陳松來，NI Chun，何敏娟

（1.同濟大學 土木工程學院，上海 200092；2.加拿大林產(chǎn)品創(chuàng)新研究院，加拿大 溫哥華 V6T1W5）

輕型木結(jié)構(gòu)房屋通常由剪力墻提供抗側(cè)力，但是布置較多的剪力墻往往限制建筑平面布局的靈活性，難于滿足住戶所希望的在建筑內(nèi)實現(xiàn)較大空間和洞口的布局.在輕型木結(jié)構(gòu)中，可以通過部分采用木剛架代替剪力墻的方式來解決這個問題.為了使木剛架與輕型木結(jié)構(gòu)中其他構(gòu)件更好地結(jié)合，組成一個有效的結(jié)構(gòu)抗側(cè)力體系.木剛架在構(gòu)造上一般由窄墻肢與剛性橫梁構(gòu)成，通過墻肢與橫梁的抗彎連接構(gòu)造使剛架具備抗側(cè)力.根據(jù)美國工程木協(xié)會（APA）的構(gòu)造建議，木剛架可有單跨或多跨的構(gòu)造形式，也可以與剪力墻連接構(gòu)成組合形式［1］.

作為輕型木結(jié)構(gòu)的重要抗側(cè)力構(gòu)件，木剛架的抗側(cè)力性能人們卻知之甚少.為此，同濟大學與加拿大林產(chǎn)品創(chuàng)新研究院（FPInnovations）合作，采用有限元方法研究木剛架抗側(cè)力性能及其主要影響因素.

研究選用4個典型構(gòu)造的木剛架作為基準模型，對剛架的高度、剛架角部鋼條安裝的類型和位置變化、剛架底梁板層數(shù)、剛架覆面板豎向連接方式和覆面板與骨架連接方式這5個影響因素分別進行數(shù)值模擬，并對比分析各因素對剛架抗側(cè)力性能的影響.研究結(jié)果可以加深對木剛架抗側(cè)力機理的了解，為木剛架抗側(cè)力設(shè)計與構(gòu)造改進提供參考.

1 材性試驗

為了準確地模擬木剛架的抗側(cè)力性能，需要獲得剛架分析模型中關(guān)鍵的材性指標和連接節(jié)點的荷載－位移關(guān)系曲線.通過對木剛架的構(gòu)造和受力機理的分析，選取覆面板材性指標、覆面板與剛架木骨架連接節(jié)點、剛架角部鋼條連接節(jié)點、剛架墻肢木骨架與橫梁的連接節(jié)點進行試驗.

1.1 覆面板基本材性試驗

覆面板為12.5mm厚定向木片板（OSB板），試驗包括OSB板平面內(nèi)垂直和平行主木紋方向的抗拉強度和抗剪切強度試驗.抗拉強度試驗參照美國試驗方法標準 ASTM D 3500［2］，試件長度為406 mm，寬度為305mm.每組試件為6個，試驗結(jié)果如表1所示.剪切強度試驗參照美國試驗方法標準ASTM D 2719［3］，試件長度為610mm，寬度為406 mm.每組試件為6個，試驗結(jié)果如表2所示.

表1 OSB板抗拉性能指標Tab.1 Tension properties of OSB sheathingMPa

表2 OSB板剪切性能指標Tab.2 Shear properties of OSB sheathingMPa

1.2 覆面板與木骨架連接節(jié)點試驗

覆面板與木骨架的釘連接采用美國標準8d型號普通圓釘，釘子直徑為3.3mm，長度為63.5mm.木骨架包括38mm×89mmⅢc級北美地區(qū)云杉－松－冷杉類（SPF）規(guī)格材和45mm×285mm結(jié)構(gòu)復(fù)合木材（LSL）.試驗裝置如圖1所示，方法參照美國試驗方法標準ASTM D 1761［4］.每個試件按力的方向與骨架木紋方向平行和垂直兩種情況受試.試件分4種類型，每種類型6個試件，共24個試件.節(jié)點的平均荷載－位移關(guān)系曲線如圖2所示.實測的規(guī)格材含水率為12%，相對密度為0.43.

1.3 鋼條連接節(jié)點試驗

鋼條連接于墻骨柱與橫梁之間，用于加強木骨架的豎向連續(xù)性和剛架角部在彎矩作用下受拉邊的抗拉能力.由于橫梁分SPF和LSL兩種材質(zhì)，連接節(jié)點也分兩種類型，即SPF墻骨柱與SPF橫梁和SPF墻骨柱與LSL橫梁鋼條連接.鋼條型號為美國辛普森（Simpson Strong Tie）公司出品的LSTA 21型，寬度為32mm，厚度為1mm，兩端均采用7個美國標準10d的普通圓釘與木骨架連接.鋼條連接節(jié)點的試驗裝置如圖3所示，試件分2種類型，每種6個試件，共12個.節(jié)點的平均荷載－位移關(guān)系曲線如圖4所示.試驗結(jié)果均為鋼條斷裂破壞，未見釘連接屈服和拔出破壞.

1.4 墻骨與橫梁螺釘連接拔出試驗

剛架墻肢木骨架與橫梁采用5mm×90mm螺釘連接.試驗表明，螺釘?shù)目拱瘟偧芸箓?cè)力影響較為顯著.螺釘?shù)目拱卧嚰⊿PF規(guī)格材正面和側(cè)面連接、LSL結(jié)構(gòu)復(fù)合木材側(cè)面和端面連接4種類型，每種類型6個試件，共24個試件，試驗結(jié)果如表3所示（表中Pmax表示最大抗拔力）.

表3 螺釘抗拔試驗結(jié)果Tab.3 Screw joint test configurations and results

2 數(shù)值分析模型

2.1 模型的建立

采用SAP 2000有限元分析軟件，建立木剛架的三維非線性有限元分析模型（如圖5所示）.其中，剛架墻肢木骨架采用彈性梁單元模擬，橫梁采用彈性厚殼單元模擬，由于試件采用的是加拿大木產(chǎn)品，其彈性模量采用加拿大規(guī)范CSA O86［5］提供的數(shù)值，分別為9000MPa和12000MPa.覆面板采用各向異性線性薄殼單元模擬，單元抗拉和抗剪切材性指標采用上文的實測數(shù)據(jù).由于結(jié)果與文獻［6］十分接近，單元抗壓材性指標直接選用文獻數(shù)據(jù)，即與木紋平行方向抗壓強度為14.1MPa，與木紋垂直方向抗壓強度為12.6MPa.鋼條和抗傾覆錨固件連接節(jié)點采用一維軸向拉伸彈簧單元模擬；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2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.所有彈簧單元的荷載－位移關(guān)系曲線均采用前文實測結(jié)果及文獻［7］用相同材料和節(jié)點構(gòu)造的測試數(shù)據(jù).其中，墻骨架與橫梁螺釘連接彈簧單元材性指標如圖6所示；接觸單元抗壓剛度為40 kN·mm－1，接觸間隙為零；抗傾覆錨固件的抗拉剛度為5kN·mm－1.

對于鋼條置于覆面板外表面、中間隔著覆面板用釘連接到骨架的安裝情況，由于覆面板在微小變形下即斷裂，而且鋼條的安裝不可避免地存在間隙，故假定覆面板斷裂前鋼條不參與節(jié)點受力；而當與鋼條重合的覆面板開裂退出工作時鋼條即參與傳遞拉力，此時其受力性能等同于鋼條直接連接到骨架的情況，因為開裂后的覆面板分別與橫梁和墻骨柱通過釘子連為整體.另外，由于剛架角部在受力過程中覆面板往往先于鋼條斷裂而開裂，所以模型分析要分兩步，第一步是模擬覆面板開裂之前剛架的荷載－側(cè)移關(guān)系，第二步是在逐級加載過程中判斷達到抗拉強度而退出工作的覆面板單元.由于SAP 2000軟件沒有自動識別并模擬單元斷裂發(fā)展過程的功能，分析中只能手工讀取數(shù)據(jù)并判斷單元是否達到斷裂的受力狀態(tài).當單元達斷裂狀態(tài)，在模型中去除“斷裂”單元，并重新形成剛度矩陣和重新開始分析。如此反復(fù)直到鋼條斷裂，剛架達極限抗側(cè)力.

需要說明的是，在剛架達到最大承載力以后的下降段曲線，由于發(fā)生木材的破壞，會表現(xiàn)出明顯的脆性破壞變形特征，這在有限元分析中很難模擬，而且分析的準確性也很難保證.因此，模型分析僅限于變形曲線上升段，到最大抗側(cè)力點為止.

2.2 模型的實驗驗證

為了驗證分析模型的準確性，通過對4個實測剛架試件分別進行有限元分析，并且將分析結(jié)果與剛架的足尺抗側(cè)力試驗曲線進行對比.4個剛架均為3.66m寬、2.44m高單跨剛架，兩側(cè)墻肢寬度均為406mm.墻骨采用38mm×89mmⅢc級SPF規(guī)格材，橫梁采用2塊45mm×285mm LSL結(jié)構(gòu)復(fù)合木材拼合而成；覆面板為12.5mm厚OSB板；覆面板與骨架采用美國標準8d型號普通圓釘（直徑3.3mm，長度63.5mm）連接，釘距為75mm；墻肢的雙墻骨柱采用雙列美國標準10d普通圓釘（直徑3.8mm，長度76mm）連接，豎向釘距為300mm.剛架構(gòu)造和加載方式詳見表4.

表4 剛架構(gòu)造和加載方式Tab.4 Test matrix of portal frame walls

有限元模擬結(jié)果與實驗曲線比較如圖7所示.圖中，粗實線表示覆面板開裂前剛架荷載－側(cè)移關(guān)系，虛線表示覆面板開裂后直到鋼條斷裂剛架到達極限抗側(cè)力.當虛線的最大荷載小于實線的最大荷載時，表示覆面板開裂后，鋼條也緊接著達到最大荷載而斷裂，覆面板開裂時的荷載即為鋼架最大抗側(cè)力.比較結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，剛度和位移在部分算例中與實驗結(jié)果存在差異，但是最大抗側(cè)力在所有算例里基本都能與試驗結(jié)果一致.另外，模型分析結(jié)果表明，剛架1與2在覆面板開裂時達到極限承載力，鋼條緊接著斷裂；剛架3和4覆面板開裂均發(fā)生在鋼條斷裂之前，覆面板開裂后剛架承載力繼續(xù)增長，直到鋼條斷裂剛架達到極限承載力.這與試驗結(jié)果也相符.可見，本模型可較好模擬剛架的抗側(cè)力性能.

3 參數(shù)分析

選取4個典型構(gòu)造的剛架作為參數(shù)分析的基準模型，剛架的尺寸和材料與前文相同，分別命名為基準剛架1，2，3，4，如圖8所示.4個剛架構(gòu)造相同，區(qū)別是1和3的兩端設(shè)置2個抗傾覆錨固件HTT 16，而2和4沒有設(shè)置.

對每個基準剛架分別作以下5個變量的分析研究：變量1是剛架高度，對比分析3.06m高剛架與2.44m高基準剛架的抗側(cè)力性能；變量2是鋼條的類型、數(shù)量和位置變化構(gòu)造，具體的組合見表5.為了分析鋼條抗拉強度對剛架抗側(cè)力影響，構(gòu)造了高強度鋼條連接，假定其連接變形性能同LSTA 21，而在相同變形時的強度為LSTA 21的2倍；變量3是底梁板層數(shù)，對比分析了采用雙層底梁板、雙排釘按75 mm間距布置和連接與基準剛架單排底梁板單排釘按75mm間距布置和連接的情況；變量4是覆面板豎向不連續(xù)、在剛架高度方向的中部以無墊塊方式連接與覆面板豎向連續(xù)的對比分析，假定不連續(xù)覆面板在接縫處有足夠縫隙，不考慮接縫位置兩塊板之間的接觸與擠壓；變量5是雙墻骨柱與覆面板用單列釘連接與雙列釘連接的對比分析.鋼條類型和位置構(gòu)造見圖9.

表5 鋼條類型、數(shù)量與位置的組合Tab.5 Types，number and locations of metal strips

4 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

4.1 高度對抗側(cè)力的影響

基于4個基準剛架與高度變化分析得到的荷載－側(cè)移關(guān)系曲線對比如圖10所示.結(jié)果表明，剛架高度變化將顯著影響其抗側(cè)力性能.剛架高度變化對抗側(cè)力性能影響的分析比較數(shù)據(jù)如表6所示.表中，K為荷載側(cè)移曲線原點與40%最大荷載對應(yīng)點的割線斜率，N·mm－1；Fd為根據(jù)美國標準AC 130［8］確定的抗側(cè)設(shè)計承載力，即為50%最大荷載和曲線上側(cè)移為1／180剛架高度時對應(yīng)的荷載中的較小值，kN；Fmax為最大抗側(cè)承載力，kN.

表中數(shù)據(jù)表明，當剛架高度由基準高度2.44m增高到3.06m，最大抗側(cè)承載力和抗側(cè)設(shè)計承載力分別下降近20%和25%，抗側(cè)剛度更是下降20%～40%不等.分析原因，主要是剛架高度增加致角部承受的彎矩相應(yīng)增大，而且墻肢高度增加后剛架側(cè)移也增加，致使剛架承載力和剛度下降.

4.2 鋼條類型、數(shù)量和位置構(gòu)造對抗側(cè)力影響

由鋼條類型、數(shù)量和位置變化構(gòu)造出28種不同的組合情況，剛架的荷載－側(cè)移關(guān)系曲線見圖11，剛架抗側(cè)力性能模擬結(jié)果對比見表7和8.分析表明，剛架2在組合類型5和8出現(xiàn)的情況是由于覆面板與底梁板釘連接破壞而導致整體剛架失效；當鋼條處于覆面板外表面，除剛架1在組合類型3和剛架4在組合類型9情況外，其余均為覆面板開裂后鋼條繼續(xù)承載直到鋼條斷裂剛架失去承載力；除以上兩種破壞模式外，其余均為覆面板開裂后鋼條隨之斷裂，剛架最大抗側(cè)承載力即為面板開裂荷載.

表6 剛架高度分析結(jié)果Tab.6 Analysis results of wall heights

表7 基準剛架1和2的鋼條類型與位置變化分析結(jié)果匯總Tab.7 Summary of results of Wall Types 1and 2with different types and locations of metal strips

表8 基準剛架3和4的鋼條類型與位置變化分析結(jié)果匯總Tab.8 Summary of results of Wall Types 3and 4with different types and locations of metal strips

從結(jié)果分析中還可以發(fā)現(xiàn)：①當剛架的墻肢為雙面覆板時，抗側(cè)承載力和剛度比單面覆板均有近30%的提高；②采用高強度鋼條，可以顯著提高剛架的抗側(cè)力性能；③鋼條平均安裝在墻肢每個墻骨柱（構(gòu)造C－2），比集中安裝在洞口兩側(cè)墻骨柱（構(gòu)造C－1），可以更好地提高剛架抗側(cè)力性能；④當鋼條與覆面板重疊時，將鋼條置于覆面板下，使其直接與骨架連接，可提高剛架的抗側(cè)力性能，避免鋼條受力滯后；⑤安裝抗傾覆錨固件，剛架抗側(cè)承載力提高30%～70%，抗側(cè)剛度提高10%～20%.分析原因，主要是因為安裝抗傾覆錨固件可提高剛架的墻肢底部抗彎剛度和承載力，從而提高剛架的抗側(cè)力性能.

4.3 其他變量對抗側(cè)力的影響

4個基準剛架與采用雙層底梁板、覆面板豎向不連續(xù)、墻骨柱采用單列釘連接，這些變量的荷載－側(cè)移關(guān)系曲線比較如圖12所示.基準剛架與雙層底梁板、雙排釘連接（變量3），對剛架抗側(cè)力性能的影響結(jié)果如表9所示；基準剛架與覆面板豎向不連續(xù)、在剛架高度方向中部采用無墊塊方式連接（變量4），對剛架抗側(cè)力性能的影響結(jié)果如表10所示；而基準剛架與雙墻骨柱采用單列釘連接模式（變量5），對剛架抗側(cè)力性能的影響結(jié)果如表11所示.

從分析模擬結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，雙底梁板、雙排釘與覆面板連接的構(gòu)造形式，比單底梁板、單排釘連接的基準構(gòu)造形式，剛架的抗側(cè)承載力和剛度僅有輕微的提高.覆面板豎向不連續(xù)、在剛架高度方向中部以無墊塊方式連接的構(gòu)造形式，較連續(xù)覆面板的基準構(gòu)造形式的剛架，抗側(cè)承載力幾乎沒有降低，而抗側(cè)剛度卻有所下降.覆面板與雙墻骨柱以單列釘連接構(gòu)造的形式，較雙列釘連接構(gòu)造的基準剛架，抗側(cè)剛度和設(shè)計承載力有所下降，而最大抗側(cè)承載力卻稍有增加.分析原因，剛架抗側(cè)力主要通過角部抗彎承載力來承擔，在墻肢寬度不變的情況下，墻肢構(gòu)造對抗側(cè)力影響甚微，而墻肢的剛度卻直接影響剛架的抗側(cè)剛度，雙列釘連接提高了墻肢剛度.

表9 基準剛架與變量3結(jié)果比較Tab.9 Comparison of results of reference walls and walls with Parameter 3

表10 基準剛架與變量4結(jié)果比較Tab.10 Comparison of results of reference walls and walls with Parameter 4

表11 基準剛架與變量5結(jié)果比較Tab.11 Comparison of results of reference walls and walls with Parameter 5

5 結(jié)論

（1）剛架的高度變化顯著影響剛架的抗側(cè)力性能.當剛架高度由2.44m增高到3.06m，最大抗側(cè)承載力和抗側(cè)設(shè)計承載力分別下降近20%和25%，抗側(cè)剛度更是下降20%～40%不等.

（2）當剛架采用不同的鋼條類型、數(shù)量和位置布置時，其中鋼條的抗拉強度對剛架抗側(cè)力影響最顯著.

（3）雙面覆板剛架比單面覆板的剛架，抗側(cè)承載力和剛度均有將近30%的提高.

（4）在鋼條安裝方式上，將鋼條直接與剛架木骨架連接的方式最有效；當鋼條置于覆面板外表面、中間隔著覆面板與骨架連接時，連接效果會降低.

（5）雙底梁板的設(shè)置對剛架抗側(cè)力性能的提高作用不明顯.當剛架由單根底梁板、單排釘與覆面板連接的構(gòu)造，改為雙底梁板、雙排釘與覆面板連接的構(gòu)造時，剛架的抗側(cè)承載力和剛度均僅有略微提高.

（6）覆面板豎向不連續(xù)、在剛架高度方向中部以無墊塊方式連接的構(gòu)造形式，剛架抗側(cè)承載力較采用連續(xù)覆面板的構(gòu)造形式?jīng)]有降低，但是抗側(cè)剛度卻有所下降.

（7）覆面板與雙墻骨柱以單列釘連接的構(gòu)造形式，較之雙列釘連接構(gòu)造形式，剛架抗側(cè)承載力沒有降低，但是抗側(cè)剛度卻有所下降.

［1］APA.A Portal frame with hold downs for engineered applications——Technical Note TT——100C［R］.Tacoma：The Engineered Wood Association，2008.

［2］ASTM.Standard test methods for structural panels in tension，D 3500［S］.West Conshohocken：American Society for Testing and Materials，2002.

［3］ASTM.Standard test methods for structural panels in shear through－the－thickness，D 2719 ［S］. West Conshohocken：American Society for Testing and Materials，2002.

［4］ASTM.Standard test methods for mechanical fasteners in wood，D1761－06［S］.West Conshohocken：American Society for Testing and Materials，2006.

［5］CSA.Engineering design in wood，O86－01［S］.Toronto：Canadian Standards Association，2005.

［6］Zhu E C，Guan Z W，Rodd P D，et al.Finite element modeling of OSB webbed timber I－beams with interactions between openings［J］.Advances in Engineering Software，2005，36：797.

［7］Mi H.Behavior of unblocked wood shearwalls［D］.Fredericton：The University of New Brunswick，2004.

［8］ICC.AC130 Acceptance criteria for prefabricated wood shear panels，ICC Evaluation Report［OL／S］.（2009－12－01）.http：www.icc－es.org.2009.