陳國 ，王振國 ，吳新濤 ，姜浩 ，殷銘揚

（1.南京林業(yè)大學 土木工程學院，江蘇 南京 210037；2.機電產(chǎn)品包裝生物質(zhì)材料國家地方聯(lián)合工程研究中心（南京林業(yè)大學），江蘇 南京 210037）

目前，建筑已成為我國能源消耗的三大“耗能大戶”之一.《中國建筑能耗研究報告（2020）》指出，2018年我國建筑全過程能耗總量為21.47億t標準煤當量，占全國能源消費總量的46.5%，全過程碳排放總量為49.3 億t 二氧化碳，占全國碳排放總量的51.3%［1］.大力發(fā)展生物質(zhì)建材符合可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略要求，也是實現(xiàn)“碳中和”這一目標的重要舉措［2］.我國的竹資源十分豐富，為竹結(jié)構(gòu)的發(fā)展提供了充足的原材料來源，研究人員亦陸續(xù)開發(fā)了一系列以竹集成材（laminated bamboo lumber，簡稱LBL）為代表的工程竹材［3-7］.

LBL克服了原竹材質(zhì)不均和壁薄中空的缺點［8］，具有替代木材的巨大潛力，在我國一定范圍內(nèi)獲得了應用.但國內(nèi)外尚未發(fā)布竹結(jié)構(gòu)設計標準，故選擇木結(jié)構(gòu)設計標準和鋼結(jié)構(gòu)設計標準作為設計依據(jù)，這并不能真實反映LBL 結(jié)構(gòu)體系的真實受力性能.結(jié)構(gòu)的破壞往往始于節(jié)點的損壞，節(jié)點性能的優(yōu)劣直接決定了結(jié)構(gòu)抵抗豎向荷載、風荷載和地震作用的能力.Li 等［9］提出了一種LBL 銷連接節(jié)點，邊（中）部構(gòu)件和銷連接件均采用LBL 制作.結(jié)果表明，LBL銷節(jié)點的承載能力和剛度等力學性能均優(yōu)于木結(jié)構(gòu)銷節(jié)點.然而，LBL 連接件并不適合于小截面構(gòu)件的接長.已有研究表明［10-11］，釘節(jié)點因其具有構(gòu)造簡單、傳力明確和施工便捷等優(yōu)點而在木結(jié)構(gòu)領域中得到了廣泛的應用.基于此，陳國等［12］提出了一種新型的LBL 釘節(jié)點，即邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件通過鐵釘連接以實現(xiàn)桿件接長的目的.采用試驗研究的方法，系統(tǒng)地探討了釘端距、中距、邊距和行距對LBL 釘節(jié)點受力性能的影響，并且基于試驗結(jié)果建議了釘間距的最小構(gòu)造要求.隨后，陳國等［13］研究了125 個LBL 群釘節(jié)點的承載性能、變形特性和破壞機理，探討了釘直徑、列數(shù)和行數(shù)的影響.然而，已有的研究主要集中在順紋向的釘節(jié)點在單調(diào)荷載作用下的力學性能，未考慮到釘節(jié)點在低周反復荷載作用下的性能，亦未考慮到實際工程中經(jīng)常面臨邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件的夾角處于0°與90°之間的情形，即釘節(jié)點斜紋向的受力性能.

本文以LBL 釘連接節(jié)點為研究對象，開展斜紋向釘節(jié)點的單調(diào)和低周反復加載試驗，探討節(jié)點的破壞機理及滑移性能，分析邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件之間的夾角以及鐵釘直徑的影響.重點考察節(jié)點的承載能力、剛度和耗能性能等.相關研究成果可為LBL釘節(jié)點的設計提供有益的理論依據(jù)，對國產(chǎn)綠色環(huán)保型的LBL 建材在土木工程領域的應用具有重要的意義.

1 材料與方法

1.1 試件設計

LBL 釘節(jié)點常用于LBL 構(gòu)件的接長，參照目前國內(nèi)外實際竹木結(jié)構(gòu)工程的做法，每個試件由2 塊邊部構(gòu)件和1 塊中部構(gòu)件組成，并通過鐵釘連接.試驗所用連接件為普通光圓桿鐵釘，直徑d分別為2.1 mm、2.5 mm 和2.8 mm，釘長度l分別為40 mm、50 mm和60 mm.邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件的截面尺寸的寬度和長度分別為40 mm 和200 mm，邊部構(gòu)件的厚度分別為20 mm和40 mm.通過改變邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件軸線之間的夾角α，研究LBL釘節(jié)點在單調(diào)和低周反復荷載作用下的力學性能.試件幾何尺寸及構(gòu)造如圖1 所示.為避免試件在拉壓往復荷載作用時發(fā)生平面外的破壞，在邊部構(gòu)件之間填充一個40 mm×40 mm×200 mm 的LBL 填塊.在邊（中）部構(gòu)件和LBL 填塊的相應位置預鉆螺栓孔和釘孔，如圖1（b）～（d）所示.螺栓孔徑比螺栓直徑大1.0～1.5 mm，釘孔徑約等于0.8倍釘直徑.鐵釘分別從邊部構(gòu)件的兩側(cè)垂直釘入中部構(gòu)件，直至釘帽與邊部構(gòu)件表面平齊.釘入速度過快容易導致試件被劈裂，用力過猛容易打彎鐵釘.

圖1 試件詳圖（單位：mm）Fig.1 Diagram of specimen（unit：mm）

各試件編號及對應的參數(shù)見表1.夾角α取值分別為45°、60°和75°.試驗中設計了72 個三明治形的LBL 釘節(jié)點試件.對其中9 組共45 個試件進行單調(diào)加載試驗，并對其余的9 組共27 個試件進行低周反復加載試驗.為獲得更加真實可信的試驗結(jié)果，單調(diào)和低周反復加載試件的重復數(shù)分別為5個和3個.第1 和第4 系列試件采用直徑d為2.1 mm 的鐵釘作為連接件，第2 和第5 系列試件的釘直徑d為2.5 mm，第3和第6系列試件的釘直徑d為2.8 mm.

表1 試件參數(shù)Tab.Details of specimens

1.2 試驗材料

邊（中）部構(gòu)件采用LBL 材料制作，密度為870 kg/m3，含水率為9.3%，抗壓強度為56.3 MPa，抗拉強度為107.7 MPa，彈性模量為11 000 MPa.銷槽承壓強度是確定銷連接節(jié)點承載能力和變形性能的一個重要參數(shù)［14］，參照《木結(jié)構(gòu)銷槽承壓強度及釘連接承載力特征值確定方法》（GB/T 39422—2020）［15］的要求制作半孔法試件，測得銷軸直徑分別為2.1 mm、2.5 mm 和2.8 mm 時的LBL 銷槽承壓強度SH分別為78.12 MPa、74.64 MPa 和70.95 MPa.鐵釘購自同一個五金生產(chǎn)商的同一批次.鐵釘抗彎強度反映了鐵釘全截面抵抗彎曲破壞的一種能力，其抗彎強度按式（1）計算.

式中：Fyb為抗彎強度；P為屈服荷載；Sbp為支座間距；d為釘直徑.

按照美國標準ASTM F1575-17［16］測試鐵釘抗彎性能，試驗裝置如圖2 所示.試驗共測試10 枚鐵釘，其抗彎強度平均值為705.2 MPa.

圖2 鐵釘抗彎試驗裝置Fig.2 Bending test setup of nail

1.3 加載裝置

單調(diào)和低周反復加載試驗采用相同的試驗裝置，如圖3 所示.對稱布置于試件兩側(cè)的Y 形夾具與中部構(gòu)件的端部通過鋼銷軸相連，Y 形夾具分別通過螺栓與下方的T 形夾具連接.LBL 填塊上端通過M18 普通螺栓與Y 形夾具相連.靜置于實驗室的試件中的鐵釘和邊（中）部構(gòu)件將發(fā)生應力松弛現(xiàn)象，并且隨著時間的推移，這種現(xiàn)象將愈發(fā)明顯，進而導致釘節(jié)點的承載能力和剛度退化.因而，組裝完畢的試件需在10 min 內(nèi)安裝于電子萬能試驗機的夾頭上并進行加載試驗.

圖3 加載裝置Fig.3 Test setup

1.4 加載制度及量測方案

試驗采用雙通道DDL5 電子萬能試驗機加載系統(tǒng)，利用作動器對試件施加豎向荷載，試驗機最大加載值為50 kN.單調(diào)試驗參照《木質(zhì)結(jié)構(gòu)材料用銷類連接件連接性能試驗方法》（LY/T 2377—2014）［17］，全程采用位移控制勻速加載，保持加載速度為2 mm/min，在10 min 左右達到最大荷載，達到最大荷載的時間應控制在5～20 min.當荷載降至最大荷載的85%左右時，認定試件破壞，隨即終止試驗.

采用低周往復荷載模擬地震作用，參考ISO 16670［18］測試標準推薦的適合于節(jié)點試驗的位移控制加載程序，豎向荷載采用變幅值位移控制的方式加載.取單調(diào)加載試驗中獲得的極限位移Δm作為控制位移，由于初始階段加載步1.25%Δmax、2.5%Δmax、5%Δmax、7.5%Δmax處于小變形的彈性階段，因而實際加載過程通常可以省略.正式加載以控制位移Δmax的10%、20%、40%、60%、80%、100%、120%等三角形波依次進行3 個循環(huán)加載，直至試件承載力降至最大荷載的85%左右或試件發(fā)生破壞，停止試驗.循環(huán)加載速率全程為10 mm/min.

為測得邊部構(gòu)件與中部構(gòu)件的相對豎向位移，在試件兩側(cè)布置一對量程為50 mm 的LVDT 位移傳感器，試件所受的豎向荷載值自萬能試驗機獲得，所有實測數(shù)據(jù)通過東華DH3820 高速靜態(tài)應變測試分析系統(tǒng)自動采集，采樣頻率為10 Hz.

2 破壞模式

45 個單調(diào)加載試件具有相似的試驗現(xiàn)象，主要表現(xiàn)為銷槽承壓破壞和鐵釘“雙鉸”破壞，破壞具有一定的突然性，表現(xiàn)為低延性的破壞特征，如圖4 所示.邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件的相應位置預鉆了孔徑略小于釘直徑的圓形孔洞以便鐵釘可以打入構(gòu)件中，因而釘與構(gòu)件孔壁的接觸并不是很充分，存在一定的間隙.加載初期，間隙使得釘和孔壁無法同時承受外力，盡管節(jié)點表面無可見破壞，但仍然偶爾可聽到竹材纖維細微的斷裂聲.當節(jié)點的受力狀態(tài)達到彈性極限后，隨著荷載的持續(xù)增大，釘桿及其下部的LBL 銷槽將開始發(fā)生不可恢復的塑性變形，當釘桿下部的壓應力大于竹材銷槽承壓應力極限時，LBL構(gòu)件將發(fā)生銷槽承壓破壞.然而，試驗過程中并未觀察到工程竹材銷槽承壓試驗中常見的沿受力方向的裂縫［19］.在此過程中，釘帽受到了向節(jié)點內(nèi)部“拉拽”的力，由于釘帽的阻止作用而形成的“繩索效應”有效地抑制了邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件的相對滑移［20］，最終導致鐵釘在試件內(nèi)部形成“雙鉸”破壞.一般而言，發(fā)生“雙鉸”破壞模式的時間明顯晚于銷槽承壓破壞.

圖4 單調(diào)加載試件的破壞模式Fig.4 Failure modes of specimens loaded monotonically

已有研究表明［21］，竹木結(jié)構(gòu)銷連接單剪試件包含四種常見的破壞模式，即屈服模式Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ.破壞模式與邊（中）構(gòu)件的厚度、銷槽承壓強度、銷的強度和長細比密切相關.本文試驗研究所采用的邊（中）部構(gòu)件均采用同一批次的竹集成材加工，因而邊（中）部構(gòu)件具有相等的銷槽承壓強度.位于兩側(cè)的邊部構(gòu)件的厚度之和剛好等于中部構(gòu)件厚度，以至于試件主要發(fā)生以屈服模式Ⅳ為主的破壞，即“雙鉸”破壞.

圖5 為各試件在低周反復荷載作用下的破壞形態(tài).在彈性階段，釘節(jié)點在單調(diào)和低周反復荷載作用下的破壞現(xiàn)象基本一致，此后，隨加載位移的增加，兩種加載方式所導致的破壞現(xiàn)象的差異性越來越大.低周反復荷載作用下的節(jié)點破壞同樣始于鐵釘附近的邊（中）部構(gòu)件的竹纖維承壓破壞.隨著荷載的持續(xù)增大，釘桿的彎曲變形愈發(fā)明顯，在邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件之間形成“雙鉸”.部分釘帽逐漸陷入邊部構(gòu)件內(nèi)，陷入深度較淺，未穿透邊部構(gòu)件，這主要是因為釘帽下方的LBL 受到的壓應力還未達到LBL的局部抗壓強度.試件達到最大荷載時，大部分鐵釘發(fā)生疲勞斷裂，少部分鐵釘仍然表現(xiàn)為“雙鉸”破壞模式.木結(jié)構(gòu)剪力墻試驗中亦經(jīng)常記錄到鐵釘疲勞斷裂現(xiàn)象，但這種現(xiàn)象卻極少發(fā)生在竹木結(jié)構(gòu)振動臺試驗或?qū)嶋H的地震中［22-23］.

圖5 低周反復加載試件的破壞模式Fig.5 Failure modes of specimens loaded cyclically

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 單調(diào)加載

3.1.1 荷載-位移曲線

釘節(jié)點試件在單調(diào)荷載作用下的荷載-位移曲線表現(xiàn)出類似的特征，圖6為編號M2.1-75的試件的荷載-滑移曲線.不難發(fā)現(xiàn)：1）在加載的初始階段，中部構(gòu)件和邊部構(gòu)件之間經(jīng)歷了較長的滑移，而荷載增長十分緩慢，這是因為鐵釘和圓孔間的孔隙使得鐵釘和銷槽無法同時承受外部荷載的作用；2）節(jié)點經(jīng)歷滑移階段后，隨即進入彈性階段，荷載-滑移曲線基本呈線性關系，此階段無肉眼可見的破壞；3）試件承載力達到0.6Fmax（Fmax為最大荷載）后，釘桿附近的竹纖維沿順紋向逐漸被壓碎，并且伴隨著細小的脆性開裂聲音，鄰近的竹纖維發(fā)生內(nèi)力重分布，從而導致荷載-位移曲線表現(xiàn)出明顯的多峰值鋸齒狀特征；4）當達到最大荷載值時，荷載迅速下降，試件發(fā)生破壞.

圖6 荷載-位移曲線Fig.6 Typical load-slip relationship

由圖7 可知，節(jié)點的最大荷載值Fmax隨著加載角度的增加，略有降低.編號為M2.1-45、M2.1-60、M2.1-75 的試件采用2.1 mm 的單個釘作為連接件，加載角度分別為45°、60°和75°，其極限荷載平均值分別為2.42 kN、2.23 kN 和2.17 kN.當角度從45°增至60°時，最大荷載值Fmax下降約7.85%；角度從60°增加到75°時，最大荷載值Fmax降幅僅為2.69%.當加載角度相同時，釘節(jié)點的承載力隨釘直徑的增加而增大，直徑越大，極限承載力越高.以M2.1-45 為對比試件，M2.5-45 和M2.8-45 的極限承載力分別為3.61 kN 和5.10 kN，相比M2.1-45 而言，分別增加49.17%和110.74%.

圖7 承載力-釘直徑關系Fig.7 Relationship of ultimate load and nail diameter

3.1.2 抗剪承載力

單剪連接主要是指銷釘類緊固件連接承受一個剪切力的情況，包括雙構(gòu)件單剪連接和三構(gòu)件單剪連接兩種情況.基于Smith提出的木結(jié)構(gòu)銷節(jié)點的屈服荷載承載力計算方法［24］，本文建議LBL 釘節(jié)點的極限承載力按式（2）計算.

式中：n為剪切面數(shù)；SH為銷槽承壓強度；ts為邊部構(gòu)件厚度；My為鐵釘?shù)乃苄猿休d力；α為中部構(gòu)件和邊部構(gòu)件的厚度比值；β為中部構(gòu)件和邊部構(gòu)件的銷槽承壓強度比值；S為鐵釘?shù)膬艚孛嫠苄阅Ａ?，對于圓截面鐵釘而言，S=d3/6.

如表2 所示，對于小直徑釘而言，試驗值和理論值的誤差較小，表明本文提出的建議公式可以很好地預測小直徑釘節(jié)點的承載力.當LBL 釘節(jié)點采用直徑為2.8 mm 的鐵釘作為連接件時，其誤差達25.93%，這可能是與重復試件數(shù)較少有關.

表2 屈服荷載試驗值和理論值對比Tab.2 Comparison of experimental and theoretical results of yield load

3.2 低周反復加載

3.2.1 滯回性能

LBL 釘節(jié)點在反復荷載作用下經(jīng)歷了加載—卸載—反向加載—卸載的過程，由DH3820采集儀記錄到每個循環(huán)周期內(nèi)的荷載-位移曲線便形成了一個滯回環(huán)，多級循環(huán)加載后記錄的一系列滯回環(huán)即滯回曲線，是確定恢復力模型和進行非線性地震反應分析的依據(jù).常見的滯回曲線有四種基本形狀：梭形、弓形、反S 形和Z 形.圖8 為典型釘節(jié)點試件C2.1-75、C2.5-45和C2.8-45的荷載-位移滯回曲線，形狀為Z 形.釘桿在加載的初始階段經(jīng)歷了較長的滑移，因而此階段的滯回曲線并不飽滿，具有明顯的“捏縮”效應.曲線出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象是因為位移恢復到原點附近時，釘與預鉆孔的空隙被擠緊.當釘與構(gòu)件的銷槽內(nèi)壁完全接觸后，節(jié)點的滯回曲線形狀逐漸變得飽滿，表明釘和LBL 銷槽具有較強的塑性變形能力，能夠較好地吸收地震能量.

圖8 滯回曲線Fig.8 Hysteretic loops

類似于單調(diào)加載時的荷載-位移曲線，循環(huán)試驗中獲得的滯回曲線亦表現(xiàn)出典型的鋸齒狀特征.當鐵釘產(chǎn)生的壓應力超過LBL 銷槽承壓強度后，鐵釘周圍的竹纖維逐漸發(fā)生斷裂，原有的受力平衡狀態(tài)被打破，應力將由附近的竹纖維承擔，形成新的應力狀態(tài)，從而應力發(fā)生了重分布.

Shen 等［25］研究了正交膠合木（cross laminated timber，簡稱CLT）釘連接的力學性能，結(jié)果表明，CLT釘節(jié)點在往復荷載作用下的滯回曲線表現(xiàn)出典型的反S 形.相比LBL 釘節(jié)點的滯回曲線形狀，CLT 的銷槽承壓強度比LBL 更低，因而CLT 釘節(jié)點經(jīng)歷了更多的滑移，滯回曲線的形狀不飽滿.由此可見，LBL釘節(jié)點具有比CLT 釘節(jié)點更好的變形和吸收地震能量的能力.

3.2.2 骨架曲線

骨架曲線主要用于結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的靜力非線性分析，將荷載-位移曲線每個滯回環(huán)的荷載絕對值的最大值點相連，即得到該試件的荷載-位移曲線的包絡線，如圖9所示.試件C2.1-45、C2.1-60和C2.1-75采用2.1 mm 的鐵釘作為連接件，加載角度分別為45°、60°和75°，骨架曲線如圖9 所示.比較這三條骨架曲線，可以發(fā)現(xiàn)當荷載不大于±0.8Fmax時，釘節(jié)點的荷載與位移曲線呈線性關系，正向（拉伸）和反向（壓縮）并不完全對稱，這與釘與孔壁之間的間隙的影響有關.加載角度對試件的剛度和承載能力影響較小，這與《木結(jié)構(gòu)設計標準》（GB 50005—2017）［21］不考慮小直徑銷軸類加載方向的影響是一致的.當荷載達到極限承載力后，大多數(shù)試件并未出現(xiàn)明顯的荷載下降段，這是由于釘疲勞間斷破壞具有一定的突然性.

圖9 骨架曲線Fig.9 Skeleton curves

3.2.3 耗能性能

圖10 為試件從開始加載至最終發(fā)生破壞過程中的累積耗能隨循環(huán)次數(shù)的發(fā)展曲線.很顯然，試件的累積耗能隨循環(huán)次數(shù)的增加而增大.試件C2.1-75、C2.5-75 和C2.8-75 分別采用直徑為2.1 mm、2.5 mm 和2.8 mm 的鐵釘作為連接件，邊部構(gòu)件和中部構(gòu)件之間的夾角均為75°，在前10 個加載循環(huán)內(nèi)累積耗能分別為0.17 kJ、0.20 kJ 和0.22 kJ，如圖10（a）所示.與C2.1-75 相比，C2.5-75 和C2.8-75 的累積耗能分別提高了17.6%和29.4%，表明在加載角度相同的情況下，試件的累積耗能隨著釘直徑的增大而增加.圖10（b）為第5 系列試件C2.5-45、C2.5-60 和C2.5-75在不同加載循環(huán)下的累積耗能對比圖.在第4 個循環(huán)之前，加載角度對試件累積耗能的影響很小，但各試件間的累積耗能的差異隨著循環(huán)次數(shù)的增加而增大.

圖10 累積耗能Fig.10 Cumulative dissipated energy

4 結(jié) 論

通過對LBL 釘節(jié)點試件進行單調(diào)及低周反復荷載試驗，獲得了各試件的單調(diào)荷載-滑移曲線和滯回曲線，分析了影響力學性能和變形特性的參數(shù)，得到如下結(jié)論：

1）釘節(jié)點在單調(diào)荷載作用下的破壞主要表現(xiàn)為“雙鉸”破壞、銷槽承壓破壞和鐵釘穿透邊部構(gòu)件；低周反復荷載作用下的節(jié)點以釘疲勞剪切破壞為主，但這種破壞現(xiàn)象在竹木結(jié)構(gòu)的振動臺試驗和地震震害調(diào)查中較少出現(xiàn).

2）釘直徑對節(jié)點承載能力的影響十分顯著，而加載角度的影響較小.LBL 釘節(jié)點單調(diào)加載試件的承載力和剛度均比低周反復荷載加載試件高.

3）單調(diào)荷載作用下的釘節(jié)點在加載初期經(jīng)歷了較長的滑移，曲線表現(xiàn)出典型的鋸齒狀特征，表明試件在加載過程中經(jīng)歷了銷槽內(nèi)的竹纖維壓碎后，發(fā)生了內(nèi)力重分布.釘節(jié)點的滯回曲線為Z 形，捏縮現(xiàn)象明顯，滯回不飽滿.

4）采用小直徑鐵釘作為連接件的試件的等效黏滯阻尼系數(shù)值大于大直徑釘?shù)脑嚰?隨著釘直徑增大，LBL釘節(jié)點試件的耗能能力降低.