胶合木双肢柱框架结构螺栓连接节点力学性能试验研究

2022-05-12刘哲陈伯望王柳刘帅高丹萍

中南大学学报（自然科学版） 2022年4期

刘哲，陈伯望，王柳，刘帅，高丹萍

(中南林业科技大学土木工程学院，湖南长沙，410004)

由于木材具有可再生性、舒适性、装配化程度高和建造速度快等优点，现代木结构建筑成为绿色建筑和装配式建筑的重要类型，近年来越来越受到建筑业的关注。随着GB/T 51233—2016“装配式木结构建筑技术标准”[1]和GB/T 51226—2017“多高层木结构建筑技术标准”[2]的发布，高层木结构及木混合结构将成为我国生态城市发展的必然趋势[3]。胶合木能在保留实木锯材优良力学特性的基础上，解决了受天然原木尺寸截面限制的问题，能够加工成更大的结构构件，且具有环保节能、规格灵活、整体刚度好、施工方便等优点，这使得胶合木结构成为研究的热点[4]。木材不同于混凝土和钢结构，由于它的不可焊性，节点连接一直是木结构设计与研究的重点，而螺栓连接是现代木结构中应用最为普遍的一种连接方式，该连接具有经济性、加工方便、传力简单可靠等特点，重型木结构中绝大部分的连接形式即为螺栓连接[5]。

对于木结构框架梁柱节点的受力性能，刘应扬等[6]通过5 个梁柱节点足尺构件试验表现出的“弱节点，强构件”破坏模式，提出了一种半刚性框架全过程力-位移关系的方法，以确定节点的半刚性特性。祝恩淳等[7]提出了钢板螺栓连接承载力计算式和受弯螺栓连接节点承载力上限和下限的计算方法，并通过设计制作钢填板螺栓节点试件验证了所提出理论的正确性和适用性。罗烈等[8]对6组20个足尺节点试件进行抗剪试验，得到了层板胶合木梁柱钢填板-螺栓连接节点的受剪性能指标和特征曲线，并研究了此节点横纹受力性能。HE等[9]设计了16 个不同的带节点支撑结构的胶合木节点试件，进行一系列单调加载和低周反复加载试验，研究表明采用带支撑的方式能显著提高节点的抗弯能力和初始刚度。对于木结构框架加固后的受力性能，许清风等[10]通过外贴钢板的方式来研究加固木梁的力学特性，结果表明木梁粘贴钢板加固后的延性、极限承载力和初始抗弯刚度都有明显提升。YANG 等[11]通过不同排列方式的CFRP复合材料外部黏合木材加强单螺栓节点，分析了试验节点的失效模式、强度和延性，结果表明其所有加强方案均能提高木节点的强度。陆伟东等[12]采用自攻螺钉增强的螺栓节点进行了单调加载和低周反复加载试验，结果表明增强后节点的承载力及延性有明显提高。冷予冰等[13]研究外包钢板、内贴重组竹和外包钢板以增强胶合木梁柱节点，发现其增强方案均有效提高节点的承载力和抗变形能力。何敏娟等[14]通过光圆螺杆对胶合木梁柱螺栓节点进行横纹加强，研究表明加强后节点的承载力、延性和抗震性能都得到了明显提高。对于胶合木结构整体框架，郑维等[15]对胶合木框架、木剪力墙和胶合木框架-剪力墙进行了6 项低周反复加载试验，研究了胶合木框架-剪力墙的破坏形态与受力机理。熊海贝等[16]对10 榀单层单跨梁柱式木框架足尺试件进行了单向加载和低周反复加载试验，根据试验现象与数据研究了各抗侧力体系的变形能力、耗能能力与破坏模式等抗震性能，并提出了改善加强措施。由于传统的螺栓群连接节点的转动刚度较小，木框架的整体抗侧力性能较差，在现代木结构工程设计中，通常忽略节点的有限受弯承载力，节点连接通常假定为铰接[17]，但此类连接能承受一定的弯矩。GB 50005—2017“木结构设计标准”[18]虽然提及了木-木螺栓连接的单剪和双剪模式的设计方法，但没有说明木节点螺栓连接的抗弯承载力和耗能能力等力学性能。

本文作者提出一种胶合木双肢柱框架结构，梁夹于双肢柱的双肢之间，梁柱节点螺栓连接。双肢柱比单肢柱提高柱的承载力和稳定性，用材节省，更重要的是梁柱节点仅需螺栓连接，不削弱构件，连接方便。本文在足尺模型单调加载试验的基础上，进行低周反复加载试验，探究节点的弯矩-转角关系、耗能能力等力学特性，为该类框架结构的设计提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验设计双肢柱单梁框架节点，对节点进行试验研究，采用T形胶合木双肢柱-单梁螺栓节点(以下简称“节点”)试件，见图1。试件胶合木柱截面长×宽为300 mm×300 mm，每肢截面长×宽为300 mm×100 mm，木柱长度为950 mm；木梁截面长×宽为300 mm×100 mm，木梁长度为950 mm；螺栓长度为350 mm。以螺栓直径和螺栓数量为变量，共设计12 个足尺试件，8 个试件为单调加载，4 个试件为低周反复加载。单调加载试件包含1 个梁端增强对照组ES18-1，在该梁的节点处外包6 mm厚Q235钢板加强。螺栓直径和螺栓边距及螺栓群间距等参数设计见表1。

表1 试件参数设计Table 1 Design parameters of specimens for test

1.2 材料性能

本试验采用东北落叶松胶合木和8.8 级螺栓，通过材料性能试验，试件使用的落叶松平均含水率为14.61%，密度为0.613 g/cm3，顺纹抗拉强度为114.47 MPa，顺纹抗压强度为65.59 MPa，横纹抗拉强度为4.56 MPa，横纹抗压强度为4.49 MPa；横纹销槽承压强度为4.49 MPa；螺栓极限抗拉强度为800 MPa，屈服强度为640 MPa，弹性模量为2.06×105MPa。

1.3 试验装置与测点布置

试验加载装置见图2。为了便于在结构实验室中进行加载，将T 形梁柱节点转动90°放置，即胶合木柱水平放置并由锚栓固定在地梁上，胶合木梁竖直放置并与作动器相连。在胶合木双肢柱两侧设置限位装置以固定胶合木柱，并在柱两端用垫块支撑以保证节点的转动，通过对胶合木梁水平方向施加位移以模拟工程实际情况。作动器作用于胶合木梁上部，并采用位移传感器测量胶合木梁沿加载方向的位移δ，胶合木梁端部由作动器自带的传感器输出加载点的荷载P。

为了探究梁柱螺栓节点的抗弯能力，沿着梁的纵向共布置3个水平位移传感器来测量节点的相对转角，如图2 所示。其中，W1位移传感器距离梁端900 mm，W2位移传感器距离梁端450 mm，W3位移传感器布置在柱端，用以测量梁柱的水平相对位移；荷载通过电液伺服系统得到，位移和应变等通过动态测试系统DH3821 同步采集。

1.4 加载制度

参考美国试验标准ASTM D1761—12[19]，8 个单调加载的试件采用单调匀速位移控制加载方式，整个试验加载过程分为2个阶段，即预加载阶段和正式加载阶段。在预加载过程中，首先将试件加载至预估极限荷载的10%并持续2 min，然后进行卸载至初始位置，待试件完全卸载2 min后，所有数值清零后开始正式加载；正式加载过程中，采用位移速度为5 mm/min 的推力加载，当试件荷载下降至极限荷载的80%或梁柱相对转角达到0.12 rad时停止加载。

依据美国试验标准ASTM E2126—11[20]，4 个试件采用位移控制的低周反复加载，整个试验分2个阶段进行：第1加载阶段以极限位移Δ的1.25%，2.50%，5.00%，7.50%和10.00%依次各循环1 次；第2 加载阶段以极限位移Δ的20%，40%，60%，80%，100%和120%依次各循环3 次，见图3。S14-4 和S14-5 以及S16-3 和S16-4 的极限位移根据试件单调加载得到。

2 试验过程及现象

2.1 单调加载试验

8个单调加载试件表现为2种破坏模式。

1)节点变形过大。S12-1，S12-2和S14-1为变形过大而未发生破坏。以试件S12-2为例，由于在加载初期螺栓和胶合木构件的预钻孔中存在空隙，接触不够充分，试件S12-2转角与弯矩基本呈非线性关系。随着荷载增加，转角与弯矩基本呈线性关系。荷载继续增大，试件出现持续的木材挤压声，但在整个试验过程中，木材并未产生裂缝，螺栓处也未发现微小裂纹，梁构件与柱的相对转角明显。荷载不断增加，当水平位移达到116 mm时，停止加载。试件S12-2 加载过程见图4(a)，螺栓屈服形态见图5(a)，梁破坏形态见图6(a)，柱破坏见图7(a)。试件S12-1 和S14-1 的加载过程和现象与试件S12-2的加载过程和现象类似，胶合木梁均未发生明显破坏。

2)木梁纵纹开裂。以试件S18-1为例，在试验加载初期陆续出现因为梁柱之间的错动和挤压而形成的噼啪声。随着荷载增加，试件相对转角逐渐加大，位移和作用力基本呈线性关系。当作动器水平推力为4.37 kN时，木材出现挤压声，当推力达到19.12 kN 时，胶合木梁发出连续脆裂声，在表面出现细小裂纹。当加载至20.16 kN 时，荷载立即下降至12.94 kN，螺栓附近木材由于横向受拉作用，发生顺纹劈裂破坏，沿着螺栓连线方向出现明显贯穿裂缝，并伴随着巨大的木材开裂声。试件S14-3和S16-1的加载过程和现象与试件S18-1的加载过程和现象类似，胶合木梁均发生纵纹开裂，并产生贯穿裂缝。试件S18-1加载过程见图4(c)，螺栓屈服形态见图5(c)，梁破坏形态见图6(d)。

试件ES18-1 作为单调试验的对比试件，在梁端节点范围内加了Q235 钢板来增强木梁的刚度，以提高梁端横纹抗拉能力。与S12-1类似，在试验加载初期由于销槽和螺栓之间存在间隙，螺栓与试件接触不充分，导致试件初始刚度不均匀，陆续出现由于梁和柱之间、木材与螺栓之间相互错动的摩擦声和挤压声。由于螺栓与木构件的预留孔之间的间距不相等，螺栓不能同时与木柱接触受力，随着荷载增加，4 根螺栓与木材充分接触，试件刚度突然提高。随着转角不断增加，节点处不断产生挤压声，当荷载为35.38 kN 时，木材并未开裂，且水平位移达到116 mm，故停止加载。试件ES18-1 加载过程见图4(d)，螺栓屈服形态见图5(d)，梁端外包钢板的加强梁见图6(e)，采用外包钢板加强节点的柱端破坏见图7(b)。

S12-1，S12-2 和S14-1 的螺栓由于长径比偏大，产生弯曲变形，并且在与木梁和木柱的接触面出现塑性铰，为Johansen IV 型屈服模式[21]，见图8(c)；木梁和木柱受到螺栓的挤压，在与木材顺纹成45°角的方向产生明显的压痕，在木梁的外表面和木柱的内表面木材发生承压变形。木梁的受压侧和受拉侧的螺栓弯曲程度与木孔承压变形的程度不同，在受拉侧的变形程度更为明显，这是由于在受压侧，梁柱之间的承压分担了部分荷载。

试件S14-2，S14-3，S16-1 和S18-1 的胶合木柱均没有发生局部挤压破坏；在木梁受拉侧由于木材横纹受拉而产生劈裂破坏，并沿着顺纹方向产生贯穿裂缝，为Johansen Im型屈服模式[21]，见图8(a)；螺栓有轻微弯曲变形，螺栓直径越大，螺栓弯曲变形越小，试件承载力越高。

加强木梁构件ES18-1 的螺栓出现1 个塑性铰，在节点处柱的内表面产生挤压破坏。螺栓的屈服模式为Johansen IIIs型屈服模式[21]，见图8(b)；加固区域的螺栓几乎没有变形，呈顺直状态，外包钢内的木梁区域没有任何破坏，但木柱的内表面螺栓孔有明显的挤压变形，挤压变形方向垂直于螺栓群的几何形心与螺栓的连线方向。

2.2 低周反复加载试验

以S16-4试件的加载过程为例，对低周反复加载试验现象以及破坏模式进行说明。在试验开始后陆续出现构件之间的错动和木梁柱之间挤压导致的挤压声，当位移控制为极限位移的40%且试件的正向相对转角在第1 个循环达到0.02 rad 左右时，在节点处发出连续响亮的摩擦声，但梁和柱却并未发生破坏；当位移控制为极限位移的100%且试件的反向相对转角在第3个循环达到0.075 rad左右时，木梁螺栓孔附近开始沿着木材顺纹方向出现贯穿裂缝，并伴随着巨大的木材劈裂破坏声；这些裂缝首先在受拉侧的外排螺栓处出现，然后在受压侧外排螺栓处出现；最终，由于木材的横纹受拉作用，节点的裂缝主要表现为顺纹撕裂。木材开裂后，在位移控制为极限位移的120%条件下，对该试件继续进行低周反复试验加载，虽然试件还能继续承受荷载，但在加载过程中裂缝不断扩展；在整个加载过程中，木柱变形很小；木梁区域内的螺栓出现明显的弯曲变形，并形成塑性铰，塑性铰以外的部分基本刚直；同时由于螺栓的弯曲变形，木材与螺栓相互挤压，在木梁的外表面及与木柱的内表面都出现一定程度的木材销槽承压变形；木梁螺栓孔的变形明显大于木柱螺栓孔的变形。低周反复试验梁破坏图见图9，螺栓屈服图见图10。

3 试验结果及分析

3.1 弯矩-位移滞回曲线

假定梁与柱的螺栓群形心处为转动中心，试验过程中木柱无明显变形，梁的变形为木梁相对于木柱的转角。转角由位移传感器W1和W2水平相对位移与该点到螺栓群形心位置的垂直距离相除得到。试验中节点所承受的弯矩和转角如式(1)和(2)所示：

式中：M为节点所承受的弯矩，kN·m；F为加载点处的集中荷载，kN；l为测点到螺栓群形心的距离，mm。

式中：θ为梁相对于柱的转角，rad；δW1，δW2和δW3分别为位移计W1，W2和W3所测得的位移，mm。

图11所示为式(1)和式(2)计算得到的单调加载试件的弯矩-转角曲线。由图11可知：

1)在加载初期由于螺栓没有共同受力和螺栓与预留孔存在不充分接触导致弯矩-转角曲线呈现出非线性关系，当螺栓共同工作后，加载初期试件基本处于弹性工作状态。但随着作动器水平推力增加，节点进入屈服阶段，弯矩-转角曲线表现出非线性。

2)试件S12-1，S12-2与S14-1进入弹塑性阶段后，曲线没有下降趋势，有明显塑性变形，表现出良好的延性。由于木材抗裂能力的离散型，故同组试件的承载力离散性较大。试件S14-2虽然存在明显下降趋势，但基本与S14-1增长速度变缓的趋势相同。

3)试件S14-3 和ES18-1 存在刚度突然增强阶段，这是由于试件S14-3螺栓数量较多，多螺栓共同作用下节点转动刚度达到最大，而ES18-1 由于木梁端部钢板增强，螺栓与孔洞之间存在一定的间隙，当加载持续到一定程度后，木材与螺栓才能充分接触，使节点的转动刚度达到最大。

4)试件S16-1 与S18-1 趋势基本相同，都是在弯矩进入平缓期时达到最大，随之突然下降，节点发生破坏。

5)除试件S16-1以外，其余试件均表现为螺栓直径越大，承载力越高。S16-1在螺栓处有明显的木节缺陷，见图6(c)，使其承载力表现出离散性。

6)梁端部钢板加强的试件ES18-1较试件S18-1最大承载力提高73.8%，且没有出现承载力下降的现象，具有很好的延性；在加载初期，2组节点试件都处于弹性工作阶段，弯矩差异不大，但随着梁端位移增大，未增强节点试件螺栓孔周围的木材由于微裂缝的发展并贯通，导致节点试件木材的脆性破坏；而钢板增强后的节点试件，由于梁端外包钢板能够抑制梁螺栓孔木材微裂纹的发展，以保证节点试件能继续承载，从而使螺栓与木材的塑性都得以充分发挥。

图12所示为低周反复试验加载的弯矩-转角滞回曲线，由图12可知：

1)滞回曲线整体呈反S 形，有一定的收拢现象，且经历了弹性、弹塑性、塑性和破坏阶段，加载后期刚度逐渐降低。

2)在木梁未产生裂缝前，正向加载和反向加载时的弯矩-转角曲线基本关于原点中心对称。

3)在木材产生裂缝后的反向加载过程中，弯矩-转角曲线呈现出“锯齿”状曲线，这是由于在加载过程中的裂缝扩展或新裂缝产生导致的荷载突然下降。

4)正向加载在受拉侧产生裂缝后，刚度急剧下降，随着转角增加，所能承受的弯矩也呈下降趋势，这是螺栓屈服和木材损伤而导致的。

5)正向加载时所能承受的弯矩不及反向加载的弯矩。

3.2 弯矩-转角骨架曲线

取弯矩-转角曲线中各级加载循环峰值点所连成的包络线为骨架曲线，反映试件屈服承载力、极限承载力以及试验过程中试件刚度的变化情况，是确定恢复力模型中特征点的重要依据[22]。图13所示为低周反复加载试件的弯矩-转角骨架曲线。由图13可知：

1)与螺栓直径为16 mm 的试件相比，螺栓直径为14 mm 的试件的节点抗弯承载力有一定程度提高，且反向抗弯承载力较正向抗弯承载力提升更为明显。

2)S14与S16的骨架曲线较为类似，梁端开裂前，弯矩-转角曲线以原点对称，梁端开裂后，随着正向转角增加，抗弯承载力有所降低。

3)正向承载力较反向承载力低。

3.3 节点承载力与转角

材料、构件、结构的屈服点通过FENG等[23]提出的“最远点法”确定，即曲线上距离原点和荷载峰值点连线最远的点为屈服点，如图14 所示，计算式见式(3)。冯鹏等[24]对比了确定屈服点的多种方法，通过分析构件和结构的试验结果表明“最远点法”具有实用性和通用性，并且所计算得到的变形能与原曲线计算结果比较接近。各试件的最大承载力和转角及延性系数等参数见表2。

表2 节点承载力及延性系数Table 2 Bearing capacity and ductility factor of joints

式中：(θ,M)为构件弯矩-转角曲线上任意一点的坐标；(θy,My)为由最远点法所确定的屈服点坐标；(θmax,Mmax)为构件弯矩-转角曲线峰值点坐标。

由表2可知：采用梁端外包钢板加强试件较未加强试件最大弯矩和屈服弯矩分别提高73.8%和43.6%，并且延性系数从2.232 提升至3.230，可见采用外包钢板加强后的节点试件承载力和延性明显提高；未使用梁端外包钢板加强的节点试件，在未产生荷载急剧下降的范围内，基本呈现出螺栓直径越小，延性系数越大的规律，但出现荷载剧降破坏后，螺栓直径变化对延性系数的影响不明显。

3.4 刚度退化

在梁柱结构中，节点的刚度变化对结构的整体性能具有重要影响。在荷载的持续作用下，木材会发生不同程度的开裂以及螺栓产生不可恢复的塑性变形，节点的转动刚度会有不同程度的退化[25]。为了反映梁柱节点在低周反复加载作用下的刚度退化，节点的有效刚度Ki用割线刚度来表示，如下式所示：

式中：Ki为第i次主循环加载的有效刚度；Mimax和M-imax分别为第i次正、反向主循环加载过程的最大弯矩；θimax和θ-imax分别为Mimax和M-imax所对应的转角。

图15 所示为螺栓直径为14 mm 和16 mm 的试件刚度退化曲线，由图15可见：

1)在加载初期，由于木材的初始滑移及螺栓与胶合木孔的接触不充分，导致初期刚度有一定离散性。

2)螺栓直径为16 mm 的试件刚度明显比螺栓直径为14 mm 的试件刚度高，提高幅度范围为15.6%～41.8%，这表明增加螺栓在一定程度上直径能提高节点的有效刚度。

3)S14-4 和S14-5，S16-3 和S16-4 试件分别在达到极限位移的80%～120%时有效刚度非常接近，这表明螺栓与木材之间的初始相对滑移和接触不充分对试件的最终刚度影响很小；且在加载后期，虽然2 组试件直径不同，但是有效刚度却非常接近。

4)在加载中后期没有出现明显的刚度剧降，这表明梁端产生裂缝后，木材和螺栓仍具有一定的塑性变形能力。

3.5 耗能能力

节点耗能能力可通过各主循环耗能量和等效黏滞阻尼系数he来衡量。耗能量可以用1个滞回环所包围的面积表示；据JGJT 101—2015“建筑抗震试验规程”[26]，等效黏滞阻尼系数he的表达式如下：

式中：Ed为1 个滞回曲线所包围的面积，即图16中阴影部分面积；Ep是指滞回环2个方向的峰值点所对应的三角形面积之和，即S△AOC+S△BOD。

图17 所示为螺栓直径为14 mm 和16 mm 的试件在2×2布置方式下的耗能量曲线。由图17可知：在加载初期，试件都处于弹性阶段，耗能量相差并不大；但随着位移幅值和循环次数增加，试件的耗能量呈现为非线性增长趋势；在构件产生裂纹后，试件还有较高的耗能量；S14试件为S16试件主循环耗能量的1.457倍，正循环耗能量的1.477倍，反循环耗能量的1.443倍。结果表明，减小螺栓直径能在一定程度上提高试件的耗能能力。

4个试件在各级主循环下的等效黏滞阻尼系数如图18所示。由图18可知：

1)加载初期的初始滑移对节点的各项数据影响较大，故等效黏滞阻尼比表现出一定的随机性。

2)正向加载的等效黏滞阻尼系数呈缓慢上升趋势，反向加载等效黏滞阻尼系数总体呈下降趋势。

3)在加载初期，主循环内S14与S16等效黏滞阻尼系数相差较大，但随着位移幅值增加，两者逐渐接近，说明在位移幅值不大时影响较大，但随着位移幅值增加，螺栓直径对等效黏滞阻尼系数影响并不明显。