竹帘胶合板夹板剪力墙的破坏模式及损伤评估

2022-05-24夏天周宇郑维董利王志强赵天长

林业工程学报 2022年3期

夏天，周宇，郑维*，董利，王志强，赵天长

(1. 南京林业大学材料科学与工程学院，南京 210037； 2. 江苏森之虎建筑工程有限公司，南京 210012)

夹板剪力墙是一种抗侧力性能优异的轻型木结构墙体，所提供的抗侧刚度与强度是普通轻木剪力墙的2～3倍[1-2]，符合多高层木结构建筑的抗侧力性能需求。然而现有研究表明，以木基结构板材、普通钉子制作的夹板剪力墙在侧向力作用下仍存在板边易撕裂、钉子易拔出等问题，严重影响其抗侧力性能[3]。

相比木基结构板材[4]，建筑行业里广泛应用的竹帘胶合板(简称竹胶板)有着更高的力学强度，且原材料丰富[5-6]，适合用于轻型木结构墙体中。Correal等[7]和Varela等[8]将竹胶板用作普通轻木剪力墙的覆面板，有效避免了墙板撕裂，但仍存在大量钉子拔出破坏，以致其抗侧力性能与普通墙体相比并没有显著提升。Xiao等[9]也得到了相似的结论，同时发现普通圆钉难以钉入密度、硬度较大的竹胶板。为此，郑维等[10]提出采用自攻螺钉配合竹胶板应用在夹板剪力墙中，充分利用自攻螺钉高抗拔、易钻入的优点，来改善上述不利破坏，提升夹板剪力墙抗侧力性能。

为进一步探究采用了竹胶板和自攻螺钉的夹板剪力墙破坏机理和损伤，笔者设计了4组竹胶板夹板剪力墙试件，开展单调以及低周往复加载试验，分析其力学性能指标及破坏机理，并结合基于能量的损伤模型对其进行损伤评估，以期为工程应用提供技术支撑。

1 材料与方法

1.1 试件设计

本试验共设计了4组竹胶板夹板剪力墙试件，考虑了竹胶板厚度、钉间距、墙肢长度的参数变化，每组均包含2个单调加载试件和1个低周往复加载试件，如表1所示。墙体由墙骨(包括顶梁板、底梁板、墙骨柱)、中心夹板与抗拔紧固件组成，具体构造见图1。墙骨选用北美进口No.2级(IIIc级)SPF规格材，弹性模量为9.5 GPa；除共用墙骨柱和底梁板使用38 mm×140 mm的SPF规格材外，其余墙骨规格材尺寸均为38 mm×89 mm，墙骨柱间距610 mm。中心夹板选用9.5和12.5 mm 2种厚度的竹帘胶合板，弹性模量约为9.5 GPa，X(长度)和Y(宽度)向竹篾质量比约1∶1，含水率约为10%，由浙江梦丽宏竹木有限公司提供。墙骨以宽面对称布置在中心夹板两侧，由自攻螺钉连接形成墙骨-墙板-墙骨的双剪螺钉连接形式。所用自攻螺钉的公称直径为5.2 mm，内径为3.5 mm，长度为80 mm，可弯折角度为45°，抗弯屈服强度不小于1 000 MPa，由上海美固汉得威紧固件有限公司提供。螺钉间距分100/200 mm和150/300 mm 2种，其中100和150 mm指墙板边缘墙骨(包括顶梁板、底梁板、端部墙骨柱与共用墙骨柱)上的螺钉间距，200和300 mm为内部墙骨的螺钉间距。

表1 试件参数Table 1 Parameters of specimens

图1 竹胶板夹板剪力墙结构Fig. 1 Schematic diagram of the midply-bamboo shear wall

墙角部位采用了U形抗拔紧固件，Q235材质，其上部为6 mm厚钢板，与端部墙骨柱通过10根交错布置的8 mm×80 mm盘头螺钉相连；紧固件底部锚固区为壁厚12 mm的半圆形钢管，与基础钢梁通过1根直径16 mm的8.8级高强螺栓连接，如图2所示。此新型抗拔紧固件沿端部墙骨柱两侧施加对称的约束力，避免了传统抗拔紧固件易导致端部墙骨柱偏心受拉的问题[1]，有利于避免其底部区域发生拉弯断裂破坏。

图2 竹胶板夹板剪力墙中的抗拔紧固件Fig. 2 Hold-down connectors used for the midply-bamboo shear walls

1.2 试验装置和数据量测

本试验采用25 t电液伺服作动器加载，其位移量程为±250 mm。荷载分配钢梁与作动器端部铰接，并通过8根8.8级M12高强螺栓与墙体顶梁板相连；墙体底梁板通过相同方式固定在基础钢梁上，墙体两侧设有侧向支撑以防止平面外失稳，如图3所示。

图3 试验装置Fig. 3 Test setup

图4 测量仪器布置Fig. 4 Arrangement of measuring instruments

试验共设置了3个位移计(LVDT)，如图4所示，其中：LVDT1测量墙体底梁板的水平位移；LVDT2和LVDT3分别测量墙体左侧、右侧端部墙骨柱的竖向位移。墙体的实际侧移取作动器位移数据与LVDT1位移数据之差，荷载取作动器内荷载传感器数据。

1.3 加载制度

单调加载试验参照ASTM E564-06“Standard practice for static load test for shear resistance of framed walls for buildings”标准。加载共分为4个阶段，前3个阶段分别加载到墙体预估极限荷载(80 kN)的1/10、1/3以及2/3，持荷5 min，之后再卸载至0，并空载5 min，3个阶段的加载速率均为6 kN/min；第4个阶段，将墙体从0加载至荷载达到墙体极限承载力的80%或者出现严重破坏时停止加载，此阶段加载速率为30 mm/min。

低周往复加载试验参照ISO 16670：2003“Timber structures-Joints made with mechanical fasteners-Quasi-static reversed-cyclic test method”标准，按位移控制进行两阶段加载，其控制位移Δm=80 mm。第1阶段分别以2.5%Δm、5%Δm、7.5%Δm、10%Δm为幅值进行单循环往复加载，加载速率10 mm/min；第2阶段分别以20%Δm、40%Δm、60%Δm、80%Δm、100%Δm、120%Δm为幅值进行三循环往复加载，加载速率60 mm/min。

2 结果与分析

2.1 试验现象与破坏模式

在单调荷载作用下，各组试件中的竹胶板保持完好，自攻螺钉仅出现轻微弯曲，且常规夹板剪力墙[1,11]中易出现的端部墙骨柱受拉断裂破坏也得以避免。各组试件最终的破坏模式因构造差异而有所不同，具体如下。

1)MW2、MW4组单调加载试件的受拉侧端部墙骨柱上拔极小，而受压侧端部墙骨柱出现了平面外失稳破坏(图5a)。需要指出的是，实际房屋中的剪力墙端部通常会采用多根规格材拼合成T形或L形，其抗失稳能力显著强于本试验情况。

2)MW1组单调加载试件的破坏模式表现为受拉侧端部墙骨柱与抗拔紧固件的连接失效(图5b)，这是因为MW1组试件(长度1.22 m)中仅有1块1.22 m×2.44 m的中心竹胶板，其在侧向力作用下整体绕受压侧抗拔紧固件底部弧形区域旋转，而无法像2.44 m宽墙体中的2块竹胶板绕各自平面几何中心旋转[11]；相比之下，1.22 m墙体的中心夹板转动角度更大，使得端部墙骨柱上拔幅度也更大。MW1组单调加载试件的抗拔约束失效后，墙体承载力迅速降低，以致受压侧端部墙骨柱中的轴力无法达到其失稳极限。

3)MW3组单调加载试件的破坏模式表现为顶梁板的劈裂破坏(图5c)。这是因为MW3组试件钉间距相对较大，墙体中螺钉连接总数较少，而单个螺钉连接传递的荷载较大，以致89 mm宽的顶梁板劈裂；相比之下，140 mm宽的底梁板中未发生类似破坏，表明后者更宜用作竹胶板夹板剪力墙的边缘墙骨。此外，单个螺钉连接中过大的荷载传递，还导致墙体边缘出现少量螺钉断裂破坏。

图5 单调加载试件破坏现象Fig. 5 Failure modes of the specimens under monotonic loading

试件编号尾数“1”和“2”指两重复单调加载试件，“C”指低周往复加载试件。图7 各组试件的荷载-位移曲线Fig. 7 Load-displacement curves of specimens

在低周往复荷载作用下，各组试件的端部墙骨柱均未出现平面外失稳现象。MW2、MW3、MW4组低周往复加载试件的破坏现象较为类似，以螺钉疲劳剪断(图6a)和顶梁板劈裂为主；当位移等级达到80 mm时，共用墙骨柱因螺钉连接全部失效而脱离墙体(图6b)，墙体丧失承载能力。这种钉连接疲劳剪断破坏也见于轻型木结构墙体的相关文献[1,12-13]中，故在实际应用中有必要对钉连接件的弯折疲劳性能提出要求，并在相关设计标准中加以规定。MW1组低周往复加载试件的螺钉失效数量较少，其破坏主要集中于抗拔紧固件与端部墙骨柱的连接部位，抗拔约束失效，端部墙骨柱上拔明显。试验后拆解墙体，发现抗拔紧固件中的盘头螺钉发生明显弯曲变形(图6c)。

图6 低周往复加载试件破坏现象Fig. 6 Failure modes of the specimens under cyclic loading

2.2 荷载-位移曲线

各组试件在单调加载时的荷载-位移曲线与低周往复加载时的滞回曲线如图7所示。

单调加载试件的荷载-位移曲线在达到峰值前，几乎呈线性上升趋势，且无明显屈服点；达到峰值后，MW2、MW3和MW4组单调加载试件的曲线迅速下降，对应于端部墙骨柱失稳和顶梁板劈裂等脆性破坏；MW1组单调加载试件曲线下降较平稳，对应于其端部墙骨柱底部盘头螺钉的弯曲变形。

各组低周往复加载试件的滞回曲线均存在捏缩效应，滞回环整体呈反“S”形。在墙体达到峰值荷载前，几乎未发生强度退化现象，且卸载后的残余变形较小；当试件达到极限荷载后，顶梁板、墙骨柱与墙面板间的螺钉连接相继失效，滞回曲线出现明显的强度退化现象，且每次卸载后都存在较大的残余变形。

2.3 力学性能参数

根据图7中的曲线可得到各试件的抗侧刚度Ke、极限承载力Ppeak及对应的极限位移Δpeak、破坏位移Δu等力学性能参数，如表2所示，其中：Ke取原点与曲线上升段上40%极限荷载对应点的割线斜率；Ppeak及Δpeak分别取曲线峰值点的荷载及位移；Δu取曲线下降段上80%Ppeak点所对应的位移值。

表2 各组试件的力学性能参数Table 2 Mechanical properties of specimens

对比各组试件力学性能参数的平均值，可以分析构造参数差异对抗侧力性能的影响。试件MW2和MW4的各项性能参数均相差不大，表明中心竹胶板的厚度对夹板剪力墙抗侧性能的影响较小，与文献[10]中竹胶板双剪螺钉连接的试验结果吻合。钉间距为150/300 mm的MW3组试件极限承载力明显低于上述两组，是因为钉连接数量与钉间距成反比，而钉连接数量直接决定了墙体的极限承载能力，这与常规夹板剪力墙所得到的结论相同[13]。1.22 m长的MW1组试件极限承载力约为2.44 m长的MW2组试件的一半，符合GB 50005—2017《木结构设计标准》中轻木剪力墙中墙肢长度与抗侧承载力成正比的规律，但MW1组试件的抗侧刚度并未达到MW2组试件的一半，这是因为MW1组试件端部墙骨柱的上拔更高，相应地导致抗侧刚度偏低。

2.4 受压侧端部墙骨柱失稳破坏分析

在单调荷载作用下，MW2、MW4组试件均表现出端部墙骨柱失稳破坏，其截面形式如图8所示。根据欧拉压杆稳定公式可算得端部墙骨柱失稳时的临界力Pcr为：

(1)

式中：E为各部件的弹性模量；I为全截面绕X轴的惯性矩；l为端部墙骨柱的计算长度，根据墙体实际构造取为2 351 mm。

单位:mm图8 端部墙骨柱横截面Fig. 8 Cross-section of the end studs

此外，根据GB 50005—2017所述的剪力墙静力平衡条件，墙体平面内的弯矩由端部墙骨柱承受，故端部墙骨柱内轴力N为：

(2)

式中：P为墙体所受侧向力；H和L分别为墙体高度和墙体长度。将各组单调加载试件的极限承载力Ppeak代入式(2)，即可得到试验加载过程中端部墙骨柱实际承受的极限轴力。

将由式(1)、(2)算得的端部墙骨柱极限承载力进行对比，如表3所示，其中：试件MW2和MW4依据弯矩平衡算得的端部墙骨柱轴力高于依据压杆稳定算得的临界力，与试验中观测到的端部墙骨柱失稳破坏相吻合；相比之下，试件MW1和MW3的端部墙骨柱极限承载力低于压杆稳定计算值，试验中也未发生端部墙骨柱受压失稳。总体来看，端部墙骨柱的抗失稳能力对竹胶板夹板剪力墙抗侧力性能至关重要，在实际应用中应以拼合柱或增封头墙骨等方式来增大边界杆件的截面尺寸，以避免其在大震下发生失稳破坏。

表3 端部墙骨柱的极限承载力Table 3 Ultimate bearing capacity of the end studs

2.5 基于能量累积的损伤分析

损伤指数能用以评估结构或构件在地震作用后的破坏状态[14]。本研究采用Kratzig等[15]提出的基于构件滞回耗能的损伤模型，算得各组试件的损伤指数，并绘制累积损伤指数曲线，如图9所示。该模型引入了主半循环(PHC)和从半循环(FHC)的概念，依据式(3)和(4)分别计算正负损伤指数D+和D-为：

(3)

(4)

D=D++D--D+D-

(5)

由图9可以看出，各组墙体试件有着较为相似的损伤累积过程，具体描述如下：在模拟地震作用的低周往复加载过程中，竹胶板夹板剪力墙先后出现了竹胶板与木材的局部撕裂、自攻螺钉疲劳断裂、顶梁板劈裂等损伤现象。在第6循环(16 mm侧移)之前，损伤指数较小(不超过0.2)，试件几乎未发生损伤，仅出现了竹胶板与墙骨中轻微的纤维撕裂声。当加载到第9循环(32 mm侧移)时，螺钉的疲劳剪断开始出现，顶梁板部位出现裂纹，损伤指数曲线急剧增长，达到了0.5～0.6；由于只是部分螺钉发生断裂，因而重新打入螺钉即可进行修复。当加载12循环(48 mm侧移)时，墙体已发生严重损伤，墙体边缘部位双剪螺钉连接大量失效(图6a)，顶梁板劈裂严重(图5c)，累积损伤指数接近0.9，但墙体仍保持较高承载性能，可维持不倒；此时层间位移角为1.97%，接近GB/T 51226—2017《多高层木结构建筑技术标准》中规定的轻型木结构弹塑性层间位移角限值。此后，共用墙骨柱脱落(图6b)，墙体承载力急速下降，损伤曲线逐渐趋近于1，可认为墙体达到完全破坏。