木-混凝土螺栓連接力學性能試驗及承載力計算模型

關鍵詞：木-混凝土混合結構；螺栓連接；破壞模式；力學性能；計算模型

中圖分類號：TU399 文獻標志碼：A

木材作為一種可再生建材，具有綠色環保、保溫隔熱等優點.在國家“雙碳”戰略目標背景下，現代木結構建筑憑借其環境友好、抗震性能優、健康宜居等優勢得到迅速發展.隨著現代工程技術的發展，單板層積材（Laminated Veneer Lumber， LVL）、層板膠合木（Glued Laminated Timber， GLT）、正交膠合木（CLT）等工程木制品的應用也為現代木結構發展提供了更多可能性［1］.

木-混凝土混合結構可充分發揮木材和混凝土各自的材性優點.相比于純木結構，木-混凝土混合結構不僅顯著提高了結構的承載力和剛度，還有效改善了結構抗火和隔音性能［2-4］，在綠色建筑領域具有廣闊的應用前景.現已建成的木-混凝土混合結構多采用上下混合木結構體系或混凝土核心筒木結構體系［5］.2022年，高86.6 m 的Ascent公寓［6］于威斯康星州建成.該建筑1～6層采用混凝土框架結構，7～25層為CLT-混凝土核心筒混合結構體系，是目前全球建成的最高現代木結構建筑.我國首棟高層木-混凝土混合結構建筑——江蘇省康復醫院的建成也標志著木-混凝土混合結構在國內的發展邁上了新的臺階.

木-混凝土混合結構類型主要包括輕木-混凝土混合結構和重木-混凝土混合結構.由云杉-松木-冷杉按照規定尺寸加工而成的SPF規格材具有穩定性強、易加工等優勢，被廣泛應用于輕木-混凝土混合結構［7］.而重木-混凝土混合結構通常選用CLT等工程木產品作為承重木構件.與SPF規格材不同，CLT是由三層及以上板材垂直正交組坯后膠合而成，兩者在受力狀態下會呈現不同破壞模式和力學性能.

在木-混凝土混合結構中，連接是實現木與混凝土兩種材料充分發揮各自優勢的基礎［8］.國內外學者圍繞木材與混凝土之間的混合連接展開了大量研究［9-12］.Auclair等［13］提出了一種用于木-混凝土混合結構的含鋼筋內芯的圓柱形混凝土抗剪連接件，Ling等［14］研究了裝配有新型工字鋼抗剪連接件木-混凝土組合梁的受彎性能，這些新型連接在提高抗剪承載力的同時也伴隨著較高的造價.相較于新型連接件，自攻螺釘、螺栓等銷軸類連接件在制造成本和施工速度上有明顯的優勢.Khorsandnia等［15］針對多種適用于木-混凝土的自攻螺釘和螺栓剪力件進行推出試驗，結果表明在相同分布方式及數量下，螺栓連接具有更優異的抗剪性能.張婧等［16］對三組螺栓連接膠合木-混凝土梁板和木柱組合體開展低周往復試驗，結果表明試件破壞均由膠合木梁失效引起，該節點形式滿足“強柱弱梁，強節點弱構件”的抗震設計原則.Derenzis等［17］研究了輕木剪力墻-混凝土基底螺栓連接的受剪性能，分別對裝配有單個和多個螺栓的木-混凝土基底構件進行單調試驗和低周往復試驗.Fennell等［18］對28組輕木剪力墻-混凝土螺栓連接力學性能進行測試，試驗結果均表明該木-混凝土螺栓連接具有較好的延性.

另外，目前關于木-木螺栓連接和木-鋼混合螺栓連接的承載力計算方法已有廣泛討論［19-22］，然而對于木-混凝土混合螺栓連接計算模型還亟待研究.Johansen［23］提出了一種用于計算螺栓連接承載力的屈服理論，在木結構銷連接中被普遍使用.He等［24］通過木-混凝土螺栓連接推出試驗，得出節點抗剪強度受混凝土強度和螺栓直徑控制.熊海貝等［25］對規格材-混凝土單螺栓連接節點進行單調加載試驗，結果表明在螺栓與木塊之間增加鋼墊板可以使試件屈服承載力和極限承載力提高一倍左右.

為研究工程木種類對木-混凝土螺栓連接力學性能的影響，本文選取SPF規格材和CLT兩種常用結構用木材，通過27個木-混凝土螺栓連接試件的單調加載和低周往復加載試驗，對其破壞模式和基本力學性能進行比對分析.同時，本文考慮鋼墊板對節點承載力的影響，建立了木-混凝土單螺栓連接承載力計算模型，并針對CLT的特有界面組成，利用等效截面對其承載力進行計算，為后續木-混凝土螺栓連接性能研究和工程應用提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設計

考慮影響木-混凝土螺栓連接力學性能的關鍵參數，本試驗選取木材種類、木材特性、螺栓直徑、螺栓強度等級和厚徑比5個因素，共設計了15個試件，對其進行單調加載試驗；同時，為了研究動力往復荷載下木-混凝土螺栓連接的破壞模式和滯回性能，設計了12個試件進行低周往復加載試驗.試件主要設計參數見表1和表2.由于兩種木材的加工方式及受力特性的不同，對于SPF-混凝土螺栓連接，選取厚度作為木材特性考慮因素；對于CLT-混凝土螺栓連接，選取受力方向作為木材特性考慮因素，其中順紋試件指在加載方向上，CLT外部兩層層板為順紋方向而內部層板為橫紋方向，橫紋試件相反.

木-混凝土螺栓連接試件尺寸及構造如圖1所示.試件的混凝土尺寸為300 mm×500 mm×250 mm，螺栓嵌入混凝土200 mm深，鋼墊板尺寸為60 mm×60 mm×5 mm；SPF為加拿大進口云杉-松-冷杉規格材，尺寸分別為300 mm×89 mm×76 mm 和300 mm×89 mm×114 mm；CLT 板材為國產三層鐵杉CLT 板，尺寸為300 mm×89 mm×105 mm.

1.2材料性能

木-混凝土螺栓連接中包括混凝土、鋼材和木材三種材料，按相應的規范對三種材料進行材性試驗.實測混凝土立方體抗壓強度F_cc見表3，螺栓抗拉強度試驗值見表4，SPF材性試驗結果見表5，CLT（鐵杉）材性試驗結果見表6.

1.3 試驗裝置與測點布置

試驗加載裝置如圖2所示.在試件混凝土塊體兩側設置限位移裝置，以固定混凝土塊.為模擬整塊木樓板的工程實際情況，在木材兩側設置限位裝置，對其施加垂直于加載方向的位移約束和轉動約束.作動器推動上部木塊，采用拉線式傳感器測量木塊兩端沿加載方向的位移，由作動器自帶的傳感器輸出加載點的荷載P 與位移δ.

1.4 加載制度

單調加載制度參考美國材料與試驗協會ASTMD5652標準中的建議方法，進行兩階段加載：1）預加載.主要為檢測試驗所用位移計的工作狀態，并消除節點各組成部分可能存在的不良接觸.預加荷載為節點承載力預估值的10%，加載速率為1.5 mm/min.加載至設定的預加荷載后持荷2 min，隨后卸載.2）正式加載.加載速率為1.5 mm/min，并持續加載至試件達到破壞位移.

低周往復加載制度參考美國材料與試驗協會ASTM E2126 標準中的方法B（ISO 16670標準）進行： 1）根據單調加載試驗確定的極限位移值的1.25%、2.5%、5%、7.5%和10%三角形波依次進行一個循環；2）根據單調加載試驗確定的極限位移值的20%、40%、60%、80%、100% 和120% 三角形波依次進行三個循環，試件破壞時終止試驗.

2 單調加載試驗結果及分析

2.1 試驗現象

通過對15組試件進行單調加載試驗，記錄木材、螺栓和混凝土在單調加載過程中的最終破壞現象，總結為5種主要破壞模式（圖3）和兩種螺栓屈服模式（圖4）.其中破壞模式包括：墊板下木材局部承壓破壞（破壞模式Ⅰ）、木材劈裂破壞（破壞模式Ⅱ）、銷槽承壓破壞（破壞模式Ⅲ）、螺栓剪斷破壞（破壞模式Ⅳ）和混凝土開裂破壞（破壞模式Ⅴ）；螺栓屈服模式包括：單塑性鉸屈服（屈服模式Ⅰ）、雙塑性鉸屈服（屈服模式Ⅱ）.單調加載下各試件試驗現象及破壞模式見表7.

總結單調加載試驗現象可知：1）銷槽承壓破壞大多與局部承壓破壞或順紋劈裂破壞同時出現，SPF-混凝土螺栓連接更多發生木材劈裂破壞，而CLT-混凝土螺栓連接更多發生木材的局部承壓破壞，主要原因是由于CLT組胚正交膠合的特性，外層層板沿加載方向劈裂時，內層層板會限制劈裂趨勢，從而造成墊板附近的木材局部承壓破壞.2）螺栓直徑d≥16 mm的試件中，CLT-混凝土螺栓連接中螺栓的屈服模式通常為單塑性鉸屈服，塑性鉸主要發生在CLT與混凝土的界面上；SPF-混凝土螺栓連接中螺栓的主要屈服模式為雙塑性鉸屈服，塑性鉸除了發生在SPF與混凝土的界面上，還發生在SPF內部，這是由于混凝土銷槽不易變形，SPF銷槽承壓強度低于CLT 銷槽承壓強度，更容易產生劈裂.3）對于CLT-混凝土橫紋試件，CLT均出現了不同程度的膠結層開裂.由于CLT 生產過程中正交膠合的特點，CLT板材在制作加工過程中，應保證膠結層的施膠質量和強度性能.

需要說明的是試驗過程中2個試件（試件C-P-18-8.8-M、C-T-18-8.8-M）出現了混凝土開裂現象（破壞模式Ⅴ），屬于非正常破壞模式，原因為混凝土強度存在一定離散性，混凝土強度可能低于預期的強度值.

2.2 試驗結果分析

2.2.1 荷載-位移曲線

單調加載試驗下，各試驗試件荷載-位移曲線如圖5所示.總結各試件在加載過程中的變形特征及荷載-位移曲線可知，對于木-混凝土螺栓連接，盡管破壞模式有所不同，但試件的荷載-位移關系按照加載過程基本可分為線彈性階段、彈塑性階段和破壞階段.以試件S-114-14-4.8-M為例給出典型荷載-位移曲線的發展過程，見圖6.具體如下：1）彈性階段.螺栓和木材主要發生彈性變形，節點剛度體現為初始剛度.彈性階段位移發展通常小于15 mm，然后曲線出現轉折，節點到達屈服點，曲線開始進入彈塑性階段，屈服后節點剛度明顯降低，但并未產生屈服平臺.2）彈塑性階段.節點剛度以某一恒定值基本保持不變，且彈塑性階段較長，體現了節點較好的延性.3）破壞階段.當木材劈裂破壞累積到一定程度時，木材會突然發生劈裂破壞，或者當螺桿彎曲變形達到一定程度時，螺桿突然被剪斷.此時，節點進入破壞階段，荷載急劇下降，當荷載降到零，或者低于80%的極限荷載時，節點最終破壞.

2.2.2 力學性能分析

由各組試件荷載-位移曲線得到木-混凝土螺栓連接的各種力學性能參數如表8所示，具體參數定義如下：1）根據美國材料與試驗協會ASTM D5652標準中對連接屈服點的定義，將荷載-位移曲線彈性階段直線沿位移軸平移螺栓直徑5%的距離，得到的平移直線與荷載-位移曲線的交點即為屈服點.屈服點對應的位移即為屈服位移δ_y，屈服點對應的荷載即為屈服荷載P_y.2）定義荷載-位移曲線中荷載最大值為節點極限承載力P_u，極限承載力對應的位移為極限變形δ_u.3）定義破壞位移δ_f 為試件產生明顯破壞或荷載下降至極限荷載的80%時對應的位移，破壞位移對應的荷載為破壞荷載Pf.對于脆性破壞，保守定義極限荷載即為破壞荷載，對應的位移為破壞位移.4）節點延性系數μ 定義為破壞位移與屈服位移的比值.5）節點初始剛度K_e 定義為10%極限荷載點與40%極限荷載點連線的斜率，即：

由表8可知，木-混凝土螺栓連接在單調加載下的破壞模式與試件厚徑比相關，對于SPF-混凝土螺栓連接，當SPF與螺栓厚徑比h/d≤7.13時，試件破壞模式以木材劈裂破壞（破壞模式Ⅱ）和銷槽承壓破壞（破壞模式Ⅲ）為主，當試件厚徑比h/d＞7.13時，試件易出現螺栓剪斷破壞（破壞模式Ⅳ）；對于CLT-混凝土螺栓連接，當CLT與螺栓厚徑比h/d≤6.56時，試件易發生木材局部承壓破壞（破壞模式Ⅰ）和銷槽承壓破壞（破壞模式Ⅲ），當試件厚徑比h/d＞6.56時，試件易出現螺栓剪斷破壞（破壞模式Ⅳ）.

對比SPF-混凝土和CLT-混凝土試件的屈服荷載可知，在相同螺栓強度等級下，相近厚徑比的順紋CLT-混凝土試件屈服荷載高于SPF-混凝土試件，這是由于屈服荷載與木材銷槽承壓強度有關.CLT順紋銷槽承壓強度高于SPF的銷槽承壓強度，故SPF-混凝土試件的屈服荷載低于CLT-混凝土試件的屈服荷載.

表8給出了各試件的位移延性系數，根據歐洲規范Eurocode 8中對連接的分類：μlt;4為低延性，μgt;6為高延性，4≤μ≤6為中等延性.由此可知，在SPF-混凝土單調加載試件中僅試件S-76-16-4.8-M和試件S-114-18-4.8-M屬于高延性范圍，其余試件均屬于中低延性，而CLT-混凝土試件均屬于高延性范圍.由此可見，CLT-混凝土螺栓連接相較于SPF-混凝土螺栓連接具有更好的延性.除此之外，試件破壞模式與其延性有一定相關性.相比于木材局部承壓破壞和銷槽承壓破壞（破壞模式Ⅰ、Ⅲ）的試件，螺栓剪斷破壞（破壞模式Ⅳ）的試件其延性系數偏小.這是由于木材變形能力較強，因此當破壞模式受木材強度性能控制時，試件可產生的位移較大，故延性系數更大.

3 低周往復加載試驗結果及分析

3.1 試驗現象

記錄所有低周往復加載試件最終破壞時木材和螺栓的試驗現象，見表9.木-混凝土螺栓連接在低周往復加載試驗中出現多種破壞模式（圖7）.與單調加載試驗相比，所有試件墊板均未嚴重下陷，避免了墊板下木材的局部承壓破壞，且在CLT-混凝土螺栓連接試件中，未出現木材的順紋劈裂破壞.

不同于單調加載試驗，低周往復荷載下試件均是由螺栓屈服后剪斷導致荷載迅速下降至零，為螺栓剪斷破壞（破壞模式Ⅳ）起控制作用.CLT-混凝土螺栓連接試件在低周往復荷載下螺栓均出現雙塑性鉸屈服模式［如圖8（a）（b）所示］，塑性鉸分別發生在CLT與混凝土的界面處及CLT板內部，隨著位移的增加，螺栓在CLT與混凝土界面形成的塑性鉸處剪斷.SPF-混凝土螺栓試件中螺桿可能出現單塑性鉸，也可能出現雙塑性鉸［如圖8（c）（d）所示］.所有試件的混凝土整體完好，但由于螺栓彎曲，在CLT與混凝土接觸面上，螺栓塑性鉸附近會出現混凝土局部輕微受壓破壞.

3.2 試驗結果分析

3.2.1 荷載-位移曲線

低周往復加載試驗下的各試件荷載-位移滯回曲線如圖9所示.由滯回曲線可見：SPF-混凝土試件與CLT-混凝土試件的荷載-位移曲線整體形狀相似，呈反S型.在低周往復加載過程中，由于螺栓孔逐漸擴大，試件滯回曲線存在“捏縮”現象.相較于CLT-混凝土試件，SPF-混凝土試件“捏縮”現象更為明顯，這是由于CLT內外層板材之間垂直正交的特性，可更好地限制螺栓孔洞的擴大.

各個試件的荷載-位移骨架曲線見圖10.由骨架曲線可知，各試件的荷載-位移骨架曲線整體呈反S型，當木材塑性開始發展以及螺栓彎曲屈服，骨架曲線斜率明顯減小；隨著荷載繼續增加，試件的變形發展加快，剛度在此階段明顯降低，節點逐漸達到承載力.由于部分試件通常在峰值荷載后的第1循環即發生螺栓剪斷破壞，故其荷載-位移骨架曲線沒有下降段.

3.2.2 力學性能分析

通過木-混凝土螺栓連接節點低周往復加載試驗的荷載-位移骨架曲線得到各試件的力學性能參數，見表10.以試件S-76-18-4.8-M、試件S-76-18-C、試件C-P-18-4.8-M和試件C-P-18-C為例，將低周往復加載下試件滯回曲線與單調加載下試件荷載位移曲線進行對比（圖11）.由圖11和表10可知，同樣參數的試件，低周往復試驗加載中的極限位移通常小于40 mm，僅為單調加載試驗位移的40%～50%.這是由于螺栓進入塑性階段后，在往復荷載作用下，塑性變形逐漸累積，當螺栓冷彎性能較差時，容易折斷，與單調加載試驗相比，延性有所降低.同時，不同于單調加載試驗，在低周往復作用下CLT-混凝土連接試件均發生雙塑性鉸屈服，這是由于CLT橫紋層板銷槽承壓剛度和強度遠低于順紋層板，因而所施加荷載主要通過順紋層板傳遞至螺栓.在往復荷載作用下，螺栓主要在兩個部分（橫紋試件為內部順紋層板及木板與混凝土交界處，順紋試件為外部兩層順紋層板）承受拉壓交替應力作用，因此易發生雙塑性鉸屈服.

值得注意的是，通過對比試件S-76-16-C和試件S-114-16-C低周往復加載試驗結果可知，在相同螺栓強度和螺栓直徑條件下，木材厚度為76 mm的試件屈服荷載較木材厚度為114 mm 的試件高出51%.這是由于在低周往復荷載下，試件破壞模式主要受螺栓控制，根據Johansen屈服理論［26］，螺栓連接節點承載力與其破壞模式相關.而試件S-76-16-C螺栓屈服模式為雙塑性鉸屈服，試件S-114-16-C螺栓屈服模式為單塑性鉸屈服.對比試件S-114-18-C與試件C-P-18-C、試件C-T-18-C 可知，在相同螺栓屈服模式（雙塑性鉸屈服）下，三個試件的屈服承載力和極限承載力相差均不超過11%.然而試件S-114-16-C（單塑性鉸屈服）的屈服承載力和極限承載力均低于試件組C-P-16-C（雙塑性鉸屈服）和試件組C-T-16-C（雙塑性鉸屈服）.因此可得出結論：木-混凝土螺栓連接在螺栓剪切破壞模式（破壞模式Ⅳ）下，連接節點承載力大小與螺栓屈服模式相關，木材厚度與木材種類對連接節點屈服承載力影響不明顯，在相同螺栓直徑與螺栓強度條件下，螺栓發生雙塑性鉸屈服的試件承載力通常高于螺栓發生單塑性鉸屈服的試件.

4木-混凝土螺栓連接力學性能理論分析

在美國設計規范NDS—2015、加拿大規范CSAO86、歐洲設計規范Eurocode 5等設計規范中，提供了木-鋼混合結構和木-木混合結構的節點承載力計算公式.然而，現有計算公式并不適用于木-混凝土混合節點的承載力計算.一方面常用木-混凝土螺栓連接通常不采用鋼墊板，螺母提供的豎向作用力相對較小，因而現有計算公式未考慮此鋼墊板的影響.另一方面，由于CLT的正交組胚特性，在進行CLT-混凝土螺栓連接節點承載力計算時，僅考慮順紋或橫紋方向的承壓強度將會造成計算結果的較大誤差.因此本文考慮鋼墊板的影響，提出適用于木-混凝土螺栓連接的節點承載力計算模型，并結合CLT特有的板材構造，提出CLT等效截面用于節點承載力計算.

4.1 節點承載力計算方法

根據木-混凝土螺栓連接試驗現象可知，由于混凝土剛度及強度遠大于木塊及螺栓，在該類連接中螺栓嵌固于混凝土的部分相當于固結，因此在本承載力計算理論推導過程中不考慮混凝土的破壞模式.同時，由于鋼墊板尺寸較大、強度較高，在試驗過程中未觀察到鋼墊板失效，因此將鋼墊板視作剛體.此外，將木塊及螺栓視為理想彈塑性體，基于Johan?sen理論，將木-混凝土單螺栓連接劃分為三種破壞模式：1）破壞模式一，螺桿長細比較小，木材銷槽處被螺桿均勻擠壓破壞，即木材銷槽承壓破壞；2）破壞模式二，螺栓長細比適中，螺桿繞與混凝土交界處發生剛直轉動，產生一個塑性鉸的單鉸屈服破壞；3）破壞模式三，螺栓長細比較大，螺桿繞與混凝土交界處轉動，產生一個塑性鉸，同時近螺母處螺桿產生第二個塑性鉸，即雙鉸屈服破壞.圖12為木-混凝土螺栓連接節點受力情況示意圖.

由表11可知，本研究所提出的承載力計算值與試驗值吻合良好.除試件S-114-18-8.8-M、C-P-14-4.8-M以外，計算值與試驗值誤差最小為2.26%，誤差最大值為20.15%，驗證了所提力學模型具有合理性.需要說明的是，試件S-114-18-8.8-M計算值與試驗值誤差為30.11%，計算值高出試驗值8.35 kN，這是由于承載力計算公式中假定螺栓達到了極限抗拉承載力，然而當螺栓直徑較大時，在連接節點最終破壞階段，螺栓并未達到極限抗拉承載力，因此節點承載力理論值會高于試驗值. 對于試件C-P-14-4.8-M，理論值與試驗值之間27.16%的誤差可能原因為，在承載力計算公式中，直徑為14 mm的螺栓屈服強度取值為320 MPa，然而螺栓實際屈服強度高于320 MPa.同樣地，對于其余螺栓直徑為14 mm的試件，節點承載力試驗值也均大于計算值.此外，值得注意的是，比較試件S-76-16-4.8-M 和試件S-76-18-4.8-M、試件S-114-16-4.8-M和試件S-114-18-4.8-M 的承載力試驗值可知，當SPF 木材厚度為76 mm時，木-混凝土螺栓連接承載力隨著螺栓直徑的增加而增加；然而當SPF厚度為114 mm時，螺栓直徑增加的同時承載力出現細微降低.這種現象出現的原因為，在破壞模式一下，由式（17）可知，木材厚度與螺栓直徑對木-混凝土螺栓連接承載力均有影響.當木材厚度為76 mm時，16 mm與18 mm螺栓節點承載力計算值分別為55.1 kN和65.94 kN，差距明顯；當木材厚度為114 mm時，兩者承載力計算值分別為63.34 kN和67.46 kN，較為接近，表明木材厚度較大時，螺栓直徑對承載力影響權重降低.

同時，由表11可得，對于破壞模式二、破壞模式三下的試件，《木結構設計標準》（GB 50005—2017）承載力計算值較小，誤差偏大.這可能是因為此類公式在進行木-混凝土螺栓連接承載力計算時，將混凝土一端當作木塊來計算其銷槽承壓強度及長度，從而低估了混凝土對螺桿的嵌固作用.此外，規范公式中未考慮鋼墊板的增強作用，也可能對計算結果造成影響.由此可見，《木結構設計標準》（GB 50005—2017）中螺栓連接承載力計算公式對于木-混凝土連接的適用性還有較大提升空間，本研究所提出的木-混凝土螺栓連接承載力計算公式可為后續研究提供參考.

5 結論

1）木-混凝土螺栓連接節點的破壞模式包括：墊板下木材局部承壓破壞、木材劈裂破壞、銷槽承壓破壞和螺栓剪斷破壞.螺栓的屈服模式包括單塑性鉸屈服和雙塑性鉸屈服.

2）在單調荷載作用下，木-混凝土螺栓連接荷載-位移關系的發展過程通常包括線彈性階段、彈塑性階段和破壞階段.SPF-混凝土螺栓連接相較于CLT-混凝土螺栓連接更易發生單鉸破壞，CLT-混凝土螺栓連接相較于SPF-混凝土螺栓連接具有更好的延性.

3）在低周往復荷載作用下，SPF-混凝土螺栓連接試件和CLT-混凝土螺栓連接試件均受螺栓剪切破壞控制.當試件破壞模式為螺栓剪切破壞時，木材厚度和木材種類對連接節點屈服承載力影響不明顯，屈服承載力大小與螺栓屈服模式相關.在相同螺栓直徑與螺栓強度條件下，螺栓發生雙塑性鉸屈服的試件承載力通常高于螺栓發生單塑性鉸屈服的試件.

4）本研究考慮鋼墊板的影響，建立木-混凝土螺栓連接力學模型，并提出CLT等效截面用于節點承載力計算.利用此模型所推導的木-混凝土螺栓連接承載力計算公式與試驗值吻合良好，平均誤差為12.18%，驗證了此力學模型的有效性.