，2個墻角錨栓布置在墻體兩端，墻角錨栓中心與墻體側邊距離為80 mm。CLT墻體上連接有工字加載鋼梁，加載鋼梁一端與作動器連接固定。通過掛載質量塊的方式在加載鋼梁上施加10 kN/m的豎向荷載。為防止墻體在加載過程中發生側向失穩，試件兩側設置側向支撐，試驗裝置見圖2。采用位移計測量墻角上拔位移和墻頂部水平位移，采用DH3816型應變采集設備采集數據，采集頻率1 Hz。

1.3 試驗方法

本次試驗按位移控制加載。單向荷載試驗采用單向推力，按0.2 mm/s速率加載，當荷載下降到極限荷載的80%或者試件出現嚴重破壞時終止試驗。低周反復加載試驗則參照ASTM E2126標準進行加載，采用同組試件在單向荷載試驗中的極限位移作為控制位移，加載速率為0.1 mm/s。低周反復試驗的加載過程具體為：第1階段加載根據單向荷載試驗所得極限位移值的1.25%，2.5%，5.0%，7.5%和10.0%三角波依次進行一個循環；第2階段加載根據單向荷載試驗所得極限位移值的20%，40%，60%，80%，100%和120%三角波依次進行3個循環后終止試驗。

2 結果與分析

2.1 破壞形式

單向加載試驗中墻體試件破壞形式如圖3所示。試驗中，墻體整體向推力方向滑移，墻角出現上拔(圖3a)，墻角錨栓發生不同程度變形(圖3b)；達到最大荷載時，遠離加載端的墻角錨栓釘子半數剪斷，中間的基底錨栓變形(圖3c)；隨著自攻螺釘頭剪斷及拔出，墻體整體性能下降，承載力亦隨之下降。兩種墻體破壞形式不同之處在于，B-1墻體中間基底錨栓釘子剪斷(圖3d)，而A-1墻體中的基底錨栓釘子只是發生拔出和彎曲變形(圖3e)。CLT墻體中木材破壞形式包括墻角錨栓墻體木材拉裂(圖3f)和基底錨栓處出現木材局部破壞(圖3g)，自攻螺釘發生彎曲和剪斷兩種破壞形式(圖3h)。

低周反復加載試驗中A-2墻體試件破壞形式如圖4所示。墻體A-2在3.5 mm位移循環時出現響動，曲線呈鋸齒狀，推力不再上升；在14 mm位移3圈循環下，木材響聲增大；位移達到32 mm時，基底錨栓釘子局部剪斷；位移達到42 mm時，基底錨栓釘子全部剪斷(圖4a)，墻角錨栓有釘拔出；42 mm 3個循環結束后，遠離加載端的墻角錨栓金屬板折起(圖4b)；位移達到56 mm時，墻角錨栓下部釘子剪斷，荷載下降；位移達到70 mm時，墻角錨栓嚴重變形，荷載已下降到最大荷載的60%，兩側墻角錨栓下端均嚴重變形，墻體出現平面外扭轉(圖4c)。低周反復加載試驗中B-2墻體試件破壞形式如圖5所示。與A-2不同的是，墻體B-2在13 mm位移循環時，木材出現明顯的響聲；位移達到26 mm時，基底錨栓底部釘子頭部剪斷；推力正向39 mm位移時，基底錨栓左端釘子剪斷；拉力反向39 mm位移時，基底錨栓右端釘子剪斷(圖5a)；第一圈52 mm循環，墻角錨栓連接件下部釘子拔出(圖5b)；位移達到65 mm時，兩側墻角錨栓下部釘子剪斷(圖5c)，荷載下降至最大荷載的54%，停止試驗。

圖3 單向加載中墻體試件破壞形式Fig. 3 Failure modes of wall specimens in monotonic tests

圖4 低周反復加載A-2墻體試件破壞形式Fig. 4 Failure modes of A-2 wall specimens in reversed cyclic tests

圖5 低周反復加載B-2墻體試件破壞形式Fig. 5 Failure modes of B-2 wall specimens in reversed cyclic tests

從試驗現象看，反復加載試驗中兩組墻體隨著位移的增大，最先發生中間基底錨栓的變形及釘子的拔出和剪斷；隨著位移繼續增大，基底錨栓釘子頭部全部剪斷，失去連接作用；隨后兩側墻角錨栓底部開始變形，釘子拔出，墻體承載力開始下降；最后墻角錨栓底部釘子剪斷，墻體失去承載能力。反復加載試驗結束時，基底錨栓處釘子剪斷發生在頭部，墻角錨栓底部釘子剪斷發生在距釘子頂部的1/3處。自攻螺釘的拔出，導致墻體木材的破壞。

2.2 荷載-位移曲線

兩組墻體單向加載試驗的荷載-位移曲線見圖6。在位移40 mm之前兩組墻體的曲線趨勢近似，40 mm之后B組墻體的曲線呈現鋸齒狀；在位移達到50 mm后，B組墻體出現較大的波動，試驗期間墻體發出聲響，連接件并未破壞；承載力的逐步下降主要是因為連接件處釘子的剪斷。將單向試驗的荷載-位移曲線進行對稱處理，并與低周反復荷載試驗所得滯回曲線及包絡曲線合并得到圖7。

兩組墻體試件的滯回曲線不飽滿，呈現出明顯的反S形特征，并且滯回曲線的拉壓區表現出不同程度的非對稱性。類似規律在其他類型的木結構墻體抗側性能試驗中也存在[13-14]。這可能是由于在正向推力加載過程中，墻連接件上已經產生了不可恢復性破壞，以致在反向加載時的承載力偏低。另外從滯回曲線中還可以看出，正向推力在每一次的加載段曲線中斜率均出現隨著荷載的增大而減小的現象。同時觀察卸載段曲線，曲線剛開始近似平行于Y軸，荷載逐步減小后，曲線趨于平緩，圖形在卸載段出現明顯拐點，曲線的斜率隨著加載次數的增加而減小，這表明兩組CLT剪力墻試件均有剛度退化的現象。其原因可能在于前一級位移加載過程中，墻體試件與基礎鋼梁連接的部位，墻角錨栓和基底錨栓底部的變形以及釘連接與木材發生擠壓和拉裂，產生了一定的塑性變形，使后一級加載荷載達不到前一級加載的水平。

圖6 CLT剪力墻試件單向荷載試驗中的荷載-位移曲線Fig. 6 Load-displacement curves of CLT shear walls under monotonic tests

圖7 CLT剪力墻試件低周反復荷載試驗中的荷載-位移曲線Fig. 7 Load-displacement curves of CLT shear walls under cyclic loading test

2.3 主要力學參數

參照ASTM E2126計算得到的墻體主要力學性能參數見表2，從表中可以看出：

1)破壞位移。B組墻體在單向和低周反復加載試驗中的破壞位移分別小于A組墻體相應值3.03%和24.75%。兩種墻體在單向加載測試中得到的破壞位移均大于低周反復加載試驗所得到的相應值，這主要是由于在低周反復加載時，中間基底錨栓釘子剪斷，造成極限位移降低。

2)抗剪強度。B組墻體在單向和低周反復加載試驗中的抗剪強度分別低于A組墻體相應值7.33%和3.31%。兩種墻體在單向加載測試中得到的抗剪強度均大于低周反復加載試驗得到的相應值，其原因是墻體在往復荷載作用下，連接件上的釘子因反復拉剪而出現不可恢復的破壞，并且墻體內各接觸面上因為反復擠壓會出現一定縫隙，造成低周反復加載試驗的強度偏低。

3)彈性抗側剛度。B組墻體在單向和低周反復加載試驗中的彈性抗側剛度分別高于A組墻體相應值8.70%和7.45%。兩種墻體在單向加載測試中得到的彈性抗側剛度均低于低周反復加載試驗所得到的相應值。

4)延性。對于不同加載類型，兩組墻體的延性表現出不同的差異性。在單向加載中，B組墻體的延性高于A組相應值22.35%；而低周反復加載中，B組墻體的延性低于A組相應值7.00%。兩種墻體在單向加載測試中得到的延性均低于低周反復加載試驗所得到的相應值。

2.4 強度退化

同級荷載強度退化系數λ=Fmin/Fmax，其中，Fmin為同級位移幅值下最后一次循環的峰值荷載；Fmax為同級位移幅值下第1次循環的峰值荷載。各級位移下強度退化系數構成的曲線如圖8所示。兩組墻體試件均表現出強度退化現象，這是由于在前一級加載過程中，連接件處釘子產生了殘余彎曲變形，而木材產生了不可恢復的橫紋變形和撕裂。在正向推力加載時期，墻體A的整體強度退化趨勢明顯，而墻體B結構體系在加載初期強度退化趨勢較小。各組試件在發生破壞之前強度退化均小于30%，表明這兩種CLT墻體結構在地震作用后，若墻體結構以及連接件未發生破壞，在隨后的余震或者小震中可以提供可靠的承載力。

圖8 強度退化曲線Fig. 8 Strength degradation curves

2.5 耗 能

試件耗能隨加載位移和時間的變化情況見圖9(因墻體A-2在0.8Δ位移下第一循環最大荷載已降至該低周反復加載試驗所得最大荷載的61%，且墻體連接件處變形破壞嚴重，在進行1.0Δ位移加載時只進行了第一圈循環)。從圖中可以看出，墻體耗能隨著加載位移和時間的增加呈上升趨勢。位移不斷增大時，大位移值下的耗能顯著增加，這主要是由于釘子的彎曲變形和拔出、基底錨栓和墻角錨栓的變形以及墻體和連接件連接部分木材的破壞提供了大量能量消耗來源。總體而言，普通結構CLT墻體耗能能力高于混合結構CLT墻體，但在試驗前期，如在0.2Δ位移等級以前，混合結構CLT墻體的耗能能力高于普通墻體。

圖9 墻體試件耗能曲線Fig. 9 Energy dissipation curves of wall specimens

3 結 論

對不同層板材料制成的CLT剪力墻進行了單向和低周反復加載下的試驗研究，并對其抗側性能、破壞特征和機理進行對比分析，主要結論如下：

1)CLT剪力墻在單向和低周反復加載試驗的破壞形式有明顯區別：單向加載試驗的破壞主要集中在墻體一側上拔和滑移導致一側墻角錨栓的變形與釘子彎曲變形和局部頭部剪斷，其次是中間基底錨栓變形；低周反復加載試驗中，墻體破壞最先是中間基底錨栓的變形破壞和釘子剪斷拔出，其次是墻角錨栓下端變形和釘子剪斷，墻體出現一定的平面外扭轉。

2)所有CLT剪力墻的滯回曲線呈典型的反S形特征，有明顯捏縮現象。在每一級的加載過程中，連接件變形，木材破壞和釘子彎曲、剪斷造成了墻體剛度和強度退化。

3)與普通結構CLT剪力墻相比，混合結構CLT剪力墻的彈性抗側剛度大，但破壞位移、抗剪強度性能均較小。對于延性性能，在單向加載中，混合結構CLT剪力墻的延性高出普通結構CLT剪力墻延性22.35%；低周反復加載中，混合結構CLT墻體的延性則低于普通結構CLT墻體延性7.00%。

4)釘子彎曲變形、拔出，連接件變形，墻體和連接件連接部分木材的撕裂提供了大量耗能來源，普通結構CLT墻體耗能能力高于混合結構CLT墻體。

5)為充分發揮CLT墻體本身的抗側性能，應加強墻體與支座的連接性能。

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Effect of hybrid structure on lateral load resistance ofcross-laminated timber shear wall

WANG Zhiqiang, LUO Dong, ZHENG Wei, YAO Yue, LU Xiaoning*

(College of Materials Science and Engineering, Nanjing Forestry University, Nanjing 210037, China)

Compared with other engineering wood products, such as laminated strand lumber (LSL), laminated veneer lumber (LVL) and structural plywood, cross-laminated timber (CLT) demonstrates a great potential in serving as crucial elements in the construction of buildings made entirely from timber. Hybrid CLT (HCLT) shear wall was fabricated by using lumber and/or LVL in this study. Two groups of CLT and HCLT shear walls were tested under monotonic and cyclic loads, respectively. Failure modes and load-displacement curves of CLT/HCLT shear walls were obtained and the yield load, ultimate load, elastic lateral stiffness and ductility of those shear walls were obtained through the calculation. The effects of different layer materials of CLT on the lateral load capacity were also analyzed. The results showed that the prime failure mode of CLT shear walls under the monotonic load was the failure of hold-down connection and bracket connection, however, the prime failure mode of CLT shear walls under cyclic loads was the failure of hold-down connection and nails connection failure. The dissipated energy of CLT shear walls were resulted from the deformations of hold-down and brackets connections and the deformations, pulling-out and fracture of nails under cyclic loads. Compared with normal CLT shear walls, the ultimate displacement and shear strength of HCLT shear walls under monotonic and cyclic loads were 3.03%, 24.75%, 7.33% and 3.31% lower than those of normal CLT shear walls, respectively. However, the elastic lateral stiffness of HCLT shear walls under monotonic and cyclic loads were 8.70% and 7.45% higher than those of normal CLT shear walls, respectively. It was concluded that the connection properties of hold-down and/or brackets between CLT walls and foundation need to be improved. The further research in this field is needed to improve the connection properties of CLT shear walls.

cross-laminated timber; hybrid layer; wooden shear wall; lateral load capacity

2016-07-04

2016-09-07

國家自然科學基金(31570559)；2014年江蘇省產學研聯合創新項目(BY2014006-05)。

王志強，男，副教授，研究方向為新型工程木產品和木結構建筑。通信作者：盧曉寧，男，教授。E-mail:luxiaoning@njfu.edu.cn

S781.2；TU366.3

A

2096-1359(2017)02-0145-07