張盛東，范新海，屈文俊

（同濟(jì)大學(xué) 建筑工程系，上海 200092）

隨著現(xiàn)代技術(shù)的發(fā)展與人們生活要求的提高，木結(jié)構(gòu)開始向大跨度、多高層方向發(fā)展，其連接節(jié)點(diǎn)往往需要較大的剛度并能承受較大的彎矩與剪力，傳統(tǒng)連接方式如榫卯連接等已無法滿足要求.內(nèi)嵌鋼板銷式連接這種新型的節(jié)點(diǎn)連接方式能提供給連接節(jié)點(diǎn)較高承載力與剛度，已廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)連接中.文獻(xiàn)［1－5］對內(nèi)嵌單塊鋼板銷式連接節(jié)點(diǎn)的破壞模式、承載力計(jì)算方法和節(jié)點(diǎn)滑移剛度等進(jìn)行了深入研究，并基于理論和試驗(yàn)結(jié)果給出了各種破壞模式下承載力計(jì)算公式；文獻(xiàn)［6－9］對內(nèi)嵌單塊鋼板銷式連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了數(shù)值分析；文獻(xiàn)［10－11］分析了木材含水率對承載力的影響.徐德良等［12］對內(nèi)嵌單塊鋼板螺栓連接節(jié)點(diǎn)的受拉性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究.為了使連接節(jié)點(diǎn)能獲得更高的承載力與剛度，實(shí)際工程中一般在較大截面木構(gòu)件中內(nèi)嵌兩塊或三塊鋼板，如圖1所示.2010年上海世博會挪威館和瑞典館，木構(gòu)件間就采用了該種連接方式.Sawata［13］對內(nèi)嵌多塊鋼板單銷連接順紋受壓節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并根據(jù)Johansen［14］屈服理論推導(dǎo)了承載力計(jì)算公式，結(jié)果表明，連接節(jié)點(diǎn)的承載力隨著鋼板數(shù)目的增加而增大.國內(nèi)外對于該種連接的研究主要集中于連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，而對于內(nèi)嵌多塊鋼板銷式連接受彎構(gòu)件力學(xué)性能的研究還未見報(bào)道.因此本文對內(nèi)嵌三塊鋼板銷式連接受彎構(gòu)件的短期受力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究并推導(dǎo)了承載力與跨中撓度的計(jì)算公式.

圖1 內(nèi)嵌鋼板銷式連接節(jié)點(diǎn)示意圖Fig.1 Dowel－type timber connections with slotted－in steel plates

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)兩根膠合木梁，截面尺寸為210mm×350mm，通過內(nèi)嵌三塊8mm厚的鋼板和16Φ10.6mm鋼銷連接而成.試件Ⅰ連接節(jié)點(diǎn)位于純彎段，試件Ⅱ連接節(jié)點(diǎn)位于彎剪段，試驗(yàn)梁長6000mm，凈跨5200mm，如圖2所示.

膠合木是由美國花旗松加工而成，實(shí)測木材含水率平均值為13%，密度平均值為534kg·m－3；鋼銷和鋼板均采用Q235級鋼材，鋼銷實(shí)測直徑10.6mm，鋼板名義厚度8.0mm，實(shí)測厚度7.2mm.

試驗(yàn)采用四點(diǎn)彎曲加載，荷載通過分配梁傳遞，試驗(yàn)加載示意如圖2所示.試驗(yàn)前先對試件進(jìn)行預(yù)加載，正式加載采用分級單調(diào)加載，每級荷載5kN，間隔2min，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載50%時(shí)，連續(xù)均勻單調(diào)加載直至試件破壞，每個(gè)試件試驗(yàn)總持續(xù)時(shí)間約為30min.

試驗(yàn)用位移計(jì)量測鋼板與木構(gòu)件間的相對滑移（圖2a，b中D2～D4）、連接節(jié)點(diǎn)處的撓度（圖2a，b中D5）、跨中撓度（圖2a中D5，圖2b中D6）、支座沉降（圖2a中D1，D6，圖2b中D1，D8）和連接節(jié)點(diǎn)對稱位置處撓度（圖2b中D7）.在試件Ⅰ拼接處（跨越拼接縫）沿高度均勻設(shè)置水平方向位移計(jì)，量測跨中截面變形沿截面高度分布情況；在試件Ⅱ跨中截面沿高度均勻設(shè)置應(yīng)變片，量測跨中截面應(yīng)變沿高度分布情況.所有量測數(shù)據(jù)均由靜態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)同步采集.

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件Ⅰ，在加載至32kN時(shí)，節(jié)點(diǎn)處發(fā)出明顯的“吱嘎”聲響，并在接縫處木構(gòu)件兩端的上邊緣第二行鋼銷連線的端部產(chǎn)生水平裂縫，節(jié)點(diǎn)接縫處梁底最大開口寬度為7mm；隨著荷載的增加，裂縫沿著第二行鋼銷的連線水平開展，第一行鋼銷的連線處也逐漸產(chǎn)生水平裂縫，節(jié)點(diǎn)接縫處開口繼續(xù)增大；在極限荷載58kN時(shí)，在第一行和第二行鋼銷的連線位置發(fā)生順紋劈裂破壞，接縫處梁底最大開口寬度達(dá)15mm，順紋劈裂長度達(dá)497mm，如圖3a所示.

試件Ⅱ，在加載至35kN時(shí)，節(jié)點(diǎn)處發(fā)出明顯的“吱嘎”聲響，并在靠近加載段木構(gòu)件的上邊緣第一行鋼銷連線的端部產(chǎn)生水平裂縫，節(jié)點(diǎn)接縫處梁底最大開口寬度為6mm；隨著荷載的增加，裂縫沿著第一行鋼銷的連線水平開展，接縫處開口寬度繼續(xù)增大；在極限荷載70kN時(shí)，在第一行鋼銷連線位置發(fā)生順紋劈裂破壞，梁底接縫最大開口寬度達(dá)15mm，順紋劈裂長度達(dá)506mm，如圖3b所示.

兩個(gè)試件最終均由于連接處破壞而破壞，試件的其余部分幾乎沒有損傷的跡象.

為了更好地了解節(jié)點(diǎn)的受力情況和破壞機(jī)理，在試驗(yàn)結(jié)束后，將節(jié)點(diǎn)鋸開，主要觀察鋼銷變形和鋼銷處木材承壓變形，試件Ⅰ試驗(yàn)后鋼銷變形如圖4所示，試件Ⅱ鋼銷變形情況與試件Ⅰ類似.

試件在破壞時(shí)，節(jié)點(diǎn)處下兩行鋼銷發(fā)生不同程度彎曲變形，并形成了塑性鉸，鋼銷處的木材發(fā)生承壓變形，其破壞模式類似于Sawata［13］給出的內(nèi)嵌三塊鋼板單銷連接節(jié)點(diǎn)屈服破壞模式中Ⅱ和Ⅴ；上兩行鋼銷未發(fā)生明顯變形，鋼銷處的木材也沒有發(fā)生明顯承壓變形.連接節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理為：連接位于純彎段時(shí)，受壓區(qū)壓力主要由木材承擔(dān)，受拉區(qū)拉力由鋼板、鋼銷與木材共同承擔(dān)；連接位于彎剪段時(shí)，豎向剪力由鋼板、鋼銷與木材共同承擔(dān)，其余類似于連接位于純彎段.當(dāng)荷載達(dá)到一定值后，最下一行鋼銷首先屈服并形成塑性鉸，鋼銷處木材達(dá)到承壓強(qiáng)度，當(dāng)荷載繼續(xù)增大，受壓區(qū)木材達(dá)到抗壓強(qiáng)度后破壞.

2.2 荷載-跨中撓度曲線

圖5給出了試件Ⅰ與試件Ⅱ的荷載－跨中撓度曲線.從圖5可以看出，在加載初期，荷載和跨中撓度關(guān)系基本呈線性變化.隨著加載的進(jìn)行，荷載增長緩慢而撓度增長較快，斜率逐漸減少，這主要由于鋼銷的彎曲變形并逐漸形成塑性鉸.同時(shí)也可以看出，試件Ⅱ的極限承載力顯著大于試件Ⅰ，且在相同荷載作用下試件Ⅱ跨中撓度小于試件Ⅰ.若不考慮不確定性，連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造若相同，則其承載力基本相同，連接節(jié)點(diǎn)處承載力由彎矩起控制作用，由于彎剪段彎矩小于純彎段，故得到上述結(jié)果.在達(dá)到極限荷載時(shí)，試件Ⅱ荷載迅速下降，而撓度幾乎維持不變；試件Ⅰ荷載－撓度曲線具有一段緩慢下降段，荷載緩慢降低，撓度逐漸增大，說明試件Ⅰ較試件Ⅱ具有較好的延性.試驗(yàn)表明，構(gòu)件受力由連接節(jié)點(diǎn)的性能與位置控制.

圖5 荷載－跨中撓度曲線Fig.5 Curves of load and mid－span displacement

2.3 跨中節(jié)點(diǎn)相對位移和截面應(yīng)變分析

圖6a給出了試件Ⅰ跨中連接接縫處沿截面高度的相對位移分布，圖6b給出了試件Ⅱ跨中截面處沿截面高度的水平應(yīng)變分布.

從圖6a可以看出，在加載過程中，試件Ⅰ在節(jié)點(diǎn)拼接處的相對位移沿截面高度基本呈線性分布，符合平截面假定；從圖6b可以看出，試件Ⅱ彎曲段的跨中截面應(yīng)變沿截面高度基本呈線性分布，也符合平截面假定.

3 承載力及撓度計(jì)算

本文計(jì)算采用的基本假定：① 變形滿足平截面假定；② 木材的銷槽承壓與鋼銷的受力變形為理想彈塑性；③連接構(gòu)件的破壞模式是最下一行鋼銷先屈服破壞，最終受壓區(qū)邊緣木材達(dá)到抗壓強(qiáng)度fc而發(fā)生破壞.

3.1 承載力計(jì)算

3.1.1 連接節(jié)點(diǎn)位于純彎段

圖7給出了連接節(jié)點(diǎn)位于純彎段時(shí)連接節(jié)點(diǎn)處假定的橫截面受力分布情況.

圖7 連接節(jié)點(diǎn)處木梁橫截面受力分布情況Fig.7 The force distribution in the connections cross section of beams

假設(shè)木材受壓區(qū)高度為hc，則第i行鋼銷受力為

由力矩平衡，得極限彎矩Mu

式中：Ti為第i行鋼銷極限承載力；T1＝nrPu，0，其中nr為鋼銷列數(shù)，Pu，0為內(nèi)嵌三塊鋼板單銷連接節(jié)點(diǎn)順紋承載力［13］；C為受壓區(qū)壓力合力；s為鋼銷行距；fc為木材順紋抗壓強(qiáng)度；h0為最下面一行鋼銷至受壓最邊緣木纖維距離；b為木梁寬度；h為木梁高度；t為鋼板厚度；n＝（h0－h(huán)c）／s＋1.

3.1.2 連接節(jié)點(diǎn)位于彎剪段

在純剪力V單獨(dú)作用下，假定剪力V被均勻地分配到每個(gè)銷連接件上，純剪連接極限承載力Vu為

當(dāng)在彎矩M和剪力V共同作用下時(shí)，本文采用Jensen［15］給出硬木銷連接節(jié)點(diǎn)在彎矩M 和剪力V共同作用下的破壞準(zhǔn)則

式中：Pu，90為內(nèi)嵌三塊鋼板單銷連接節(jié)點(diǎn)橫紋承載力［13］；N 為拼縫一側(cè)銷總數(shù)；Mu為純彎極限承載力，由公式（1）得到；Vu為橫紋純剪極限承載力，由公式（2）得到.

3.2 撓度的計(jì)算

（1）彎矩作用下連接端部轉(zhuǎn)角θM

圖8a所示在彎矩作用下連接端部轉(zhuǎn)角θM為

式中：δ為底部起第一行鋼銷處相對變形的一半.節(jié)點(diǎn)端部力平衡

節(jié)點(diǎn)端部彎矩平衡

由公式（3），（4）可求得節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動RJ

式中：KM為彎矩作用下連接節(jié)點(diǎn)的滑移模量.

（2）剪力V作用下連接端部轉(zhuǎn)角θV

圖8b所示在剪力V作用下連接端部轉(zhuǎn)角θV為

式中：Δ為剪切變形，g為銷群形心主界面的距離.

EC5［16］給出了對于預(yù)鉆孔的單個(gè)銷每剪切面的滑移模量Kser計(jì)算公式

則內(nèi)嵌三塊鋼板銷式連接彎矩作用下的滑移模量KM為

內(nèi)嵌三塊鋼板銷式連接剪力作用下的滑移模量KV為

式中：ρk為木材密度；d為鋼銷直徑；ns為鋼銷行數(shù).

對于內(nèi)嵌三塊鋼板銷式連接木梁跨中撓度d0

式中：dM為彎矩引起撓度值，dM＝P（3l0L2－4l30）／（48EI），其中L為梁跨度，l0為剪跨長度，E為膠合木的彈性模量，I為截面慣性矩；dV為剪力引起撓度值，dV＝χPl0／（2GA），其中χ為剪力不均勻系數(shù)，矩形截面χ＝1.2，G為膠合木剪切模量，A為截面面積；dJ為節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動引起撓度值，dJ＝（Pa／2RJ－θV）L／2，其中a為連接節(jié)點(diǎn)距支座距離.

3.3 公式的驗(yàn)證

承載力和跨中撓度驗(yàn)算時(shí)，木材的力學(xué)性質(zhì)按照膠合木強(qiáng)度等級GL36［17］.從表1中可以看出，承載力和跨中撓度的理論計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合.

表1 理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Tab.1 Comparison of the calculated results and the test results

4 結(jié)論

（1）本次試驗(yàn)內(nèi)嵌鋼板銷式連接膠合木梁的破壞始于連接節(jié)點(diǎn)的破壞，試件其余部分幾乎完好，連接節(jié)點(diǎn)是內(nèi)嵌鋼板銷式連接構(gòu)件的薄弱部位.

（2）純彎段的膠合木梁截面應(yīng)變和內(nèi)嵌鋼板銷式連接膠合木梁的連接節(jié)點(diǎn)接縫處相對位移沿截面高度分布符合平截面假定.

（3）內(nèi)嵌鋼板銷式連接膠合木梁的承載力與連接節(jié)點(diǎn)的位置有關(guān)，連接節(jié)點(diǎn)位于彎剪段的木梁極限承載力大于連接節(jié)點(diǎn)位于純彎段的木梁承載力.

（4）根據(jù)試驗(yàn)觀察到的構(gòu)件受力特點(diǎn)，并在國外相關(guān)研究基礎(chǔ)上，推導(dǎo)了內(nèi)嵌鋼板銷式連接膠合木梁的承載力與撓度計(jì)算公式，理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合較好.

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