轻型木结构是现代木结构的主要结构形式之一,在北美、新西兰、日本、加拿大等国家和地区的别墅及低层住宅中应用广泛。地震灾害统计分析表明,轻型木结构因其自重轻、强度高等特性,表现出良好的抗震性能 ^[1,2];同时,轻型木结构有构件标准化、现场施工污染小等优点,是装配式房屋发展的热点方向 ^[3]。

　　 轻型木结构房屋中,木剪力墙是主要抗侧力构件。国内外学者对木墙板进行了一系列试验研究。Dolan等 ^[4]完成的带翼缘木墙板往复加载试验表明:翼缘可适当提高木墙板的抗剪强度;程海江等 ^[5]对无墙角锚栓的木框架-剪力墙进行的单调加载和往复加载试验研究表明:作用于翼缘墙体上的竖向荷载可降低端部墙骨柱的上拔,提高木剪力墙的抗剪强度和耗能;何敏娟 ^[6]通过木墙板的单向加载试验对比了进口OSB板及国产胶合板作为覆面板材的墙板的抗震性能,结果表明:轻型木结构建筑中,可采用国产胶合板制成的墙板替代进口OSB木墙板;郑维 ^[7]对夹板木剪力墙进行了单向加载和往复加载试验,试验结果表明:夹板剪力墙具有良好的抗侧力性能,可应用在中高层木结构建筑中。

　　 纤维增强覆面木基结构装配式房屋体系是一种新型轻型木结构体系,主要应用于抗震设防烈度不大于8度的3层及以下低层居住建筑 ^[8]。轻质纤维增强复合木墙板是该体系的主要受侧力构件,墙板表面铺设了由凝胶材料与玻璃纤维丝合成的封闭覆面层,其抗震性能、构造参数对墙板性能的影响尚缺乏研究。本文通过无轴力下1个墙板的单调加载试验、3个墙板的往复加载试验,研究此类木墙板抗震特性及墙骨柱对其的影响,为纤维增强覆面木基结构低层居住建筑的应用提供试验依据。

　　 试验共设计了4个纤维增强覆面木剪力墙试件,编号为Q1,Q2,Q3,Q4。其中,试件Q2为标准墙板,由上部连接楼板、墙板及下部底座组成;墙板由封边板、格栅板组成平面骨架,前后两面与纤维增强覆面结构板胶合而成。试件Q2尺寸图及墙板构造详图见图1(a),(b)。试件Q1,Q3及试件Q4将标准墙板的一侧封边板替换为墙骨柱,墙骨柱由两边厚42mm的封边板通过20mm厚的胶粘层粘接而成,墙骨柱构造详图见图1(c)。

　　 墙板高2 410mm、厚160mm。Q1为墙骨柱在非作动器侧的带墙骨柱宽1 562mm试件,进行单向加载试验;Q2为不带墙骨柱宽1 500mm试件,进行往复加载;Q3,Q4为墙骨柱分别在作动器侧与非作动器侧的带墙骨柱宽1 562mm试件,进行往复加载。各试件具体参数见表1。

　　 试验采用拟静力试验方法,加载装置如图2所示。考虑木墙板在水平力作用下易上拔的特点,4个木墙板试件均采用最不利的无轴力加载方式。试件通过底座固定在试验台座上,由100t液压千斤顶施加水平力,千斤顶中线距墙底截面2 490mm。试验过程中,以试件顶点位移达到3mm作为名义屈服位移Δ_y。对于单向加载试件Q1,首先采用力控制加载,从10kN开始,以10kN增量作为控制力,每级卸载1次(到10kN),在顶点水平位移达到名义屈服位移Δ_y之后,转为按位移控制进行加载,以Δ_y作为位移增量,每级卸载1次(到10kN),直至水平承载力下降至峰值荷载的85%以下时,试验结束。对于往复加载试件Q2～Q4,施加水平往复荷载,先推后拉,分别为正向加载和反向加载。先采用力控制加载,每级循环1次;顶点水平位移达到名义屈服位移Δ_y之后采用位移控制加载,位移增量为Δ_y,每级循环3次,水平力下降至峰值荷载的85%以下时,试验结束。

　　 测点布置见图3。每个试件布置15个位移计,D1～D6以及D14量测墙体水平位移,D1布置在千斤顶中线位置,距底座顶面2 490mm,量测顶点水平位移;D2,D14分别布置在距上部连接楼板150mm处墙板两侧,D3～D6从墙体顶部至底部均匀布置;D7量测底座根部水平滑移;D8,D9位于墙体两侧边缘,量测墙板顶部对地面的竖向位移;D10,D13位于墙体底部,量测墙板相对底座的竖向位移;D11,D12位于底座沿墙体两侧边缘,量测底座两侧的翘起位移;D15布置在距墙板右侧边缘100mm、距上部连接楼板150mm处,量测墙板平面外位移。不带墙骨柱试件Q2在墙板表面布置10个应变片,编号1～10;带墙骨柱试件在墙骨柱与墙板连接处增设两个应变片,共布置12个应变片。

　　 带墙骨柱单向加载试件Q1破坏过程:力控制阶段墙板无裂缝出现;在控制力为50kN加载过程中,试件顶点水平位移达到名义屈服位移Δ_y(3mm),此后开始位移控制;4Δ_y加载级时,作动器侧(图3(a))底部边框与墙板连接处开始出现竖向裂缝,试件达到水平峰值荷载96.17kN;随着顶点水平位移的增大,非作动器侧墙骨柱与墙板连接处开始出现竖向裂缝,且裂缝发展延伸至450mm长,试件侧面墙骨柱木条拼接处自墙骨柱底部至顶部出现多条竖向裂缝;至15Δ_y加载级,墙板承载力不再下降,试验结束。

　　 不带墙骨柱往复加载试件Q2破坏过程:在控制力50kN加载后转为位移控制;4Δ_y加载级时,背面作动器侧边框与墙板连接处出现竖向裂缝;5Δ_y加载级时,墙板右下部出现水平裂缝;6Δ_y加载级时,墙板两侧底部均出现新的水平裂缝,已有水平裂缝继续开展,非作动器侧底部边框与墙板连接处出现竖向裂缝;9Δ_y加载级时,非作动器侧根部小块胶压碎脱落,背面非作动器侧墙板底部覆面层拉断,覆面层与墙板轻微脱开,边框与墙板连接处竖向裂缝开展至墙板底部;10Δ_y加载级时,正、反向承载力分别下降至72.22kN和-41.36kN,为峰值承载力的66%和43%,试验结束。

　　 墙骨柱在作动器侧往复加载试件Q3破坏过程:在控制力50kN加载后转为位移控制; 3Δ_y加载级时,墙体开始出现裂缝,墙骨柱侧面木条拼接处出现竖向裂缝,随后向下出现多条竖向裂缝;5Δ_y加载级时,作动器侧墙骨柱与墙板连接处底部开始出现竖向裂缝,非作动器侧根部小块胶表皮脱落;6Δ_y加载级时,非作动器侧边框与墙板连接处出现竖向裂缝;8Δ_y加载级时,边框或墙骨柱与墙板连接处竖向裂缝延伸加宽,反向水平承载力下降至-70.57kN,为反向峰值承载力的73%,试验结束。

　　 墙骨柱在非作动器侧往复加载试件Q4破坏过程:在力控制50kN加载后转为位移控制;2Δ_y加载级时,墙板底部出现细小斜裂缝,墙骨柱侧面出现两条竖向裂缝;4Δ_y加载级时,墙骨柱侧面出现多条竖向裂缝,根部小块胶压碎脱落;作动器侧墙板侧面出现两条竖向裂缝;6Δ_y加载级时,墙板持续发出较大声响,非作动器侧墙骨柱侧面出现两条竖向裂缝;8Δ_y加载级时,作动器侧边框处出现竖向裂缝,墙板发出连续声响,墙骨柱与墙板连接处出现竖向裂缝,底部斜裂缝加宽,非作动器侧墙骨柱侧面竖向木条拼接处出现水平裂缝;11Δ_y加载级时,墙板发出多声巨响,反向水平承载力下降至-77.14kN,为反向峰值承载力的63%,试验结束。

　　 4个往复加载试件的破坏形态基本相同:两侧边框或墙骨柱与墙板连接处竖向开裂严重,如图4(a),(b)所示;底部有水平裂缝,两侧角部小块纤维覆面层脱落,底部覆面层部分拉断,见图4(c),(d);墙骨柱侧面多处木条拼接处开裂明显,如图4(e),(f)所示。试件的破坏形态为弯曲破坏及连接处撕裂破坏,往复加载试件裂缝较单调加载试件多。

　　 试件Q1～Q4的实测水平力-位移(位移角)(F-U₁,F-θ₁)滞回曲线如图5所示。

　　 由图5可知,3个往复加载试件的滞回曲线均呈现出典型的反S形特征,表现出明显的捏缩现象。墙体实测顶点水平位移U₁包含了墙板与底座之间的水平滑移及墙体转动引起的顶点水平位移,真实水平位移应按图6所示进行修正 ^[9]。

　　 试件修正顶点水平位移见公式(1):

　　 $U=U{}_1-U{}_6-\delta (1)$

　　 其中,$\delta =\frac{{\rm H}}{L+A+B}[(U{}_{10}-U{}_{13})-(U{}_{11}-U{}_{12})]$

　　 式中:U为修正的顶点水平位移;U₁为顶点位移实测值;U₆为量测墙板根部滑移;δ为墙体转动引起的顶点水平位移;H为墙高(2 490mm);L为墙宽;A,B分别为位移计D₁₀,D₁₃距墙板端部的距离(100mm);U₁₀,U₁₃,U₁₁,U₁₂分别为位移计D₁₀,D₁₃,D₁₁,D₁₂量测的位移。

　　 各试件修正后的水平力-净位移(净位移角)(F-U,F-θ)滞回曲线和骨架曲线分别见图7,图8。

　　 由图5、图7可见:试件实测水平力-位移滞回曲线与修正后水平力-位移滞回曲线相差较大,试件修正后极限位移约为实测极限位移的1/3,说明此类木墙板与底座之间的水平滑移、墙体转动对顶点水平位移影响较大,对顶点水平位移进行修正是有必要的。各试件水平力控制加载阶段,骨架曲线基本为直线,表明试件基本处于弹性状态;位移加载阶段,除试件Q2,Q3反向加载外,试件进入塑性。

　　 采用能量等值法由试件修正的顶点水平力-净位移(净位移角)骨架曲线确定其名义屈服点;以水平力达到最大值时为峰值点,试件屈服荷载F_y、峰值荷载F_p见表2。“+”代表正向加载,即施加推力,“-”代表负向加载,即施加拉力。

　　 结果表明:试件水平峰值承载力接近或大于100kN;带墙骨柱往复加载试件Q3,Q4与不带墙骨柱往复加载试件Q2相比,屈服荷载均增大了31%、峰值荷载分别增大2%和15%,表明墙骨柱提高了墙体的承载力;墙骨柱受拉时峰值承载力较墙骨柱受压时提高约13%。

　　 试件顶点屈服、峰值净水平位移U_y,U_p及对应的顶点屈服、峰值位移角θ_y,θ_p见表3。试验结果表明:除试件Q3反向峰值位移角较小外,各试件峰值位移角均在1/372～1/208之间;墙骨柱在作动器侧试件Q3的峰值位移角较墙骨柱在非作动器侧试件Q4小;往复加载试件峰值位移大多低于单调加载试件。

　　 单调加载试件Q1和往复加载试件Q4在施加推力时不同受力阶段的底截面竖向应变分布见图9。由图可知:加载初期,墙板底截面竖向应力分布比较均匀;达到屈服水平力和峰值水平力时,墙板边缘应变较大,中间竖向应变相对较小;达到屈服水平力时,墙板底截面应变分布基本符合平截面假定;达到峰值水平力时,单调加载试件Q1底截面应变仍符合平截面假定,而往复加载试件Q4底截面应变已不符合平截面假定。带墙骨柱试件Q1,Q4在墙骨柱两侧底部各加载级应变分布见图10。试验结果表明:墙骨柱两侧应变在试验开始至屈服阶段(水平力分别小于85kN或95kN)相差不大,随着墙骨柱与墙板连接处竖向裂缝的开展而相差较大。

　　 本文参考ASTM E564-06试验标准 ^[10],定义修正骨架曲线中,40%F_p与10%F_p两点间割线斜率为木板的初始刚度,计算公式见式(2)。

　　 ${\rm K}{}_0=\frac{|40\%F{}_{\text{p}}|-|10\%F{}_{\text{p}}|}{|U{}_{40\%}|-|U{}_{10\%}|}(2)$

　　 式中:K₀为墙板的初始刚度;F_p为墙板峰值荷载;U_40%为40%F_p对应位移;U_10%为10%F_p对应位移。

　　 将往复水平力作用下每个循环的正反向最大位移的割线刚度定义为试件的刚度,计算公式见式(3),试件初始刚度、屈服刚度、峰值刚度见表4,刚度退化曲线见图11。

　　 ${\rm K}{}_i=\frac{|F{}_{i+}|+|F{}_{i-}|}{|U{}_{i+}|+|U{}_{i-}|}(3)$

　　 式中:F_i+,F_i-分别为第i次循环正、反向峰点荷载值;U_i+,U_i-分别为第i次循环正、反向峰点位移值,循环3次的取第1次循环对应的值。

　　 由表4和图11可知:随着水平位移增加,试件刚度减小;试件开始加载至屈服,刚度下降较多;试件达到峰值荷载时,试件刚度下降至初始刚度的33%～49%;带墙骨柱往复加载试件Q3,Q4的初始刚度、屈服刚度较不带墙骨柱往复加载试件Q2大,说明墙骨柱提高了墙板的刚度。墙骨柱在作动器侧试件Q3的刚度较墙骨柱在非作动器侧试件Q4的刚度大。

　　 由轻质纤维增强复合木剪力墙无轴力拟静力试验,得到以下结论:

　　 (1)墙板的破坏形态为弯曲破坏及连接破坏。墙板两端根部出现水平裂缝和斜裂缝,裂缝宽度较细;两侧角部小块纤维覆面层脱落;墙骨柱侧面多处木条拼接处开裂;往复加载条件下墙板产生裂缝较多。

　　 (2)试件水平峰值承载力约为100kN以上,能

　　 满足抗震设防烈度不大于8度的3层及以下低层居住建筑抗震的承载力需求。

　　 (3)墙骨柱提高了墙板的承载力、刚度;墙骨柱受拉时峰值承载力较墙骨柱受压时高。