·158· 工程科学学报，第39卷，第1期 200 6600 200 6600 400 21 300 21 久 22 图3设计算例.(a)框架布置及截面：(b)正交胶合木填充墙与钢框架之间的连接与接触单元分布（单位：mm) Fig.3 Design example:(a)steel frame layout and sections;(b)connection and contact element arrangement between the CLT infill wall and steel frame (unit:mm) 框架的抗侧能力，抗侧极限值由纯框架的712kN变为 交胶合木填充墙的抗侧承载力相比纯钢框架有较大提 1200kN,提高70%.在水平抗侧力P<800kN时，该填 高：在位移加载到147mm时，滞回包络线有稍许降低， 充墙框架单元基本处于弹性阶段：当水平抗侧力达到 此时外包钢框架处于塑性发展阶段，两者之间的个别 821kN,位移达到30mm时，部分金属连接件受拉开始 连接件因为变形较大而失效，从而导致整体骨架曲线 进入塑性阶段：工作缝的设置发挥了金属连接件在塑 出现下降趋势 性阶段的耗能和延性作用，继续为钢框架提供抗侧刚 1600 ·~纯铜框架 度：之后墙体与框架接触产生刚化效应，进一步提高其 1200一正交胶合木填充墙钢框架 抗侧能力.由于正交胶合木材料是强度和刚度较高的 800 韧性材料，当钢框架与填充墙接触挤压时，发生小范围 400 的压碎，不会像砌体填充墙那样一裂就坏.当加载位 解 0 移至150mm时，该结构达到了极限承载能力1200kN, 400 部分金属连接件已经退出工作，产生破坏 -800 1600 -1200 1400 一纯钢框架 ~~正交胶合木填充墙钢框架 -160 200-150-100-50050100150200 1200 位移mm 1000 图5纯钢框架与正交胶合木填充墙钢框架滞回曲线对比 800 Fig.5 Hysteretic curve comparison of the bare steel frame and CLT 600 infill wall-steel frame 400 两种试件的割线刚度退化曲线如图6所示，由于 正交胶合木填充墙平面内的刚度较大，使得该体系在 0 50100150200250300350 初始割线阶段的刚度(26kN·mm1)比纯框架(16.4 位移mm kNmm1)有明显的加强，提高58%.在第二个加载环 图4纯钢框架与正交胶合木填充墙钢框架Pushover曲线对比 加载位移为63mm时，带填充墙框架单元的割线刚度 Fig.4 Pushover curve comparison of the bare steel frame and CLT 下降为17.8kN·mm,而纯钢框架割线刚度下降到 infill wall-steel frame 10.7kNmm;第三个加载环加载位移为94mm,填充 纯框架和正交胶合木填充墙的框架单元的滞回▣曲 墙结构的割线刚度为12.41kNmm',而纯框架的割 线对比如图5所示.两者相比，纯钢框架的滞回曲线 线刚度降为7.6kN·mm;在第四个加载环位移加载 展现了饱满的纺锤形，正交胶合木填充墙框架单元的 至126mm,填充墙结构的割线刚度下降为9.14kN· 滞回曲线在中点位置出现捏拢，这主要是由于连接中 mm,而纯框架为5.9kNmm:在第五个加载环加 的紧固件群塑性变形失去与周围媒介的部分接触[]， 载位移至157mm,对照图5，填充墙结构已经达到极 在紧固件与墙体之间形成孔隙，发生滑移，该种松弛行 限承载力，此时其割线刚度降为6.87kN·mm依然 为将导致捏拢现象和逐渐加剧的刚度退化的出现.正 高于纯框架割线刚度4.8kN·mm.通过以上比较工程科学学报,第 39 卷,第 1 期 图 3 设计算例. (a)框架布置及截面;(b)正交胶合木填充墙与钢框架之间的连接与接触单元分布(单位: mm) Fig. 3 Design example: (a) steel frame layout and sections; (b) connection and contact element arrangement between the CLT infill wall and steel frame (unit: mm) 框架的抗侧能力,抗侧极限值由纯框架的 712 kN 变为 1200 kN,提高 70% . 在水平抗侧力 P < 800 kN 时,该填 充墙框架单元基本处于弹性阶段;当水平抗侧力达到 821 kN,位移达到 30 mm 时,部分金属连接件受拉开始 进入塑性阶段;工作缝的设置发挥了金属连接件在塑 性阶段的耗能和延性作用,继续为钢框架提供抗侧刚 度;之后墙体与框架接触产生刚化效应,进一步提高其 抗侧能力. 由于正交胶合木材料是强度和刚度较高的 韧性材料,当钢框架与填充墙接触挤压时,发生小范围 的压碎,不会像砌体填充墙那样一裂就坏. 当加载位 移至 150 mm 时,该结构达到了极限承载能力 1200 kN, 部分金属连接件已经退出工作,产生破坏. 图 4 纯钢框架与正交胶合木填充墙钢框架 Pushover 曲线对比 Fig. 4 Pushover curve comparison of the bare steel frame and CLT infill wall鄄鄄steel frame 纯框架和正交胶合木填充墙的框架单元的滞回曲 线对比如图 5 所示. 两者相比,纯钢框架的滞回曲线 展现了饱满的纺锤形,正交胶合木填充墙框架单元的 滞回曲线在中点位置出现捏拢,这主要是由于连接中 的紧固件群塑性变形失去与周围媒介的部分接触[12] , 在紧固件与墙体之间形成孔隙,发生滑移,该种松弛行 为将导致捏拢现象和逐渐加剧的刚度退化的出现. 正 交胶合木填充墙的抗侧承载力相比纯钢框架有较大提 高;在位移加载到 147 mm 时,滞回包络线有稍许降低, 此时外包钢框架处于塑性发展阶段,两者之间的个别 连接件因为变形较大而失效,从而导致整体骨架曲线 出现下降趋势. 图 5 纯钢框架与正交胶合木填充墙钢框架滞回曲线对比 Fig. 5 Hysteretic curve comparison of the bare steel frame and CLT infill wall鄄鄄steel frame 两种试件的割线刚度退化曲线如图 6 所示,由于 正交胶合木填充墙平面内的刚度较大,使得该体系在 初始割线阶段的刚度(26 kN·mm - 1 ) 比纯框架(16郾 4 kN·mm - 1 )有明显的加强,提高 58% . 在第二个加载环 加载位移为 63 mm 时,带填充墙框架单元的割线刚度 下降为 17郾 8 kN·mm - 1 ,而纯钢框架割线刚度下降到 10郾 7 kN·mm - 1 ;第三个加载环加载位移为 94 mm,填充 墙结构的割线刚度为 12郾 41 kN·mm - 1 ,而纯框架的割 线刚度降为 7郾 6 kN·mm - 1 ;在第四个加载环位移加载 至 126 mm,填充墙结构的割线刚度下降为 9郾 14 kN· mm - 1 ,而纯框架为 5郾 9 kN·mm - 1 ;在第五个加载环加 载位移至 157 mm,对照图 5,填充墙结构已经达到极 限承载力,此时其割线刚度降为 6郾 87 kN·mm - 1依然 高于纯框架割线刚度 4郾 8 kN·mm - 1 . 通过以上比较 ·158·