木结构建筑具有材料可再生、舒适宜居、装配化程度高、建造快等优点,作为绿色建筑和装配式建筑的重要类型,近年来在建筑业受到越来越多的关注。随着《装配式木结构建筑技术标准》(GB/T 51233—2016)^[1]和《多高层木结构建筑技术标准》(GB/T 51226—2017)^[2]的发布,木结构在我国的发展迎来新的契机。现代木材深加工技术亦为我国木结构的发展提供了良好机遇,应用最普遍的深加工木材是胶合木,由20～50mm厚的木板经干燥、顺纹胶合而成,在保留实木锯材优良力学特性的基础上,克服了木材截面尺寸的局限,且材质均匀、性能稳定、规格灵活、施工方便、工业化程度高。

　　 在胶合木框架结构中,一种常用的节点形式是钢填板螺栓节点,将预开孔的钢填板嵌入木梁与木柱的开槽内,螺栓穿入孔内实现梁-钢板-柱的连接固定,这种连接具有安装快捷、外形美观、性能稳定等特点。钢填板螺栓节点转动时,螺栓孔壁处的木材因螺栓侧向挤压产生横纹拉应力,木材横纹抗拉强度较低,当螺栓直径较大时易在螺栓截面处发生木材的顺纹劈裂脆性破坏^[3],胶合木梁柱节点的强度无法得到充分利用,也不符合抗震设计中强节点弱构件的设计要求。胶合木框架结构体系的冗余度较低,节点的强度和刚度对整体结构的力学性能影响很大,顺纹劈裂的发生使得节点对螺栓直径、间距、边距和端距更加敏感,节点的设计在木结构设计中是重点亦是难点。

　　 针对这一问题,Echavarría等^[4]、陆伟东等^[5]和何敏娟等^[6,7]研究了自攻螺钉增强节点,何敏娟等^[6,7]研究了光圆螺杆增强节点的效果,试验表明自攻螺钉和光圆螺杆均能有效提升钢填板螺栓节点的强度和延性;徐天琦等^[8]研究了在钢填板上下端增设翼缘的带翼缘钢填板-螺栓胶合木梁柱节点的转动性能。

　　 课题组针对胶合木梁柱钢填板螺栓节点转动时螺栓孔壁处木材劈裂的问题,进行了内贴重组竹板和外包钢板增强胶合木梁柱节点的单调加载试验研究,初步获得了这两种增强方式的改进效果^[9];本文在单调加载试验的基础上,进行了外包钢板和内贴重组竹板增强胶合木梁柱节点的低周反复加载试验,为胶合木结构钢填板螺栓节点性能的提升提供依据。

　　 常规钢填板螺栓节点试件构造如图1(a)所示,为U组试件,本文在此基础上提出了内贴重组竹板和两种外包钢板的增强方案,分别称为B组、S1组和S2组试件,如图1(b)～(d)所示。B组试件在胶合木梁柱开槽的内壁用结构胶粘贴8mm厚的重组竹板,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和韧性性能防止胶合木梁因螺栓的挤压发生顺纹劈裂。S1组试件在梁柱相接的角部外包钢板,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。S2组试件在S1组试件的基础上增加外包钢板的约束范围,将外包钢板扩展到梁侧,同时简化构造,取消对拉螺杆,用穿过钢填板的螺栓固定,以期进一步约束裂缝的开展,增强节点的整体性能和变形能力。

　　 每组设计了4个相同试件,其中1个试件进行单调加载试验,试件编号为该组名称加-M,如U-M;其余3个试件进行低周反复加载试验,编号为该组名称加-C再加编号,如U-C-1,U-C-2,U-C-3。单调加载试验结果详见文献[9]。

　　 胶合木梁截面尺寸为130mm×300mm,长850mm;胶合木柱截面尺寸为300mm×250mm,长1 500mm,梁柱间留有5mm的容差以避免因木材吸水膨胀等因素引起的接触次应力。除B组试件外,其他试件梁与柱上开12mm厚的槽,用以安装10mm厚的钢填板;B组试件开槽厚度为30mm,用以粘贴重组竹板。梁和柱上有9个直径14mm的M8.8级高强螺栓,螺栓双向间距以及边距、中距均为75mm。S1组试件的外包钢板通过直径14mm的光圆螺杆连接到梁柱上,S2组试件的外包钢板通过螺杆连到柱上,并利用穿过钢填板的螺栓与梁相连,螺栓预钻孔直径16mm。4种节点试件的施工详图如图2所示。

　　 胶合木梁柱采用材质等级为一级的花旗松制作,实测含水率12.4%,密度485kg/m³,顺纹抗压强度45.1MPa,顺纹抗拉强度121.2MPa,抗弯强度81.1MPa,抗弯弹性模量12 420MPa。钢填板选用Q235等级钢材,截面为300mm×605mm,厚10mm,实测屈服强度为273MPa,极限强度为402MPa。

　　 B组试件内贴的重组竹板实测含水率10.0%,密度1 117kg/m³,顺纹抗压强度70.6MPa,顺纹抗拉强度126.1MPa,抗弯强度114.3MPa,抗弯弹性模量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,厂家提供的材性参数为:胶体抗拉强度30.3MPa,受拉弹性模量3 600MPa,弯曲强度64.3MPa,抗压强度84.3MPa。

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

　　 加载方案如图3所示,将节点试件旋转90°置于试验台上,在水平放置的柱与反力墙间放置钢块限制节点水平移动,在柱上压置钢梁并通过地锚螺杆固定,防止柱转动翘起。在梁的自由端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。

　　 单调加载制度参照规范ASTM D1761-12^[10],加载全过程采用位移控制,加载速率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%结束试验。低周反复加载制度参考规范ASTM E2126-11^[11]给出的CUREE位移控制反复加载制度,如图4所示。具体加载步骤为:1)预加载,加载至单调加载试验测得承载力的5%,加载速率为3mm/min,达到预定荷载后持荷2min随后卸载;2)正式加载,加载速率为5～20mm/min,随循环位移幅值的增大相应增加,控制每个循环的加载时间在4～6min,前6个加载循环为等幅加载,位移幅值为0.05Δ,Δ取该类节点单调加载试验中测得的破坏位移的60%,其中破坏位移为单调加载试验中,荷载降至最大荷载的80%时的位移;然后开始第一个主循环,位移幅值为0.075Δ,每个主循环后再进行两个次循环,次循环位移幅值为主循环位移幅值的75%,而后主循环位移幅值依次为0.1Δ,0.2Δ,0.3Δ,0.4Δ,0.7Δ,1.0Δ,1.5Δ,2.0Δ,2.5Δ。

　　 根据单调加载的试验结果,U,B,S1,S2组试件的Δ值分别为84,7,150,150mm^[9];其中U组和B组试件节点单调加载时破坏的标志为出现劈裂裂缝,裂缝向上延伸;S1组和S2组试件节点单调加载时破坏的标志为产生较大转动变形,外包钢板屈服后承载力下降。

　　 试验中量测了作动器的水平荷载和若干测点的位移。水平荷载由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,测点布置如图5所示,其中位移计1/2测量加载点处梁的水平位移,位移计3测量钢填板水平位移,位移计4测量柱的水平位移即试件整体平动,位移计5,6测量节点区域的变形,用于推算节点相对转角。荷载、位移数据通过动态测试系统DH3817同步采集。

　　 每组试件均进行3个相同节点的低周反复加载试验,其破坏过程和破坏模式非常接近,在每组试件中选取一个节点,分析其加载过程中的试验现象和破坏模式,加载以MTS施加推力为正向加载。各组代表性试件典型破坏模式如图6所示。

　　 以图6所示的4个代表性试件为例进行分析,其中转角按照2.2节的式(1)进行计算。各试件在主循环位移幅值0.4Δ前均没有明显声响。对比试件U-C-2在主循环位移幅值-1.0Δ(转角9.2°)时,最外排受拉侧螺栓处出现劈裂裂缝,并且裂缝向下开展至梁柱交界面;在主循环位移幅值1.5Δ时,梁上的顺纹劈裂裂缝向上贯通至试件顶部,承载力开始下降,峰值荷载出现在转角14°时,出现峰值荷载时的变形要大于单调加载试件的变形(转角7.5°),这是由于在往复荷载作用下,节点域螺栓挤压螺栓孔,螺栓孔变大,从而使得节点松弛造成的。

　　 内贴重组竹板增强试件B-C-3在主循环位移幅值0.7Δ(转角5.2°)时,受拉侧外排螺栓到梁柱界面间出现微裂缝但宽度不大,此后裂缝保持稳定,没有扩展,直至加载至主循环位移幅值1.5Δ(转角10.8°)时,梁中顺纹劈裂裂缝开始扩展,峰值荷载出现在转角18.4°时,承载力较U组对比试件明显上升。

　　 外包钢板增强试件S1-C-1和S2-C-2均是在主循环位移幅值0.7Δ(对应转角分别为10.7°和11.7°)时,梁中受拉侧外排螺栓下方出现劈裂裂缝,此后承载力缓慢上升,试件S1-C-1的峰值荷载出现在主循环位移幅值1.5Δ的加载过程中,此时转角18.2°,试件S2-C-2的峰值荷载出现在主循环位移幅值1.5Δ的加载过程中,转角25.3°,变形较U组对比试件和B组内贴重组竹增强试件有明显提升。外包钢板限制了梁中劈裂裂缝的开展,裂缝出现在第二排螺栓到梁柱界面之间的区域,没有向上扩展。反向加载至主循环位移幅值-1.5Δ的过程中,试件S1-C-1和S2-C-2均在木梁最上排螺栓处产生水平受拉裂缝,梁出现明显的弯曲变形,导致了节点的破坏。

　　 未增强节点的破坏是由于梁在螺栓处的顺纹劈裂直接导致的,这种破坏取决于木材的横纹抗拉能力、承载力和变形能力。内贴重组竹板增强后,利用重组竹在木材横纹方向的抗拉能力,有效提升了节点区域木材的抗开裂能力,进而提升了节点的承载力。外包钢板增强后,利用外包钢板对木材劈裂的约束作用,有效控制了木材中劈裂裂缝的扩展,节点承载力和变形能力均有所提高。

　　 试件的承载力由梁上节点域控制,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,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,转角由梁和钢板沿高度方向的水平位移分布计算得到。节点所承受的弯矩和转角如式(1)和(2)所示:

　　 $\begin{array}{l}\theta =\sin {}^{-1}\frac{S{}_5-S{}_6}{300}(1)\\ {\rm M}=F\left\{\frac{S{}_5+S{}_6}{2}+150+\sqrt{450{}^2-\left[\frac{S{}_1+S{}_2}{2}-\left(\frac{S{}_5+S{}_6}{2}+305\right)\tan \theta \right]{}^2}\right\}(2)\end{array}$

　　 式中:S₁,S₂,S₅,S₆分别为位移计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。

　　 图6中4个试件的滞回曲线如图7所示,骨架曲线如图8所示。

　　 由图7和图8可知,4个节点试件的滞回曲线均有明显的捏拢现象,U组对比试件在最后一个主循环加载过程中因劈裂裂缝开展突然发生破坏,承载力迅速降至极限荷载的80%以下,延性较差;而B组、S1组和S2组增强试件达到峰值荷载后仍旧有一定变形能力,最后一级主循环对应的峰值荷载和前一级主循环相比略微下降,破坏发生较缓慢,表现出良好的延性性能。

　　 根据单调加载试件的弯矩-转角曲线和低周反复加载试件的骨架曲线,可以得出各个节点的弹性刚度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。由于木材孔壁受螺栓挤压变形,引起节点初始受力阶段松弛,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,k_e,k_p计算分别如式(3)和式(4)所示。

　　 $\begin{array}{l}k{}_{\text{e}}=\frac{0.4{\rm M}{}_{\max }-0.1{\rm M}{}_{\max }}{\theta {}_{0.4}-\theta {}_{0.1}}(3)\\ k{}_{\text{p}}=\frac{0.9{\rm M}{}_{\max }-0.4{\rm M}{}_{\max }}{\theta {}_{0.9}-\theta {}_{0.4}}(4)\end{array}$

　　 式中:θ_0.1,θ_0.4,θ_0.9分别为弯矩0.1M_max,0.4M_max,0.9M_max时对应的转角。

　　 对于屈服弯矩M_y,以弹性刚度连线延长线与第一个塑性变形点切线交点的纵坐标作为屈服弯矩点^[12],第一个塑性变形点为切线斜率等于弹性刚度斜率(即对应于最大弯矩的10%,40%的两点连线的斜率)的1/6的点,屈服弯矩相应的转角即为屈服转角θ_y。最大弯矩M_max为弯矩-转角曲线或骨架曲线的峰值,破坏弯矩M_f为峰值荷载后承载力降至最大弯矩的80%的弯矩。延性系数μ为破坏弯矩和屈服弯矩对应转角的比值(μ=θ_f/θ_y)。表1列出了4组试件单调加载和低周反复加载的弹塑性刚度、几个特征弯矩和对应的转角以及延性系数,表2以U组试件为基准,列出了其他3组增强试件相对U组试件在低周反复加载试验中,各个参数的变化情况,每个参数取该组3个试件的平均值。

　　 从表1,2可知,采用内贴重组竹板和外包钢板增强后,节点试件的弹性刚度均大幅提升,但对塑性刚度影响不大。两种增强方式均能大幅提升节点试件的屈服弯矩、最大弯矩和破坏弯矩,相比U组试件提高幅度分别为35.4%～90.5%,51.0%～88.4%,48.7%～92.4%,正向加载的提升幅度均大于反向加载。增强后节点试件屈服转角提升不大,S2组试件反向加载的屈服转角略有下降;达到最大弯矩时的转角均有提升,其中S2组试件提升幅度最大(提高幅度为73.7%～80.5%);破坏时的转角除B组试件正向加载外,也有所提升,其中S2组试件提升幅度最大(提高幅度为70.3%～ 105.2%)。B组和S1组试件的延性系数较U组试件无提高,但S2组试件有明显增加(提高幅度为74.4%～92.0%)。

　　 节点耗能能力可用各主循环耗能量和等效黏滞阻尼系数来衡量。以试件U-C-2,B-C-3,S1-C-1,S2-C-2为例进行分析,4个试件在各个主循环的耗能量如图9所示。

　　 由图9可知,4个试件在主循环位移幅值0.2Δ～1.0Δ之间的耗能量基本线性增长。在主循环位移幅值1.0Δ前,内贴重组竹板增强试件B-C-3与对比试件U-C-2的耗能量基本相同,两个外包钢板增强试件S1-C-1和S2-C-2的耗能量基本相同,明显大于内贴重组竹板增强试件B-C-3与对比试件U-C-2。在主循环位移幅值1.0Δ时,试件B-C-3,S1-C-1,S2-C-2的耗能量较对比试件U-C-2分别提升了0,220%,220%。主循环位移幅值1.0Δ后内重组竹板增强试件B-C-3的耗能量继续线性增长,开始大于对比试件U-C-2,外包钢板增强试件S1-C-1和S2-C-2的耗能量增速变慢,但由于加载位移绝对值较大,耗能量显著大于内贴重组竹板增强试件B-C-3与对比试件U-C-2。在主循环位移幅值1.5Δ时,试件B-C-3,S1-C-1,S2-C-2的耗能量较对比试件U-C-2分别提升了107%,253%,349%;在主循环位移幅值2.0Δ时,试件S1-C-1已破坏,而试件B-C-3和S2-C-2的耗能量较对比试件U-C-2分别提升了34%和176%。总体来说,主循环位移幅值1.0Δ后,3组增强试件的耗能能力都得到提升,其中B组试件耗能的提升主要来自于节点抗弯承载力的提高,S1组和S2组试件的耗能能力提升一方面来自于外包钢板(对于S2组试件,同时还包含对拉螺杆)对承载力的提高,另一方面来自于外包钢板的耗能。

　　 根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)^[13],等效黏滞阻尼系数ζ_eq按式(5)计算:

　　 $\zeta {}_{\text{e}\text{q}}=\frac{1}{2\text{π}}\cdot \frac{S{}_{(\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{B}\text{C}\end{array}+\begin{array}{l}⌒\\ \text{C}\text{D}\text{A}\end{array})}}{S{}_{\text{Δ}\text{Ο}\text{B}\text{E}}+S{}_{\text{Δ}\text{Ο}\text{D}\text{F}}}(5)$

　　 式中:$S{}_{(\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{B}\text{C}\end{array}+\begin{array}{l}⌒\\ \text{C}\text{D}\text{A}\end{array})}$为滞回曲线包围的面积(图10);S_ΔOBE与S_ΔODF分别为三角形ΔOBE和ΔODF的面积(图10)。

　　 上述4个试件在各级主循环下的等效黏滞阻尼系数如图11所示。由图11可知,主循环位移幅值0.7Δ之前,4个试件的等效黏滞阻尼系数基本呈上升状态,增强试件B-C-3,S1-C-1和S2-C-2的等效黏滞阻尼系数优于对比试件U-C-2;在主循环位移幅值0.7Δ之后直到破坏,各个试件的等效黏滞阻尼系数均在0.15～0.25之间,外包钢板增强试件S1-C-1和S2-C-2的等效黏滞阻尼系数降至与对比试件U-C-2接近,内贴重组竹板增强试件B-C-3的等效黏滞阻尼系数则依旧高于对比试件U-C-2。

　　 根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)^[13],试件的累积损伤可用滞回曲线中各个主循环的割线刚度来表示,割线刚度K_i为第i个主循环中正、反向峰值荷载点连线的斜率,以4个试件U-C-2,B-C-3,S1-C-1,S2-C-2为例进行分析,其在各个主循环中的割线刚度如图12所示。

　　 在本文研究的4个试件中,割线刚度与螺栓孔壁抗挤压能力和外包钢板约束能力密切相关。由图12可知,在主循环位移幅值0.7Δ前,对比试件U-C-2的割线刚度显著低于其余3个增强试件B-C-3,S1-C-1,S2-C-2,表明在小变形阶段,两种增强方式对割线刚度有显著提升作用。在主循环位移幅值0.2Δ～0.4Δ之间,对比试件U-C-2的割线刚度基本维持稳定,而其他3个增强试件B-C-3,S1-C-1,S2-C-2的割线刚度都是呈上升状态,表明随着变形的增大,重组竹板对螺栓孔壁的抗挤压能力和外包钢板对节点抗弯能力的贡献都在逐步增加。在主循环位移幅值0.4Δ～1.0Δ之间,对比试件U-C-2和内贴重组竹板增强试件B-C-3的割线刚度持续增加,说明随着变形增大,螺栓孔处的木材(或竹材)被螺栓挤压后纤维更加致密,抗变形能力持续增强;而两个外包钢板增强试件S1-C-1,S2-C-2的割线刚度开始下降,到主循环位移幅值1.0Δ时已降至与对比试件U-C-2的割线刚度持平,说明在此期间,外包钢板对抵抗节点变形的作用开始逐步退化,到主循环位移幅值1.0Δ时基本消失。主循环位移幅值1.0Δ之后直至破坏期间,4个试件的割线刚度都开始退化,两个外包钢板增强试件S1-C-1,S2-C-2的割线刚度基本与对比试件U-C-2一致,内贴重组竹板增强试件B-C-3的割线刚度明显高于其他3个试件,体现了重组竹板对螺栓孔壁抗挤压能力的贡献,说明在大变形阶段增强螺栓孔壁的抗挤压能力能够显著提升节点的刚度。

　　 (1)常规钢填板螺栓节点的破坏是由于胶合木梁在螺栓截面处产生顺纹劈裂导致的;内贴重组竹板增强后,利用重组竹在木材横纹方向的抗拉能力有效提升节点区木材的抗裂能力,进而提高节点的承载力;利用外包钢板增强能对木材劈裂裂缝开展起到约束作用,节点承载力和变形能力均得到有效提升。

　　 (2)内贴重组竹板和外包钢板两种增强方式均能大幅提升节点的屈服弯矩、最大弯矩和破坏弯矩,相对于U组试件,提高幅度分别为35.4%～90.5%,51.0%～88.4%和48.7%～92.4%,正向加载的提升幅度均略大于反向加载。

　　 (3)由于S2组试件增强钢板能有效约束木梁端部的裂缝开展,其变形能力和延性系数均较U组对比试件明显提高。S2组试件相对于U组试件达到最大弯矩时的转角提高73.7%～80.5%、破坏时的转角提高70.3%～ 105.2%,延性系数提高74.4%～92.0%。

　　 (4)外包钢板增强节点的耗能能力得到显著提升,尤以钢板对梁侧亦有约束的S2组试件节点更为显著。在主循环位移幅值分别为1.0Δ,1.5Δ和2.0Δ时,外包钢板增强S2组试件的耗能量较U组对比试件分别提高220%,349%和176%。