膠合木雙肢柱框架結(jié)構(gòu)螺栓連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能試驗(yàn)研究

劉哲，陳伯望，王柳，劉帥，高丹萍

(中南林業(yè)科技大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410004)

由于木材具有可再生性、舒適性、裝配化程度高和建造速度快等優(yōu)點(diǎn)，現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)建筑成為綠色建筑和裝配式建筑的重要類型，近年來越來越受到建筑業(yè)的關(guān)注。隨著GB/T 51233—2016“裝配式木結(jié)構(gòu)建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)”[1]和GB/T 51226—2017“多高層木結(jié)構(gòu)建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)”[2]的發(fā)布，高層木結(jié)構(gòu)及木混合結(jié)構(gòu)將成為我國(guó)生態(tài)城市發(fā)展的必然趨勢(shì)[3]。膠合木能在保留實(shí)木鋸材優(yōu)良力學(xué)特性的基礎(chǔ)上，解決了受天然原木尺寸截面限制的問題，能夠加工成更大的結(jié)構(gòu)構(gòu)件，且具有環(huán)保節(jié)能、規(guī)格靈活、整體剛度好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，這使得膠合木結(jié)構(gòu)成為研究的熱點(diǎn)[4]。木材不同于混凝土和鋼結(jié)構(gòu)，由于它的不可焊性，節(jié)點(diǎn)連接一直是木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與研究的重點(diǎn)，而螺栓連接是現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最為普遍的一種連接方式，該連接具有經(jīng)濟(jì)性、加工方便、傳力簡(jiǎn)單可靠等特點(diǎn)，重型木結(jié)構(gòu)中絕大部分的連接形式即為螺栓連接[5]。

對(duì)于木結(jié)構(gòu)框架梁柱節(jié)點(diǎn)的受力性能，劉應(yīng)揚(yáng)等[6]通過5 個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)足尺構(gòu)件試驗(yàn)表現(xiàn)出的“弱節(jié)點(diǎn)，強(qiáng)構(gòu)件”破壞模式，提出了一種半剛性框架全過程力-位移關(guān)系的方法，以確定節(jié)點(diǎn)的半剛性特性。祝恩淳等[7]提出了鋼板螺栓連接承載力計(jì)算式和受彎螺栓連接節(jié)點(diǎn)承載力上限和下限的計(jì)算方法，并通過設(shè)計(jì)制作鋼填板螺栓節(jié)點(diǎn)試件驗(yàn)證了所提出理論的正確性和適用性。羅烈等[8]對(duì)6組20個(gè)足尺節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行抗剪試驗(yàn)，得到了層板膠合木梁柱鋼填板-螺栓連接節(jié)點(diǎn)的受剪性能指標(biāo)和特征曲線，并研究了此節(jié)點(diǎn)橫紋受力性能。HE等[9]設(shè)計(jì)了16 個(gè)不同的帶節(jié)點(diǎn)支撐結(jié)構(gòu)的膠合木節(jié)點(diǎn)試件，進(jìn)行一系列單調(diào)加載和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究表明采用帶支撐的方式能顯著提高節(jié)點(diǎn)的抗彎能力和初始剛度。對(duì)于木結(jié)構(gòu)框架加固后的受力性能，許清風(fēng)等[10]通過外貼鋼板的方式來研究加固木梁的力學(xué)特性，結(jié)果表明木梁粘貼鋼板加固后的延性、極限承載力和初始抗彎剛度都有明顯提升。YANG 等[11]通過不同排列方式的CFRP復(fù)合材料外部黏合木材加強(qiáng)單螺栓節(jié)點(diǎn)，分析了試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的失效模式、強(qiáng)度和延性，結(jié)果表明其所有加強(qiáng)方案均能提高木節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度。陸偉東等[12]采用自攻螺釘增強(qiáng)的螺栓節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了單調(diào)加載和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，結(jié)果表明增強(qiáng)后節(jié)點(diǎn)的承載力及延性有明顯提高。冷予冰等[13]研究外包鋼板、內(nèi)貼重組竹和外包鋼板以增強(qiáng)膠合木梁柱節(jié)點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)其增強(qiáng)方案均有效提高節(jié)點(diǎn)的承載力和抗變形能力。何敏娟等[14]通過光圓螺桿對(duì)膠合木梁柱螺栓節(jié)點(diǎn)進(jìn)行橫紋加強(qiáng)，研究表明加強(qiáng)后節(jié)點(diǎn)的承載力、延性和抗震性能都得到了明顯提高。對(duì)于膠合木結(jié)構(gòu)整體框架，鄭維等[15]對(duì)膠合木框架、木剪力墻和膠合木框架-剪力墻進(jìn)行了6 項(xiàng)低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究了膠合木框架-剪力墻的破壞形態(tài)與受力機(jī)理。熊海貝等[16]對(duì)10 榀單層單跨梁柱式木框架足尺試件進(jìn)行了單向加載和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象與數(shù)據(jù)研究了各抗側(cè)力體系的變形能力、耗能能力與破壞模式等抗震性能，并提出了改善加強(qiáng)措施。由于傳統(tǒng)的螺栓群連接節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度較小，木框架的整體抗側(cè)力性能較差，在現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)工程設(shè)計(jì)中，通常忽略節(jié)點(diǎn)的有限受彎承載力，節(jié)點(diǎn)連接通常假定為鉸接[17]，但此類連接能承受一定的彎矩。GB 50005—2017“木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)”[18]雖然提及了木-木螺栓連接的單剪和雙剪模式的設(shè)計(jì)方法，但沒有說明木節(jié)點(diǎn)螺栓連接的抗彎承載力和耗能能力等力學(xué)性能。

本文作者提出一種膠合木雙肢柱框架結(jié)構(gòu)，梁夾于雙肢柱的雙肢之間，梁柱節(jié)點(diǎn)螺栓連接。雙肢柱比單肢柱提高柱的承載力和穩(wěn)定性，用材節(jié)省，更重要的是梁柱節(jié)點(diǎn)僅需螺栓連接，不削弱構(gòu)件，連接方便。本文在足尺模型單調(diào)加載試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，探究節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系、耗能能力等力學(xué)特性，為該類框架結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)雙肢柱單梁框架節(jié)點(diǎn)，對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究，采用T形膠合木雙肢柱-單梁螺栓節(jié)點(diǎn)(以下簡(jiǎn)稱“節(jié)點(diǎn)”)試件，見圖1。試件膠合木柱截面長(zhǎng)×寬為300 mm×300 mm，每肢截面長(zhǎng)×寬為300 mm×100 mm，木柱長(zhǎng)度為950 mm；木梁截面長(zhǎng)×寬為300 mm×100 mm，木梁長(zhǎng)度為950 mm；螺栓長(zhǎng)度為350 mm。以螺栓直徑和螺栓數(shù)量為變量，共設(shè)計(jì)12 個(gè)足尺試件，8 個(gè)試件為單調(diào)加載，4 個(gè)試件為低周反復(fù)加載。單調(diào)加載試件包含1 個(gè)梁端增強(qiáng)對(duì)照組ES18-1，在該梁的節(jié)點(diǎn)處外包6 mm厚Q235鋼板加強(qiáng)。螺栓直徑和螺栓邊距及螺栓群間距等參數(shù)設(shè)計(jì)見表1。

表1 試件參數(shù)設(shè)計(jì)Table 1 Design parameters of specimens for test

1.2 材料性能

本試驗(yàn)采用東北落葉松膠合木和8.8 級(jí)螺栓，通過材料性能試驗(yàn)，試件使用的落葉松平均含水率為14.61%，密度為0.613 g/cm3，順紋抗拉強(qiáng)度為114.47 MPa，順紋抗壓強(qiáng)度為65.59 MPa，橫紋抗拉強(qiáng)度為4.56 MPa，橫紋抗壓強(qiáng)度為4.49 MPa；橫紋銷槽承壓強(qiáng)度為4.49 MPa；螺栓極限抗拉強(qiáng)度為800 MPa，屈服強(qiáng)度為640 MPa，彈性模量為2.06×105MPa。

1.3 試驗(yàn)裝置與測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)加載裝置見圖2。為了便于在結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行加載，將T 形梁柱節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)90°放置，即膠合木柱水平放置并由錨栓固定在地梁上，膠合木梁豎直放置并與作動(dòng)器相連。在膠合木雙肢柱兩側(cè)設(shè)置限位裝置以固定膠合木柱，并在柱兩端用墊塊支撐以保證節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)，通過對(duì)膠合木梁水平方向施加位移以模擬工程實(shí)際情況。作動(dòng)器作用于膠合木梁上部，并采用位移傳感器測(cè)量膠合木梁沿加載方向的位移δ，膠合木梁端部由作動(dòng)器自帶的傳感器輸出加載點(diǎn)的荷載P。

為了探究梁柱螺栓節(jié)點(diǎn)的抗彎能力，沿著梁的縱向共布置3個(gè)水平位移傳感器來測(cè)量節(jié)點(diǎn)的相對(duì)轉(zhuǎn)角，如圖2 所示。其中，W1位移傳感器距離梁端900 mm，W2位移傳感器距離梁端450 mm，W3位移傳感器布置在柱端，用以測(cè)量梁柱的水平相對(duì)位移；荷載通過電液伺服系統(tǒng)得到，位移和應(yīng)變等通過動(dòng)態(tài)測(cè)試系統(tǒng)DH3821 同步采集。

1.4 加載制度

參考美國(guó)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)ASTM D1761—12[19]，8 個(gè)單調(diào)加載的試件采用單調(diào)勻速位移控制加載方式，整個(gè)試驗(yàn)加載過程分為2個(gè)階段，即預(yù)加載階段和正式加載階段。在預(yù)加載過程中，首先將試件加載至預(yù)估極限荷載的10%并持續(xù)2 min，然后進(jìn)行卸載至初始位置，待試件完全卸載2 min后，所有數(shù)值清零后開始正式加載；正式加載過程中，采用位移速度為5 mm/min 的推力加載，當(dāng)試件荷載下降至極限荷載的80%或梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角達(dá)到0.12 rad時(shí)停止加載。

依據(jù)美國(guó)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)ASTM E2126—11[20]，4 個(gè)試件采用位移控制的低周反復(fù)加載，整個(gè)試驗(yàn)分2個(gè)階段進(jìn)行：第1加載階段以極限位移Δ的1.25%，2.50%，5.00%，7.50%和10.00%依次各循環(huán)1 次；第2 加載階段以極限位移Δ的20%，40%，60%，80%，100%和120%依次各循環(huán)3 次，見圖3。S14-4 和S14-5 以及S16-3 和S16-4 的極限位移根據(jù)試件單調(diào)加載得到。

2 試驗(yàn)過程及現(xiàn)象

2.1 單調(diào)加載試驗(yàn)

8個(gè)單調(diào)加載試件表現(xiàn)為2種破壞模式。

1)節(jié)點(diǎn)變形過大。S12-1，S12-2和S14-1為變形過大而未發(fā)生破壞。以試件S12-2為例，由于在加載初期螺栓和膠合木構(gòu)件的預(yù)鉆孔中存在空隙，接觸不夠充分，試件S12-2轉(zhuǎn)角與彎矩基本呈非線性關(guān)系。隨著荷載增加，轉(zhuǎn)角與彎矩基本呈線性關(guān)系。荷載繼續(xù)增大，試件出現(xiàn)持續(xù)的木材擠壓聲，但在整個(gè)試驗(yàn)過程中，木材并未產(chǎn)生裂縫，螺栓處也未發(fā)現(xiàn)微小裂紋，梁構(gòu)件與柱的相對(duì)轉(zhuǎn)角明顯。荷載不斷增加，當(dāng)水平位移達(dá)到116 mm時(shí)，停止加載。試件S12-2 加載過程見圖4(a)，螺栓屈服形態(tài)見圖5(a)，梁破壞形態(tài)見圖6(a)，柱破壞見圖7(a)。試件S12-1 和S14-1 的加載過程和現(xiàn)象與試件S12-2的加載過程和現(xiàn)象類似，膠合木梁均未發(fā)生明顯破壞。

2)木梁縱紋開裂。以試件S18-1為例，在試驗(yàn)加載初期陸續(xù)出現(xiàn)因?yàn)榱褐g的錯(cuò)動(dòng)和擠壓而形成的噼啪聲。隨著荷載增加，試件相對(duì)轉(zhuǎn)角逐漸加大，位移和作用力基本呈線性關(guān)系。當(dāng)作動(dòng)器水平推力為4.37 kN時(shí)，木材出現(xiàn)擠壓聲，當(dāng)推力達(dá)到19.12 kN 時(shí)，膠合木梁發(fā)出連續(xù)脆裂聲，在表面出現(xiàn)細(xì)小裂紋。當(dāng)加載至20.16 kN 時(shí)，荷載立即下降至12.94 kN，螺栓附近木材由于橫向受拉作用，發(fā)生順紋劈裂破壞，沿著螺栓連線方向出現(xiàn)明顯貫穿裂縫，并伴隨著巨大的木材開裂聲。試件S14-3和S16-1的加載過程和現(xiàn)象與試件S18-1的加載過程和現(xiàn)象類似，膠合木梁均發(fā)生縱紋開裂，并產(chǎn)生貫穿裂縫。試件S18-1加載過程見圖4(c)，螺栓屈服形態(tài)見圖5(c)，梁破壞形態(tài)見圖6(d)。

試件ES18-1 作為單調(diào)試驗(yàn)的對(duì)比試件，在梁端節(jié)點(diǎn)范圍內(nèi)加了Q235 鋼板來增強(qiáng)木梁的剛度，以提高梁端橫紋抗拉能力。與S12-1類似，在試驗(yàn)加載初期由于銷槽和螺栓之間存在間隙，螺栓與試件接觸不充分，導(dǎo)致試件初始剛度不均勻，陸續(xù)出現(xiàn)由于梁和柱之間、木材與螺栓之間相互錯(cuò)動(dòng)的摩擦聲和擠壓聲。由于螺栓與木構(gòu)件的預(yù)留孔之間的間距不相等，螺栓不能同時(shí)與木柱接觸受力，隨著荷載增加，4 根螺栓與木材充分接觸，試件剛度突然提高。隨著轉(zhuǎn)角不斷增加，節(jié)點(diǎn)處不斷產(chǎn)生擠壓聲，當(dāng)荷載為35.38 kN 時(shí)，木材并未開裂，且水平位移達(dá)到116 mm，故停止加載。試件ES18-1 加載過程見圖4(d)，螺栓屈服形態(tài)見圖5(d)，梁端外包鋼板的加強(qiáng)梁見圖6(e)，采用外包鋼板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的柱端破壞見圖7(b)。

S12-1，S12-2 和S14-1 的螺栓由于長(zhǎng)徑比偏大，產(chǎn)生彎曲變形，并且在與木梁和木柱的接觸面出現(xiàn)塑性鉸，為Johansen IV 型屈服模式[21]，見圖8(c)；木梁和木柱受到螺栓的擠壓，在與木材順紋成45°角的方向產(chǎn)生明顯的壓痕，在木梁的外表面和木柱的內(nèi)表面木材發(fā)生承壓變形。木梁的受壓側(cè)和受拉側(cè)的螺栓彎曲程度與木孔承壓變形的程度不同，在受拉側(cè)的變形程度更為明顯，這是由于在受壓側(cè)，梁柱之間的承壓分擔(dān)了部分荷載。

試件S14-2，S14-3，S16-1 和S18-1 的膠合木柱均沒有發(fā)生局部擠壓破壞；在木梁受拉側(cè)由于木材橫紋受拉而產(chǎn)生劈裂破壞，并沿著順紋方向產(chǎn)生貫穿裂縫，為Johansen Im型屈服模式[21]，見圖8(a)；螺栓有輕微彎曲變形，螺栓直徑越大，螺栓彎曲變形越小，試件承載力越高。

加強(qiáng)木梁構(gòu)件ES18-1 的螺栓出現(xiàn)1 個(gè)塑性鉸，在節(jié)點(diǎn)處柱的內(nèi)表面產(chǎn)生擠壓破壞。螺栓的屈服模式為Johansen IIIs型屈服模式[21]，見圖8(b)；加固區(qū)域的螺栓幾乎沒有變形，呈順直狀態(tài)，外包鋼內(nèi)的木梁區(qū)域沒有任何破壞，但木柱的內(nèi)表面螺栓孔有明顯的擠壓變形，擠壓變形方向垂直于螺栓群的幾何形心與螺栓的連線方向。

2.2 低周反復(fù)加載試驗(yàn)

以S16-4試件的加載過程為例，對(duì)低周反復(fù)加載試驗(yàn)現(xiàn)象以及破壞模式進(jìn)行說明。在試驗(yàn)開始后陸續(xù)出現(xiàn)構(gòu)件之間的錯(cuò)動(dòng)和木梁柱之間擠壓導(dǎo)致的擠壓聲，當(dāng)位移控制為極限位移的40%且試件的正向相對(duì)轉(zhuǎn)角在第1 個(gè)循環(huán)達(dá)到0.02 rad 左右時(shí)，在節(jié)點(diǎn)處發(fā)出連續(xù)響亮的摩擦聲，但梁和柱卻并未發(fā)生破壞；當(dāng)位移控制為極限位移的100%且試件的反向相對(duì)轉(zhuǎn)角在第3個(gè)循環(huán)達(dá)到0.075 rad左右時(shí)，木梁螺栓孔附近開始沿著木材順紋方向出現(xiàn)貫穿裂縫，并伴隨著巨大的木材劈裂破壞聲；這些裂縫首先在受拉側(cè)的外排螺栓處出現(xiàn)，然后在受壓側(cè)外排螺栓處出現(xiàn)；最終，由于木材的橫紋受拉作用，節(jié)點(diǎn)的裂縫主要表現(xiàn)為順紋撕裂。木材開裂后，在位移控制為極限位移的120%條件下，對(duì)該試件繼續(xù)進(jìn)行低周反復(fù)試驗(yàn)加載，雖然試件還能繼續(xù)承受荷載，但在加載過程中裂縫不斷擴(kuò)展；在整個(gè)加載過程中，木柱變形很?。荒玖簠^(qū)域內(nèi)的螺栓出現(xiàn)明顯的彎曲變形，并形成塑性鉸，塑性鉸以外的部分基本剛直；同時(shí)由于螺栓的彎曲變形，木材與螺栓相互擠壓，在木梁的外表面及與木柱的內(nèi)表面都出現(xiàn)一定程度的木材銷槽承壓變形；木梁螺栓孔的變形明顯大于木柱螺栓孔的變形。低周反復(fù)試驗(yàn)梁破壞圖見圖9，螺栓屈服圖見圖10。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 彎矩-位移滯回曲線

假定梁與柱的螺栓群形心處為轉(zhuǎn)動(dòng)中心，試驗(yàn)過程中木柱無明顯變形，梁的變形為木梁相對(duì)于木柱的轉(zhuǎn)角。轉(zhuǎn)角由位移傳感器W1和W2水平相對(duì)位移與該點(diǎn)到螺栓群形心位置的垂直距離相除得到。試驗(yàn)中節(jié)點(diǎn)所承受的彎矩和轉(zhuǎn)角如式(1)和(2)所示：

式中：M為節(jié)點(diǎn)所承受的彎矩，kN·m；F為加載點(diǎn)處的集中荷載，kN；l為測(cè)點(diǎn)到螺栓群形心的距離，mm。

式中：θ為梁相對(duì)于柱的轉(zhuǎn)角，rad；δW1，δW2和δW3分別為位移計(jì)W1，W2和W3所測(cè)得的位移，mm。

圖11所示為式(1)和式(2)計(jì)算得到的單調(diào)加載試件的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。由圖11可知：

1)在加載初期由于螺栓沒有共同受力和螺栓與預(yù)留孔存在不充分接觸導(dǎo)致彎矩-轉(zhuǎn)角曲線呈現(xiàn)出非線性關(guān)系，當(dāng)螺栓共同工作后，加載初期試件基本處于彈性工作狀態(tài)。但隨著作動(dòng)器水平推力增加，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入屈服階段，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線表現(xiàn)出非線性。

2)試件S12-1，S12-2與S14-1進(jìn)入彈塑性階段后，曲線沒有下降趨勢(shì)，有明顯塑性變形，表現(xiàn)出良好的延性。由于木材抗裂能力的離散型，故同組試件的承載力離散性較大。試件S14-2雖然存在明顯下降趨勢(shì)，但基本與S14-1增長(zhǎng)速度變緩的趨勢(shì)相同。

3)試件S14-3 和ES18-1 存在剛度突然增強(qiáng)階段，這是由于試件S14-3螺栓數(shù)量較多，多螺栓共同作用下節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度達(dá)到最大，而ES18-1 由于木梁端部鋼板增強(qiáng)，螺栓與孔洞之間存在一定的間隙，當(dāng)加載持續(xù)到一定程度后，木材與螺栓才能充分接觸，使節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度達(dá)到最大。

4)試件S16-1 與S18-1 趨勢(shì)基本相同，都是在彎矩進(jìn)入平緩期時(shí)達(dá)到最大，隨之突然下降，節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞。

5)除試件S16-1以外，其余試件均表現(xiàn)為螺栓直徑越大，承載力越高。S16-1在螺栓處有明顯的木節(jié)缺陷，見圖6(c)，使其承載力表現(xiàn)出離散性。

6)梁端部鋼板加強(qiáng)的試件ES18-1較試件S18-1最大承載力提高73.8%，且沒有出現(xiàn)承載力下降的現(xiàn)象，具有很好的延性；在加載初期，2組節(jié)點(diǎn)試件都處于彈性工作階段，彎矩差異不大，但隨著梁端位移增大，未增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)試件螺栓孔周圍的木材由于微裂縫的發(fā)展并貫通，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)試件木材的脆性破壞；而鋼板增強(qiáng)后的節(jié)點(diǎn)試件，由于梁端外包鋼板能夠抑制梁螺栓孔木材微裂紋的發(fā)展，以保證節(jié)點(diǎn)試件能繼續(xù)承載，從而使螺栓與木材的塑性都得以充分發(fā)揮。

圖12所示為低周反復(fù)試驗(yàn)加載的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線，由圖12可知：

1)滯回曲線整體呈反S 形，有一定的收攏現(xiàn)象，且經(jīng)歷了彈性、彈塑性、塑性和破壞階段，加載后期剛度逐漸降低。

2)在木梁未產(chǎn)生裂縫前，正向加載和反向加載時(shí)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線基本關(guān)于原點(diǎn)中心對(duì)稱。

3)在木材產(chǎn)生裂縫后的反向加載過程中，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線呈現(xiàn)出“鋸齒”狀曲線，這是由于在加載過程中的裂縫擴(kuò)展或新裂縫產(chǎn)生導(dǎo)致的荷載突然下降。

4)正向加載在受拉側(cè)產(chǎn)生裂縫后，剛度急劇下降，隨著轉(zhuǎn)角增加，所能承受的彎矩也呈下降趨勢(shì)，這是螺栓屈服和木材損傷而導(dǎo)致的。

5)正向加載時(shí)所能承受的彎矩不及反向加載的彎矩。

3.2 彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線

取彎矩-轉(zhuǎn)角曲線中各級(jí)加載循環(huán)峰值點(diǎn)所連成的包絡(luò)線為骨架曲線，反映試件屈服承載力、極限承載力以及試驗(yàn)過程中試件剛度的變化情況，是確定恢復(fù)力模型中特征點(diǎn)的重要依據(jù)[22]。圖13所示為低周反復(fù)加載試件的彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線。由圖13可知：

1)與螺栓直徑為16 mm 的試件相比，螺栓直徑為14 mm 的試件的節(jié)點(diǎn)抗彎承載力有一定程度提高，且反向抗彎承載力較正向抗彎承載力提升更為明顯。

2)S14與S16的骨架曲線較為類似，梁端開裂前，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線以原點(diǎn)對(duì)稱，梁端開裂后，隨著正向轉(zhuǎn)角增加，抗彎承載力有所降低。

3)正向承載力較反向承載力低。

3.3 節(jié)點(diǎn)承載力與轉(zhuǎn)角

材料、構(gòu)件、結(jié)構(gòu)的屈服點(diǎn)通過FENG等[23]提出的“最遠(yuǎn)點(diǎn)法”確定，即曲線上距離原點(diǎn)和荷載峰值點(diǎn)連線最遠(yuǎn)的點(diǎn)為屈服點(diǎn)，如圖14 所示，計(jì)算式見式(3)。馮鵬等[24]對(duì)比了確定屈服點(diǎn)的多種方法，通過分析構(gòu)件和結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)結(jié)果表明“最遠(yuǎn)點(diǎn)法”具有實(shí)用性和通用性，并且所計(jì)算得到的變形能與原曲線計(jì)算結(jié)果比較接近。各試件的最大承載力和轉(zhuǎn)角及延性系數(shù)等參數(shù)見表2。

表2 節(jié)點(diǎn)承載力及延性系數(shù)Table 2 Bearing capacity and ductility factor of joints

式中：(θ,M)為構(gòu)件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線上任意一點(diǎn)的坐標(biāo)；(θy,My)為由最遠(yuǎn)點(diǎn)法所確定的屈服點(diǎn)坐標(biāo)；(θmax,Mmax)為構(gòu)件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線峰值點(diǎn)坐標(biāo)。

由表2可知：采用梁端外包鋼板加強(qiáng)試件較未加強(qiáng)試件最大彎矩和屈服彎矩分別提高73.8%和43.6%，并且延性系數(shù)從2.232 提升至3.230，可見采用外包鋼板加強(qiáng)后的節(jié)點(diǎn)試件承載力和延性明顯提高；未使用梁端外包鋼板加強(qiáng)的節(jié)點(diǎn)試件，在未產(chǎn)生荷載急劇下降的范圍內(nèi)，基本呈現(xiàn)出螺栓直徑越小，延性系數(shù)越大的規(guī)律，但出現(xiàn)荷載劇降破壞后，螺栓直徑變化對(duì)延性系數(shù)的影響不明顯。

3.4 剛度退化

在梁柱結(jié)構(gòu)中，節(jié)點(diǎn)的剛度變化對(duì)結(jié)構(gòu)的整體性能具有重要影響。在荷載的持續(xù)作用下，木材會(huì)發(fā)生不同程度的開裂以及螺栓產(chǎn)生不可恢復(fù)的塑性變形，節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度會(huì)有不同程度的退化[25]。為了反映梁柱節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)加載作用下的剛度退化，節(jié)點(diǎn)的有效剛度Ki用割線剛度來表示，如下式所示：

式中：Ki為第i次主循環(huán)加載的有效剛度；Mimax和M-imax分別為第i次正、反向主循環(huán)加載過程的最大彎矩；θimax和θ-imax分別為Mimax和M-imax所對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角。

圖15 所示為螺栓直徑為14 mm 和16 mm 的試件剛度退化曲線，由圖15可見：

1)在加載初期，由于木材的初始滑移及螺栓與膠合木孔的接觸不充分，導(dǎo)致初期剛度有一定離散性。

2)螺栓直徑為16 mm 的試件剛度明顯比螺栓直徑為14 mm 的試件剛度高，提高幅度范圍為15.6%～41.8%，這表明增加螺栓在一定程度上直徑能提高節(jié)點(diǎn)的有效剛度。

3)S14-4 和S14-5，S16-3 和S16-4 試件分別在達(dá)到極限位移的80%～120%時(shí)有效剛度非常接近，這表明螺栓與木材之間的初始相對(duì)滑移和接觸不充分對(duì)試件的最終剛度影響很??；且在加載后期，雖然2 組試件直徑不同，但是有效剛度卻非常接近。

4)在加載中后期沒有出現(xiàn)明顯的剛度劇降，這表明梁端產(chǎn)生裂縫后，木材和螺栓仍具有一定的塑性變形能力。

3.5 耗能能力

節(jié)點(diǎn)耗能能力可通過各主循環(huán)耗能量和等效黏滯阻尼系數(shù)he來衡量。耗能量可以用1個(gè)滯回環(huán)所包圍的面積表示；據(jù)JGJT 101—2015“建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程”[26]，等效黏滯阻尼系數(shù)he的表達(dá)式如下：

式中：Ed為1 個(gè)滯回曲線所包圍的面積，即圖16中陰影部分面積；Ep是指滯回環(huán)2個(gè)方向的峰值點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的三角形面積之和，即S△AOC+S△BOD。

圖17 所示為螺栓直徑為14 mm 和16 mm 的試件在2×2布置方式下的耗能量曲線。由圖17可知：在加載初期，試件都處于彈性階段，耗能量相差并不大；但隨著位移幅值和循環(huán)次數(shù)增加，試件的耗能量呈現(xiàn)為非線性增長(zhǎng)趨勢(shì)；在構(gòu)件產(chǎn)生裂紋后，試件還有較高的耗能量；S14試件為S16試件主循環(huán)耗能量的1.457倍，正循環(huán)耗能量的1.477倍，反循環(huán)耗能量的1.443倍。結(jié)果表明，減小螺栓直徑能在一定程度上提高試件的耗能能力。

4個(gè)試件在各級(jí)主循環(huán)下的等效黏滯阻尼系數(shù)如圖18所示。由圖18可知：

1)加載初期的初始滑移對(duì)節(jié)點(diǎn)的各項(xiàng)數(shù)據(jù)影響較大，故等效黏滯阻尼比表現(xiàn)出一定的隨機(jī)性。

2)正向加載的等效黏滯阻尼系數(shù)呈緩慢上升趨勢(shì)，反向加載等效黏滯阻尼系數(shù)總體呈下降趨勢(shì)。

3)在加載初期，主循環(huán)內(nèi)S14與S16等效黏滯阻尼系數(shù)相差較大，但隨著位移幅值增加，兩者逐漸接近，說明在位移幅值不大時(shí)影響較大，但隨著位移幅值增加，螺栓直徑對(duì)等效黏滯阻尼系數(shù)影響并不明顯。

4 結(jié)論

1)梁柱螺栓連接節(jié)點(diǎn)具有一定的抗彎承載力，節(jié)點(diǎn)為半剛性連接，完全按鉸接考慮過于保守。

2)隨著節(jié)點(diǎn)螺栓直徑增大，節(jié)點(diǎn)的耗能量和等效黏滯阻尼系數(shù)有所下降，有效剛度和承載力有一定程度的提高。

3)螺栓直徑較小時(shí)可以充分利用膠合木和螺栓強(qiáng)度，使節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生延性破壞。隨著螺栓直徑加大，節(jié)點(diǎn)破壞特性逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈?。直徑?2 mm和14 mm的螺栓在木梁和木柱內(nèi)都產(chǎn)生了塑性鉸，沒有明顯的荷載下降段，延性較好；而采用16 mm和18 mm螺栓的節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)脆性破壞。

4)梁端節(jié)點(diǎn)區(qū)域采用鋼板增強(qiáng)，節(jié)點(diǎn)承載力和抗變形能力均有大幅度提升。比未增強(qiáng)試件，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力提高了73.8%，延性系數(shù)提高了44.7%，荷載-位移曲線沒有明顯下降段，具有很好的延性。