不同骨架連接方式及覆面板類型小截面木框架墻體抗側(cè)性能研究*

龍衛(wèi)國(guó) 李秋稷 劉宜豐, 魯紋帆 歐加加,3 潘 鵬

(1.中國(guó)建筑西南設(shè)計(jì)研究院有限公司,成都 610042;2.清華大學(xué),北京 100084;3.中國(guó)建筑西南設(shè)計(jì)研究院有限公司國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范管理組,成都 610042)

0 引 言

小截面木框架剪力墻體系[1-2]綜合了我國(guó)傳統(tǒng)梁柱體系和由北美引入的現(xiàn)代輕型木結(jié)構(gòu)體系的優(yōu)點(diǎn),既改善了傳統(tǒng)梁柱體系抗側(cè)性能差的弱點(diǎn),又彌補(bǔ)了現(xiàn)代輕型木結(jié)構(gòu)構(gòu)件隱藏于建筑內(nèi)部不能體現(xiàn)現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)本色的缺陷,是一種比較適宜的新型低層木結(jié)構(gòu)建筑形式。表1對(duì)比了該體系與傳統(tǒng)梁柱木結(jié)構(gòu)體系、現(xiàn)代輕型木結(jié)構(gòu)體系差異。

表1 小截面木框架結(jié)構(gòu)體系與其他木結(jié)構(gòu)體系的對(duì)比Table 1 Comparisons of post-and-beam wooden structures with sheathed walls and other wooden structure systems

對(duì)于輕型木結(jié)構(gòu)體系國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)做了大量的研究：何敏娟等對(duì)分別采用OSB板、膠合板、玻鎂板和石膏板的10片輕木墻體進(jìn)行了單調(diào)加載試驗(yàn)[3],結(jié)果表明膠合板墻體抗側(cè)性能優(yōu)于OSB板墻體、玻鎂板墻體抗側(cè)性能優(yōu)于石膏板墻體;周麗娜對(duì)32片不同構(gòu)造的剪力墻進(jìn)行研究分析[4],結(jié)果表明采用較厚的覆面板或較大直徑的鋼釘可以提高剪力墻的側(cè)向承載能力和剛度。小截面木框架剪力墻結(jié)構(gòu)體系的關(guān)鍵抗側(cè)構(gòu)件是由小截面框架柱(端柱)、間柱和覆面板構(gòu)成的墻體,與輕木墻體雖然“形似”,但其端柱和部分間柱一般采用小截面膠合木柱,截面尺寸明顯大于輕木墻體的墻骨柱。國(guó)內(nèi)對(duì)該類木框架剪力墻的研究相對(duì)較少,我國(guó)GB 50005—2017《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[1]附錄N.0.1中給出的木框架剪力墻的抗剪剛度及抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,主要數(shù)據(jù)來(lái)源于國(guó)外試驗(yàn)研究成果,且墻體種類偏少。因此,加強(qiáng)我國(guó)小截面木框架剪力墻抗側(cè)性能的研究尤為重要。

圖1為小截面木框架剪力墻的變形示意圖,可以看出,剪力墻受水平荷載作用時(shí),覆面板會(huì)產(chǎn)生兩種變形：繞自身剛心的轉(zhuǎn)動(dòng)變形和面內(nèi)剪切變形。其中繞自身剛心的轉(zhuǎn)動(dòng)變形是由釘?shù)呐帕行问經(jīng)Q定的,面內(nèi)水平向剪切變形是由覆面板面內(nèi)剪切剛度決定的,因此研究覆面板對(duì)剪力墻抗側(cè)能力的影響的本質(zhì)即為研究覆面板剪切模量的影響。日本標(biāo)準(zhǔn)[5]在計(jì)算覆面板式木剪力墻的剛度時(shí),給出膠合板剪切模量參考值為398 MPa,OSB板剪切模量參考值為588 MPa。我國(guó)對(duì)于覆面板面內(nèi)剪切模量的相關(guān)研究較少,有必要進(jìn)行覆面板面內(nèi)剪切試驗(yàn),并研究覆面板剪切模量對(duì)墻體抗側(cè)性能的影響。

圖1 剪力墻變形示意Fig.1 A schematic diagram of shear wall deformation

隨著現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)的發(fā)展,木構(gòu)件節(jié)點(diǎn)連接形式越發(fā)多樣化,剪力墻梁柱節(jié)點(diǎn)不僅僅局限于傳統(tǒng)的榫卯或斜釘連接,還可以采用成品鋼連接件或鋼銷等新型連接方式,而現(xiàn)階段國(guó)內(nèi)針對(duì)新型連接方式對(duì)剪力墻抗側(cè)性能影響方面尚無(wú)系統(tǒng)研究。

綜上所述,針對(duì)不同骨架連接方式和不同覆面板類型的小截面木框架剪力墻抗側(cè)性能展開(kāi)研究,將有利于該體系的推廣應(yīng)用。

1 覆面板剪切試驗(yàn)

墻體所使用的OSB板為德國(guó)EGG生產(chǎn),膠合板為針葉材制成。為確定兩種板材的面內(nèi)剪切模量,按照GB 31264—2014《結(jié)構(gòu)用人造板力學(xué)性能測(cè)試方法》[6]第9.1條規(guī)定對(duì)試件兩端施加反向荷載使其產(chǎn)生剪切變形,測(cè)得荷載-變形曲線后,按下式計(jì)算覆面板剪切模量：

(1)

式中：Gv為剪切模量;k為荷載-變形曲線斜率;l1為原始標(biāo)距長(zhǎng)度;l為試件長(zhǎng)度;t為試件厚度。

根據(jù)LY/T 2721—2016《結(jié)構(gòu)用定向刨花板力學(xué)性能指標(biāo)特征值確定方法》[7]中非參數(shù)分析方法的順序統(tǒng)計(jì)方法,對(duì)OSB板和膠合板分別取樣28塊：12 mm厚OSB板取樣6塊、18 mm厚OSB板取樣10塊、24 mm厚OSB板取樣12塊;12 mm厚膠合板取樣14塊、24 mm厚膠合板取樣14塊。試件取樣尺寸見(jiàn)圖2,表2和表3為試驗(yàn)結(jié)果。

圖2 板材取樣尺寸 mmFig.2 Sizes of sampled panel

表2 OSB板試件剪切模量Table 2 Shear modulus of OSB specimens MPa

表3 膠合板試件剪切模量Table 3 Shear modulus of plywood specimens MPa

文中板的剪切模量取75%置信度的5分位值,即根據(jù)文獻(xiàn)[7]附錄B表B.2,將試驗(yàn)結(jié)果按照從小到大的順序排列后,取順序數(shù)為1的測(cè)試值作為板的特征值。據(jù)此,OSB板的面內(nèi)剪切模量特征值取為389.17 MPa,膠合板的面內(nèi)特征值取為291.67 MPa。

2 墻體試驗(yàn)試件材料及試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試件設(shè)計(jì)

小截面木框架剪力墻試件參考GB 50005—2017[1]和文獻(xiàn)[8]設(shè)計(jì),均為寬910 mm、高2 925 mm的單面覆板剪力墻。墻體骨架及覆面板尺寸詳見(jiàn)表4。

表4 墻體骨架及覆面板尺寸Table 4 Sizes of frames and cladding panels

覆面板與木骨架之間采用釘連接,上覆面板釘布置呈倒置“山”字形,下覆面板釘布置呈“山”字形。釘?shù)礁裁姘暹吘壘嚯x為10 mm,到端柱或木梁邊緣距離為35 mm,到間柱邊緣的距離為22.5 mm。木梁與端柱之間采用3種不同的連接形式：A型連接采用一根直徑為20 mm的金屬榫從梁底插入柱中,并用鋼銷固定;B型連接采用2對(duì)直徑3.6 mm、長(zhǎng)120 mm的釘斜向從木柱側(cè)邊打入,入釘角度、高度及深度滿足歐洲標(biāo)準(zhǔn)EC5[9]的相關(guān)規(guī)定;C型連接柱頭采用直榫,將榫頭插入榫眼后,在兩側(cè)使用產(chǎn)地日本編號(hào)為SAP-Ⅲ型金屬連接件(1 mm厚異形鋼板)及長(zhǎng)45 mm的配套十字頭螺釘進(jìn)行加固處理。連接形式如圖3所示,墻體試件如圖4所示,試件編號(hào)及相關(guān)參數(shù)詳見(jiàn)表5。

a—A型：金屬榫連接;b—B型：斜釘連接;c—C型：直榫連接+金屬連接件。圖3 3種不同的梁柱連接方式Fig.3 Three different beam-column connection types

圖4 墻體試件 mmFig.4 Shear wall specimen

表5 小截面木框架剪力墻試件編號(hào)及參數(shù)Table 5 Specimen number and geometric parameters of small-section wooden frame shear walls

2.2 試件材料

2.2.1木框架

本試驗(yàn)中組成木框架的梁、端柱及間柱均采用歐洲赤松,材料的各項(xiàng)強(qiáng)度指標(biāo)詳見(jiàn)表6。

表6 木框架材料強(qiáng)度指標(biāo)Table 6 Material properties of the wooden frame N·mm-2

2.2.2釘連接

釘連接采用普通鍍鋅鋼釘,直徑3.1 mm,長(zhǎng)度90 mm。對(duì)于釘連接的性能,國(guó)內(nèi)已有諸多研究[10-12]表明釘連接性能主要與連接材料和釘直徑有關(guān)[13]。為保證數(shù)值模擬試驗(yàn)的準(zhǔn)確性,前期進(jìn)行了釘連接在往復(fù)水平作用下的試驗(yàn)研究。試驗(yàn)按美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)ASTM D1761[14]和ASTM E2126-09[15]的要求進(jìn)行,采用與后文墻體加載制度一致的低周往復(fù)荷載,如圖5分為“板與骨架垂直”和“板與骨架平行”兩種情況,每種情況5組試件,得到了不同厚度、不同類別覆面板釘連接的平均荷載-位移曲線(圖6)。

a—板與骨架垂直;b—板與骨架平行。圖5 釘連接加載照片F(xiàn)ig.5 Nail connection load pictures

圖6 釘連接平均荷載-位移曲線Fig.6 Relations between average load and displacement of different nail connections

正文第4節(jié)將采用Folz等[16]提出的釘連接滯回模型模擬釘連接的滯回性能。該模型由骨架曲線和一系列加卸載規(guī)則組成(式(2)),骨架曲線由F0、K1、K2、K3、δu、δf六個(gè)參數(shù)定義。

式中：F為釘連接的荷載;δu為釘連接最大荷載對(duì)應(yīng)的位移;δf為釘連接失效時(shí)的極限位移;K1為初始切線剛度;K2為指數(shù)上升段在δu處的切線剛度;F0為指數(shù)上升段在δu處的切線與縱坐標(biāo)軸交點(diǎn)的坐標(biāo)值;K3為軟化段的剛度;Fu為釘連接在δu處的荷載。

表7為模擬分析中所采用自定義釘連接單元的主要參數(shù),該參數(shù)采用圖7的曲線根據(jù)式(2)擬合確定。

圖7 釘連接滯回模型Fig.7 Hysteretic model of panel-to-frame nail connection

表7 自定義釘連接單元主要參數(shù)Table 7 Main values of custom pin connection units

2.3 試驗(yàn)方法

2.3.1試驗(yàn)裝置

本批試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。加載過(guò)程采用伺服加載控制器及微機(jī)控制。墻體上方設(shè)置加載鋼梁,下方設(shè)置底座鋼梁,上下鋼梁分別采用2個(gè)M18的螺栓與墻體進(jìn)行連接。為防止墻體上浮,在墻體兩側(cè)分別采用2根直徑為18的HPB300鋼筋作為拉桿,并于墻體底部?jī)啥朔謩e安裝1個(gè)10×90的角鋼,防止發(fā)生水平滑動(dòng)。墻體中部設(shè)置帶滑輪的鋼梁,防止試件面外偏擺。加載裝置構(gòu)造詳見(jiàn)圖8。

圖8 試驗(yàn)裝置 mmFig.8 Test equipment

位移計(jì)1、位移計(jì)2分別測(cè)量墻體頂部及底部水平位移,位移計(jì)3、位移計(jì)4分別測(cè)量墻體左右側(cè)豎向位移,如圖9所示。

圖9 測(cè)點(diǎn)布置 mmFig.9 Arrangements of measuring points

2.3.2加載方案

加載制度采用ASTM E2126-09中的Test Method B,即ISO 16670[17]位移控制加載制度,方向以推為正、拉為負(fù),加載速率1 mm/s。加載步驟如下：采用單調(diào)加載下的墻體極限位移作為參考位移Δ;按位移幅值1.25%Δ、2.5%Δ、5%Δ、7.5%Δ和10%Δ各加載1個(gè)循環(huán);位移幅值20%Δ、40%Δ、60%Δ、80%Δ、100%Δ和120%Δ各加載3個(gè)循環(huán)。若加載至120%Δ仍未出現(xiàn)明顯破壞,則按20%Δ位移幅值增幅繼續(xù)加載,直至試件明顯破壞或?qū)?yīng)主循環(huán)下極限荷載降至峰值荷載的80%。根據(jù)文獻(xiàn)[5],本文參考位移Δ取150 mm。

3 墻體試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

3.1.1采用不同覆面板的墻體破壞形態(tài)差異

所有試件在單次循環(huán)加載時(shí),均處于線彈性工作狀態(tài),墻體隨加載發(fā)生輕微可恢復(fù)的側(cè)移。

覆面板為OSB板的墻體,對(duì)于薄板墻體(SJ1、SJ2、SJ3)：加載位移達(dá)到40%Δ時(shí),拼縫處覆面板角部發(fā)生撕裂破壞;加載位移達(dá)到60%Δ時(shí),上下覆面板的4個(gè)角部均發(fā)生撕裂破壞(圖10a),面板錯(cuò)開(kāi)(圖10b);加載位移達(dá)到80%Δ時(shí),面板邊緣撕裂,面板釘嚴(yán)重傾斜(圖10c),承載力進(jìn)入下降段。

a—面板角部撕裂;b—面板明顯錯(cuò)動(dòng);c—面板邊緣撕裂,釘傾斜;d—厚板墻體40%Δ破壞情況;e—厚板墻體面板邊緣破壞;f—角部釘沉入面板;g—邊緣釘拔出或剪斷。圖10 OSB板墻體破壞形態(tài)Fig.10 Failure modes of the shear wall with OSB panel

對(duì)于厚板墻體(SJ5),加載位移達(dá)到40%Δ時(shí),部分面板角部發(fā)生破壞,但釘未傾斜或拔出(圖10d);加載位移達(dá)到60%Δ時(shí),可見(jiàn)面板邊緣發(fā)生細(xì)微破壞(圖10e),未完全撕裂,釘未傾斜;加載位移達(dá)到80%Δ時(shí),面板邊緣僅少數(shù)靠近角部的釘沉入面板(圖10f),大部分釘拔出面板或剪斷,骨架與面板分離,導(dǎo)致邊緣釘連接完全失效(圖10g)。

覆面板為膠合板的墻體,典型破壞形態(tài)見(jiàn)圖11。對(duì)于薄板墻體(SJ4)：加載位移達(dá)到40%Δ時(shí),覆面板角部發(fā)生破壞,面板輕微錯(cuò)開(kāi)(圖11a);加載位移達(dá)到60%Δ時(shí),上下覆面板錯(cuò)動(dòng)顯著,達(dá)到20 mm左右(圖11b);加載位移達(dá)到80%Δ時(shí),釘明顯拔出面板,面板邊緣未撕裂(圖11c);加載位移達(dá)到100%Δ時(shí),大部分釘剪斷(圖11d)。對(duì)于厚板墻體(SJ6)：加載位移至40%Δ時(shí),上下覆面板錯(cuò)動(dòng)明顯,但角部未發(fā)生破壞(圖11e);加載位移至60%Δ時(shí),釘拔出骨架(圖11f);加載位移至80%Δ時(shí),邊緣釘剪斷,面板正面仍未發(fā)生明顯破壞(圖11g);直至位移加載至100%Δ,邊緣釘全部剪斷,面板角部仍保持完整,最終面板脫開(kāi)骨架約8 mm(圖11h)。

3.1.2采用不同連接方式的墻體破壞形態(tài)

采用不同連接方式的三片墻體上的釘連接破壞形態(tài)和過(guò)程大致相同,但最終破壞時(shí)端柱上拔程度有所區(qū)別,見(jiàn)圖12。采用A型連接的墻體(SJ1)端柱上拔2 mm;采用B型連接的墻體(SJ2)端柱上拔4 mm;采用C型連接的墻體(SJ3)破壞時(shí)端柱與底梁之間出現(xiàn)2～3 mm較為均勻的縫隙,金屬連接件和連接件上的釘無(wú)明顯變形和破壞。

3.2 滯回曲線與骨架曲線

本文根據(jù)日本規(guī)范[5]的要求處理試驗(yàn)所得滯回曲線的骨架曲線,求得墻體的剪切剛度值、極限強(qiáng)度和延性系數(shù)(圖13)。骨架曲線的處理步驟如下：

圖13 日標(biāo)中骨架曲線處理方法示意[5]Fig.13 Skeleton curve processing method[5] proposed in Japanese standard

1)作直線Ⅰ：連接骨架曲線上0.1Pmax和0.4Pmax對(duì)應(yīng)點(diǎn)。

2)作直線Ⅱ：連接骨架曲線上0.4Pmax和0.9Pmax對(duì)應(yīng)點(diǎn)。

3)作直線Ⅲ：以直線Ⅱ的斜率為直線Ⅲ的斜率,且直線Ⅲ與骨架曲線相切。

4)求Py：直線Ⅰ與直線Ⅲ交點(diǎn)的縱軸坐標(biāo)為Py。

5)求γy：在骨架曲線上找到縱坐標(biāo)為Py的點(diǎn),以該點(diǎn)橫坐標(biāo)為γy。

6)求γu：取骨架曲線上0.8Pmax對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)為γu,且γu不應(yīng)大于1/15 rad。

7)求剛度K：原點(diǎn)(0,0)和真實(shí)屈服點(diǎn)(γy,Py)所連成直線Ⅴ的斜率為K。

8)求Pu、γv：作直線Y=Pu(直線Ⅵ),使其與直線X=γu、X軸、和直線V包圍成的梯形面積(圖中陰影部分面積)等于骨架曲線與X軸、X=γu包圍出的面積S,此時(shí),直線Ⅴ與直線Ⅵ的交點(diǎn)的縱坐標(biāo)為Pu,橫坐標(biāo)為γv。

各試件的力-剪切變形角滯回曲線及骨架曲線詳見(jiàn)圖14。骨架曲線特征值結(jié)果詳見(jiàn)表8。

a—SJ1;b—SJ2;c—SJ3;d—SJ4;e—SJ5;f—SJ6。圖14 滯回曲線與骨架曲線Fig.14 Hysteresis curves and skeleton curves

表8 骨架曲線特征值Table 8 Characteristic values of skeleton curves

圖14中分別給出了滯回曲線和骨架曲線,可以看出在相同加載級(jí)下第二、三循環(huán)較第一循環(huán)出現(xiàn)了明顯的剛度退化現(xiàn)象,而且滯回曲線的形狀呈更明顯的“S”形,這是由于在重復(fù)加載時(shí)釘與木材的擠壓變形不能完全恢復(fù),呈現(xiàn)塑性變形的特點(diǎn),因此曲線有明顯捏攏效應(yīng)。

3.3 剛度及承載力分析

3.3.1抗側(cè)剛度

對(duì)比表8中試件SJ1～SJ4的平均剪切剛度,采用相同釘間距以及同一厚度OSB板的墻體試件SJ1、SJ2及SJ3中,使用斜釘連接的墻體試件SJ2平均剛度最大,但正向和負(fù)向性能差異較大,相差約28.62%;使用金屬連接件的墻體試件SJ1和使用金屬連接件與直榫結(jié)合連接的墻體試件SJ3相比,平均剛度更大,且試件SJ1的正負(fù)向差異最小,為8.13%(圖15)。正負(fù)向剛度差異較大的原因是SJ2采用細(xì)長(zhǎng)的鋼釘連接以及SJ3的鋼連接件采用細(xì)長(zhǎng)的自攻釘連接,墻體向一個(gè)方向加載時(shí),細(xì)長(zhǎng)的鋼釘更容易擠壓木材產(chǎn)生塑性變形,使得朝另外一個(gè)方向加載時(shí)連接處產(chǎn)生明顯的剛度退化現(xiàn)象。

圖15 試件SJ1、SJ2和SJ3剛度正負(fù)向差異對(duì)比Fig.15 Comparison between positive and negative stiffness of SJ1,SJ2 and SJ3

通過(guò)對(duì)比試件SJ1與SJ4、SJ5和SJ6可以看出,采用膠合板的墻體比采用OSB板的墻體剛度更大,兩組結(jié)果對(duì)比剛度分別增大2.95%、16.39%。而前置試驗(yàn)中(覆面板剪切試驗(yàn)和釘連接低周反復(fù)試驗(yàn)),OSB板剪切模量(389.17 MPa)是膠合板剪切模量(291.67 MPa)的1.33倍;12 mm厚膠合板釘連接初始剛度(表7中的K1)是同厚度OSB板釘連接初始剛度的1.35倍,24 mm厚膠合板釘連接初始剛度是同厚度OSB板釘連接初始剛度的1.29倍,說(shuō)明墻體剛度隨釘連接的初始剛度增加而增大,釘連接初始剛度相較覆面板剪切模量對(duì)墻體剛度的影響更大。

通過(guò)對(duì)比不同厚度OSB板(SJ1與SJ5)及膠合板(SJ4與SJ6)可以看出,墻體剛度隨覆面板厚度增加而增大,其中SJ5較SJ1墻體剛度增加11.3%,SJ6較SJ4墻體剛度增加25.9%,可見(jiàn)膠合板厚度影響更顯著。

3.3.2抗剪強(qiáng)度

對(duì)比表8中試件SJ1、SJ2、SJ3的極限抗剪強(qiáng)度,采用斜釘連接的墻體試件SJ3抗剪強(qiáng)度最大為7.66 kN/m,試件SJ1、SJ2的抗剪強(qiáng)度比試件SJ3分別低6.8%、5.0%,但SJ2和SJ3的極限抗剪強(qiáng)度正負(fù)向差異相較采用金屬連接件的SJ1更大(圖16)。

圖16 試件SJ1、SJ2和SJ3抗剪強(qiáng)度正負(fù)向差異對(duì)比Fig.16 Comparison between positive and negative shear strength of SJ1,SJ2 and SJ3

通過(guò)試件SJ1與SJ4、SJ5與SJ6的對(duì)比分析可以看出,采用OSB板的墻體比采用膠合板的墻體強(qiáng)度更小,兩組結(jié)果對(duì)比強(qiáng)度分別減少39.5%、25.1%。對(duì)比不同厚度OSB板(SJ1與SJ5)及膠合板(SJ4與SJ6)可以看出,墻體強(qiáng)度隨覆面板厚度增加而增大,其中SJ5較SJ1墻體強(qiáng)度增加25.6%,SJ6較SJ4墻體強(qiáng)度增加1.35%,可見(jiàn)OSB板厚度對(duì)墻體極限強(qiáng)度影響更顯著。

3.3.3等效剛度退化

采用文獻(xiàn)[18]中的割線剛度計(jì)算式給出了不同覆面板墻體在低周反復(fù)荷載作用下的損傷積累,計(jì)算式如下：

(3)

式中：Fi和γi分別表示第i次循環(huán)的峰值荷載和對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)角;“+”表示受力方向?yàn)橥?“-”表示受力方向?yàn)槔?/p>

對(duì)比SJ1～SJ3的剛度退化曲線(圖17)可以看出：采用斜釘連接的墻體(SJ2)初始等效剛度較高,且初期退化速率較大,當(dāng)變形達(dá)到0.01rad左右,退化速率減緩,隨后與采用金屬榫(SJ1)和采用直榫加金屬連接件(SJ3)的墻體等效剛度及退化速率趨于一致。

對(duì)比SJ1與SJ4、SJ5與SJ6可以看出：隨變形增長(zhǎng),膠合板(SJ4、SJ6)與OSB板(SJ1、SJ5)的剛度退化趨勢(shì)相似,割線剛度在位移幅值1/200之前的最初幾級(jí)加載中大幅度降低,而后隨加載位移幅值的增大衰減變緩,直至徹底喪失剛度。因此墻體后期剛度受覆面板類型影響較小。

4 數(shù)值模擬分析

4.1 模型的建立

采用有限元軟件ABAQUS對(duì)剪力墻在水平往復(fù)荷載下的力學(xué)性能進(jìn)行數(shù)值模擬。有限元模型見(jiàn)圖18,模型中各構(gòu)件的單元類型及主要參數(shù)見(jiàn)表9。由于梁與端柱的連接采用金屬連接件或釘連接,分析時(shí)將其定義為鉸接。

表9 單元類型及主要參數(shù)Table 9 Unit types and main parameters

剪力墻水平變形時(shí)上下覆面板間會(huì)產(chǎn)生較明顯相對(duì)錯(cuò)動(dòng)的現(xiàn)象,SJ1剪力墻加載至0.04 rad時(shí)覆面板錯(cuò)動(dòng)情況如圖19a所示,試驗(yàn)測(cè)得的最大錯(cuò)動(dòng)位移32 mm;數(shù)值模擬分析結(jié)果如圖19b所示,角部最大錯(cuò)動(dòng)位移為34 mm,與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,驗(yàn)證了該數(shù)值分析方法的準(zhǔn)確性。

a—試驗(yàn)結(jié)果;b—數(shù)值模擬結(jié)果。圖19 上下覆面板錯(cuò)動(dòng)變形Fig.19 Displacement deformation between upper and lower cladding panels

4.2 有限元分析結(jié)果

分別對(duì)SJ1、SJ4～SJ6四片剪力墻進(jìn)行有限元計(jì)算分析,圖20為有限元分析與試驗(yàn)滯回曲線的對(duì)比,可見(jiàn),有限元分析滯回曲線也呈捏縮現(xiàn)象,與試驗(yàn)曲線吻合良好,數(shù)值模擬與試驗(yàn)極限承載力差異分別為8.1%、7.9%、7.7%、10.1%。因此依據(jù)單釘剪切試驗(yàn)確定連接參數(shù),并通過(guò)子程序自定義釘連接單元進(jìn)行剪力墻有限元模擬,可以較準(zhǔn)確地模擬墻體往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能。

a—SJ1;b—SJ4;c—SJ5;d—SJ6。圖20 有限元分析與試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比Fig.20 Comparisons of hysteresis curves between test and numerical simulation

5 結(jié)束語(yǔ)

1)采用不同梁柱連接形式的小截面木框架剪力墻平均承載力和平均剛度差異不大,但斜釘連接和直榫連接正負(fù)向性能差異較大,工程中建議使用金屬榫連接。

2)墻體試驗(yàn)過(guò)程中,破壞模式以釘連接破壞為主,覆面板僅在釘連接處發(fā)生局部撕裂,未見(jiàn)整體剪切破壞形式。

3)墻體剪切剛度、極限強(qiáng)度隨覆面板厚度增加而增大,對(duì)于相同厚度的兩種覆面板,采用膠合板的剪力墻剪切剛度、極限強(qiáng)度均大于采用OSB板。

4)各組試件表現(xiàn)出較為一致的剛度退化規(guī)律,割線剛度在位移幅值1/200之前的最初幾級(jí)加載中大幅度降低,而后隨加載位移幅值的增大衰減變緩,直至徹底喪失剛度。

5)通過(guò)單釘剪切試驗(yàn)確定連接參數(shù),并通過(guò)子程序自定義釘連接單元進(jìn)行剪力墻有限元模擬,可以較準(zhǔn)確地模擬墻體往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能,模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。