夹板木剪力墙的抗侧力性能试验

郑 维， 陆伟东， 刘伟庆， 刘杏杏

(南京工业大学 土木工程学院，南京 211816)



夹板木剪力墙的抗侧力性能试验

郑 维， 陆伟东， 刘伟庆， 刘杏杏

(南京工业大学 土木工程学院，南京 211816)

为研究不同构造形式对夹板木剪力墙抗侧力性能的影响，对8片夹板木剪力墙试件进行了水平抗侧力试验，其中1片为单调加载，7片为低周反复加载，试件参数包括墙肢长度、墙骨柱间距、墙面板厚度以及钉间距。根据试验现象和由试验数据对比分析了各试件的破坏模式及抗剪强度、抗侧刚度、变形能力、刚度退化和耗能等性能指标，结果表明，端部墙骨柱在抗拔锚栓顶部的受拉断裂是导致夹板木剪力墙整体破坏的最主要原因；墙面板的厚度决定了边缘墙骨上钉连接的破坏模式，是影响夹板木剪力墙抗侧刚度和极限位移的重要因素；合理减小钉间距能明显提升墙体的强度、刚度及耗能，但不宜小于75/150 mm，否则易造成顶梁板和底梁板的劈裂破坏；墙骨柱间距及墙肢长度的变化则对其抗侧力性能的影响较小。夹板木剪力墙具有优异的抗侧力性能，可应用在更高抗侧力需求的中高层木结构建筑中。

夹板木剪力墙；低周反复加载；骨架曲线；抗剪强度；双剪切面钉连接

轻型木结构是北美地区最主要的房屋结构形式之一，并且在国内的应用也在快速发展。轻型木结构房屋中，木剪力墙是主要的抗侧力构件, 通常由墙骨柱、顶梁板和底梁板、门窗洞口上的过梁以及墙面板用钉连接而成[1]。然而，普通木剪力墙在水平荷载作用下容易出现面板钉钉头穿透、剪断及拔出等现象，进而导致墙面板脱离墙骨，直至墙体彻底丧失承载能力[2-7]。VAROGLU等[8]提出了夹板木剪力墙的概念，其做法为：将墙骨对称布置在墙面板两侧，并通过结构钉将墙骨-墙面板-墙骨三者连接固定，最终得到一种高抗侧力性能的新型木剪力墙。

近年来国外学者对此进行了一系列研究。KARACABEYLI等[9-11]完成了2.4 m×2.4 m尺寸夹板木剪力墙的水平加载试验，并与普通木剪力墙进行了比较，研究结果表明夹板木剪力墙的抗侧承载能力是普通木剪力墙的三倍，抗侧刚度是其两到三倍；NI等[12]采用DRAIN-3D对含有夹板木剪力墙的四层轻木房屋开展动力非线性分析，分析结果表明夹板木剪力墙的地震力调整系数Rd取3就能使其达到与普通剪力墙同级的安全水准；2009年，美国国家科学基金会下的NEESWood项目[13]开展了含夹板木剪力墙的足尺六层轻木房屋的振动台试验，结果表明夹板木剪力墙具有良好的抗震性能。

综上所述，已有研究多为夹板木剪力墙与普通剪力墙抗侧力性能的对比分析，而在系统性的参数化对比分析研究上则比较缺乏，并且国内夹板木剪力墙的研究鲜有见闻。鉴于此，本文通过夹板木剪力墙的水平抗侧力试验，着重分析了夹板木剪力墙的抗剪强度、抗侧刚度、极限变形和耗能等抗侧力性能指标，研究了墙肢长度、墙骨柱间距、墙面板厚度、钉间距等参数变化对夹板木剪力墙抗侧力性能的影响。

1 试验设计与试验方法

1.1 试件的设计与制作

根据夹板木剪力墙的实际构造情况，总共制作了8片定向刨花板(OSB)夹板木剪力墙试件。试件的构造形式如图1所示，墙骨柱、顶梁板与底梁板组成墙骨框架，并通过钉连接将墙骨的宽面对称固定在墙面板两侧，端部墙骨柱通过抗拔锚栓与底部基础连接固定。墙骨柱、顶梁板和底梁板均采用截面尺寸为38 mm×89 mm的No.2级(我国标准为Ⅲc级)云杉-冷杉-松(SPF)规格材，墙骨柱间距为406 mm或610 mm。墙骨规格材夹持的墙面板采用尺寸为1 220 mm×2 440 mm的定向刨花板(OSB)，竖向拼接，厚度分12.5 mm和15.5 mm两种。墙骨-墙面板-墙骨之间通过国产镀锌麻花钉连接，钉子直径为3.7 mm，长度为82 mm。连接端部墙骨柱与基础的抗拔锚栓由特制倒三角钢连接件(Q235)和8.8级M16高强螺栓制成，布置在端部墙骨柱的内侧。各试件的具体编号和构造情况如表1所示。

图1 夹板木剪力墙示意图Fig.1 Sketch of OSB sheathing sandwiched wood shear wall

试件编号加载方式墙骨柱间距/mm墙面板厚度/mm钉间距/mm墙体尺寸/mW-01单调40612.5100/2002.44×2.44W-02W-03W-04W-05W-06W-07W-08低周反复40612.5100/2002.44×2.4440612.5100/2003.05×2.4440612.5100/2003.66×2.4461012.5100/2002.44×2.4440615.5100/2002.44×2.4440615.5150/3002.44×2.4440615.575/1502.44×2.44

注：在SPF墙骨框架的宽面上双排钉连接；其中，100/200钉间距指墙体边缘墙骨上的钉间距为100 mm，而中间墙骨柱上的钉间距为200 mm，75/150和150/300同理。

1.2 试验装置和仪器布置

本试验在南京工业大学土木工程学院木结构实验室进行。试验采用250 kN的电液伺服作动器进行加载，其位移量程为±250 mm。作动器施加的水平荷载通过荷载分配钢梁均匀传递给试验墙体，而荷载分配钢梁则通过间距为400～600 mm的8.8级M12高强螺栓与墙体的顶梁板连接固定，并且墙体的底梁板也以同样的方法固定在“几”字形基础钢梁上。在荷载分配钢梁两侧安装有滑动导轨，防止侧向失稳。试验量测项目主要包括：① 加载端的作用力(通过作动器直接输出)；② 试件顶部水平位移，通过布置在顶梁板中心处布置位移计LVDT1量测；③ 试件底部水平滑移，通过布置在底梁板中心处的位移计LVDT2量测，取Δ LVDT1-ΔLVDT2作为墙体试件荷载位移曲线中的位移数据；④ 左右端部墙骨柱的上拔位移，分别通过布置在两端墙骨柱底部的位移计LVDT3、LVDT4量测。试验装置以及仪器布置如图2所示。

图2 试验装置及仪器布置Fig.2 Test setup

1.3 加载制度

低周反复荷载试验参考ISO—16670[14]所建议的位移控制加载制度，实行两阶段加载：第一阶段以控制位移Δm的1.25%、2.5%、5%、7.5%和10%为幅值的三角波依次进行单次循环加载，加载速率为10 mm/min。第二阶段分别以控制位移Δm的20%、40%、60%、80%、100%和120%为幅值的三角波依次进行三个循环加载，直至试件出现明显的破坏，加载速率为40 mm/min；在该阶段的加载过程中，相同位移幅值控制的三个循环结束后试验都稍有停顿，以便对试验现象进行记录。

由于低周反复加载的控制位移Δm需根据单调加载试验的结果来确定，因此先参照ASTM E564[15]对试件W-01进行单调加载试验，并取荷载位移曲线下降段上80%峰值荷载点所对应的极限位移Δu作为低周反复加载试验(W-02～W-08)的控制位移Δm。试件W-01的荷载位移曲线如图3所示，计算得到Δm= 100 mm。

图3 试件W-01的荷载位移曲线Fig.3 Load-displacement curve of specimen W-01

2 试验现象及分析

图4 试件的破坏现象Fig.4 Failure patterns of specimens

在加载的前期，墙体仅发生轻微侧移，钉连接处发出明显的嘎吱声响。在加载的中后期，各试件中的墙面板均出现了明显的转动变形，端部墙骨柱则随其转动而出现上拔现象，随着位移加载等级的不断增加，主要的破坏现象主要表现为以下几个方面：① 钉连接破坏。试件W-02～W-05的底梁板处钉子划破OSB墙面板(图4(a))，其原因是试件W-02～W-05采用的OSB板较薄(12.5 mm)，钉子易将其撕裂，形成条形缝隙；而试件W-06～W-08的底梁板上则出现钉子的拔出和折断破坏(图4(b))，其原因是试件W-06～W-08中的OSB墙面板较厚(15.5 mm)，钉子不易将其划破，从而发生拔出破坏或疲劳性折断；可见OSB墙面板厚度对钉连接的破坏模式有很大影响；② 端部墙骨柱的断裂。抗拔锚栓的作用是限制端部墙骨柱的上拔，故端部墙骨柱在抗拔锚栓顶部区域所承受的拉应力最大，当达到其极限抗拉强度时，会发生脆性断裂破坏(图4(c))，随后墙体的承载力出现大幅下降；需要指出的是，端部墙骨柱的断裂是导致墙体发生倾覆的主要原因，与BUITELAAR[16]得到的结论一致；③ 底梁板破坏。试件W-08在加载到60 mm位移等级时，底梁板发生顺纹劈裂(图4(d))，这是由于该试件在边缘墙骨上钉连接布置过于紧密(75 mm)，从而造成了底梁板的顺纹撕裂破坏；试件W-03在加载到80 mm位移等级时，底梁板在抗拔锚栓孔处发生折断破坏(图4(e))，其原因是抗拔锚栓在底梁板上的螺栓穿孔对底梁板造成削弱，并且折断处存在树结缺陷；④ 墙角锚栓的变形。埋置于端部墙骨柱中的螺栓杆发生明显弯曲变形(剖开后如图4(f))，倒三角锚固件也出现轻微的拉弯变形。

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

试件W-02～W-08的滞回曲线如图5所示，从图中可以看出：

(1) 在加载前期，滞回环狭长，耗能较少；随着加载位移等级的增加，滞回环逐渐趋向于反S形，滞回环较饱满，表现出较好的耗能能力，但存在“捏拢”现象；在同一位移等级下，第二、三次循环与第一次循环相比，强度和刚度均出现明显退化，这是由于金属连接件(锚栓、钉子)与木材之间发生了不可恢复变形。

(2) 部分试件的滞回曲线存在略微不对称的现象，这是由于在推拉过程中，往往是一端墙骨柱先发生断裂破坏，导致在反向加载时该端部墙骨柱无法提供足够的反力，相应地另一端部墙骨柱所承受的拉力也会偏小，因而在反向加载时的峰值承载力偏低。

图5 各试件的滞回曲线Fig.5 Hysteretic curves of specimens

3.2 各试件主要力学性能参数

根据各试件的骨架曲线(如图6所示)可得到弹性抗侧刚度、峰值荷载、抗剪强度和极限位移等主要力学性能参数(见表2)。

在轻型木结构中，通常采用单位长度抗侧刚度和单位长度抗剪强度来衡量剪力墙的抗剪强度和弹性抗侧刚度[17-18]。弹性抗侧刚度Ke的计算公式[14]为

图6 各试件的骨架曲线Fig.6 Envelope curves of specimens

(1)

式中:：Δ0.4Pmax为40%的峰值荷载处所对应的位移(mm)；Δ0.1Pmax为10%的峰值荷载处所对应的位移(mm)；L为剪力墙试件的墙肢长度(m)；Pmax为剪力墙在单向或反复荷载试验中的最大荷载(kN)，对于低周反复荷载试验，分别取骨架曲线中推拉的最大荷载值。抗剪强度fvd的计算公式[14]为

fvd=Pmax/L

(2)

式中:Δu为剪力墙的极限位移(mm)，取荷载位移曲线下降段上80%最大荷载处所对应的位移，或者位移曲线未下降到80%Pmax而试件已停止试验时的位移。

表2 各试件的试验结果

注：试件W-03在受拉时，骨架曲线未下降到80%Pmax，因而Δu取试件已停止试验时的位移。

3.2.1 抗剪强度

各试件的抗剪强度如图7所示，其中试件W- 08的抗剪强度最高，为37.83 kN/m；试件W- 07的抗剪强度则最小，为26.85 kN/m。试件W- 01～W- 05的抗剪强度值非常接近，可以看出墙肢长度、墙骨柱间距的变化对抗剪强度几乎没有影响。试件W- 06的抗剪强度为33.5 kN/m，比试件W- 02高17.1%，可见中间墙面板厚度的增加对抗剪强度有一定提高；试件W- 07和W- 08的抗剪强度分别是试件W- 06的0.8倍和1.13倍，说明抗剪强度与钉间距成反比，钉间距越小，抗剪强度越高。

图7 各试件的抗剪强度Fig.7 Shear strength of specimens

3.2.2 弹性抗侧刚度

各试件的弹性抗侧刚度如图8所示，其中试件W- 08的抗侧刚度最大，为1.14 kN/m-1/mm，试件W- 06和W- 07的抗侧刚度仅为其91.2%和64%，可见钉间距也是影响抗侧刚度的关键因素，钉间距越大则抗侧刚度越小。试件W- 02的抗侧刚度为0.86 kN/m/mm，试件W- 05和W- 06的抗侧刚度分别是其1.02倍和1.21倍，可见墙骨柱间距的变化对抗侧刚度没有影响，而增大墙面板厚度能提高墙体的抗侧刚度；相比于试件W- 02，试件W- 03和W- 04的抗侧刚度分别下降了14%和19.8%，墙体的抗侧刚度随墙肢长度的增大而有所降低，作者认为这种现象与端部墙骨柱的上拔有关。

图8 各试件的弹性抗侧刚度Fig.8 Lateral stiffness of specimens

需要指出的是，试件W- 01和W- 02的抗侧刚度约为文献[19]中普通木剪力墙(相似构造参数下)的两倍，抗剪强度约是其三倍，与VAROGLU等[10]得到的结论相似。

3.2.3 极限位移

相比于单调荷载作用下的试件W- 01，试件W- 02在反复荷载作用下的极限位移要比其小17.2%，这是因为在反复荷载作用下，部分钉子因为疲劳折断而丧失承载力，并且金属连接件(锚栓、钉子)与木材之间由于反复挤压容易出现不可恢复的变形。

试件W- 02～W- 05的极限位移比较接近，平均值为90.5 mm，可见墙肢长度和墙骨柱间距对墙体极限位移的影响较小；试件W- 06～W- 08的极限位移相差也较小，平均值为78 mm，说明钉间距对墙体极限位移的影响也很小。试件W- 02～W- 05的平均极限位移要比试件W- 06～W- 08高16%，结合前述试验现象，可以认为极限位移与墙体中钉连接的破坏模式有关，墙面板厚为12.5 mm的试件W- 02～W- 05主要表现为钉子划破墙面板的破坏，钉连接的变形能力较弱，而墙面板厚为15.5 mm的试件W- 06～W- 08中则主要为钉子的拔出破坏，钉连接的变形能力较强。

3.3 刚度退化

在往复荷载作用下，试件的抗侧力刚度会随循环次数和加载位移等级的增大而减小，这种现象称之为刚度退化。割线刚度可用来描述试件在往复荷载作用下的刚度退化，反映结构的损伤累积过程，计算公式[20]为

(3)

(1) 随着循环次数和加载位移等级的增加，各试件的有效刚度呈整体均匀下降的趋势。这是因为随着循环加载的进行，墙体中的钉连接会相继破坏并退出工作，木构件也逐渐出现破坏。

(2) 试件W- 04的有效刚度最大，这是由于其墙肢长度最大，相应的钉连接的数量最多，相同位移水平下所能承受的荷载也最大；对比试件W- 06～W- 08可以发现，有效刚度随着钉间距的减小而增大。

图9 各试件的有效刚度曲线Fig.9 Secant stiffness curves of specimens

3.4 耗能分析

结构的耗能能力是评价其抗震性能的重要指标，是其抗侧刚度和延性的综合体现。耗能大小可用滞回环所包围的面积来衡量，面积越大则耗能能力越强。夹板木剪力墙的耗能主要来源于钉连接的变形、构件之间的挤压、螺栓的变形、木材的变形和劈裂等。

各试件在不同位移等级下的耗能情况如图10所示，从图中可以看出，各试件在承载力达到峰值之前，耗能能力呈线性上升，而在结构破坏之后则明显下降。

图10 各试件在不同位移等级下的耗能Fig.10 Energy dissipation of specimens in different displacement levels

对比各试件的累计耗能情况(图11)，可以看出：① 试件W- 04的累计耗能最多，为63.21 kJ，试件W- 02和W- 03的累计耗能仅为其56%和72.5%，可见累计耗能与墙肢长度几乎呈线性关系，墙肢越长则对应的钉连接数量和耗能就越大；② 试件W- 05和W- 02的累计耗能几乎相同，表明墙骨柱间距的变化对耗能没有影响；③ 试件W- 07累计耗能最少，为26.19 kJ，试件W- 06和W- 08的累计耗能分别是其1.31倍和1.41倍，这是由于减小钉间距能增加耗能元件钉连接的数量，相应地也提高了耗能能力。

图11 各试件的累计耗能Fig.11 Cumulative Energy dissipation of specimens

4 结 论

根据夹板木剪力墙的试验研究，本文主要得出以下结论：

(1) 墙面板厚为15.5 mm时，墙体所表现出的刚度和极限位移比墙面板厚为12.5 mm时略高，这与不同的钉连接破坏模式有关：墙面板厚为12.5 mm时，主要表现为钉子划破墙面板的破坏，而墙面板厚为15.5 mm时，则主要表现为钉子的拔出和疲劳折断。

(2) 墙肢长度的变化对单位长度抗剪强度几乎没有影响，但单位长度抗侧刚度会随墙肢长度的增加而略有降低。

(3) 钉间距的大小决定了墙体中钉连接的数量，合理减小钉间距能明显提升墙体的强度、刚度及耗能，但不宜小于75/150 mm，否则易造成顶梁板和底梁板的劈裂破坏。

(4) 与普通木剪力墙不同，夹板木剪力墙的中间墙骨柱与顶梁板、底梁板之间仅为几何接触，其主要作用是增加墙面板的平面外抗弯刚度以防止墙体的侧向屈曲，因而墙骨柱间距的变化对夹板木剪力墙抗侧力性能的影响很小。

另外，针对夹板木剪力墙的实际应用，提出以下建议：

(1) 顶梁板、底梁板和端部墙骨柱等边缘墙骨容易发生劈裂和断裂现象，且端部墙骨柱在抗拔锚栓顶部发生的受拉断裂是导致整体破坏的最主要原因。在实际工程应用中建议选用抗拉强度较高的树种来制作边缘墙骨，如欧洲赤松等，且其上应避免指接缝、树结、腐烂等缺陷。

(2) 夹板木剪力墙的抗侧刚度和抗剪强度分别是普通木剪力墙的两倍和三倍左右，因而可作为梁柱木框架构的填充剪力墙应用在抗侧力需求更高的中高层木结构建筑中。

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Lateral force resistance performance of sheathing sandwiched wood shear walls

ZHENG Wei, LU Weidong, LIU Weiqing, LIU Xingxing

(Department of Civil Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China)

In order to evaluate the influences of different structural forms on the lateral force resistance performance of sheathing sandwiched wood shear walls, one monotonic loading test and seven reversed cyclic tests were performed for 8 specimens of such walls. Four typical specimen parameters were considered including wall length, stud spacing, sheathing plate thickness and nails spacing. The specimens’ failure modes and their shear strength, lateral stiffness, ultimate displacement, stiffness degradation and energy dissipation were analyzed and compared. The results showed that the tensile fracture of end stud appearing at the top of hold-down is the main cause for the overall damage of sheathing sandwiched wood shear walls; the sheathing plate thickness determines the failure modes of nail connections on the edge frame, and it has significant effects on the lateral stiffness and ultimate displacement of the walls; appropriate decrease in nails spacing can increase the shear strength and lateral stiffness of the walls, but the nails spacing should be larger than 75/150 mm to avoid splitting of top plates and bottom plates; sheathing sandwiched shear walls have an excellent lateral force resistance performance and can be applied in high-rise or mid-rise timber buildings.

sheathing sandwiched wood shear wall; reversed cyclic test; envelope curve; shear strength; double-shear nail connection

国家自然科学基金面上项目(51378225)

2015-07-06 修改稿收到日期：2015-10-11

郑维 男，博士生，1987年生

陆伟东 男，博士，教授，1970年生

TU366.2

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.19.016