填充剪力墻梁柱式木框架混合結構抗側力

陳松來，何敏娟，倪 駿

(1.同濟大學 土木工程學院，200092 上海;2.蘇州皇家整體住宅股份有限公司，215105 江蘇 蘇州)

填充剪力墻梁柱式木框架混合結構是指由梁柱式木框架與木結構剪力墻共同構成的混合抗側力結構體系，木框架與剪力墻協(xié)同工作，共同承受側向力.這種結構體系在國內(nèi)外的建筑工程中已有應用，但是人們對這種結構體系的抗側力性能研究不足，工程應用中一般采用保守的設計方法，即假設框架為鉸接體系、讓剪力墻承擔全部側向力，或者以木框架承擔全部側向力，將剪力墻作為非受力填充墻處理，這兩種分析方法均不能準確反映結構實際受力狀況.

迄今國內(nèi)外學者對填充剪力墻梁柱式木框架混合結構的抗側力研究還很少涉及，Shim 等［1］采用擬靜力試驗方法，對銷式連接梁柱式框架與輕型木剪力墻組合結構進行了抗側力的對比研究，結果表明組合結構抗側力為兩者各自抗側力之和，另外從實驗結果來看相同尺寸的梁柱式木框架的抗側承載力和剛度遠小于輕型木結構剪力墻.Park等［2］進一步研究了采用新型墻板填充墻的梁柱式木框架混合體系和采用普通輕型木結構剪力墻填充的混合體系抗側力性能，結果表明新型填充墻混合體系具有比后者更好的抗側力性能和延性性能.盧濤［3］對填鋼板螺栓連接梁柱式木框架與輕型木結構剪力墻混合體系進行了試驗對比和有限元模擬分析，得到了與文獻［1］相似的結果.

為了進一步研究混合結構的抗側力性能，本文在已有輕型木結構剪力墻抗側力研究基礎上，通過對梁柱式木框架節(jié)點的試驗研究，建立混合結構有限元分析模型，開展其抗側力性能的參數(shù)化分析.通過對木框架與剪力墻之間的荷載傳遞和分配關系，以及兩者在側向力作用下的共同工作關系進行了分析和探討，歸納給出了填充剪力墻梁柱式木框架混合結構抗側力理論分析模型.

1 梁柱式木框架節(jié)點受力研究

梁柱式木框架抗側力性能主要決定于框架節(jié)點的受力性能.現(xiàn)代梁柱式木結構框架節(jié)點的連接構造有多種形式，最常用的是內(nèi)填鋼板銷式連接和植筋連接兩種.

1.1 內(nèi)填鋼板銷式連接框架節(jié)點受力性能

內(nèi)填鋼板銷式連接節(jié)點(圖1)是通過內(nèi)嵌鋼板采用螺栓或者鋼銷等分別與梁和柱子連接構成框架節(jié)點.當框架受側向力作用時，梁柱構件發(fā)生相對轉(zhuǎn)動，節(jié)點內(nèi)產(chǎn)生銷軸與銷槽擠壓和梁柱之間的接觸擠壓作用，節(jié)點承載力取決于螺栓連接承載力和柱木材橫紋承壓強度.

圖1 銷式連接節(jié)點

1.1.1 填鋼板銷式連接節(jié)點試驗

框架節(jié)點為了傳遞彎矩，鋼板與梁和柱之間要采用多個螺栓的成對布置方式(圖2).當采用單塊鋼板連接時，為了防止螺栓限制木材的橫紋收縮導致木材開裂，根據(jù)經(jīng)驗垂直木紋方向螺栓最大間距一般不宜超過125 mm.而為了獲得更高的節(jié)點抗彎能力和剛度，要求螺栓間距盡可能大.實際布置時在垂直木紋方向通常布置2 排螺栓，平行木紋方向的螺栓排數(shù)則根據(jù)受力需要確定，最基本的布置方式為平行木紋方向單排2 個螺栓布置.

圖2 梁柱連接節(jié)點

順紋受力螺栓連接可以采用銷屈服分析模型計算，但是橫紋受力卻并不適用該模型.當框架節(jié)點采用多排螺栓布置時，在節(jié)點彎矩作用下必然引起木材橫紋受力，對節(jié)點連接性能將產(chǎn)生影響.為了對比分析螺栓布置方式對節(jié)點受力性能的影響，本文設計了3 種內(nèi)填鋼板螺栓連接試件，分別表示為B-1、B-2 和B-3.其中B-1 為單排2 個螺栓連接，螺栓主要為順紋受力，采用8.8 級M20 螺栓;B-2 同樣為單排2 個螺栓，卻主要為橫紋受力，同樣采用8.8 級M20 螺栓;B-3 為雙排4 個螺栓正方形布置，為了對比螺栓直徑影響，設計了兩組分別表示為B-3a 和B-3b，前一組采用8.8 級M14 螺栓、后一組采用8.8 級M20 螺栓.試件尺寸與試驗安排如表1 所示，連接鋼板厚度為14 mm，采用 Q235 鋼板，木構件厚度均為160 mm，開槽寬度為16 mm，采用SPF 膠合木，密度為420 kg/m3，實測含水率為17%.

表1 鋼木螺栓連接節(jié)點試件設計表

試驗裝置見圖3，試驗中測量了木構件與鋼板之間的相對轉(zhuǎn)動變形、螺栓平行和垂直木紋方向的相對變形等.試件B-1 的試驗結果曲線見圖4.試件B-1-1 由于發(fā)生了木材螺孔的剪切破壞(圖5)，試件的延性變形相對較小，而試件B-1-2表現(xiàn)出良好的延性變形能力，兩個試件均發(fā)生了明顯的螺栓彎曲變形和螺孔塑性擠壓變形(圖5).試件B-2 的試驗結果曲線見圖6，木構件在很小的變形下即發(fā)生劈裂破壞，試件的破壞形式均為木材的沿螺孔的順紋劈裂破壞，螺栓和螺孔均未發(fā)現(xiàn)彎曲和擠壓塑性變形(圖7).試件B-3a和3b 單調(diào)加載試驗結果曲線見圖8，對比B-1的實驗結果，B-3b 采用了相同直徑的螺栓，由于是4 個螺栓正方形網(wǎng)格布置，在節(jié)點彎矩荷載作用下，螺栓垂直木紋方向分力致使木構件過早發(fā)生橫紋劈裂破壞，制約了螺栓承載力的充分發(fā)揮.試件B-3a 和3b 的試件尺寸和螺栓布置尺寸均相同，試件B-3a 由于采用了直徑較細的螺栓，試驗中螺栓均發(fā)生了明顯的彎曲屈服變形，試件表現(xiàn)出良好的延性變形性能;而試件B-3b 采用大直徑螺栓，螺孔的劈裂破壞限制了螺栓的充分受力和發(fā)生彎曲屈服變形(圖9).

圖3 試驗裝置

圖4 B-1 彎矩－轉(zhuǎn)角曲線

圖5 B-1 破壞模式

圖6 B-2 彎矩－轉(zhuǎn)角曲線

圖7 B-2 破壞模式

圖8 B-3 彎矩－轉(zhuǎn)角曲線

圖9 B-3 破壞模式

圖10 往復加載試驗彎矩－轉(zhuǎn)角曲線

1.1.2 內(nèi)填鋼板銷式連接節(jié)點試驗結果分析

試驗結果表明橫紋受力的螺栓連接容易發(fā)生木材順紋劈裂破壞，連接承載力較低、離散性大，而且為脆性破壞，較難采用現(xiàn)有理論模型計算，在節(jié)點設計中應避免采用.單調(diào)加載與往復加載試驗結果對比表明，不同的加載方式基本不影響節(jié)點抗彎承載力.試件B-1 和B-3 的節(jié)點抗彎剛度和極限承載力見表2，其中抗彎剛度為試驗曲線上10%和40%極限承載力對應點之間的割線斜率.表中數(shù)據(jù)對比可以發(fā)現(xiàn)，相同直徑雙排螺栓節(jié)點承載力比單排螺栓節(jié)點提高28%，而抗彎剛度下降43%;直徑為14 mm 的雙排螺栓節(jié)點比直徑為20 mm 的雙排螺栓節(jié)點，理論計算其承載力應下降50%，實際承載力僅降低21%，抗彎剛度降低底35%，變形能力卻顯著提高.可見，為了提高節(jié)點的變形能力和耗能能力，當采用單排螺栓連接設計時可以采用直徑較粗螺栓連接，而當采用多排螺栓設計時宜選用直徑較細的螺栓.

表2 試件節(jié)點抗彎試驗結果

1.2 植筋連接梁柱節(jié)點受力性能

典型的植筋連接梁柱式木框架節(jié)點構造見圖11，在框架抗側力中，節(jié)點主要受彎矩作用.在彎矩作用下，節(jié)點內(nèi)梁中植筋為順紋軸向受力，柱中植筋為橫紋軸向受力.作者研究表明，為了使框架節(jié)點具有較好的抗轉(zhuǎn)動變形能力和延性破壞特征，需要保證梁中植筋在受力時不發(fā)生破壞、而使節(jié)點破壞發(fā)生在柱中植筋的粘結破壞.

1.2.1 植筋連接框架節(jié)點試驗

節(jié)點試件中柱子選用截面尺寸為200 mm×200 mm 的SPF 膠合木，木材密度為420 kg·m－3，實測含水率17%;梁選用截面尺寸分別為160 mm×280 mm 和160 mm×360 mm 的SPF 膠合木，木材密度為420 kg·m－3，含水率17%.植筋采用HPB300 級Φ28 鋼筋，鋼筋表面采用刻螺紋處理，膠粘劑采用環(huán)氧樹脂AB 膠以1∶1 混合，注膠法施工.植筋鉆孔直徑為30 mm，平均膠逢厚度為1 mm.柱中植筋長度為200 mm、梁中植筋長度為300 mm.為了有利于植筋質(zhì)量和節(jié)點連接施工，植筋在梁和柱子的連接處斷開，分別施工和養(yǎng)護，在植入的鋼筋端部加工內(nèi)螺紋孔，用高強度螺栓分別與金屬連接件連接(圖12)，從而將梁與柱子連接構成框架節(jié)點.

根據(jù)梁截面高度不同，框架節(jié)點試件分為兩種.試件J-1 采用截面尺寸為200 mm×200 mm 膠合柱與截面尺寸為160 mm×280 mm 膠合梁，梁和柱中的植筋數(shù)量均為3 根，間距均為80 mm，居中布置.梁與柱之間連接件采用兩種形式，其中連接件1 采用截面尺寸為100 mm×100 mm，壁厚為10 mm 焊接方鋼管，鋼管長度為240 mm，在鋼管的兩個相對的側壁上設安裝螺孔，采用12.9 級M14 螺栓，將金屬連接件與木材中植筋相連接組成框架節(jié)點.為了對比分析金屬連接件的連接剛度對節(jié)點受力性能影響，連接件2 是將連接件1的兩個與植筋連接的側壁鋼板均加厚為30 mm.試件J-2 采用截面尺寸為200 mm×200 mm 膠合柱與截面尺寸為160 mm×360 mm 膠合梁，梁和柱的植筋數(shù)量均為4 根，間距均為80 mm、居中布置.梁與柱之間連接件也采用兩種形式，其中連接件3 采用截面尺寸為100 mm×100 mm，壁厚為10 mm 厚方鋼管，鋼管長度為320 mm.連接件4是將連接件3 的兩個與植筋連接的側壁的鋼板均加厚為30 mm.試驗采用單調(diào)和往復加載模式，試件連接構造見圖13，試驗裝置見圖14.

圖11 植筋連接節(jié)點

圖12 植筋連接框架節(jié)點試件

圖13 連接構造

圖14 試驗裝置

框架節(jié)點試驗計劃安排見表3.試件J-1-1 與試件J-1-2 的區(qū)別在于試件J-1-2 柱植筋的另一端安裝一塊厚度為10 mm 尺寸為100 mm×240 mm的鋼墊板(圖15)，用于增強柱植筋抗拔出承載力，確保試件J-1-2 的節(jié)點連接破壞發(fā)生在梁植筋，而試件J-1-1 節(jié)點連接破壞發(fā)生在柱植筋，兩組試件的實驗結果見圖16.

圖15 節(jié)點連接構造

圖16 節(jié)點連接試驗曲線

表3 梁柱節(jié)點試驗計劃安排

連接件1 在試驗中發(fā)生了較大的局部彎曲變形(圖17)，試件J-1-1 的破壞均發(fā)生在柱植筋的粘結破壞和柱側橫紋擠壓破壞，而試件J-1-2 的破壞均發(fā)生在梁植筋的粘結破壞.兩組試件均表現(xiàn)出良好的變形能力，試件J-1-2 盡管破壞發(fā)生在梁中順紋植筋的拔出，卻不同于植筋拔出實驗的脆性破壞特征，節(jié)點試件依然表現(xiàn)出較好變形能力，分析原因主要由于連接件剛度不足導致植筋逐個拔出破壞，同時植筋本身受彎也承擔了部分抗彎承載力.試件J-2-1與J-1-1 的節(jié)點連接構造相同，區(qū)別在于J-2-1 由4 根植筋連接，而J-1-1 由3 根植筋連接，兩組試件的破壞特征基本相同.其試驗曲線對比見圖18，從圖中可以發(fā)現(xiàn)J-2-1的節(jié)點抗彎剛度明顯高于J-1-1，極限抗彎承載力也近似跟連接植筋的根數(shù)成正比.可見梁截面高度和植筋連接數(shù)量，直接影響節(jié)點抗彎剛度和承載力.

圖17 連接件屈曲變形

圖18 節(jié)點連接試驗曲線

試件J-1-3 與J-2-2 采用和J-1-2 相同的連接構造，分別采用了連接件2 和連接件4，兩組試件的連接件變形均很小，在試驗過程中均未發(fā)生翼緣板平面外的彎曲變形.試驗采用往復加載方式，加載模式選用ISO 16670 位移控制加載程序.試件J-1-3 的試驗結果曲線見圖19，試件J-2-2 的試驗結果曲線見圖20.試驗中發(fā)現(xiàn)J-1-3 節(jié)點的連接破壞均發(fā)生在柱中植筋的粘結破壞，伴隨著連接件鋼板和鋼墊板與柱木材的橫紋擠壓破壞.J-2-2節(jié)點的連接破壞卻均發(fā)生在梁中植筋的粘結破壞和植筋彎曲導致的木材劈裂破壞，同時發(fā)生柱中植筋粘結破壞和柱側橫紋擠壓破壞.

圖19 J-1-3 節(jié)點彎矩－轉(zhuǎn)角試驗曲線

圖20 J-2-2 節(jié)點彎矩－轉(zhuǎn)角試驗曲線

1.2.2 植筋連接框架節(jié)點試驗結果分析

試件J-1-3 的滯回曲線相對飽滿，節(jié)點具有良好的塑性變形能力和耗能能力.節(jié)點J-2-2 連接的最終破壞發(fā)生在梁中植筋粘結破壞，由于梁中植筋為順紋軸向受力，破壞的脆性特征明顯，導致節(jié)點連接的延性和耗能能力明顯較J-1-3 差.節(jié)點J-2-2連接件翼緣板和墊板尺寸均較J-1-3 大，其與木材的擠壓力也加大，致使節(jié)點的破壞發(fā)生在梁中植筋粘結破壞.

5 組試件的平均極限抗彎承載力Mmax、10%到40%極限承載力的割線剛度K 見表4.從結果比較可以發(fā)現(xiàn)，增加連接件本身的連接剛度可以有效提高節(jié)點的連接承載力，試件J-1-3 較J-1-1承載力提高了近一倍、J-2-2 較J-2-1 承載力提高了一倍多.而通過增加連接植筋的數(shù)量可以有效提高節(jié)點的抗轉(zhuǎn)動剛度，試驗中采用4 根植筋的試件連接剛度均顯著高于采用3 根植筋的試件.加鋼墊板試件在單調(diào)加載下破壞發(fā)生在梁植筋，在往復加載下則發(fā)生在柱植筋，說明往復荷載作用下植筋抗拔出承載力和剛度均出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，這與文獻［4］結果相符.另外，試驗也證明了采用保證節(jié)點破壞發(fā)生在橫紋植筋的構造措施，可得到延性好和耗能能力高的框架梁柱節(jié)點.

表4 框架節(jié)點試件試驗結果

2 填充剪力墻梁柱式木框架混合結構抗側力

前文研究表明，內(nèi)填鋼板銷式連接框架節(jié)點由于螺栓連接初始間隙的原因，框架初始抗側剛度接近于零，而植筋連接框架節(jié)點具有較高的初始剛度和承載力，兩者抗側力性能有較大區(qū)別.本文的研究將基于以上兩種節(jié)點連接的梁柱式木框架填充輕型木結構剪力墻的混合結構體系.

2.1 填充剪力墻梁柱式木框架混合結構構造和有限元分析模型

梁柱式木框架一般采用膠合木制作框架梁和柱子，在梁與柱連接節(jié)點采用柱子連續(xù)、梁不連續(xù)的連接構造，柱腳與基礎通常采用上部框架節(jié)點相同的連接方式.填充的剪力墻周邊木龍骨與梁柱式木框架連接為整體，剪力墻的其他構造按木結構設計規(guī)范規(guī)定的輕型木結構剪力墻設計.采用這種構造形式的梁柱式木框架實際構成了剪力墻的邊框，在一定程度上可加強剪力墻的剛度，降低剪力墻的傾覆變形，有利于剪力墻的抗側力作用.

試驗研究表明梁柱式木框架在側向力作用下，節(jié)點的變形能力較強，框架抗側剛度相對剪力墻較小.當框架填充剪力墻后，組成的混合結構體系的抗側力性能與兩種組成結構的共同工作關系是本節(jié)的研究重點.為了研究混合體系抗側力機理和工作性能，采用SAP2000 軟件建立剪力墻、梁柱式木框架以及混合結構的抗側力分析模型.

最基本的填充剪力墻梁柱式木框架混合體系構造見圖21，假定圖中框架柱采用截面尺寸為200 mm×200 mm SPF 膠合木構件，框架梁采用截面尺寸為160 mm×280 mm SPF 膠合木構件.梁柱節(jié)點植筋數(shù)量均為3 根鋼筋，間距均為80 mm、居中布置.柱腳節(jié)點與基礎植筋數(shù)量為4 根鋼筋，間距為80 mm、4 角布置.剪力墻墻骨架采用38 mm×89 mm Ⅲc 級云杉-松-冷杉(SPF)規(guī)格材，頂梁板和底梁板分別與框架梁和基礎連接，端墻骨與框架柱連接;覆面板為12.5 mm 厚定向刨花板(OSB);覆面板周邊與木骨架采用美國標準8 d 型號普通圓釘(直徑3.3 mm，長度63.5 mm)連接，釘距為150 mm，中部與木骨架采用美國標準8 d 普通圓釘連接，釘距為300 mm;剪力墻周邊骨架與木框架采用雙列美國標準10 d 普通圓釘(直徑3.8 mm，長度76 mm)連接，釘距為300 mm.剪力墻的釘連接和組成材料的材性指標采用文獻［5］的試驗結果.

采用SAP2000 有限元分析軟件，建立了填充剪力墻梁柱式木框架混合結構的三維非線性有限元分析模型(圖22).模型中框架梁和柱子，以及剪力墻骨架采用彈性梁單元模擬，其彈性模量采用加拿大規(guī)范CSA O 86［6］提供的數(shù)值，分別為15 000 MPa和9 000 MPa.覆面板采用線性薄殼單元模擬，彈性模量取為6 000 MPa，剪切模量為2 000 MPa.覆面板與骨架連接節(jié)點按剪力與木紋方向平行和垂直的不同變形特性，采用有兩個相互垂直面內(nèi)剪切剛度的二維彈簧單元模擬;由于骨架與骨架之間的連接具有1 個軸向拉伸剛度和2 個面內(nèi)剪切剛度，采用三維彈簧單元模擬;骨架與骨架接觸節(jié)點，采用1 個一維接觸單元來模擬;梁柱節(jié)點采用1 個具有轉(zhuǎn)動剛度的一維彈簧單元模擬.所有彈簧單元的荷載－位移關系曲線均采用前文實測結果及文獻［7］采用相同材料和節(jié)點構造的測試數(shù)據(jù).其中，接觸單元抗壓剛度為40 kN·mm－1，接觸間隙為0 mm;剪力墻單獨分析中抗傾覆錨固件的抗拉剛度為5 kN·mm－1.為了對比分析，還單獨建立木框架和剪力墻的抗側力分析模型.

圖21 混合結構構造

圖22 有限元分析模型

分析模型采用的參數(shù)和假定與文獻［5］的模型完全相同，模型的可靠性已經(jīng)文獻驗證.梁柱式木框架分析模型按半剛性連接框架分析，框架結構有限元分析模型相對簡單和成熟，本文將不另做相應的與試驗結果對比驗證分析.

2.2 填充剪力墻梁柱式木框架混合結構抗側力性能參數(shù)分析

根據(jù)前文試驗結果分別建立內(nèi)填鋼板銷式連接梁柱式木框架填充剪力墻混合結構和植筋連接梁柱式木框架填充剪力墻混合結構有限元分析模型，分別定義為基本模型1 和基本模型2.選取混合結構的長度和層數(shù)作為變化因素做參數(shù)分析.

為了分析混合結構長度因素對抗側力影響，取4 個單層單跨，長度不同的填充剪力墻梁柱式木框架混合結構及其組成框架和剪力墻模型見表5.基于基本模型1 的4 組不同長度混合結構模型的抗側力分析結果表明，木框架在剪力墻受力階段抗側剛度為零，梁柱式木框架對剪力墻具有一定的約束加強作用，混合結構的抗側承載力和剛度較純剪力墻均有提高，而且結構長度越小其提高幅度越大;基于基本模型2 的4 組不同長度混合結構模型的抗側力分析結果荷載－位移曲線見圖23，當木框架初始剛度接近剪力墻的剛度時，混合結構的抗側力性能接近框架體系(如混合結構1)，而當木框架初始剛度顯著小于剪力墻的剛度時，混合結構抗側力性能則更加接近于剪力墻體系(如混合結構2～4).由于剪力墻的初始剛度一般大于木框架，因此混合結構的初始剛度近似等于剪力墻的剛度，隨著變形的增加，剪力墻的剛度開始明顯退化，混合結構剛度近似等于木框架的剛度和退化后剪力墻剛度之和.木框架極限側移變形是剪力墻的2～3 倍，混合結構抗側力表現(xiàn)出明顯的框架抗側力滯后現(xiàn)象，剪力墻首先破壞退出抗側力、側向力向木框架轉(zhuǎn)移直到木框架破壞，混合結構極限承載力低于木框架和剪力墻極限承載力之和.

表5 填充剪力墻式木框架墻分析模型尺寸表

圖23 基本模型2 側向力與位移關系曲線

為了分析框架層數(shù)對抗側力影響，取3 個長度相同層數(shù)不同的填充剪力墻梁柱式木框架混合結構及其組成框架和剪力墻模型進行分析.基于基本模型1 的3 組不同層數(shù)混合結構模型的抗側力結果表明，由于框架初始變形段剛度為零，混合結構抗側力作用主要以剪力墻體系為主，梁柱式木框架部分對剪力墻抗側承載力和剛度均有約束增強作用.上部結構的層數(shù)對下部結構抗側力影響不顯著.分析梁柱式木框架對填充剪力墻抗側力加強作用包括兩部分，既對剪力墻周邊的約束加強和上部樓層框架與填充剪力墻組成一個剛性整體，通過上下層連接處的框架柱參與抗彎作用;基于基本模型2 的3 組不同層數(shù)混合結構模型的抗側力分析結果表明上層剪力墻與梁柱式木框架組成的整體對下部混合體的抗側力加強作用主要表現(xiàn)為上下連接的框架柱的抗彎作用，而且上部結構層數(shù)對下部結構的抗側力影響不明顯.混合結構抗側力性能為梁柱式木框架、剪力墻以及與上部結構連接框架柱抗彎3 部分組成.

剪力墻設計承載力的取值取決于極限承載力和變形限制兩個因素，抗風設計取1/2 極限承載力和側移值為1/180 墻高時對應荷載的較小值，抗震設計則取1/2.5 極限承載力和側移值為1/180墻高對應荷載的較小值，且同時要求滿足位移比要求.而對于梁柱體系木框架結構，目前還未見有針對性的位移限制的設計規(guī)定，如果參照剪力墻的規(guī)定取值則木框架抗側承載力不能充分利用，其承載力設計方法有待進一步研究.但是對于填充剪力墻梁柱式木框架混合結構的抗側承載力設計取值可以采用與剪力墻相同的標準.從而根據(jù)圖23 結果得到各模型抗側剛度、承載力設計值和最大承載力等數(shù)據(jù)見表6.表中，Ky為初始剛度，也稱彈性階段剛度，為曲線原點與40% 最大荷載對應點的割線斜率，Δy為屈服側移，F(xiàn)max為極限荷載，dFmax為極限荷載對應側移，Δu為破壞側移，延性指標為Δu·(Δy)－1，耗能指標為到極限荷載骨架曲線包含面積，單位為kJ，F(xiàn)d為根據(jù)美國標準AC 130［8］確定的抗側設計承載力，即為50%最大荷載和曲線上側移為1/180 剛架高度對應的荷載中的較小值.

對比表6 數(shù)據(jù)可發(fā)現(xiàn):梁柱式木框架抗側力性能主要決定于組成的框架節(jié)點，與框架的長度無關;梁柱式木框架具有較高的抗側承載力和耗能能力，但是其初始剛度和設計承載力均較低;填充剪力墻梁柱式木框架混合結構的抗側力性能與剪力墻體系比較接近，卻與梁柱式木框架體系有較大區(qū)別，所以可以采用剪力墻體系的要求設計和構造;填充剪力墻梁柱式木框架混合結構較相同長度剪力墻體系，根據(jù)EEEP 曲線定義的初始剛度和延性均有所降低，承載力和耗能能力卻有所提高.

2.3 混合結構抗側力理論分析模型

輕型木結構剪力墻抗側力試驗表明，其極限承載力對應的平均側移角在1/40 rad 左右，為了與剪力墻變形協(xié)調(diào)，單跨或多跨、單層或多層填充剪力墻梁柱式木框架混合結構的框架最大抗側力承載力亦取為側移角為1/40 rad 對應的承載力.則混合結構抗側力承載力為框架和剪力墻承載力之和，即

表6 混合結構模型分析結果

其中，木框架抗側力承載力為

式中:Mi(θ=0.025)為第i 個框架節(jié)點在夾角變化達到0.025 rad 時的彎矩值;PWmax為填充剪力墻極限承載力;MCup為與上部結構連接的框架柱極限抗彎承載力總和;H 為側向荷載作用樓層高度.

式(1)可以用于計算單層和多層、單跨和多跨、鉸接和半剛接框架填充剪力墻的混合結構抗側力承載力.當計算得到的剪力墻極限承載力大于框架極限承載力時，混合結構抗風設計承載力可以取為Pmax/2，抗震設計承載力取為Pmax/2.5，一般均可以滿足AC130 中關于位移限制的要求;而當計算得到的剪力墻極限承載力小于或接近框架極限承載力時，混合結構抗風設計承載力可以取為Pmax/(2.5～ 3)，抗震設計承載力取為Pmax/(3～4).

采用理論公式計算表6 中混合結構抗側力承載力與有限元分析結果對比見表7.對比分析可看出理論計算結果與有限元分析結果十分接近，且偏于安全.表明混合體系的抗側力性能近似于剪力墻，可采用剪力墻抗側力分析方法計算和分析確定.梁柱式木框架的抗側力承載力主要決定于框架節(jié)點的抗彎承載力，整體框架抗側力還受框架高度的影響，由于其剛度遠低于剪力墻，在混合體系中框架本身的承載力不能充分發(fā)揮.

表7 混合結構抗側力結果對比

3 結論

1)螺栓連接產(chǎn)生橫紋向分力時，會使螺栓連接承載力降低、脆性增加.為了提高節(jié)點的變形能力和耗能能力，內(nèi)填鋼板銷式連接框架節(jié)點當采用單排螺栓連接設計時可采用較粗螺栓連接，而當采用多排螺栓設計時宜選用較細的螺栓.螺栓的安裝間隙顯著影響節(jié)點的初始剛度，內(nèi)填鋼板銷式連接框架節(jié)點在受荷初始階段剛度近似為零.

2)植筋連接框架節(jié)點通過合理的構造措施，使節(jié)點的破壞發(fā)生在柱中植筋粘結破壞和柱側木材橫紋局壓破壞，可以獲得承載力和初始剛度高、延性性能和耗能能力強的框架連接節(jié)點.植筋連接框架節(jié)點具有初始抗彎剛度大、承載力高的特點，但是在往復荷載作用下其連接剛度會出現(xiàn)軟化，承載力也明顯降低.

3)梁柱式木框架極限側移變形是剪力墻的2～3 倍，因此在混合結構抗側力中出現(xiàn)明顯的框架抗側力滯后現(xiàn)象，混合結構極限承載力低于木框架和剪力墻極限承載力之和.

4)混合結構的初始剛度近似等于剪力墻的剛度，隨著變形的增加，剪力墻的剛度開始明顯退化，混合結構剛度近似等于木框架的剛度和退化后剪力墻剛度之和.

5)混合結構中的剪力墻和木框架協(xié)同工作，共同承受側向力，同時框架對剪力墻還有約束加強作用;混合結構中梁柱式木框架對填充剪力墻抗側力加強作用包括兩部分，既對剪力墻周邊的約束加強和上部樓層框架與填充剪力墻組成一個剛性整體，通過上下層連接處的框架柱參與抗彎作用.

6)混合結構的抗側力性能與剪力墻體系比較接近，可以采用剪力墻體系側移限制要求設計和構造.本文的理論模型可以較好模擬混合結構初始抗側剛度和承載力.

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