謝志錦，齊玉軍，方 海，劉偉慶

(南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211816)

木芯復(fù)合材料構(gòu)件是以輕木作為芯材，以復(fù)合材料作為面層所形成的一種新型夾芯結(jié)構(gòu)。與傳統(tǒng)的混凝土及鋼結(jié)構(gòu)相比，木芯復(fù)合材料構(gòu)件在相同承載力的情況，質(zhì)量更輕，外部GFRP(Glassfiber Reinforced Plastic)面層具有良好的耐久性能[1～3]。該種構(gòu)件可作為梁、柱等構(gòu)件用于結(jié)構(gòu)工程，特別是在裝配式框架結(jié)構(gòu)中具有良好的應(yīng)用前景。

頂?shù)捉卿撘蜃冃文芰?qiáng)、延性好等特點(diǎn)常作為節(jié)點(diǎn)連接件應(yīng)用于結(jié)構(gòu)工程之中。已有研究表明，頂?shù)捉卿摮休d力與初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度較小[4,5]。Garrido等[6]在木芯復(fù)合材料樓面板與承重墻的連接中，分別采用膠結(jié)和螺栓連接將頂?shù)捉卿撆c構(gòu)件相連。試驗(yàn)結(jié)果表明，相較于膠結(jié)連接的脆性破壞，采用螺栓連接的頂?shù)捉卿撛嚰憩F(xiàn)出更好的塑性變形能力和延性，但其剛度與承載力較低。在實(shí)際工程中，常在節(jié)點(diǎn)連接處角鋼上設(shè)置加勁肋，以此增加節(jié)點(diǎn)的承載力與剛度。王鵬等[7]在鋼結(jié)構(gòu)的梁柱節(jié)點(diǎn)連接試驗(yàn)中，在頂?shù)捉卿撋显O(shè)置加勁肋，并通過靜力加載試驗(yàn)，研究了加勁肋的設(shè)置對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力與轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響。結(jié)果表明，相同情況下，設(shè)置加勁肋角鋼的節(jié)點(diǎn)試件，初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度及承載力比未設(shè)置加勁肋的試件分別提高了95%與148%。鄭延銀等[8]通過單調(diào)加載試驗(yàn)，研究了設(shè)置雙腹板頂?shù)捉卿撨B接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，并進(jìn)行了有限元分析。研究結(jié)果表明，加勁肋可有效提高節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，使節(jié)點(diǎn)的塑性開展更緩慢。目前，設(shè)置加勁肋的頂?shù)捉卿摱鄳?yīng)用于鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，針對(duì)木芯復(fù)合材料節(jié)點(diǎn)連接的研究較少。

基于以上研究成果及工程實(shí)際需求，本文針對(duì)木芯復(fù)合材料梁柱T形節(jié)點(diǎn)，設(shè)計(jì)6種不同頂?shù)捉卿摌?gòu)件，通過靜力加載試驗(yàn)，研究節(jié)點(diǎn)的破壞模式、承載力和初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度。并針對(duì)不同破壞模式，給出承載力計(jì)算公式，以期給工程設(shè)計(jì)及應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)中共設(shè)計(jì)6個(gè)木芯復(fù)合材料梁-柱角鋼連接節(jié)點(diǎn)試件，試件編號(hào)分別為TJ-110，TJ-160，TJ-210，TJ-110-R，TJ-160-R，TJ-210-R。其中T表示T形節(jié)點(diǎn)，J表示Joints，數(shù)字表示靠近梁側(cè)角鋼肢長(zhǎng)，R表示設(shè)置加勁肋。所有木芯復(fù)合材料構(gòu)件的截面尺寸均為100 mm×150 mm，梁長(zhǎng)800 mm，柱高1600 mm。其中芯材為南方松，截面尺寸為90 mm×140 mm，如圖1所示，外包材料為玻纖增強(qiáng)不飽和樹脂基復(fù)合材料(GFRP)，厚度為5 mm，采用真空導(dǎo)入工藝將樹脂導(dǎo)入玻璃纖維織物，待樹脂固化后，形成木芯復(fù)合材料構(gòu)件。

圖1 梁柱截面示意/mm

設(shè)置加勁肋頂?shù)捉卿撊鐖D2所示，其中梁上側(cè)角鋼定義為頂角鋼，下側(cè)定義為底角鋼，梁側(cè)鋼肢定義為長(zhǎng)肢，柱側(cè)鋼肢定義為短肢。本試驗(yàn)中所有角鋼和加勁肋均采用Q235B級(jí)鋼材，厚度均為8 mm，加勁肋兩邊長(zhǎng)均為100 mm，試件中所有焊縫為一級(jí)焊縫。L1表示長(zhǎng)肢螺桿孔中心到底部的長(zhǎng)度，其余已表示尺寸6個(gè)角鋼均一致。

圖2 頂?shù)捉卿摻孛?mm

木芯復(fù)合材料構(gòu)件通過6個(gè)直徑14 mm長(zhǎng)220 mm的普通螺桿與頂?shù)捉卿撓噙B，形成木芯復(fù)合材料梁柱T形節(jié)點(diǎn)試件。試件尺寸見表1。

表1 試件尺寸

1.2 材料性能

根據(jù)文獻(xiàn)[9,10]中的測(cè)試方法，可測(cè)得本試驗(yàn)GFRP面層的抗壓、抗拉強(qiáng)度及彈性模量；根據(jù)文獻(xiàn)[11,12]中的測(cè)試方法，可測(cè)得本試驗(yàn)所用南方松芯材的抗壓、抗拉強(qiáng)度及彈性模量，見表2。根據(jù)文獻(xiàn)[13]，測(cè)得所用螺桿及角鋼的力學(xué)性能，見表3。

表2 GFRP與南方松的力學(xué)性能

表3 鋼材的力學(xué)性能

1.3 測(cè)量方案與加載裝置

采用靜力加載方式進(jìn)行加載試驗(yàn)，根據(jù)T型節(jié)點(diǎn)的實(shí)際受力特點(diǎn)，參考文獻(xiàn)[7,8]的實(shí)驗(yàn)方法,確定本實(shí)驗(yàn)的具體試驗(yàn)方案，如圖3所示。T形節(jié)點(diǎn)安裝在豎直平面內(nèi)，復(fù)合材料夾芯柱上下兩端分別通過鋼套筒與反力架相連。夾芯梁保持水平，加載點(diǎn)位于梁上表面，距離梁柱交界處400 mm，軸向壓力由1000 kN壓力機(jī)提供，加載速度為2 mm/min。

圖3 加載裝置示意/mm

在與梁柱交界處和加載點(diǎn)下端各設(shè)置一個(gè)位移計(jì)，編號(hào)D1和D2，用于測(cè)量夾芯梁在測(cè)點(diǎn)處位移。其中梁柱之間的相對(duì)轉(zhuǎn)角θ可表示為：

θ≈tanθ=(Δ2-Δ1)/a

(1)

式中：Δ1，Δ2分別為位移計(jì)D1，D2的位移值；a為集中荷載P與梁柱交界面之間的距離。

在角鋼長(zhǎng)短肢上布置應(yīng)變片，如圖4所示。

圖4 測(cè)點(diǎn)布置/mm

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞模式

在靜載試驗(yàn)中，6個(gè)添加不同頂?shù)捉卿摰哪拘緩?fù)合材料T形梁柱節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出不同的破壞模式，具體可以總結(jié)為以下三種：

(1)角鋼屈服破壞

試件TJ-110，TJ-160，TJ-210均發(fā)生角鋼屈服破壞。加載過程中，由于節(jié)點(diǎn)處存在較大彎矩，梁端連接處截面上側(cè)受拉，下側(cè)受壓，導(dǎo)致頂角鋼長(zhǎng)肢受到向左的拉力，使角鋼轉(zhuǎn)角處與柱發(fā)生分離，分離間隙隨荷載持續(xù)增大。底角鋼由于梁柱轉(zhuǎn)角的不斷增大，長(zhǎng)肢開始出現(xiàn)向下的彎曲變形。以試件TJ-160為例，頂角鋼轉(zhuǎn)角處應(yīng)變隨荷載持續(xù)增大，當(dāng)頂角鋼短肢明顯被拉離柱表面時(shí)，轉(zhuǎn)角處應(yīng)變值為1122.81×10-6，超過其屈服應(yīng)變，角鋼屈服。試件最終的破壞表現(xiàn)為角鋼轉(zhuǎn)角處的全截面屈服，如見圖5所示。

圖5 角鋼屈服破壞

(2)夾芯梁局部壓潰破壞

試件TJ-110-R與TJ-160-R表現(xiàn)為木芯復(fù)合材料梁局部壓潰破壞。與前述無加勁頂?shù)捉卿揟形節(jié)點(diǎn)相同，頂角鋼長(zhǎng)肢受到向左的拉力，從而使角鋼轉(zhuǎn)角處存在與柱表面發(fā)生分離的趨勢(shì)。但由于加勁肋的約束，頂角鋼短肢與柱表面分離緩慢。底角鋼由于加勁肋的設(shè)置，底角鋼長(zhǎng)肢上彎曲點(diǎn)從底角鋼轉(zhuǎn)角處移到加勁肋邊緣。木芯復(fù)合材料梁分別在頂、底角鋼長(zhǎng)肢上出現(xiàn)兩個(gè)局部受壓區(qū)，且底角鋼局部受壓區(qū)面積較大。梁下側(cè)局部受壓強(qiáng)度隨著變形的增大而不斷增大，當(dāng)荷載增大至木芯復(fù)合材料梁局部承壓強(qiáng)度時(shí)，底角鋼短肢端部木芯復(fù)合材料梁因?yàn)閼?yīng)力集中而導(dǎo)致局部被壓潰，在壓潰區(qū)域左右兩側(cè)出現(xiàn)較大的相對(duì)變形，變形使面層GFRP受剪而出現(xiàn)剪切裂紋。裂紋垂直于底面向梁上面發(fā)展，到梁中和軸位置裂紋向梁柱交界處轉(zhuǎn)向，并向交界處不斷發(fā)展。繼續(xù)加載，試件最終表現(xiàn)為梁下側(cè)受壓區(qū)的局部壓潰破壞，而上部由于持續(xù)加載時(shí)間過長(zhǎng)，梁受壓區(qū)芯材被擠出，如圖6所示。

圖6 局部壓潰破壞

(3)螺桿拉斷破壞

試件TJ-210-R表現(xiàn)為螺桿的拉斷破壞。木芯復(fù)合材料梁在外力P作用下，產(chǎn)生向下的轉(zhuǎn)動(dòng)，底角鋼長(zhǎng)肢發(fā)生彎曲變形，隨著荷載的增加，底角鋼的彎曲變形通過螺桿傳遞至頂角鋼。頂角鋼在螺桿拉力作用下，長(zhǎng)肢上加勁肋邊緣開始出現(xiàn)沿加載方向的彎曲，加勁肋邊緣的應(yīng)變值不斷增大。荷載的增加使底角鋼下側(cè)木芯復(fù)合材料梁變形增大，局部承壓面積變大，受壓區(qū)復(fù)合材料梁未發(fā)生局部壓潰破壞，螺桿已達(dá)到極限抗拉承載力，試件出現(xiàn)螺桿拉斷的脆性破壞，此時(shí)頂?shù)捉卿撻L(zhǎng)肢的加勁肋邊緣應(yīng)變值小于鋼材的屈服應(yīng)變，試件破壞模式受螺桿極限抗拉承載力的影響，如圖7所示。

圖7 螺桿拉斷破壞

2.2 彎矩-轉(zhuǎn)角

試驗(yàn)實(shí)測(cè)T形節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線見圖8，由圖8可知，加載前期曲線基本呈線性發(fā)展，在經(jīng)歷非線性的屈服平臺(tái)后，后期塑性發(fā)展階段近似為一條直線。塑性發(fā)展階段，試件TJ-210-R的塑性由螺桿的塑性所決定，當(dāng)試件發(fā)生螺桿拉斷時(shí)，曲線中TJ-210-R的塑性發(fā)展段較短。試件破壞之后，6組試件承載力迅速下降到峰值荷載的20%～30%，故曲線只給出了試件最終的破壞點(diǎn)。

圖8 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

對(duì)于此種沒有明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，本文采用文獻(xiàn)[14]的“最遠(yuǎn)點(diǎn)”法(曲線上距離峰值點(diǎn)與原點(diǎn)連線最遠(yuǎn)的點(diǎn)，定義為屈服點(diǎn)。當(dāng)曲線上有多個(gè)點(diǎn)時(shí)，則取這些點(diǎn)荷載值的平均值，對(duì)應(yīng)到曲線上則為屈服點(diǎn)，具體如圖9所示)來確定節(jié)點(diǎn)的屈服彎矩。該方法簡(jiǎn)單易于操作，編程計(jì)算更可避免人工取值導(dǎo)致的計(jì)算差別，且由該方法確定的屈服點(diǎn)作為拐點(diǎn)，所得雙折線下面積與原曲線下面積最為接近，即變形能最為接近。

圖9 最遠(yuǎn)點(diǎn)法定義屈服點(diǎn)

單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果見表4。

表4 單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果

由表4可知，設(shè)置加勁肋頂?shù)捉卿揟形節(jié)點(diǎn)試件，節(jié)點(diǎn)的屈服彎矩有較大提高。例如試件TJ-110-R比試件TJ-110、試件TJ-160-R比試件TJ-160、試件TJ-210-R比試件TJ-210分別提高了30.38%，64.29%，125.62%，由此可知加勁肋的設(shè)置改變了節(jié)點(diǎn)的破壞模式，無加勁肋頂?shù)捉卿摰墓?jié)點(diǎn)試件宏觀的非線性屈服是由于角鋼屈服所導(dǎo)致的；而設(shè)置加勁肋頂?shù)捉卿摰墓?jié)點(diǎn)試件宏觀的非線性屈服是由于夾芯梁的局部壓潰或者螺桿拉斷引起的；前者的承載能力明顯小于后者，所以設(shè)置加勁肋頂?shù)捉卿摴?jié)點(diǎn)試件的屈服承載力高于無加勁肋頂?shù)捉卿摴?jié)點(diǎn)試件。

2.3 節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度

取初始節(jié)點(diǎn)的切線斜率作為節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，試驗(yàn)結(jié)果見表4。試件TJ-110與TJ-110-R對(duì)比，TJ-160與TJ-160-R對(duì)比，TJ-210與TJ-210-R對(duì)比，后者的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度分別提高了113.75%，119.56%，227.94%，說明設(shè)置加勁肋的頂?shù)捉卿搶?duì)節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)起到明顯的約束作用，可以有效提高節(jié)點(diǎn)的初始剛度，且加勁肋長(zhǎng)度一定的情況下，頂?shù)捉卿撻L(zhǎng)肢越長(zhǎng)，初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度越大。對(duì)于未設(shè)置加勁肋頂?shù)捉卿摰墓?jié)點(diǎn)試件，不同長(zhǎng)肢肢長(zhǎng)對(duì)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響不大。

3 承載力計(jì)算與試驗(yàn)值比較

3.1 角鋼屈服破壞

在未設(shè)置加勁肋頂?shù)捉卿揟形節(jié)點(diǎn)試件中，當(dāng)角鋼厚度相對(duì)于螺桿直徑較薄時(shí)，角鋼的受彎肢上會(huì)出現(xiàn)塑性絞線，文獻(xiàn)[15]中提出了考慮螺桿直徑影響的受彎桿的簡(jiǎn)化計(jì)算方法，此方法認(rèn)為螺桿中心附近角鋼出現(xiàn)全截面屈服，與計(jì)算有關(guān)的下角標(biāo)t和s分別表示頂部角鋼和底部角鋼。

TT1=Mpl.Rd(4n-ew)/[2mn-ew(m+n)]

(2)

Q=Tm/(2n)

(3)

(4)

ew=dw/4

(5)

式中：dw為螺母的直徑；ba為角鋼寬度；tt為頂角鋼鋼材厚度；T為撬力；fy為本文所用鋼材屈服強(qiáng)度，具體見表3；n為自由端到螺桿中心點(diǎn)距離，m為角鋼的有效受彎高度。計(jì)算簡(jiǎn)圖見圖10。文獻(xiàn)[15]中關(guān)于有效螺桿間距的計(jì)算公式為：

圖10 m計(jì)算示意

(6)

式中：g為木芯梁到柱翼緣的距離。

3.2 梁局部壓潰破壞

在設(shè)置加勁肋頂?shù)捉卿揟形節(jié)點(diǎn)試件中，梁下側(cè)出現(xiàn)受壓區(qū)出現(xiàn)復(fù)合材料梁局部壓潰現(xiàn)象。根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式，將木芯復(fù)合材料梁作為隔離體建立力學(xué)模型，進(jìn)行受力分析，計(jì)算簡(jiǎn)圖見圖11，采用以下基本假設(shè)。

圖11 承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖

(1)外荷載P距梁端底面距離一定(LP=400 mm)，不考慮梁柱轉(zhuǎn)角引起力矩的縮小，并始終垂直作用于梁上表面。

(2)梁上表面與頂角鋼長(zhǎng)肢接觸的局部受壓面積較小，不考慮此部分合力影響，并簡(jiǎn)化其作用點(diǎn)為A。

(3)梁轉(zhuǎn)動(dòng)角度較小，不考慮轉(zhuǎn)動(dòng)引起的力矩減小，取合力作用點(diǎn)到梁底端距離Ls為合力作用力矩。

3.2.1 低碳綠色材料的應(yīng)用 在綠道規(guī)劃設(shè)計(jì)中，采用多種綠色手段與生態(tài)建設(shè)方法，盡可能實(shí)現(xiàn)綠道的低碳減排，將廢棄材料以新的設(shè)計(jì)語言呈現(xiàn)，使之得以在綠道景觀中重生。如利用綠道內(nèi)廢棄構(gòu)筑物為基礎(chǔ)建造景觀建筑、利用場(chǎng)地廢棄枕木、山崖剝落的巖石等作為場(chǎng)地鋪裝，以及利用湖中枯木造景、廢棄輪胎等打造景觀小品等。

對(duì)A點(diǎn)列力矩平衡方程，得

(7)

式中：b為木芯梁截面寬度；LP為外力P到A點(diǎn)的力矩；Ls為底角鋼受壓側(cè)合力點(diǎn)到A點(diǎn)力矩；q為木芯復(fù)合材料梁下表面局部受壓區(qū)的法向壓力。

由于計(jì)算中需知道受壓區(qū)木芯復(fù)合材料梁的壓應(yīng)力合力大小以及作用點(diǎn)位置，為進(jìn)一步簡(jiǎn)化，采用等效矩形應(yīng)力圖來代替理論應(yīng)力圖形。分別對(duì)木芯復(fù)合材料梁受壓區(qū)合力和截面彎矩進(jìn)行等效處理，等效后木芯復(fù)合材料梁受壓區(qū)合力大小相等、合力作用點(diǎn)位置保持不變。計(jì)算簡(jiǎn)圖見圖12。

圖12 等效受壓區(qū)計(jì)算簡(jiǎn)圖

q=βq0

(8)

式中：β為荷載不均勻系數(shù)，與木芯復(fù)合材料梁和角鋼接觸面的壓應(yīng)力分布有關(guān)。

圖11中：y1與y2分別為木芯復(fù)合材料梁上表面受壓區(qū)邊界，本節(jié)在基本假設(shè)2中，不考慮此部分的影響；圖12中：y4與y3為木芯復(fù)合材料梁下表面受壓區(qū)邊界；Lc為添加加勁頂?shù)捉卿摴?jié)點(diǎn)試件實(shí)際受壓長(zhǎng)度，TJ-110-R，TJ-160-R，TJ-210-R的Lc長(zhǎng)度分別為36.0，41.2，46.1 mm；d1為木芯復(fù)合材料梁高(100 mm)。

梁下側(cè)受壓區(qū)合力作用點(diǎn)到A點(diǎn)的力矩Ls可表示為：

Ls=L1+L2-Lc/2

(9)

式中：L1為角鋼根部到長(zhǎng)肢螺桿孔中心線的距離；L2為長(zhǎng)肢上螺桿孔中心線距自由邊的長(zhǎng)度，本文為40 mm；Lc為底角鋼長(zhǎng)肢所測(cè)量的受壓區(qū)的長(zhǎng)度。

3.3 螺桿拉斷破壞

當(dāng)連接處木芯復(fù)合材料梁受壓區(qū)面積較大時(shí)，梁未發(fā)生局部壓潰破壞，節(jié)點(diǎn)承載力由螺桿的極限抗拉承載力決定，單個(gè)螺桿的最大拉力Fb可表示為：

(10)

Fb=nbBn

(11)

3.4 結(jié)果比較

最終的求解結(jié)果見表5，試驗(yàn)值與計(jì)算值吻合較好，最大相差10%。

表5 極限承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值比較

4 結(jié) 論

(1)靜力加載狀態(tài)下，設(shè)置頂?shù)捉卿撨B接的木芯復(fù)合材料梁柱T形節(jié)點(diǎn)主要發(fā)生三種破壞，分別為：角鋼屈服破壞、木芯復(fù)合材料梁局部壓潰破壞以及長(zhǎng)肢上螺桿的拉斷破壞；

(2)與不設(shè)置加勁肋頂?shù)捉卿揟形節(jié)點(diǎn)相比，添加加勁肋的試件可顯著提高節(jié)點(diǎn)承載力和初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度；

(3)對(duì)于采用頂?shù)捉卿撨B接的木芯復(fù)合材料梁柱T形節(jié)點(diǎn)，本文提出的承載力計(jì)算公式具有較好的預(yù)測(cè)能力，計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。