木结构建筑具有材料可再生、低碳节能、舒适宜居、装配化程度高、建造快等优点, 是绿色建筑和装配式建筑的重要类型, 近年来受到越来越多的重视。胶合木保留了木材优良的力学性能, 克服了木材截面尺寸的局限, 且材质均匀、性能稳定、施工方便、工业化程度高。胶合木结构中以框架结构应用最为普遍, 在胶合木框架结构中, 一种常用的连接形式是钢填板螺栓连接, 该连接具有外形美观、安装便捷、传力清晰等特点。这类节点是将预开孔的钢填板嵌入胶合木梁柱构件的开槽内, 通过螺栓实现梁-钢板-柱的连接与固定。

　　 钢填板螺栓节点发生转动时, 螺栓孔壁处木材承压产生横纹拉应力;而木材横纹抗拉强度较低, 因而当螺栓直径较大时易发生螺栓截面处木材顺纹劈裂脆性破坏, 胶合木梁柱构件的强度和变形能力得不到充分利用。由于胶合木框架结构体系冗余度较低, 节点对整体结构的力学性能影响很大。为保证节点具有足够的强度和变形能力、防止节点区发生木材顺纹劈裂破坏, 有必要通过技术措施适当提高节点的承载能力和变形能力。

　　 1949年, Johanson^[1]提出了钢填板螺栓节点不同屈服模式对应的承载力计算方法。Lam等^[2,3]通过单调加载和低周反复加载试验证实了钢填板螺栓节点的脆性破坏特征, 并分析了节点性能的主要影响因素。黄绍胤等^[4]、樊承谋^[5]、徐德良等^[6]研究了轴向受力螺栓连接的试验方法和计算理论, 王明谦等^[7]通过单调和低周反复加载试验及有限元分析, 研究了钢填板螺栓节点的性能特点, 并提出了自攻螺丝、局部正交胶合木以及碳纤维布缠绕等节点性能提升技术。何敏娟等^[8,9]研究了采用自攻螺钉或光圆螺杆对胶合木梁柱螺栓节点进行加固的方法, 试验表明自攻螺钉或光圆螺杆加固能有效改善节点性能。

　　 本文在已有研究基础上, 针对胶合木梁柱钢填板螺栓节点转动时螺栓挤压孔壁, 易引起木材劈裂这一问题, 进行了两种加固方法的单调加载试验研究, 为现代木结构的设计和推广应用提供技术依据。

　　 本文针对常用的钢填板螺栓连接节点, 考虑内贴重组竹板和外包钢板两种加固方法, 共制作了4个试件, 包括1个未加固对比试件U-M;1个内贴重组竹板加固试件B-M;2个外包钢板加固试件S1-M, S2-M。胶合木梁截面尺寸为130×300, 长850mm;胶合木柱截面尺寸为300×250, 长1 500mm。试件构造示意见图1, 节点详图见图2。

　　 试件B-M在钢填板两侧增加8mm厚的重组竹板, 重组竹板与胶合木梁柱开槽的内壁采用环氧树脂胶粘贴, 重组竹的顺纹方向与胶合木梁顺纹方向垂直, 利用重组竹优良的抗拉性能和韧性防止胶合木梁因螺栓的挤压而发生顺纹劈裂。试件S1-M在梁柱相接的角部增加了外包钢板, 梁顶和梁底的钢板通过螺杆对拉连接, 用以限制梁中劈裂裂缝的开展, 增强节点的变形能力。试件S2-M在试件S1-M的基础上增加了外包钢板的约束范围, 将外包钢板扩展到梁侧, 并用钢填板的螺栓固定, 以期进一步约束裂缝的开展, 增强节点的整体性和变形能力。

　　 胶合木梁与柱之间留有5mm的容差, 避免因木材吸水膨胀等因素引起的接触次应力。梁和柱上各分布9个直径14mm的M8.8高强螺栓并穿过钢填板, 螺栓双向间距为75mm;试件S1-M, S2-M的外包钢板通过直径14mm的光圆螺杆连接到梁柱上。试件B-M梁柱上的开槽宽度为30mm (包括重组竹板) 、其他试件梁柱上开槽宽度均为12mm, 以用于安装钢填板, 预钻螺栓孔直径为16mm, 以确保螺栓能顺利安装。

　　 胶合木选用材质等级为一级的花旗松, 实测含水率为12.4%, 密度为485kg/m³, 顺纹抗压强度为45.1MPa, 顺纹抗拉强度为121.2MPa, 抗弯强度为81.1MPa, 抗弯弹性模量为12 420MPa。

　　 钢填板选用Q235等级钢材, 截面尺寸为300×605, 厚10mm, 实测屈服强度为273MPa, 极限强度为402MPa。

　　 试件B-M内贴的重组竹板由市场上购买的商业重组竹材切割而成, 实测含水率为10.0%, 密度为1 117kg/m³, 顺纹抗压强度为70.6MPa, 顺纹抗拉强度为126.1MPa, 抗弯强度为114.3MPa, 抗弯弹性模量为14 700MPa。重组竹板与胶合木节点间的粘结用胶采用DL-JGN型建筑结构粘结胶, 生产厂家提供的材性参数如下:胶体抗拉强度为30.3MPa, 受拉弹性模量为3 600MPa, 弯曲强度为64.3MPa, 抗压强度为84.3MPa。

　　 试件S1-M, S2-M采用的外包钢板选用Q235等级钢材, 厚5mm, 实测屈服强度为325MPa, 极限强度为467MPa。

　　 为方便试件安装和加载, 将梁柱节点试件旋转90°置于试验台上, 在水平放置的柱上压置钢梁并通过地锚螺杆固定, 以保证试验过程中柱不发生转动。胶合木柱两端放置固定的钢块以限制节点在加载过程中的水平移动。在梁的自由端上安装钢套箍并与电液伺服作动器的加载头相连, 加载点中心到柱边的距离为755mm。试验加载装置如图3所示。

　　 加载制度参照ASTM D1761-12^[10], 加载全过程采用位移控制。加载步骤为:1) 预加载, 检测试验所用测量设备的工作状态, 消除系统误差, 预加荷载为节点承载力预估值的5%, 加载速率为3mm/min, 加载至设定的预加荷载后持荷2min, 随后卸载;2) 正式加载, 加载速率为5mm/min, 持续加载至试件产生明显破坏或荷载下降至最大荷载的80%以下, 结束试验。

　　 为建立节点的弯矩-转角关系, 试验中需量测作动器水平荷载和若干测点的位移。梁自由端的水平荷载由电液伺服作动器内置传感器测得, 位移由布置在不同位置的位移计测得。荷载、位移数据通过动态测试系统DH3817同步采集并传输至电脑。测点布置如图4所示。

　　 试件破坏模式如图5所示。

　　 未加固对比试件U-M加载至弯矩22.3k N·m, 对应转角6.9°时, 木材开始发出开裂的声音;随着变形增大, 加载至弯矩23k N·m, 对应转角7.5°时, 木材开裂的声音变大且频繁, 此时承载力基本达到极限;而后加载至转角8.4°时, 弯矩降至21.4k N·m, 梁端部在受拉一侧最外排螺栓位置处顺纹劈裂;加载至转角10.3°时, 顺纹劈裂裂缝向上开展至约600mm, 弯矩维持在20.5k N·m左右并在后期略有下降;直至转角达到11.5°时, 裂缝延伸并贯穿梁的全长, 裂缝两侧木材发生错位, 试件发生突然破坏。

　　 内贴重组竹板加固试件B-M加载至弯矩38.6k N·m, 对应转角10.1°时, 木材开始发出开裂声;加载至转角12.3°, 对应弯矩40.4k N·m时, 开裂声音变大且频繁, 梁端部受拉一侧最外排螺栓处产生顺纹劈裂裂缝, 此时承载力达到峰值;继续加载, 竖向劈裂裂缝向上开展;当转角达到12.8°时, 由于竖向裂缝迅速变宽, 承载力突然下降而试件破坏。

　　 外包钢板加固试件S1-M加载至弯矩36.3k N·m, 对应转角14.7°时, 木材开始发出开裂声;继续加载, 陆续发出木材开裂声, 加载至转角20.4°, 对应弯矩39.4k N·m时, 承载力基本达到峰值, 此时由于转动变形过大, 发现梁上受拉侧底部螺栓相对木材明显下移, 外包钢板与节点角部分离;之后在持荷过程中承载力开始下降, 没有出现贯通的木材劈裂裂缝。

　　 外包钢板加固试件S2-M加载至弯矩34.7k N·m, 对应转角12.2°时, 发出轻微的木材开裂声;当弯矩增加至36.3k N·m, 对应转角13.3°时, 发现梁端受拉侧最外排螺栓下部出现劈裂裂缝, 但由于外包钢板的约束作用, 裂缝宽度很小且没有向上延伸;继续加载, 陆续发出木材开裂声, 直至达到加载设备的加载能力极限, 对应转角33°时, 由于外包钢板屈服导致约束失效, 承载力略有下降, 此时梁的变形除了节点域的转动外, 已经表现出明显的弯曲变形。

　　 总体而言, 未加固对比试件U-M的破坏是由于胶合木梁在螺栓处顺纹劈裂, 裂缝扩展变宽导致承载力丧失, 这种破坏取决于木材的横纹抗拉能力, 节点的承载力和延性较差。内贴重组竹板加固试件B-M利用重组竹在横纹方向的抗拉能力, 有效提升节点区木材抗裂能力, 进而提高节点的承载能力和变形能力。该加固方法施工方便、未改变节点外观, 是一种高效的方法。外包钢板加固试件S1-M, S2-M利用外包钢板对木材顺纹劈裂的约束, 即使木梁顺纹劈裂产生裂缝也不会迅速扩展, 从而有效提升节点的承载能力和变形能力。

　　 4个试件节点皆是梁上节点域弱于柱上节点域, 节点承载性能由梁上节点域控制, 因此选取梁上节点域为研究对象。假定梁上螺栓群形心处为转动中心, 因试验过程中钢板无明显变形, 可认为梁上螺栓群形心即为钢板上螺栓孔群形心, 梁上节点区转角即为木梁相对于钢板的转角。节点域的弯矩由梁自由端水平荷载和加载点到螺栓群中心位置的垂直距离计算得到;相应的转角由梁和钢板沿高度方向的水平位移分布计算得到。节点所承受的转角和弯矩可分别由式 (1) , (2) 计算得到:

　　 式中:S₁, S₂, S₅, S₆分别为图4中位移计1, 2, 5, 6测得的位移, mm;θ为节点转角;M为节点所承受的弯矩;F为加载点水平集中荷载。

　　 根据式 (1) , (2) 可得各试件的弯矩-转角曲线, 如图6所示。由图6可知, 在加载初期, 4个试件的弯矩-转角曲线基本成线性关系, 试件处于弹性阶段, 且4个试件的弹性刚度差别不大。当转角大约为7°~8°时, 未加固对比试件U-M由于出现劈裂裂缝, 荷载在各螺栓之间重新分配, 节点无法稳定承载;随着裂缝发展, 荷载迅速下降至最大荷载的80%以下, 试件破坏。内贴重组竹板加固试件B-M由于强度和韧性更好的重组竹板承受了螺栓传来的挤压力, 开裂迟于未加固对比试件U-M, 发生在转角为10°~11°时;木材开裂后节点承载力未出现明显波动, 仍可稳定承载, 直到螺杆垫片下方的木材出现局部承压破坏, 光圆螺杆拉结作用失效无法限制裂缝发展, 试件逐渐破坏。外包钢板加固试件S1-M由于螺杆的拉结作用和两侧钢板对木材的约束, 开裂时变形更大, 发生在转角约15°时;木材开裂后由于钢板的约束, 承载力仍能上升, 转角约20°时在木材裂缝处发生较明显错位, 梁上受拉侧底部螺栓相对木材明显下移, 荷载下降, 承载机制失效。外包钢板加固试件S2-M在梁侧增加了钢板约束, 有效限制了劈裂裂缝的延展, 承载能力和变形能力显著增加, 最后在转角约33°时由于外包钢板屈服, 约束失效, 荷载略有下降。

　　 由图6各试件的弯矩-转角曲线可以得出节点的弹性刚度k_e、塑性刚度k_p、屈服弯矩M_y、最大弯矩M_max和破坏弯矩M_f, 以及达到屈服弯矩、最大弯矩、破坏弯矩时分别对应的转角θ_y, θ_max, θ_f。考虑到梁柱螺栓连接节点存在初始低刚度段的影响^[11], 参考Yasumura等^[12]的研究成果, 取对应于最大弯矩的10%, 40%的弯矩和相应的转角计算弹性刚度k_e, 取对应于最大弯矩的40%, 90%的弯矩和相应的转角计算塑性刚度k_p。对于屈服弯矩M_y, 根据欧洲标准建议的方法^[13,14], 将对应于最大弯矩的10%, 40%的两点连线作为初始刚度割线, 第1个塑性变形点为切线斜率等于初始刚度割线斜率1/6的点, 以初始刚度割线的延长线与第1个塑性变形点切线的交点作为屈服点, 屈服弯矩相应的转角即为屈服转角θ_y。节点的最大弯矩M_max即为弯矩-转角曲线的峰值, 破坏弯矩M_f为最大荷载后荷载降至最大弯矩80%的点。延性系数为破坏弯矩和屈服弯矩时转角的比值, 即μ=θ_f/θ_y。

　　 各试件最大弯矩和相应转角对比如图7所示, 试验结果对比见表1。

　　 由图7和表1可知, 采用内贴重组竹板、外包钢板加固可显著提高胶合木梁柱钢填板螺栓连接节点的承载能力和变形能力, 试件B-M, S1-M, S2-M与对比试件U-M相比, 最大弯矩分别提高了75.4%, 70.4%, 117.5%, 最大弯矩对应的转角分别提高了73.3%, 182.7%, 348.1%。本文采用的加固方法对节点的弹性刚度、塑性刚度和延性系数影响不大。

　　 (1) 未加固对比试件U-M发生典型的螺栓截面处木材劈裂破坏, 裂缝扩展变宽导致承载力丧失, 承载能力较差。内贴重组竹板加固试件B-M利用重组竹横纹方向抗拉能力, 有效提升节点区木材抗裂能力, 进而有效提高节点的承载能力和变形能力, 且该加固方法施工方便、未改变节点外观。外包钢板加固试件S1-M, S2-M利用了外包钢板对木材顺纹劈裂的约束, 即使木梁顺纹劈裂裂缝产生也不会迅速扩展, 从而显著提升节点的承载能力和变形能力。

　　 (2) 加固试件B-M, S1-M, S2-M与未加固对比试件U-M相比, 最大弯矩分别提高了75.4%, 70.4%, 117.5%, 最大弯矩对应的转角分别提高了73.3%, 182.7%, 348.1%, 但弹性刚度、塑性刚度和延性系数变化不大。