重組竹-鋼夾板螺栓連接節點承載特性和破壞形態*

李霞鎮 任海青 李賢軍 鐘 永 徐 康 郝曉峰

(1.中南林業科技大學材料科學與工程學院 長沙 410004； 2.中國林業科學研究院木材工業研究所 北京 100091)

近年來，隨著世界木材資源日漸匱乏，以重組竹為代表的竹質工程材應運而生，并已成功應用于建筑工程，成為新型工業化建筑發展的主要方向之一(Jensenetal.， 2011)。在竹木結構建筑中，節點是直接影響載荷傳遞和整體結構安全性能的重要因素，更是結構設計的關鍵所在(Xuetal.， 2015； 李玉順等， 2013)。就具體的節點連接而言，現有的連接方式較多，如榫卯連接、齒連接、螺栓連接、膠連接等，其中螺栓連接因制作簡單、安全可靠、施工方便等優點在建筑結構領域廣為應用(楊俊芬等， 2017； 周愛萍等， 2016； 劉應揚等， 2021)，是現代竹木結構首選的連接方式。由于現代竹結構的研究與應用時間短，尚未形成統一的理論和技術體系，其連接設計均參照木結構執行，但重組竹的纖維單向性決定其性能與木材存在較大差異，木結構設計規范對重組竹螺栓連接設計的適用性有待進一步考究。因此，要獲得可靠的竹結構節點設計方法和技術，須以竹材自身為研究對象，系統研究其連接特性，尤其是螺栓連接節點的承載特性和失效形式，只有這樣才能真正制定科學、合理的竹結構節點設計規范。

國內外學者在木結構螺栓連接影響因素方面進行過大量探索。Ozturk等(2017)對最優化的雙構件木材單螺栓連接進行研究，在保證節點滿足屈服載荷要求的條件下，確定了主構件最小厚度。Kambe等(2007)分析2種螺栓直徑、4種端距的螺栓節點發現，端距小的節點易發生脆性破壞，端距大的節點易發生延性破壞。徐德良等(2011a)研究膠合木螺栓連接節點的承載特性，結果表明，隨著膠合木主構件厚度增加，連接節點由單純的銷槽承壓破壞演變為銷槽承壓和螺栓屈服破壞同時發生，破壞模式由單純的脆性破壞向延性破壞轉變，得出側材厚徑比為4.375時承載特性最優。徐德良等(2011b)研究發現，鋼夾板群螺栓連接的破壞模式、承載力等與螺栓列數和螺栓布置方式有關。近年來，國內部分學者嘗試性開展了重組竹-螺栓連接特性的探索。周愛萍等(2016)對重組竹鋼填板螺栓連接進行拉伸試驗，分析端距、側材厚度等參數對節點力學性能的影響，給出了相應的承載力計算公式。崔兆彥等(2019a)分析重組竹-鋼夾板螺栓連接抗火性能發現，隨著螺栓數量、端距和行距不斷增加，螺栓連接節點的耐火極限逐漸提高，并探討了厚徑比、間距和端距對螺栓連接破壞形態和承載能力的影響規律。馮立等(2014)研究膠合竹結構梁柱螺栓連接節點受力性能，對比分析中、美規范對節點承載力的適用性，給出了螺栓節點設計參考公式。整體而言，國內外對竹結構連接節點力學特性的研究主要集中在節點承載受力性能分析和規范適用性評價等方面，而對竹質工程材連接節點承載特性和破壞形態的研究鮮見報道。

鑒于此，本研究以重組竹為試驗材料，采用鋼夾板單螺栓對其進行連接處理，分析螺栓直徑、主構件厚度和端距對節點初始和屈服后剛度(K1、K2)、屈服和極限載荷(Fy、Fu)及延性率的影響規律，揭示重組竹-鋼夾板單螺栓連接節點承載特性和破壞形態，以期為竹結構螺栓連接設計與應用提供參考和借鑒。

1 材料與方法

1.1 試驗材料

以毛竹(Phyllostachysedulis)為原料生產的重組竹為試驗材料，重組竹含水率為6%、密度為1.1 g·cm-3、順紋抗壓強度為73.5 MPa。鋼板所用材料為Q420級鋼，厚度t為6 mm，端距e為2d(d為螺栓直徑)，鋼板所導孔徑均比相應螺栓直徑大1.5 mm。螺栓所用材料為Q235級鋼，強度為4.8級； 螺栓光桿長度比節點厚度(主構件與邊構件厚度之和)約長10 mm，以避免節點試樣在承載過程中破壞發生在螺栓光桿和螺紋桿的交界處。重組竹銷槽承壓強度和螺栓抗彎強度均與螺栓直接相關，試驗所涉及孔徑10、12、14和16 mm的重組竹銷槽承壓強度分別為95.3、82.8、82.4和78.0 MPa，與此相應的螺栓抗彎強度分別為746.6、812.4、824.8和847.5 MPa(李霞鎮等， 2021)。

1.2 儀器與設備

微機控制萬能力學試驗機，濟南試金集團有限公司生產，型號WDW-300E，主機尺寸1 100 mm(L)×770 mm(W)×2 685 mm(H)，最大試驗力300 kN，位移調節速率0.005～500 mm·min-1，位移分辨力0.001 mm，示值相對誤差 ≤±1%。靜態數據采集儀，日本東京測器研究所生產，型號TDS-530，測量范圍±640 000 με，最高分辨率0.1 με，采樣速度為采集1 000點的時間0.4 s。位移傳感器，日本東京測器研究所生產，型號DDP-20A，量程0～20 mm，額定輸出(3 000×10-6應變)±0.3%，靈敏度每毫米150×10-6應變，溫度范圍0～60 ℃。

1.3 試驗方法

為系統研究重組竹-鋼夾板單螺栓連接節點承載特性和破壞形態，選取螺栓直徑、主構件厚度和端距為試驗因素，采用L16(4×32)正交設計方案(表1)，利用方差分析和多重比較法對試驗數據進行分析和處理。試驗過程中，每組試驗重復3次。

根據表1參數設置要求制備重組竹主構件，確定相應端距后在重組竹主構件上導孔，所導孔徑均比相應螺栓直徑大1 mm。測試前，將各組主構件與對應的鋼板通過螺栓組裝成單螺栓雙剪連接節點用扳手擰緊，以防止加載過程中發生鋼板滑移，并在兩側分別安裝位移傳感器。

表1 正交設計方案【L16(4×32)】Tab.1 Methods of orthogonal design【L16(4×32)】

節點的力學特性測試按ASTM D5652進行單軸壓縮加載試驗(圖1)，測試過程中以1 mm·min-1的速度通過萬能力學試驗機實施位移控制勻速加載，直至試樣破壞或承載力下降至最大載荷的80%停止加載。每個試樣的加載歷程持續10～15 min，加載過程中采用靜態數據采集儀實時采集載荷和位移數據。

圖1 加載示意Fig. 1 Loading schematic diagram

根據試驗數據繪制載荷-位移曲線，按美國木結構設計規范NDS—2005要求，采用5%d偏移法確定屈服強度，節點承載性能具體取值方法見圖2。初始剛度(K1)為節點在承載初始階段彈性范圍內載荷與位移的比例系數，此時載荷與位移呈正比(一般而言，多高層結構抗震二道防線的節點要求具有較大的初始剛度)。屈服后剛度(K2)為節點承載能力超過屈服點后節點試樣在外力作用下所具備的抗變形能力，亦稱第二期剛度(徐德良等， 2011b)，比相應初始剛度(K1)小。屈服載荷(Fy)為節點處于彈性比例極限時對應的載荷，是衡量建筑結構安全穩定性的切入點。極限載荷(Fu)為構件在外載荷作用下整體或某一局部的全厚度上由彈性狀態進入塑性狀態時對應的載荷，構件達到極限載荷即意味著將進入失穩狀態。延性率為節點極限位移和屈服位移的比值，可用于評價節點的能耗力，延性率越大，能耗力越強(徐德良等， 2011a)，很大程度上能夠直接反映結構的抗震性能。在實際工程應用中，人們希望在相同外力作用下構件具有更大的延性率，如此結構承載變形能力就會更強。

圖2 承載性能取值Fig.2 Method of obtaining properties of bolt-joints圖為試驗組9載荷-位移曲線The figure shows the load-displacement curve of test group 9.

2 結果與分析

各組試樣的初始和屈服后剛度(K1、K2)、屈服和極限載荷(Fy、Fu)及延性率測試結果如表2所示。

表2 鋼夾板單螺栓連接重組竹承載性能測試結果①Tab.2 Results of bearing properties for the single-bolted steel-BS-steel connections

2.1 螺栓直徑對節點承載性能的影響

2.1.1 螺栓直徑對剛度的影響 從表2和圖3a可以看出，節點初始剛度(K1)和屈服后剛度(K2)隨螺栓直徑增大均呈顯著增加趨勢，且K1增幅明顯大于K2。螺栓直徑從10 mm增至16 mm，K1增幅為22.62 kN·m-1，K2增幅僅為1.68 kN·m-1，前者是后者的13.5倍。方差分析和多重比較結果表明，螺栓直徑對K1和K2影響顯著(α=0.05)。進一步分析后發現，對于K1，4組不同螺栓直徑試樣組間均存在顯著差異； 而對于K2，螺栓直徑10 mm與12 mm試樣組間無顯著差異，14 mm與16 mm試樣組間也無顯著差異，但前二者與后二者間卻存在顯著差異。由此可知，節點抗變形能力與螺栓直徑呈正相關關系，即節點初始和屈服后剛度(K1、K2)隨螺栓直徑增大而增強。

2.1.2 螺栓直徑對承載載荷的影響 從表2和圖3b可以看出，節點屈服載荷(Fy)和極限載荷(Fu)隨螺栓直徑增大均呈線性遞增趨勢，與崔兆彥等(2019b)、鐘永等(2013)研究結論一致。螺栓直徑從10 mm增至16 mm，Fy和Fu增幅分別為50.18和48.59 kN。方差分析和多重比較結果表明，螺栓直徑對Fy和Fu影響顯著(α=0.05)。進一步分析后發現，對于Fy，其隨螺栓直徑增大呈線性遞增趨勢，且4組不同螺栓直徑試樣組間均存在顯著差異； 對于Fu，螺栓直徑10 mm與12 mm試樣組間無顯著差異，14 mm與16 mm試樣組間也無顯著差異，但前二者與后二者間卻存在顯著差異。由此可知，在保證節點結構設計合理的前提下，盡管重組竹銷槽承壓強度隨螺栓直徑增大呈略微減小的變化趨勢(李霞鎮等， 2013)，但節點承載能力與螺栓抗彎強度關聯性更明顯(李霞鎮等， 2021)，較大直徑螺栓節點所具備的承載能力較大。

2.1.3 螺栓直徑對延性率的影響 從表2和圖3c可以看出，節點延性率隨螺栓直徑增大而減小，當螺栓直徑小于14 mm時降幅較大，當螺栓直徑超過14 mm時降幅趨于平緩，這說明節點抗變形能力與螺栓直徑相關。螺栓直徑越大，其抗彎承載能力越強，即抗變形能力越強。方差分析和多重比較結果表明，螺栓直徑對延性率影響顯著(α=0.05)，螺栓直徑10 mm與12 mm試樣組間無顯著差異，14 mm與16 mm試樣組之間也無顯著差異，但前二者和后二者間卻存在顯著差異。由此可知，當螺栓直徑達到或超過14 mm時，節點延性率逐漸趨于穩定，抗變形能力較強。

圖3 螺栓直徑多重比較Fig. 3 Multiple comparison of bolt diameter

2.2 主構件厚度對節點承載性能的影響

2.2.1 主構件厚度對剛度的影響 從表2和圖4a可以看出，節點初始剛度(K1)隨主構件厚度增大而減小，屈服后剛度(K2)隨主構件厚度增大呈先增后減趨勢。主構件厚度從60 mm增至135 mm，K1降幅為7.88 kN·m-1，K2在主構件厚度90 mm時達到最大值，至135 mm后又降低0.75 kN·m-1。方差分析和多重比較結果表明，主構件厚度對K1和K2影響顯著(α=0.05)，且3組不同主構件厚度試樣組間初始剛度兩兩之間均存在顯著差異，與鐘永等(2013)得出主構件厚度對K1影響較小的結論存在差異，其原因可能是本研究采用多重比較法分析數據，即使在測試數據變幅不大的情況下也能較好甄別出組間差異的顯著性，而非單純憑借測試數據增減幅度大小進行主觀判斷。對于K2，主構件厚度60 mm與90、135 mm試樣組間無顯著差異，但90 mm與135 mm試樣組間卻存在顯著差異，分析其原因是由于主構件厚度135 mm試樣組設置的厚徑比均偏大，螺栓在主構件破壞前先產生屈服破壞，而主構件本身力學承載特性未充分體現(李霞鎮等， 2021)，從而導致主構件厚度135 mm試樣組的屈服后剛度偏低。

2.2.2 主構件厚度對承載載荷的影響 從表2和圖4b可以看出，主構件厚度變化對屈服載荷(Fy)影響不明顯，但極限載荷(Fu)隨主構件厚度增加呈先增加后趨于穩定的趨勢。3組不同主構件厚度試樣組的Fy均在62 kN左右浮動； 對于Fu，主構件厚度從60 mm增至90 mm，其增幅為21.7 kN，至90 mm后基本趨于穩定。方差分析和多重比較結果表明，主構件厚度對Fy影響不顯著(α=0.05)，但對Fu影響顯著(α=0.05)，其中主構件厚度60 mm與90、135 mm試樣組間的Fu存在顯著差異，而90 mm與135 mm試樣組間無顯著差異，這說明當主構件厚度滿足節點最小尺寸設計要求后，Fy不再受主構件厚度影響，且Fu在主構件厚度達90 mm后也基本趨于穩定。主構件厚度對節點承載能力的影響實質上是其銷槽承壓強度對節點承載能力的影響，當主構件滿足最小尺寸設計要求時，重組竹銷槽承壓強度基本趨于穩定(李霞鎮等， 2013)，也說明主構件厚度對節點的安全承載能力無明顯影響。基于以上結論，建議對鋼夾板單螺栓重組竹連接節點進行設計時，可將最小主構件厚度設定為90 mm。

2.2.3 主構件厚度對延性率的影響 從表2和圖4c可以看出，節點延性率隨主構件厚度增大呈先增后減趨勢。當主構件厚度為60 mm時，節點延性率為2.99； 當主構件厚度增至90 mm時，延性率達到最大值4.21，后又降至3.52。方差分析和多重比較結果表明，主構件厚度對節點延性率影響顯著(α=0.05)。進一步分析發現，主構件厚度90 mm與135 mm試樣組間的節點延性率無顯著差異，但二者與厚度60 mm試樣組間的節點延性率存在顯著差異，這是因為當主構件厚度較小時，節點易產生脆性破壞，其塑性變形小； 當主構件厚度增加時，節點對應的螺栓長度也同時增加，此時在螺栓和主構件共同作用下逐漸轉向延性破壞，節點能夠承載更大的塑性變形； 當主構件厚度為90 mm時，節點延性率達到最大值，此時螺栓和主構件均能很好發揮材料自身的承載性能。

圖4 主構件厚度多重比較Fig. 4 Multiple comparison of main member thickness

2.3 端距對節點承載性能的影響

2.3.1 端距對剛度的影響 從表2和圖5a可以看出，節點初始剛度(K1)隨端距增加基本保持恒定，而屈服后剛度(K2)隨端距增加略呈減小趨勢。3組不同端距試樣組的K1均穩定在28.00 kN·m-1左右； 當端距為4d和7d時，K2基本保持穩定，但當端距增至10d時，K2略有降低，這主要是因為隨著端距增大，主構件在彈塑性階段能夠承載更大變形。方差分析和多重比較結果表明，3組不同端距試樣組的K1間無顯著差異(α=0.05)，與崔兆彥等(2019b)研究結論一致，說明端距在滿足最小尺寸設計要求的前提下，可以不考慮端距對K1的影響； 對于K2，端距4d與7d試樣組間無顯著差異，但均與端距10d試樣組間存在顯著差異(α=0.05)，這說明隨著端距增大，節點試樣由脆性破壞逐漸轉為延性破壞，能夠承載更大的塑性變形。

圖5 端距多重比較Fig. 5 Multiple comparison of end distance

2.3.2 端距對承載載荷的影響 從表2和圖5b可以看出，節點屈服載荷(Fy)隨端距增加基本保持恒定，而極限載荷(Fu)隨端距增加呈降低趨勢。3組不同端距試樣組的Fy均穩定在61.00 kN左右； 端距由4d增至10d，Fu降低14.78 kN。方差分析和多重比較結果表明，端距對Fy無顯著影響，且不同端距試樣組間無顯著差異(α=0.05)； 端距對Fu影響顯著(α=0.05)，端距4d與7d試樣組間無顯著差異，端距7d與10d試樣組間也無顯著差異，但端距4d與10d試樣組間卻存在顯著差異, 推測可能是由于端距10d的試樣組中，第16試樣組在發生失效破壞前鋼板產生彎曲現象，致使節點的承載能力尚未充分展現。

2.3.3 端距對延性率的影響 從表2和圖5c可以看出，節點延性率隨端距增加呈遞減趨勢，當端距增至7d后，延性率逐漸趨于穩定。端距從4d增加至7d，延性率降幅0.64，明顯大于端距從7d增至10d的變化幅度。方差分析和多重比較結果表明，端距對節點延性率影響顯著(α=0.05)，其中端距4d試樣組與端距7d、10d試樣組間存在顯著差異，而后二者間差異不顯著，這說明當端距為4d時，節點延性率處于最佳狀態，增加端距對提升節點延性率無實質性貢獻。

綜上可知，重組竹-鋼夾板螺栓連接節點承載性能受螺栓直徑、主構件厚度和端距的共同影響，當螺栓連接節點滿足最小尺寸設計要求時，其承載能力主要取決于螺栓直徑。建議重組竹-鋼夾板單螺栓連接節點的最小主構件厚度和最小端距分別設置為90 mm和4d，此時節點各承載性能趨于穩定且延性率達到最佳狀態。

2.4 節點破壞模式與形態

螺栓連接節點在拉伸載荷作用下的破壞一般有Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型3種模式(Johanson， 1949)，其中Ⅰ型破壞模式為單純的銷槽承壓破壞，一般發生于主構件厚度較薄時； Ⅱ型破壞模式為節點銷槽承壓破壞和螺栓彎曲同時發生，一般兩側鋼板厚度不大于0.5倍螺栓直徑； Ⅲ型破壞模式會在兩側鋼板厚度不小于螺栓直徑時發生。需要說明的是，Ⅱ型和Ⅲ型破壞模式中又分別存在螺栓“單鉸”和“雙鉸”屈服模式。但無論對節點是拉伸還是壓縮加載，對主構件承載而言均為銷槽承壓，而螺栓為抗彎承載，連接節點呈現的屈服模式基本一致，僅構件承載面和螺栓變形取向有所差異。

節點試樣的載荷-位移曲線形式大致相似，本研究僅列出其中一節點的載荷-位移曲線(圖2)，由于節點試樣存在初始間隙，曲線在加載初期有一小段非線性階段，隨后進入線性階段，而后逐漸由彈性變形向塑性變形轉變，此時螺栓連接節點的變形量隨施加外力增大而逐漸增加，直至節點試樣喪失承載能力。試驗測試過程中發現，節點試樣在承載外力的同時，螺栓兩端會逐漸發生翹曲變形，甚至直接嵌入到主構件中；部分連接節點的主構件在銷槽處發生剪切破壞，并伴隨發生端部撕裂情況； 部分連接節點因螺栓直徑較小，抗變形能力較弱，在節點兩側銷槽處產生不同程度的壓潰破壞。為了對比分析連接節點的破壞形態，本研究將主構件厚度和螺栓直徑統一轉化為厚徑比(L/D)展開探討。

對照圖6中5種節點典型破壞模式的特征，本研究對16組連接節點的破壞模式進行分類。從圖7和表6可以看出，試樣組15和16的螺栓直徑較大、鋼夾板厚度偏小，鋼板在加載過程中發生彎曲，而主構件和螺栓未產生明顯屈服，此時連接節點的承載能力未充分展現。其余14組連接節點試樣破壞形態主要以Ⅱ型和Ⅲ型2種破壞模式呈現。Ⅱ型和Ⅲ型破壞模式中同樣存在螺栓“單鉸”和“雙鉸”屈服模式，其中，螺栓直徑14 mm和16 mm的試樣均以Ⅱ型破壞模式呈現，此時鋼板厚度6 mm，符合Johanson理論中Ⅱ型破壞所要求的鋼板厚度不大于0.5d的前提條件(Yasamuraetal.， 1987)； 而螺栓直徑10 mm和12 mm的試樣均以Ⅲ型破壞模式呈現，與Johanson理論中Ⅲ型破壞需具備的前提條件有所差異(Yasamuraetal.， 1987)。由此可見，2組連接節點試樣的鋼板厚度雖均未滿足大于螺栓直徑的前提，但卻以Ⅲ型破壞模式呈現，這說明基于重組竹材質的特殊性，當試樣L/D增至一定程度時亦可能產生Ⅲ型破壞。

表6 節點試樣破壞模式及最終破壞形態Tab.6 Yield modes and failure modes of specimens

圖6 螺栓連接節點典型破壞模式Fig. 6 Typical failure modes of bolted connections

圖7 試樣破壞形態Fig. 7 Failure modes of samples圖中數字為對應試樣組號 The numbers in the figure is the test group number.

在相同直徑試樣組中，L/D較小的試樣螺栓以“單鉸”屈服模式呈現，而L/D較大的試樣螺栓以“雙鉸”屈服模式呈現。如螺栓直徑14 mm試樣組中，L/D為4.29的試樣呈現Ⅱs型屈服模式，與崔兆彥等(2019b)研究結論一致，而L/D為6.43和9.64的2組試樣呈現Ⅱd型屈服模式。螺栓直徑12 mm試樣組中，L/D為5.00的2組試樣呈現Ⅲs型屈服模式，L/D為7.50和11.25的2組試樣呈現Ⅲd型屈服模式。螺栓直徑16 mm試樣組中，L/D為3.75和5.63的2組試樣呈現Ⅱs型屈服模式。螺栓直徑10 mm試樣組中，L/D為9.00和13.50的2組試樣呈現Ⅲd型屈服模式，亦與崔兆彥等(2019b)所得結論相符； 而L/D為6.00的2組試樣屈服模式卻有所差異，分別呈現Ⅲs型和Ⅲd型，這主要歸因于試樣端距設置的差異，其中試樣組1端距為10d，試樣組2端距為4d，導致最終主構件的破壞形態也有所差異，端距較大者發生槽孔端部壓潰，而端距較小者以銷槽處剪切破壞或端部撕裂并存的破壞形式呈現。

縱觀14組發生有效破壞的試樣組，屈服模式可以L/D=6.00為分界點，當L/D處于3.75～6.00之間時，螺栓呈現“單鉸”屈服模式； 當L/D處于6.00～13.50之間時，螺栓呈現“雙鉸”屈服模式，與螺栓連接破壞模式隨厚徑比增大逐漸由“單鉸”轉變為“雙鉸”的結論相符(陳愛軍等， 2018)。此外，當螺栓發生“雙鉸”屈服模式時，主構件破壞多以銷槽孔端部輕微壓潰的形式告終，未發生實質性破壞，這說明當螺栓連接節點以“雙鉸”屈服破壞時，主構件在很大程度上未完全體現自身應有的承載能力。

3 結論

1) 重組竹-鋼夾板螺栓連接節點承載性能和破壞形態受螺栓直徑、主構件厚度和端距的共同影響，重組竹-鋼夾板單螺栓連接節點的最小主構件厚度和最小端距可分別設置為90 mm和4d，此時節點各承載性能趨于穩定且延性率達到最佳狀態。當螺栓連接節點滿足最小尺寸設計要求時，其承載能力主要取決于螺栓直徑，因此設計螺栓連接節點時，應根據使用需求確定適宜的螺栓尺寸，在滿足節點承載能力的前提下盡可能使材料物盡其用。

2) 螺栓連接破壞模式隨厚徑比(L/D)增大逐漸由“單鉸”屈服轉變為“雙鉸”屈服，重組竹-鋼夾板單螺栓連接螺栓屈服以L/D=6.00為分界點，當L/D處于3.75～6.00之間時，呈現“單鉸”屈服模式； 當L/D處于6.00～13.50之間時，呈現“雙鉸”屈服模式。

3) 當節點試樣在滿足最小端距和主構件厚度要求時，有效破壞主要以Ⅱ型和Ⅲ型2種破壞模式呈現，節點最終破壞表現為主構件銷槽承壓和螺栓彎曲同時發生，此時主構件和螺栓均能充分發揮材料的力學性能，是較為合理的破壞模式。