柏 潔 周 華 丁俊豪 任廷亮

（1.貴州大學(xué)土木工程學(xué)院，貴州 貴陽 550025；2.貴州電力建設(shè)監(jiān)理咨詢有限責(zé)任公司，貴州 貴陽550025；3.貴陽人文科技學(xué)院，貴州 貴陽 550025）

輕型木結(jié)構(gòu)剪力墻通常由規(guī)格材、木基結(jié)構(gòu)板或石膏板制作而成，承受由地震作用和風(fēng)荷載產(chǎn)生的全部剪力。根據(jù)GB 50005—2017《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》相關(guān)規(guī)定，在剪力墻受剪設(shè)計(jì)時(shí)，木基結(jié)構(gòu)板材剪力墻的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值和抗剪剛度均應(yīng)根據(jù)面板厚度、釘直徑、釘入深度及面板邊緣釘間距查表確定，不考慮木骨架對剪力墻抗剪性能的影響，對于剪力墻兩側(cè)邊界骨柱，按剪力墻平面內(nèi)彎矩產(chǎn)生的軸向力進(jìn)行承載力驗(yàn)算。

國內(nèi)外對輕型木結(jié)構(gòu)剪力墻抗剪性能的研究主要集中在墻體材料、構(gòu)造方式、邊界條件等影響因素。墻體覆面材料的研究主要涉及OSB板、石膏板[1-2]、秸稈板[3-5]、竹面板[6-7]等。有關(guān)不同構(gòu)造對輕木結(jié)構(gòu)剪力墻受力性能的影響研究，主要集中在長高比、釘直徑、釘間距、骨柱間距等方面[8-14]。邊界條件的研究主要針對豎向荷載[15-16]和上部剛度[17]等。此外，還有對加強(qiáng)措施[18-20]、不同框架混合結(jié)構(gòu)[21-23]、臺風(fēng)荷載響應(yīng)[24]、數(shù)值模擬方法[25-27]的研究等?，F(xiàn)有研究尚未涉及邊界骨柱對輕型木結(jié)構(gòu)剪力墻抗剪性能的影響。

本課題組的前期試驗(yàn)表明，石膏面板輕木剪力墻的抗剪破壞主要由石膏面板釘連接破壞導(dǎo)致，墻骨柱特別是邊界骨柱出現(xiàn)明顯的上拔變形。為進(jìn)一步研究輕木剪力墻邊界骨柱對剪力墻抗剪性能的影響，本文在改變邊界骨柱數(shù)量后進(jìn)行單調(diào)加載試驗(yàn)，對邊界骨柱對剪力墻的抗剪強(qiáng)度、抗剪剛度及延性等的影響進(jìn)行對比研究，推導(dǎo)了邊界骨柱對剪力墻抗剪性能的貢獻(xiàn)作用，并提出計(jì)算公式，為剪力墻的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值和抗剪剛度提供更為精細(xì)的取值依據(jù)。

1 剪力墻抗剪性能試驗(yàn)

1.1 墻體設(shè)計(jì)與制作

依據(jù)GB 50005—2017 標(biāo)準(zhǔn)的構(gòu)造要求，制作4 個(gè)輕型木結(jié)構(gòu)剪力墻試件。骨柱、頂梁板和底梁板均采用加拿大Ιc級SPF（云杉-松木-冷杉）規(guī)格材，截面尺寸為38 mm × 89 mm；墻面板采用12 mm厚紙面石膏板（貴州泰福石膏有限公司）；骨柱由2 根國產(chǎn)鋼釘分別與頂梁板和底梁板連接，釘帽直徑8.5 mm，釘長90 mm；面板釘為國產(chǎn)木螺釘，釘帽直徑4.2 mm，釘長50 mm，沿板邊緣釘間距150 mm，板中釘間距300 mm；墻平面尺寸分別為2 400 mm × 2 400 mm和1 200 mm ×2400 mm；墻體底部兩端各設(shè)置一個(gè)抗拔緊固件，通過2 個(gè)直徑為16 mm的螺栓與邊墻骨柱連接，1 個(gè)直徑為16 mm的螺栓與底梁板相連。

通過對比無面板試件（LW-1）和單面覆板試件（LW-2），考察剪力墻抗剪能力中骨架與面板的分配比例。通過對比邊界單骨柱（LW-3）和邊界雙骨柱試件（LW-4），考察邊界骨柱對剪力墻抗剪性能的貢獻(xiàn)作用并進(jìn)行量化。試件編號如表1所示，試件構(gòu)造如圖1所示。

表1 試件設(shè)計(jì)Tab.1 Design of specimen

圖1 試件示意圖Fig. 1 Specimen diagram

1.2 材料的基本性能

SPF規(guī)格材的平均基本密度為0.47 g/cm3，彈性模量為6 500 N/mm2；紙面石膏板的面密度為9.5 kg/m2，彈性模量為1 680 N/mm2；骨柱釘光圓桿處實(shí)測平均直徑為3.62 mm，平均長度為89.74 mm，平均彎曲屈服強(qiáng)度為691.07 MPa；面板釘光圓桿處實(shí)測平均直徑為3.01 mm，平均長度為49.37 mm，平均彎曲屈服強(qiáng)度為917.07 MPa。

1.3 加載裝置與測量

采用貴州大學(xué)土木工程學(xué)院結(jié)構(gòu)工程實(shí)驗(yàn)室MTS液壓伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行加載試驗(yàn)。試驗(yàn)墻體底側(cè)通過螺栓固定于專用方鋼管地梁上，墻體上側(cè)通過4 根拉桿固定于 MTS 作動(dòng)器端頭。采用 4 個(gè)拉桿式 YHD 型位移傳感器，分別測量頂梁板、地梁板水平位移和邊界骨柱豎向位移。試驗(yàn)裝置和測點(diǎn)布置如圖2 所示。根據(jù)GB/T 37745—2019《木結(jié)構(gòu)剪力墻靜載和低周反復(fù)水平加載試驗(yàn)方法》，單調(diào)加載采用位移控制，加載速率為2 mm/min，數(shù)據(jù)采集頻率為 2 Hz。當(dāng)試驗(yàn)荷載下降至極限載荷的85%或出現(xiàn)嚴(yán)重破壞時(shí)停止加載。

圖2 試驗(yàn)加載裝置和測點(diǎn)布置Fig.2 Test setup and measuring location arrangement

2 結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)

2.1.1 帶面板剪力墻

帶面板剪力墻極限荷載時(shí)的變形如圖3所示。在水平荷載前期，剪力墻基本處于彈性狀態(tài)，僅在邊界骨柱及次邊界骨柱出現(xiàn)少量釘節(jié)點(diǎn)拔出，無明顯的面板釘破壞和墻骨架變形。當(dāng)位移荷載逐漸增大，面板邊緣釘節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)了不同方向的釘孔滑移，木骨架呈彎曲型側(cè)向變形，且骨柱從邊緣至中心逐漸出現(xiàn)釘節(jié)點(diǎn)拔出現(xiàn)象（圖5）。當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，四角一定范圍的邊緣釘節(jié)點(diǎn)釘孔范圍面板破壞（圖6），與釘脫離，面板出現(xiàn)明顯的平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)，與墻骨架不再協(xié)調(diào)變形，墻骨架側(cè)向變形繼續(xù)增加，荷載逐漸下降，最終剪力墻破壞。

圖3 帶面板剪力墻變形形態(tài)Fig.3 Deformation of shear wall with panels

圖4 剪力墻骨架變形形態(tài)Fig.4 Deformation of shear wall without panels

圖5 骨柱上拔Fig.5 Pull-out of studs

圖6 面板釘破壞Fig.6 Failure of panel-stud nailed joints

2.1.2 剪力墻骨架

剪力墻骨架極限荷載時(shí)變形情況如圖4 所示。無面板的剪力墻骨架試件（LW-1）在水平位移荷載作用下首先出現(xiàn)平行四邊形變形，隨后骨柱出現(xiàn)釘節(jié)點(diǎn)拔出現(xiàn)象，且骨柱上拔量隨著各骨柱距剪力墻中心距離增加而加大，邊界骨柱的上拔量遠(yuǎn)大于其他骨柱。由于沒有抗拔緊固件的約束，墻骨架的側(cè)向位移遠(yuǎn)大于帶面板剪力墻，且墻骨柱無明顯的彎曲變形，最終破壞由骨柱釘節(jié)點(diǎn)拔出所致。

2.2 荷載位移曲線

圖7 所示為有無面板剪力墻的荷載位移曲線。由圖明顯可見，無面板的剪力墻骨架抗剪承載力僅為有面板剪力墻抗剪承載力的12%左右，而變形量遠(yuǎn)大于有面板剪力墻，說明輕型木結(jié)構(gòu)剪力墻的抗剪承載力主要由面板提供，墻骨架對其影響較小。圖8 為不同邊界構(gòu)件剪力墻荷載位移曲線的對比，設(shè)置邊界雙骨柱的試件（LW-4）較邊界單骨柱試件（LW-3）的極限荷載略大，兩個(gè)試件在受力前期抗剪性能差異不大，但在70%極限荷載后，LW-3 的曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，位移較LW-4 增大，達(dá)到極限荷載后，LW-3 荷載下降更明顯。

圖7 荷載-位移曲線對比Fig.7 Comparison of load-displacement curves

圖8 荷載-位移曲線對比Fig.8 Comparison of load-displacement curves

2.3 主要試驗(yàn)結(jié)果

在單調(diào)加載試驗(yàn)中，定義當(dāng)荷載下降至85%極限荷載時(shí)為破壞荷載，相應(yīng)位移為破壞位移，根據(jù)GB/T 37745—2019 標(biāo)準(zhǔn)定義彈性抗剪剛度為：

極限荷載對應(yīng)抗剪剛度為：

式中：Ke為彈性抗剪剛度，N/mm；Ku為極限荷載對應(yīng)抗剪剛度，N/mm；Fu為極限荷載，N；δu為極限位移，mm；l10%Fu、l40%Fu分別為10%Fu和40%Fu相應(yīng)的位移，mm。

如表2 所示，無面板的剪力墻骨架承載能力約為有面板剪力墻的12%，在荷載前期骨架抗剪剛度幾乎可以忽略。達(dá)到極限荷載后，由于面板開始破壞，骨架對剪力墻抗側(cè)性能的影響開始體現(xiàn)。設(shè)置邊界雙骨柱較邊界單骨柱可提高極限荷載和抗剪強(qiáng)度約4.6%，提高極限荷載對應(yīng)抗剪剛度約12.2%，邊界雙骨柱對剪力墻受力性能的影響在面板釘節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)破壞后的受力后期最為明顯。

表2 主要試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Main test results

3 有限元分析

采用 ABAQUS 有限元軟件對石膏面板輕木剪力墻進(jìn)行非線性參數(shù)分析，共建立6個(gè)剪力墻模型，分別為墻長為1 200 mm的邊界單骨柱（W12D）和邊界雙骨柱（W12S）模型，墻長為2 400 mm的邊界單骨柱（W24D）和邊界雙骨柱（W24S）模型，墻長為3 600 mm的邊界單骨柱（W36D）和邊界雙骨柱（W36S）模型，所有模型墻高為2 400 mm，單面覆12 mm厚石膏面板，在頂梁板施加水平荷載。采用梁單元B21定義剪力墻骨架，殼單元CPS4R定義石膏面板，釘連接節(jié)點(diǎn)采用兩個(gè)方向非線性彈簧單元Spring2進(jìn)行模擬，木材和石膏面板材料性能按試驗(yàn)值，骨架釘和面板釘力學(xué)性能均按課題組實(shí)測確定，如圖9所示。

圖9 骨架釘節(jié)點(diǎn)抗剪（a）、抗拔（b）和面板釘抗剪（c）擬合曲線圖Fig.9 Shear (a), pullout (b) curves of skeleton nail joints and shear (c) curves of panel-stud nailed joints

3.1 分析結(jié)果

以模型W12D和W12S為例，模擬荷載位移曲線與試驗(yàn)曲線對比如圖10 所示。由圖可知，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。圖11 為極限荷載下墻體位移云圖，與試驗(yàn)位移相似，在加載一側(cè)邊界骨柱有明顯的上拔，墻體整體呈傾覆狀變形，墻面板發(fā)生明顯的平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)。圖12 為墻面板平面內(nèi)剪應(yīng)力云圖，隨著荷載增加，剪應(yīng)力較大區(qū)域從加載點(diǎn)一側(cè)逐漸向墻體中心轉(zhuǎn)移，下部剪應(yīng)力總體較上部大。

圖10 荷載位移曲線對比Fig.10 Comparison of load-displacement curves

圖11 位移云圖Fig.11 Cloud diagram of displacement

圖12 剪應(yīng)力云圖Fig.12 Cloud diagram of shear stress

3.2 剪力分配比例

在有限元模擬結(jié)果中，沿剪力墻底部同一路徑提取極限荷載時(shí)墻面板及骨柱水平方向的剪應(yīng)力，分別計(jì)算墻面板與骨柱承擔(dān)的剪力及相應(yīng)的剪力分配比例，見表3。由表可知，隨著墻長增加，極限荷載相應(yīng)提高，呈明顯的正相關(guān)性，采用邊界雙骨柱的墻體極限承載力較邊界單骨柱時(shí)略有提高，但提升效果不明顯。當(dāng)邊界骨柱采用單骨柱時(shí)，骨架剪力分配比例約0.05；當(dāng)邊界骨柱采用雙骨柱時(shí)，骨架剪力分配比例明顯提高，達(dá)到0.15 左右。

4 邊界骨柱對剪力墻抗剪性能的影響

根據(jù)試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果可知，邊界雙骨柱對剪力墻承載力影響不大，因此僅考慮骨架承擔(dān)部分剪力后的變形對剪力墻變形能力和抗剪剛度產(chǎn)生的影響。

4.1 剪力墻頂部的水平位移構(gòu)成

輕型木結(jié)構(gòu)剪力墻頂部的水平位移由面板變形、骨架變形和層轉(zhuǎn)角變形三部分組成，其中，面板變形δW包含面板剪切及面板釘滑移變形；骨架變形包含骨架在水平剪力作用下的變形δV、骨架釘或抗拔緊固件的變形δd。本文不考慮層轉(zhuǎn)角變形，剪力墻頂部的水平位移如公式（3）所示，面板變形量按公式（4）計(jì)算。

式中：δ為剪力墻頂部水平位移，mm；δW為面板變形，mm；δV為骨架變形，mm；δd為骨架釘或抗拔緊固件變形，mm；V為剪力墻頂部剪力設(shè)計(jì)值，N；Hw為剪力墻高度，mm；L為剪力墻長度，mm；Kw為剪力墻剪切剛度，N/mm，由規(guī)范或試驗(yàn)得出。

4.2 骨架變形δV

骨架在與面板共同作用時(shí)，可按剪力墻全截面受彎計(jì)算骨架變形，邊界骨柱為單骨柱時(shí)骨架變形為：

由上式可知，采用邊界雙骨柱時(shí)，由于骨架承擔(dān)剪力比例增加，相應(yīng)的骨架變形大于邊界單骨柱時(shí)，且當(dāng)墻長越小時(shí)，邊界設(shè)置雙骨柱時(shí)骨架變形δV較單骨柱時(shí)增加越明顯。

4.3 骨架釘變形δd

骨架釘在水平剪力作用下，變形由釘剪切變形δgV和釘拔出變形δgb組成。由于骨架承擔(dān)水平剪力遠(yuǎn)小于課題組前期骨架釘抗剪試驗(yàn)的承載力，因此釘剪切變形δgV可以忽略。骨架釘拔出變形由邊界骨柱承受的軸向拉力N導(dǎo)致，按公式（7）計(jì)算：

式中：N為邊界骨柱的拉力設(shè)計(jì)值，N；B0為剪力墻兩側(cè)邊界骨柱的中心距，mm，獨(dú)立墻肢時(shí)B0=L。

當(dāng)采用邊界雙骨柱時(shí)，由于邊骨架釘數(shù)量為單骨柱時(shí)的2 倍，因此，釘拔出變形δgb雙=0.5δgb單，根據(jù)課題組完成的骨架釘抗拔試驗(yàn)極限位移，δgb單=8.5mm。

4.4 抗剪剛度提高比例

根據(jù)上述公式，設(shè)置邊界雙骨柱時(shí)的剪力墻頂部水平位移δ雙較設(shè)置邊界單骨柱時(shí)的剪力墻頂部水平位移δ單的減少值為：

式中:Δδ為設(shè)置邊界單骨柱與邊界雙骨柱時(shí)剪力墻頂部水平位移差，mm。

設(shè)置邊界雙骨柱時(shí)的剪力墻抗剪剛度提高系數(shù)β為：

式中：K單、K雙分別為設(shè)置邊界單骨柱和邊界雙骨柱時(shí)的剪力墻抗剪剛度，N/mm。

以 試 件LW-3 和LW-4 為 例，試 件LW-3：Iw單=2 705 600 000 mm4，Ag=3 382 mm2，L=1 200 mm，δ單=74 mm，K單=53.4 N/mm，則計(jì)算試件LW-4：β=1.128，K雙=60.24 N/mm，計(jì)算剪力墻抗剪剛度與試驗(yàn)抗剪剛度相差0.6%，公式計(jì)算吻合度較高。

5 結(jié)論

本文對邊界骨柱對石膏面板輕木剪力墻抗剪性能的影響進(jìn)行研究，得出以下結(jié)論：

1）邊界骨柱對石膏面板輕木結(jié)構(gòu)剪力墻墻體抗剪承載力影響不大，設(shè)置邊界雙骨柱可提高極限荷載對應(yīng)的抗剪剛度。

2）采用邊界雙骨柱可提高骨架剪力分配比例，從而延緩面板釘連接破壞，提升剪力墻抗剪性能。當(dāng)采用邊界單骨柱時(shí)，骨架剪力分配比例約為0.05；采用邊界雙骨柱時(shí)，骨架剪力分配比例約為0.15。隨著墻長增加，骨架剪力墻分配比例略有提升。

3）本文提出的設(shè)置邊界雙骨柱抗剪剛度提高系數(shù)公式與邊界骨柱截面面積、墻長等有關(guān)，經(jīng)與試驗(yàn)結(jié)果對比，公式擬合度較好。