何敏娟 陶 鐸 李 征 章 婧

(同濟大學土木工程學院， 上海200092)

木結構具有質量輕、抗震性能好、工業(yè)化程度高等特點.隨著可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略的深入推進，木材作為一種綠色環(huán)保的建筑材料，受到越來越多的關注.受木節(jié)、蟲洞等天然缺陷的影響，原木的力學性能存在較大的變異性，嚴重影響了木結構的應用和發(fā)展.工程木產品不僅能夠提升原木利用率，也能有效去除原木中存在的天然缺陷，顯著提升木材的力學性能并減少木材的變異性[1].

近10年來，國內外學者對木基復合材的力學性能進行了較多研究[2-4].木基復合材料最有潛力的應用之一為結構梁和結構柱用材.He等[5]對膠合竹的材料性能進行了試驗研究，探索了膠合竹柱在軸向力作用下的屈服特性，并通過參數擬合提出了重組竹柱的屈服強度設計公式.梁柱木結構體系的抗震性能主要取決于梁柱節(jié)點的轉動性能，其中內填鋼板的螺栓連接是現代梁柱木結構體系最常用的連接方式.諸多學者通過試驗和有限元分析的方法對膠合木梁柱節(jié)點的轉動性能進行了研究[6-11].Wang等[12]對正交膠合木局部加強的膠合木梁柱節(jié)點進行了抗側力性能研究，發(fā)現正交膠合木能改善節(jié)點橫紋受力性能，從而有效提高節(jié)點的延性和極限承載力，對節(jié)點的耗能能力也有一定的提高.何敏娟等[13]采用自攻螺釘對膠合木梁柱節(jié)點進行加強，通過實驗研究證明自攻螺釘能有效傳遞木材的橫紋拉應力和順紋剪應力，從而延緩木材開裂、提高節(jié)點性能.各方面的研究表明，改善木材的力學性能能夠有效提高鋼填板螺栓連接節(jié)點的轉動性能，同時改變節(jié)點的破壞模式.

傳統(tǒng)重組木的制備通常將原材料經輾搓設備加工成木束，并以其為基本單元進行膠黏.制備工藝無法精確控制木材的疏解度，導致最終產品質量難以控制.本文介紹了一種新型重組木材料，充分利用速生林資源(如楊木等)，且新的制造工藝使得材料的力學性能、耐水性能、防腐性能等得到了較大程度的提高，為現代木結構用材提供了新的替代品.這些速生林本身因材料性能差而不適宜作為結構用材，但能夠為重組木的生產提供可持續(xù)的且相對廉價的原材料[14].通過2組足尺重組木梁柱節(jié)點試件在單調荷載和往復荷載作用下的抗側性能試驗，確定重組木螺栓節(jié)點的抗側剛度和極限抗彎承載力等，分析節(jié)點的破壞模式，為重組木材料在實際工程中的應用提供參考.

1 力學性能

新型重組木的生產借鑒傳統(tǒng)重組木、竹的生產工藝，在纖維可控分離技術的基礎上將原木旋切成單板，對其進行改性的纖維化處理，再以纖維化單板為基本單元作進一步加工處理.加工流程主要包括旋切、烘干、改性、浸膠、熱處理和冷固等(見圖1).原木首先通過旋切成為2 mm左右厚度的薄片，待木薄片烘干后注入特定的膠水，并放入高溫高壓條件的改性罐中，最后根據設計要求在特定尺寸的模具內冷卻固化成型.試驗用原木取自我國東北的速生林，樹種為楊木.旋切后的木質單板含水率控制在10%～12%.噴膠所用膠液為一種自主研發(fā)的無醛樹脂浸漬膠，膠液的固含量為20%～25%.施膠后的單板壓制密度優(yōu)選為0.7～0.85 g/cm3.固化溫度選為120～140 ℃，固化時間為8～10 h.圖2展示了重組木構件的標準產品.由于加工過程中木薄片擠壓成型，橫截面的薄層成彎曲特性，可以認為重組木存在明顯的順紋方向和橫紋方向，且橫紋方向各向同性.

(a) 旋切

(c) 改性

圖2 重組木構件的標準產品

參照美國標準ASTM D143-14[15]，對重組木小清材進行順紋抗壓、橫紋抗壓、順紋抗拉、順紋抗剪、抗彎強度和抗彎彈性模量等材料性能的試驗研究.其中，順紋抗壓、橫紋抗壓和順紋抗拉試驗的試件數量為60個，順紋抗剪、抗彎強度和抗彎彈性模量試驗的試件數量為30個，試驗結果見表1.表2對比了重組木材料與其他工程木、竹材料的力學性能.結果表明，重組木的順紋抗壓強度和抗彎強度等力學性能明顯提升，其強重比也高于其他工程木竹材料.這說明重組木材料具有優(yōu)越的力學性能，從根本上為重組木替代現有的工程木、竹材料提供可能.

表1 重組木材料的力學性能

表2 重組木材料與其他材料的力學性能對比

2 節(jié)點試驗

2.1 試件設計

節(jié)點試驗中所有試件均為相同的T形梁柱節(jié)點，節(jié)點設計如圖3所示.重組木梁的橫截面尺寸為178 mm × 150 mm，長度為900 mm；重組木柱的橫截面尺寸與重組木梁相同，長度為1 100 mm.銷軸采用直徑為16 mm的5.6級普通螺栓，屈服強度為300 MPa，相應的螺栓開孔直徑為18 mm.鋼填板厚度為10 mm，強度等級為Q235B，屈服強度標準值為235 MPa，相應的開槽寬度為11 mm.對2組共10個試件進行試驗研究，其中一組5個試件采用單調加載，研究重組木節(jié)點的初始抗側剛度、抗彎承載力和延性等抗側性能；另一組5個試件采用往復加載，研究重組木節(jié)點的剛度退化和耗能等滯回性能.

圖3 試件設計(單位：mm)

2.2 試驗裝置和加載制度

為了便于在實驗室中進行加載，將T形節(jié)點轉動90°放置，即重組木柱水平放置并由錨栓固定在地梁上，重組木梁豎直放置并與作動器相連.作動器量程為300 kN，動程為±250 mm，加載點位于距離梁頂端150 mm處.節(jié)點的轉動由位移計(LVDT)測量得到，位移計水平放置在不同高度處(見圖4).其中，位移計1測量木梁自由端的水平位移；位移計2～位移計4測量木梁的轉角；位移計5和位移計6測量內填鋼板的轉角；位移計7與木柱的一端相連，測量節(jié)點的水平剛體位移.為了保證試驗的準確性，在試件和反力架間放置鋼塊來限制加載過程中節(jié)點的水平剛體位移.

試驗分別采用單調加載和低周往復加載2種模式.參照美國標準ASTM D1761-12[19]，單調加載速率為5 mm/min，試件承載力下降至極限荷載的80%或試件出現嚴重破壞時停止加載.低周往復加載時參照美國標準ASTM E2126-11[20]，采用CUREE加載制度(見圖5).其中，控制位移Δ取為節(jié)點單調加載試驗中得到的破壞位移的60%，加載速率為20～80 mm/min.加載制度的前6個循環(huán)為等幅加載，相應的位移幅值為0.05Δ；其后的加載制度包括主循環(huán)加載和次循環(huán)加載2個部分，主循環(huán)加載的位移幅值由0.075Δ逐次增加到2Δ，而每個主循環(huán)加載后有2～3次的等幅次循環(huán)加載，次循環(huán)加載幅值為相應主循環(huán)加載幅值的75%.

圖4試驗裝置及測點布置(單位：mm)

圖5 CUREE加載制度

3 試驗結果及分析

3.1 破壞模式

單調加載試驗的試件破壞照片見圖6.在加載的初始階段，由于螺栓與木構件初始間隙的存在，木梁相對木柱可以自由轉動.水平荷載加載至2 kN左右(約為最大荷載的10%)時，重組木梁近柱端部分與重組木柱在受壓側發(fā)生相互擠壓；水平荷載加載至6 kN左右(約為最大荷載的30%)時，重組木梁產生明顯的劈裂聲，同時重組木梁的螺栓孔周出現沿構件長度方向的裂縫；水平荷載加載至15 kN左右(約為最大荷載的75%)時，上排螺栓間出現不規(guī)則的彎剪裂縫，同時受壓側螺栓孔周也出現輕微的順紋向裂縫；當水平荷載接近節(jié)點極限承載力時，受拉側螺栓孔周發(fā)生較大的塑性變形，受拉側螺栓間發(fā)生列剪破壞，且沿構件長度方向的裂縫不斷擴展直至裂縫貫穿全梁.

(a) 裂縫開展

低周往復加載試驗的試件破壞照片見圖7.裂縫擴展過程與單調加載試驗中的現象類似，但往復荷載作用下裂縫開展得更為充分，試件兩側均發(fā)生明顯的橫紋劈裂破壞，部分試件的表層發(fā)生脫落.此外，往復荷載作用下的試件極限承載力(13.7 kN·m)相比單調荷載作用下的極限承載力(15.6 kN·m)有所降低，試件的損傷累積更為嚴重，但螺栓的屈服現象更加明顯，形成類似于Johansen Ⅰ 型屈服模式[21].

(a) 裂縫開展

3.2 彎矩-轉角曲線

梁柱螺栓節(jié)點轉動性能的主要判斷依據為節(jié)點的彎矩-轉角曲線.其中，彎矩由作動器在加載點的水平荷載計算，相應的轉動中心假定為柱構件的螺栓群幾何中心.轉角的計算根據參照物不同分為梁構件相對柱構件的轉角θBC、鋼板相對柱構件的轉角θSC以及梁構件相對鋼板的轉角θBS.由于試驗過程中鋼板發(fā)生了明顯轉動，本研究中節(jié)點轉角按梁構件相對鋼板的轉角θBS計算，即θBS=θBC+θSC.

3.2.1 單調加載試驗

5個試件單調加載試驗的彎矩-轉角曲線和平均彎矩-轉角曲線如圖8所示.從開始加載到最終破壞的全過程中，根據節(jié)點轉動剛度的明顯變化可分為如下4個階段：

1) 低剛度段.由于螺栓和螺孔壁之間存在初始間隙，節(jié)點在初始階段主要發(fā)生自由轉動，伴隨一定的構件間摩擦作用.該階段節(jié)點的彎矩-轉角曲線的切線剛度較低甚至為零，加工誤差和安裝誤差對節(jié)點性能有較大影響.從曲線圖中可以看出，該階段最大轉角的平均值約為0.02 rad，相應的彎矩約為3.0 kN·m.

2) 彈性工作階段.螺栓與螺孔壁周圍的重組木發(fā)生穩(wěn)定接觸，重組木梁與重組木柱在受壓側也發(fā)生穩(wěn)定接觸，荷載的傳遞路徑較為明確，重組木梁、重組木柱、螺栓和鋼板之間協同工作.這一階段的力學作用主要為構件間的相互擠壓，節(jié)點的轉動性能受螺栓長細比、螺栓個數、重組木的銷槽承壓性能以及螺栓的邊距和端距等影響，相應的節(jié)點彎矩-轉角曲線近似為一條斜線，節(jié)點剛度基本保持穩(wěn)定.

3) 帶裂縫工作階段.當側向荷載增加到彎矩值為13 kN·m、節(jié)點轉角達到約0.05 rad時，螺栓與重組木間的作用力超過木材橫紋抗拉強度，木材沿構件長度方向開裂，同時螺栓孔周重組木在橫紋壓應力作用下產生一定的塑性變形.螺栓與鋼板之間的相互作用增強，受拉側螺栓產生較明顯的彎曲變形.該階段節(jié)點的彎矩-轉角曲線具有明顯的非線性，節(jié)點剛度隨著節(jié)點損傷的累積不斷下降.

4) 破壞階段.隨著側向荷載的進一步增大，重組木梁上的橫紋受拉裂縫相互連通并不斷擴展延伸，螺栓孔周重組木發(fā)生明顯的塑性變形.長裂縫一側的木梁形成近似懸臂梁機制，上排螺栓間形成齒狀的彎剪裂縫(見圖6(a)).節(jié)點的彎矩-轉角曲線在達到峰值后下降較快，節(jié)點承載力顯著降低直至完全破壞.

圖8 單調試驗的各試件及平均彎矩-轉角曲線

為了衡量重組木節(jié)點在結構中的適用性，將重組木節(jié)點與膠合木節(jié)點的抗側性能進行對比.基于同樣的設計目標，即實現相同的抗側剛度、極限承載力等性能指標，同時保證螺栓的長細比、螺栓端距和邊距等處于同一水平且滿足規(guī)范要求，利用膠合木有限元模型對重組木節(jié)點進行初步設計，再通過試驗進行驗證.在螺栓數量和布置方式相同的情況下，重組木節(jié)點的尺寸(重組木梁、柱的截面尺寸均為178 mm × 150 mm)明顯小于膠合木節(jié)點的尺寸(膠合木梁和柱的尺寸分別為300 mm × 200 mm和300 mm × 250 mm).根據歐洲標準化委員會建議的CEN法計算節(jié)點的轉動性能指標[22].初始剛度定義為彎矩-轉角曲線中10%和40%峰值彎矩對應點的連線的斜率tanα；屈服點定義為斜率tanβ=tanα/6對應的切線與確定初始剛度時割線的交點，該交點對應的彎矩和轉角即為重組木節(jié)點的屈服彎矩和屈服轉角；延性系數定義為極限轉角和屈服轉角的比值.計算結果見表3.由表可知，膠合木節(jié)點因破壞模式為脆性破壞而不考慮延性.重組木的橫紋抗拉強度和銷槽承壓強度較高，螺栓在加載后期發(fā)生屈服變形并延緩裂縫開展，節(jié)點的屈服模式為延性破壞，相應的延性系數為2.28.

表3 重組木節(jié)點與膠合木節(jié)點性能對比

3.2.2 往復加載試驗

往復加載試驗下的典型滯回曲線和5個試件的平均骨架曲線見圖9.由圖可知，在加載后期，重組木發(fā)生不可恢復的塑性變形，滯回曲線整體呈反S形，并有一定的捏攏現象.骨架曲線為滯回曲線中各主循環(huán)峰值點的連線，曲線呈明顯的非線性變化，且不同階段的節(jié)點性能由于木材損傷和螺栓屈服的程度不同而發(fā)生變化，近似于單調加載試驗下的彎矩-轉角曲線.

(a) 典型滯回曲線

(b) 骨架曲線

3.3 剛度退化曲線

梁柱結構體系的節(jié)點剛度變化對整體結構的性能有重要影響.由于荷載作用下木材發(fā)生開裂和不可恢復的塑性變形等，重組木節(jié)點的轉動剛度在不同階段會發(fā)生不同程度的退化.為反映節(jié)點在往復作用下的剛度退化，以割線剛度來表示節(jié)點的有效剛度，定義第i次主循環(huán)加載的有效剛度Ki為

(1)

式中，+Mi,-Mi分別為第i次正、反向主循環(huán)加載的最大彎矩；+θi,-θi分別為+Mi,-Mi所對應的轉角.

圖10對比了重組木節(jié)點與膠合木節(jié)點[16]的剛度退化曲線.由圖可知，重組木節(jié)點在初始階段的有效剛度高于膠合木節(jié)點.主循環(huán)幅值為0.3Δ時重組木節(jié)點就達到了峰值有效剛度313 kN·m/rad，而膠合木節(jié)點則在主循環(huán)值為1.0Δ時才達到峰值有效剛度253 kN·m/rad，峰值有效剛度相差約30%.在帶裂縫工作階段的前中期，重組木節(jié)點的有效剛度明顯高于膠合木節(jié)點，后期則保持同一水平.

圖10 剛度退化曲線對比

3.4 耗能曲線

節(jié)點的耗能性能可以用等效黏滯阻尼系數he表示，其表達式為

(2)

式中，Ed為滯回曲線中一個滯回環(huán)所包圍的面積(見圖11)；Ep為相應的名義彈性勢能，即滯回環(huán)2個方向的峰值點對應的三角形面積之和(見圖11).

圖11 等效黏滯阻尼系數計算示意圖

圖12對比了重組木節(jié)點與膠合木節(jié)點[16]在低周往復加載試驗下的等效黏滯阻尼系數曲線.由圖可知，隨著循環(huán)次數的增加，重組木節(jié)點和膠合木節(jié)點的等效黏滯阻尼系數均逐漸增大.但相比膠合木節(jié)點的he最高值0.12，重組木節(jié)點的螺栓屈服程度更高，因此在帶裂縫工作階段(1.0Δ～1.6Δ)重組木節(jié)點的耗能能力上升得更快，其峰值he最高約0.22，比膠合木節(jié)點的耗能能力提高約90%.特別是在破壞階段(1.6Δ～2.0Δ)，膠合木節(jié)點由于脆性破壞而失去耗能能力，重組木節(jié)點則依然保持與上一階段相同水平的等效黏滯阻尼系數.

圖12 等效黏滯阻尼系數對比

4 結論

1) 除橫紋受壓強度以外，重組木材料的所有強度指標及強重比均要高于工程中常用的工程木和竹材料，在力學性能上具有較大優(yōu)勢.

2) 重組木材料性能的提高(包括材料強度、彈性模量和強重比的提高)，有效強化了重組木梁、重組木柱與螺栓、鋼填板間的協同工作，節(jié)點受力性能得到顯著改善.

3) 重組木節(jié)點破壞時螺栓孔周木材發(fā)生較大的塑性變形，螺栓在其與鋼板接觸位置出現明顯屈服，節(jié)點破壞模式為延性破壞，延性系數為2.28.

4) 重組木節(jié)點的滯回曲線呈反S形，具有捏攏現象.但與普通膠合木節(jié)點相比，重組木節(jié)點的滯回曲線相對飽滿，殘余變形較小，有效剛度的退化更為緩慢，其峰值有效剛度和耗能能力分別提高約30%和90%.