正交胶合木结构抗震研究进展*

2020-04-13刘睿静王喜明徐伟涛李源河姚利宏

林产工业 2020年3期

刘睿静王喜明徐伟涛李源河姚利宏

（1.内蒙古农业大学材料科学与艺术设计学院，呼和浩特 010018；2.国家林业和草原局林产工业规划设计院，北京 100010）

1 正交胶合木抗震设计标准

1.1 欧洲与加拿大标准的修订

近年来，欧洲标准委员会（CEN）对抗震结构设计、评估和翻新（EC8）部分展开修订工作，并将于2021年前发布最新版本[1]。新版本中，将对不同结构体系进行详细描述，以延性等级规定不同结构中的减震系数（q）值，确定不同结构的容量设计标准及用于脆性部件设计的超强度系数(γRd)值[2]。正交胶合木（CLT）将被视为一种木基材，CLT结构被归为一种耗散结构[3]。以建筑物级别和容量级别分别提供设计规范，一方面可避免出现不稳定特性或软弱层结构，另一方面可防止延性结构元件发生脆性破坏。基于耗散能力不同区分整体墙（长段高宽比低的面板)与分段墙（通过自攻螺钉配合的搭接固定在一起的窄板）两种建筑物组装结构，且规定分段墙系统内单面板宽度不小于0.25倍层间高度。连接设计则旨在提供一种延性失效模式，并建议使用1.3作为建筑物结构的超强度系数值(γRd)。

加拿大建筑物标准规范（NBCC）规定减震系数为Rd×Ro，其中Rd为延性系数，Ro为超强度系数。加拿大木结构设计标准（CSA O86）在2016年的补编部分增加了CLT元件及连接件的详细设计规范和CLT剪力墙与隔板设计内容[4]。该规范适用于30 m以下的CLT建筑，高地震区范围缩至20 m。基于容量设计原则和一定的墙宽比设计的CLT结构，Rd不超过2，Ro等于1.5。其他横向抗载系统按NBCC替代方案设计。当墙板高宽比小于1∶1或仅起滑动作用时，减震系数Rd×Ro值不超过1.3[5]。作为抗侧力体系的一部分，当由剪力墙连接件产生的阻力达到其整体结构耗能过程最终阻力的95%时，板内抗剪强度高于板内地震力，非耗散连接应保持弹性。大量试验结果表明，整体墙CLT结构可抗风却不足以抗震。纯摇动或摇动滑移形态是CLT结构抗震性能响应机制较好的表现。因此，为了抵抗地震荷载，整体墙应替换为分段墙，其高宽比须在1∶1至4∶1之间。

1.2 减震系数的确定

试验研究中通常根据研究对象结构估定其减震系数值。Ceccotti和Follesa[6]在三层分段墙结构的振动台测试中设定q为3.4；七层分段墙结构振动台试验中设定q为3.0[7]。Flatscher等[8]在三层整体墙结构的振动试验中设置q为2.8。Pei等[9]在分段墙的全尺寸结构模拟试验中设置q等于4.5。Pozza等[10]的整体墙的全尺寸模拟试验中设置q为2.0。Popovski等[11]在单组件（连接和CLT壁系统）测试中设置q为3.0。综上可知，窄壁拼接分段墙结构试验的q值均高于整体剪力墙结构试验中的拟定值，值差由分段墙结构的壁间接头增加能量耗散所致。

目前欧洲设计规范中仍未对任何特定情况下的CLT结构q系数定值，但将于修订版中规定耗能能力（DCM）结构q建议值为2.0，高耗能能力（DCH）结构q建议值为3.0。加拿大设计规范中，减震系数q对应Rd×Ro，其中Rd不超过2，Ro等于1.5。窄壁长高比大于1的面板Rd×Ro的值不超过1.3。

1.3 超强度系数的确定

延性连接能力分析值的5%与实际强度值的95%之间的差值称为脆性部件所需的超强度（γRd）[2]。容量设计中，超强度系数是避免脆性部件失效并确保整个结构系统具有延性响应的关键设计因素。为了确保结构可以发挥其延展性，需要提高脆性构件及破坏模式的设计标准。若将超强度系数应用于延性构件强度计算，可以确保延性机制在力的加载过程中最先被破坏，从而避免结构的脆性损坏。

Jorissen和Fragiacomo根据以下方程式定义超强度的值[12]：

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其中，R5%和R95%是单调测试中延性组件试验强度容量5%和95%的值，Rk和Rd是由分析法而得的同一结构单元特性与设计强度值。γsc是R95%和R5%之比，用于说明连接强度特性的分散性，也可说明连接的可靠性。以R5%与Rk的比值确定γan，用于评估分析模型预测强度的准确性。材料性能的部分安全系数γM对应EC8中按耗散行为设计的延性元件值。需注意的是，若根据一般规则（如EC5）来规定Rk，则可能低估了延性构件的强度，这种情况下应由γan和γsc共同决定γrd值。相反，当用试验结果或不同设计规范来定义Rk时，则视γan值为1，该情况下γRd与γsc值相等。

2 正交胶合木结构抗震性能试验

正交胶合木（CLT）结构在地震条件下的性能表现优越，稳定归结于其极高的面内刚度和承载力，以及良好的面外抗弯抗剪性能[13]。相关试验通常对连接节点、CLT剪力墙和整体结构三方面开展CLT结构抗震性能研究。

2.1 连接测试

CLT建筑中使用的连接通常分为两组，一组是用于防止剪力墙摇摆滑动的抗拔锚固件和角钢连接件，一组是防止相邻剪力墙或者地板与下面墙间相对滑动的以自攻螺钉连接的搭接节点。

抗拔锚固件和角钢连接件的滞后行为一直是连接性能研究的重点。Givric[14]和Flatscher等[15]分别对此进行测试。结果表明：经由抗剪角支架承载，额外的能量耗散和延性破坏总在张力上体现，其受拉性能良好，但抗侧力性能不佳。Hossain等[16]对带有双角度全螺纹螺钉的板间连接，试验表明：尽管连接点上的力会造成类似木构件开裂的脆性破坏，但其连接强度和刚度均远高于半螺纹螺钉。连接件特性的循环加载试验已通过改变连接件的厚度与几何形状进行大量测试。考虑到同时存在双向荷载，研究者对几种锚固件、角支架和螺钉也分别进行了试验，试验结果表明：剪切-张力共同作用影响连接件的力学性能和耗散能力。

近年来，有学者对创新的连接系统性能进行了研究。Baird等[17]将U型连接器使用在CLT面板间连接中。Latour等[18]设计了一种可将能量耗散至法兰板上的沙漏型支架。Loo等[19]在剪力墙研究中使用了滑动摩擦装置。Sarti等[20]研究了一种可更换的耗能器，该耗能器是由一根充满水泥或环氧树脂的低碳钢筋组成。Hashemi等[21]开发了一种无需采用后张预应力筋便可使墙具备自定心性能的滑动摩擦接头。Polastri等[22]分析了X-Rad连接器的滞回特性，该连接器具有良好的延性和高耗能能力，以及具有很强的抗剪抗拉性能。Schmidt等[23]提出一种钢板与LVL相结合的CLT板间接头。与传统连接件相比，这些连接系统在限制残余漂移和峰值加速度的同时，具有较大的延展性。

2.2 剪力墙测试

各国研究机构与学者通过开展整体式和分段式剪力墙试验，进一步探讨CLT结构所具备的滞回特性。Dujic等[24-25]是最早开展CLT剪力墙试验研究的团队之一，该团队的测试结果表明：剪力墙的承载力受锚固强度和连接点木材破损情况影响，同时边界条件对CLT墙的抗侧力性能有极大影响；CLT剪力墙的开口最多能占墙壁面积30%，此时墙刚度降到不带孔壁板的50%。Shahnewaz等[26]进一步研究了开口墙体的性能，并提出针对开口尺寸长宽比和剪力墙长宽比变化下墙体刚度的预测方程。

Popovski等[11]研究了32种不同配置的CLT墙，发现面板间接头和金属支架是CLT墙体延性的主要来源。Gavric等[14]使用整体式和分段式的剪力墙分别进行循环试验,前者研究了不同锚固件布局的力学特性，后者则研究了2块狭长CLT板垂直连接中螺钉的影响。Hummel等[27]进行了类似的试验并将研究样本扩大到有开口的墙壁。Hristovski等[28]对整体和分段剪力墙进行振动台测试，发现与上述的静态循环试验相比，动态的振动台试验对剪力墙性能的变化记载更加详明。

综上可以发现，CLT剪力墙几乎充当刚体，连接提供了所有的延性与能量耗散。连接节点的类型、数量及位置布局的不同决定了CLT墙的循环行为。此外，分段墙试验表明：板材高长比和连接节点螺钉数量的不同对整体结构动力学性能有直接影响。

2.3 整体结构测试

SOFIE项目中，Lauriola等[29]对一层近似带有门窗的建筑进行无额外垂直载荷的拟动力试验。试验以3种不同的设计变体来研究不同开口尺寸对装配性能的影响，结果显示：结构没有重大损坏但出现了与开口面积成比例的横向变形。Ceccotti和Follessa[6-7]为了确定CLT剪力墙的q近似值，对一个三层结构进行了完整的振动台测试，随后增至七层。试验期间，建筑物较低楼层锚固件部分损坏，顶层的地面加速度较高，但10次大震后基本无残余漂移并恢复到原始的平衡位置。试验表明：结构可抵抗的最大地面加速度峰值达欧洲标准设计值的3倍，在此最大峰值加速度激励下，抗拔锚固件、抗剪角支架螺钉均有明显的拔出或者屈服，但停止激励后，结构无明显残余变形，具有良好的自复位特性。Flatscher和Schickhofer[8]对装配整体墙和全纹螺钉的三层建筑物进行振动台测试，结果显示其侧向变形低于SOFIE项目中的三层结构,层间位移相对较小。此外，Popvski和Gavric[30]在准静态荷载条件下测试了两层楼结构，在该试验中，即便到达最大承载力，整体结构也未表现出不稳定特征。

日本学者对多层CLT结构开展了数次振动台试验。Tsuchimoto等[31]对CLT三层结构的静态侧向承载力和抗震性能展开研究。与此先欧洲和加拿大试验样本的不同之处在于，该结构由拉力螺栓和钢木螺钉而非抗拔锚固件和角支架组装。Kawai等[32]研究了类似的五层结构的动力学性能，同时还将分析扩展到三层实木框架CLT外墙的组合结构中。Yasumura等[33]研究了分别由整体墙和分段墙建造的双层CLT结构，并对试验中的损坏区域和损坏程度进行对比。试验中其整体墙结构开口边角处产生开裂，分段墙结构仅检测到墙角缝隙及地板弯曲。结果表明：整体墙结构的能量耗散行为仅依托锚固连接，故只具低至中等的地震耗散力；分段墙结构则因板间相互搭接节点使建筑物延性增强，可达到很高的地震能量耗散[34]。

3 正交胶合木结构抗震技术研究

抗震技术(SPT)是当前木材工程研究热点，所有类型的SPT，都遵循同一原理，即不增加结构侧力，专注于减少地震需求。从能量角度来讲SPT描述的是结构在地震中的动态特性[35]，旨在防止输入结构的地震能量变为势能，从而降低木结构在地震中的损坏风险[36]。应用于木结构的SPT，可大致分为阻尼器、隔震装置和可恢复功能结构体系三类。

3.1 阻尼器

阻尼器按消能形式大体可分为位移相关型、速度相关型和运动复合型三种。位移相关型阻尼器如摩擦阻尼器、金属屈服阻尼器；速度相关型阻尼器如粘弹性阻尼器、黏滞阻尼器；运动驱动的复合型阻尼器则指调谐质量阻尼器。Poh'Sie等[37]对几种调谐质量阻尼器的布置建立分析模型，并将其优化设计落实于SOFIE项目的全尺寸七层CLT建筑物有限元模型内。模拟测试显示高楼层地板加速度值相比无阻尼器试验降低了38%。

3.2 隔震装置

隔震装置常由橡胶支座和阻尼器共同控制震幅。Bolvardi等[38]在位移设计的基础上，建议CLT平台建筑中采用层间隔震。该方法在一栋十二层楼的建筑物中得以应用，评估显示该建筑物在满足既定极限位移的前提下，降低了非隔离结构的层间位移比。更高标准的隔震系统可减少隔震器位移，但会增加层间漂移。

3.3 可恢复功能结构体系

可恢复功能结构框架体系主要包括摇摆框架结构体系和自复位框架结构体系，两者区别在于结构在地震作用下，是否先发生一定弯曲变形，很多时候两者概念相通。反复荷载下，两种体系共同使用的力-位移关系呈旗型曲线。

Ma[39]设计了一种不使用后张力仅结合屈服阻尼器便可以将CLT墙固定在基础上的替代系统，并应用在一座六层建筑物上。通过时程分析数据可知，其最大位移和基础剪切均表现良好。但恢复力不足导致部分残余漂移大于预期值。Akbas等[40]通过后张式CLT摇摆墙的6次循环试验提出了6个渐进极限状态，即：1)基础减压； 2)线弹性极限； 3)CLT屈服； 4)CLT分割；5)CLT粉碎； 6)钢筋屈服。随后用简化设计方程和有限元进行验证，发现与试验结果一致。Kovacs等[41]提出了一种CLT后张式摇摆剪力墙设计方法，并应用于三层、六层和九层建筑物设计中。结果表明：在最大震级下所有模型超过剪切或弯矩能力的概率均小于5%，但三层建筑倒塌概率超过了允许值。

Morrell等[42]开发了CLT剪力墙之间的替代连接器，作为消能保险丝。在对一座以此连接的3层无后张力摇摆墙的CLT建筑振动台试验中，大漂移作用后的结构显示出稳定的循环响应。另外，试验中的损耗集中在预设的可更替零件处，这意味着该系统具备震后维修可行性。奥克兰大学的学者开展了使用滑动摩擦接头而非垂直后张力来实现摇摆控制的研究[19,21]。静态推覆和动态时程分析的结果表明：该类系统的自定心性能与能量耗散能力都十分出色。