混合结构对正交胶合木剪力墙抗侧性能的影响

王志强，罗冬，郑维，姚悦，卢晓宁

(南京林业大学材料科学与工程学院，南京210037)

混合结构对正交胶合木剪力墙抗侧性能的影响

王志强，罗冬，郑维，姚悦，卢晓宁*

(南京林业大学材料科学与工程学院，南京210037)

为评价层板材料对正交胶合木(cross-laminated timber，CLT)剪力墙抗侧性能的影响，对普通结构(单一锯材材料)CLT剪力墙和混合结构(锯材与单板层积材混合材料)CLT剪力墙进行了单向和低周反复加载试验。结果表明：墙体在单向荷载作用下主要因一侧墙角锚栓和基底锚栓的严重变形而发生破坏，在低周反复加载作用下则为墙角锚栓连接件的变形及钉子的疲劳剪断破坏；CLT剪力墙耗能主要来自于连接件变形和自攻螺钉弯曲、拔出和剪断；混合结构CLT墙体在单向和低周反复加载中的破坏位移、抗剪强度分别比普通结构CLT墙体低3.03%，24.75%和7.33%，3.31%；抗侧刚度则高出8.70%，7.45%。混合结构对CLT剪力墙不同抗侧性能影响不同，应加强CLT剪力墙与基础的连接，充分发挥CLT墙体本身的抗侧性能。

正交胶合木；混合结构；木剪力墙；抗侧力性能

正交胶合木(cross-laminated timber，CLT)是一种至少由3层实木锯材或结构复合板材正交组坯，采用结构胶黏剂压制而成的矩形、直线、平面板材形式的工厂预制工程木产品，是20世纪90年代从欧洲发展起来的新型工程木。与普通锯材和其他工程木相比，CLT具有较好的尺寸稳定性，优良的平面内刚度、强度以及防火和抗震性能，可直接作为楼面板、屋面板和墙面板[1]。近几年，应用CLT作为主要承重构件建造中高层木结构建筑的工程实践和研究已成为世界上木结构行业中的热点。目前世界上已建成的典型中高层CLT建筑有挪威卑尔根市Treet项目(14层，2015年建成)，英国伦敦Murray Grove项目(9层，2009年建成)和澳大利亚墨尔本Forté项目(10层，2012年建成)[2-3]。国内目前允许建造的木结构建筑层数和高度较低，与国外存在较大差距。因此，CLT材料的研究和应用为国内木结构建筑向中高层发展提供了契机。

在CLT建筑中，CLT材料构成的墙体和楼盖主要用来承受地震和风力带来的水平荷载，因此，了解CLT 结构抗侧系统在地震作用下的行为以及它们如何影响CLT建筑在地震中的整体性能是一个重要的研究方向。在CLT剪力墙抗侧性能研究方面，国外学者和研究机构[4-8]对CLT抗震性能做了较多试验，包括单独的CLT墙体测试和低层、多层CLT建筑的振动台试验。2010年加拿大林产品创新研究中心(FPInnovation)对CLT剪力墙进行了一系列单调和循环荷载测试[7]，对12种不同连接件配置情况下的32组墙体进行了抗侧力性能测试，包括不同的墙体尺寸宽高比、竖向荷载、加载方案、连接件(墙角锚栓hold-down，角钢撑架)和紧固件(环纹钉、螺纹钉、自攻螺钉)等，结果表明，CLT墙体由用钉子或螺丝固定的角钢支架连接基础时有很好的抗震性能，墙角处使用墙角锚栓提高了墙体抗震性能。Shen等[6]用3种不同的连接方式将CLT墙体和基础连接起来进行测试，结果显示，辛普森90 mm×48 mm×3.0 mm×116 mm托梁与3.8 mm×89 mm的螺纹钉构成较好的连接方式，并且该连接方式能提高墙体的抗震表现及延展性。国内关于CLT的研究正处于起步阶段，且主要集中在CLT生产工艺和复合型CLT力学性能等方面[2,9-10]，木结构墙体的抗侧性能研究主要集中在轻型木结构墙体和胶合木框架-剪力墙木结构墙体的抗侧性能等方面[11-15]，而CLT剪力墙抗侧性能方面的研究鲜见报道。

由于CLT材料结构的正交性以及木材横切面剪切模量(GRT)较低，当普通锯材形成的CLT受到平面外荷载作用时，横向层会发生滚动剪切变形和破坏(图1)[9]。在北美CLT手册[1]中，CLT的滚动剪切刚度和强度被认为是影响CLT作为楼面板和屋面板力学性能的关键因素。近几年，国内外学者已展开利用工程木，如层叠木片胶合木(laminated strand lumber, LSL)，定向木片胶合木(oriented strand lumber, OSL)和单板层积材(laminated veneer lumber，LVL)等来代替部分层锯材制备混合结构CLT，提高CLT抗弯性能。Wang等[9]将LSL与云杉-松-冷杉(spruce-pine-fir，SPF)规格材复合形成混合结构CLT，并测试其抗弯性能，结果表明，混合结构CLT的抗弯弹性模量和强度都高于普通结构CLT。

图1 CLT滚动剪切破坏Fig. 1 Rolling shear failure of CLT

笔者在前期混合结构CLT生产工艺和梁构件力学性能研究基础上，将国产LVL与加拿大进口SPF规格材制备混合结构CLT墙体，开展单向和低周反复加载试验，研究其抗侧力性能，以期为国产LVL在CLT产品中的应用和混合结构CLT墙体在国内工程中的应用提供理论依据和参考数据。

1 材料与方法

1.1 试验材料

CLT剪力墙尺寸均为1 200 mm×1 220 mm×114 mm，由3层层板组合而成。根据层板材料的不同，将墙体试件分为A组和B组：A组为普通CLT墙体，由3层SPF规格材正交铺设而成；B组为混合结构CLT墙体，表层为SPF规格材，芯层为整张LVL，LVL与SPF正交铺设。每组2个试件，分别进行单向和低周反复加载，试验方案见表1。

表1 试验方案

CLT墙体所用SPF规格材平均含水率16%，等级为J级，宽89 mm，厚38 mm，长2 440 mm，平均密度0.43 g/cm3，加拿大进口。LVL的树种为辐射松(PinusradiataD.Don)，平均密度0.60 g/cm3，平均含水率12%，宽1 220 mm，厚38 mm，长2 440 mm，采用2.5 mm厚的1级辐射松单板，以酚醛树脂胶压制，LVL的力学性能达到GB/T 20241—2006《单板层积材》标准中结构用单板层积材弹性模量100E级，徐州佳美木业有限公司生产。压制CLT墙体的胶黏剂为瑞士普邦公司生产的HB S709型单组分聚氨酯胶黏剂。

墙体压制工艺为：CLT层板之间采用单组分聚氨酯胶黏剂胶合，单面涂胶量220 g/m2(A组墙体试件的SPF间无侧面涂胶)，采用冷压法压制，环境温度20～25℃，压力1 MPa，压制时间3 h[2,9]。墙角锚栓采用美国辛普森公司HTT5型连接件，长56 mm，宽61 mm，高404 mm；基底锚栓采用厦门固捷五金制品有限公司BW-3121111型连接件，长110 mm，宽110 mm，高120 mm。

1.2 试验设备

图2 试验装置Fig. 2 Test apparatus

试验在南京工业大学防灾减灾省重点试验室进行，采用244型500 kN动态作动器进行单向和低周反复加载试验，行程为±250 mm。CLT剪力墙与下方基础钢梁通过两端的2个墙角锚栓和1个基底锚栓连接，其中墙角锚栓和基底锚栓与基础钢梁分别通过1颗直径16 mm的螺栓和4颗直径10 mm的螺栓连接。墙角锚栓和基底锚栓与CLT墙体分别采用18颗和12颗直径4 mm，长度60 mm的自攻螺钉连接。基底锚栓布置在墙体中间位置，2个墙角锚栓布置在墙体两端，墙角锚栓中心与墙体侧边距离为80 mm。CLT墙体上连接有工字加载钢梁，加载钢梁一端与作动器连接固定。通过挂载质量块的方式在加载钢梁上施加10 kN/m的竖向荷载。为防止墙体在加载过程中发生侧向失稳，试件两侧设置侧向支撑，试验装置见图2。采用位移计测量墙角上拔位移和墙顶部水平位移，采用DH3816型应变采集设备采集数据，采集频率1 Hz。

1.3 试验方法

本次试验按位移控制加载。单向荷载试验采用单向推力，按0.2 mm/s速率加载，当荷载下降到极限荷载的80%或者试件出现严重破坏时终止试验。低周反复加载试验则参照ASTM E2126标准进行加载，采用同组试件在单向荷载试验中的极限位移作为控制位移，加载速率为0.1 mm/s。低周反复试验的加载过程具体为：第1阶段加载根据单向荷载试验所得极限位移值的1.25%，2.5%，5.0%，7.5%和10.0%三角波依次进行一个循环；第2阶段加载根据单向荷载试验所得极限位移值的20%，40%，60%，80%，100%和120%三角波依次进行3个循环后终止试验。

2 结果与分析

2.1 破坏形式

单向加载试验中墙体试件破坏形式如图3所示。试验中，墙体整体向推力方向滑移，墙角出现上拔(图3a)，墙角锚栓发生不同程度变形(图3b)；达到最大荷载时，远离加载端的墙角锚栓钉子半数剪断，中间的基底锚栓变形(图3c)；随着自攻螺钉头剪断及拔出，墙体整体性能下降，承载力亦随之下降。两种墙体破坏形式不同之处在于，B-1墙体中间基底锚栓钉子剪断(图3d)，而A-1墙体中的基底锚栓钉子只是发生拔出和弯曲变形(图3e)。CLT墙体中木材破坏形式包括墙角锚栓墙体木材拉裂(图3f)和基底锚栓处出现木材局部破坏(图3g)，自攻螺钉发生弯曲和剪断两种破坏形式(图3h)。

低周反复加载试验中A-2墙体试件破坏形式如图4所示。墙体A-2在3.5 mm位移循环时出现响动，曲线呈锯齿状，推力不再上升；在14 mm位移3圈循环下，木材响声增大；位移达到32 mm时，基底锚栓钉子局部剪断；位移达到42 mm时，基底锚栓钉子全部剪断(图4a)，墙角锚栓有钉拔出；42 mm 3个循环结束后，远离加载端的墙角锚栓金属板折起(图4b)；位移达到56 mm时，墙角锚栓下部钉子剪断，荷载下降；位移达到70 mm时，墙角锚栓严重变形，荷载已下降到最大荷载的60%，两侧墙角锚栓下端均严重变形，墙体出现平面外扭转(图4c)。低周反复加载试验中B-2墙体试件破坏形式如图5所示。与A-2不同的是，墙体B-2在13 mm位移循环时，木材出现明显的响声；位移达到26 mm时，基底锚栓底部钉子头部剪断；推力正向39 mm位移时，基底锚栓左端钉子剪断；拉力反向39 mm位移时，基底锚栓右端钉子剪断(图5a)；第一圈52 mm循环，墙角锚栓连接件下部钉子拔出(图5b)；位移达到65 mm时，两侧墙角锚栓下部钉子剪断(图5c)，荷载下降至最大荷载的54%，停止试验。

图3 单向加载中墙体试件破坏形式Fig. 3 Failure modes of wall specimens in monotonic tests

图4 低周反复加载A-2墙体试件破坏形式Fig. 4 Failure modes of A-2 wall specimens in reversed cyclic tests

图5 低周反复加载B-2墙体试件破坏形式Fig. 5 Failure modes of B-2 wall specimens in reversed cyclic tests

从试验现象看，反复加载试验中两组墙体随着位移的增大，最先发生中间基底锚栓的变形及钉子的拔出和剪断；随着位移继续增大，基底锚栓钉子头部全部剪断，失去连接作用；随后两侧墙角锚栓底部开始变形，钉子拔出，墙体承载力开始下降；最后墙角锚栓底部钉子剪断，墙体失去承载能力。反复加载试验结束时，基底锚栓处钉子剪断发生在头部，墙角锚栓底部钉子剪断发生在距钉子顶部的1/3处。自攻螺钉的拔出，导致墙体木材的破坏。

2.2 荷载-位移曲线

两组墙体单向加载试验的荷载-位移曲线见图6。在位移40 mm之前两组墙体的曲线趋势近似，40 mm之后B组墙体的曲线呈现锯齿状；在位移达到50 mm后，B组墙体出现较大的波动，试验期间墙体发出声响，连接件并未破坏；承载力的逐步下降主要是因为连接件处钉子的剪断。将单向试验的荷载-位移曲线进行对称处理，并与低周反复荷载试验所得滞回曲线及包络曲线合并得到图7。

两组墙体试件的滞回曲线不饱满，呈现出明显的反S形特征，并且滞回曲线的拉压区表现出不同程度的非对称性。类似规律在其他类型的木结构墙体抗侧性能试验中也存在[13-14]。这可能是由于在正向推力加载过程中，墙连接件上已经产生了不可恢复性破坏，以致在反向加载时的承载力偏低。另外从滞回曲线中还可以看出，正向推力在每一次的加载段曲线中斜率均出现随着荷载的增大而减小的现象。同时观察卸载段曲线，曲线刚开始近似平行于Y轴，荷载逐步减小后，曲线趋于平缓，图形在卸载段出现明显拐点，曲线的斜率随着加载次数的增加而减小，这表明两组CLT剪力墙试件均有刚度退化的现象。其原因可能在于前一级位移加载过程中，墙体试件与基础钢梁连接的部位，墙角锚栓和基底锚栓底部的变形以及钉连接与木材发生挤压和拉裂，产生了一定的塑性变形，使后一级加载荷载达不到前一级加载的水平。

图6 CLT剪力墙试件单向荷载试验中的荷载-位移曲线Fig. 6 Load-displacement curves of CLT shear walls under monotonic tests

图7 CLT剪力墙试件低周反复荷载试验中的荷载-位移曲线Fig. 7 Load-displacement curves of CLT shear walls under cyclic loading test

2.3 主要力学参数

参照ASTM E2126计算得到的墙体主要力学性能参数见表2，从表中可以看出：

1)破坏位移。B组墙体在单向和低周反复加载试验中的破坏位移分别小于A组墙体相应值3.03%和24.75%。两种墙体在单向加载测试中得到的破坏位移均大于低周反复加载试验所得到的相应值，这主要是由于在低周反复加载时，中间基底锚栓钉子剪断，造成极限位移降低。

2)抗剪强度。B组墙体在单向和低周反复加载试验中的抗剪强度分别低于A组墙体相应值7.33%和3.31%。两种墙体在单向加载测试中得到的抗剪强度均大于低周反复加载试验得到的相应值，其原因是墙体在往复荷载作用下，连接件上的钉子因反复拉剪而出现不可恢复的破坏，并且墙体内各接触面上因为反复挤压会出现一定缝隙，造成低周反复加载试验的强度偏低。

3)弹性抗侧刚度。B组墙体在单向和低周反复加载试验中的弹性抗侧刚度分别高于A组墙体相应值8.70%和7.45%。两种墙体在单向加载测试中得到的弹性抗侧刚度均低于低周反复加载试验所得到的相应值。

4)延性。对于不同加载类型，两组墙体的延性表现出不同的差异性。在单向加载中，B组墙体的延性高于A组相应值22.35%；而低周反复加载中，B组墙体的延性低于A组相应值7.00%。两种墙体在单向加载测试中得到的延性均低于低周反复加载试验所得到的相应值。

2.4 强度退化

同级荷载强度退化系数λ=Fmin/Fmax，其中，Fmin为同级位移幅值下最后一次循环的峰值荷载；Fmax为同级位移幅值下第1次循环的峰值荷载。各级位移下强度退化系数构成的曲线如图8所示。两组墙体试件均表现出强度退化现象，这是由于在前一级加载过程中，连接件处钉子产生了残余弯曲变形，而木材产生了不可恢复的横纹变形和撕裂。在正向推力加载时期，墙体A的整体强度退化趋势明显，而墙体B结构体系在加载初期强度退化趋势较小。各组试件在发生破坏之前强度退化均小于30%，表明这两种CLT墙体结构在地震作用后，若墙体结构以及连接件未发生破坏，在随后的余震或者小震中可以提供可靠的承载力。

图8 强度退化曲线Fig. 8 Strength degradation curves

2.5 耗 能

试件耗能随加载位移和时间的变化情况见图9(因墙体A-2在0.8Δ位移下第一循环最大荷载已降至该低周反复加载试验所得最大荷载的61%，且墙体连接件处变形破坏严重，在进行1.0Δ位移加载时只进行了第一圈循环)。从图中可以看出，墙体耗能随着加载位移和时间的增加呈上升趋势。位移不断增大时，大位移值下的耗能显著增加，这主要是由于钉子的弯曲变形和拔出、基底锚栓和墙角锚栓的变形以及墙体和连接件连接部分木材的破坏提供了大量能量消耗来源。总体而言，普通结构CLT墙体耗能能力高于混合结构CLT墙体，但在试验前期，如在0.2Δ位移等级以前，混合结构CLT墙体的耗能能力高于普通墙体。

图9 墙体试件耗能曲线Fig. 9 Energy dissipation curves of wall specimens

3 结 论

对不同层板材料制成的CLT剪力墙进行了单向和低周反复加载下的试验研究，并对其抗侧性能、破坏特征和机理进行对比分析，主要结论如下：

1)CLT剪力墙在单向和低周反复加载试验的破坏形式有明显区别：单向加载试验的破坏主要集中在墙体一侧上拔和滑移导致一侧墙角锚栓的变形与钉子弯曲变形和局部头部剪断，其次是中间基底锚栓变形；低周反复加载试验中，墙体破坏最先是中间基底锚栓的变形破坏和钉子剪断拔出，其次是墙角锚栓下端变形和钉子剪断，墙体出现一定的平面外扭转。

2)所有CLT剪力墙的滞回曲线呈典型的反S形特征，有明显捏缩现象。在每一级的加载过程中，连接件变形，木材破坏和钉子弯曲、剪断造成了墙体刚度和强度退化。

3)与普通结构CLT剪力墙相比，混合结构CLT剪力墙的弹性抗侧刚度大，但破坏位移、抗剪强度性能均较小。对于延性性能，在单向加载中，混合结构CLT剪力墙的延性高出普通结构CLT剪力墙延性22.35%；低周反复加载中，混合结构CLT墙体的延性则低于普通结构CLT墙体延性7.00%。

4)钉子弯曲变形、拔出，连接件变形，墙体和连接件连接部分木材的撕裂提供了大量耗能来源，普通结构CLT墙体耗能能力高于混合结构CLT墙体。

5)为充分发挥CLT墙体本身的抗侧性能，应加强墙体与支座的连接性能。

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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

国家自然科学基金(31570559)；2014年江苏省产学研联合创新项目(BY2014006-05)。

王志强，男，副教授，研究方向为新型工程木产品和木结构建筑。通信作者：卢晓宁，男，教授。E-mail:luxiaoning@njfu.edu.cn

S781.2；TU366.3

A

2096-1359(2017)02-0145-07