何敏娟，倪淑娜，馬人樂，白 雪

（同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092）

在木結(jié)構(gòu)中，各構(gòu)件通過連接進(jìn)行傳力.木結(jié)構(gòu)連接形式很多，如榫卯連接、齒連接、螺栓連接、釘連接以及鍵連接等［1］.其中螺栓連接具有連接緊密、韌性好、制作簡單及安全可靠等優(yōu)點，因此是現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最為廣泛的連接形式，尤其是在梁柱結(jié)構(gòu)體系中.

目前木結(jié)構(gòu)中各種連接形式的剛度都較低，螺栓連接也不例外.螺栓連接主要利用螺桿抗彎和木材銷槽承壓提供承載力.由于施工偏差，木結(jié)構(gòu)上的孔與鋼填板上的孔不可能完全對準(zhǔn)，為便于施工，木孔壁和螺桿間常留有1～2mm 的間隙.在荷載作用下，連接的有效傳力只能在螺桿經(jīng)歷初始滑移后與木孔壁接觸時才能實現(xiàn).連接的初始滑動使得其初始剛度很低，且隨施工質(zhì)量的變化而不穩(wěn)定.當(dāng)梁柱結(jié)構(gòu)體系的梁柱連接節(jié)點或者柱腳連接節(jié)點采用螺栓連接時，梁柱框架的抗側(cè)剛度就較差，尤其是在受力初始階段.盧濤等［2］研究結(jié)果表明，采用螺栓連接節(jié)點的梁柱框架在彈性階段的抗側(cè)剛度只有輕型木剪力墻的6.2%.

目前已有的螺栓連接改進(jìn)方案主要是針對連接的劈裂問題，很少用于改善連接剛度.本文針對螺栓連接剛度低的問題，提出了一種新連接形式——鋼填板預(yù)應(yīng)力套管螺栓連接（簡稱預(yù)應(yīng)力套管連接），并通過加載試驗研究了該連接形式的性能.

1 鋼填板預(yù)應(yīng)力套管螺栓連接

預(yù)應(yīng)力套管連接由木構(gòu)件、鋼填板、套管、螺栓、墊片和螺母組成，如圖1所示.鉆有螺栓孔的鋼填板插入到木構(gòu)件之間或者木槽內(nèi)，并與木構(gòu)件上的孔對中；然后將由內(nèi)層鋼管與外層橡膠管組成的套管嵌入到木構(gòu)件孔內(nèi)，橡膠管與鋼管之間以及橡膠管與木孔之間用粘結(jié)劑粘結(jié)；螺桿插入套管，兩端通過墊片和螺母錨固在木構(gòu)件兩側(cè).待試件組裝完成后，對螺桿施加預(yù)應(yīng)力，螺桿將會通過墊片使木構(gòu)件和套管頂緊鋼填板.當(dāng)鋼填板相對于木構(gòu)件滑動時，套管與鋼填板之間以及木構(gòu)件與鋼填板之間的摩擦力將會抵抗其滑動，此時連接性能類似于高強度摩擦型螺栓連接，如圖2所示.當(dāng)摩擦力被克服后，鋼填板與套管之間開始相對滑動，此時連接性能類似于普通螺栓連接.

圖1 鋼填板預(yù)應(yīng)力套管螺栓連接的構(gòu)造細(xì)節(jié)Fig.1 Configuration of prestressed tube bolted joint with slotted－in steel plate

圖2 鋼填板預(yù)應(yīng)力套管螺栓連接的受力機(jī)理Fig.2 Load－bearing mechanism of prestressed tube bolted joint with slotted－in steel plate

2 試驗概況

2.1 試件設(shè)計

5組試件，分別編號PS（7D），PH，PS（5D），BS和BH，每組3個試件；PS（7D）為端距7倍套管直徑的順紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點，PH 為相應(yīng)的橫紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點；PS（5D）為端距5倍套管直徑的順紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點；BS為端距與PS（7D）相同的順紋抗拉普通螺栓連接節(jié)點；BH 為邊距與PH 相同的橫紋抗拉普通螺栓連接節(jié)點.

PS（7D）組節(jié)點的尺寸和構(gòu)造細(xì)節(jié)如圖3a 所示，木構(gòu)件采用膠合木，由厚度38 mm 的白云杉規(guī)格材加工而成，木材密度418 kg·m－3，含水率11.54%，截面尺寸150mm×200mm，槽寬19mm，孔直徑32mm，端距224 mm（7倍套管直徑）.鋼填板采用Q235鋼，厚度18mm，孔直徑16.5 mm.套管由外徑28mm 厚度4mm 的Q345無縫鋼管和外徑32mm 厚度2mm 的PVC 管組成，鋼管與PVC管間以及PVC 管與木孔間用AB 膠粘結(jié).螺栓為8.8級M16的高強度螺栓，所加預(yù)應(yīng)力值為50kN.墊片為外徑50mm，內(nèi)徑17mm，厚度3mm 的雙墊片.PS（5D）組與PS（7D）組的不同在于節(jié)點端距小于《木結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》GB5005—2003［3］的要求值，采用160mm（5倍套管直徑）；BS組與PS（7D）組的不同在于木構(gòu)件上的孔直徑為18mm，連接采用普通螺栓連接，螺栓和墊片的尺寸以及材料等級與PS（7D）組相同，其中螺栓不刻意施加預(yù)應(yīng)力.

PH 組節(jié)點的尺寸和構(gòu)造細(xì)節(jié)如圖3b所示，孔直徑、套管尺寸和材料、螺栓尺寸和材料以及預(yù)應(yīng)力值同PS（7D）組，節(jié)點邊距依照規(guī)范［3］要求設(shè)計.而BH 組與PH 組的不同在于木構(gòu)件上的開孔為18 mm，連接采用普通螺栓連接，螺栓和墊片同PH 組，其中螺栓不刻意施加預(yù)應(yīng)力.

圖3 節(jié)點尺寸與構(gòu)造細(xì)節(jié)（單位：mm）Fig.3 Dimension and configuration of joints（unit：mm）

各組節(jié)點的試驗?zāi)康脑谟趯Ρ萈S（7D）和BS組以及PH 和BH 組的試驗結(jié)果，說明預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點和普通螺栓連接節(jié)點的性能差異；對比PS（7D）和PS（5D）組的試驗結(jié)果，說明端距對節(jié)點性能的影響.

2.2 加載方式、測量內(nèi)容與方法

加載分為兩階段：①預(yù)加載，采用力控制，加載到節(jié)點極限承載力的10%，保持荷載2min，然后卸載，2min后清零儀表值；預(yù)加載時所需估算的“節(jié)點極限承載力”，對于每組試驗的第一個試件根據(jù)屈服理論計算，而對于其他試件則根據(jù)第一個試件的試驗結(jié)果確定.②正式加載，采用位移控制；為保證試件加載到極限承載力的時間不少于5min且不多余20min［4］，順紋試件加載速度為1mm·min－1，橫紋試件為2mm·min－1，當(dāng)節(jié)點承載力下降到最大荷載的80%或者出現(xiàn)明顯破壞時，試驗終止.試驗加載裝置和測點布置如圖4所示.其中加載裝置的最大量程為500kN，誤差≤＋1%；試驗中需測量鋼填板與木構(gòu)件間的相對滑移，位移計一端固定于鋼填板，另一端固定于木構(gòu)件孔下方50 mm 處，變形值由DH3816靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)采集，數(shù)據(jù)采用頻率為0.2Hz.

圖4 試驗加載裝置以及測點布置Fig.4 Loading setup and LVDT position

3 試驗結(jié)果

3.1 試驗現(xiàn)象

試驗中發(fā)現(xiàn)，順紋抗拉連接節(jié)點均以順紋劈裂或剪切形式破壞，其中劈裂破壞為主，如圖5a和5b所示.試件劈裂的早晚順序：PS（5D）早于PS（7D），PS（7D）早于BS.與劈裂早晚相對應(yīng)的是各組節(jié)點的木材銷槽承壓和螺桿彎曲程度的對比，其中BS組節(jié)點的上述特征最為明顯，PS（5D）最不明顯，但也得到一定程度發(fā)展.這種劈裂的早晚以及木材銷槽承壓螺桿彎曲的明顯與否均與節(jié)點端距和銷軸直徑有關(guān).BS組和PS（7D）組的端距相同，但銷軸直徑更小，而PS（5D）組和PS（7D）組的銷軸直徑相同，但端距更小.很顯然，端距與銷軸直徑的比值越大，上述特征越明顯.這里的銷軸為節(jié)點中與木孔壁直接發(fā)生銷槽承壓的金屬部件，在PS（7D）組以及PS（5D）組中為套管，而在BS組中為螺桿.觀察節(jié)點墊片還發(fā)現(xiàn)，BS組的墊片深陷到木構(gòu)件中，而PS（7D）組和PS（5D）組的墊片由于鋼管頂住而無深陷，只是沿受力方向有所滑移.對于順紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點，PS（7D）組的套管與木孔壁之間明顯脫開，而PS（5D）組不明顯；另外鋼填板孔周圍有明顯壓痕，為鋼管頂緊鋼填板時所留痕跡.

圖5 節(jié)點破壞形式Fig.5 Failure modes of tested joints

對于橫紋連接節(jié)點，由于構(gòu)件兩端固定裝置的約束，使得節(jié)點的開裂只限制于兩位移限制點之間；當(dāng)構(gòu)件嚴(yán)重開裂時，木材銷槽承壓和螺桿彎曲已十分明顯，其中BH 組的上述特征最為明顯.最終橫紋節(jié)點均以裂紋上部處于抗彎狀態(tài)的木材發(fā)生彎曲斷裂而破壞，此時鋼填板與木構(gòu)件間的相對滑移已經(jīng)很大.試驗中還發(fā)現(xiàn)，PH 組節(jié)點的墊片在木構(gòu)件上滑移明顯，但未深陷到木構(gòu)件中，并且套管與木孔之間明顯脫開，而BH 組節(jié)點的墊片深陷到木構(gòu)件中.

3.2 試驗曲線

順紋和橫紋節(jié)點的平均荷載變形曲線如圖6所示，圖中F為平均荷載，Δ為變形.

圖7所示為PS（7D）組節(jié)點的典型荷載變形曲線，PS（7D）組節(jié)點經(jīng)歷了以下幾個受力變形階段：

圖6 節(jié)點平均荷載變形曲線Fig.6 Average load－deformation curves of joints

圖7 典型PS（7D）組節(jié)點荷載變形曲線Fig.7 Typical load－deformation curve of PS（7D）joints

（1）o→a階段：當(dāng)鋼填板相對于木槽滑動時，節(jié)點主要依靠鋼管與鋼填板之間的摩擦力抵抗鋼填板的滑移，直到a點鋼填板克服摩擦力開始相對于套管滑動；該階段節(jié)點性能類似于高強度摩擦型螺栓連接節(jié)點，因此稱為摩擦階段.由于鋼管最終會將力通過銷槽承壓傳遞給木構(gòu)件，因此節(jié)點在該階段的剛度主要由木材銷槽承壓剛度決定.

（2）a→b階段：當(dāng)鋼填板相對于套管滑動時，螺桿和鋼填板孔壁以及套管內(nèi)壁逐漸開始接觸；該階段節(jié)點變形類似于普通螺栓連接節(jié)點承載初期由于螺桿與孔壁之間的間隙而發(fā)生的初始滑移，稱為過渡階段.

（3）b→c階段：當(dāng)節(jié)點變形時，木材銷槽承壓以及螺桿彎曲，直到c點節(jié)點劈裂或者剪切破壞；該階段節(jié)點性能類似于經(jīng)歷初始滑移后的普通螺栓連接節(jié)點，稱為承壓階段；節(jié)點剛度由木材銷槽承壓剛度、螺桿抗彎剛度以及墊片和螺母對螺桿的固定作用決定.

對比圖6、圖7可知，PH 組節(jié)點與PS（7D）組節(jié)點的荷載變形曲線有以下兩個不同，PH 組節(jié)點荷載變形曲線的階段性劃分沒有PS（7D）組節(jié)點明顯，這主要是因為木材橫紋銷槽承壓屈服強度較低，而且PH 組節(jié)點的承載力在節(jié)點變形較大時仍繼續(xù)增加.

圖8所示為BS組節(jié)點的典型荷載變形曲線，BS組節(jié)點經(jīng)歷了以下幾個受力變形階段：

（1）o→a階段：當(dāng)鋼填板相對木槽滑動時，鋼填板先與螺桿接觸，然后螺桿將力主要傳遞給墊片，而墊片將力以摩擦力的形式傳遞給木構(gòu)件.

（2）a→b階段：當(dāng)鋼填板傳遞給螺桿的力足以使得墊片克服其與木構(gòu)件之間的靜摩擦力時，螺桿開始滑動，直到與孔壁接觸；節(jié)點荷載變形曲線近似水平，該滑移段的存在使得普通螺栓連接節(jié)點的初始剛度較低.

（3）b→c階段：螺桿與孔壁接觸后，節(jié)點承載力繼續(xù)提高，該階段木材銷槽承壓以及螺桿彎曲處于彈性階段.

（4）c→d階段：木材銷槽承壓以及螺桿彎曲逐漸明顯，且進(jìn)入塑性階段，到d點時木構(gòu)件順紋劈裂或者剪切.

對比圖6、圖8可知，BH 組節(jié)點荷載變形曲線類似于BS組節(jié)點，不同的是BH 組節(jié)點承載力明顯下降時所對應(yīng)的節(jié)點變形值更大，這主要是因為試件兩端的固定裝置約束了節(jié)點的順紋開裂，使得裂紋難以在整個試件上貫通；當(dāng)構(gòu)件孔周圍嚴(yán)重開裂時，節(jié)點承載力仍舊處于上升階段，只有當(dāng)裂紋上部處于受彎狀態(tài)的木材發(fā)生抗彎斷裂時，節(jié)點承載力才開始明顯下降.由圖6a可知，PS（5D）組節(jié)點的荷載變形曲線類似于PS（7D）組節(jié)點，但由于端距減小，節(jié)點順紋劈裂提前，甚至還出現(xiàn)了順紋剪切破壞.

4 參數(shù)定義

4.1 節(jié)點極限承載力和極限變形

對于荷載最大值出現(xiàn)在變形15 mm 以前的節(jié)點，節(jié)點極限承載力Fu即為荷載變形曲線上的荷載最大值，相應(yīng)變形為節(jié)點極限變形Δu；而對于荷載最大值出現(xiàn)在變形15mm 以后的節(jié)點，其極限承載力Fu為變形15 mm 時的節(jié)點承載力，15 mm 即為節(jié)點極限變形Δu；這主要是因為變形超過15mm 后節(jié)點會因變形過大而失效，如ASTM D1761—88［4］就規(guī)定銷軸類連接節(jié)點在試驗過程中最大變形不宜超過15mm.

4.2 破壞荷載和破壞位移

對于順紋連接節(jié)點，節(jié)點最終都以順紋劈裂或者剪切形式破壞，因此節(jié)點破壞荷載Ffail和破壞位移Δfail分別為荷載變形曲線上木構(gòu)件劈裂或剪切破壞時所對應(yīng)的荷載和變形.對于橫紋抗拉連接節(jié)點，只有當(dāng)節(jié)點裂紋上部木材出現(xiàn)抗彎破壞時節(jié)點的承載力才會明顯下降，因此定義節(jié)點破壞荷載Ffail和破壞變形Δfail分別為荷載變形曲線上裂紋上部木材抗彎破壞時所對應(yīng)的荷載和變形.

4.3 極限抗滑移承載力和極限抗滑移變形

極限抗滑移承載力Fs為套管與鋼填板開始發(fā)生相對滑移時的節(jié)點承載力，對應(yīng)變形為節(jié)點極限抗滑移變形Δs.對于預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點，很難直接從荷載變形曲線上確定Fs，尤其是橫紋預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點，因此該處Fs統(tǒng)一按照理論計算值選取：Fs＝2Pμ，其中P為螺桿預(yù)緊力，假定P完全由鋼管承受，μ為鋼管與鋼填板之間的摩擦系數(shù)，該處取0.3.

4.4 屈服點

屈服點（Fy，Δy）為荷載變形曲線上節(jié)點性能開始出現(xiàn)塑性特征的點，本文采用由Yasumura 和Kawai［5］提出的方法確定節(jié)點屈服點，如圖9所示.由于PS（7D）組以及PS（5D）組節(jié)點的荷載變形曲線具有明顯階段性劃分，上述方法并不適用，因此本文只采用上述方法求PH 組、BS組以及BH 組節(jié)點的屈服點.

圖9 節(jié)點荷載變形曲線屈服點的確定方法Fig.9 Analysis method for the determination of yield points

4.5 節(jié)點剛度

定義節(jié)點屈服剛度Ky為節(jié)點屈服荷載Fy與屈服變形Δy的比值.由于PS（7D）和PS（5D）組節(jié)點荷載變形曲線難以確定合適的屈服點，為便于比較，在計算PS（7D）組和PS（5D）組節(jié)點的屈服剛度時，屈服荷載取試驗對照組BS 組節(jié)點的屈服荷載.對于PS（7D）和PS（5D）組節(jié)點，該剛度反映了順紋預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點達(dá)到普通螺栓連接節(jié)點的承載力水平時的變形情況.

鑒于本文提出的預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點主要是利用節(jié)點在摩擦階段的承載力和剛度，因此該處又另外定義節(jié)點初始剛度Ks為

式中：Δ40%為荷載為40%Fs時的節(jié)點變形.

4.6 節(jié)點延性系數(shù)

為說明控制預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點的受力在摩擦階段時的節(jié)點延性合理性，定義節(jié)點初始延性系數(shù)Cds為

根據(jù)參數(shù)定義計算節(jié)點性能參數(shù)，結(jié)果見表1.

表1 各組節(jié)點性能參數(shù)Tab.1 Performance parameters of joints

5 試驗結(jié)果與討論

5.1 節(jié)點類型的對比

比較表1中PS（7D）組和BS 組節(jié)點的性能可知，PS（7D）組節(jié)點極限承載力是BS組節(jié)點的1.64倍，這主要是因為PS（7D）組節(jié)點的套管外徑比BS組節(jié)點的螺桿直徑大.如假定PS（7D）組節(jié)點的屈服荷載與BS組節(jié)點相同，則PS（7D）組的節(jié)點屈服剛度是BS組節(jié)點的2.31倍.比較PH 組與BH 組節(jié)點性能可知，PH 組節(jié)點極限承載力是BH 組節(jié)點的1.58倍，屈服剛度為BH 組節(jié)點的2.97倍.因此，無論是順紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點還是橫紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點，其承載力和剛度都高于普通螺栓連接節(jié)點.

比較各組節(jié)點的荷載變形曲線可知，PS（7D）組和PH 組節(jié)點的延性都沒有普通螺栓連接節(jié)點合理，如圖6 所示.但是如果控制節(jié)點受力在摩擦階段，而將過渡階段以及承壓階段作為安全儲備，則PS（7D）組節(jié)點的初始延性系數(shù)高達(dá)8.83，PH 組節(jié)點的初始延性系數(shù)高達(dá)7.37.因此只要控制預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點的受力階段，節(jié)點延性還是較合理的.此外，在摩擦階段，PS（7D）組節(jié)點的初始剛度高達(dá)95.14 kN·mm－1，PH 組 節(jié) 點 的 初 始 剛 度 高 達(dá)43.31kN·mm－1，而這個階段節(jié)點的極限抗滑移承載力達(dá)到了30.00kN，與BS 組節(jié)點的屈服荷載40.46kN 以及BH 組節(jié)點的屈服荷載27.33kN 相比還是比較合理的；如果增加螺桿預(yù)應(yīng)力值或者提高鋼管與鋼填板之間的摩擦系數(shù)可繼續(xù)提高預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點的極限抗滑移承載力.

5.2 節(jié)點端距的對比

由表1 可知，PS（5D）組節(jié)點的極限承載力為PS（7D）組節(jié)點的88.82%，屈服剛度為PS（7D）組節(jié)點的1.16倍；由圖6a可知，PS（5D）組節(jié)點的延性沒有PS（7D）組節(jié)點合理.由表1還可知，PS（5D）組節(jié)點的極限承載力為BS組節(jié)點的1.47倍，屈服剛度為BS組節(jié)點的2.68倍.因此，減小預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點順紋端距，盡管會降低節(jié)點的承載力和延性，但與普通螺栓連接節(jié)點相比，節(jié)點承載力和剛度都得到改善.

如控制PS（5D）組節(jié)點的受力在摩擦階段，那么PS（5D）組節(jié)點的初始剛度高達(dá)87.62kN·mm－1，初始延性系數(shù)為4.67，極限抗滑移承載力為30.00 kN.因此對于減小端距的順紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點，只要控制節(jié)點受力在摩擦階段，則節(jié)點性能無論承載力、剛度還是延性都較合理.

6 結(jié)論

（1）無論是順紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點還是橫紋抗拉預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點，其極限承載力和剛度均比普通螺栓連接節(jié)點合理.如結(jié)構(gòu)設(shè)計對于節(jié)點剛度要求較高，可控制節(jié)點受力在摩擦階段，在該階段，節(jié)點具有更高的剛度以及合理的延性，且極限抗滑移承載力與普通螺栓連接節(jié)點的屈服荷載相當(dāng).

（2）減小節(jié)點的端距會使順紋預(yù)應(yīng)力套管連接節(jié)點的劈裂或者剪切破壞提前，但是與普通螺栓連接節(jié)點相比，當(dāng)節(jié)點端距由7倍套管直徑改為5倍套管直徑時，節(jié)點承載力和剛度仍優(yōu)于普通螺栓連接節(jié)點；如控制受力在摩擦階段，節(jié)點也將具有較好的延性.

［1］ 何敏娟，LAM Frank，楊軍，等.木結(jié)構(gòu)設(shè)計［M］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2008.He Minjuan，Lam Frank，Yang Jun，et al.Design of timber strucutures［M］.Beijing：China Architecture ＆Building Press，2008.

［2］ 盧濤.梁柱與輕型木混合結(jié)構(gòu)體系抗側(cè)性能研究［D］.上海：同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，2011.LU Tao.Research of the lateral performance of hybrid post－andbean shear wall systems［D］.Shanghai：College of Civil Engineering of Tongji University，2011.

［3］ 中華人民共和國建設(shè)部.GB5005—2003 木結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2003.Ministry of Construction of People’s Republic of China.GB5005—2003 Code for design of timber structures［S］.Beijing：China Architecture ＆Building Press，2003.

［4］ American Society of Mechanical Engineers.ASTM D1761－88 Standard test methods for mechanical fasteners in wood［S］.West Conshohocken：［s.n.］，2002.

［5］ Mu?ozW，Mohammad M，Salenikovich A，et al.Determination of yield point and ductility of timber assemblies：in search for a harmonised approach［C／CD］／／ World Conference on Timber Engineering.Miyazaki：［s.n.］，2008.