（中南林業(yè)科技大學 土木工程學院，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，現代木結構連接成為了一個主流研究領域。而木結構連接的關鍵往往取決于節(jié)點連接處的特性。因此，從Johansen 提出以預測螺栓連接強度為基礎的“屈服理論”開始，歐洲[1]、日本[2]、加拿大[3]、美國[4]、中國[5]等就針對木結構及木結構連接紛紛出臺了相應的國家標準。除此之外，國內外學者也針對各種形式的木結構連接做了大量的研究。祝恩淳等[6]通過參考當時國外木結構的相關技術規(guī)范，提出了適用于我國木結構可靠度要求的強度設計值,建立了適用于現代木結構構件的功能函數，并采用該函數關系驗證分析了不同荷載組合下木構件的受彎、受拉和受壓性能的可靠度。劉柯珍等[7]為了得到國產落葉松規(guī)格材的銷槽屈服承載強度，在考慮不同規(guī)格材尺寸對其性能的影響下，進行了銷槽承壓試驗，結果表明，國產落葉松規(guī)格材順紋銷槽屈服承載強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]通過對比分析國內外關于銷槽承壓強度的測定方法和模擬計算公式，針對強度設計值提出了5%螺栓直徑偏移法作為木材銷槽承壓強度的判定方法較為合理的建議。馬貴進等[9]通過試驗分析了濕度對膠合木銷槽承壓強度的影響，結果表明，相對濕度線性增長時，銷槽承壓強度與試件初始剛度呈現非線性下降趨勢。王明謙等[10]研究了膠合木梁柱嵌入式鋼板-螺栓拼接節(jié)點在純彎與彎剪作用下的力學特性，結果表明彎剪復合荷載作用下節(jié)點的主要破壞模式為膠合木橫紋劈裂破壞，節(jié)點受彎承載力和延性隨節(jié)點剪彎比的增大而減小。羅烈等[11]對20 個鋼填板-螺栓連接膠合木梁柱試件進行抗剪試驗，研究其節(jié)點橫紋受力性能，結果表明節(jié)點破壞均為膠合木橫紋劈裂脆性破壞，非加載邊邊距對節(jié)點受力性能影響較為顯著?；葑康萚12]對2 個不同厚度端板的新型節(jié)點的內嵌鋼板螺栓連接進行了低周反復加載試驗,根據虛功原理推導了新型節(jié)點的極限承載力計算公式，并提出了端板厚度的選取建議。戴桂華等[13]對落葉松膠合木構件橫紋受壓性能展開試驗研究，通過橫紋受壓性能試驗發(fā)現其破壞模式為塑性破壞，并計算得到了橫紋抗壓強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)點試件采用自攻螺釘增強，并進行單調和低周反復加載試驗，結果表明，自攻螺釘有效抑制了膠合木紋理的開裂，節(jié)點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行了等幅疲勞試驗及靜力對比試驗，分析了落葉松膠合木梁疲勞破壞形態(tài)與破壞機理，初步得出了落葉松膠合木梁的S-N 曲線數學表達式。何朝紅[16]對51 個落葉松膠合木螺栓連接試件進行了抗剪試驗研究，考慮厚徑比、螺栓順紋間距、螺栓并錯列布置方式和螺栓列數的影響，結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；在相同螺栓數目下，螺栓并列布置延性比錯列布置要好，但是錯列承載能力比并列強。關于木結構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際結構需要承受車輛、機械振動、地震等動力荷載，所以有必要對膠合木-鋼夾板螺栓連接的動力性能和抗震性能進行探討。

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

1 材料及方法

1.1 構件設計與制作

設計制作了4 類13 組，每組3 個，共39 個膠合木-鋼夾板螺栓連接試件進行滯回性能試驗。按照《木結構設計規(guī)范GB50005 ─2017》要求對試件尺寸進行設計，根據試件種類的不同，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。試件的種類及詳細尺寸如表1所示，基本構造如圖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列布置方式，B1、B2 為并列布置，C1、C2 為錯列布置，螺栓均為2 列布置，每列螺栓順紋間距均為100 mm。

表1 試件設計參數?Table 1 Specimen design parameters

圖1 試件構造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 級螺栓、Q345 鋼板和東北落葉松膠合木組合而成。對39 個試件材料進行了含水率和密度測定試驗，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%。根據規(guī)范要求，從同一批生產的膠合木試塊上分別取下39 個試件進行順紋抗拉強度試驗、順紋抗壓強度試驗以及抗彎彈性模量試驗，膠合木標準件平均抗拉強度為84.09 MPa，平均抗壓強度為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[17-19]，所有試件在單調極限荷載作用下，均是膠合木和螺栓破壞，鋼夾板沒有損傷破壞，鋼夾板遠遠沒有達到屈服荷載。所以為了便于滯回性能試驗的進行，對試件鋼夾板做局部優(yōu)化處理，并結合實驗室已有設備，設計了一套適合膠合木-鋼夾板螺栓連接滯回性能的試驗裝置（圖2）。

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

整個加載裝置由加載系統(tǒng)、固定機構、連接機構3 部分組成。其中，加載系統(tǒng)包括電液伺服液壓系統(tǒng)、作動器和反力架。固定機構包括強度等級為12.9 級，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。連接機構由開孔鋼板、長方體鋼塊、雙側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 下方焊接連接雙側槽口鋼塊5。其中，雙側槽口鋼塊5 兩側口尺寸略大于U型長螺桿，保證能同時插入多根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，在鋼夾板下端兩側開設凹槽以與帶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器連接固定。試驗加載如圖4所示。

為鋼夾板重復循環(huán)使用，將其設計為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 型適用于J 組試件。

依據規(guī)范標準[20]該低周反復荷載試驗采用位移控制的加載方式，加載曲線用靜力試驗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，每個加載步只做1 次循環(huán)。試驗設定每個加載循環(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 試驗加載照片Fig.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 低周反復荷載試驗加載Fig.6 Low cycle repeated load test loading diagram

2 結果與分析

2.1 試件破壞現象

試驗過程中觀察膠合木是否開裂和螺栓是否變形，并記錄各試件試驗現象。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擠壓變形所致的扁平區(qū)域。然后在卸載和再反向加載時，螺栓移動穿過膠合木的扁平區(qū)域，由于扁平區(qū)域在螺栓二次經過時其孔徑會略大于螺栓直徑，因此在該過程中螺栓僅帶有摩擦地移動通過已經變形的區(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，螺栓移動穿過變形區(qū)域剛度降低，載荷-滑移曲線遵循滯回包絡曲線的規(guī)律，且產生捏縮效應。當位移持續(xù)增大時，膠合木銷槽不斷擠壓破壞導致剛度再次增加，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。但膠合木在整個加載過程中均無開裂現象。加載裝置對試件橫向滑移進行了限制，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現象。

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

在H 組試件中，試驗完成后，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，將對應螺栓放置螺栓孔上方進行標注和拍照，如圖7所示。H20、H40 膠合木整個銷槽產生承壓破壞，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重，螺栓兩端部出現輕微剪切變形，并產生塑性鉸；H80 和H100 膠合木銷槽承壓破壞主要集中在兩端部，螺栓彎曲變形嚴重，螺栓兩端部均出現塑性鉸，產生“雙鉸”破壞。

在J 組試件中，試驗完成后，僅將螺栓取出放置對應的螺栓孔上方進行標注和拍照，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。螺栓均出現不同程度的彎曲變形，產生“雙鉸”破壞，鋼夾板無明顯變化。

在B 組和C 組試件中，試驗完成后，同J 組一樣進行標注和拍照，如圖9所示。膠合木銷槽承壓破壞集中在兩端部，螺栓均出現明顯彎曲變形，產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

試驗實測滯回曲線如圖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。當試件達到屈服荷載后，荷載增加速率減緩，結構剛度退化顯著，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。

在H 組中，試件滯回曲線基本都呈現飽滿的弓形，H100 試件更呈現飽滿的棱形，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，同時捏縮效應逐漸減小，因此增大螺栓順紋間距，其抗震性能和承載能力會逐漸增強。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列布置，并列布置耗能性更好。所有試件到加載后期，同一級的多次加載，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，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。螺栓順紋間距從100 mm 增加到150 mm 時，極限荷載增大了6.7%，從150 mm 增加到200 mm 時，極限荷載增大了10.8%，從200 mm 增加到250 mm 時極限荷載增大了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，兩者骨架曲線極為接近。

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

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系為：KC2＞KB2＞KB1，KC2＞KC1＞KB1，由此可得，當螺栓列數相同時，螺栓錯列布置比并列布置剛度大，當螺栓布置方式相同時，螺栓列數增加，整體剛度增大（圖12c）。

3 結論與討論

3.1 結 論

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

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變，滯回曲線基本都呈現飽滿的弓形和菱形，單螺栓連接構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，多螺栓連接構件在具有良好耗能能力和抗震性能的基礎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，試件的捏縮效應逐漸減小，承載力卻呈現逐漸增大的趨勢，在螺栓順紋間距到達200 mm 時，極限承載力和初始剛度值增長幅度達到最大，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峰值后均出現明顯的緩和下降段，該類連接結構都有較好延性性能。在相同螺栓數列下，螺栓錯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，現代木結構建筑正在不斷向著大跨徑、超高層、裝配化的方向發(fā)展，為了適應高層和大跨結構建設的需要，解決膠合木結構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構接長連接中較為常見的連接形式之一，具有強度高、易加工、拼接方便、裝配程度高和速度快等優(yōu)點而得到了迅速發(fā)展。而在實際工程應用中，鋼夾板螺栓連接膠合木梁或其他結構經常受到如車輛、機械振動等動力荷載作用，此類荷載會造成膠合木與鋼夾板、螺栓之間產生一定松動的可能，對連接件的可靠性帶來風險，從而大大影響鋼夾板和螺栓與膠合木之間有效協同工作。為探明膠合木鋼夾板-螺栓連接的動力性能和抗震性能，確保連接件在車輛、機械振動等動力荷載下的可靠性，本研究通過膠合木-鋼夾板螺栓連接件的滯回性能試驗，得到了連接件在不同厚徑比、螺栓順紋間距、螺栓列數及并和錯列布置方式等參數的動力性能和抗震性能。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，進一步開展膠合木-鋼夾板螺栓連接件和連接結構的疲勞性能和長期荷載作用下的蠕變性能等相關研究，為膠合木-鋼夾板螺栓連接結構的工程應用提供理論依據。