輕型木結構剪力墻和樓蓋的抗側剛度研究*

陳松來，樊承謀，王煥定

(1.同濟大學 土木工程學院，上海 200092 2.哈爾濱工業(yè)大學 土木工程學院，黑龍江 哈爾濱 150090)

輕型木結構是由屋蓋、樓蓋、墻體和柱子等構件組成的結構體系。在承受風荷載或地震作用時，水平荷載通過屋蓋和樓蓋分配到其下面的剪力墻上，再由剪力墻傳遞給下層的樓蓋或者基礎中去。由于輕型木結構是高次超靜定結構體系，組成材料又具有極高的變異性，結構傳力路徑十分復雜［1－2］。輕型木結構抗側力分析一直是結構分析的重點和難點，而抗側力分析的關鍵在于剪力墻和樓、屋蓋等抗側力構件的承載力和剛度分析。

剪力墻和樓、屋蓋是輕型木結構體系中最主要的抗側力構件，其受力性能直接影響結構體系中荷載的分配和傳遞，以及結構的抗側力性能。另外輕型木結構引入我國時間不長，國內在這方面的研究相對較少［3］。為了保證結構應用安全，本文對目前國內實際建造的木結構剪力墻和樓蓋的剛度和承載力問題進行了初步的試驗和研究。

1 剪力墻和樓蓋抗側剛度試驗

1.1 試件設計

1.1.1 剪力墻試件設計 根據(jù)國內輕型木結構的實際構造情況，剪力墻試件骨架采用截面尺寸為38 mm×89 mm進口Stud級 (我國標準為Ⅴc級)S-P-F規(guī)格材墻骨柱、No.2級 (我國標準為Ⅲc級)S-P-F規(guī)格材底梁板和頂梁板，采用國產(chǎn)8#普通圓釘 (直徑為3.4 mm，長度為80 mm)連接，墻骨柱間距為400或300 mm，頂梁板和端墻骨柱均采用雙骨料設計。結構覆面板采用的是厚度為9.5 mm進口定向木片板和厚度為12.5 mm國產(chǎn)石膏板。試驗中實測墻骨柱平均含水率為12%、密度為0.36 g/cm3，頂、底梁板密度為0.44 g/cm3、定向木片板為0.61 g/cm3。定向木片板采用國產(chǎn)5#普通圓釘 (直徑為2.8 mm，長度為50 mm)與墻骨架連接，石膏板采用長度為35 mm、直徑為3.2 mm的國產(chǎn)螺釘與骨架連接。覆面板釘連接沿著面板周邊的間距為150 mm，面板中部的間距為300 mm。剪力墻的施工和試驗狀態(tài)基本保持與實際工程建造和使用狀態(tài)一致。

試件編號和構造特征如表1所示，其中的W4為開洞剪力墻試件尺寸為2 400 mm×2 400 mm，開洞尺寸為1 200 mm×1 200 mm，洞口居中布置，洞口上部墻面高度為400 mm，下部墻面高度為800 mm，面板布置是采用兩塊標準尺寸 (1 200 mm×2 400 mm)定向木片板跨洞口布置，按開洞尺寸切口;W7為雙面覆板剪力墻試件，一面為定向木片板，另一面為石膏板。

表1 試件編號與特征表Table 1 The specimen number and details

1.1.2 樓蓋試件設計 由于輕型木結構中屋蓋和樓蓋受力性能基本相同，所以本文僅對樓蓋試件進行試驗。樓蓋試件尺寸為3.6 m×7.2 m，試件數(shù)量為2個，試件構造如圖1所示。根據(jù)試件的對稱關系，選取圖示的四塊覆面板測量面板周邊與樓蓋骨架之間相對滑移變形，分別編號為A、B、C、D板，可代表試件所有面板與骨架之間的相對變形關系。覆面板選用厚度為18 mm結構膠合板，樓蓋擱柵為38 mm×235 mm進口No.2級 (我國標準為Ⅲc級)S-P-F規(guī)格材，實測平均含水率為12%、密度為0.45 g/cm3。擱柵間距為400 mm，封頭板采用與擱柵相同的規(guī)格材，構件兩側的封頭板各設置一個接頭。試件骨架之間采用國產(chǎn)8#普通圓釘(直徑為3.4 mm，長度為80 mm)連接，覆面板與骨架之間采用國產(chǎn)6#普通圓釘 (直徑為3.1 mm，長度為60 mm)連接，釘連接間距均為150 mm。根據(jù)實際工程習慣，樓蓋試件采用無墊塊設計。

1.2 試驗裝置和試驗方法

圖1 樓蓋試件構造圖Fig.1 The details of diaphragm test specimens

1.2.1 剪力墻試驗裝置和試驗方法 試驗裝置如圖2所示，采用M14螺栓將試件底梁板與臺座上的鋼梁錨固，頂梁板與荷載分配鋼梁也采用M14螺栓連接，螺帽與木材之間設尺寸為80 mm×80 mm×6 mm的鋼墊片。在試件端墻骨底部安裝抗傾覆錨固件 (hold－down)與臺座鋼梁錨固。外加荷載采用液壓千斤頂加載，千斤頂一端與試件頂部的荷載分配鋼梁連接、另一端與反力支座連接，通過荷載分配鋼梁，將試驗外加剪力施加到剪力墻頂部。荷載分配鋼梁兩個側面安裝有側向導軌，可以限制試件出平面的變形。試件各測點的位移測量采用高精度位移傳感器 (LVDT)，外加荷載采用力傳感器量測。試驗過程中荷載和位移數(shù)據(jù)全部采用電腦自動同步采集和記錄。

圖2 剪力墻試驗裝置Fig.2 Shear wall test set-up

試驗加載方式為單調加載模式，采用10%預估最大加載量預載，預載時間為5 min，預載后停歇時間也為5 min。預載后開始正式試驗加載，采用固定加載速率勻速加載直到試件破壞，控制單個試件加載時間不超過10 min。由于我國沒有木結構剪力墻和樓蓋的試驗方法標準，本文試驗方法標準參考 ASTM E564 －00［4］。

1.2.2 樓蓋試驗裝置和試驗方法 樓蓋試件尺寸較大，為了便于試驗加載，樓蓋試驗采用試件豎向安裝方式，在底部加載，以地面作為加載設備的反力支座，整個試驗裝置如圖3所示。樓蓋上邊緣兩個端部安裝滑動反力支座和力傳感器，加載邊設置在樓蓋下邊緣。采用高精度位移傳感器 (LVDT)測量樓蓋的跨中撓度、支座變形以及上下兩個封邊擱柵連接接頭的滑移。在試件A、B、C、D四塊覆面板的周邊安裝機電百分表，量測每塊面板四條邊沿著邊長方向上與樓蓋骨架之間的相對滑移。為了防止試件在加載過程中出現(xiàn)出平面的變形，試驗裝置中設置了相應的支撐系統(tǒng)。

試驗分別采用均布加載和集中力加載模式。加載模式是單調加載模式，采用10%預估最大加載量預載，預載時間為5 min，預載后停歇時間也為5 min。對每個試件首先采用均布荷載加載試驗，均布荷載采用膠囊充氣施加，防止試件發(fā)生損壞影響后續(xù)試驗，控制跨中撓度達到跨度的1/800時開始卸載到零?？刂埔怨潭ǖ募虞d速率加載，加載時間控制在大約5 min，卸載后停歇時間也為5 min。然后開始在試件跨中施加集中力至試件破壞?？刂埔怨潭ǖ募虞d速率加載，試驗時間不超過10 min。

圖3 樓蓋試驗裝置Fig.3 Diaphragm test set-up

1.3 試驗現(xiàn)象和結果

1.3.1 剪力墻試驗現(xiàn)象和分析 根據(jù)ASTM E564－00提供的計算公式［4］，剪力墻在頂部剪力作用下的剪切變形，即為試件頂梁板側移變形減去底梁板滑移變形，再扣除由于端墻骨豎向變形導致的剪力墻傾覆變形。本文試驗得到剪力墻試件的剪力－剪切變形試驗曲線如圖4所示。對比文獻 ［5］中釘連結荷載－滑移曲線可以發(fā)現(xiàn)剪力墻的荷載－變形曲線與釘連接試驗曲線十分相似，表明剪力墻的受力性能主要受釘連結受力性能影響。試驗結果處理后，剪力墻試件的承載力和剛度列于表2中。

表2 試件承載力和剛度Table 2 The strengths and stiffness of specimens

圖4 剪力墻試件荷載變形曲線Fig.4 Load-deflection of shear wall test specimen

觀察試驗破壞現(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn):由單塊覆面板組成的剪力墻試件，結構破壞總是從面板四個角上的某一個角點處釘連接的連接破壞開始，到試件最終破壞時大量的釘連接破壞導致面板與木構架的分離，結構最終失去承載力;由兩塊覆面板組成的剪力墻，破壞是從面板接縫處其中一塊面板的一個角部釘連接開始，而且先開始釘連接破壞的面板最終也比另一塊的連接破壞嚴重，當兩塊板是由一塊窄板與一塊標準尺寸板組合時，窄板總是首先發(fā)生連接破壞，而且最終窄板破壞比較嚴重;剪力墻釘連接的破壞形式主要表現(xiàn)為釘帽穿透面板和釘桿拔出兩種破壞形式;整個試驗中除了開洞剪力墻發(fā)生面板破壞外，沒有發(fā)生面板和墻骨的破壞，剪力墻的結構破壞均表現(xiàn)為覆面板釘連接的破壞。

圖5 樓蓋側向荷載－撓度曲線Fig.5 Lateral load-deflection curves of diaphragm

1.3.2 樓蓋試驗現(xiàn)象和分析 樓蓋試件在均布和集中荷載作用下的荷載－撓度曲線如圖5所示，試件承載力和剛度如表3所示。試驗中對覆面板與骨架之間相對滑移的測量表明，樓蓋覆面板在無墊塊邊上的釘連接滑移變形明顯偏大;覆面板的轉動變形在樓蓋角部區(qū)域較大，而在樓蓋中部區(qū)域相對較小，這與文獻［6］的試驗結果一致。樓蓋試件的破壞也表現(xiàn)為覆面板釘連接的破壞，破壞主要發(fā)生在覆面板在無墊塊的接縫部位，以及在樓蓋跨中擱柵上的接縫處。在樓蓋跨中區(qū)域覆面板的接縫處，既有剪切作用導致的覆面板轉動變形，又有彎曲作用導致的覆面板在接縫處的受拉變形，此處釘連接的破壞相對嚴重，如圖6所示。

不管是在均布荷載或集中荷載作用試驗，樓蓋封邊擱柵接頭滑移均較小，由封邊擱柵接頭滑移導致的樓蓋撓度均在總撓度的20%以內?？梢妭鹘y(tǒng)設計方法認為樓蓋彎矩僅由封邊擱柵承擔，面板僅傳遞剪力，其設計結果對封邊擱柵接頭設計偏于保守，而對面板的抗彎設計卻偏不安全。

圖6 接縫破壞圖Fig.6 Failure at sheathings joints

表3 樓蓋承載力和剛度Table 3 The strengths and stiffness of diaphragm specimens

2 試驗結果分析

2.1 基于變形的剛度取值

木結構剪力墻的抗剪承載力取值，并非僅根據(jù)其極限強度確定，而是要根據(jù)剪力墻抗剪承載力試驗結果，基于墻片在剪力作用下變形角不超過1/200時對應的荷載作為承載力，也即對于高度為2 400 mm的剪力墻，當變形達到12 mm時對應的頂部剪力值。剪力墻承載力取值的理由是輕型木結構剪力墻和內隔墻通常安裝石膏板覆面層，當墻體的變形角超過1/200時，石膏板將會發(fā)生肉眼可見的破壞。本文的試驗表明剪力墻1/200變形角對應的承載力與極限強度的比值為0.5～0.65。樓、屋蓋的承載力由抗剪承載力和抗彎承載力分別決定，其中抗剪承載力取值應與剪力墻類似。對于剪力墻和樓、屋蓋的剛度取值，目前還沒有統(tǒng)一的方法標準，研究者根據(jù)各自的研究目的出發(fā)，剛度取值方法標準不一。

由于剛度問題屬于正常使用極限狀態(tài)設計的范疇，目前從北美、歐洲和日本的木結構設計規(guī)范來看［7－10］，規(guī)定正常使用極限狀態(tài)剪力墻變形角限值在1/500～1/300;此外，側向力作用如風荷載和地震力均屬短期荷載作用，剛度隨試件加載速率的影響也較小?；谶@些考慮，本文提出剪力墻抗側剛度取值方法為以剪力墻抗剪切試驗變形角達到1/400時，對應荷載－變形試驗曲線上的割線斜率，作為剪力墻剛度值。如對于高度為2 400 mm的剪力墻，取抗剪變形為6 mm時曲線上對應點的割線剛度。樓、屋蓋抗剪承載力取值為試驗跨中撓度達到1/400跨度時對應的側向荷載值;樓、屋蓋剛度取值為試驗跨中撓度達到1/800跨度時試驗曲線對應點的割線剛度值。

本文定義該承載力和剛度取值方法為基于變形的取值方法，利用該方法可以回歸分析試驗數(shù)據(jù)，理論推演木結構剪力墻和樓、屋蓋的分析理論。本文的試驗數(shù)據(jù)處理和分析，均為采用基于變形的承載力和剛度值。

2.2 試驗結果分析與有限元分析

剪力墻分析一般理論假定其承載力和剛度與剪力墻長度成正比關系［1－2］，該假定也是目前輕型木結構抗側力分析的理論基礎。本文對長度為0.6、1.2、1.8和2.4 m剪力墻試件的試驗結果，其承載力和剛度隨墻長度的關系曲線如圖7所示，結果表明近似于一種線性關系。為了進一步分析和驗證剪力墻承載力和剛度與墻長度的關系，本文采用通用有限元分析軟件ABAQUS分析系統(tǒng)，利用閆新宇在文獻［11］中建立的剪力墻分析模型，模型中的釘連結本構關系曲線選用本文作者在文獻［5］中得到的四組典型受力情況的釘連結試驗平均擬合曲線 (如圖8所示)，分析了長度在0.6～4.8 m的輕型木結構中最常用長度剪力墻荷載－剪切變形曲線如圖9所示。該有限元分析模型能較準確模擬剪力墻的受力性能，與試驗結果符合良好。理論計算剪力墻承載力和剛度與墻長度關系如圖10所示。分析結果進一步證實剪力墻承載力與剛度與墻長度近似成線性關系，可以采用其承載力和剛度與長度成正比的理論分析假定。

對比相同長度的開洞和不開洞剪力墻，其承載力和剛度數(shù)據(jù)列于表4中，墻體開洞承載力下降為不開洞墻的0.68倍，剛度下降為0.59倍。由于本文的開洞剪力墻試件是采用覆面板連續(xù)布置，在面板跨洞口處切口的布板方式，不同于通常開洞墻體采用面板到洞口邊緣的布置方式。對比采用面板到洞口邊緣布置的開洞剪力墻，根據(jù)文獻 ［2］的經(jīng)驗公式計算其承載力和剛度均下降到不開洞墻的0.43倍。對比可發(fā)現(xiàn)采用本文布板方式的開洞剪力墻可以提高承載力和剛度，這是因為采用面板到洞口邊緣的布板方式，剪力墻洞口上下的連梁實際上是構成鉸接連梁，而采用面板跨洞口的布板方式后，就形成了剛接的連梁，充分利用面板彎曲強度抵抗連梁的剪彎作用，從而提高開洞墻的承載力和剛度。采用本文布板方式的開洞剪力墻適用于洞口尺寸較小的情況，設計中還需要驗算覆面板切口后的彎剪承載力問題。

表4 試件承載力和剛度比較 (一)Table 4 Comparison of the strengths and stiffness of test specimens(1)

表5 試件承載力和剛度比較 (二)Table 5 Comparison of the strengths and stiffness of test specimens(2)

比較石膏板覆面剪力墻試件、定向木片板覆面剪力墻試件和一面石膏板另一面定向木片板覆面剪力墻試件的承載力和剛度試驗結果如表5中所示。石膏板覆面剪力墻試件承載力為定向木片板覆面剪力墻試件的0.65倍，剛度為0.87倍。表明石膏板覆面剪力墻有較好的承載能力，其剛度也與木基板覆面剪力墻相近。但是試驗也表明石膏板剪力墻按變形角的承載力與極限強度比值為1.0，變形能力為定向木片板覆面剪力墻的1/5，這表明石膏板覆面剪力墻具有較高的脆性，考慮安全儲備后其承載力能力不高，作為輕型木結構的主要抗側力構件設計，偏于不安全而且經(jīng)濟性也不高。一面石膏板另一面定向木片板覆面剪力墻的剛度為石膏板墻與木基板墻剛度之和，其承載力也為石膏板墻與木基板墻承載力之和。按變形角的承載力與極限強度比值為0.8，剪力墻變形能力與定向木片板覆面剪力墻基本相同。可見采用石膏板與木基板雙面覆面剪力墻，剛度可以成倍提高，變形性能沒有明顯下降。實際工程中輕型木結構房屋普遍采用石膏板覆面作防火和裝飾面層，木基板覆面剪力墻考慮石膏板的承載力和剛度貢獻，將帶來房屋設計經(jīng)濟性的極大提高。

對于輕型木結構房屋，樓、屋蓋構件一般平面尺寸均較大，在側向力作用下面內的抗剪和抗彎承載力也較大，所以往往不是設計中主要關注的問題。樓、屋蓋構件具有足夠大的剛度，在側向荷載作用下將面內剪力傳遞到下面的剪力墻中去，保證結構的空間工作性能，才是樓蓋設計的關鍵問題。現(xiàn)代輕型木結構工程習慣取消樓、屋蓋的墊塊設計，這將導致樓、屋蓋承載力和剛度的下降，在對樓、屋蓋承載力和剛度有較高要求的工程中應該設置墊塊。根據(jù)本文對覆面板與擱柵間的相對變形試驗結果發(fā)現(xiàn)，取消墊塊的邊上的釘連接相對變形較大。取消墊塊，樓蓋的剪切變形明顯大于彎曲變形(圖11所示)。樓蓋試件在均布荷載和集中荷載作用下的試驗表明，在相同撓度條件下樓蓋在均布荷載作用下的剛度明顯高于集中荷載作用下的剛度，承載力也高于后者。

根據(jù)本文對剪力墻和樓蓋試件的試驗結果，實測的承載力均遠高于我國木結構設計規(guī)范GB50005－2003(2005年版)附錄P～Q提供的承載力值［12］。可見參考北美規(guī)范和試驗數(shù)據(jù)給出的木結構剪力墻和樓、屋蓋承載力數(shù)據(jù)，用于我國輕型木結構設計偏于保守，我國木結構設計規(guī)范有必要根據(jù)我國輕型木結構工程實際，開展必要的試驗研究，利用概率統(tǒng)計和可靠度方法給出適合于我國木結構剪力墻和樓、屋蓋的承載力設計值。

3 結論

本文通過根據(jù)我國輕型木結構工程實際情況制作的木結構剪力墻和樓蓋試件的試驗研究，得到如下結論:

1)參考木結構剪力墻承載力基于變形條件的確定方法，本文提出了木結構剪力墻和樓、屋蓋剛度的基于變形的確定方法。

2)本文的試驗和有限元分析結果證實了木結構剪力墻承載力和剛度與墻長度成比例關系的假定。試驗同時也表明剪力墻覆面板中窄板雖然不會顯著影響剪力墻承載力和剛度，但是窄板轉動變形較大、易于被破壞，剪力墻設計中宜盡量少采用。

圖11 樓蓋總變形和彎曲變形Fig.11 Total deflections and the bend deflections of diaphragms

3)剪力墻開小洞口時，采用覆面板連續(xù)布置、遇洞口在板上切口的布板方式可以大幅提高開洞剪力墻承載力和剛度。采用這種布板方式的剪力墻還需要驗算覆面板切口后的彎剪強度。

4)石膏板剪力墻承載力偏低，而且變形能力較差，單獨采用石膏板覆面剪力墻作為抗側力構件的構造方式不宜采用。采用在木基結構板覆面剪力墻的反面用石膏板覆面，則剪力墻可以充分利用石膏板覆面的承載力，剛度提高近一倍，而且剪力墻的變形能力沒有明顯降低。采用該方式構造剪力墻可以顯著提高經(jīng)濟性。

5)處于樓蓋角部的覆面板轉動變形最大，覆面板在無墊塊的邊上相對滑移變形顯著加大，無墊塊樓蓋承載力和剛度明顯下降。在相同撓度變形條件下，樓蓋在均布荷載作用下的承載力和剛度明顯高于集中力作用情況。

6)樓蓋覆面板在承受面內剪切作用的同時，也承受了面內彎曲作用，傳統(tǒng)設計方法以樓蓋封邊擱柵承擔全部面內彎矩，對于封邊擱柵的接頭設計偏于保守，而對于覆面板的釘連接設計又偏于不安全。

7)我國木結構設計規(guī)范給出的剪力墻和樓、屋蓋承載力設計值偏于保守，有必要開展進一步的試驗研究，給出更加適用的設計值。

［1］Step Timber Engineering.Step，Volumes 1 and 2［M］.Centrum Hout，Netherlands，1995.

［2］DONALT E B，KENNETH J F，KELLY C，et al.Design of wood structures-ASD［M］.5th ed.McGraw-Hill，2004.

［3］JOHN W.VAN de Lindt.Evolution of wood shear wall testing，modeling，and reliability analysis:Bibliography［J］.Practice Periodical on Structural Design and Construction，2004，2:44 －53.

［4］ASTM E564 －00，Standard practice for static load test for shear resistance of framed walls for buildings［S］.America Society of Testing and Materials.West Conshohocken，PA，2000.

［5］陳松來，陳志勇，樊承謀，等.木結構剪力墻中釘連接的實驗研究［J］.中山大學學報:自然科學版，2008，47(4):133－138.

［6］JOHNN P J，F(xiàn)ERNANDO S F.Strength and behavior of hybrid diaphragms［J］.Journal of Composites for Construction，2002，6(4):215 －223.

［7］CSA.CAN/CSA-O86.1 －94，Engineering design in wood(Limit states design)［S］.Canadian Standards Association，Ottawa，1994.

［8］IBC.International building code，international codes council(U S A)［S］.Falls Church，VA，2003.

［9］prEN 1995－1－1:2003.Eurocode 5:Design of Timber Structures-Part 1:General Rules and Rules for Buildings［S］.European Committee for Standardization，Brussels，2003.

［10］The Structural Design Guide for Wood-Framed Construction in Japan 1998［S］.Japan 2 ×4 home builder Association，Tokyo，1998.

［11］閆新宇.輕型木結構剪力墻抗側力性能試驗研究與有限元分析［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學，2007.

［12］中華人民共和國建設部.GB50005－2003木結構設計規(guī)范［S］.2005 ed.北京:中國建筑工業(yè)出版社，2005.