鄭維，周宇，周愛萍，董利，陸偉東，王志強(qiáng)

(1.南京林業(yè)大學(xué) 生物質(zhì)材料國(guó)家地方聯(lián)合工程研究中心，江蘇 南京，210037；2.南京林業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 南京，210037；3.南京工業(yè)大學(xué) 土木學(xué)院，江蘇 南京，211816)

竹材膠合板(簡(jiǎn)稱“竹膠板”)具有強(qiáng)度高、原材料取材方便等優(yōu)點(diǎn)，是木基結(jié)構(gòu)板材的優(yōu)良替代品[1]。早在2003年就有學(xué)者嘗試采用竹膠板單側(cè)覆面的方式制作輕型木結(jié)構(gòu)墻體[2]。ⅤARELA等[3]將南美Guadua 竹制成的竹膠板覆在輕型木剪力墻上，發(fā)現(xiàn)Guadua 竹膠板對(duì)防止板邊撕裂和釘子穿透面板破壞具有良好效果。XIAO 等[4]對(duì)國(guó)產(chǎn)竹膠板覆面的輕型木剪力墻進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究，得到與文獻(xiàn)[3]相似的結(jié)論。然而，相比于傳統(tǒng)的木基結(jié)構(gòu)板覆面輕木剪力墻，上述研究中竹膠板覆面剪力墻的抗側(cè)力性能并未體現(xiàn)出明顯優(yōu)勢(shì)。ZHENG 等[5]將這歸因于竹膠板覆面剪力墻中大量出現(xiàn)的釘子拔出破壞，并嘗試采用自攻螺釘代替普通圓釘來連接竹膠板和墻骨，結(jié)果發(fā)現(xiàn)該方式不僅能明顯減少板邊撕裂和釘子拔出破壞的現(xiàn)象，還有效解決了竹膠板密度高、難釘入的問題[6]。

夾板剪力墻(midply shear wall)是一種抗側(cè)力性能優(yōu)異的輕型木結(jié)構(gòu)墻體，適合應(yīng)用于強(qiáng)震區(qū)、底層車庫(大開洞)等抗側(cè)力性能需求高的現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)建筑中[7]。然而，既有研究[8-10]表明，采用常規(guī)木基結(jié)構(gòu)板和普通圓釘制作的夾板剪力墻也存在板邊撕裂、釘子拔出等不利破壞，以致夾板剪力墻的構(gòu)造優(yōu)勢(shì)難以充分發(fā)揮，嚴(yán)重制約了其抗側(cè)能力?？梢越梃b上述做法，采用材料強(qiáng)度更高的竹膠板和抗彎、抗拔性能更好的自攻螺釘來加以改進(jìn)[11-12]。

為探究竹膠板和自攻螺釘?shù)氖褂脤?duì)夾板剪力墻抗側(cè)力性能的提升效果，本文對(duì)足尺的竹膠板夾板剪力墻進(jìn)行單調(diào)和低周往復(fù)加載試驗(yàn)，分析其抗剪剛度、強(qiáng)度、延性等性能指標(biāo)，剖析其抗側(cè)力性能優(yōu)勢(shì)，以期為竹膠板夾板剪力墻的工程應(yīng)用提供技術(shù)支撐。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

依據(jù)夾板剪力墻構(gòu)造[7,10]，制作3 組2.44 m 高的竹膠板夾板剪力墻試件，每組包含2個(gè)單調(diào)加載試件和1個(gè)低周反復(fù)加載試件，如表1所示。試件主要由墻骨框架、中心夾板、墻角抗拔緊固件(hold-down)組成，如圖1所示。墻骨框架包括頂梁板、底梁板、墻骨柱，用自攻螺釘對(duì)稱固定在中心夾板兩側(cè)；內(nèi)部墻骨柱按照等間距豎向布置，端部墻骨柱底部通過抗拔緊固件與基礎(chǔ)連接。墻骨框架材料采用加拿大進(jìn)口的No.2級(jí)(我國(guó)標(biāo)準(zhǔn)為Ⅲc級(jí))云杉-松-冷杉(SPF)規(guī)格材，彈性模量約為9 500 MPa，含水率約為10%，其中頂梁板和內(nèi)部墻骨柱截面寬×長(zhǎng)為38 mm×89 mm，其余部分的截面寬×長(zhǎng)為38 mm×140 mm；墻骨柱間距610 mm。中心夾板采用12.5 mm厚的竹膠板，其彈性模量約為9 200 MPa，靜曲強(qiáng)度約為95 MPa，氣干密度為0.78 g/cm3，含水率約為10%，X/Y向竹篾數(shù)量比為1∶1，由浙江夢(mèng)麗宏竹木有限公司生產(chǎn)。所采用的自攻螺釘內(nèi)徑為3.5 mm，外徑為5.2 mm，長(zhǎng)為80 mm，抗彎屈服強(qiáng)度不小于1 000 MPa(由上海美固漢德威五金有限公司生產(chǎn))，可彎折角度不低于45°，用手持電鉆攻入(無需預(yù)鉆孔)。在端部墻骨柱兩側(cè)對(duì)稱布置墻角抗拔緊固件。

表1 試件主要參數(shù)Table 1 Main parameters of specimens

圖1 竹膠板夾板剪力墻構(gòu)造圖Fig.1 Schematic diagram of the midply-bamboo shear wall

在側(cè)向荷載作用下，夾板剪力墻的端部墻骨柱會(huì)伴有上拔趨勢(shì)。當(dāng)采用常規(guī)抗拔緊固件(見圖2(a))時(shí)，端部墻骨柱處于偏心受拉狀態(tài)，所造成的偏心彎矩極易使端部墻骨柱下部區(qū)域發(fā)生脆性拉彎斷裂[7,10]。為此，本文設(shè)計(jì)一種新型抗拔緊固件(見圖2(b))，其底部錨固面為半圓形鋼板，半圓鋼板側(cè)面設(shè)有加勁腹板，以避免其在拉、壓過程中產(chǎn)生較大變形?？拱尉o固件由Q235 鋼材制成，其上部翼板厚8 mm，與端部墻骨柱間通過10根交錯(cuò)布置的盤頭螺釘連接，盤頭螺釘直徑為8 mm，長(zhǎng)為80 mm(上海美固漢德威五金有限公司生產(chǎn))；底部錨固區(qū)鋼板厚度為10 mm，通過1 根直徑為16 mm 的8.8 級(jí)高強(qiáng)螺栓與基礎(chǔ)固定。該新型抗拔緊固件提供的抗拔力始終沿端部墻骨柱的軸線方向，從而消除了前述偏心彎矩的影響。

圖2 夾板剪力墻中的抗拔緊固件Fig.2 Hold-down connectors used in midply shear walls

1.2 加載裝置與數(shù)據(jù)測(cè)量

試驗(yàn)采用電液伺服作動(dòng)器進(jìn)行加載，其位移量程為±250 mm。作動(dòng)器加載端連接有加載鋼梁，對(duì)墻體試件施加水平荷載。加載鋼梁通過多根直徑為12 mm的8.8級(jí)高強(qiáng)螺栓與墻體試件的頂梁板連接，墻體試件底部以相同方式與基礎(chǔ)鋼梁固定。為防止墻體在側(cè)向加載過程中發(fā)生平面外失穩(wěn)，在加載鋼梁兩側(cè)設(shè)置側(cè)向支撐。墻體試驗(yàn)裝置如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Test setup

采用電阻式位移傳感器(簡(jiǎn)稱“位移計(jì)”)、應(yīng)變式荷載傳感器、應(yīng)變采集儀等測(cè)量設(shè)備，測(cè)量?jī)x器布置圖如圖4所示。測(cè)量數(shù)據(jù)包括：1)墻體頂部的水平位移，取自作動(dòng)器的位移；2)墻體底部與實(shí)驗(yàn)室地面的相對(duì)滑移，由墻體底梁板處布置的位移計(jì)LⅤDT1 測(cè)量；3)墻體左、右端部墻骨柱的上拔位移，分別由布置在墻骨柱底部的位移計(jì)LⅤDT2和LⅤDT3測(cè)量；4)端部墻骨柱在上拔時(shí)所承受的拉力由布置在抗拔緊固件底部錨固螺栓處的荷載傳感器測(cè)量。

圖4 測(cè)量?jī)x器布置圖Fig.4 Arrangements of measuring instruments

1.3 加載制度

首先開展單調(diào)加載試驗(yàn)，加載方案參照ASTM E564-06[13]中試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，分4 個(gè)階段進(jìn)行：前3個(gè)階段分別將試件加載至1/10，1/3和2/3的預(yù)估極限荷載(取80 kN)，加載速率為6 kN/min，持荷5 min 后卸載至0 kN，并維持5 min 空載；第4個(gè)階段以30 mm/min 速度從0 kN 直接加載到荷載下降至80%極限荷載或試件出現(xiàn)嚴(yán)重破壞時(shí)停止。

低周往復(fù)加載試驗(yàn)主要參考ISO 16670-03[14]標(biāo)準(zhǔn)分2個(gè)階段進(jìn)行位移控制加載：第1階段依次進(jìn)行幅值為2.5%Δm，5.0%Δm，7.5%Δm和10.0%Δm的單循環(huán)加載(依據(jù)單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果取Δm為80 mm)，加載速率為10 mm/min；第2階段分別以20%Δm， 40%Δm， 60%Δm， 80%Δm， 100%Δm和120%Δm為幅值的三角波依次進(jìn)行3 次循環(huán)加載，加載速率為60 mm/min，直至試件出現(xiàn)明顯破壞為止[15]。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 主要試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

在單調(diào)加載過程中，所有墻體試件中均未出現(xiàn)板邊撕裂破壞和螺釘拔出破壞，且自攻螺釘僅有輕微彎曲變形，表明采用竹膠板和自攻螺釘對(duì)改善釘連接破壞有顯著效果。MW1 組試件出現(xiàn)了端部墻骨柱上拔現(xiàn)象(圖5(a))，其中試件MW1-2的端部墻骨柱在下部區(qū)域斷裂(圖5(b))，這可能與該處的樹節(jié)有關(guān)。MW2 組試件的端部墻骨柱僅出現(xiàn)輕微上拔，且抗拔緊固件及內(nèi)部盤頭螺釘變形極小。然而，在側(cè)移達(dá)到50 mm 左右時(shí)，受壓側(cè)端部墻骨柱出現(xiàn)了平面外失穩(wěn)現(xiàn)象(圖5(c))，此后，墻體承載力開始下降。然而，這種平面外失穩(wěn)現(xiàn)象在實(shí)際應(yīng)用過程中不易發(fā)生，因?yàn)檩p型木結(jié)構(gòu)房屋中墻體端部常以拼合柱的形式出現(xiàn)，其抗失穩(wěn)能力較強(qiáng)。MW3 組單調(diào)加載試件的破壞模式表現(xiàn)為頂梁板的劈裂破壞(圖5(d))。這是因?yàn)镸W3組試件的釘間距相對(duì)較大(150/300 mm)，單顆螺釘受荷較大，以致頂梁板受螺釘橫紋施壓而劈裂，這與文獻(xiàn)[11]中竹膠板雙剪螺釘連接的破壞模式相符。

圖5 單調(diào)加載試件的破壞模式Fig.5 Failure modes of the monotonic specimens

各往復(fù)加載試件均未出現(xiàn)端部墻骨柱平面外失穩(wěn)現(xiàn)象，其中MW2-C 和MW3-C 試件的破壞模式基本相似，具體表現(xiàn)為：當(dāng)加載到32 mm 位移等級(jí)時(shí)，墻體中陸續(xù)出現(xiàn)螺釘?shù)臄嗔崖暎@主要源于自攻螺釘在往復(fù)荷載作用下的彎曲疲勞斷裂破壞(圖6(a))；當(dāng)加載到64 mm 位移等級(jí)時(shí)，頂梁板因螺釘橫紋施壓而劈裂，且隨后的反向加載使頂梁板劈裂進(jìn)一步加??；當(dāng)加載到80 mm 位移等級(jí)時(shí)，伴隨著墻體內(nèi)大量螺釘連接的斷裂失效，頂梁板劈裂嚴(yán)重，墻板接縫處的共用墻骨柱幾乎脫落(圖6(b))，墻體承載力快速下降。相比于截面寬×長(zhǎng)為38 mm×89 mm 的頂梁板，底梁板、共用墻骨柱、端部墻骨柱上均未出現(xiàn)類似劈裂破壞，表明采用截面寬×長(zhǎng)為38 mm×140 mm 的規(guī)格材作為竹膠板剪力墻的邊緣墻骨更合適。MW1-C 試件中無共用墻骨柱，失效螺釘數(shù)量也相對(duì)較少，其破壞主要表現(xiàn)為端部墻骨柱的明顯上拔，這是由盤頭螺釘彎曲變形所致。

圖6 低周反復(fù)加載試件的破壞模式Fig.6 Failure modes of the cyclic specimens

2.2 荷載-位移曲線

試件在單調(diào)荷載作用下的荷載-位移曲線以及低周往復(fù)荷載作用下的滯回曲線和骨架曲線如圖7所示。由圖7可知：在40 mm位移之前，同組內(nèi)單調(diào)加載試件的荷載-位移曲線與低周往復(fù)加載試件的骨架曲線極為接近；進(jìn)入塑性階段后，低周反復(fù)加載試件的骨架曲線略低于單調(diào)加載時(shí)的荷載-位移曲線。低周往復(fù)加載試件的滯回曲線存在“捏縮”現(xiàn)象，但在達(dá)到峰值荷載前，并無明顯的剛度退化現(xiàn)象，即同一位移等級(jí)下第1，2 和3 次循環(huán)的峰值承載力極為接近；隨著墻體中自攻螺釘疲勞斷裂的大量出現(xiàn)，墻骨與中心夾板間的連接相繼失效，滯回曲線在達(dá)到承載力峰值后才開始出現(xiàn)剛度退化。MW2-C 和MW3-C 試件的反向加載峰值點(diǎn)比正向加載時(shí)的略低，這與試件在正向加載過程中所產(chǎn)生的不可恢復(fù)性破壞(螺釘斷裂、頂梁板劈裂)有關(guān)。

圖7 各組試件的荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of specimens

2.3 力學(xué)性能參數(shù)

基于圖7 中的荷載-位移曲線及骨架曲線，可以得到各試件的抗側(cè)力性能指標(biāo)，具體包括抗剪剛度Ke、抗剪強(qiáng)度fvd、屈服位移Δy、峰值點(diǎn)位移Δpeak、極限位移Δu和延性系數(shù)μ，如表2所示。

研究表明[16]，輕型木結(jié)構(gòu)墻體的整體抗側(cè)能力與墻肢長(zhǎng)度成正比，因此，木結(jié)構(gòu)相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范[17-18]中常以單位長(zhǎng)度的抗剪剛度Ke和抗剪強(qiáng)度fvd來評(píng)價(jià)其抗側(cè)力性能。依據(jù)EEEP(equivalent energy elastic plastic)法[19]，抗剪剛度的計(jì)算公式為Ke=0.4Ppeak/(Δ0.4peak×L)(其中Ppeak為墻體試件荷載-位移曲線上的峰值荷載；Δ0.4peak為曲線上0.4Ppeak點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的位移；L為墻肢長(zhǎng)度)?？辜魪?qiáng)度計(jì)算公式為fvd=Ppeak/L。延性系數(shù)μ用極限位移Δu與屈服位移Δy的比值來表示，即μ=Δu/Δy(其中，Δu取墻體荷載-位移曲線下降段中80%Ppeak處所對(duì)應(yīng)的位移，屈服位移Δy參照EEEP 法確定)。低周反復(fù)加載試件的各項(xiàng)參數(shù)取自正、負(fù)向骨架曲線的平均值。

從表2可以看出，低周反復(fù)加載試件的抗剪強(qiáng)度均低于同組內(nèi)單調(diào)加載試件的抗剪強(qiáng)度，這與二者在不同加載制度下所表現(xiàn)出的破壞模式差異有關(guān)。在低周反復(fù)荷載作用下，墻體內(nèi)的自攻螺釘因多次往復(fù)彎折而過早地出現(xiàn)疲勞斷裂破壞(見圖6(a))，導(dǎo)致墻體內(nèi)起主要抗側(cè)力作用的雙剪螺釘連接大量失效，墻骨與墻板之間無法形成有效的荷載傳遞，相比之下，單調(diào)加載墻體試件中的雙剪螺釘連接幾乎沒有明顯破壞，自攻螺釘、竹膠板的材料性能得到充分發(fā)揮，相應(yīng)地墻體承載能力也會(huì)更強(qiáng)。文獻(xiàn)[11]發(fā)現(xiàn)竹膠板雙剪螺釘連接在單調(diào)荷載作用下的承載力較低周反復(fù)加載時(shí)的高，與本文試驗(yàn)結(jié)論相符。

墻體試件組MW1 和MW2 的抗剪強(qiáng)度均值相差較小，可見墻肢長(zhǎng)度的變化并不會(huì)改變竹膠板夾板剪力墻的抗剪強(qiáng)度，這與常規(guī)輕型木結(jié)構(gòu)墻體試驗(yàn)結(jié)果一致。釘間距為150/300 mm的MW3組試件的抗剪強(qiáng)度均值比100/200 mm釘間距的MW1和MW2組的抗剪強(qiáng)度均值分別低13.9%和18.2%，表明減小釘間距有助于增大竹膠板夾板剪力墻的抗剪強(qiáng)度。各組試件的延性系數(shù)為1.18～2.53，其中MW3組試件的延性系數(shù)最大，體現(xiàn)了增大釘間距對(duì)竹膠板夾板剪力墻變形能力的增益效果。

“多高層木結(jié)構(gòu)建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)”[20]規(guī)定，輕型木結(jié)構(gòu)建筑的彈性和彈塑性層間位移角限值分別為1/250 和1/50，對(duì)應(yīng)于2.44 m 高墻體的側(cè)向位移9.8 mm和48.8 mm，分別低于表2中各組墻體試件的屈服位移Δy和極限位移Δu，表明竹膠板夾板剪力墻的側(cè)向變形能力符合我國(guó)抗震規(guī)范體系的要求。

表2 各試件的力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of specimens

2.4 與常規(guī)夾板剪力墻的對(duì)比分析

為量化竹膠板和自攻螺釘對(duì)夾板剪力墻抗側(cè)力性能的提升效果，將現(xiàn)有文獻(xiàn)中典型的夾板剪力墻試驗(yàn)數(shù)據(jù)與本文的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見表3。

表3 不同夾板剪力墻試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of results of midply shear walls in different tests

現(xiàn)有常規(guī)夾板剪力墻通常采用木基結(jié)構(gòu)板材和普通釘子作為中心夾板和連接件，如文獻(xiàn)[7]中的夾板剪力墻試件組M26 和M31 采用了12.5 mm厚的加拿大松木膠合板(CSP)和3 mm×82 mm 的普通圓釘，其抗剪剛度和抗剪強(qiáng)度均值分別為1.12 kN·mm-1·m-1和23.95 kN·m-1；與之相比，本文中具有相似構(gòu)造的MW2組竹膠板夾板剪力墻試件的抗剪剛度和強(qiáng)度分別提升10.7%和107.1%。同樣地，在構(gòu)造相似的前提下，本文中竹膠板夾板剪力墻試件組MW2 和MW3 的抗剪剛度比文獻(xiàn)[10]中采用定向刨花板(OSB)和麻花釘制作的常規(guī)夾板剪力墻試件W-05 和W-07 分別高40.9%和63.0%，且二者抗剪強(qiáng)度也分別比后兩者高出56.9%和51.2%。由此可見，采用竹膠板和自攻螺釘分別替代常規(guī)的木基結(jié)構(gòu)板材和釘連接件可以顯著提升夾板剪力墻的抗側(cè)力性能。另外，需要指出的是，文獻(xiàn)[7]和[10]中的夾板剪力墻均出現(xiàn)了端部墻骨柱的拉彎斷裂破壞，而本文竹膠板夾板剪力墻中所采用的新型抗拔緊固件很好地避免了這一現(xiàn)象的發(fā)生。

從變形能力來看，本文竹膠板夾板剪力墻的平均極限位移為60～80 mm，較文獻(xiàn)[7]和[10]中常規(guī)的夾板剪力墻低，這主要是由竹膠板夾板剪力墻過早出現(xiàn)端部墻骨柱平面外失穩(wěn)以及頂梁板劈裂破壞所致。若將竹膠板夾板剪力墻應(yīng)用于木框架-剪力墻組合結(jié)構(gòu)體系中[21]，則在外側(cè)梁柱框架的約束作用下，可以很好地緩解或避免上述不利破壞，從而使內(nèi)填竹膠板夾板剪力墻優(yōu)異的抗側(cè)力性能得以高效利用。

2.5 墻體邊界桿件及抗拔緊固件的受力性能

在側(cè)向荷載作用下，輕型木結(jié)構(gòu)墻體兩端的邊界桿件(即端部墻骨柱)分別承受拉力和壓力，所產(chǎn)生的力矩與側(cè)向荷載在墻體平面內(nèi)的彎矩相平衡?；诖?，木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[17-18]中采用下式計(jì)算端部墻骨柱中的軸力N：

式中：P為墻體所受側(cè)向力，H和L分別為墻體高度和長(zhǎng)度。

竹膠板夾板剪力墻的左、右兩側(cè)各有兩根端部墻骨柱(見圖1)，其上拔力由底部抗拔緊固件承擔(dān)，并由圖4所示荷載傳感器測(cè)得。為分析端部墻骨柱中上拔力的變化規(guī)律，以部分墻體試件為例，繪制其右側(cè)端部墻骨柱的總上拔力與墻體側(cè)向位移的變化曲線，見圖8。從圖8可以看出，1.22 m×2.44 m墻體端部墻骨柱的上拔力約為墻體所受側(cè)向力的2倍(圖8(a)和(b))，而2.44 m×2.44 m墻體端部墻骨柱中的上拔力與墻體側(cè)向力幾乎一致(圖8(c)和(d))，故可根據(jù)式(1)的彎矩平衡條件計(jì)算竹膠板夾板剪力墻端部墻骨柱中的軸力。

圖8 端部墻骨柱上拔力與墻體側(cè)向力的變化Fig.8 Changes of the uplift force of end studs and the lateral force of shear wall specimen

為進(jìn)一步探究竹膠板夾板剪力墻中新型抗拔緊固件的工作狀態(tài)，對(duì)端部墻骨柱底部的上拔位移和抗拔力進(jìn)行分析。在墻體達(dá)到極限承載力之前，端部墻骨柱的上拔位移、墻角緊固件的抗拔力均與墻體側(cè)向位移近似呈線性變化關(guān)系，且最大上拔位移保持在14 mm 以內(nèi)；抗拔緊固件與端部墻骨柱的連接處無明顯破壞，幾乎保持在彈性工作階段，其彈性抗拔剛度為6.40～8.76 kN/mm。在墻體達(dá)到極限承載力之后，MW2 和MW3 組墻體底部的抗拔緊固件連接部位變形依然不大，仍保有較高的抗拔能力。

3 結(jié)論

1)以竹膠板和自攻螺釘作為夾板剪力墻的中心夾板和釘連接件，能有效避免板邊撕裂和釘子拔出破壞，并顯著提升夾板剪力墻的抗側(cè)力性能，其抗剪剛度相比常規(guī)夾板剪力墻提升11.2%～63.0%，抗剪強(qiáng)度提升51.2%～107.1%。

2)竹膠板夾板剪力墻在低周往復(fù)荷載作用下易發(fā)生自攻螺釘疲勞剪斷破壞，以致其抗剪強(qiáng)度較單調(diào)荷載作用時(shí)略低。在相同構(gòu)造情況下，墻肢長(zhǎng)度變化不影響竹膠板夾板剪力墻的抗剪強(qiáng)度；增大螺釘間距會(huì)降低竹膠板夾板剪力墻的抗剪剛度和抗剪強(qiáng)度，但有助于提升墻體延性。

3)竹膠板夾板剪力墻端部墻骨柱中的軸力可依據(jù)墻體平面內(nèi)彎矩平衡的方法計(jì)算。所采用的新型抗拔緊固件能提供6.40～8.76 kN/mm的抗拔剛度，并有效避免端部墻骨柱的拉彎斷裂破壞，可為竹膠板夾板剪力墻提供可靠的抗傾覆性能。

4)若將竹膠板夾板剪力墻內(nèi)填于梁柱框架結(jié)構(gòu)中，并采用螺栓或自攻螺釘將二者連接固定，則可以有效避免端部墻骨柱的屈曲失穩(wěn)或受拉斷裂破壞，進(jìn)一步發(fā)揮其優(yōu)異的抗側(cè)力性能。