钢-木组合柱抗侧力性能试验研究及有限元分析

赵东拂， 王 磊， 孟 颖(. 北京建筑大学 土木与交通工程学院，北京 00044； 2. 北京未来城市设计高精尖创新中心，北京 00044； 3. 工程结构与新材料北京市高等学校工程研究中心，北京 00044； 4. 北京节能减排关键技术协同创新中心，北京 00044)

2015-08-31，《促进绿色建材生产和应用行动方案》提出“发展木结构建筑”。2016-02-21，《关于进一步加强城市规划建设管理工作的若干意见》提出“在具备条件的地方，倡导发展现代木结构建筑”。2017-03-02，《关于加快发展装配式建筑的实施意见》提出“按照适用、经济、安全、绿色、美观的要求，在具备条件的项目中倡导采用现代木结构建筑”。现代梁柱式木结构采用符合工业化标准的金属连接件代替榫卯连接[1]，其抗侧力通常由节点构造和侧脚机制提供。由于梁柱、柱脚节点并不能做到完全刚性连接，导致纯梁柱体系具有有限的抗侧能力[2]。

目前，国内外相关专家学者对于传统抗侧力体系已有较深入的研究：李昌春等[3]完成了4个不同类型的木框架缩尺试件的抗震性能研究；何敏娟等[4]对木框架剪力墙5种材料的10片足尺试件从荷载-位移曲线、极限荷载、弹性阶段刚度、屈服荷载、破坏荷载和位移、延性及耗能等方面进行了抗侧性能试验研究；熊海贝等[5]通过拟静力试验，从滞回曲线、极限承载力、延性系数、刚度、强度、耗能等方面对比研究了10榀不同支撑类型的足尺试件的抗震性能；郑维等[6]从滞回、骨架、延性等方面完成了对6榀钢填板螺栓连接的不同类型的胶合木框架-剪力墙足尺试件的拟静力试验研究；张富文等[7]完成了对榫卯节点木框架的4榀竹斜撑加固、钢箍加固和钢支撑加固足尺试件从滞回、承载力、耗能等方面的拟静力试验研究；Komatsu等[8]对新开发的门式框架——具有韧性和高强度半刚性胶合木框架进行测试，并对一种传统和两种改进的木质刚架进行比较；Li等[9]采用重要抽样的响应面法，研究了现浇梁木结构中常用的八种斜撑结构板套剪力墙的可靠度；Ahmad等[10]对中心支撑木框架砌体填充墙进行了抗震性能评估；Echavarría 等[11]进行了对一系列由碳纤维增强聚合物(CFRP)和竹集成材的胶合木梁加固测试，结果表明，使用CFRP和竹集成材可以使胶合木梁的力学性能得到改进；Furuta[12]采用振动台试验研究了一种新型紧固件的双木支撑木框架的抗震性能。综合国内外的研究现状，对于梁柱式木结构的抗侧力体系运用较多的是增加支撑、刚性构架、轻型木结构剪力墙面板等。

探索和研究组合结构形式，发展前途光明[13]。木材节能环保，可再生。钢结构则具有良好的延性和变形能力。因此，钢-木组合结构受力性能更好、更牢固耐久[14-16]。因此，提出了一种抗侧力钢-木组合柱结构形式，以弯折钢筋为缀件结合木肢柱、横梁抵抗水平侧向力，用于结构抗震耗能。

本文采用拟静力试验与ABAQUS有限元分析相结合并互相验证的方法研究钢-木组合柱的抗侧力性能，为钢-木组合柱应用于仿古建筑、木结构别墅及住宅、古建筑维护及加固等实际工程提供参考。

1 试验概况

1.1 材料性能

三组试件分别采用Q345B钢、直径22 mm的光圆钢筋HPB300、直径24 mm的10.9级摩擦型高强螺栓和东北落叶松。

Q345B钢、直径22 mm的光圆钢筋HPB300的材性试验参照《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》[17]进行。由于螺栓直径较大，几乎没有发生弯曲屈服，对螺栓的材料本构定义为理想的弹塑性，采用双折线模型[18]。上述三者的力学性能如表1所示。

由于木材是正交各向异性材料，研究木材性能最理想的途径是进行材料性能试验，参照相关规范[19-24]对木材试件进行试验，如表2所示，表中数据均为木材试件的平均值。

表1 Q345B钢、钢筋HPB300和螺栓的力学性能Tab.1 Mechanical properties of Q345B andHPB300 and bolts

表2 木材的力学性能Tab.2 Mechanical properties of wood

1.2 试件设计

1.2.1 弯折钢筋缀件细部尺寸优选

钢-木组合柱的尺寸参照《木结构设计手册》[25]、《木结构设计规范》[26]、《钢结构设计手册》[27]进行设计，同时参考了文献[28]。弯折钢筋缀件作为重点分析对象，对其细部尺寸的优选是必不可少的步骤。

ZHZA组钢筋缀件细部尺寸优选的步骤为：①采用ABAQUS软件建立模型ZHZAai(i=1,2,3)，对其进行100 kN竖向力作用在横梁顶部及100 kN水平力作用在横梁端部的单调加载，对比荷载-位移曲线确定a尺寸；②在确定a尺寸以及考虑钢筋缀件与钢夹板焊接连接处有无弯折因素的基础上，采用ABAQUS软件建立模型ZHZAbi(i=1,2,3)，对其进行100 kN竖向力作用在横梁顶部及100 kN水平力作用在横梁端部的单调加载，对比荷载-位移曲线确定b尺寸；③分别对已确定a、b尺寸的两组模型进行水平低周反复加载，通过滞回曲线以及等效黏滞阻尼系数对比两者的耗能能力；④选取耗能能力最好的一组作为钢-木组合柱模型ZHZA组。

图1为ZHZAai(i=1,2,3)组的钢筋缀件弯折形式，图2为P局部详图。

分别建立当a1=120，a2=130，a3=140时ZHZAai(i=1,2,3)组模型，对其进行100 kN竖向力作用在横梁顶部及100 kN水平力作用在横梁端部的单调加载，图3为模型ZHZAai(i=1,2,3)组单调加载的荷载-位移曲线。由图3可知：a2=130时的承载力相对a1=120、a3=140时较高。a2=130时的极限位移角约为1/67，满足《古建筑木结构维护与加固技术规范》(GB 50165—1992)中位移角限值要求[29]。综上所述，当a2=130时的模型ZHZAa2组性能更好。

图1 模型ZHZAai(i=1,2,3)组钢筋缀件弯折形式Fig.1 Model ZHZAai(i=1,2,3)group steel bar bending form

图2 P局部详图Fig.2 P details

图3 模型ZHZAai(i=1,2,3)组荷载-位移曲线Fig.3 Load shifting curves of ZHZAai(i=1,2,3)models

在ZHZAai(i=1,2,3)组P局部的基础上，考虑钢筋缀件与钢夹板焊接连接处有无弯折的影响，对ZHZAbi(i=1,2,3)组P局部进行调整。图4为ZHZAbi(i=1,2,3)组的钢筋缀件弯折形式，图5为P局部详图，其中a的尺寸不变，即a=130。

图4 模型ZHZAbi(i=1,2,3)组钢筋缀件弯折形式Fig.4 Model ZHZAbi(i=1,2,3)group steel bar bending form

图5 调整后的P局部详图Fig.5 P details after adjusting

建立当b1=30，b2=40，b3=50时ZHZAbi(i=1,2,3)组模型，对其进行100 kN竖向力作用在横梁顶部及100 kN水平力作用在横梁端部的单调加载，图6为模型ZHZAbi(i=1,2,3)单调加载的荷载-位移曲线。由图6可知：b2=40时的承载力相对b1=30，b3=50较高。对比b2=40，b3=50，在相同位移下，前者的承载力略高。对比b1=30，b2=40，在相同荷载下，后者的位移较小。b2=40时的极限位移角大约为1/67，满足《古建筑木结构维护与加固技术规范》(GB 50165—1992)中位移角限值要求。综上所述，当b2=40时的模型ZHZAb2组性能较好。

图6 模型ZHZAbi(i=1,2,3)组荷载-位移曲线Fig.6 Load shifting curves of ZHZAbi(i=1,2,3)models

总结可得模型ZHZAa2组和ZHZAb2组的钢筋缀件细部的具体尺寸，如图7所示。

(a)模型ZHZAa2组(b)模型ZHZAb2组

图7 钢筋缀件具体尺寸

Fig.7 Steel barspecific size

分别对已确定a、b尺寸的ZHZAa2组和ZHZAb2组模型进行水平低周反复加载，通过滞回曲线和等效黏滞阻尼系数对比两者的耗能能力。分析滞回曲线图8可知：随着位移加大，滞回环面积在逐渐加大；其中模型ZHZAb2组的滞回曲线更为饱满，滞回环面积更大，耗能能力更好。在破坏荷载时，模型ZHZAa2组的等效黏滞阻尼系数ζeq[30]为0.131，模型ZHZAb2组的ζeq为0.198，高于前者33.8%。表明模型ZHZAb2组弯折钢筋缀件的耗能发展更为充分，在水平低周反复荷载作用下表现出良好的耗能能力。

图8 模型滞回曲线比较Fig.8 Comparison of model hysteretic curves

综上所述，优选后ZHZA组的钢筋缀件如图7(b)所示。采用上述类似方法，考虑钢筋缀件与长钢片焊接连接处有无弯折，可得ZHZB组的钢筋缀件具体尺寸；考虑钢筋缀件与横梁有无接触，可得ZHZC组的钢筋缀件具体尺寸。

1.2.2 试件制作

抗侧力钢-木组合柱的肢件与横梁利用U型板通过螺栓固定，钢夹板通过螺栓固定在肢件上、钢夹板与钢筋通过焊接连接，钢筋缀件之间的接触点通过钢片焊接固定。三组钢-木组合柱试件ZHZA、ZHZB和ZHZC的尺寸及材料如表3所示，试件类型如表4所示。

1.3 加载装置

拟静力试验在北京建筑大学土木与交通工程学院结构实验室进行，其中试件ZHZA组的加载装置实物图如图9所示。试验过程中采用的主要设备有反力墙、100 t电液伺服作动器、两个50 t的BK-4C型传感器、DH3820数据自动采集仪和位移计。为防止试件在加载过程中发生平面外失稳，在横梁两侧安装侧向支撑。

1.4 加载制度

试验采用位移控制加载制度进行水平加载，试验分预加载和正式加载两部分进行。预加载的目的是检查测试设备显示数值是否正常并调零。正式加载时，将竖向荷载加至100 kN，并保持整个水平加载过程中试件的轴压力恒定不变。加载制度为位移控制，分别采用1/1 500、1/1 000、1/600、1/375、1/250、1/200、1/150、1/100、1/75、1/60的位移角对试件进行加载，图10为位移的加载模式。当层间位移角达到1/30，或承载力下降到极限承载力的85%，或连接部位出现严重变形时，认为试件破坏，停止试验。试验中所有数据均通过DH3820数据自动采集仪采集。

表3 试件尺寸及材料Tab.3 Specimen size and material

1.5 测点布置

每组试件布置22个应变片，编号为1-22；布置5个位移计，编号为D1-D5。试件的测点分布如图11所示。

2 试验结果及其分析

2.1 试验现象与破坏形态

开始加载后，木材发出轻微的连续响声。位移加载至20 mm时，ZHZA组的测点17附近出现弯曲。位移加载至30 mm时，ZHZB组的测点7、9附近出现弯曲；ZHZC组的测点15、17附近出现弯曲；位移加载至45 mm时，ZHZA组的测点17附近出现明显的弯曲，如图12(a)所示；肢柱底部螺栓孔劈裂，如图12(b)所示。此时，认为ZHZA组试件破坏，不宜继续加载。

位移加载至50 mm时，ZHZB组的测点7、9附近出现明显弯曲，如图13(a)、(b)所示；长钢片上部出现弯曲，如图13(c)所示；肢柱顶部螺栓孔劈裂，如图13(d)所示。此时，认为ZHZB组试件破坏，不宜继续加载。

位移加载至50 mm时，ZHZC组的钢筋测点9、15、17附近出现明显弯曲，如图14(a)、(b)、(c)所示；肢柱底部螺栓孔劈裂，如图14(d)所示。此时，认为ZHZC组试件破坏，不宜继续加载。

表4 试件类型Tab.4 Types of specimens mm

图9 加载装置实物图Fig.9 Loading device physical map

图10 位移的加载模式Fig.10 Horizontal displacement loading mode

(a) ZHZA的布置

(b) ZHZB的布置

(c) ZHZC的布置图11 试件的测点分布图Fig.11 Distribution of measuring points

(a)钢筋缀件测点17附近出现弯曲(b)肢柱底部螺栓孔劈裂

图12 ZHZA试件的破坏形态
Fig.12 Failure mode of ZHZA group

(a)测点7附近出现弯曲(b)测点9附近出现弯曲(c)长钢片上部出现弯曲(d)肢柱顶部螺栓孔劈裂

图13 ZHZB试件的破坏形态

Fig.13 Failure mode of ZHZB group

对试件的破坏形态分析如下：①三组试件的钢筋缀件均出现弯曲。原因是随着对钢-木组合柱施加水平反复荷载，钢筋缀件从弹性阶段逐渐进入塑性阶段，通过弯曲耗能。②试件ZHZB组中与钢筋缀件焊接连接的长钢片出现弯曲。原因是在水平作动器对钢-木组合柱施加推力时，进入塑性阶段的两根弯折钢筋屈曲，施加拉力时又重新恢复原形。在反复荷载下，与钢筋缀件焊接连接的长钢片出现弯曲。③螺栓孔出现劈裂。原因是在竖向荷载、水平低周反复荷载作用下，螺栓孔附近顺纹剪应力较大，易发生劈裂。

(a)测点9附近出现弯曲(b)测点15附近出现弯曲(c)测点17附近出现弯曲(d)肢柱底部螺栓孔劈裂

图14 ZHZC试件的破坏形态

Fig.14 Failure mode of ZHZC group

2.2 滞回曲线

根据拟静力试验数据，可得三组钢-木组合柱试件的梁端荷载P-位移Δ滞回曲线，见图15。由图15可知：①三组试件在达到峰值位移时承载力未出现下降趋势，滞回曲线的各级正、负向承载力有稍微差别。这是由初始加载的方向性、加载过程中横梁顶部施加竖向荷载的“穿心顶”左右摆动及试验加载时作动器的位移与横梁顶部实测位移之间的差异造成的。②三组试件的滞回曲线呈较为饱满的弓形，滞回曲线具有一定程度的“捏缩”效应，反映出试件受到了一定程度的滑移影响。此滑移主要表现为高强螺栓在螺栓孔壁中的摩擦滑移以及肢柱与钢夹板发生相对摩擦滑移。与其他梁柱式木结构抗侧加强结构运用的支撑、刚性构架、轻型木结构剪力墙面板以及钢筋缀件格构柱相比，钢-木组合柱的滞回曲线更饱满，滞回环面积更大，说明其耗能能力更好。③三组足尺试件的滞回曲线因钢筋缀件不同弯折形式而有较大差异，说明钢筋缀件的参数包括弯曲形式、弯曲尺寸与交叉连接等改变对钢-木组合柱试件的抗侧力性能影响较大。

(a) 试件ZHZA组

(b) 试件ZHZB组

(c) 试件ZHZC组

图15 试件滞回曲线比较

Fig.15 Comparison of specimen hysteretic curves

2.3 骨架曲线

三组钢-木组合柱试件的骨架曲线对比见图16。由图16可知：在施加荷载的初期无刚度退化。随着位移加载的增大，钢筋缀件出现屈服，荷载增长的幅值减小，出现刚度退化。三组试件的P-Δ骨架曲线都没有非常明显的屈服点，故采用“R.Park法”[31]来确定屈服位移和荷载。为保证试验过程中设备和人员的安全，荷载未下降至最大荷载的85%，取实际破坏荷载为极限荷载，取实际破坏位移为极限位移。表5为三组试件的主要性能指标。

2.4 延性系数

延性系数反映了结构构件的变形能力，三组试件的延性系数见表5。由表5可知：①试件ZHZA组的平均延性系数最大，为2.41，高于ZHZB组24.07%，高于ZHZC组7.88%，说明试件ZHZA组的延性更好。②三组试件的极限位移角分别为1/67(ZHZA)、1/60(ZHZB、ZHZC)，满足《古建筑木结构维护与加固技术规范》(GB 50165—1992)中位移角限值要求。

图16 试件骨架曲线对比Fig.16 Comparison of specimen skeleton curves

表5 三组试件的主要性能指标Tab.5 The main performance indexes of the three specimens

2.5 刚度退化

三组钢-木组合柱试件的刚度退化曲线对比见图17。由图17可知：随着加载位移的增大，各组试件刚度都出现了一定程度的退化。ZHZA组的初始弹性侧向刚度为5.356 kN/mm，高于ZHZB组11.97%，高于ZHZC组20.46%。随着加载位移的增大，三组试件的刚度退化差距明显缩小，与骨架曲线反映出的规律具有一致性。

2.6 耗能能力

试件的耗能能力是评定结构抗震性能的重要指标。采用累积耗能E和等效黏滞阻尼系数ζeq来衡量试件的耗能性能。

2.6.1 累积耗能

三组试件的累积耗能与水平位移关系曲线见图18。由图18可知：随着位移加载的增大，三组试件的累积耗能逐渐增大，其中ZHZA组的累积耗能最大，约为10 223 kN·mm，高于ZHZB组6.63%，高于ZHZC组5.9%，表明试件ZHZA组的耗能能力更好。

2.6.2 等效黏滞阻尼系数

计算可得三组试件破坏时的等效黏滞阻尼系数ζeq，见图19。由图19可知：①在破坏荷载时，ZHZA组的ζeq为0.175，高于ZHZB组13.14%，高于ZHZC组10.86%，说明ZHZA组具有良好的塑性变形能力和耗能能力。②三组钢-木组合柱试件的ζeq为0.152～0.175，比一般木骨架剪力墙的ζeq(0.113～0.155)大[32]，说明钢-木组合柱具有良好的耗能能力，满足一般建筑结构的抗震需求。

图17 刚度退化曲线对比Fig.17 Comparison of degradation curves of secant stiffness

图18 累积耗能与位移关系曲线Fig.18 Relationship curve between cumulative energy dissipation and displacement

图19 三组试件破坏时的ζeqFig.19 ζeq of failure of three groups of specimens

3 有限元分析与试验结果对比分析

为了进一步研究不同弯折形式的钢筋缀件对钢-木组合柱抗侧力性能的影响，采用ABAQUS软件对钢-木组合柱进行水平低周反复荷载作用下非线性有限元分析。

3.1 有限元分析

采用ABAQUS软件建立三组三维实体有限元模型，模型尺寸与试验试件一致。材料选用Q345B钢、钢筋HPB300、10.9级螺栓和东北落叶松。其中试验所得数据为名义应力和名义应变，而在ABAQUS软件中要使用真实值，需进行转化[33]。模型选择C3D8R(八结点线性六面体单元，减缩积分，沙漏控制)，并进行自由网格划分。相互作用采用表面与表面接触，接触属性中切向行为采用库仑摩擦，木材之间的摩擦因数采用0.3，钢材之间的摩擦因数采用0.15，木材与钢材之间的摩擦因数采用0.1；法向行为采用“硬”接触。螺栓预紧力的模拟在Load模块中通过施加螺栓荷载来实现，M24高强螺栓施加225 kN预紧力。

3.2 破坏形态对比

三组试件试验破坏形态与有限元分析应力状态对比见图20。由图20可知：有限元分析对于钢筋缀件屈曲现象的模拟较为准确，钢筋缀件发生弯曲的位置、弯曲程度与试验基本一致。

试验破坏形态有限元分析应力状态

(a) ZHZA测点17附近出现弯曲

(b) ZHZB测点7、9附近出现屈曲

(c) ZHZC测点15、17附近出现屈曲

图20 试验破坏形态与有限元分析应力状态的对比

Fig.20 Comparison of failure mode and simulated stress state

3.3 滞回曲线对比

有限元分析与试验的滞回曲线对比见图21。由图21可知：有限元分析得出的滞回曲线更加饱满，整体轮廓与试验所得滞回曲线基本吻合。这是因为在有限元分析过程中边界条件和施加荷载步更为理想化，忽略了焊接残余应力、焊缝质量缺陷、竖向轴压力随着水平位移的改变而改变、木材材料性能的离散性等不利因素的影响，使有限元分析结果更趋于理论化。总体来看，有限元分析与试验的结果取得了较好的一致性。

(a) 试件ZHZA组

(b) 试件ZHZB组

(c) 试件ZHZC组图21 试验滞回曲线对比Fig.21 Comparison of specimen hysteretic curves

3.4 延性系数对比

三组试件的主要性能指标见表6。由表6可知：有限元分析并不能完全考虑试件本身和试验过程的真实情况，导致结果偏高，高于试验结果10%左右。总体来说，有限元分析和试验的结果吻合较好。

表6 三种试件的主要性能指标对比Tab.6 Comparison of the main performance indexes of three kinds of specimens

3.5 耗能能力对比

三组试件的有限元分析和试验研究的累积耗能对比见图22，等效黏滞阻尼系数对比见图23。由图22和23可知：有限元分析的累积耗能及等效黏滞阻尼系数要高一些，这与其滞回曲线饱满，耗能能力更好的结论一致。有限元分析得出的相关参数和试验研究结果大致相同，说明有限元分析的结果基本可靠。

图22 累积耗能对比Fig.22 Comparison of cumulative energy dissipation

图23 等效黏滞阻尼系数对比Fig.23 Comparison of equivalent viscous damping coefficient

4 结 论

本文采用拟静力试验与ABAQUS有限元分析相结合并互相验证的方法，研究钢-木组合柱的抗侧力性能，主要结论如下：

(1)三组试件的滞回曲线呈较为饱满的弓形，其中ZHZA组的滞回曲线更饱满，滞回环面积更大，有更好的耗能能力。

(2)三组试件的滞回曲线因钢筋缀件不同弯折形式而有较大差异，表明钢筋缀件的参数包括弯曲形式、弯曲尺寸与交叉连接等改变对钢-木组合柱试件的抗侧力性能影响较大。

(3)ZHZA组平均延性系数是2.41、在破坏荷载时的等效黏滞阻尼系数是0.175，都是三组试件中最大的，表明试件ZHZA组在水平低周反复荷载作用下表现出良好的塑性变形能力和耗能能力。

(4)三组试件在破坏荷载时的等效黏滞阻尼系数为0.152～0.175，比一般木骨架剪力墙(0.113～0.155)较大，表明钢-木组合柱的弯折钢筋缀件与肢件、横梁具有较好的协同工作性，耗能能力较好，因此抗侧力钢-木组合柱结构形式是一种合理的结构形式。

(5)对比有限元分析与试验研究结果，两者基本吻合，说明所建立的有限元模型可以较为准确地模拟钢-木组合柱在试验加载过程中抗侧力性能的变化。

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[22] 木材顺纹抗拉强度试验方法：GB/T 1938—2009[S]. 北京:中国标准出版社, 2009.

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