內嵌鋼板銷式連接膠合木梁短期受力性能

張盛東，范新海，屈文俊

（同濟大學 建筑工程系，上海 200092）

隨著現(xiàn)代技術的發(fā)展與人們生活要求的提高，木結構開始向大跨度、多高層方向發(fā)展，其連接節(jié)點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.內嵌鋼板銷式連接這種新型的節(jié)點連接方式能提供給連接節(jié)點較高承載力與剛度，已廣泛應用于現(xiàn)代木結構節(jié)點連接中.文獻［1－5］對內嵌單塊鋼板銷式連接節(jié)點的破壞模式、承載力計算方法和節(jié)點滑移剛度等進行了深入研究，并基于理論和試驗結果給出了各種破壞模式下承載力計算公式；文獻［6－9］對內嵌單塊鋼板銷式連接節(jié)點進行了數(shù)值分析；文獻［10－11］分析了木材含水率對承載力的影響.徐德良等［12］對內嵌單塊鋼板螺栓連接節(jié)點的受拉性能進行了試驗研究.為了使連接節(jié)點能獲得更高的承載力與剛度，實際工程中一般在較大截面木構件中內嵌兩塊或三塊鋼板，如圖1所示.2010年上海世博會挪威館和瑞典館，木構件間就采用了該種連接方式.Sawata［13］對內嵌多塊鋼板單銷連接順紋受壓節(jié)點進行了試驗研究，并根據(jù)Johansen［14］屈服理論推導了承載力計算公式，結果表明，連接節(jié)點的承載力隨著鋼板數(shù)目的增加而增大.國內外對于該種連接的研究主要集中于連接節(jié)點的力學性能，而對于內嵌多塊鋼板銷式連接受彎構件力學性能的研究還未見報道.因此本文對內嵌三塊鋼板銷式連接受彎構件的短期受力性能進行了試驗研究并推導了承載力與跨中撓度的計算公式.

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

1 試驗方法

試驗共設計兩根膠合木梁，截面尺寸為210mm×350mm，通過內嵌三塊8mm厚的鋼板和16Φ10.6mm鋼銷連接而成.試件Ⅰ連接節(jié)點位于純彎段，試件Ⅱ連接節(jié)點位于彎剪段，試驗梁長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，鋼銷實測直徑10.6mm，鋼板名義厚度8.0mm，實測厚度7.2mm.

試驗采用四點彎曲加載，荷載通過分配梁傳遞，試驗加載示意如圖2所示.試驗前先對試件進行預加載，正式加載采用分級單調加載，每級荷載5kN，間隔2min，當荷載達到極限荷載50%時，連續(xù)均勻單調加載直至試件破壞，每個試件試驗總持續(xù)時間約為30min.

試驗用位移計量測鋼板與木構件間的相對滑移（圖2a，b中D2～D4）、連接節(jié)點處的撓度（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）沿高度均勻設置水平方向位移計，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置應變片，量測跨中截面應變沿高度分布情況.所有量測數(shù)據(jù)均由靜態(tài)應變測量系統(tǒng)同步采集.

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

試件Ⅰ，在加載至32kN時，節(jié)點處發(fā)出明顯的“吱嘎”聲響，并在接縫處木構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)點接縫處開口繼續(xù)增大；在極限荷載58kN時，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15mm，順紋劈裂長度達497mm，如圖3a所示.

試件Ⅱ，在加載至35kN時，節(jié)點處發(fā)出明顯的“吱嘎”聲響，并在靠近加載段木構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，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15mm，順紋劈裂長度達506mm，如圖3b所示.

兩個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)點的受力情況和破壞機理，在試驗結束后，將節(jié)點鋸開，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，節(jié)點處下兩行鋼銷發(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］給出的內嵌三塊鋼板單銷連接節(jié)點屈服破壞模式中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)點的破壞機理為：連接位于純彎段時，受壓區(qū)壓力主要由木材承擔，受拉區(qū)拉力由鋼板、鋼銷與木材共同承擔；連接位于彎剪段時，豎向剪力由鋼板、鋼銷與木材共同承擔，其余類似于連接位于純彎段.當荷載達到一定值后，最下一行鋼銷首先屈服并形成塑性鉸，鋼銷處木材達到承壓強度，當荷載繼續(xù)增大，受壓區(qū)木材達到抗壓強度后破壞.

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，荷載和跨中撓度關系基本呈線性變化.隨著加載的進行，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)點構造若相同，則其承載力基本相同，連接節(jié)點處承載力由彎矩起控制作用，由于彎剪段彎矩小于純彎段，故得到上述結果.在達到極限荷載時，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.試驗表明，構件受力由連接節(jié)點的性能與位置控制.

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)點相對位移和截面應變分析

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變分布.

從圖6a可以看出，在加載過程中，試件Ⅰ在節(jié)點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 承載力及撓度計算

本文計算采用的基本假定：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)邊緣木材達到抗壓強度fc而發(fā)生破壞.

3.1 承載力計算

3.1.1 連接節(jié)點位于純彎段

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

圖7 連接節(jié)點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為內嵌三塊鋼板單銷連接節(jié)點順紋承載力［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)點位于彎剪段

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

當在彎矩M和剪力V共同作用下時，本文采用Jensen［15］給出硬木銷連接節(jié)點在彎矩M 和剪力V共同作用下的破壞準則

式中：Pu，90為內嵌三塊鋼板單銷連接節(jié)點橫紋承載力［13］；N 為拼縫一側銷總數(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 撓度的計算

（1）彎矩作用下連接端部轉角θM

圖8a所示在彎矩作用下連接端部轉角θM為

式中：δ為底部起第一行鋼銷處相對變形的一半.節(jié)點端部力平衡

節(jié)點端部彎矩平衡

由公式（3），（4）可求得節(jié)點轉動RJ

式中：KM為彎矩作用下連接節(jié)點的滑移模量.

（2）剪力V作用下連接端部轉角θV

圖8b所示在剪力V作用下連接端部轉角θV為

式中：Δ為剪切變形，g為銷群形心主界面的距離.

EC5［16］給出了對于預鉆孔的單個銷每剪切面的滑移模量Kser計算公式

則內嵌三塊鋼板銷式連接彎矩作用下的滑移模量KM為

內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)點轉動引起撓度值，dJ＝（Pa／2RJ－θV）L／2，其中a為連接節(jié)點距支座距離.

3.3 公式的驗證

承載力和跨中撓度驗算時，木材的力學性質按照膠合木強度等級GL36［17］.從表1中可以看出，承載力和跨中撓度的理論計算值與試驗值吻合.

表1 理論計算結果與試驗結果比較Tab.1 Comparison of the calculated results and the test results

4 結論

（1）本次試驗內嵌鋼板銷式連接膠合木梁的破壞始于連接節(jié)點的破壞，試件其余部分幾乎完好，連接節(jié)點是內嵌鋼板銷式連接構件的薄弱部位.

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

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

（4）根據(jù)試驗觀察到的構件受力特點，并在國外相關研究基礎上，推導了內嵌鋼板銷式連接膠合木梁的承載力與撓度計算公式，理論計算結果與試驗結果符合較好.

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