多榀木桁架的靜載試驗及其承載能力

王菲彬,滕啟城,高一帆,陳秋韻,王長菊,闕澤利

(南京林業大學 a.風景園林學院；b.材料科學與工程學院,南京 210037)

輕型木桁架(light wood truss)作為一種重要的工程木產品在歐美等國家的木結構建筑中得到了廣泛應用。輕型木桁架以其輕質高強、預制化程度高以及施工靈活等優勢，不僅用于多種結構形式的現代木結構屋蓋、樓蓋體系，在城市老舊房屋“平改坡”工程中也得到了大力推廣和應用[1-2]。在輕型木桁架屋蓋和樓蓋體系中，存在一些特殊位置的木桁架，該類桁架除受到上部均布荷載外，還同時承擔與其搭接的木桁架傳遞的集中荷載，其受力較為復雜，普通單榀木桁架難以滿足實際要求[3]。此外，隨著大型公共木結構和大跨度結構的發展，一些大跨、懸挑結構中也需要具有更大承載能力的木桁架[4]。實際工程中，提高木桁架承載能力的方案有：采用大截面規格材加工木桁架；將多個相同結構的單榀木桁架通過連接件組合形成多榀木桁架(girder truss)。《輕型木桁架技術規范》(JGJ/T 265—2012)[5]中僅對采用釘連接的多榀木桁架作了釘行數和間距的要求，且釘連接具有易銹蝕，不美觀等缺點，而木質連接件在這方面有較大的優勢[6-7]。

木桁架是建筑中重要的結構構件，其承載能力關乎整體結構的安全性能。許曉梁等[8]通過多組試驗研究了輕型三角形木桁架的荷載-變形關系及可能的破壞形式。況宜[9]采用應變花觀測輕型三角形木桁架齒板的應力變化，分析了齒板連接節點的受力性能。闕澤利等[10]結合多榀木桁架的連接節點性能、承載性能與破壞機理等系統地分析了多榀木桁架的研究現狀和發展趨勢。目前，對組合型輕型平行弦木桁架的試驗研究鮮有報道，筆者采用木銷連接制備一種多榀木桁架，并與構成多榀中的單榀木桁架、與多榀等厚的單榀木桁架形成對照，深入研究該多榀木桁架的承載能力、抗變形能力以及破壞機理，探究木桁架承載能力的主要影響因素。

1 材料與方法

1.1 材料

試驗所用的單榀輕型木桁架由齒板連接規格材滾壓而成。規格材為俄羅斯進口落葉松(LarixgemliniiRupi.)，材質等級為Ⅱc級，密度為0.657 g/cm3，平均含水率為17.4%，規格材基礎材料性能如表1。齒板采用中國產鍍鋅齒板，齒板厚0.9 mm，板齒面密度為1.2個/cm2，齒長8.6 mm，齒板所用鋼材彈性模量為203 GPa，屈服強度為248 MPa。連接多榀木桁架的木銷為櫸木(SchneiderZelkova)光面銷，直徑16 mm，長12 cm。

注：標*值為標準差。

1.2 桁架形式

試驗設計了普通單榀平行弦木桁架(PT-S)、大截面單榀平行弦木桁架(PT-D)和新型多榀木桁架(PT-G)，除截面不同(如圖1)，3種木桁架具有如圖2所示的相同結構形式和平面尺寸。PT-S是由MiTek公司的木桁架結構設計軟件和滾壓式輕型木桁架流水線完成的結構拆分和構件制備。PT-G由2個相同結構的 PT-S采用木銷連接而成，如圖3。多榀木桁架木銷連接的位置依據平行弦桁架的受力特點，設定在多榀木桁架上、下弦每節間的中部[11]，銷孔直徑為15.5 mm，木銷旋入后形成過盈配合。平行弦桁架受上部均布荷載作用時，若將上下弦每個節間視為一根簡支梁，其中部彎矩最大，剪力最小。弦桿的銷孔會降低其抗剪性能，所以，將木銷連接的位置設定在木桁架受到上部均布荷載時剪力最小處，即每節間的中部，最大程度減小弦桿開孔所產生的不利影響。

圖1 3種木桁架側面結構示意圖Fig.1 Side schematic diagram of three kinds of

圖2 桁架平面圖、位移傳感器布置及加載示意Fig.2 The plan of floor truss, arrangement of displacement

圖3 多榀木桁架構成示意圖Fig.3 Schematic diagram of girder

1.3 確定標準荷載

《木結構試驗方法標準》(GB/T 50329—2012)[12]中的木桁架分級加載試驗方法將加載程序分為3個階段：預加載階段T1、標準荷載加載階段T2和破壞性加載階段T3，如圖4。單榀木桁架(PT-S)的上弦節點設計承載力計算時選取《木結構建筑》(14J924)中樓蓋平行弦桁架和樓蓋木桁架的常見安裝間距406 mm，應用《建筑結構荷載規范》(GB 50009—2012)恒載和活載分項系數計算。

恒荷載標準值：0.885×0.406=0.359 kN/m

桁架自重：0.106×0.406=0.043 kN/m

雪荷載標準值：0.5×0.406=0.203 kN/m

活荷載標準值：2.0×0.406=0.812 kN/m

荷載設計值：(0.359+0.043)×1.2+(0.203+0.812)×1.4≈1.9 kN/m

節點所受荷載：1.9×5.2÷5≈1.98 kN

得到木桁架上弦節點設計承載力為1.98 kN。試驗時標準荷載Pk直接取為1.98 kN。兩對照組單榀木桁架PT-S、PT-D以1.98 kN標準荷載進行3階段分級加載；多榀木桁架PT-G以1.98 kN標準荷載進行T1、T2兩個階段試驗(PT-G1)后，再以2個單榀木桁架的標準荷載，即3.96 kN，作為T2階段的新標準荷載進行3階段加載試驗(PT-G2)。

圖4 木桁架試驗分級加載制度Fig.4 Multi-stage loading system for truss

1.4 加載方式

為實現木桁架逐級加載和滿足對木桁架保載的要求，參考美國標準ASTM E73-13[13]中推薦的桁架節點重物加載的方式，自主設計一套如圖5所示的木桁架靜載試驗加載裝置。

圖5 木桁架靜載試驗加載裝置Fig.5 Truss assemblies with point

采用杠桿原理對配重進行放大，工字鋼杠桿長2 m，采用1∶4的力臂關系，實現等效集中荷載作用于木桁架上弦各節點。加載時在吊籃上放置精確稱量的沙袋，質量為10 kg，每加一個沙袋，等于在木桁架上弦桿節點施加0.4 kN的作用力。

1.5 測試項目

測試項目為木桁架在分級加載過程中桁架上下弦節點的撓度。通過接入TDS-530型數據采集儀的10個YWC型位移傳感器，對桁架各節點各階段下的變形情況進行持續、原位自動采集，采集頻率為0.1。位移傳感器布置位置如圖2所示。

2 結果及分析

2.1 試驗結果

木桁架靜力加載試驗采用分級施加的方式，以桁架最終破壞時加載的級數作為最終加載級數，破壞前的一級為木桁架的極限荷載。3種桁架的極限荷載和各階段下弦跨中最大撓度如表2所示。

表2 3種木桁架分級加載試驗結果Table 2 Results of three kinds of truss test

注：PT-G1以Pk為標準荷載，PT-G2以2Pk為標準荷載。

2.2 標準荷載階段下弦跨中撓度對比

圖6(a)為標準荷載階段T2下3種木桁架的下弦跨中撓度的對比，可以看出，在1.98 kN標準荷載下，PT-G1的下弦跨中撓度

圖6 標準荷載階段木桁架的撓度特征Fig.6 The deflection of truss in

2.3 T3階段荷載與下弦跨中撓度的關系

圖7為破壞階段每級荷載與撓度關系曲線。PT-D在加載到2.7 kN(第6級荷載)前與PT-G2的撓度曲線較為接近。PT-S在整個破壞階段的撓度曲線呈現較好的線性，PT-D在荷載達到2.7 kN前，荷載-撓度曲線保持線性，繼續加載后變為明顯的非線性，木桁架PT-D的下弦跨中撓度逐漸增大，直至破壞。PT-G2在加載到標準荷載及后續分級加載到第12級(6.7 kN)時，荷載-撓度曲線均保持線性，隨后木桁架的撓度增大逐漸加快，且在第17級荷載時急劇增大，木桁架最終在第18級荷載時破壞。線性階段的剛度為PT-G與PT-D較為接近，但明顯大于PT-S。

圖7 T2階段標準荷載-撓度圖Fig.7 Load-deflection curve in

2.4 破壞現象與分析

木桁架在預加載T1階段分級加載中沒有出現明顯破壞現象，卸載至零后，位移計仍顯示的即為木桁架的殘余變形，木桁架的殘余變形均較小，在1 mm左右，只有PT-G的殘余變形較大，為1.79 mm。SPT-G2的預加載后殘余變形為0.59 mm，遠小于SPT-G1的殘余變形，即經過一次1.79 kN標準荷載加載后，木桁架SPT-G的預加載后殘余變形明顯減小，證明了殘余變形主要由木桁架桿件之間的加工間隙經過預加載后變為緊密而形成。

單榀木桁架(PT-S)分級加載至標準荷載時，未出現明顯的現象，木桁架工作良好。在T3階段破壞性加載至2倍標準荷載后，木桁架的下弦跨中撓度沒有出現急劇增大，但上弦逐漸出現明顯的側傾現象，最終因為木桁架(PT-S)的上弦桿扭轉屈曲破壞(如圖8)，導致結構完全失去承載能力，屬于平面外失穩。單榀木桁架(PT-S)支座支承面和節點承載面的截面寬度僅為38 mm，在木桁架跨高比較大時極易出現失穩現象。

圖8 PT-S失穩破壞現象Fig.8 Instability and the failure of

相比之下，單榀木桁架(PT-D)試件的厚度為76 mm，在分級加載過程中沒有發生失穩。PT-D在T3階段加載至標準荷載過程中未出現明顯現象，繼續加載，下弦撓度逐漸加速增大，在4.3 kN(第10級)后一級加載后立即出現K節點處齒板拔出，斜腹桿脫落(如圖9)，木桁架整體結構失效。破壞過程中未產生木材斷裂的聲音，脫落的斜腹桿沒有明顯破壞特征。木桁架(PT-D)的整體失效呈現脆性破壞特征。

圖9 木桁架PT-D破壞現象Fig.9 Destructive phenomenon of

在T3階段，多榀木桁架(PT-G)分級加載前期，木桁架沒有出現明顯現象，直至荷載達到6.7 kN(第12級)時，可以觀察到木桁架整體發生了明顯彎曲變形，繼續施加荷載，中部多個節點處齒板發生變形、輕微起齒和板齒錯動。PT-G中一單榀桁架的下弦AB節間上存在一較大活節，而節子產生的應力集中容易最先導致破壞[14]。在施加18級荷載后多榀木桁架(PT-G)下弦桿在AB節間發生斷裂(如圖10)，但在另一單榀的承載下，多榀木桁架(PT-G)仍保持著木桁架的有效結構，直至10多分鐘后由于下弦接長處齒板被剪斷，桁架最終破壞。

圖10 PT-G破壞現象Fig.10 Destructive phenomenon of

2.5 木桁架承載能力分析

2.5.1 極限承載力 由表2知，木桁架PT-S、PT-D和PT-G的極限承載力分別為3.9、4.3和8.7 kN。不同截面尺寸規格材制備的輕型木桁架在極限承載能力上存在較大的差異。單榀木桁架(PT-D)的試件厚度為PT-S的2倍，極限承載能力僅比PT-S高1級(0.4 kN)。PT-D試件的規格材使用量較PT-S增加一倍，但因為輕型木桁架的特殊節點構造特點，極限承載能力并沒有明顯提升。輕型木桁架是由規格材通過齒板連接而成，齒板連接木桁架對板齒嵌入深度要求不小于板齒承載力驗算時的嵌入深度[15]，極限承載力也與齒板節點的極限承載力密切相關。木桁架PT-D雖然增加了試件厚度及規格材厚度，但節點齒板的面積沒有增大，板齒嵌入的相對深度反而減小，有限的齒板極限承載力不能滿足承載更高荷載時的木桁架對節點的要求，使齒板連接的節點成為整個木桁架接近破壞時最薄弱的部位，試驗中，PT-D的K節點處齒板脫齒后，腹桿脫落導致桁架的突然破壞而桿件完好，也表明相對于桿件的極限承載性能，PT-D節點較薄弱，所以，木桁架PT-D的極限承載能力并未明顯高于PT-S。通過僅增大桿件截面尺寸，對提高桁架的極限承載力效果有限，也不符合“強節點弱構件”的設計理念[16]。

多榀木桁架(PT-G)通過木銷將兩個單榀木桁架(PT-S)組合起來，較與之等厚的PT-D，節點處多一倍齒板，能滿足更高荷載時節點對齒板連接的要求，在分級加載試驗中，17級(8.7 kN)后發生破壞，可見其極限承載能力較PT-S、PT-D有明顯優勢。PT-G破壞加載時沒有出現平面內失穩和齒板拔出現象，其破壞出現在規格材桿件上，表明在一定的節點承載性能條件下，充分利用小徑級規格材的結構性能，增加了桁架的結構穩定性和極限承載性能，具有更高的安全性。

2.5.2 抗變形能力 在3階段的分級加載木桁架試驗中，木桁架的抗變形能力可以根據T2標準荷載階段下標準荷載時木桁架下弦跨中撓度、24 h持荷木桁架的蠕變量、持荷結束卸載后木桁架的彈性恢復能力來行評價。由表2知，標準荷載作用下木桁架下弦跨中撓度為PT-G

從圖6(a)T2階段3種木桁架下弦跨中撓度對比中明顯發現，24 h持續荷載作用下木桁架的蠕變情況也存在較大差別。標準荷載下木桁架PT-D、PT-G1的蠕變量比PT-S分別小49%和54.3%，PT-G2在2Pk時與PT-S蠕變量相近。與木桁架下弦跨中撓度相同，多榀木桁架PT-G的蠕變量最小。T2階段殘余變形是經24 h保壓后卸載，在空載階段木桁架無法恢復的部分變形，是表征木桁架彈性恢復能力的一個重要指標。3次試驗中木桁架PT-D、PT-G1的殘余變形比PT-S分別小23.1%和32.8%，PT-G2在3.96 kN標準荷載時僅為PT-S的4/5。3種桁架的殘余變形與前兩種指標相同，多榀木桁架都具有較大的優勢，體現出良好的抗變形能力。

3 結論

1)3種木桁架在標準荷載作用下均工作良好。多榀木桁架的極限承載力達到2倍標準荷載以上，且破壞階段在1.6倍標準荷載前荷載-撓度曲線呈現線性，相比兩種單榀木桁架，多榀木桁架作為結構構件具有很好的安全性能。

2)單榀木桁架PT-S在破壞階段容易出現平面外失穩。通過木銷連接的多榀木桁架增加了承載面寬度，實現單榀間較好的協同效應，有效解決了失穩隱患。

3)節點齒板易成為較高承載性能要求桁架的薄弱部位，設計時必須驗算齒板承載力，通過增大齒板面積或板齒長度以滿足較大承載能力木桁架對節點的要求，且與規格材承載性能平衡，實現材料性能的充分利用。

4)木銷連接是一種可靠的多榀連接方式。通過木銷連接多個單榀桁架，不僅實現多榀極限承載能力大于多個單榀之和，且抗變形能力、彈性恢復能力等均更優。