趙　藝, 何敏娟, 馬人樂

(1. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092； 2. 上海綠地科技島置業(yè)有限公司，上海 200335)

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預(yù)應(yīng)力方套管連接膠合木梁柱節(jié)點抗彎試驗

趙藝1,2, 何敏娟1, 馬人樂1

(1. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092； 2. 上海綠地科技島置業(yè)有限公司，上海 200335)

提出在膠合木結(jié)構(gòu)中采用預(yù)應(yīng)力方套管螺栓連接，該連接采用高強(qiáng)螺栓和鋼套管作為連接件.通過單調(diào)加載和往復(fù)加載下的梁柱節(jié)點抗彎試驗，對比了方套管節(jié)點和傳統(tǒng)螺栓群連接節(jié)點的破壞模式、彎矩-轉(zhuǎn)角曲線、滯回曲線、強(qiáng)度、剛度和耗能性能.結(jié)果表明，由于摩擦階段鋼管與鋼板間的摩擦力確保了初始傳力，套管節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度顯著提升，耗能能力也得到改善.

膠合木結(jié)構(gòu); 方套管螺栓連接; 預(yù)應(yīng)力; 摩擦; 剛度

螺栓連接傳力明確、構(gòu)造簡單，在現(xiàn)代梁柱式木結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最廣.實際工程中，木框架節(jié)點承受彎矩作用，因此需要考慮節(jié)點的轉(zhuǎn)動剛度.然而傳統(tǒng)的螺栓群連接存在轉(zhuǎn)動剛度過小的問題，使木框架的整體抗側(cè)力性能較差.設(shè)計中，通常忽略螺栓連接節(jié)點有限的抗彎承載力，假定為鉸接[1]；倘若要使節(jié)點達(dá)到與相連構(gòu)件同等水平的剛度，節(jié)點區(qū)將會過于龐大[2].目前，針對銷栓類連接的改進(jìn)方法，主要有貼層加強(qiáng)[3-5]、自攻螺釘加強(qiáng)[1,6]和采用空心銷[7-8]等.上述方法主要是針對節(jié)點延性的改善，因未能有效克服傳統(tǒng)螺栓連接中孔洞間隙和初始傳力的問題，對節(jié)點剛度改進(jìn)有限[2].

針對上述問題，作者提出采用預(yù)應(yīng)力套管螺栓連接(簡稱“套管節(jié)點”)提高節(jié)點的轉(zhuǎn)動剛度,尤其是初始剛度.在對套管節(jié)點中采用圓套管時進(jìn)行的試驗研究[9]的基礎(chǔ)上，本文在套管節(jié)點中采用方套管.通過單調(diào)加載和往復(fù)加載下梁柱節(jié)點抗彎試驗，對比了方套管節(jié)點與傳統(tǒng)螺栓群連接節(jié)點受力的不同，為其設(shè)計和應(yīng)用提供參考.

1　預(yù)應(yīng)力方套管螺栓連接

方套管節(jié)點由木構(gòu)件、鋼板、套管、高強(qiáng)螺栓、螺母和墊片組成，其受力原理如圖1所示.組裝時將套管從鋼板兩側(cè)塞入木孔，組裝完成后對高強(qiáng)螺栓施加預(yù)拉力.高強(qiáng)螺栓的預(yù)緊力通過螺母傳給墊片，墊片從兩側(cè)對鋼管產(chǎn)生預(yù)壓力，進(jìn)而鋼板兩側(cè)的鋼管與鋼板之間也形成預(yù)壓力.當(dāng)外力使木構(gòu)件和鋼板產(chǎn)生相對運(yùn)動趨勢時，墊片、鋼管、鋼板之間的預(yù)壓力就會在三者的接觸面上產(chǎn)生摩擦力，并且依靠套管和木孔間的銷槽承壓傳遞外力.

受力的初始階段，鋼管和鋼板之間的摩擦力可以克服鋼管與螺栓或螺栓與鋼板之間相對滑動的不利影響，將該階段定義為摩擦階段.當(dāng)鋼管和鋼板間的摩擦力被克服，組件之間就會產(chǎn)生相對滑動.與傳統(tǒng)的螺栓連接節(jié)點在受力初期需要克服螺栓和螺栓孔之間的間隙類似，將套管節(jié)點克服螺栓和套管之間間隙以及螺栓和鋼板上螺栓孔之間間隙的階段定義為滑移階段，該階段直到螺栓逐個與鋼管內(nèi)壁以及鋼板上的螺栓孔壁充分接觸為止.之后套管節(jié)點的受力性能與傳統(tǒng)的螺栓連接類似，將該受力階段定義為典型階段.

圖1　方套管節(jié)點受力原理示意圖

2　試驗概況

試驗選取常用的T型梁柱節(jié)點作為研究對象，包括2組節(jié)點，分別為方套管節(jié)點組(P組)和傳統(tǒng)螺栓連接節(jié)點組(N組)，每組4個，2個用于單調(diào)加載(編號M)，2個用于往復(fù)加載(編號C).

2.1試驗材料與試件

主要試驗材料包括膠合木、鋼插板、高強(qiáng)螺栓和鋼套管等.木構(gòu)件由北美云杉-松-冷杉的規(guī)格材膠合而成，按我國《木結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[10]，該規(guī)格材的材質(zhì)等級為Ⅲc.木構(gòu)件的平均含水率為14.49%，平均氣干密度為386.38 kg·m-3.節(jié)點尺寸如圖2所示，木梁截面尺寸300 mm×150 mm，長1 000 mm；木柱截面尺寸為300 mm×200 mm，長1 200 mm；木構(gòu)件開槽寬18 mm.鋼板尺寸如圖3所示，厚16 mm，材質(zhì)等級為Q235B.

所有螺栓采用8.8級、M16的高強(qiáng)螺栓、中部無螺紋.P組中每個高強(qiáng)螺栓按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》規(guī)定的設(shè)計預(yù)拉力值，采用脫扣式扭矩扳手施加80 kN預(yù)拉力；N組中每個螺栓按照傳統(tǒng)螺栓連接的做法，采用普通扳手正常擰緊.方套管處的尺寸詳圖如圖4所示，方鋼管材質(zhì)等級為Q345B，邊長25 mm×25 mm，壁厚3 mm；用于梁、柱構(gòu)件的套管長度分別為91 mm和66 mm.N組木構(gòu)件上螺栓孔直徑為19 mm.P組木構(gòu)件上的方孔邊長為26 mm，均先鉆直徑24 mm的圓孔，再由人工開鑿方孔.為了使方套管處的木孔盡可能順紋承壓，而橫紋方向不受力，因此在垂直于木紋方向,鋼管與木孔的間隙采用膠水黏結(jié);而在平行于木紋方向,鋼管與木孔之間留有間隙.

圖2　節(jié)點尺寸(單位：mm)

圖3　鋼插板尺寸(單位：mm)

圖4　方套管和木孔尺寸詳圖(單位：mm)

2.2試驗設(shè)備與加載制度

加載裝置為雙通道電液伺服加載系統(tǒng)，水平作動器變形范圍為±250 mm，能夠施加的最大荷載為±300 kN.為便于加載，將木柱水平固定于加載梁上，通過作動器在梁端施加水平荷載，其加載裝置和測點布置如圖5所示.木梁相對木柱的轉(zhuǎn)角通過設(shè)置在木梁側(cè)面不同高度處的位移計(LVDT1～LVDT3)采集的水平位移計算得到[11-12].同理，可通過設(shè)置在鋼板側(cè)面不同高度處的位移計(LVDT4～LVDT7)采集的水平位移計算得到鋼板相對木柱的轉(zhuǎn)角.8號位移計(LVDT8)位于木柱端部，用于監(jiān)測節(jié)點的整體位移.假定轉(zhuǎn)動中心位于木柱螺栓群形心處，木梁相對木柱的彎矩M和轉(zhuǎn)角θ分別按下式計算：

(1)

式中：F為加載頭施加的水平力；H為加載頭中心到木梁與木柱接觸端的高差.

(2)

式中：S1，S2，S3分別為LVDT1，LVDT2和LVDT3號位移計的水平位移；0.237 5表示LVDT2和LVDT3號位移計到木梁與木柱接觸端的高差為0.237 5 m.

圖5　加載裝置與測點布置示意圖

根據(jù)美國規(guī)范ASTM D1761[13]和ASTM E2126[14]，單調(diào)和往復(fù)加載均采用位移控制.對于單調(diào)加載，分為預(yù)加載和正式加載，加載速率恒為5 mm·min-1.對于往復(fù)加載，根據(jù)ASTM E2126方法C給出的CUREE(Consortium of Universities for Research in Earthquake Engineering)加載制度(圖6)，其相對位移Δ為單調(diào)加載中極限位移Δfailure的60%.往復(fù)加載首先是6個位移幅值為0.05Δ的初始循環(huán)，然后是第一個主循環(huán)，其位移幅值為0.075Δ，接下來主循環(huán)位移幅值依次為0.1Δ，0.2Δ，0.3Δ，0.4Δ，0.7Δ，1.0Δ，1.5Δ，直至主循環(huán)的位移幅值達(dá)到2.0Δ，每個主循環(huán)后緊跟若干個次循環(huán)，其位移幅值為相應(yīng)主循環(huán)的75%.

圖6　CUREE加載制度

3　試驗現(xiàn)象和破壞機(jī)理

圖7和圖8分別給出了兩組節(jié)點單調(diào)加載和往復(fù)加載時破壞模式的對比.各組試件中的木梁均表現(xiàn)為剛體轉(zhuǎn)動，認(rèn)為其整體處于彈性范圍.鋼板上的螺栓孔沒有視覺上的明顯承壓變形，可以忽略鋼板對節(jié)點整體受力的影響.

aNM組bPM組

圖7　單調(diào)加載破壞模式

圖8往復(fù)加載破壞模式

Fig.8Failure modes in reversed cyclic loading tests

如圖7a和圖8a所示，傳統(tǒng)螺栓群連接節(jié)點在彎矩荷載作用下，當(dāng)螺栓與木孔處的承壓力沿橫紋方向的分力產(chǎn)生的橫紋拉應(yīng)力超過木材的橫紋抗拉強(qiáng)度時，木材首先從螺栓孔附近開裂.最終木構(gòu)件的主要破壞模式為順紋劈裂，在橫紋拉應(yīng)力和順紋剪應(yīng)力的共同作用下，也出現(xiàn)了少量的列剪切破壞模式.螺栓出現(xiàn)了明顯的彎曲變形，在與鋼板的承壓處出現(xiàn)了一個塑性鉸，塑性鉸以外的部分基本剛直，表現(xiàn)為“一鉸屈服”模式.同時由于螺栓的彎曲變形，孔洞周圍的木材出現(xiàn)了承壓破壞.不過，單調(diào)加載時，木梁相對木柱翹起側(cè)和擠壓側(cè)的螺栓彎曲程度和木孔的承壓變形程度并不相同，因為在擠壓側(cè)，梁柱之間的承壓傳遞了部分荷載，因此與梁柱承壓處距離最近的螺栓和木孔變形最小(圖7a).在往復(fù)荷載作用下，木梁兩側(cè)分別與木柱承壓，因此木梁兩側(cè)螺栓和木孔的變形比較一致.

如圖7b和圖8b所示，方套管節(jié)點在彎矩荷載作用下，裂縫通常首先從木孔的角部發(fā)展為順紋劈裂，并很快形成列剪切破壞.在摩擦階段，加載頭施加的外荷載，通過銷槽承壓作用，由木梁傳至鋼管，然后通過木梁上鋼管與鋼板間的摩擦傳至鋼板；木柱處的傳力過程相反，通過木柱上鋼管與鋼板間的摩擦力來抵抗節(jié)點彎矩作用，然后通過鋼管與木孔的銷槽承壓作用傳至木柱，最后由木柱兩端的錨固裝置平衡外荷載.當(dāng)方套管節(jié)點進(jìn)入滑移階段和典型階段，螺栓逐漸與鋼管內(nèi)壁以及鋼板上螺栓孔壁接觸，螺栓與鋼管以及鋼管與木孔的承壓傳力所占比例逐漸增大，鋼管與鋼板間的摩擦力傳遞的外荷載比例逐漸減小.整個過程中，鋼管在預(yù)壓力作用下與鋼板之間形成了摩擦力，并與木孔之間產(chǎn)生銷槽承壓作用.雖然節(jié)點構(gòu)造中盡量避免了孔洞周圍木材的橫紋受力，但在側(cè)向力作用下以及制造安裝誤差，隨著變形加大，木孔附近仍會產(chǎn)生橫紋拉應(yīng)力，導(dǎo)致木孔角部處難免存在應(yīng)力集中，并且鋼管與木孔的承壓面接近于平面.因此，最終木梁在順紋剪應(yīng)力和橫紋拉應(yīng)力的共同作用下，其主要破壞模式為列剪切破壞.另外，試驗過程中發(fā)現(xiàn)，列剪切破壞通常首先出現(xiàn)在沿木紋方向的兩個套管之間，因此沿木紋方向兩個螺栓間距取5倍套管邊長對于方套管節(jié)點而言是偏小的.方套管節(jié)點組的螺栓沒有出現(xiàn)明顯彎曲變形，且由于套管邊長較大，木材較早開裂，此時木孔處的承壓應(yīng)力相對較小，因此孔洞周圍木材的承壓變形也不明顯.方套管節(jié)點的木材承壓強(qiáng)度和螺栓彎曲強(qiáng)度未能得到充分發(fā)揮，破壞時螺栓和鋼管基本處于彈性范圍，因此，與傳統(tǒng)的螺栓連接節(jié)點相比，套管節(jié)點更易于發(fā)生脆性破壞.

由于總裝機(jī)容量正在以顯著的速度增長，光伏發(fā)電不可避免的在輸電系統(tǒng)中造成重大的不確定性影響[8]。光伏發(fā)電可以描述為一個間歇性的可變發(fā)電源，因為它的生產(chǎn)受到天氣和環(huán)境的影響，例如太陽輻射、環(huán)境溫度、風(fēng)速和風(fēng)向[9]。在實際的系統(tǒng)運(yùn)行中還應(yīng)該考慮傳統(tǒng)發(fā)電的影響，這對緩解不確定性問題至關(guān)重要。如果在電力系統(tǒng)的概率模型中不考慮發(fā)電操作的行為，則只需利用松弛總線補(bǔ)償所有與光伏發(fā)電和負(fù)載有關(guān)的變化。光伏并網(wǎng)發(fā)電時，光伏發(fā)電的隨機(jī)特性可能會對系統(tǒng)的有功功率平衡產(chǎn)生不利影響。光伏發(fā)電電源應(yīng)由發(fā)電調(diào)度操作和自動發(fā)電控制（AGC）[10]進(jìn)行補(bǔ)償。

4　單調(diào)加載試驗結(jié)果及分析

兩組節(jié)點單調(diào)加載的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖9所示，平均彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線的對比如圖10所示.從圖9b中可以看出，PM組節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線在0°～1.3°之間處于摩擦階段；滑移階段大致對應(yīng)曲線上1.3°～1.8°之間的部分，該階段節(jié)點剛度出現(xiàn)明顯下降；當(dāng)轉(zhuǎn)角超過1.8°后，螺栓與鋼管內(nèi)壁、鋼板螺栓孔壁接觸，節(jié)點進(jìn)入典型階段，該階段節(jié)點剛度又出現(xiàn)小幅增長.從圖10可以看出，PM組節(jié)點的剛度明顯大于NM組節(jié)點，但PM組節(jié)點由于木構(gòu)件過早開裂,較早出現(xiàn)破壞.

a NM組

b PM組

圖10　兩組節(jié)點單調(diào)加載平均彎矩-轉(zhuǎn)角曲線對比

需要指出的是，由于制造和安裝誤差，套管節(jié)點組裝完成后，各個螺栓處的螺栓和鋼管內(nèi)壁或鋼板上螺栓孔壁之間可能存在隨機(jī)分布的初始接觸，導(dǎo)致當(dāng)鋼管與鋼板間的摩擦力被克服，螺栓與鋼管、鋼板孔將要發(fā)生相對滑動時，整個節(jié)點滑移階段的劃分不明顯.另外，變形過程中，木梁柱間的相互承壓作用會傳遞部分荷載，導(dǎo)致木梁上每個螺栓處的受力大小存在差異，各個鋼管與鋼板不是同時發(fā)生相對滑動，從而進(jìn)一步導(dǎo)致節(jié)點整體的階段劃分不明顯.整個節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線上體現(xiàn)出的滑移階段對應(yīng)的是多數(shù)套管與鋼板處于滑移的階段.

將彎矩-轉(zhuǎn)角曲線的頂點對應(yīng)的彎矩定義為極限彎矩Mp，相應(yīng)轉(zhuǎn)角為θp.將節(jié)點完全開裂時對應(yīng)的轉(zhuǎn)角定義為破壞轉(zhuǎn)角θf，相應(yīng)的彎矩為Mf.對于NM組節(jié)點，采用Y&K方法的原理(圖11)計算得到其屈服點[15-16].該原理圖中Ke和Kp所對應(yīng)直線的斜率分別表示節(jié)點的彈性剛度和塑性剛度,屈服點對應(yīng)的彎矩和轉(zhuǎn)角分別記為My和θy.對于PM組節(jié)點，因為存在不同的受力階段，且在摩擦階段呈線彈性，因此Y&K方法并不合適.將套管節(jié)點摩擦階段結(jié)束時的轉(zhuǎn)角視為屈服轉(zhuǎn)角θy(取1.3°)，相應(yīng)的彎矩為屈服彎矩My.采用屈服剛度Ky對比兩組節(jié)點的初始剛度.表1給出了單調(diào)加載時各參數(shù)的計算結(jié)果，各個數(shù)據(jù)均為每組中兩個試件所得結(jié)果的平均值.屈服剛度計算公式為

(3)

從圖10和表1可以看出，與NM組節(jié)點相比，PM組套管節(jié)點的Mp沒有明顯不同.主要因為銷栓類連接節(jié)點中，銷栓截面尺寸越大，木材開裂破壞的可能性越大，當(dāng)節(jié)點抗彎時，該不利影響就越明顯.雖然期望通過構(gòu)造措施，利用方套管順紋承壓來提高強(qiáng)度并延緩木材開裂，但在抗彎節(jié)點中，很難確保每個螺栓處的受力是純粹的順紋承壓，因此導(dǎo)致木孔角部處出現(xiàn)應(yīng)力集中，從而木材開裂.并且由于PM組節(jié)點中套管邊長較大，最終列剪切破壞導(dǎo)致節(jié)點的強(qiáng)度和變形能力都未能充分發(fā)揮.

圖11　Y&K方法計算屈服點原理示意圖

從圖10和表1屈服剛度的對比可以看出，PM組節(jié)點的Ky約為NM組節(jié)點的2倍.若取NM組的承載力與PM組的My相同(12.89 kN·m)，此時NM組的轉(zhuǎn)角為2.35°，轉(zhuǎn)動剛度為5.49 kN·m·(°)-1,約為PM組Ky的55%；如果以PM組的θy為控制目標(biāo)，此時，NM組節(jié)點相應(yīng)的抗彎承載力為7.38 kN·m，只有PM組承載力的57%.

表1　單調(diào)加載參數(shù)計算結(jié)果對比

對于傳統(tǒng)螺栓連接，需要克服孔洞間隙等因素造成節(jié)點的初始剛度過低.由于螺栓孔處木材存在局部承壓，孔洞周圍木材受力的非線性對節(jié)點的初始抗彎剛度起到控制作用.另外，在螺栓彎曲變形之后，螺栓和螺栓孔處木材間的承壓作用在螺栓長度方向上分布是不均勻的，這也進(jìn)一步降低了節(jié)點的抗彎剛度.

對于套管節(jié)點，在摩擦階段依靠鋼管和鋼板間的摩擦及套管和木孔順紋方向的接觸，確保了初始傳力.孔洞周圍的木材在套管長度方向上的承壓應(yīng)力是均勻的，并且較大的套管直徑使得承壓應(yīng)力相對較小，這也一定程度上提高了節(jié)點的抗彎剛度.

5　往復(fù)加載試驗結(jié)果及分析

圖12、圖13和圖14分別給出了往復(fù)加載時NC組、PC組節(jié)點的滯回曲線及其平均骨架曲線的對比.從圖12和圖13可以看出：NC組節(jié)點的滯回曲線整個過程中都有明顯的捏縮現(xiàn)象；而PC組節(jié)點在0.4Δ的主循環(huán)之前具有較飽滿的滯回曲線.通過圖14中骨架曲線的對比發(fā)現(xiàn)，節(jié)點發(fā)生開裂破壞后，PC組節(jié)點的承載力下降更加明顯，而NC組節(jié)點還存在一定的殘余承載力，因為列剪切破壞相對順紋劈裂破壞而言更加徹底，幾乎喪失繼續(xù)承載的能力，當(dāng)然這也與連接件尺寸變大有關(guān).

a NC-1

b NC-2

a PC-1

b PC-2

通過滯回曲線的割線剛度Ki(式(4))和等效黏滯阻尼系數(shù)εeq(式(5))的變化來衡量節(jié)點的損傷累積情況和耗能性能，Ki和εeq的計算結(jié)果見表2.忽略小變形時初始滑移導(dǎo)致的受力不確定性以及可能的制作、安裝誤差，因此只列出0.2Δ至2.0Δ主循環(huán)的計算結(jié)果進(jìn)行對比.可以看出，NC組節(jié)點的Ki和εeq都要比PC組套管節(jié)點的小很多，在加載初期尤其突出.因為傳統(tǒng)螺栓連接的孔洞間隙、不均勻銷槽承壓作用下木孔的擴(kuò)大、螺栓的彎曲變形都會造成節(jié)點的剛度降低、滯回曲線的捏縮現(xiàn)象，并影響耗能能力；而套管節(jié)點中鋼管和螺栓間的間隙只在滑移階段之后才會對剛度產(chǎn)生明顯影響，并成為滯回曲線捏縮現(xiàn)象的主要因素.

圖14　往復(fù)加載平均骨架曲線對比

位移KiεeqNCPCNCPC0.2Δ4.0510.830.0890.1260.3Δ4.7210.270.0880.1250.4Δ4.789.080.0870.1270.7Δ4.528.150.1100.1331.0Δ3.807.580.1140.1221.5Δ2.754.720.1250.1682.0Δ2.402.280.1190.138

(4)

式中：Mi和-Mi分別為第i次主循環(huán)正、反向加載時的峰值彎矩;θi和-θi為對應(yīng)峰值彎矩的轉(zhuǎn)角.

(5)

式中：Ed代表節(jié)點在一個主循環(huán)中吸收的能量；Ep代表一個主循環(huán)總的變形能，見圖15.

圖15　等效黏滯阻尼系數(shù)計算示意圖

為了便于理解分析套管節(jié)點受力過程的不同，圖16給出了兩組節(jié)點割線剛度和等效黏滯阻尼系數(shù)變化趨勢的對比.從表2和圖16中可以看出，對于NC組節(jié)點，在主循環(huán)為0.2Δ到0.4Δ的區(qū)間，其剛度呈緩慢增長的趨勢，耗能能力處于較低的水平，表明節(jié)點從克服初始間隙到螺栓與孔壁充分接觸基本處于彈性階段，主要通過構(gòu)件間的摩擦等進(jìn)行少量的耗能.在0.4Δ到0.7Δ的區(qū)間，割線剛度開始出現(xiàn)下降，耗能開始明顯增長，因為此時木材的承壓開始逐漸出現(xiàn)不可恢復(fù)的塑性變形，但螺栓仍基本剛直.在0.7Δ到1.5Δ的區(qū)間，剛度開始明顯衰退，耗能能力緩慢增長，表明孔洞處的木材已出現(xiàn)不可忽視的塑性變形和開裂等損傷累積，同時螺栓開始出現(xiàn)塑性彎曲變形.在1.5Δ到2.0Δ的區(qū)間，剛度持續(xù)快速退化，耗能能力出現(xiàn)下降，因為木材和螺栓在出現(xiàn)大量塑性變形的同時，裂縫不斷擴(kuò)展.

a 割線剛度

b 等效黏滯阻尼系數(shù)

對于PC組節(jié)點，主循環(huán)從0.2Δ到1.0Δ之間，節(jié)點尚未發(fā)生明顯的開裂破壞，高強(qiáng)螺栓的預(yù)應(yīng)力損失還較小，節(jié)點的割線剛度呈緩慢退化的趨勢，這主要由木孔的開鑿誤差和輕微變形以及組件間的相對錯動等引起.在1.0Δ到2.0Δ的區(qū)間，由于木材的徹底開裂以及高強(qiáng)螺栓的預(yù)應(yīng)力損失，在往復(fù)荷載作用下，需要不斷克服螺栓與套管間的間隙以及木材開裂產(chǎn)生的裂縫，節(jié)點剛度快速退化.對于PC組節(jié)點，從0.2Δ一直到1.0Δ之間，節(jié)點主要通過摩擦耗能，具有較好的耗能能力，其中從0.7Δ到1.0Δ，高強(qiáng)螺栓開始出現(xiàn)一定的預(yù)應(yīng)力損失，因此耗能能力出現(xiàn)小幅下降.從1.0Δ到1.5Δ之間，節(jié)點木材出現(xiàn)明顯破壞，通過開裂耗散了大量能量，εeq大幅增長；而從1.5Δ到2.0Δ的循環(huán)，裂縫已形成，節(jié)點處于完全開裂的狀態(tài)，耗能能力出現(xiàn)明顯下降.

6　結(jié)論

(1)與傳統(tǒng)螺栓連接相比，套管節(jié)點僅在螺栓和木孔之間增加了鋼套管，采用高強(qiáng)螺栓并施加預(yù)拉力，從而在鋼管與鋼板之間產(chǎn)生摩擦力，依靠二者間的摩擦以及套管和木孔間的承壓傳力，其受力可分為摩擦階段、滑移階段和典型階段.

(2)方套管節(jié)點中由于套管橫截面尺寸較大的原因，以及節(jié)點抗彎時難以確保每個螺栓處套管與木孔是純粹的順紋承壓，因此導(dǎo)致木構(gòu)件較早開裂，螺栓、鋼管和木孔都沒有出現(xiàn)明顯變形，其強(qiáng)度未能充分發(fā)揮.最終，方套管節(jié)點主要的開裂模式為列剪切破壞.

(3)套管節(jié)點在摩擦階段的受力曲線呈線性增長，進(jìn)入滑移階段后，剛度開始出現(xiàn)明顯下降.不過由于制造安裝誤差的存在以及彎矩荷載下各個螺栓受力的不均勻，套管節(jié)點的階段劃分并不十分明顯，但這對摩擦階段的剛度幾乎沒有影響.

(4)套管節(jié)點的初始剛度得到明顯提升，方套管節(jié)點的抗彎屈服剛度約為傳統(tǒng)螺栓連接節(jié)點的2倍.

(5)套管節(jié)點在出現(xiàn)明顯的預(yù)應(yīng)力損失之前具有較飽滿的滯回曲線和很好的耗能能力；隨變形加大，摩擦力被克服，螺栓逐漸出現(xiàn)預(yù)應(yīng)力損失，套管節(jié)點滯回曲線的捏縮現(xiàn)象逐漸變得明顯.

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Rotational Performance of Pre-Stressed Multi-Bolted Glulam Connection with Square Tubes

ZHAO Yi1,2, HE Minjuan1, MA Renle1

(1. College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2. Greenland Science and Technology Co. Ltd, Shanghai 200335, China)

This paper presents an experimental study on the moment resisting capacity and stiffness of the proposed pre-stressed bolted connection. High-strength bolts with square tubes were used as fasteners in such connections. Two groups of experimental tests were conducted with T-shaped glulam beam-to-column connections at monotonic and reversed cyclic loading. The failure mode, moment-rotation curve, strength, stiffness and energy dissipation property of the pre-stressed bolted connections with square tubes were obtained and compared with those of traditional bolted connections. The results show that the initial rotational stiffness of pre-stressed bolted connection increases significantly as a result of the friction between steel tubes and steel plate at the friction stage, and the energy dissipation capacity of pre-stressed bolted connection is also improved.

glulam structure; multi-bolted connection with square tubes; prestress; fraction; rotational stiffness

2015-10-16

國家自然科學(xué)基金(51378382)

趙藝(1987—)，男，工學(xué)博士，主要研究方向為木結(jié)構(gòu).E-mail: zhaoy0860@126.com

何敏娟(1963—)，女，教授，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向為鋼結(jié)構(gòu)和木結(jié)構(gòu).E-mail: hemj@#edu.cn

TU366.2

A