膠合木雙肢柱框架結構螺栓連接節點力學性能試驗研究

劉哲，陳伯望，王柳，劉帥，高丹萍

(中南林業科技大學土木工程學院，湖南長沙，410004)

由于木材具有可再生性、舒適性、裝配化程度高和建造速度快等優點，現代木結構建筑成為綠色建筑和裝配式建筑的重要類型，近年來越來越受到建筑業的關注。隨著GB/T 51233—2016“裝配式木結構建筑技術標準”[1]和GB/T 51226—2017“多高層木結構建筑技術標準”[2]的發布，高層木結構及木混合結構將成為我國生態城市發展的必然趨勢[3]。膠合木能在保留實木鋸材優良力學特性的基礎上，解決了受天然原木尺寸截面限制的問題，能夠加工成更大的結構構件，且具有環保節能、規格靈活、整體剛度好、施工方便等優點，這使得膠合木結構成為研究的熱點[4]。木材不同于混凝土和鋼結構，由于它的不可焊性，節點連接一直是木結構設計與研究的重點，而螺栓連接是現代木結構中應用最為普遍的一種連接方式，該連接具有經濟性、加工方便、傳力簡單可靠等特點，重型木結構中絕大部分的連接形式即為螺栓連接[5]。

對于木結構框架梁柱節點的受力性能，劉應揚等[6]通過5 個梁柱節點足尺構件試驗表現出的“弱節點，強構件”破壞模式，提出了一種半剛性框架全過程力-位移關系的方法，以確定節點的半剛性特性。祝恩淳等[7]提出了鋼板螺栓連接承載力計算式和受彎螺栓連接節點承載力上限和下限的計算方法，并通過設計制作鋼填板螺栓節點試件驗證了所提出理論的正確性和適用性。羅烈等[8]對6組20個足尺節點試件進行抗剪試驗，得到了層板膠合木梁柱鋼填板-螺栓連接節點的受剪性能指標和特征曲線，并研究了此節點橫紋受力性能。HE等[9]設計了16 個不同的帶節點支撐結構的膠合木節點試件，進行一系列單調加載和低周反復加載試驗，研究表明采用帶支撐的方式能顯著提高節點的抗彎能力和初始剛度。對于木結構框架加固后的受力性能，許清風等[10]通過外貼鋼板的方式來研究加固木梁的力學特性，結果表明木梁粘貼鋼板加固后的延性、極限承載力和初始抗彎剛度都有明顯提升。YANG 等[11]通過不同排列方式的CFRP復合材料外部黏合木材加強單螺栓節點，分析了試驗節點的失效模式、強度和延性，結果表明其所有加強方案均能提高木節點的強度。陸偉東等[12]采用自攻螺釘增強的螺栓節點進行了單調加載和低周反復加載試驗，結果表明增強后節點的承載力及延性有明顯提高。冷予冰等[13]研究外包鋼板、內貼重組竹和外包鋼板以增強膠合木梁柱節點，發現其增強方案均有效提高節點的承載力和抗變形能力。何敏娟等[14]通過光圓螺桿對膠合木梁柱螺栓節點進行橫紋加強，研究表明加強后節點的承載力、延性和抗震性能都得到了明顯提高。對于膠合木結構整體框架，鄭維等[15]對膠合木框架、木剪力墻和膠合木框架-剪力墻進行了6 項低周反復加載試驗，研究了膠合木框架-剪力墻的破壞形態與受力機理。熊海貝等[16]對10 榀單層單跨梁柱式木框架足尺試件進行了單向加載和低周反復加載試驗，根據試驗現象與數據研究了各抗側力體系的變形能力、耗能能力與破壞模式等抗震性能，并提出了改善加強措施。由于傳統的螺栓群連接節點的轉動剛度較小，木框架的整體抗側力性能較差，在現代木結構工程設計中，通常忽略節點的有限受彎承載力，節點連接通常假定為鉸接[17]，但此類連接能承受一定的彎矩。GB 50005—2017“木結構設計標準”[18]雖然提及了木-木螺栓連接的單剪和雙剪模式的設計方法，但沒有說明木節點螺栓連接的抗彎承載力和耗能能力等力學性能。

本文作者提出一種膠合木雙肢柱框架結構，梁夾于雙肢柱的雙肢之間，梁柱節點螺栓連接。雙肢柱比單肢柱提高柱的承載力和穩定性，用材節省，更重要的是梁柱節點僅需螺栓連接，不削弱構件，連接方便。本文在足尺模型單調加載試驗的基礎上，進行低周反復加載試驗，探究節點的彎矩-轉角關系、耗能能力等力學特性，為該類框架結構的設計提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗設計雙肢柱單梁框架節點，對節點進行試驗研究，采用T形膠合木雙肢柱-單梁螺栓節點(以下簡稱“節點”)試件，見圖1。試件膠合木柱截面長×寬為300 mm×300 mm，每肢截面長×寬為300 mm×100 mm，木柱長度為950 mm；木梁截面長×寬為300 mm×100 mm，木梁長度為950 mm；螺栓長度為350 mm。以螺栓直徑和螺栓數量為變量，共設計12 個足尺試件，8 個試件為單調加載，4 個試件為低周反復加載。單調加載試件包含1 個梁端增強對照組ES18-1，在該梁的節點處外包6 mm厚Q235鋼板加強。螺栓直徑和螺栓邊距及螺栓群間距等參數設計見表1。

表1 試件參數設計Table 1 Design parameters of specimens for test

1.2 材料性能

本試驗采用東北落葉松膠合木和8.8 級螺栓，通過材料性能試驗，試件使用的落葉松平均含水率為14.61%，密度為0.613 g/cm3，順紋抗拉強度為114.47 MPa，順紋抗壓強度為65.59 MPa，橫紋抗拉強度為4.56 MPa，橫紋抗壓強度為4.49 MPa；橫紋銷槽承壓強度為4.49 MPa；螺栓極限抗拉強度為800 MPa，屈服強度為640 MPa，彈性模量為2.06×105MPa。

1.3 試驗裝置與測點布置

試驗加載裝置見圖2。為了便于在結構實驗室中進行加載，將T 形梁柱節點轉動90°放置，即膠合木柱水平放置并由錨栓固定在地梁上，膠合木梁豎直放置并與作動器相連。在膠合木雙肢柱兩側設置限位裝置以固定膠合木柱，并在柱兩端用墊塊支撐以保證節點的轉動，通過對膠合木梁水平方向施加位移以模擬工程實際情況。作動器作用于膠合木梁上部，并采用位移傳感器測量膠合木梁沿加載方向的位移δ，膠合木梁端部由作動器自帶的傳感器輸出加載點的荷載P。

為了探究梁柱螺栓節點的抗彎能力，沿著梁的縱向共布置3個水平位移傳感器來測量節點的相對轉角，如圖2 所示。其中，W1位移傳感器距離梁端900 mm，W2位移傳感器距離梁端450 mm，W3位移傳感器布置在柱端，用以測量梁柱的水平相對位移；荷載通過電液伺服系統得到，位移和應變等通過動態測試系統DH3821 同步采集。

1.4 加載制度

參考美國試驗標準ASTM D1761—12[19]，8 個單調加載的試件采用單調勻速位移控制加載方式，整個試驗加載過程分為2個階段，即預加載階段和正式加載階段。在預加載過程中，首先將試件加載至預估極限荷載的10%并持續2 min，然后進行卸載至初始位置，待試件完全卸載2 min后，所有數值清零后開始正式加載；正式加載過程中，采用位移速度為5 mm/min 的推力加載，當試件荷載下降至極限荷載的80%或梁柱相對轉角達到0.12 rad時停止加載。

依據美國試驗標準ASTM E2126—11[20]，4 個試件采用位移控制的低周反復加載，整個試驗分2個階段進行：第1加載階段以極限位移Δ的1.25%，2.50%，5.00%，7.50%和10.00%依次各循環1 次；第2 加載階段以極限位移Δ的20%，40%，60%，80%，100%和120%依次各循環3 次，見圖3。S14-4 和S14-5 以及S16-3 和S16-4 的極限位移根據試件單調加載得到。

2 試驗過程及現象

2.1 單調加載試驗

8個單調加載試件表現為2種破壞模式。

1)節點變形過大。S12-1，S12-2和S14-1為變形過大而未發生破壞。以試件S12-2為例，由于在加載初期螺栓和膠合木構件的預鉆孔中存在空隙，接觸不夠充分，試件S12-2轉角與彎矩基本呈非線性關系。隨著荷載增加，轉角與彎矩基本呈線性關系。荷載繼續增大，試件出現持續的木材擠壓聲，但在整個試驗過程中，木材并未產生裂縫，螺栓處也未發現微小裂紋，梁構件與柱的相對轉角明顯。荷載不斷增加，當水平位移達到116 mm時，停止加載。試件S12-2 加載過程見圖4(a)，螺栓屈服形態見圖5(a)，梁破壞形態見圖6(a)，柱破壞見圖7(a)。試件S12-1 和S14-1 的加載過程和現象與試件S12-2的加載過程和現象類似，膠合木梁均未發生明顯破壞。

2)木梁縱紋開裂。以試件S18-1為例，在試驗加載初期陸續出現因為梁柱之間的錯動和擠壓而形成的噼啪聲。隨著荷載增加，試件相對轉角逐漸加大，位移和作用力基本呈線性關系。當作動器水平推力為4.37 kN時，木材出現擠壓聲，當推力達到19.12 kN 時，膠合木梁發出連續脆裂聲，在表面出現細小裂紋。當加載至20.16 kN 時，荷載立即下降至12.94 kN，螺栓附近木材由于橫向受拉作用，發生順紋劈裂破壞，沿著螺栓連線方向出現明顯貫穿裂縫，并伴隨著巨大的木材開裂聲。試件S14-3和S16-1的加載過程和現象與試件S18-1的加載過程和現象類似，膠合木梁均發生縱紋開裂，并產生貫穿裂縫。試件S18-1加載過程見圖4(c)，螺栓屈服形態見圖5(c)，梁破壞形態見圖6(d)。

試件ES18-1 作為單調試驗的對比試件，在梁端節點范圍內加了Q235 鋼板來增強木梁的剛度，以提高梁端橫紋抗拉能力。與S12-1類似，在試驗加載初期由于銷槽和螺栓之間存在間隙，螺栓與試件接觸不充分，導致試件初始剛度不均勻，陸續出現由于梁和柱之間、木材與螺栓之間相互錯動的摩擦聲和擠壓聲。由于螺栓與木構件的預留孔之間的間距不相等，螺栓不能同時與木柱接觸受力，隨著荷載增加，4 根螺栓與木材充分接觸，試件剛度突然提高。隨著轉角不斷增加，節點處不斷產生擠壓聲，當荷載為35.38 kN 時，木材并未開裂，且水平位移達到116 mm，故停止加載。試件ES18-1 加載過程見圖4(d)，螺栓屈服形態見圖5(d)，梁端外包鋼板的加強梁見圖6(e)，采用外包鋼板加強節點的柱端破壞見圖7(b)。

S12-1，S12-2 和S14-1 的螺栓由于長徑比偏大，產生彎曲變形，并且在與木梁和木柱的接觸面出現塑性鉸，為Johansen IV 型屈服模式[21]，見圖8(c)；木梁和木柱受到螺栓的擠壓，在與木材順紋成45°角的方向產生明顯的壓痕，在木梁的外表面和木柱的內表面木材發生承壓變形。木梁的受壓側和受拉側的螺栓彎曲程度與木孔承壓變形的程度不同，在受拉側的變形程度更為明顯，這是由于在受壓側，梁柱之間的承壓分擔了部分荷載。

試件S14-2，S14-3，S16-1 和S18-1 的膠合木柱均沒有發生局部擠壓破壞；在木梁受拉側由于木材橫紋受拉而產生劈裂破壞，并沿著順紋方向產生貫穿裂縫，為Johansen Im型屈服模式[21]，見圖8(a)；螺栓有輕微彎曲變形，螺栓直徑越大，螺栓彎曲變形越小，試件承載力越高。

加強木梁構件ES18-1 的螺栓出現1 個塑性鉸，在節點處柱的內表面產生擠壓破壞。螺栓的屈服模式為Johansen IIIs型屈服模式[21]，見圖8(b)；加固區域的螺栓幾乎沒有變形，呈順直狀態，外包鋼內的木梁區域沒有任何破壞，但木柱的內表面螺栓孔有明顯的擠壓變形，擠壓變形方向垂直于螺栓群的幾何形心與螺栓的連線方向。

2.2 低周反復加載試驗

以S16-4試件的加載過程為例，對低周反復加載試驗現象以及破壞模式進行說明。在試驗開始后陸續出現構件之間的錯動和木梁柱之間擠壓導致的擠壓聲，當位移控制為極限位移的40%且試件的正向相對轉角在第1 個循環達到0.02 rad 左右時，在節點處發出連續響亮的摩擦聲，但梁和柱卻并未發生破壞；當位移控制為極限位移的100%且試件的反向相對轉角在第3個循環達到0.075 rad左右時，木梁螺栓孔附近開始沿著木材順紋方向出現貫穿裂縫，并伴隨著巨大的木材劈裂破壞聲；這些裂縫首先在受拉側的外排螺栓處出現，然后在受壓側外排螺栓處出現；最終，由于木材的橫紋受拉作用，節點的裂縫主要表現為順紋撕裂。木材開裂后，在位移控制為極限位移的120%條件下，對該試件繼續進行低周反復試驗加載，雖然試件還能繼續承受荷載，但在加載過程中裂縫不斷擴展；在整個加載過程中，木柱變形很小；木梁區域內的螺栓出現明顯的彎曲變形，并形成塑性鉸，塑性鉸以外的部分基本剛直；同時由于螺栓的彎曲變形，木材與螺栓相互擠壓，在木梁的外表面及與木柱的內表面都出現一定程度的木材銷槽承壓變形；木梁螺栓孔的變形明顯大于木柱螺栓孔的變形。低周反復試驗梁破壞圖見圖9，螺栓屈服圖見圖10。

3 試驗結果及分析

3.1 彎矩-位移滯回曲線

假定梁與柱的螺栓群形心處為轉動中心，試驗過程中木柱無明顯變形，梁的變形為木梁相對于木柱的轉角。轉角由位移傳感器W1和W2水平相對位移與該點到螺栓群形心位置的垂直距離相除得到。試驗中節點所承受的彎矩和轉角如式(1)和(2)所示：

式中：M為節點所承受的彎矩，kN·m；F為加載點處的集中荷載，kN；l為測點到螺栓群形心的距離，mm。

式中：θ為梁相對于柱的轉角，rad；δW1，δW2和δW3分別為位移計W1，W2和W3所測得的位移，mm。

圖11所示為式(1)和式(2)計算得到的單調加載試件的彎矩-轉角曲線。由圖11可知：

1)在加載初期由于螺栓沒有共同受力和螺栓與預留孔存在不充分接觸導致彎矩-轉角曲線呈現出非線性關系，當螺栓共同工作后，加載初期試件基本處于彈性工作狀態。但隨著作動器水平推力增加，節點進入屈服階段，彎矩-轉角曲線表現出非線性。

2)試件S12-1，S12-2與S14-1進入彈塑性階段后，曲線沒有下降趨勢，有明顯塑性變形，表現出良好的延性。由于木材抗裂能力的離散型，故同組試件的承載力離散性較大。試件S14-2雖然存在明顯下降趨勢，但基本與S14-1增長速度變緩的趨勢相同。

3)試件S14-3 和ES18-1 存在剛度突然增強階段，這是由于試件S14-3螺栓數量較多，多螺栓共同作用下節點轉動剛度達到最大，而ES18-1 由于木梁端部鋼板增強，螺栓與孔洞之間存在一定的間隙，當加載持續到一定程度后，木材與螺栓才能充分接觸，使節點的轉動剛度達到最大。

4)試件S16-1 與S18-1 趨勢基本相同，都是在彎矩進入平緩期時達到最大，隨之突然下降，節點發生破壞。

5)除試件S16-1以外，其余試件均表現為螺栓直徑越大，承載力越高。S16-1在螺栓處有明顯的木節缺陷，見圖6(c)，使其承載力表現出離散性。

6)梁端部鋼板加強的試件ES18-1較試件S18-1最大承載力提高73.8%，且沒有出現承載力下降的現象，具有很好的延性；在加載初期，2組節點試件都處于彈性工作階段，彎矩差異不大，但隨著梁端位移增大，未增強節點試件螺栓孔周圍的木材由于微裂縫的發展并貫通，導致節點試件木材的脆性破壞；而鋼板增強后的節點試件，由于梁端外包鋼板能夠抑制梁螺栓孔木材微裂紋的發展，以保證節點試件能繼續承載，從而使螺栓與木材的塑性都得以充分發揮。

圖12所示為低周反復試驗加載的彎矩-轉角滯回曲線，由圖12可知：

1)滯回曲線整體呈反S 形，有一定的收攏現象，且經歷了彈性、彈塑性、塑性和破壞階段，加載后期剛度逐漸降低。

2)在木梁未產生裂縫前，正向加載和反向加載時的彎矩-轉角曲線基本關于原點中心對稱。

3)在木材產生裂縫后的反向加載過程中，彎矩-轉角曲線呈現出“鋸齒”狀曲線，這是由于在加載過程中的裂縫擴展或新裂縫產生導致的荷載突然下降。

4)正向加載在受拉側產生裂縫后，剛度急劇下降，隨著轉角增加，所能承受的彎矩也呈下降趨勢，這是螺栓屈服和木材損傷而導致的。

5)正向加載時所能承受的彎矩不及反向加載的彎矩。

3.2 彎矩-轉角骨架曲線

取彎矩-轉角曲線中各級加載循環峰值點所連成的包絡線為骨架曲線，反映試件屈服承載力、極限承載力以及試驗過程中試件剛度的變化情況，是確定恢復力模型中特征點的重要依據[22]。圖13所示為低周反復加載試件的彎矩-轉角骨架曲線。由圖13可知：

1)與螺栓直徑為16 mm 的試件相比，螺栓直徑為14 mm 的試件的節點抗彎承載力有一定程度提高，且反向抗彎承載力較正向抗彎承載力提升更為明顯。

2)S14與S16的骨架曲線較為類似，梁端開裂前，彎矩-轉角曲線以原點對稱，梁端開裂后，隨著正向轉角增加，抗彎承載力有所降低。

3)正向承載力較反向承載力低。

3.3 節點承載力與轉角

材料、構件、結構的屈服點通過FENG等[23]提出的“最遠點法”確定，即曲線上距離原點和荷載峰值點連線最遠的點為屈服點，如圖14 所示，計算式見式(3)。馮鵬等[24]對比了確定屈服點的多種方法，通過分析構件和結構的試驗結果表明“最遠點法”具有實用性和通用性，并且所計算得到的變形能與原曲線計算結果比較接近。各試件的最大承載力和轉角及延性系數等參數見表2。

表2 節點承載力及延性系數Table 2 Bearing capacity and ductility factor of joints

式中：(θ,M)為構件彎矩-轉角曲線上任意一點的坐標；(θy,My)為由最遠點法所確定的屈服點坐標；(θmax,Mmax)為構件彎矩-轉角曲線峰值點坐標。

由表2可知：采用梁端外包鋼板加強試件較未加強試件最大彎矩和屈服彎矩分別提高73.8%和43.6%，并且延性系數從2.232 提升至3.230，可見采用外包鋼板加強后的節點試件承載力和延性明顯提高；未使用梁端外包鋼板加強的節點試件，在未產生荷載急劇下降的范圍內，基本呈現出螺栓直徑越小，延性系數越大的規律，但出現荷載劇降破壞后，螺栓直徑變化對延性系數的影響不明顯。

3.4 剛度退化

在梁柱結構中，節點的剛度變化對結構的整體性能具有重要影響。在荷載的持續作用下，木材會發生不同程度的開裂以及螺栓產生不可恢復的塑性變形，節點的轉動剛度會有不同程度的退化[25]。為了反映梁柱節點在低周反復加載作用下的剛度退化，節點的有效剛度Ki用割線剛度來表示，如下式所示：

式中：Ki為第i次主循環加載的有效剛度；Mimax和M-imax分別為第i次正、反向主循環加載過程的最大彎矩；θimax和θ-imax分別為Mimax和M-imax所對應的轉角。

圖15 所示為螺栓直徑為14 mm 和16 mm 的試件剛度退化曲線，由圖15可見：

1)在加載初期，由于木材的初始滑移及螺栓與膠合木孔的接觸不充分，導致初期剛度有一定離散性。

2)螺栓直徑為16 mm 的試件剛度明顯比螺栓直徑為14 mm 的試件剛度高，提高幅度范圍為15.6%～41.8%，這表明增加螺栓在一定程度上直徑能提高節點的有效剛度。

3)S14-4 和S14-5，S16-3 和S16-4 試件分別在達到極限位移的80%～120%時有效剛度非常接近，這表明螺栓與木材之間的初始相對滑移和接觸不充分對試件的最終剛度影響很小；且在加載后期，雖然2 組試件直徑不同，但是有效剛度卻非常接近。

4)在加載中后期沒有出現明顯的剛度劇降，這表明梁端產生裂縫后，木材和螺栓仍具有一定的塑性變形能力。

3.5 耗能能力

節點耗能能力可通過各主循環耗能量和等效黏滯阻尼系數he來衡量。耗能量可以用1個滯回環所包圍的面積表示；據JGJT 101—2015“建筑抗震試驗規程”[26]，等效黏滯阻尼系數he的表達式如下：

式中：Ed為1 個滯回曲線所包圍的面積，即圖16中陰影部分面積；Ep是指滯回環2個方向的峰值點所對應的三角形面積之和，即S△AOC+S△BOD。

圖17 所示為螺栓直徑為14 mm 和16 mm 的試件在2×2布置方式下的耗能量曲線。由圖17可知：在加載初期，試件都處于彈性階段，耗能量相差并不大；但隨著位移幅值和循環次數增加，試件的耗能量呈現為非線性增長趨勢；在構件產生裂紋后，試件還有較高的耗能量；S14試件為S16試件主循環耗能量的1.457倍，正循環耗能量的1.477倍，反循環耗能量的1.443倍。結果表明，減小螺栓直徑能在一定程度上提高試件的耗能能力。

4個試件在各級主循環下的等效黏滯阻尼系數如圖18所示。由圖18可知：

1)加載初期的初始滑移對節點的各項數據影響較大，故等效黏滯阻尼比表現出一定的隨機性。

2)正向加載的等效黏滯阻尼系數呈緩慢上升趨勢，反向加載等效黏滯阻尼系數總體呈下降趨勢。

3)在加載初期，主循環內S14與S16等效黏滯阻尼系數相差較大，但隨著位移幅值增加，兩者逐漸接近，說明在位移幅值不大時影響較大，但隨著位移幅值增加，螺栓直徑對等效黏滯阻尼系數影響并不明顯。

4 結論

1)梁柱螺栓連接節點具有一定的抗彎承載力，節點為半剛性連接，完全按鉸接考慮過于保守。

2)隨著節點螺栓直徑增大，節點的耗能量和等效黏滯阻尼系數有所下降，有效剛度和承載力有一定程度的提高。

3)螺栓直徑較小時可以充分利用膠合木和螺栓強度，使節點產生延性破壞。隨著螺栓直徑加大，節點破壞特性逐漸轉變為脆性。直徑為12 mm和14 mm的螺栓在木梁和木柱內都產生了塑性鉸，沒有明顯的荷載下降段，延性較好；而采用16 mm和18 mm螺栓的節點出現脆性破壞。

4)梁端節點區域采用鋼板增強，節點承載力和抗變形能力均有大幅度提升。比未增強試件，節點抗彎承載力提高了73.8%，延性系數提高了44.7%，荷載-位移曲線沒有明顯下降段，具有很好的延性。