正文胶合木(CLT)剪力墙结构主要由CLT剪力墙、楼板及屋面板组成，其绿色环保、抗侧刚度大、装配化程度高、耐火及保温性能好，在当前劳动力成本急剧上涨、装配化要求提高的建造趋势下，具有一定的应用前景。
在CLT剪力墙结构中，CLT剪力墙一般通过抗拔连接件和角钢连接件与基础或楼板连接，按与楼板连接方式的不同可分为平台式和连续式两种[1]建造方式，如图1所示。其中，平台式指每一层的楼盖作为上一层结构的施工平台的建造方式，如图1a所示，此种建造方式方便上层建筑安装、传力路径明确，在实际工程中使用较多；连续式是指在CLT剪力墙和CLT楼板连接处，CLT剪力墙连续而楼板不连续的建造方式，如图1b所示，此种建造方式可以有效地避免连接处CLT横纹承压，适合建造层数较高的CLT剪力墙结构。
a—平台式；b—连续式。
图1 CLT剪力墙结构的两种建造方式
Fig.1 Two construction systems of CLT shear wall
目前，已有的对CLT剪力墙结构的抗侧性能、节点力学性能的研究[2-7]表明：CLT剪力墙结构具有良好的抗震性能，其变形模式以摆动和滑移为主，破坏主要集中于节点区域及附近的板材；抗拔件具有较高的抗拉强度和刚度，但抗剪强度和刚度较低，而角钢节点在抗拉和抗剪方向均具有较高的强度和刚度，在计算分析中不可忽略，除此之外，由于钉在木材的拉、剪方向的内嵌和相互作用，会使连接件产生拉剪耦合效应。但关于不同建造方式的CLT剪力墙结构抗侧性能的研究目前尚无报道。
本研究通过对平台式和连续式建造的CLT剪力墙进行往复加载试验，对比两种墙体的破坏模式、最大承载力、弹性刚度和耗能能力，分析不同建造方式对CLT剪力墙抗侧性能的影响。
1 试验设计
1.1 试件设计
为研究不同建造方式对CLT剪力墙抗侧性能的影响，试验设计了平台式和连续式两种建造方式的CLT剪力墙试件，分别命名为S1和S2。由于试验设备高度限制，两试件按1/3的缩尺比例进行设计。
试件S1和S2的示意如图2所示。试件S1和试件S2跨度和总高度均分别为1 200，2 000 mm，均采用单面抗拔连接件和角钢连接件与钢底梁或楼板进行连接，钢底梁通过螺栓与试验台相连。试件各部分材料及构造见表1。
a—试件S1；b—试件S2。
图2 试件立面构造
Fig.2 Facade construction of specimens
表1 试验材料
Table 1 Test materials
构件材料和构造CLT剪力墙CLT剪力墙采用最外层在墙体高度方向为顺纹的三层CLT板,由材料为No.2&BtrSPF规格材胶合而成,含水率为14.0%,规格材的截面尺寸为140mm×35mmCLT楼板CLT楼板采用最外层在墙体平面外方向为顺纹的三层CLT板,宽度为310mm,长度为1300mm,由材料为No.2&BtrSPF规格材胶合而成,含水率为14.0%,规格材的截面尺寸为140mm×35mm连接件角钢连接件及抗拔连接件钢材等级均为Q345,焊缝为等强全熔透对接焊缝,详细尺寸及构造见图3钉采用生产商为RothoBlass,型号为HBS580(直径为5mm,长度为80mm)的自攻螺钉
试件S1和试件S2的立面构造见图2。其中，试件S1的一、二层CLT剪力墙在楼板处断开，一层CLT剪力墙和二层CLT剪力墙的高度分别为895 mm和1 000 mm，楼板厚度为105 mm。一、二层CLT剪力墙通过角钢连接件和抗拔连接件与楼板连接，由于自攻螺钉在木材中抗拔强度较低，采用螺栓穿过CLT楼板预留孔洞的方式连接上、下层抗拔连接件和角钢连接件；试件S2的一、二层CLT剪力墙在楼板处连续，由于CLT板平面内刚度较大[3]，楼板对CLT剪力墙的抗侧性能影响较小，S2未设置楼板以及CLT剪力墙与楼板的连接件。
a—抗拔连接件；b—角钢连接件。
图3 连接件构造
Fig.3 Configuration of connectors
1.2 试验装置与加载制度
试验在同济大学国家土建结构预制装配化工程技术研究中心进行，加载装置与试件连接如图4所示。试验中的水平荷载通过作动器施加于铰接的加载分配梁上。加载头与加载分配梁间采用铰接连接，以释放由于加载装置本身重量可能产生的弯矩。同时设置平面外支撑以防止CLT剪力墙发生平面外变形。
a—试件S1；b—试件S2。
图4 加载装置与试件布置
Fig.4 Test set-up and instrumentation arrangement
试验采用位移控制的往复加载，往复加载制度依照ISO 16670[8]确定，加载速度为20 mm/min，根据ISO 16670选定加载控制位移Δm为60 mm，该位移对应的层间位移角为3%。加载分两个阶段，第一阶段按照Δm的1.25%、2.5%、5%、7.5%和10%加载幅值进行位移控制加载，每级荷载循环一次；第二阶段按照Δm的20%、40%、60%、80%、100%、120%、170%和230%加载幅值进行位移控制加载，每级荷载循环三次，其中最后两组加载循环是为获得试件在大位移下抗侧性能所增加的附加加载循环。往复加载制度如图5所示。
图5 低周往复加载制度
Fig.5 Static-quasi loading protocol
2 试验现象及结果分析
2.1 试验现象
试件S1加载初期，可以听到木材和钢材挤压发出的声响。当位移达到24 mm时，可以观察到由墙体摆动变形引起的一、二层剪力墙和楼板间的缝隙以及一层剪力墙和钢底梁间的缝隙，该现象随加载位移增大逐渐显著，分别如图6a、图6b所示。当位移达到60 mm时，一层CLT剪力墙和钢底梁的抗拔连接件和角钢连接件变形明显，抗拔连接件和CLT间产生竖向相对位移，说明此时自攻螺钉已有一定变形，如图6c、图6d所示。与楼板连接的抗拔连接件和角钢连接件有轻微变形。最终一层CLT剪力墙与钢底梁的抗拔连接件的变形严重，但未见自攻螺钉剪断或拔出。
a—楼板与墙板间隙；b—墙板与钢基础间隙；c—抗拔连接件变形；d—角钢连接件变形。
图6 试件S1试验现象
Fig.6 Experimental phenomena of specimen S1
试件S2加载初期，亦可听到木材和钢材挤压发出的声响。当位移达到12 mm时，可以观察到由墙体摆动变形引起的CLT剪力墙和钢底梁间的缝隙，该现象随加载位移增大逐渐显著，如图7a所示。当位移达到48 mm时，抗拔连接件和角钢连接件变形明显，抗拔连接件和CLT间产生明显的竖向相对位移。最终抗拔连接件和角钢连接件中的自攻螺钉被拔出或剪断，如图7b所示。
a—墙板与钢基础间隙；b—抗拔连接件变形。
图7 试件S2试验现象
Fig.7 Experimental phenomena of specimen S2
2.2 荷载-位移曲线及骨架曲线
由试验数据得到的试件S1和试件S2的滞回曲线见图8。通过对比可以发现：试件S1在往复荷载下未达到极限承载力，而试件S2达到极限承载力后承载力有所下降，这是因为试件S2在加载后期自攻螺钉发生拔出或剪断破坏，而试件S1的自攻螺钉在往复荷载下未发生明显破坏。
a—试件S1；b—试件S2。—荷载-位移曲线；
骨架曲线。
图8 荷载-位移曲线
Fig.8 Load-deformation curves
由图8可知：试件S1的最大承载力为33.0 kN，试件S2的最大承载力为37.7 kN，略高于试件S1。这是由于虽然试件S2的整体性较试件S1好，但当CLT剪力墙进入塑性时，墙体的承载力由一层墙体与钢底梁间的连接件控制，故两者峰值承载力相差不大。
取零点与骨架曲线上力达到最大承载力40%的两点连线的斜率作为墙体的弹性刚度k[9]，对试件S1和S2的弹性刚度进行计算，得到试件S1的弹性刚度k1为0.32 kN/mm，试件S2的弹性刚度k2为0.49 kN/mm，约为k1的1.55倍，这主要是因为试件S2在楼板处的CLT板连续，在往复荷载作用下，一层CLT剪力墙和二层CLT剪力墙不会产生相对位移。
2.3 耗能性能
试件S1和试件S2所耗散的能量可由荷载-位移曲线得到。对于往复加载试验，试件在整个过程中所耗散的能量为所有滞回环面积的总和。
试件S1和试件S2在往复荷载下耗能情况如图9所示。可以看出：在加载初期，试件S1和S2的累积耗能相差不大；随着目标位移的增大，试件S2耗能增长速率逐渐大于试件S1；当加载循环达到27圈后，试件S2耗能的增长速率略有降低，最终试件S1的总耗能为15.571 4 kJ，试件S2的总耗能为18.972 2 kJ，较试件S1大21.84%。这是由于随着目标位移的增大，试件逐渐进入塑性，试件S2的变形集中于CLT剪力墙与钢底梁的连接件处，自攻螺钉变形明显，表现出较好的耗能能力；最终试件S2的自攻螺钉被拔出或剪断，承载力降低，导致加载后期试件S2的累计耗能增长速率的降低。
—试件S1；------试件S2。
图9 耗能曲线
Fig.9 Energy dissipation curves
3 结束语
通过对两种不同建造方式的CLT剪力墙进行往复加载试验，对比了不同建造方式下CLT剪力墙的破坏模式、最大承载力、初始刚度以及耗能水平，研究了不同建造方式对CLT剪力墙抗侧性能的影响。主要结论如下：
1)试件S1在往复荷载作用下，承载力未达到极限承载力，而试件S2在往复作用下，由于连接件的自攻螺钉发生拔出和剪断破坏，其承载力达到极限承载力后有所降低。
2)试件S2的弹性刚度约为试件S1的1.55倍，说明连续式的CLT剪力墙的整体性较平台式的CLT剪力墙好，但由于CLT剪力墙的最大承载力主要受底层连接件承载力控制，两种CLT剪力墙的峰值承载力相差不大。
3)试件S2的总耗能较试件S1大21.84%，说明连续式的CLT剪力墙的耗能能力较平台式的CLT剪力墙好。
[1] KARACABEYLI E,DOUGLAS B.CLT Handbook[M].US ed.Quebec：FPInnovations and Binational Softwood Lumber Council,Point-Claire,2013.
[2] CECCOTTI A.New Technologies for Construction of Medium-rise Buildings in Seismic Regions:the XLAM Case[J].Structural Engineering International,2008,18(2):156-165.
[3] GAVRIC I,FRAGIACOMO M,CECCOTTI A.Cyclic Behavior of CLT Wall Systems:Experimental Tests and Analytical Prediction Models[J].Journal of Structural Engineering,2015,141(11):DOI：org/10.1061/(ASCE)ST.
[4] CECCOTTI A,FOLLESA M,LAURIOLA M P,et al.SOFIE Project-Test Results on the Lateral Resistance of Cross-Laminated Wooden Panels[C]//Proceedings of the First European Conference on Earthquake Engineering and Seismicity.2006.
[5] GAVRIC I,FRAGIACOMO M,CECCOTTI A.Cyclic Behaviour of Typical Metal Connectors for Cross-Laminated (CLT) Structures[J].Materials and Structures,2015,48(6):1841-1857.
[6] LIU J,LAM F.Experimental Test of Coupling Effect on CLT Hold-Down Connections[J].Engineering Structures,2019,178:586-602.
[7] LIU J,LAM F.Experimental Test of Coupling Effect on CLT Angle Bracket Connections[J].Engineering Structures,2018,171:862-873.
[8] ISO.Timber structures-joints made with mechanical fasteners-quasi-static reversed-cyclic test method:ISO 16670[S].Geneva:International Organization for Standardization,2003.
[9] ASTM.Standard test methods for cyclic (reversed) load test for shear resistance of vertical elements of the lateral force resisting systems for buildings[S].West Conshohocken,PA:American Society for Testing and Materials,2019.