一种新型混合剪力墙系统的结构特性外文翻译资料

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摘要：本文讨论了一种新型混合剪力墙系统的结构特性，该系统通过将标准平台框架板与外部钢筋混凝土构件结合而成，该构件由拧在木框架上的预制板形成。外部 RC 外壳旨在作为补充支撑系统，增加裸木框架的强度和抗震能力。这种混合剪力墙在静荷载和活荷载作用下的结构性能如何，首先根据规范规定进行理论分析，然后通过试验验证。新型剪力墙被证明满足欧洲规范 8 规定的要求。尤其在所分析的系统属于高延展性等级 (HDC)的情况下。最后，通过实验测试验证的数值模型模拟了使用创新混合剪力墙实现的参考建筑的地震响应；估算适合建筑物的设计值。

简介

结构外壳用于建筑实践，以改善和调整建筑物的坚固性或提高其抗热湿性能。

在北欧特别是英国，长期以来一直使用砖包木框架，但外壳只有美观和保护功能，没有结构功能。这种解决方案不适用于地震区的建筑，因为外部砖包区域增加了建筑物的整体质量，而没有提高其横向抗剪力。此外，两种结构（即内部木质结构和砖包覆层）的柔韧性和延展性不同，可能会在地震事件中产生不可预测的影响。为了验证这种结构外壳的真实响应以及外砖套管和内木剪力墙之间的连接系统的规范，一栋六层的 TF2000 木框架建筑在 BRE Cardington 进行了测试。 2000 (Vahik 2006)，在一个涉及公共管理部门、BRE、Trada Technology 和木材工业之间合作的项目中。

在加拿大和北美，由木框架加上石膏板制成的混合剪力墙已被广泛研究并广泛使用以提高侧向抗剪力。在阿尔卑斯地区和北欧，由纤维增强石膏板支撑的木框架构成的建筑系统变得越来越普遍，并且正在进行大量研究以验证这种类型的墙在受到水平力（例如, Amadio 等人，2007 年）。

本文报告了关于新型混合结构系统的抗震性能的实验、分析和数值调查结果，该系统由木框架和外部 RC 蒙皮组成。

工程系统说明

新开发的混合工程系统将典型的平台框架剪力墙与外部钢筋混凝土板相结合，作为抵抗水平力的补充支撑系统。它们还允许在 RC 板和木结构之间创建通风室 [图。 1(a)] 在地基和屋顶处开放，并沿建筑物的整个高度连续。该腔室允许墙壁表面皮肤后面的连续自然气流。通风室的热、湿度和声学有效性的分析和实验评估仍在进行中。结果将发表在即将出版的工作中，这些问题超出了本工作的范围。

所提到的建筑系统是一个模块化系统，其中混合木钢筋混凝土剪力墙是通过连接纵横比为 3 1 的单个预制模块制成的。图 1(b) 显示了 3.24 m 高的基本模块化面板和 1.08 m 宽。它包括三块 108 times; 108 times; 4 厘米的钢筋混凝土板。选择这种尺寸的 RC 板是为了制造约束，并考虑到住宅建筑中通常的层间高度。木框架与标准平台框架建筑不同，因为垂直立柱的间距不取决于 OSB 板尺寸，而是取决于外部混凝土板的尺寸。

混凝土板的尺寸会影响墙壁的力学特性，但不影响将 RC 板与木平台框架耦合的想法。

在这项工作中，只考虑了 108 times; 108 厘米的混凝土板。 尽管如此 下文给出的分析和实验方法具有普遍的有效性。 构成木-混凝土混合墙的两种结构系统具有不同的功能：重力荷载仅由木框架结构支撑，木框架结构将自身重量和施加的静荷载和活垂直荷载传递给地基，而水平作用 （即，风和地震冲击）由 OSB 板和 RC 板支撑。

在被试验的墙壁中，15 毫米厚的 OSB/3 面板通过 1.46 times; 60 毫米的订书钉连接到框架，而 RC 板通过每侧两个 10 times; 120 毫米的螺钉连接到框架。此类螺钉与塑料衬套配合使用，这些衬套经过适当设计以响应特定功能——它们减少了混凝土板和螺钉之间的间隙而无需密封剂，并且它们起到了作用。

图 1 和图 2 显示了模块化面板的组装细节和 RC 板的紧固系统，表 1 列出了 连接的尾部尺寸。

楼板用钢丝网加固， 4@60 times; 60 毫米。图 3 给出了 RC 板的细节。 两个相邻的模块化面板通过用螺钉固定在两个面板上的垂直木柱（矩形截面 160 times; 80 毫米）连接 8 times; 140@150 mm 螺丝。该构件还支持地板和屋顶梁。

模块化墙板分别用压具和螺栓固定在地基上，以避免摇晃和滑动效应。压具由 3 毫米压带 L 型材制成，制成 使用 S275 镀锌钢，位于模块垂直柱和接头盖螺栓之间的拐角处。压紧器每侧用 24 个 4 times; 60 毫米环钉钉在垂直结构上，并用适当的锚栓连接到混凝土基础上，作为标准压紧器。在每个面板中，木框架的底部横梁和底部混凝土板都用直径为 12 毫米的混凝土螺钉固定在混凝土基础上以防止滑动（图 4）。 Pozza (2013) 对连接系统和专门为这种创新建筑系统开发的结构细节进行了更广泛的描述。

抗剪强度的分析

进行了初步实验测试以分别分析定向刨花板和钢筋混凝土板对横向阻力的贡献（Pozza 2013）。结果表明，两个支撑系统在几乎相同的极限位移下达到最大阻力。该证据将每个墙板的极限剪切强度定义为两个支撑系统贡献的总和。在任何情况下，它都受到压紧和剪切螺栓能力的限制——单个面板的强度由最弱的构件限制。在本节中，根据欧洲规范 5 (CEN 2009) 中给出的分析方程定义了每种机制的强度。

OSB 面板抗剪强度的评估是基于表 2 中报告的 Johansen 理论对订书钉的规定。

将钢筋混凝土板连接到木框架的螺钉的承载能力已根据 Johansen 方程 [CEN 2009, Eq. (8.10)]。表 3 中的结果是通过考虑厚钢板-木材连接和具有两个塑性铰形成的延性破坏模式类型 e 获得的，不考虑绳索效应的贡献。

作为 OSB 和 RC 面板贡献的总和获得的总特征支撑强度等于 34.90 kN。RC 板起到的支撑略大于 OSB 板给出的贡献。

模块化墙板的设计还必须考虑到压紧和基础剪力连接的失效。在容量设计方法中，应针对此类失效模式应用合适的过度设计系数，以确保支撑系统（OSB 面板和 RC 板）发生延性失效，这将导致结构系统的最薄弱部分。假定压紧装置仅用于平衡墙上的倾覆力矩，而基础剪切螺栓避免滑动效应（Popovski 等人，2014 年）。根据这种简化的方法，与压紧螺栓强度和基础剪切螺栓强度兼容的最大基础剪切力分别为 59.9 和 67.9 kN。这两个值大于支撑面板给出的阻力，因此，保证了设计值的余量。

实验测试

进行了一系列实验测试以验证所研究的建筑系统的阻力和滞后行为。结构布局及主要特点 一栋三层住宅楼的墙壁。此外，这种负载条件与用于表征 CLT 墙性能的负载条件一致（Ceccotti 2008；Gavric 等人，2011）。 面板和紧固件位移使用传感器测量，如图 5 所示放置。

测试程序

根据 EN 12512 (CEN 2006) 的位移控制进行循环加载测试。这样的测试需要 试件屈服位移vy。根据对单板墙 A 的测试，参考屈服位移 v估算为 24 毫米。假设最大施加的顶部位移不能超过墙完全破坏时的最终漂移，在实践中 这两种情况都受到测试设置的限制。在 B 壁上的测试中，致动器的最大伸长率为 100 毫米，在达到壁的极限强度之前停止测试。由于循环加载实验装置的技术限制，测试在大约 80 毫米的顶部位移处停止，因此也没有达到 C 壁的极限强度和位移。在任何情况下，如果与即使遭受强烈地震事件时剪力墙所承受的值相比，这些位移限制也非常大。此外，这些限制与剪力墙抗震性能的各种研究（例如，Ceccotti 和 Sandhaas 2010；Gavric 等，2014）所施加的限制一致。这些限制足以估算测试墙的抗震能力。尽管如此，在 C 壁上进行循环加载程序之后的单调测试直到实际极限位移测试墙（连接器和支撑系统）随后被描述。给出了准静态循环加载测试所采用的测试布局、仪器、负载条件和协议。然后报告测试结果。 测试墙配置 测试了三种墙体配置：墙体 A，纵横比 3 1（3.24 m 高，1.08 m 宽 - 一个模块化面板）；墙 B，纵横比 3 2（3.24 m 高，2.16 m 宽 - 两个相邻的模块化面板）；墙 C，在中央面板上有一个开口，纵横比为 1 1（3.24 m 高，3.24 m 长——三个相邻的模块化面板）。为简洁起见，只提供了墙 B 和 C 的测试结果，因为墙 A 的测试结果与其他墙非常吻合，可以在 (Pozza 2013) 中找到。 测试设置和仪器 墙 B 和 C 在两个不同的实验室设施中分别进行了测试。 在这两种情况下，都实现了 RC 基础，以在实际应用中忠实地再现基础连接。 图 5 显示了用于墙 B 的测试装置。 20 kN=m 的等效垂直载荷由放置在垂直木柱对应的三个液压执行器施加。与顶部水平梁接触的横向导轨用于避免平面外移动。 壁 C 上的测试是在背对背放置的双壁上进行的，以平衡扭转效应并确保试样的单向顶部运动。 20 kN=m 的均匀垂直载荷由几个致动器施加到每面墙的顶部。 选择进行两种测试，施加​垂直载荷 20 kN=m 与墙周长的平均重力载荷一致。

测试结果

图 6 显示了绘制施加的顶部位移和致动器施加的相应力的结果。壁 B 的载荷-滑移曲线是不对称的，因为只有拉循环可以在最大振幅下进行，因为侧向导轨证明不足以防止壁在高推力下的平面外不稳定性。

在循环阶段，C 壁没有出现失效或强度下降的现象，如图 6 所示。为了验证系统的极限横向载荷阻力和延展性，在循环测试完成后，根据 EN 594 (CEN 2011) 在 C 壁上进行了直至倒塌的斜坡单调测试。软化分支在顶部位移 220 毫米（位移 6.79%）后开始。

墙 B 和 C 显示了钢-木和木-木连接的典型滞后行为，其特征是挤压。由于用于将混凝土板固定到木框架上的大直径连接件，测试的墙壁也显示出明显的硬化。

图 7 显示了循环测试结束时的两个测试墙。除了混凝土板的永久性错位外，没有明显的损坏。

图 8 显示墙 C 在测试结束时表现出支撑系统的显着剪切变形，板之间存在大量相对滑动。尽管墙体发生了强烈的剪切变形，但板坯在紧固点附近没有出现任何脆性破坏或大裂缝。该实验证据表明，用于将板固定到框架的连接系统旨在确保支撑系统的延性失效，在木-混凝土界面附近的螺钉中形成塑性铰链（图 8）。循环测试期间底部紧固件的变形是适度的，并且仅在单调测试结束时，由于过度的壁隆起（图 8），底部固定件中发生了一些故障。

图 9 显示了连接测试的结果。图 9 还表明，系统的变形主要是由于支撑系统的剪切变形，而由于应用了过度设计值，连接显示出适度的位移。此类实验证据与采用的容量设计标准一致。

实验结果分析

对循环试验结果进行了分析，以确定这种新开发的剪力墙系统的结构特性。本节报告并批判性地讨论了对以下机械特性的评估：屈服极限、极限条件、弹性和硬化分支的刚度、测试期间达到的最大延展性以及每个延展性水平的强度退化。在抗震（延性等级）特性方面显示了与设计规定的比较。

延展性估算

延展性是抗震设计的一个重要要求。关于可用于延展性估算的程序的广泛讨论可以在 Muntilde;oz 等人中找到。 (2008)。在这项工作中，基于 EN 12512 规定 (CEN 2006) 的方法用于定义所研究剪力墙的延性比。根据 Foschi 和 Bonac (1977) 的三参数公式定义最适合循环实验滞后负载滑移曲线的包络线。由于 B 壁实际上并未达到最终破坏条件，因此在最后一个测试周期中达到的最大位移和力通常被假定为破坏极限。对于墙 C，假定破坏位移对应于在单调斜坡测试期间获得的最大力。

在木材剪力墙的几个抗震特性测试中已经采用了等于 80 毫米的常规极限位移（Ceccotti 2008）。为了允许比较 建议的混合系统与其他系统（例如，CLT），延性比也被评估，假设最终顶部位移为传统值 80 毫米。表 4 列出了测试墙以及有效和常规极限位移的破坏力、位移值和延展性。

测试墙的实验载荷-位移曲线显示出明确定义的硬化阶段，而弹性分支是非线性的，具有连续的刚度修改。由于这些特性，双线性化标准的适用性存在一些限制。事实上，EN 12512（CEN 2006）的方法（b）假设硬化刚度的值为初始弹性刚度的1=6，而没有考虑实际的硬化刚度。由于实验载荷滑移曲线的特定形状，无法获得硬化分支与包络线之间的相切条件，因此无法应用 EN-b 方法。因此，屈服条件的定义仅参考 EN-a 方法。表 4 列出了弹性和硬化刚度、强度、位移和延性比方面的主要结果。

我们关注到使用 EN-a 方法获得的屈服位移两面墙大约位移为 10 毫米，低于最初根据单个面板的测试（测试 A）估算的值。墙的这种意外的初始刚度归因于多板墙中接地连接的冗余。屈服位移的较低值导致高延性值，始终大于 6，这是 HDC 剪力墙要保证的最小值。 B 壁的延性值低于 C 壁，但这种差异显然是由于前者破坏条件的保守假设所致。与其他研究（Gavric 等人，2011 年；Pozza 等人，2014 年）相比，使用 80 毫米的常规最终位移极限获得的延展性值，这种新型系统的延展性始终大于大型木材系统获得的延性值（例如，CLT）。这是因为支撑面板的剪切变形允许实现比耗散能力主要集中在连接系统中的剪力墙更高的延展性。

强度衰减和粘性阻尼比

使用金属紧固件组装的木结构在经历循环作用时对连接元件的刚度和强度退化很敏感。随之而来的强度损失是确定木结构抵抗循环作用和地震冲击能力的重要参数。根据欧洲规范 8 (CEN 2013)

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