李 智 李百鵬 彭 洋 王 睿

(1.浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院,杭州 310058;2.浙江大學(xué)平衡建筑研究中心,浙江大學(xué)建筑設(shè)計研究院有限公司,杭州 310058;3.南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院,南京 211816;4.浙江大學(xué)-伊利諾伊大學(xué)厄巴納香檳校區(qū)聯(lián)合學(xué)院,浙江海寧 314400)

0 引 言

竹材具有很高的比強(qiáng)度,通過優(yōu)化布篾而制備的工程竹板材是環(huán)保高效的結(jié)構(gòu)工程材料[1-3]。銷連接是在現(xiàn)代竹木結(jié)構(gòu)中廣泛使用的標(biāo)準(zhǔn)連接方式之一。但囿于竹木材料橫向斷裂性能的限制,在實際工程中往往會發(fā)生節(jié)點(diǎn)域的脆性斷裂破壞[4-5],節(jié)點(diǎn)域的強(qiáng)度和剛度則對整體結(jié)構(gòu)起控制性作用。同時,竹木結(jié)構(gòu)簡易化裝配施工的要求,還對現(xiàn)代竹結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)域的加工便利性和性能可靠性提出了新的要求。

目前,工程木結(jié)構(gòu)領(lǐng)域相關(guān)研究主要集中在銷連接及其失效模式之上[6]。其可采用鋼銷[7]、螺栓[8]、圓釘[9]甚至竹銷[10]作為連接件。而采用螺栓作為連接件的又稱為螺栓連接,是在工程實踐中應(yīng)用最廣泛的連接形式,并主要分為鋼填板[11](木-鋼板-木)和鋼夾板[12](鋼板-木-鋼板)兩大類。在合理的幾何參數(shù)限制條件(如鋼板厚度、螺栓直徑、節(jié)點(diǎn)域端距、邊距、中距等)之下,銷連接將因為銷槽在一定長度上達(dá)到其銷槽承壓強(qiáng)度fh或銷釘自身在彎曲應(yīng)力作用下達(dá)到其屈服強(qiáng)度fy,形成塑性鉸(對應(yīng)的彎矩值為My)而失效。上述銷槽承壓屈服和銷彎曲屈服都具有一定的塑性,故上述連接的失效模式往往又被稱為屈服模式,并可通過相應(yīng)的屈服模型,如歐洲屈服模型(European Yield Model,EYM)[9],對連接件的承載能力進(jìn)行估算。而針對各種不同的連接件形式,去研究其對應(yīng)的幾何參數(shù)設(shè)計條件,保障上述塑性屈服模式的實現(xiàn),避免節(jié)點(diǎn)域的橫向斷裂失效,則是目前工程木結(jié)構(gòu)領(lǐng)域相關(guān)研究的主要內(nèi)容之一。

目前針對工程竹結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)域的研究還比較缺乏,而竹材又是一種各向異性與脆性表征明顯的材料。相關(guān)研究[4-5]表明：單向工程竹材在采用遠(yuǎn)大于GB 50005—2017《木結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》所規(guī)定的端距、邊距與中距的構(gòu)造要求后,仍然發(fā)生了節(jié)點(diǎn)域的行剪與劈裂破壞?？梢?工程竹材連接件設(shè)計要求與工程木結(jié)構(gòu)具有顯著差異,難以僅通過幾何參數(shù)限制條件就保證其塑性破壞模式。有鑒于此,本研究針對在現(xiàn)代工程竹結(jié)構(gòu)中使用較為廣泛的鋼填板螺栓連接,以及具備簡易快速施工優(yōu)勢的壓鉚空芯鉚釘連接[13]的力學(xué)性能進(jìn)行試驗研究及理論分析,以期為上述連接件在工程竹結(jié)構(gòu)中的設(shè)計和應(yīng)用提供支撐。

1 材料與方法

1.1 工程竹材及其坐標(biāo)

竹材是一種具備細(xì)觀梯度結(jié)構(gòu)的天然生物質(zhì)復(fù)合材料[14]。竹篾中的維管束單元是竹材剛度與強(qiáng)度的主要來源。維管束分布密度從竹桿外壁至內(nèi)壁呈一定規(guī)律降低,以適應(yīng)竹子側(cè)向受力與壓彎受力的需求。以竹篾為基本組成單元的工程竹板材的材料性能顯然也具備上述性質(zhì),即材料性能與方向相關(guān)。所以,可通過區(qū)分工程竹材中維管束分布的主要方向去定義工程竹材的主纖維方向及其他方向。

圖1是本研究所涉及的竹材及其坐標(biāo)體系。針對原竹桿件,可定義竹材生長方向為徑向L,原竹桿件剖面上某一點(diǎn)指向該點(diǎn)曲率中心的方向為R方向,該點(diǎn)對應(yīng)的切線方向為T方向。由此,就建立起了分析原竹桿件力學(xué)性質(zhì)的LTR坐標(biāo)系統(tǒng)。原竹桿件破篾而形成的竹篾,是制備工程膠合竹板材的主要原材料。針對竹篾,可定義竹纖維的方向為1方向,垂直于竹纖維的方向為2方向,竹篾厚度方向為3方向。由此,就建立起了分析單個組坯用竹篾的123坐標(biāo)系統(tǒng)。上述竹篾針對具體的建筑與結(jié)構(gòu)性能要求,通過布篾、組坯膠合以后,就可以形成工程竹板材。針對工程竹板材,可定義布篾較多的方向為主纖維方向x,布篾較少或未布篾的方向為次纖維方向y,厚度方向為z。由此,就建立起了分析工程竹板材的xyz坐標(biāo)體系。在上述坐標(biāo)體系下,表1給出了本研究所取用的工程竹材的主要力學(xué)性能。

表1 工程竹板材的主要力學(xué)性能[3]Table 1 Mechanical properties of engineered bamboo panels

圖1 工程竹材及其坐標(biāo)體系Fig.1 Engineered bamboo and its coordinator system

銷槽承壓強(qiáng)度是竹木結(jié)構(gòu)銷類連接件計算的重要變量。本研究采用ASTM D5764-97a (2013)中的半孔法[15]對上述兩種工程竹板材在x和y方向的銷槽嵌入性能進(jìn)行了研究。

通過如圖2所示的工程竹材銷槽嵌入曲線,并通過ASTM規(guī)程[15]中所規(guī)定的相應(yīng)計算方法,可以計算出板材的銷槽承壓強(qiáng)度數(shù)值(表2),其中括號中的數(shù)值為標(biāo)準(zhǔn)差。

表2 工程竹板材的銷槽承壓強(qiáng)度Table 2 Embedment strength of engineered bamboo panels

圖2 工程竹材銷槽嵌入曲線Fig.2 Embedment curves of engineered bamboo panels

1.2 鋼填板及連接件的材料性能

本研究用鋼填板沿順軋制方向取樣,試件制作方法和試驗方法以及數(shù)據(jù)處理方法遵照GB/T 228.1—2010[16]的要求。具體尺寸如圖3所示。試驗結(jié)果如表3所示。由上述材性試驗數(shù)據(jù)分析得到,試驗所使用的Q345鋼材料滿足GB/T 700—2006碳素結(jié)構(gòu)鋼[17]的各項強(qiáng)度要求。

表3 鋼填板材料性能參數(shù)Table 3 Material properties of steel plate

Ra為表面粗糙度。圖3 Q345鋼材拉伸試件尺寸 mmFig.3 Dimensions of Q345 steel tensile specimens

本研究所采用的螺栓連接件是直徑為8 mm和10 mm的半螺紋螺栓,螺栓強(qiáng)度等級為4.8級和8.8級,無螺紋區(qū)域長度不小于56 mm。所采用的304不銹鋼空芯連接件外徑為10 mm,壁厚分別為0.8,1,1.5 mm。參考ASTM F1575-17規(guī)范[18]提供的屈服強(qiáng)度測試與計算方法,對螺栓和空芯鉚釘進(jìn)行三點(diǎn)彎曲試驗,測試螺栓的屈服強(qiáng)度和空芯鉚釘?shù)乃苄詮澗?。試驗裝置如圖4所示,荷載-位移曲線如圖5所示。測試結(jié)果匯總?cè)绫?所示。

表4 連接件彎曲屈服強(qiáng)度試驗結(jié)果Table 4 Test results of the bending yield of connections

圖4 連接件三點(diǎn)彎曲試驗加載裝置Fig.4 Test set-up of three-point bending for connections

注：4.8-8/10表示強(qiáng)度等級為4.8級、直徑為8/10 mm的螺栓,8.8-10表示強(qiáng)度等級為8.8級、直徑為10 mm的螺栓,10×0.8/1/1.5表示外徑為10 mm、壁厚為0.8/1.0/1.5 mm的空芯連接件。圖5 連接件三點(diǎn)彎曲試驗荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of the three-point bending of connections

1.3 試驗設(shè)計及加載方式

研究變量如圖6a所示,主要涉及竹材類型、銷連接件類型以及節(jié)點(diǎn)域相應(yīng)的幾何變量。相對應(yīng)的實驗矩陣如表5所示,其中空芯鉚釘連接件主要考慮了三種不同壁厚的影響,螺栓連接件尺寸與某實際鋼-竹組合結(jié)構(gòu)網(wǎng)架相同。相關(guān)試件在室內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件(室溫20 ℃,相對濕度65%)下養(yǎng)護(hù)48 h以上。連接試件通過設(shè)計的夾具與萬能試驗機(jī)相連,施加的荷載與位移由試驗機(jī)自動記錄。同時,在連接試件兩側(cè)安裝位移傳感器(LVDT),與試驗機(jī)同步進(jìn)行位移測量,如圖6b所示。

表5 竹-鋼-竹連接件試件情況Table 5 Test matrix of bamboo-steel-bamboo connections

a—試件變量信息;b—加載裝置示意。圖6 竹-鋼-竹連接試驗詳情Fig.6 Test details of bamboo-steel-bamboo connections

針對每組試件,進(jìn)行了三次單調(diào)試驗和一次滯回試驗。單調(diào)試驗參考ASTM D5652-15[20]的加載制度進(jìn)行。首先對夾持好的試件進(jìn)行預(yù)加載,大小為0.3F(F為預(yù)估承載力),使試件被拉緊;然后,調(diào)整好變形測量裝置的位置,并將力傳感器的顯示調(diào)零;最后,調(diào)整好試驗機(jī)的速度,并開始對試件進(jìn)行拉伸。以位移控制對試件進(jìn)行受拉方向的單調(diào)勻速加載,加載速率為1 mm/min,以保證試件從加載到破壞的時間不少于5 min且不大于20 min。滯回試驗參考CUREE(Consortium of Universities for Research in Earthquake Engineering)加載制度[21],但是并不施加反方向壓力。加載速率為3 mm/min。其中參考位移Δ=0.6Δm,Δm為單調(diào)試驗中荷載下降至0.8Fmax時所對應(yīng)的位移值。對于荷載沒有降至0.8Fmax就發(fā)生破壞的情況,Δm則取破壞時對應(yīng)的位移值。滯回加載程式分四組：第一組以0.05Δ加載幅度各進(jìn)行6次往復(fù)加載,第二組以0.075Δ和0.1Δ幅度各進(jìn)行7次往復(fù)加載,第三組以0.2Δ和0.3Δ幅度各進(jìn)行4次往復(fù)加載,第四組以0.4Δ、0.7Δ、1.0Δ和2.0Δ幅度各進(jìn)行3次往復(fù)加載。

2 結(jié)果與分析

2.1 破壞模式

如圖7所示,單向布篾膠合竹材試件最終破壞表現(xiàn)為竹材劈裂破壞和螺栓屈服,雙向布篾膠合竹材最終破壞表現(xiàn)為竹材銷槽承壓破壞和金屬連接件屈服。在彈性階段,連接件未發(fā)生塑性變形,連接件與螺栓孔道上表面完全貼緊且同時受到鋼填板與竹材的壓力,當(dāng)連接件達(dá)到其彈性抗彎強(qiáng)度時開始彎曲,形成塑性鉸,構(gòu)件開始進(jìn)入塑性階段。隨著塑性變形的發(fā)展,靠近鋼填板處的連接件對螺栓孔的壓力逐漸增大,遠(yuǎn)離鋼填板端的連接件對螺栓孔壓力逐漸減小甚至與孔道分離。

a—序號1-單-4.8/8/80;b—序號2-單-4.8/10/80;c—序號3-雙-4.8/10/80;d—序號1-單-8.8/10/125;e—序號5-雙-4.8/10/110;f—序號6-雙-10;0.8/110;g—序號7-雙-10;1/110;h—序號8-雙-10;1.5/110。4.8/8/80表示4.8級直徑8 mm的螺栓連接件,端距為80 mm;10;0.8/110表示直徑為10 mm、壁厚0.8 mm的空芯連接件,端距為110 mm。圖7 竹-鋼-竹連接件試件破壞模式Fig.7 Failure modes of bamboo-steel-bamboo connections

從圖7a、圖7b、圖7d中可以看出,螺栓連接件出現(xiàn)明顯的彎曲,螺栓孔呈現(xiàn)左右對稱的梯形,其他區(qū)域的螺桿仍然筆直,膠合竹材被擠壓沿著纖維部位呈現(xiàn)劈裂破壞。在塑性鉸之外的部分,螺栓變形較小,試件受力較小,單向布篾膠合竹材劈裂以及螺栓屈服導(dǎo)致試件破壞,螺栓和膠合竹材間有一道或者數(shù)道貫穿的裂縫,為典型的單鉸屈服失效模式。雙向布篾膠合竹材銷槽承壓破壞與金屬連接件屈服破壞同時發(fā)生,螺栓連接件屈服彎曲,空芯鉚釘局部被壓扁,其中壁厚較小的試件為雙鉸屈服失效,壁厚較大的試件為單鉸屈服失效。

2.2 力-位移曲線

竹-鋼-竹連接件的單調(diào)力-位移曲線的平均曲線及其相應(yīng)的滯回曲線如圖8所示。通過上述曲線可知,連接件由于初始孔壁間隙的影響,滯回加載時在0～2 mm位移段有一定的低剛度滑移。本試驗的滯回曲線保留了上述初始滑移段。金屬連接件與孔壁接觸后,則進(jìn)入了連接件受力的第二階段,其性能主要受金屬連接件的彎曲屈服性能和竹基材的嵌入性能而決定。通過觀察滯回曲線可以發(fā)現(xiàn),鋼-竹連接件在同一加載行程的第二次及第三次加載中,出現(xiàn)了比較明顯的頸縮現(xiàn)象。這種現(xiàn)象主要是由于竹材不可恢復(fù)的損傷而造成的。當(dāng)進(jìn)入破壞階段時,雙向竹材的延性性能顯著優(yōu)于單向竹材,其較為充分地發(fā)揮了金屬材料延性較好的特征。同時,當(dāng)空芯鋼管壁厚為1.5 mm時,連接件的承載力和耗能能力均優(yōu)于采用4.8級螺栓的連接件。

a—單向竹材,4.8級8 mm螺栓,端距80 mm;b—單向竹材,4.8級10 mm螺栓,端距80 mm;c—雙向竹材,4.8級10 mm螺栓,端距80 mm;d—單向竹材,8.8級10 mm螺栓,端距125 mm;e—雙向竹材,4.8級10 mm螺栓,端距110 mm;f—雙向竹材,直徑10 mm壁厚0.8 mm空芯柳釘,端距110 mm;g—雙向竹材,直徑10 mm壁厚1 mm空芯柳釘,端距110 mm;h—雙向竹材,直徑10 mm壁厚1.5 mm空芯柳釘,端距110 mm。圖8 竹-鋼-竹連接件力-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves of bamboo-steel-bamboo connections

2.3 主要力學(xué)性能參數(shù)

通過上述試驗所獲取的荷載-位移曲線可以計算出竹-鋼-竹連接件得初始剛度Ke、屈服荷載Fy、極限荷載Fu、屈服位移Δy、極限位移Δu及延性系數(shù)λ等力學(xué)性能參數(shù)。但是如何合理界定竹木結(jié)構(gòu)構(gòu)件與連接件的“屈服”狀態(tài),則尚缺乏普遍共識[22]。

各參數(shù)定義與計算方法如下：初始剛度Ke為不考慮初始滑移段的曲線上升段10%～40%峰值荷載的割線剛度;屈服荷載Fy為畫一條平行于初始剛度的直線,然后將其偏移5%螺栓直徑,偏移線與荷載-位移曲線相交的荷載即為屈服荷載[15],如果5%偏移線不與荷載-位移曲線相交,則把極限荷載取為屈服荷載;極限荷載Fu取為試驗中記錄的最大荷載;屈服位移Δy為屈服荷載所對應(yīng)的位移;極限位移Δu為極限荷載所對應(yīng)的位移;延性系數(shù)λ為極限位移與屈服位移的比值?；跍厍€外包絡(luò)線所計算的竹-鋼-竹螺栓/空芯壓鉚鋼管連接件的主要力學(xué)性能參數(shù)見表6。

表6 竹-鋼-竹連接件主要力學(xué)性能參數(shù)Table 6 Mechanical properties of bamboo-steel-bamboo connections

由表6可知：極限荷載、屈服荷載隨著螺栓直徑的增大而增大,膠合竹材螺栓連接件的螺栓直徑從8 mm變?yōu)?0 mm時,螺栓連接的屈服荷載和極限荷載分別提高了21%和13%。雙向布篾竹材的極限荷載、屈服荷載、延性系數(shù)均大于單向布篾膠合竹材,比較2組和3組試件,雙向布篾膠合竹材的初始剛度略高于單向布篾膠合竹材,屈服荷載、極限荷載和延性系數(shù)分別提高22.9%、1.9%和40.6%。綜上所述,雙向布篾膠合竹材的螺栓連接和空芯鉚釘連接節(jié)點(diǎn)承載能力相對最好,所以在實際工程中,雙向布篾膠合竹材應(yīng)用更為廣泛。

比較5、6、7、8組,可以發(fā)現(xiàn)10 mm直徑1 mm壁厚空芯鉚釘承載能力與10 mm直徑4.8級螺栓接近,隨著空芯鉚釘壁厚的增大,空芯鉚釘?shù)臉O限荷載、屈服荷載、初始剛度和延性系數(shù)均有提高,當(dāng)壁厚從0.8 mm變?yōu)?.5 mm時,極限荷載、屈服荷載和延性系數(shù)分別提高120%、87.7%和72.6%,合適的徑厚比可以提高空芯鉚釘連接的承載能力,對于10 mm直徑的空芯鉚釘,建議徑厚比取6.7。

3 承載力估算方法與結(jié)果

3.1 屈服與破壞模型

歐洲屈服模型是目前多個國家木結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范與標(biāo)準(zhǔn)[23-25]給出的銷連接件計算方法的基礎(chǔ),也被稱為Johansen屈服理論[26]。其假設(shè)成立的前提如前所述：是基于銷槽承壓屈服和銷彎曲屈服的塑性表征。上述理論對于脆性表征明顯的工程竹材是否適用,則需要通過相應(yīng)的試驗研究驗證。

如圖9所示,是根據(jù)試驗觀測到的破壞模式,在歐洲屈服模型的基礎(chǔ)上所給出的竹-鋼-竹連接件延性屈服破壞模型。假設(shè)金屬連接件形成單個塑性鉸,達(dá)到其如前文所測的屈服彎矩My。在此基礎(chǔ)上,選取金屬連接件為隔離體進(jìn)行力學(xué)分析,并假設(shè)竹材達(dá)到其銷槽承載強(qiáng)度fh,并均勻分布在金屬連接件上。金屬連接件由于拉索效應(yīng)而產(chǎn)生的軸向拉伸力,則受連接件拉伸屈服強(qiáng)度fty和竹材z面局部抗壓強(qiáng)度fcz控制。在上述假設(shè)的前提下建立力學(xué)平衡方程[9],則可估算出竹-鋼-竹連接件在延性破壞模式下所對應(yīng)的承載力。

圖9 竹-鋼-竹連接件延性屈服破壞模型Fig.9 Ductile failure model of bamboo-steel-bamboo connections

同時,試驗中針對單向竹材,還觀測到了剪切和劈裂破壞,其相應(yīng)的脆性破壞模型如圖10所示。對于劈裂破壞而言,其可歸因于孔邊復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài),并主要受y方向的拉伸應(yīng)力控制,從而簡化為I型斷裂問題進(jìn)行分析。對于行剪破壞而言,則主要受沿著x方向且法線方向為y方向的剪切應(yīng)力控制,從而可簡化為Ⅱ型斷裂問題進(jìn)行分析。而具體求解上述應(yīng)力值,則可以通過假設(shè)對稱于脆性劈裂/剪切破壞面的一半竹材隔離體為歐拉-伯努利梁[27]或鐵木辛科梁[28],梁的中性軸位于隔離體的中間位置,在開孔位置承受外力F由于楔入效應(yīng)而產(chǎn)生的y方向的分力V,以及F所產(chǎn)生的彎矩M的作用。同時,其放置于基礎(chǔ)剛度為K的文克勒(Winkler)地基之上。基于上述模型假設(shè),并通過相應(yīng)的力學(xué)計算方法,就可以估算出相應(yīng)的拉伸應(yīng)力σy[29]和剪切應(yīng)力τxy[28],進(jìn)而在相應(yīng)的強(qiáng)度/破壞理論假設(shè)下,計算或通過有限元法模擬出上述脆性破壞模式下所對應(yīng)的承載力。

圖10 竹-鋼-竹連接件脆性斷裂破壞模型Fig.10 Brittle failure model of bamboo-steel-bamboo connections

3.2 單栓連接承載力估算公式

竹-鋼-竹單栓節(jié)點(diǎn)域發(fā)生連接件的單鉸屈服破壞與竹材的銷槽承壓破壞時,可通過上述力學(xué)模型與平衡方程,計算出其屈服承載力為[9,24]：

(1a)

Fax,R=min(fyAs,fczAr)

(1b)

式中：fh為竹材主纖維方向(x方向)的銷槽承壓強(qiáng)度,取值如表2所示;t1為每個計算剪面所對應(yīng)的竹材厚度,本文取為(a-t)/2,取值如表5所示;d為銷連接件直徑,取值如表5所示;My為銷連接件名義屈服彎矩,取值如表4所示;Fax,R為銷連接件考慮拉索效應(yīng)所對應(yīng)的抗拔出力,取為銷連接件的抗拉屈服強(qiáng)度fy乘以截面凈面積As和竹材在z方向的抗壓強(qiáng)度乘以墊片面積Ar之間的小值。

連接件發(fā)生劈裂破壞時的承載力,可認(rèn)為主要受竹材次纖維方向(y方向)抗拉強(qiáng)度fty的控制,其抗劈裂承載力可通過下式計算[30-33]：

Rsplit=ksftysti

(2)

式中：ks為考慮了通過梁模型計算后獲知的F與V之間的關(guān)系(β=V/F,亦被稱為楔入系數(shù))、啟裂位置、及各種應(yīng)力(以y方向正應(yīng)力σy和剪應(yīng)力τxy為主)交互作用后的系數(shù),可取為1/0.3[29,31];fty為竹材在y方向的抗拉強(qiáng)度,取值如表1所示;s為連接件的端距,取值如表5所示;ti為竹-鋼-竹連接件區(qū)域竹材厚度a扣除鋼板厚度t后的計算厚度,取值如表5所示。

連接件發(fā)生行剪破壞時的承載力,可認(rèn)為主要受竹材剪切強(qiáng)度fv的控制,其抗剪承載力可通過下式計算[30-33]：

Rv=2kvfv,yxsti

(3a)

(3b)

式中：kv為行剪破壞計算系數(shù);fv,yx為竹材沿著x方向且法線方向為y方向的剪切強(qiáng)度,取值如表1所示。Gyx為與上述剪切強(qiáng)度所對應(yīng)的剪切模量,建議取為550 MPa[34];Ex為竹材在x方向的彈性模量,取值見表1。

本研究所涉及的單栓連接件的承載力估算值,則應(yīng)是式(1)～式(3)中的最小值。且出于節(jié)點(diǎn)延性變形的考慮,宜使得式(1)所估算出的延性承載力為最小[33,35-36]。按上述單栓承載力估算公式進(jìn)行計算,8組試件的承載力如表7所示。

表7 不同屈服、破壞模型下的承載力與試驗值對比Table 7 Comparisons of bearing capacity values based on different failure modes and the test results

同時值得注意的是,上述基于歐洲屈服模型而獲取的承載力值對應(yīng)了試件力-位移曲線中的某一具體荷載值,并非連接件承載力的極限狀態(tài),而更接近于工程設(shè)計的“屈服”狀態(tài)。表7采用了5%偏移法給出了屈服荷載,同時目前還有研究取用力-位移曲線中0.8倍極限荷載所對應(yīng)的值為屈服荷載[36]。對比試驗獲得的屈服荷載結(jié)果和理論分析結(jié)果可知,5%偏移法計算所得的屈服荷載略低于理論分析值。若采用0.8倍極限荷載作為試驗屈服荷載值,則其更接近于理論值。

4 結(jié)束語

針對單向及雙向布篾工程竹材-鋼填板螺栓和空芯鉚釘單銷連接件進(jìn)行了試驗研究與理論分析,得出以下主要結(jié)論：

1)雙向布篾工程竹材-鋼填板普通螺栓/空芯鉚釘連接以鋼材的屈服破壞為主,連接節(jié)點(diǎn)域承載力的離散性較小,雙向布篾竹材有效地避免了節(jié)點(diǎn)域橫向斷裂破壞的發(fā)生,承載力相對較好,建議在節(jié)點(diǎn)域等復(fù)雜力學(xué)環(huán)境中使用雙向布篾竹材。在使用單向布篾竹材時,建議校核其脆性破壞承載力,并通過合理的幾何參數(shù)設(shè)計,使其大于按屈服模型所估算的延性屈服承載力。

2)空芯壓鉚連接具有施工便利、施工效率高等優(yōu)點(diǎn)。試驗研究表明：1 mm壁厚不銹鋼空芯壓鉚鋼-竹連接的力學(xué)性能與采用10 mm直徑的4.8級普通螺栓連接相近,隨著空芯鉚釘?shù)膹胶癖葴p小,空芯鉚釘連接的極限荷載、屈服荷載、初始剛度均有所提升,對于10 mm直徑的空芯鉚釘,建議徑厚比取6.7,該新型連接具有較好的工程應(yīng)用潛力。

3)通過連接屈服模型可以對鋼-竹連接的屈服承載力進(jìn)行估算,并可在其基礎(chǔ)上實現(xiàn)對連接的工程計算與設(shè)計。