一種膠合木構件與鋼梁連接節點的受力性能試驗研究*

孫永良

同濟大學建筑設計研究院（集團）有限公司 上海200092

引言

近年來，隨著人民大眾對于建筑個性化的審美需求，也得益于國內現代木結構技術的推廣，現代木結構在我國蓬勃發展［1］。然而，隨著結構高度、跨度等要求的提高，木材本身各項異性的復雜本構關系，以及受缺陷影響而較低的設計強度，均對純木結構的進一步應用造成了限制。另一方面，鋼結構由于輕質高強、延性較好以及易于裝配化施工等優勢，多年來在我國得到了廣泛的應用。故將木材與鋼材組合，形成鋼木混合結構，不失為一種合理且經濟的結構創新方式。

現代木結構的一個突出特點是：“節點弱而構件相對較強”。構件“強”體現在“強重比”高［2］，而節點“弱”體現在連接部位剛度不大，這一問題在鋼木混合結構中同樣值得重視。將木構件與鋼構件緊密地連接起來，提高節點的剛度是提高結構抗側性能及保證整體結構安全的有效途徑。

銷式連接是當前裝配式木結構以及鋼木混合結構中應用最廣泛及便利的連接形式［3］，且大量研究均集中于以螺栓為緊固件的節點形式上。研究表明，螺栓連接有兩大問題較為突出：1）偏大預鉆孔導致的初始滑移及初始剛度較低問題；2）橫紋受力引起脆性劈裂從而導致的延性較低問題。

對此，學者提出了不同的改進措施來提升銷式連接的力學性能［4，5］。He［6］發明了一種預應力鋼套管螺栓節點，通過試驗證明了該節點在初始剛度的提升上具有顯著效果。上述方式都有針對性地解決了銷式連接的偏大預鉆孔導致的問題。為了解決木節點中橫紋劈裂的問題，有關學者提出橫紋打入自攻螺釘或光圓螺桿的解決方法，并取得了不錯的效果［7，8］。

近年來，采用新型緊固件替代傳統螺栓，再配合鋼插板形成具有較高初始剛度、較大延性的連接形式，正逐漸成為當前木-木或鋼-木連接最常用的方式［9］。其中，新型緊固件主要包括自攻螺釘、鋼銷等。這種新型連接的優勢主要體現在兩個方面：1）與緊固件相同直徑的孔徑消除了初始孔隙帶來的初始滑移，從而保證了節點的初始剛度；2）新型緊固件通常采用“小直徑，多數量”的排布思路，提供充足受壓面積的同時保證緊固件更易變形，從而提升節點的延性。上述兩個方面具有針對性地解決了傳統螺栓連接的兩大關鍵不足。但針對某新型節點連接形式，其轉動性能、初始剛度、破壞模式及延性等力學性能及參數均無從參考，因此本文基于實際鋼木混合結構工程案例，針對其中應用的新型鋼-木連接節點進行了擬靜力足尺試驗，旨在研究上述力學性能及參數，為工程設計提供參考。

1 工程背景

工程位于上海市臨港新區，為一座48m跨度的人行橋，為鋼木混合桁架橋結構，見圖1。橋體的主要承重體系為位于橋面兩側的各1 榀鋼木桁架結構。桁架上下弦為L形截面鋼構件，桁架腹桿為布置在鋼弦桿內外兩側的膠合木構件。橋體上部平面也為桁架結構，膠合木構件腹桿布置在鋼弦桿的內外兩側。所有膠合木腹桿均采用雙插板-鋼銷連接的方式與鋼弦桿連接，該連接處的鋼木混合節點的力學性能尤為關鍵。在一般鋼結構或木結構采用銷式連接（尤其是螺栓連接）的設計中，節點通常被處理為“鉸接”，即偏保守地認為其不具備抗轉動能力，而事實上，相關研究指出，這種節點的抗轉動能力應當介于“固接”與“鉸接”之間，即應視為“半剛性”節點［10］。本工程中，鋼木混合節點的轉動剛度將直接影響結構設計時對節點剛度采用假定的合理性，而目前國內尚缺乏該種結構形式的工程實例以及這種節點形式的試驗數據供參考。

圖1 結構概況Fig.1 Structure overview

值得強調的是，在橫向作用（例如風、地震等）下，兩側豎直的木腹桿將分別處于“壓彎”及“拉彎”的復合受力狀態，且該受力狀態對鋼木節點的轉動性能有直接影響。因此，本文試驗考慮軸力與彎矩復合加載模式，考察節點在多向受力下的轉動性能。

2 試驗設計

2.1 試件概況

實際木腹桿分別位于L形截面鋼弦桿的內側及外側兩個位置。同側木腹桿與上弦及下弦鋼構件的連接方式相同，均為雙插板-鋼銷（3 列5 行）連接。據此設計了兩種試件形式，分別稱為“內框”試件和“外框”試件，其構件截面及節點做法均與實際結構相同，見圖2。同時上下連接節點做法相同，節點剛度可認為相同，則選取木腹桿的長度約為總高度的一半處，即為反彎點處。“外框”試件及“內框”試件各為3 個。

圖2 試件構造及尺寸Fig.2 Detail of specimens

木構件為膠合木，選用樹種為歐洲落葉松，全干相對密度580kg／m3，等級GL-28h，對應《木結構設計標準》（GB 50005—2017）中TCT28 等級膠合木，抗彎強度標準值為28MPa，順紋抗壓強度標準值為24MPa。節點區緊固件選用STA-en系列光圓銷軸，長度為240mm，直徑為12mm，屈服強度標準值為235MPa；節點區鋼插板為兩塊，厚度均為8mm，強度等級為Q345qC，屈服強度標準值為345MPa。

值得注意的是，本試驗中節點區預鉆孔徑與緊固件直徑相同，均為12mm，旨在考察是否能夠通過消除孔內間隙，避免常見螺栓類節點初始空蕩段的問題。

2.2 加載方案

節點在實際桁架結構中同時承受軸力及彎矩，故分別設計了兩種加載裝置。裝置能夠通過兩種不同的布置方式達到對木構件施加壓力與拉力的效果，同時通過側向作動器在木構件上部施加側向力，從而模擬節點在實際結構中兩種可能出現的工況，見圖3。

圖3 加載裝置示意Fig.3 Loading equipment

單調加載試驗參考美國試驗標準ASTM D1761-88 采用單向勻速（5mm／min）位移控制加載方式，其加載制度如下：（1）采用千斤頂加載至指定軸力并維持；（2）側向作動器開始加載，加載速度為5mm／min；（3）當試件發生明顯脆性破壞或試驗力降至80%峰值以下時，停止試驗，采集相關數據。

綜上，試件包含桿件布置及受力模式兩個參數，以下對試件進行編號，并將初始軸力大小列于表中，見表1。

表1 試件編號及預加軸力Tab.1 Specimens number and pre-axial force

2.3 數據采集及處理

試驗共布置4 個拉線式位移計（LVDT1 ～LVDT4），記錄控制點處位移量，以便轉角、彎矩等物理量計算。針對內框試件及外框試件，位移計與節點區銷軸群的相對關系見圖4。

圖4 位移測點布置Fig.4 Plan of displacement measure point

位移計LVDT1、LVDT2、LVDT3 測量節點區三點的側向變形，用于計算節點區轉角。其中，LVDT1 與底排銷軸處同一高度，LVDT2 與銷軸群幾何中心處同一高度，LVDT3 位于LVDT2 上部320mm 處，記各位移計測得的位移量為δ1、δ2、δ3，記轉動中心為C，利用最小二乘法確定C點位置，最后計算轉角θ。

同時，節點區彎矩應考慮二階效應。設置位移計LVDT4 與木構件頂部耳板中心處于同一高度，用于記錄木構件頂部側向位移，記為δ4，故節點區總彎矩依據下式計算：

式中：V表示側向加載試驗力；h表示側向加載力至轉動中心C的豎直距離；N表示軸力。

3 試驗結果與分析

3.1 試驗現象及破壞模式

首先對木構件進行軸力加載，加載完畢后，測得木構件整體下降或上升約10mm，可推斷節點區銷軸與銷槽孔已緊密貼合，其他裝置之間已無空隙，這一過程中木構件沒有產生明顯裂紋，且沒有發出開裂聲音。

壓彎及拉彎試驗中，側向加載開始后至屈服點之前，未觀察到各試件出現明顯開裂；加載至屈服點后，試件內部開始發出較小聲響，同時觀察到節點區靠近角部的銷軸附近，沿順紋方向開始出現裂紋，表明節點區開始出現內部微裂紋，且內力開始重分布，節點進入塑性階段。

隨著加載持續進行，轉角持續增大，節點區角部銷軸附近的裂紋逐漸擴展至沿整列銷軸開展，表明節點的塑性持續發展。當加載至極限承載力時，節點區發出較大的劈裂聲響，節點處一至兩條較大的劈裂裂紋延伸至節點區上部。

試件典型破壞現象見圖5。相比于壓彎試件，拉彎試件的破壞裂紋更加明顯，分析其主要原因為拉彎試件受到端距影響，在復雜的多向受力作用下，滿足規范最低要求的端距設計具有一定安全隱患。

圖5 典型試件節點區破壞現象Fig.5 Typical damage of specimens connection area

對比發現，拉彎試件破壞時，變形不僅限于銷軸群角部，中部銷槽變形同樣較大，亦產生劈裂裂紋。分析其主要原因為：隨著加載的進行，對于壓彎加載試件，軸壓力逐漸減小，對于拉彎加載試件，軸拉力不斷增大，因此在加載末期，壓彎試件的軸力已較小，接近于純彎破壞，故裂紋出現于銷軸群角部，而拉彎試件的軸力與彎矩均處于較高水平，故靠近銷軸群中心的銷軸同樣受到較大的內力作用。

試驗結束后，剖開節點區觀察，發現節點板無明顯變形，受力較大的銷軸發生了明顯的彎曲，見圖6。結合試件破壞時節點區的劈裂裂紋，可總結本試驗中，節點以銷軸產生塑性鉸為屈服模式，最終破壞伴隨木材的橫紋劈裂。

圖6 節點板及銷軸破壞現象Fig.6 Damage of connection plate and dowels

3.2 試驗曲線分析

試驗得到各節點力-位移加載曲線，依據2.3節所述方法換算為彎矩-轉角曲線，見圖7。圖中，將軸力的實時變化曲線同步呈現。

圖7 各試件彎矩-轉角曲線Fig.7 Moment-rotation curve

對比壓彎試件及拉彎試件，發現加載過程中，壓彎試件的軸力不斷減小，拉彎試件的拉力不斷增大，這一現象的產生與試驗的加載機制有關。具體來看，隨著側向作動器的加載，木構件頂部的空間逐漸增大，故壓彎加載中軸壓力無法包含兩部分原因：1）節點在雙向變化受力狀態下，節點區應力復雜，木材內部產生微裂縫導致承載力下降，應力重分布后承載力得以回升；2）木構件傾斜后，頂面與反力架橫梁的間距變大，千斤頂維持軸力具有一定滯后性。上述現象不影響節點的極限承載力大小，且由于已處于屈服階段，不影響節點的轉動剛度計算。

對比圖7a、b、c、d 發現，所有試件達到屈服點時的轉角變形與彎矩值接近。但對比圖7a 和7b，“壓彎-內框”試件的峰值承載力明顯高于“壓彎-外框”試件。分析其原因：1）各試件節點區銷維持，而拉彎加載中，由于長螺桿的作用，拉力不斷增大。

觀察壓彎及拉彎試驗曲線，沒有出現初始滑移段，達到了節點設計及施工中消除空蕩段的設想。試驗曲線總體呈現出三個發展階段：彈性階段、塑性階段、破壞階段：1）各試件彎矩-轉角曲線于屈服點之前，彎矩與轉角基本呈現線性增長；2）進入屈服階段后，曲線整體上升，但出現多次波動；3）在試驗力達到峰值后，試件進入破壞階段，逐步喪失承載能力。

經分析，認為試驗曲線在屈服階段的多次波動軸排布、節點板構造相同，故屈服點接近；2）加載至一定程度后，“壓彎-內框”試件木構件與鋼桿相互擠壓，故極限承載力明顯大于“壓彎-外框”試件。

節點的轉動性能包含承載力及剛度特性。對彎矩-轉角曲線進行分析，確定“屈服點”，從而計算節點的轉動剛度。確定曲線屈服點時，依據適用性較強的“最遠點法”［11］，將結構的屈服點定義為“曲線上距離原點和峰值點連線最遠的點”。節點轉動剛度為屈服彎矩除以屈服轉角。

將各試件彎矩-轉角曲線中各特征點數據進行匯總，見表2。

表2 各試件承載性能指標Tab.2 Data of bearing capacities of specimens

壓彎及拉彎試件彎矩-轉角曲線完整地呈現了節點在加載全過程中的力學表現。不難發現，曲線達到屈服點后，斜率逐漸減小，表明節點進入塑性，越過峰值后，試驗力隨著位移增大而緩慢減小，故有必要計算各試件的延性系數，從而定量反應節點延性。該節點延性系數由破壞點轉角除以屈服點轉角而得，表達節點在進入塑性后直至破壞前的變形能力。將各試件延性系數列于表2 末列。

依據計算結果，本試驗中，拉彎-內框-01 試件延性系數較小，分析其原因：1）軸向拉力在試驗過程中逐漸增大，導致試件彎矩及軸力均逐步達到較高水平；2）試件本身及加工質量具有離散性。其他試件的延性系數較大，均大于4，表明節點的延性較好，耗能能力強。

4 結論

1.采用鋼銷作為緊固件，并設置等直徑孔的設計，不增大施工難度，同時消除了螺栓類節點初始滑移段的問題，是一種值得借鑒的用于鋼-木節點的連接方式；

2.鋼插板-鋼銷節點的荷載-位移曲線可分為彈性階段、塑性階段及破壞階段三個部分；

3.試驗表明，鋼插板-鋼銷節點的延性較好，在加載從屈服至破壞之間，具有良好的變形能力，抗震性能優異；

4.節點區考慮軸向拉力與彎矩耦合時，其端距構造應予以重視，以防止節點區的整體劈裂破壞。