（中南林業(yè)科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410004）

近年來，隨著綠色可持續(xù)建筑材料的大力倡導(dǎo)，現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)連接成為了一個(gè)主流研究領(lǐng)域。而木結(jié)構(gòu)連接的關(guān)鍵往往取決于節(jié)點(diǎn)連接處的特性。因此，從Johansen 提出以預(yù)測螺栓連接強(qiáng)度為基礎(chǔ)的“屈服理論”開始，歐洲[1]、日本[2]、加拿大[3]、美國[4]、中國[5]等就針對木結(jié)構(gòu)及木結(jié)構(gòu)連接紛紛出臺(tái)了相應(yīng)的國家標(biāo)準(zhǔn)。除此之外，國內(nèi)外學(xué)者也針對各種形式的木結(jié)構(gòu)連接做了大量的研究。祝恩淳等[6]通過參考當(dāng)時(shí)國外木結(jié)構(gòu)的相關(guān)技術(shù)規(guī)范，提出了適用于我國木結(jié)構(gòu)可靠度要求的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,建立了適用于現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)構(gòu)件的功能函數(shù)，并采用該函數(shù)關(guān)系驗(yàn)證分析了不同荷載組合下木構(gòu)件的受彎、受拉和受壓性能的可靠度。劉柯珍等[7]為了得到國產(chǎn)落葉松規(guī)格材的銷槽屈服承載強(qiáng)度，在考慮不同規(guī)格材尺寸對其性能的影響下，進(jìn)行了銷槽承壓試驗(yàn)，結(jié)果表明，國產(chǎn)落葉松規(guī)格材順紋銷槽屈服承載強(qiáng)度隨著密度增大呈不斷增大趨勢，規(guī)格材長度變化不影響銷槽承壓最大荷載和屈服荷載。張剛等[8]通過對比分析國內(nèi)外關(guān)于銷槽承壓強(qiáng)度的測定方法和模擬計(jì)算公式，針對強(qiáng)度設(shè)計(jì)值提出了5%螺栓直徑偏移法作為木材銷槽承壓強(qiáng)度的判定方法較為合理的建議。馬貴進(jìn)等[9]通過試驗(yàn)分析了濕度對膠合木銷槽承壓強(qiáng)度的影響，結(jié)果表明，相對濕度線性增長時(shí)，銷槽承壓強(qiáng)度與試件初始剛度呈現(xiàn)非線性下降趨勢。王明謙等[10]研究了膠合木梁柱嵌入式鋼板-螺栓拼接節(jié)點(diǎn)在純彎與彎剪作用下的力學(xué)特性，結(jié)果表明彎剪復(fù)合荷載作用下節(jié)點(diǎn)的主要破壞模式為膠合木橫紋劈裂破壞，節(jié)點(diǎn)受彎承載力和延性隨節(jié)點(diǎn)剪彎比的增大而減小。羅烈等[11]對20 個(gè)鋼填板-螺栓連接膠合木梁柱試件進(jìn)行抗剪試驗(yàn)，研究其節(jié)點(diǎn)橫紋受力性能，結(jié)果表明節(jié)點(diǎn)破壞均為膠合木橫紋劈裂脆性破壞，非加載邊邊距對節(jié)點(diǎn)受力性能影響較為顯著?；葑康萚12]對2 個(gè)不同厚度端板的新型節(jié)點(diǎn)的內(nèi)嵌鋼板螺栓連接進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn),根據(jù)虛功原理推導(dǎo)了新型節(jié)點(diǎn)的極限承載力計(jì)算公式，并提出了端板厚度的選取建議。戴桂華等[13]對落葉松膠合木構(gòu)件橫紋受壓性能展開試驗(yàn)研究，通過橫紋受壓性能試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)其破壞模式為塑性破壞，并計(jì)算得到了橫紋抗壓強(qiáng)度與橫紋抗壓彈性模量。陸偉東等[14]對膠合木梁柱螺栓節(jié)點(diǎn)試件采用自攻螺釘增強(qiáng)，并進(jìn)行單調(diào)和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，結(jié)果表明，自攻螺釘有效抑制了膠合木紋理的開裂，節(jié)點(diǎn)試件的承載力及延性有明顯提高。曹磊等[15]對落葉松膠合木梁進(jìn)行了等幅疲勞試驗(yàn)及靜力對比試驗(yàn)，分析了落葉松膠合木梁疲勞破壞形態(tài)與破壞機(jī)理，初步得出了落葉松膠合木梁的S-N 曲線數(shù)學(xué)表達(dá)式。何朝紅[16]對51 個(gè)落葉松膠合木螺栓連接試件進(jìn)行了抗剪試驗(yàn)研究，考慮厚徑比、螺栓順紋間距、螺栓并錯(cuò)列布置方式和螺栓列數(shù)的影響，結(jié)果表明隨著厚徑比增大，螺栓破壞模式由“剛直”破壞模式過渡到“雙鉸”破壞模式；在相同螺栓數(shù)目下，螺栓并列布置延性比錯(cuò)列布置要好，但是錯(cuò)列承載能力比并列強(qiáng)。關(guān)于木結(jié)構(gòu)連接受力性能的研究取得了大量的成果，考慮到膠合木-鋼夾板螺栓連接的實(shí)際結(jié)構(gòu)需要承受車輛、機(jī)械振動(dòng)、地震等動(dòng)力荷載，所以有必要對膠合木-鋼夾板螺栓連接的動(dòng)力性能和抗震性能進(jìn)行探討。

本研究基于前期研究基礎(chǔ)[17-19]，通過對不同厚徑比、螺栓順紋間距、螺栓并和錯(cuò)列布置方式和螺栓列數(shù)的膠合木-鋼夾板螺栓連接進(jìn)行滯回性能試驗(yàn)，為膠合木-鋼夾板螺栓連接結(jié)構(gòu)抗震性能的研究提供參考。

1 材料及方法

1.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)與制作

設(shè)計(jì)制作了4 類13 組，每組3 個(gè)，共39 個(gè)膠合木-鋼夾板螺栓連接試件進(jìn)行滯回性能試驗(yàn)。按照《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范GB50005 ─2017》要求對試件尺寸進(jìn)行設(shè)計(jì)，根據(jù)試件種類的不同，膠合木端距分別為70 mm 和130 mm 兩類，鋼夾板的最小端距均為30 mm。試件的種類及詳細(xì)尺寸如表1所示，基本構(gòu)造如圖1所示。其中，H 組試件考慮不同厚徑比，膠合木厚度為100、80、60、40、20 mm 的試件分別用H100、H80、H60、H40、H20 表示，該組均為單螺栓連接。J 組試件考慮不同的螺栓順紋間距，膠合木順紋間距為100、150、200、250 mm 的試件分別用J100、J150、J200、J250 表示，螺栓均為2 列布置。B 組和C 組分別考慮螺栓并錯(cuò)列布置方式，B1、B2 為并列布置，C1、C2 為錯(cuò)列布置，螺栓均為2 列布置，每列螺栓順紋間距均為100 mm。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)?Table 1 Specimen design parameters

圖1 試件構(gòu)造Fig.1 Structural drawing of test piece

1.2 試件材料

膠合木-鋼夾板螺栓連接試件均采用8.8 級(jí)螺栓、Q345 鋼板和東北落葉松膠合木組合而成。對39 個(gè)試件材料進(jìn)行了含水率和密度測定試驗(yàn)，得到本次膠合木的平均氣干密度為0.71 g/cm3、平均含水率為10.96%。根據(jù)規(guī)范要求，從同一批生產(chǎn)的膠合木試塊上分別取下39 個(gè)試件進(jìn)行順紋抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)、順紋抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)以及抗彎彈性模量試驗(yàn)，膠合木標(biāo)準(zhǔn)件平均抗拉強(qiáng)度為84.09 MPa，平均抗壓強(qiáng)度為38.52 MPa，平均抗彎彈性模量為10 034 MPa。

1.3 加載與測試方案

基于前期研究基礎(chǔ)[17-19]，所有試件在單調(diào)極限荷載作用下，均是膠合木和螺栓破壞，鋼夾板沒有損傷破壞，鋼夾板遠(yuǎn)遠(yuǎn)沒有達(dá)到屈服荷載。所以為了便于滯回性能試驗(yàn)的進(jìn)行，對試件鋼夾板做局部優(yōu)化處理，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)室已有設(shè)備，設(shè)計(jì)了一套適合膠合木-鋼夾板螺栓連接滯回性能的試驗(yàn)裝置（圖2）。

圖2 試驗(yàn)加載裝置示意Fig.2 Device schematic drawings of loading for test

整個(gè)加載裝置由加載系統(tǒng)、固定機(jī)構(gòu)、連接機(jī)構(gòu)3 部分組成。其中，加載系統(tǒng)包括電液伺服液壓系統(tǒng)、作動(dòng)器和反力架。固定機(jī)構(gòu)包括強(qiáng)度等級(jí)為12.9 級(jí)，直徑為10 mm，兩端帶螺紋的U 型長螺桿、鋼夾板、U 型槽口墩臺(tái)。連接機(jī)構(gòu)由開孔鋼板、長方體鋼塊、雙側(cè)槽口鋼塊依次焊接為一整體（圖3）。開孔鋼板3 下方中部位置通過焊接連接長方體鋼塊4，長方體鋼塊4 下方焊接連接雙側(cè)槽口鋼塊5。其中，雙側(cè)槽口鋼塊5 兩側(cè)口尺寸略大于U型長螺桿，保證能同時(shí)插入多根U 型長螺桿。

圖3 焊接件示意Fig.3 Diagram of welding specimens

為方便加載和固定鋼夾板，在鋼夾板下端兩側(cè)開設(shè)凹槽以與帶U 型槽口的鋼墩匹配錨固于剛性地基上，上部采用U 型長螺桿將試件與作動(dòng)器連接固定。試驗(yàn)加載如圖4所示。

為鋼夾板重復(fù)循環(huán)使用，將其設(shè)計(jì)為D、E、F 3 種類型，每種各2 塊（圖5），其中D 型適用于H 組和B 組試件，E 型適用于C 組試件，F(xiàn) 型適用于J 組試件。

依據(jù)規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)[20]該低周反復(fù)荷載試驗(yàn)采用位移控制的加載方式，加載曲線用靜力試驗(yàn)所確定的極限位移作為控制位移。加載圖如圖6所示，循環(huán)幅值如表2所示，在1～5 加載步中，由于幅值變化較小，每個(gè)加載步只做1 次循環(huán)。試驗(yàn)設(shè)定每個(gè)加載循環(huán)執(zhí)行以下步驟：正向加載、持荷5 s、卸載、反向加載、持荷5 s、卸載。加載速率均保持在0.1～10 mm/s。

圖4 試驗(yàn)加載照片F(xiàn)ig.4 Photos of experiment loading

圖5 鋼夾板螺栓孔布置Fig.5 Bolt hole layout of steel plate /mm

圖6 低周反復(fù)荷載試驗(yàn)加載Fig.6 Low cycle repeated load test loading diagram

2 結(jié)果與分析

2.1 試件破壞現(xiàn)象

試驗(yàn)過程中觀察膠合木是否開裂和螺栓是否變形，并記錄各試件試驗(yàn)現(xiàn)象。在加載初期，所有試件均無明顯變化，但隨著荷載不斷增大，載荷-滑移曲線呈現(xiàn)上升趨勢，膠合木銷槽在此過程中不斷發(fā)生擠壓破壞變形，并在螺栓的位移路徑中出現(xiàn)擠壓變形所致的扁平區(qū)域。然后在卸載和再反向加載時(shí)，螺栓移動(dòng)穿過膠合木的扁平區(qū)域，由于扁平區(qū)域在螺栓二次經(jīng)過時(shí)其孔徑會(huì)略大于螺栓直徑，因此在該過程中螺栓僅帶有摩擦地移動(dòng)通過已經(jīng)變形的區(qū)域，且越接近初始加載位置，扁平區(qū)域越大，摩擦越小。因此，在反向加載時(shí)，螺栓移動(dòng)穿過變形區(qū)域剛度降低，載荷-滑移曲線遵循滯回包絡(luò)曲線的規(guī)律，且產(chǎn)生捏縮效應(yīng)。當(dāng)位移持續(xù)增大時(shí)，膠合木銷槽不斷擠壓破壞導(dǎo)致剛度再次增加，即螺栓開始發(fā)生不同程度彎曲變形，膠合木銷槽兩端部承壓破壞不斷增大。但膠合木在整個(gè)加載過程中均無開裂現(xiàn)象。加載裝置對試件橫向滑移進(jìn)行了限制，且緊固牢靠，因此，在加載過程中所有試件螺栓并無明顯松動(dòng)現(xiàn)象。

表2 加載循環(huán)幅值?Table 2 Loading cycle amplitude

在H 組試件中，試驗(yàn)完成后，將膠合木沿順紋螺栓位置豎直面剖開，并將剖開的2 瓣膠合木緊靠在一起，將對應(yīng)螺栓放置螺栓孔上方進(jìn)行標(biāo)注和拍照，如圖7所示。H20、H40 膠合木整個(gè)銷槽產(chǎn)生承壓破壞，螺栓和鋼夾板無明顯變形；H60膠合木銷槽破壞集中在中心部位及兩端部，且以端部破壞較為嚴(yán)重，螺栓兩端部出現(xiàn)輕微剪切變形，并產(chǎn)生塑性鉸；H80 和H100 膠合木銷槽承壓破壞主要集中在兩端部，螺栓彎曲變形嚴(yán)重，螺栓兩端部均出現(xiàn)塑性鉸，產(chǎn)生“雙鉸”破壞。

在J 組試件中，試驗(yàn)完成后，僅將螺栓取出放置對應(yīng)的螺栓孔上方進(jìn)行標(biāo)注和拍照，如圖8所示。隨著螺栓順紋間距的增加，膠合木銷槽兩端部的承壓破壞變形越小，說明螺栓順紋間距越大膠合木銷槽抗變形的能力越強(qiáng)。螺栓均出現(xiàn)不同程度的彎曲變形，產(chǎn)生“雙鉸”破壞，鋼夾板無明顯變化。

在B 組和C 組試件中，試驗(yàn)完成后，同J 組一樣進(jìn)行標(biāo)注和拍照，如圖9所示。膠合木銷槽承壓破壞集中在兩端部，螺栓均出現(xiàn)明顯彎曲變形，產(chǎn)生不同程度的雙鉸破壞模式。

圖7 H 組試件的破壞形態(tài)Fig.7 Failure mode of group H specimens

圖8 J 組試件的破壞形態(tài)Fig.8 Failure mode of group J specimens

圖9 B、C 組試件的破壞形態(tài)Fig.9 Failure mode of group B and C specimens

2.2 滯回曲線

圖10 滯回曲線Fig.10 The hysteresis curves

試驗(yàn)實(shí)測滯回曲線如圖10所示，在加載初期，試件均處于彈性工作階段，變形較小滯回環(huán)不明顯，隨著荷載的持續(xù)增加，滯回環(huán)逐漸成型。當(dāng)試件達(dá)到屈服荷載后，荷載增加速率減緩，結(jié)構(gòu)剛度退化顯著，卸載后曲線殘余變形十分明顯，滯回曲線所包圍的面積逐漸增大，試件耗能性能逐漸增強(qiáng)。

在H 組中，試件滯回曲線基本都呈現(xiàn)飽滿的弓形，H100 試件更呈現(xiàn)飽滿的棱形，表明單螺栓連接試件都具有良好的耗能能力。在J 組中，滯回曲線都呈現(xiàn)較飽滿的棱形，且隨著螺栓順紋間距的增大，試件的承載能力不斷增強(qiáng)，同時(shí)捏縮效應(yīng)逐漸減小，因此增大螺栓順紋間距，其抗震性能和承載能力會(huì)逐漸增強(qiáng)。通過比較B 組和C 組試件滯回曲線，螺栓并列布置滯回曲線飽滿程度好于錯(cuò)列布置，并列布置耗能性更好。所有試件到加載后期，同一級(jí)的多次加載，峰值荷載明顯降低，表明多次循環(huán)加載顯著增加了試件的損傷，從而降低其承載力。

2.3 變形性能分析

如圖11所示的骨架曲線可知各試件骨架曲線非線性特性明顯，且與靜力試驗(yàn)基本吻合。

在H 組中，隨著厚徑比的增加，試件承載能力在不斷增強(qiáng)，但試件H20、H40 在線性階段的骨架曲線承載能力明顯較低，H60、H80 和H100在線性階段的骨架曲線重合率高，線性階段荷載增長率基本相等。

在J 組中，隨著螺栓順紋間距的增加，試件極限荷載不斷提高，承載能力不斷增強(qiáng)。螺栓順紋間距從100 mm 增加到150 mm 時(shí)，極限荷載增大了6.7%，從150 mm 增加到200 mm 時(shí)，極限荷載增大了10.8%，從200 mm 增加到250 mm 時(shí)極限荷載增大了5.2%，荷載增長率在螺栓順紋為150～200 mm 之間有一個(gè)較大的增長，之后增長率又開始放緩，且通過觀察J200 和J250 骨架曲線可以發(fā)現(xiàn)，兩者骨架曲線極為接近。

通過B組和C組對比可知，在相同螺栓數(shù)列下，C1 的極限荷載比B1 高，C2 的極限荷載比B2 高，螺栓錯(cuò)列布置比并列布置承載能力更強(qiáng)。所有試件骨架曲線在荷載到達(dá)峰值后均出現(xiàn)明顯的下降段，但下降段都較為緩和，說明膠合木-鋼夾板螺栓連接結(jié)構(gòu)具有較好延性性能。

2.4 剛度退化分析

圖11 試件骨架曲線Fig.11 The skeleton curves of specimens

在H 組中，初始剛度隨著厚徑比的增大而增大，隨著位移的持續(xù)增加，剛度逐漸降低（圖12a）。在J 組中，隨著螺栓順紋間距的增加，初始剛度和整體剛度退化曲線均有不同程度的提升，其中，從J100 到J150 初始剛度提高了80.3%，從J150 到J200 初始剛度提高了22.4%，從J200 到J250 初始剛度提高了9.1%，順紋間距從200 mm增大到250 mm 的過程中，初始剛度增長率已經(jīng)明顯放緩，且整體剛度退化曲線與J250 重合率較高，剛度退化速率與J250 基本相同（圖12b），在位移達(dá)到10 mm 以后，所有試件剛度退化速度變緩，最終剛度在極限荷載位置趨于平緩，并逐漸趨于定值。

在B 組和C 組中，試件整體剛度值的大小關(guān)系為：KC2＞KB2＞KB1，KC2＞KC1＞KB1，由此可得，當(dāng)螺栓列數(shù)相同時(shí)，螺栓錯(cuò)列布置比并列布置剛度大，當(dāng)螺栓布置方式相同時(shí)，螺栓列數(shù)增加，整體剛度增大（圖12c）。

3 結(jié)論與討論

3.1 結(jié) 論

采用擬靜力試驗(yàn)方法，對4 類13 組，每組3 個(gè)，共39 個(gè)膠合木-鋼夾板螺栓連接試件進(jìn)行滯回性能試驗(yàn)，探討了膠合木-鋼夾板螺栓連接在低周反復(fù)荷載作用下的破壞模式及其滯回性能的影響因素。通過試驗(yàn)研究得出如下結(jié)論：

1）在單螺栓連接中，連接部位的破壞模式逐漸由“螺栓剛直”向“雙鉸”轉(zhuǎn)化，膠合木銷槽破壞模式逐漸由銷槽整體承壓破壞向兩端部擠壓破壞轉(zhuǎn)變，滯回曲線基本都呈現(xiàn)飽滿的弓形和菱形，單螺栓連接構(gòu)件具有良好的耗能能力和抗震性能，但其承載能力較低。在多螺栓連接中，螺栓和膠合木的破壞模式均以“雙鉸”破壞和銷槽端部擠壓破壞為主，滯回曲線基本均呈現(xiàn)飽滿弓形，且荷載與單螺栓相比均有顯著提升，多螺栓連接構(gòu)件在具有良好耗能能力和抗震性能的基礎(chǔ)上承載力也得到了大幅提升。

2）在膠合木-鋼夾板螺栓連接件中，隨著螺栓順紋間距的增大，試件的捏縮效應(yīng)逐漸減小，承載力卻呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢，在螺栓順紋間距到達(dá)200 mm 時(shí)，極限承載力和初始剛度值增長幅度達(dá)到最大，之后隨著螺栓順紋間距的繼續(xù)增大，增長幅度趨于平緩，且剛度退化情況與螺栓順紋為250 mm 的試件基本相同。膠合木-鋼夾板螺栓連接件螺栓順紋間距在200 mm 時(shí)抗震性能最佳。

圖12 試件剛度退化曲線Fig.12 The secant stiffness curve of specimens

3）在所有膠合木-鋼夾板螺栓連接件中，骨架曲線在荷載到達(dá)峰值后均出現(xiàn)明顯的緩和下降段，該類連接結(jié)構(gòu)都有較好延性性能。在相同螺栓數(shù)列下，螺栓錯(cuò)列布置試件極限荷載和整體荷載均比并列布置更高，初始剛度更大，整體剛度退化更小，抗震性能更優(yōu)越。在相同螺栓布置方式下，雙排螺栓布置試件承載能力比單排螺栓布置的承載能力更高，初始剛度更大，整體剛度退化更小，抗震性能更優(yōu)越。

3.2 討 論

目前，現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)建筑正在不斷向著大跨徑、超高層、裝配化的方向發(fā)展，為了適應(yīng)高層和大跨結(jié)構(gòu)建設(shè)的需要，解決膠合木結(jié)構(gòu)的接長問題勢在必行。膠合木-鋼夾板螺栓連接作為膠合木結(jié)構(gòu)接長連接中較為常見的連接形式之一，具有強(qiáng)度高、易加工、拼接方便、裝配程度高和速度快等優(yōu)點(diǎn)而得到了迅速發(fā)展。而在實(shí)際工程應(yīng)用中，鋼夾板螺栓連接膠合木梁或其他結(jié)構(gòu)經(jīng)常受到如車輛、機(jī)械振動(dòng)等動(dòng)力荷載作用，此類荷載會(huì)造成膠合木與鋼夾板、螺栓之間產(chǎn)生一定松動(dòng)的可能，對連接件的可靠性帶來風(fēng)險(xiǎn)，從而大大影響鋼夾板和螺栓與膠合木之間有效協(xié)同工作。為探明膠合木鋼夾板-螺栓連接的動(dòng)力性能和抗震性能，確保連接件在車輛、機(jī)械振動(dòng)等動(dòng)力荷載下的可靠性，本研究通過膠合木-鋼夾板螺栓連接件的滯回性能試驗(yàn)，得到了連接件在不同厚徑比、螺栓順紋間距、螺栓列數(shù)及并和錯(cuò)列布置方式等參數(shù)的動(dòng)力性能和抗震性能。但考慮到膠合木-鋼夾板螺栓連接受力性能的復(fù)雜性，還需從膠合木本身的密度、含水率和螺栓的布置方式、群螺栓作用以及加載方式等多種因素對連接件的影響，進(jìn)一步開展膠合木-鋼夾板螺栓連接件和連接結(jié)構(gòu)的疲勞性能和長期荷載作用下的蠕變性能等相關(guān)研究，為膠合木-鋼夾板螺栓連接結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。