王志強(qiáng)，羅冬，鄭維，姚悅，盧曉寧

(南京林業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，南京210037)

混合結(jié)構(gòu)對正交膠合木剪力墻抗側(cè)性能的影響

王志強(qiáng)，羅冬，鄭維，姚悅，盧曉寧*

(南京林業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，南京210037)

為評價(jià)層板材料對正交膠合木(cross-laminated timber，CLT)剪力墻抗側(cè)性能的影響，對普通結(jié)構(gòu)(單一鋸材材料)CLT剪力墻和混合結(jié)構(gòu)(鋸材與單板層積材混合材料)CLT剪力墻進(jìn)行了單向和低周反復(fù)加載試驗(yàn)。結(jié)果表明：墻體在單向荷載作用下主要因一側(cè)墻角錨栓和基底錨栓的嚴(yán)重變形而發(fā)生破壞，在低周反復(fù)加載作用下則為墻角錨栓連接件的變形及釘子的疲勞剪斷破壞；CLT剪力墻耗能主要來自于連接件變形和自攻螺釘彎曲、拔出和剪斷；混合結(jié)構(gòu)CLT墻體在單向和低周反復(fù)加載中的破壞位移、抗剪強(qiáng)度分別比普通結(jié)構(gòu)CLT墻體低3.03%，24.75%和7.33%，3.31%；抗側(cè)剛度則高出8.70%，7.45%。混合結(jié)構(gòu)對CLT剪力墻不同抗側(cè)性能影響不同，應(yīng)加強(qiáng)CLT剪力墻與基礎(chǔ)的連接，充分發(fā)揮CLT墻體本身的抗側(cè)性能。

正交膠合木；混合結(jié)構(gòu)；木剪力墻；抗側(cè)力性能

正交膠合木(cross-laminated timber，CLT)是一種至少由3層實(shí)木鋸材或結(jié)構(gòu)復(fù)合板材正交組坯，采用結(jié)構(gòu)膠黏劑壓制而成的矩形、直線、平面板材形式的工廠預(yù)制工程木產(chǎn)品，是20世紀(jì)90年代從歐洲發(fā)展起來的新型工程木。與普通鋸材和其他工程木相比，CLT具有較好的尺寸穩(wěn)定性，優(yōu)良的平面內(nèi)剛度、強(qiáng)度以及防火和抗震性能，可直接作為樓面板、屋面板和墻面板[1]。近幾年，應(yīng)用CLT作為主要承重構(gòu)件建造中高層木結(jié)構(gòu)建筑的工程實(shí)踐和研究已成為世界上木結(jié)構(gòu)行業(yè)中的熱點(diǎn)。目前世界上已建成的典型中高層CLT建筑有挪威卑爾根市Treet項(xiàng)目(14層，2015年建成)，英國倫敦Murray Grove項(xiàng)目(9層，2009年建成)和澳大利亞墨爾本Forté項(xiàng)目(10層，2012年建成)[2-3]。國內(nèi)目前允許建造的木結(jié)構(gòu)建筑層數(shù)和高度較低，與國外存在較大差距。因此，CLT材料的研究和應(yīng)用為國內(nèi)木結(jié)構(gòu)建筑向中高層發(fā)展提供了契機(jī)。

在CLT建筑中，CLT材料構(gòu)成的墻體和樓蓋主要用來承受地震和風(fēng)力帶來的水平荷載，因此，了解CLT 結(jié)構(gòu)抗側(cè)系統(tǒng)在地震作用下的行為以及它們?nèi)绾斡绊慍LT建筑在地震中的整體性能是一個(gè)重要的研究方向。在CLT剪力墻抗側(cè)性能研究方面，國外學(xué)者和研究機(jī)構(gòu)[4-8]對CLT抗震性能做了較多試驗(yàn)，包括單獨(dú)的CLT墻體測試和低層、多層CLT建筑的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。2010年加拿大林產(chǎn)品創(chuàng)新研究中心(FPInnovation)對CLT剪力墻進(jìn)行了一系列單調(diào)和循環(huán)荷載測試[7]，對12種不同連接件配置情況下的32組墻體進(jìn)行了抗側(cè)力性能測試，包括不同的墻體尺寸寬高比、豎向荷載、加載方案、連接件(墻角錨栓hold-down，角鋼撐架)和緊固件(環(huán)紋釘、螺紋釘、自攻螺釘)等，結(jié)果表明，CLT墻體由用釘子或螺絲固定的角鋼支架連接基礎(chǔ)時(shí)有很好的抗震性能，墻角處使用墻角錨栓提高了墻體抗震性能。Shen等[6]用3種不同的連接方式將CLT墻體和基礎(chǔ)連接起來進(jìn)行測試，結(jié)果顯示，辛普森90 mm×48 mm×3.0 mm×116 mm托梁與3.8 mm×89 mm的螺紋釘構(gòu)成較好的連接方式，并且該連接方式能提高墻體的抗震表現(xiàn)及延展性。國內(nèi)關(guān)于CLT的研究正處于起步階段，且主要集中在CLT生產(chǎn)工藝和復(fù)合型CLT力學(xué)性能等方面[2,9-10]，木結(jié)構(gòu)墻體的抗側(cè)性能研究主要集中在輕型木結(jié)構(gòu)墻體和膠合木框架-剪力墻木結(jié)構(gòu)墻體的抗側(cè)性能等方面[11-15]，而CLT剪力墻抗側(cè)性能方面的研究鮮見報(bào)道。

由于CLT材料結(jié)構(gòu)的正交性以及木材橫切面剪切模量(GRT)較低，當(dāng)普通鋸材形成的CLT受到平面外荷載作用時(shí)，橫向?qū)訒?huì)發(fā)生滾動(dòng)剪切變形和破壞(圖1)[9]。在北美CLT手冊[1]中，CLT的滾動(dòng)剪切剛度和強(qiáng)度被認(rèn)為是影響CLT作為樓面板和屋面板力學(xué)性能的關(guān)鍵因素。近幾年，國內(nèi)外學(xué)者已展開利用工程木，如層疊木片膠合木(laminated strand lumber, LSL)，定向木片膠合木(oriented strand lumber, OSL)和單板層積材(laminated veneer lumber，LVL)等來代替部分層鋸材制備混合結(jié)構(gòu)CLT，提高CLT抗彎性能。Wang等[9]將LSL與云杉-松-冷杉(spruce-pine-fir，SPF)規(guī)格材復(fù)合形成混合結(jié)構(gòu)CLT，并測試其抗彎性能，結(jié)果表明，混合結(jié)構(gòu)CLT的抗彎彈性模量和強(qiáng)度都高于普通結(jié)構(gòu)CLT。

圖1 CLT滾動(dòng)剪切破壞Fig. 1 Rolling shear failure of CLT

筆者在前期混合結(jié)構(gòu)CLT生產(chǎn)工藝和梁構(gòu)件力學(xué)性能研究基礎(chǔ)上，將國產(chǎn)LVL與加拿大進(jìn)口SPF規(guī)格材制備混合結(jié)構(gòu)CLT墻體，開展單向和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究其抗側(cè)力性能，以期為國產(chǎn)LVL在CLT產(chǎn)品中的應(yīng)用和混合結(jié)構(gòu)CLT墻體在國內(nèi)工程中的應(yīng)用提供理論依據(jù)和參考數(shù)據(jù)。

1 材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

CLT剪力墻尺寸均為1 200 mm×1 220 mm×114 mm，由3層層板組合而成。根據(jù)層板材料的不同，將墻體試件分為A組和B組：A組為普通CLT墻體，由3層SPF規(guī)格材正交鋪設(shè)而成；B組為混合結(jié)構(gòu)CLT墻體，表層為SPF規(guī)格材，芯層為整張LVL，LVL與SPF正交鋪設(shè)。每組2個(gè)試件，分別進(jìn)行單向和低周反復(fù)加載，試驗(yàn)方案見表1。

表1 試驗(yàn)方案

CLT墻體所用SPF規(guī)格材平均含水率16%，等級為J級，寬89 mm，厚38 mm，長2 440 mm，平均密度0.43 g/cm3，加拿大進(jìn)口。LVL的樹種為輻射松(PinusradiataD.Don)，平均密度0.60 g/cm3，平均含水率12%，寬1 220 mm，厚38 mm，長2 440 mm，采用2.5 mm厚的1級輻射松單板，以酚醛樹脂膠壓制，LVL的力學(xué)性能達(dá)到GB/T 20241—2006《單板層積材》標(biāo)準(zhǔn)中結(jié)構(gòu)用單板層積材彈性模量100E級，徐州佳美木業(yè)有限公司生產(chǎn)。壓制CLT墻體的膠黏劑為瑞士普邦公司生產(chǎn)的HB S709型單組分聚氨酯膠黏劑。

墻體壓制工藝為：CLT層板之間采用單組分聚氨酯膠黏劑膠合，單面涂膠量220 g/m2(A組墻體試件的SPF間無側(cè)面涂膠)，采用冷壓法壓制，環(huán)境溫度20～25℃，壓力1 MPa，壓制時(shí)間3 h[2,9]。墻角錨栓采用美國辛普森公司HTT5型連接件，長56 mm，寬61 mm，高404 mm；基底錨栓采用廈門固捷五金制品有限公司BW-3121111型連接件，長110 mm，寬110 mm，高120 mm。

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

圖2 試驗(yàn)裝置Fig. 2 Test apparatus

試驗(yàn)在南京工業(yè)大學(xué)防災(zāi)減災(zāi)省重點(diǎn)試驗(yàn)室進(jìn)行，采用244型500 kN動(dòng)態(tài)作動(dòng)器進(jìn)行單向和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，行程為±250 mm。CLT剪力墻與下方基礎(chǔ)鋼梁通過兩端的2個(gè)墻角錨栓和1個(gè)基底錨栓連接，其中墻角錨栓和基底錨栓與基礎(chǔ)鋼梁分別通過1顆直徑16 mm的螺栓和4顆直徑10 mm的螺栓連接。墻角錨栓和基底錨栓與CLT墻體分別采用18顆和12顆直徑4 mm，長度60 mm的自攻螺釘連接?；族^栓布置在墻體中間位置，2個(gè)墻角錨栓布置在墻體兩端，墻角錨栓中心與墻體側(cè)邊距離為80 mm。CLT墻體上連接有工字加載鋼梁，加載鋼梁一端與作動(dòng)器連接固定。通過掛載質(zhì)量塊的方式在加載鋼梁上施加10 kN/m的豎向荷載。為防止墻體在加載過程中發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)，試件兩側(cè)設(shè)置側(cè)向支撐，試驗(yàn)裝置見圖2。采用位移計(jì)測量墻角上拔位移和墻頂部水平位移，采用DH3816型應(yīng)變采集設(shè)備采集數(shù)據(jù)，采集頻率1 Hz。

1.3 試驗(yàn)方法

本次試驗(yàn)按位移控制加載。單向荷載試驗(yàn)采用單向推力，按0.2 mm/s速率加載，當(dāng)荷載下降到極限荷載的80%或者試件出現(xiàn)嚴(yán)重破壞時(shí)終止試驗(yàn)。低周反復(fù)加載試驗(yàn)則參照ASTM E2126標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行加載，采用同組試件在單向荷載試驗(yàn)中的極限位移作為控制位移，加載速率為0.1 mm/s。低周反復(fù)試驗(yàn)的加載過程具體為：第1階段加載根據(jù)單向荷載試驗(yàn)所得極限位移值的1.25%，2.5%，5.0%，7.5%和10.0%三角波依次進(jìn)行一個(gè)循環(huán)；第2階段加載根據(jù)單向荷載試驗(yàn)所得極限位移值的20%，40%，60%，80%，100%和120%三角波依次進(jìn)行3個(gè)循環(huán)后終止試驗(yàn)。

2 結(jié)果與分析

2.1 破壞形式

單向加載試驗(yàn)中墻體試件破壞形式如圖3所示。試驗(yàn)中，墻體整體向推力方向滑移，墻角出現(xiàn)上拔(圖3a)，墻角錨栓發(fā)生不同程度變形(圖3b)；達(dá)到最大荷載時(shí)，遠(yuǎn)離加載端的墻角錨栓釘子半數(shù)剪斷，中間的基底錨栓變形(圖3c)；隨著自攻螺釘頭剪斷及拔出，墻體整體性能下降，承載力亦隨之下降。兩種墻體破壞形式不同之處在于，B-1墻體中間基底錨栓釘子剪斷(圖3d)，而A-1墻體中的基底錨栓釘子只是發(fā)生拔出和彎曲變形(圖3e)。CLT墻體中木材破壞形式包括墻角錨栓墻體木材拉裂(圖3f)和基底錨栓處出現(xiàn)木材局部破壞(圖3g)，自攻螺釘發(fā)生彎曲和剪斷兩種破壞形式(圖3h)。

低周反復(fù)加載試驗(yàn)中A-2墻體試件破壞形式如圖4所示。墻體A-2在3.5 mm位移循環(huán)時(shí)出現(xiàn)響動(dòng)，曲線呈鋸齒狀，推力不再上升；在14 mm位移3圈循環(huán)下，木材響聲增大；位移達(dá)到32 mm時(shí)，基底錨栓釘子局部剪斷；位移達(dá)到42 mm時(shí)，基底錨栓釘子全部剪斷(圖4a)，墻角錨栓有釘拔出；42 mm 3個(gè)循環(huán)結(jié)束后，遠(yuǎn)離加載端的墻角錨栓金屬板折起(圖4b)；位移達(dá)到56 mm時(shí)，墻角錨栓下部釘子剪斷，荷載下降；位移達(dá)到70 mm時(shí)，墻角錨栓嚴(yán)重變形，荷載已下降到最大荷載的60%，兩側(cè)墻角錨栓下端均嚴(yán)重變形，墻體出現(xiàn)平面外扭轉(zhuǎn)(圖4c)。低周反復(fù)加載試驗(yàn)中B-2墻體試件破壞形式如圖5所示。與A-2不同的是，墻體B-2在13 mm位移循環(huán)時(shí)，木材出現(xiàn)明顯的響聲；位移達(dá)到26 mm時(shí)，基底錨栓底部釘子頭部剪斷；推力正向39 mm位移時(shí)，基底錨栓左端釘子剪斷；拉力反向39 mm位移時(shí)，基底錨栓右端釘子剪斷(圖5a)；第一圈52 mm循環(huán)，墻角錨栓連接件下部釘子拔出(圖5b)；位移達(dá)到65 mm時(shí)，兩側(cè)墻角錨栓下部釘子剪斷(圖5c)，荷載下降至最大荷載的54%，停止試驗(yàn)。

圖3 單向加載中墻體試件破壞形式Fig. 3 Failure modes of wall specimens in monotonic tests

圖4 低周反復(fù)加載A-2墻體試件破壞形式Fig. 4 Failure modes of A-2 wall specimens in reversed cyclic tests

圖5 低周反復(fù)加載B-2墻體試件破壞形式Fig. 5 Failure modes of B-2 wall specimens in reversed cyclic tests

從試驗(yàn)現(xiàn)象看，反復(fù)加載試驗(yàn)中兩組墻體隨著位移的增大，最先發(fā)生中間基底錨栓的變形及釘子的拔出和剪斷；隨著位移繼續(xù)增大，基底錨栓釘子頭部全部剪斷，失去連接作用；隨后兩側(cè)墻角錨栓底部開始變形，釘子拔出，墻體承載力開始下降；最后墻角錨栓底部釘子剪斷，墻體失去承載能力。反復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，基底錨栓處釘子剪斷發(fā)生在頭部，墻角錨栓底部釘子剪斷發(fā)生在距釘子頂部的1/3處。自攻螺釘?shù)陌纬?，?dǎo)致墻體木材的破壞。

2.2 荷載-位移曲線

兩組墻體單向加載試驗(yàn)的荷載-位移曲線見圖6。在位移40 mm之前兩組墻體的曲線趨勢近似，40 mm之后B組墻體的曲線呈現(xiàn)鋸齒狀；在位移達(dá)到50 mm后，B組墻體出現(xiàn)較大的波動(dòng)，試驗(yàn)期間墻體發(fā)出聲響，連接件并未破壞；承載力的逐步下降主要是因?yàn)檫B接件處釘子的剪斷。將單向試驗(yàn)的荷載-位移曲線進(jìn)行對稱處理，并與低周反復(fù)荷載試驗(yàn)所得滯回曲線及包絡(luò)曲線合并得到圖7。

兩組墻體試件的滯回曲線不飽滿，呈現(xiàn)出明顯的反S形特征，并且滯回曲線的拉壓區(qū)表現(xiàn)出不同程度的非對稱性。類似規(guī)律在其他類型的木結(jié)構(gòu)墻體抗側(cè)性能試驗(yàn)中也存在[13-14]。這可能是由于在正向推力加載過程中，墻連接件上已經(jīng)產(chǎn)生了不可恢復(fù)性破壞，以致在反向加載時(shí)的承載力偏低。另外從滯回曲線中還可以看出，正向推力在每一次的加載段曲線中斜率均出現(xiàn)隨著荷載的增大而減小的現(xiàn)象。同時(shí)觀察卸載段曲線，曲線剛開始近似平行于Y軸，荷載逐步減小后，曲線趨于平緩，圖形在卸載段出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，曲線的斜率隨著加載次數(shù)的增加而減小，這表明兩組CLT剪力墻試件均有剛度退化的現(xiàn)象。其原因可能在于前一級位移加載過程中，墻體試件與基礎(chǔ)鋼梁連接的部位，墻角錨栓和基底錨栓底部的變形以及釘連接與木材發(fā)生擠壓和拉裂，產(chǎn)生了一定的塑性變形，使后一級加載荷載達(dá)不到前一級加載的水平。

圖6 CLT剪力墻試件單向荷載試驗(yàn)中的荷載-位移曲線Fig. 6 Load-displacement curves of CLT shear walls under monotonic tests

圖7 CLT剪力墻試件低周反復(fù)荷載試驗(yàn)中的荷載-位移曲線Fig. 7 Load-displacement curves of CLT shear walls under cyclic loading test

2.3 主要力學(xué)參數(shù)

參照ASTM E2126計(jì)算得到的墻體主要力學(xué)性能參數(shù)見表2，從表中可以看出：

1)破壞位移。B組墻體在單向和低周反復(fù)加載試驗(yàn)中的破壞位移分別小于A組墻體相應(yīng)值3.03%和24.75%。兩種墻體在單向加載測試中得到的破壞位移均大于低周反復(fù)加載試驗(yàn)所得到的相應(yīng)值，這主要是由于在低周反復(fù)加載時(shí)，中間基底錨栓釘子剪斷，造成極限位移降低。

2)抗剪強(qiáng)度。B組墻體在單向和低周反復(fù)加載試驗(yàn)中的抗剪強(qiáng)度分別低于A組墻體相應(yīng)值7.33%和3.31%。兩種墻體在單向加載測試中得到的抗剪強(qiáng)度均大于低周反復(fù)加載試驗(yàn)得到的相應(yīng)值，其原因是墻體在往復(fù)荷載作用下，連接件上的釘子因反復(fù)拉剪而出現(xiàn)不可恢復(fù)的破壞，并且墻體內(nèi)各接觸面上因?yàn)榉磸?fù)擠壓會(huì)出現(xiàn)一定縫隙，造成低周反復(fù)加載試驗(yàn)的強(qiáng)度偏低。

3)彈性抗側(cè)剛度。B組墻體在單向和低周反復(fù)加載試驗(yàn)中的彈性抗側(cè)剛度分別高于A組墻體相應(yīng)值8.70%和7.45%。兩種墻體在單向加載測試中得到的彈性抗側(cè)剛度均低于低周反復(fù)加載試驗(yàn)所得到的相應(yīng)值。

4)延性。對于不同加載類型，兩組墻體的延性表現(xiàn)出不同的差異性。在單向加載中，B組墻體的延性高于A組相應(yīng)值22.35%；而低周反復(fù)加載中，B組墻體的延性低于A組相應(yīng)值7.00%。兩種墻體在單向加載測試中得到的延性均低于低周反復(fù)加載試驗(yàn)所得到的相應(yīng)值。

2.4 強(qiáng)度退化

同級荷載強(qiáng)度退化系數(shù)λ=Fmin/Fmax，其中，F(xiàn)min為同級位移幅值下最后一次循環(huán)的峰值荷載；Fmax為同級位移幅值下第1次循環(huán)的峰值荷載。各級位移下強(qiáng)度退化系數(shù)構(gòu)成的曲線如圖8所示。兩組墻體試件均表現(xiàn)出強(qiáng)度退化現(xiàn)象，這是由于在前一級加載過程中，連接件處釘子產(chǎn)生了殘余彎曲變形，而木材產(chǎn)生了不可恢復(fù)的橫紋變形和撕裂。在正向推力加載時(shí)期，墻體A的整體強(qiáng)度退化趨勢明顯，而墻體B結(jié)構(gòu)體系在加載初期強(qiáng)度退化趨勢較小。各組試件在發(fā)生破壞之前強(qiáng)度退化均小于30%，表明這兩種CLT墻體結(jié)構(gòu)在地震作用后，若墻體結(jié)構(gòu)以及連接件未發(fā)生破壞，在隨后的余震或者小震中可以提供可靠的承載力。

圖8 強(qiáng)度退化曲線Fig. 8 Strength degradation curves

2.5 耗 能

試件耗能隨加載位移和時(shí)間的變化情況見圖9(因墻體A-2在0.8Δ位移下第一循環(huán)最大荷載已降至該低周反復(fù)加載試驗(yàn)所得最大荷載的61%，且墻體連接件處變形破壞嚴(yán)重，在進(jìn)行1.0Δ位移加載時(shí)只進(jìn)行了第一圈循環(huán))。從圖中可以看出，墻體耗能隨著加載位移和時(shí)間的增加呈上升趨勢。位移不斷增大時(shí)，大位移值下的耗能顯著增加，這主要是由于釘子的彎曲變形和拔出、基底錨栓和墻角錨栓的變形以及墻體和連接件連接部分木材的破壞提供了大量能量消耗來源?？傮w而言，普通結(jié)構(gòu)CLT墻體耗能能力高于混合結(jié)構(gòu)CLT墻體，但在試驗(yàn)前期，如在0.2Δ位移等級以前，混合結(jié)構(gòu)CLT墻體的耗能能力高于普通墻體。

圖9 墻體試件耗能曲線Fig. 9 Energy dissipation curves of wall specimens

3 結(jié) 論

對不同層板材料制成的CLT剪力墻進(jìn)行了單向和低周反復(fù)加載下的試驗(yàn)研究，并對其抗側(cè)性能、破壞特征和機(jī)理進(jìn)行對比分析，主要結(jié)論如下：

1)CLT剪力墻在單向和低周反復(fù)加載試驗(yàn)的破壞形式有明顯區(qū)別：單向加載試驗(yàn)的破壞主要集中在墻體一側(cè)上拔和滑移導(dǎo)致一側(cè)墻角錨栓的變形與釘子彎曲變形和局部頭部剪斷，其次是中間基底錨栓變形；低周反復(fù)加載試驗(yàn)中，墻體破壞最先是中間基底錨栓的變形破壞和釘子剪斷拔出，其次是墻角錨栓下端變形和釘子剪斷，墻體出現(xiàn)一定的平面外扭轉(zhuǎn)。

2)所有CLT剪力墻的滯回曲線呈典型的反S形特征，有明顯捏縮現(xiàn)象。在每一級的加載過程中，連接件變形，木材破壞和釘子彎曲、剪斷造成了墻體剛度和強(qiáng)度退化。

3)與普通結(jié)構(gòu)CLT剪力墻相比，混合結(jié)構(gòu)CLT剪力墻的彈性抗側(cè)剛度大，但破壞位移、抗剪強(qiáng)度性能均較小。對于延性性能，在單向加載中，混合結(jié)構(gòu)CLT剪力墻的延性高出普通結(jié)構(gòu)CLT剪力墻延性22.35%；低周反復(fù)加載中，混合結(jié)構(gòu)CLT墻體的延性則低于普通結(jié)構(gòu)CLT墻體延性7.00%。

4)釘子彎曲變形、拔出，連接件變形，墻體和連接件連接部分木材的撕裂提供了大量耗能來源，普通結(jié)構(gòu)CLT墻體耗能能力高于混合結(jié)構(gòu)CLT墻體。

5)為充分發(fā)揮CLT墻體本身的抗側(cè)性能，應(yīng)加強(qiáng)墻體與支座的連接性能。

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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

國家自然科學(xué)基金(31570559)；2014年江蘇省產(chǎn)學(xué)研聯(lián)合創(chuàng)新項(xiàng)目(BY2014006-05)。

王志強(qiáng)，男，副教授，研究方向?yàn)樾滦凸こ棠井a(chǎn)品和木結(jié)構(gòu)建筑。通信作者：盧曉寧，男，教授。E-mail:luxiaoning@njfu.edu.cn

S781.2；TU366.3

A

2096-1359(2017)02-0145-07