人致激励下正交胶合木楼板振动性能研究现状

黄浩宇,王 畅,杜修力

(1.纽卡斯尔大学 工程学院,英国 纽卡斯尔 NE27RU;2.北京工业大学 城市建设学部,北京 100124)

在我国,以钢材和混凝土为主导的建筑业消耗了大量能源并排放了大量的CO2,钢材和混凝土的生产将导致严重的环境污染与资源、能源匮乏问题,因此未来发展绿色建筑将成为主流趋势。木材是一种可再生、可多次循环利用的天然资源；同时木材还具有保温、隔热和节能特性,可有效降低建筑施工和使用中的碳排放;木材还具有良好的抗震性能、耐久性、灵活性和舒适性。现代工程木产品可为响应国家政策、发展绿色建筑提供材料层面的解决方案。

正交胶合木(CLT)板(图1)是由奇数层的规格木材以垂直相交的角度,利用结构胶黏剂叠合胶压组胚而形成的工程木板材[1],CLT产品通常有3、5、7层等不同的规格[2]。近年来,CLT的应用范围已经扩展至高层木结构以及钢-木和混凝土-木混合结构[3-7],已建成建筑包括2009年在英国伦敦建成的9层CLT建筑Stadthaus大楼,这座建筑的楼板、楼盖、电梯井乃至楼梯间均采用木结构;2016年在加拿大建成的UBC大学18层CLT结构学生公寓,该楼实现了高效组装与快速施工;挪威布鲁蒙德尔(Brumunddal)在2020年建成了世界上最高的木结构建筑——Mjøstårnet大楼,高85.4 m(图2)。使用CLT材料建造楼板,可发挥CLT材料轻质、可预制装配、抗震性能好的优点,并且在整个建筑生命周期中呈现绿色环保、节能的优势。CLT被认为是楼板施工中钢筋混凝土的替代品[8]。

图1 正交胶合木Fig.1 Cross laminated timber

图2 代表性CLT建筑Fig.2 Typical CLT buildings

楼板是与居民接触最多的结构构件,CLT楼板除应满足承载能力极限状态的要求之外,还应该满足正常使用极限状态的要求。然而,面对更高、更大跨度木结构的现代发展趋势,由于CLT轻质、刚度低的材料特性,使得木结构比钢结构和钢筋混凝土结构更容易产生更大的振动,即使CLT楼板满足了传统规范中的挠度标准要求,在一定情况下还是会出现舒适度问题[9]。直接作用(如人行荷载)或间接作用(如操作设备)造成的楼板振动会影响建筑物的功能;并且,CLT楼板不同于传统木楼板,其无搁栅、需要拼接等特点都会对振动性能产生影响。因此,CLT楼板人致振动性能受材料特性、人致激励、边界条件、尺寸效应以及蠕变等因素影响,其舒适度需要特别关注,现有设计和评价标准主要基于对钢楼板和混凝土楼板的研究,各国规范标准对CLT楼板舒适度的适用性都尚缺乏进一步研究。基于近些年国内外的研究进展,本文归纳梳理了CLT楼板振动性能的影响因素,综述了现有规范中对楼板舒适度的评估标准,并总结了当前CLT楼板振动控制的研究及应用进展,分析了CLT楼板人致振动控制的前景与亟待解决的关键问题。

1 CLT楼板振动性能的影响因素

CLT楼板振动的机制分析是研究中的基础工作,也是完善CLT楼板振动性能的设计以及评价标准的前提,因此本文对楼板振动性能的影响因素进行归纳。

1.1 楼板动力特性

楼板的振动与其自身的动力特性密不可分,在楼板的运动计算分析时,可以将楼板简化为单自由度体系,其在简谐激励下的运动方程如式(1)所示。

(1)

从楼板的运动方程可以看出,质量(m)、刚度(k)、阻尼(c)等特性是影响楼板振动性能的重要因素。Al-foqahaa等[10]通过ABAQUS有限元软件对人行走力作用下的轻质木楼板进行动力分析,结果表明:增大木楼板的刚度会显著改善楼板的振动性能。Xiong等[11]通过对不同构造的木楼板进行固有频率测试,发现木楼板的固有频率大多在10 Hz以上,容易与人致激励频率发生重合,进而产生过度振动。而固有频率受刚度和质量影响,刚度与固有频率成正比,质量与固有频率成反比。因此,在木楼板的舒适度设计中需同时注意考虑楼板的刚度和质量。Ebadi等[12]通过研究胶合木楼板的振动响应,发现家具等附加质量会增大楼板的固有频率。阻尼是衡量楼板在振动中能量耗散能力的重要特性,阻尼与能量耗散能力成正比。Saidi等[13]提出楼板的低阻尼特性是导致楼板人致振动过大的主要原因之一。

1.2 人致激励

人致激励是指人在楼板上活动时落足对楼板产生的冲击力,是产生楼板振动的主要原因[14]。由于受木材材料特性的影响,CLT楼板相较于传统楼板频率较低,因而容易与人致激励频率相近,进而与楼板上的人为活动产生共振现象;另外,CLT楼板较为轻质。综上,CLT楼板相比传统楼板更容易出现居住不舒适的问题。

人致振动的力学特性与人体特征、活动频率、活动人数等因素密不可分。Smith[15]的研究表明,正常行走条件下产生的荷载峰值约等于恒荷载的1.2～1.5倍,持续时间为0.5～0.8 s。人致激励的频率范围约为1.0～2.5 Hz,一般考虑人致激励的4～5阶倍频,则结构受影响的频率上限约为10 Hz[16]。在相同步距下,步频与楼板加速度成正比;在相同步频下,步距与楼板加速度也成正比[17]。

表1给出了不同运动状态下的落足测量数据,包括步频、步速和步距。图3提出了连续行走状态下的落足力曲线。由图3可以看出:连续行走下的落足力曲线并非简单地由每一步的落足力曲线连接形成,而是相邻落足力曲线在时间上的重叠。然而,人致激励受到不同人的特征(例如每个人的行走频率、行人个数等)影响,其产生的落足力曲线各不相同。而目前研究提出的落足力曲线过于单一,不同研究提出的落足力曲线也存在一定差异,这将导致数值模拟得到的人致振动响应与试验测得的响应存在一定区别。未来研究可采用在行人的鞋底安装传感器的方式,实时测量落足对楼板的动态激励,提升落足力数据采集的精准性,从而进一步提出准确表达人致激励的落足力曲线,用于校正数值模拟中的人致振动响应。

表1 不同运动状态下的步频、步速与步距[18]

对于不同运动状态下的人致激励,楼板动力特性的差异会对CLT楼板振动产生不同的影响,因此研究CLT楼板舒适度时应考虑多种人致激励的影响。

1.3 边界条件

楼板的边界条件(由墙、梁或其他连接件带来的支承约束)被大多数学者认为是影响CLT楼板振动性能的重要因素[19-22]。CLT楼板的边界条件影响因素可以分为梁板连接、墙板连接、CLT板与板拼接、梁的尺寸和间距等。

图3 连续行走的落足力曲线[19]Fig.3 Footfall force curves of continuous walking[19]

CLT楼板与梁的连接区别于传统钢结构和混凝土结构,因而CLT楼板的端部支承条件需要进行针对性研究[23-26],但目前的研究在进行CLT楼板的数值分析时,并未考虑木楼板边界条件的特殊性。江雨辰等[27]对胶合木-混凝土组合梁螺钉连接件进行了推出试验研究,发现螺钉连接件受剪承载力随螺钉直径的增大而增大;螺钉连接件受剪承载力随螺钉嵌入木材部分长细比的增大而增大,但增长幅度趋于平缓;混凝土强度和螺钉布置方式对受剪承载力的影响很小。Hu等[28]发现将楼板的边界条件由简支改为放置在聚氨酯夹层上,会导致阻尼比增大。Jarnerö等[29]通过现场试验探究不同边界条件对预制木楼板构件的振动影响,得到了楼板振动性能受边界条件影响的结论。Lewis等[30]通过试验研究了梁板连接的螺钉数量对楼板刚度的影响,结果如图4所示,梁板连接的螺钉数量增多可以使楼板基频有显著的增大。Zimmer等[31]通过试验发现,在支座处紧固CLT楼板会使得楼板的固有频率增大;进一步发现楼板所在楼层越低,楼板端部所受荷载越大,从而导致端部固定性较高,因而可获得较大的固有频率和较小的挠度。在半刚性和完全刚性的支承条件下,通过增大梁板连接的紧固度,能够减小楼板的最大位移,增大楼板基频[32]。Zhang等[33]在研究端部支承对CLT楼板的影响时发现,楼板支座转动刚度与楼层跨度成反比。

图4 螺钉连接数量对CLT楼板自振频率的影响[30]Fig.4 Effects of screw connection number on the natural frequency of CLT floor[30]

墙板连接是CLT结构中楼板支承端的连接形式之一。Casagrande等[34]通过试验发现,大跨度木楼板下的隔墙起到了支承作用,增大了与弯曲模态相关的振型频率。Koyama等[35]分别使用了L形角钢、垂直螺钉或对角螺钉进行墙板连接,发现这几种连接方式对楼板振动的影响可以忽略不计。

除了端部连接,CLT板材之间的拼接是大跨度CLT楼板的另一特点,其研究对大跨度木结构的实现具有重要意义。Labonnote等[36]采用冲击法对采用螺钉拼接的木楼板试件的动力性能进行试验研究,结果表明:拼接后木楼板的刚度越大,自振频率也越大。因此,后续应研究CLT板与板的拼接对CLT楼板振动性能的影响。

Huang等[37]利用OPENSEES有限元软件对3层CLT楼板建立有限元模型(图5),并通过程序分析CLT模型的振动性能,研究了梁间距、梁尺寸和支承条件对CLT楼板动力性能的影响,结果表明:增大梁间距会降低固有频率,显著提高均方根加速度。将梁刚度提高到一定程度,可大幅增大CLT楼板的固有频率,从而避免与人致荷载的共振。当梁提供足够的刚度时,两边和四边支承的CLT楼板的振动性能差别较小。

图5 CLT楼板数值模型[37]Fig.5 Numerical modelling of CLT floor[37]

1.4 尺寸效应

胡卫国等[38]建立了楼板的有限元模型来研究楼板尺寸对其自振频率的影响,结果表明:在人致荷载作用下,楼板长宽比为1时,楼板加权加速度响应最大;楼板面积越大,人致激励下的加权加速度越大;楼板厚度越大,人致激励下的加权加速度也越大。Wang等[39]通过OPENSEES软件模拟研究了尺寸效应对两边支承CLT楼板舒适度的影响,结果表明:随着楼板长宽比从0.71增大到1.79,楼板的振动响应显著增大,充分说明尺寸效应对CLT楼板舒适度有着重要影响;而后基于楼板的振动响应随尺寸变化的规律提出了不同长宽比下CLT楼板舒适度的预测公式。

CLT楼板不同于传统托梁木楼板之处在于,其跨度大且支承条件相对较弱,此时楼板的尺寸效应会影响CLT楼板的振动性能。然而目前尚无针对CLT楼板尺寸效应的研究。

1.5 蠕变

在长期荷载作用下, 木材应变随时间的延长而增大的现象称为蠕变[40]。当木材在实际工程应用时,蠕变特性是一个重要影响因素,而且含水率对木材蠕变影响较大[41-42]。吕斌等[43]对结构胶合板蠕变测试方法进行了研究,并介绍了应变测试法,为进一步探究结构胶合板的应用打下基础。何敏等[44]通过胶合木蠕变试验研究长期荷载作用下胶合木的蠕变性能,结果表明:加载应力对蠕变有重要影响,而采用纤维增强材料(FRP)可有效抑制蠕变变形。花旗松及速生杨木胶合木采用双层FRP增强后,蠕变位移分别降低了68.26%和45.84%。在木结构领域,目前蠕变研究主要针对的是木梁的蠕变[45-48],而缺乏蠕变对楼板舒适度的影响研究。

2 CLT楼板舒适度设计规范

2.1 与木楼板舒适度有关的现行设计标准

目前,与木楼板舒适度相关的主要设计规范如表2所示。由表2可知：现有约束木楼板振动的方法主要是通过限定木楼板的挠度,以确保楼板具有足够的刚度。美国联邦住宅局[49]要求住宅楼板在均布荷载下的设计挠度要低于L/360(L为跨长),该要求可使楼板的刚度得到保证,该方法在相当长的一段时间内被广泛使用,但是在一些特殊情况下,楼板仍会出现振动问题[9],这表明限制木楼板挠度并不能完全解决舒适度问题。部分结构设计中,CLT楼板可以被简化为简支梁,使其模型在规定的活荷载和恒荷载下便于计算,加拿大规范最早是通过限制均布活荷载(UDL)[50]下楼板的挠度,从而使楼板具有足够的刚度,以此来限制楼板振动。Onysko[51]提出了1 kN集中荷载作用下木楼板挠度限值方法,该法被收录至加拿大建筑规范的附录[52]中,规范建议对于跨长<3 m的木楼板，最大挠度限值为2 mm;对于跨长≥3 m的木楼板, 挠度限值为8/L1.3。

表2 与木楼板舒适度相关的设计规范

对于胶合木构件的设计，GB/T 50708—2012[53]只考虑了承载力和挠度的静力要求;根据GB/T 51233—2016[54]的6.1.1条规定,装配式木结构建筑的结构体系应满足承载力、刚度和延性要求,但并未对竖向振动性能提出要求;GB 50005—2017[48]对木结构中的受弯构件(如楼盖梁和搁栅)仅作承载力验算和挠度限值为Lf/250的静力要求(Lf为楼盖的计算跨度),其附录Q中规定的楼盖搁栅振动控制方法是通过刚度限制楼板跨度的;GB/T 51226—2017[55]的6.1.8条规定,当楼板具有较明显的面内变形时,多高层木结构内力与位移计算应考虑楼板面内变形的影响,但并未涉及楼板动力特性方面的设计。

JGJ/T 441—2019[56]要求,建筑楼盖应符合竖向振动加速度(4.1.1条)、自振频率(4.1.3条)的限值要求,对于以行走激励为主的楼盖结构,第一阶竖向自振频率不宜低于3 Hz,竖向振动峰值加速度不应大于表3规定的限值，该标准规定,当楼盖可简化为单自由度体系时,行走引起的楼盖振动峰值加速度可以由近似公式计算,但近似公式对于CLT楼板的适用性有待确认;另外,该标准并没有对平均加速度和国际常用的舒适度检测指标——振动计量值(VDV)进行限值。

表3 人致激励引起的楼板峰值加速度限值[56]

目前,欧洲木楼板是基于欧洲规范5(Eurocode 5)[57]设计的,采用限制楼板频率的方法,也称为8 Hz频率限制标准。对于基频≤8 Hz的楼板,需要进行特别研究;对于基频>8 Hz的楼板,应进行包括挠度和单位脉冲速度响应的研究,分别如式(2)和(3)所示。

(2)

ν≤b(f1ζ-1)

(3)

式中:w为由作用于楼板任意位置的垂直集中力(F)引起的最大瞬时竖向挠度；ν为单位脉冲速度响应，即在楼板产生最大响应处施加一个单位冲击时，楼板垂直振动速度最大初始值;f1为楼板基频；ζ为模态阻尼比；a、b均为常数限值，其建议取值范围与两者取值关系参见欧洲规范5，不同国家的取值参见对应国家附录标准。

然而欧洲规范5只适用于跨度不超过6 m的住宅楼板,并且其主要基于对传统木楼板的研究,CLT楼板的力学特性不同于原木,因而这一规范对于CLT楼板的适用性有待考证。

由表2还可以看出: CLT楼板可遵循的大多数现有设计规范仅在静力学层面对舒适度进行间接地控制,仅有JGJ/T 441—2019标准对竖向加速度进行了限制;CLT楼板设计规范缺乏在动力学层面对舒适度指标进行直接控制。

2.2 与CLT楼板舒适度有关的现行评价标准

英国规范BS 6841：1987[58]在标准附录C中给出均方根(RMS)加速度响应与舒适度之间的关系,结果如表4所示。长期以来,响应因子作为混凝土和钢结构设计标准中的参数,被纳入了包括CCIP-016[59]、SCI P354[60]和AISC DG11[61]在内的设计规范中。响应因子为单足荷载作用下楼板的RMS加速度响应与基线加速度响应[62-63]之间的比率(R),如式(4)所示。

(4)

式中:aw,RMS为均方根加速度,aR=1为基线加速度。

响应因子的限值摘自SCI P354[60],如表5所示。

表4 RMS加速度与舒适度的关系[58]

表5 单人激励的建议响应因子限制[60]

上述的RMS加速度响应标准是为钢结构和混凝土框架建筑制定的,然而其对木楼板的适用性尚未得到验证。并且响应因子法中作为基础的RMS加速度响应并没有经过滤波,因而无法排除环境噪声的影响,可能会导致计算结果产生偏差。经过测量已建成的CLT楼板发现,相比于混凝土和钢楼板,CLT楼板的响应因子往往偏高[63],这将导致使用响应因子设计的CLT楼板过于保守。但是,目前关于响应因子的研究仍较少,使用响应因子设计CLT楼板的适用性仍存在质疑。

VDV法目前主要用于评估楼板的振动响应,BS 6472-1:2018和ISO 10137:2007规范已经将VDV纳入检测标准之中。通过按频率加权滤波的楼板加速度时程响应可计算振动剂量值(VVDV),如式(5)所示。

(5)

式中:τ为振动发生的总时长,aw(t)是根据频率滤波后的加速度响应时程。

VDV通常是在白天16 h或晚上8 h的激励时间内计算的，因此VDV允许在短时间内超过舒适度限值，VDV评判法如表6所示[63]。VDV法引入了频率加权操作,即在处理振动数据之前,应根据图6所示的频率加权对其进行滤波。加权滤波方法是基于人们对4.0～12.5 Hz特定频率范围内的振动更敏感这一假设设计的,对该频率范围以外的振动则需进行折减。

表6 导致各种住宅建筑负面评论可能性的VDV范围[63]

图6 BS 6472-1:2018提出的竖直振动频率加权曲线[63]Fig.6 Frequency weighting curve for vertical vibration proposed by BS 6472-1:2018[63]

综合现有CLT楼板舒适度的设计和评价标准可以看出:设计与评价标准在指标上无法融合,设计标准应采用评价标准的衡量指标(如振动计量值、响应因子或均方根加速度等)对CLT楼板舒适度进行直接设计,但目前相关研究不足,需要对此进行深入研究来指导完善设计规范。

3 CLT楼板振动舒适度设计

周海宾等[64]建议将挠度和自振频率作为木楼板振动性能设计指标,同时在评价指标中应增加峰值加速度。还有一些研究为大尺寸木楼板提供了设计标准,例如,Hamm等[65]通过试验发现固有频率小于8 Hz的大尺寸木楼板仍然具有良好的振动性能,说明欧洲规范5的8 Hz限制标准对于大尺寸楼板有待修正。Hu等[66]通过数值研究,认为可使用1 kN下楼板的挠度和基本固有频率作为设计参数来控制楼板的人致振动。娄宇等[67]将振动舒适度研究成果进行分析归纳,提出了舒适度与楼板峰值加速度之间的关系(表7),并在此基础上提出了人致激励下楼板的峰值加速度限值。

表7 基于峰值加速度的楼板振动舒适度评价[67]

由于VDV法是基于频率加权曲线对振动数据进行加权滤波,着重考虑了人对振动的感知敏感度,使得其相对于其他方法在评价楼板舒适度时更加精准有效,因此预测VDV可以有效指导楼板舒适度设计工作。Chang等[68]在英国规范的基础上,提出了预测人致激励下楼板的振动剂量值的方法,可用于指导跨度大于6米的大跨度木楼板的舒适度设计,并通过理论、有限元模拟和现场试验相结合的方法找到了计算楼板加权峰值加速度(aw,peak)与VDV的关系,从而提出了VDV预测公式,其中包含了针对CLT楼板的修正系数,所以该预测公式适用于CLT楼板。Chang等[68]提出的计算CLT楼板舒适度设计流程如图7所示，不过这一研究理论并没有考虑到诸如人数、楼板跨度、楼板拼接条件、楼板边界条件等因素。

FI为落足力冲击激励；Wb为频率加权系数；K为木楼板修正系数，基于试验获得；fn为n阶模态的频率，通常取基频；fw为步频；ξ为n阶模态的临界阻尼比，对于木楼板通常假设该值为2%～3%；Mn为n阶模态的模态质量图7 木楼板设计流程[68]Fig.7 Proposed procedure to design timber floors [68]

Wang等[39]将理论分析、有限元模拟和现场试验3种方法相结合,对两边支承的足尺CLT楼板进行了研究,试验方案如图8所示。Wang等[39]考虑了多人人致激励和楼板跨度等影响因素,结果显示数值模拟与试验结果吻合较好(图9),并进一步在Chang等[68]的研究基础上提出了更加完善的CLT楼板VDV预测公式(式(6)),有助于使CLT楼板的舒适度设计方法更加精确。

V′VDV≌rKsKwaw,peak

(6)

式中:V′VDV为一次运动产生的VDV，r为单向CLT楼板的纵横比，Ks和Kw分别为考虑了各种人致激励和CLT楼板尺寸效应的系数。

后续研究应在考虑蠕变、楼板边界条件等CLT楼板振动性能影响因素下,进一步完善预测公式。

图8 CLT楼板人致振动性能试验方案[39]Fig.8 Experimental scheme of the human-induced vibration performance of CLT floors[39]

图9 试验和数值模拟得到的CLT楼板VDV[39]Fig.9 VDV of the CLT floor in experimental testing and numerical modelling [39]

胶合木-混凝土组合楼板的结构形式为提升CLT楼板的舒适度提供了新思路。姜南标等[69]采用ABAQUS有限元软件对木-混凝土组合楼盖的振动舒适度进行了分析,得出木-混凝土组合楼盖的舒适度随混凝土翼板跨厚比以及木梁跨高比的减小而提高,且螺钉连接间距的减小有助于提高组合楼盖舒适度,建议采用限制频率和楼板振动响应的双重指标作为木楼板舒适度的评价标准,并可采用限制楼板尺寸、优化结构体系以及使用组合楼板等方法来提高木楼板的舒适度。杜浩等[70]对胶合木-混凝土组合楼板进行了振动性能试验(图10),提出了胶合木-混凝土组合楼板基本自振频率以及单人行走下峰值加速度的计算方法,并结合国内外相关规范,建议采用自振频率和峰值加速度的双重指标来评价胶合木-混凝土组合楼板振动舒适度,即楼板的自振频率不小于15 Hz,且峰值加速度不大于0.15 m/s2。

图10 胶合木-混凝土复合楼板的方案(mm)[70]Fig.10 Scheme of the timber-concrete composite (TCC) floor (mm) [70]

4 CLT楼板振动控制

除被动设计外,振动控制是考虑楼板舒适度的另一种思路。Webster等[71]以及Nguyen等[72]分别运用调谐质量阻尼器(TMD)将人致激励下混凝土楼板的峰值加速度降低约60%和40%。李爱群等[73]将多重调谐质量阻尼器(MTMD)应用到大跨度楼板上,减振效果明显。陈政清等[74]设计出能够有效控制大跨度钢-混凝土组合楼板的人致振动响应的电涡流调谐质量阻尼器。

考虑到已建楼板在经过长期使用后,力学性能会发生变化,其振动性能可能会存在衰减,因而对CLT楼板的振动控制进行研究具有工程价值。Huang等[75]使用基于形状记忆合金(SMA)的TMD系统,对CLT楼板进行半主动振动控制研究(图11)。超弹性形状记忆合金与传统建筑材料相比,在疲劳寿命和自复位性能方面具有明显的优势,Huang等[76]的研究结果表明:通过温度控制调节SMA的刚度,可以在一定频率范围内降低26%的加速度振幅。Huang等[77]应用基于SMA的MTMD系统对一足尺CLT楼板进行振动控制试验(图12),结果表明:SMA的超弹性有益于CLT楼板减振,减振效果如图13所示,基于SMA的MTMD系统能够减少CLT楼板的人致振动,并且基于SMA的5-TMDs系统是最有效的,因为它可以在更宽的频率范围内减少楼板的人致振动。Huang等[77]的研究还指出,未来MTMD应进一步进行优化设计,使其能在更宽的频带范围内对CLT楼板进行振动控制。

图11 采用形状记忆合金(SMA)调谐质量阻尼器的木楼板(mm)[75]Fig.11 Timber floor using tuned mass damper by bending shape memory alloy (SMA) (mm) [75]

图12 采用MTMD系统的CLT楼板振动控制试验[77]Fig.12 Vibration control test for CLT floor using MTMD system[77]

图13 单人荷载和双人荷载下基于SMA-TMD的CLT楼板VDV[77]Fig.13 VDV of the CLT floor with SMA-based TMDs under single-person and two-person loadings[77]

除了调谐质量阻尼器之外,用于结构振动控制的阻尼器还包括调谐液体阻尼器(TLD)、金属橡胶阻尼器和铅阻尼器等,在楼板振动控制的应用中具有很大潜力。目前尚无将这些阻尼器应用到CLT楼板减振的研究,将来可将这些不同种类的阻尼器对CLT楼板的振动控制效果进行试验对比,探究CLT楼板振动控制的最佳方案。

5 结论与展望

本文从CLT材料以及CLT楼板结构的特点出发,介绍了CLT在建筑领域的发展现状,分析对比了国内外针对CLT楼板振动性能的设计、评价及其控制的研究进展,提出了CLT楼板振动性能研究现存的问题。

CLT材料的特性不同于传统建筑结构材料,导致CLT楼板的结构形式也与传统楼板有所区别,针对人致激励下CLT楼板振动性能的规范和研究有待补足。因此,本文对未来的展望如下:

1)目前国内木结构相关规范在CLT楼板振动性能规定方面尚处于空白阶段。因此,我国的木结构设计标准应在我国学者研究的基础上,借鉴国外规范已有经验,对CLT楼板舒适度性能提出要求,完善舒适度设计方法。

2)VDV指标对于CLT楼板舒适度设计具有重要意义。VDV相比其他指标更具准确性,未来研究应在已有研究基础上更全面地考虑影响因素,发展基于VDV的CLT楼板舒适度设计方法。

3)木材蠕变对CLT楼板振动性能的影响不可忽视,应通过试验进行后续研究。

4)减振控制手段可有效控制CLT楼板振动,为CLT楼板的长期使用要求提供了保障,未来研究应进一步在更宽频带内优化阻尼器设计。