胶合木-钢夹板螺栓连接滞回性能试验

（中南林业科技大学 土木工程学院，湖南 长沙 410004）

近年来，随着绿色可持续建筑材料的大力倡导，现代木结构连接成为了一个主流研究领域。而木结构连接的关键往往取决于节点连接处的特性。因此，从Johansen 提出以预测螺栓连接强度为基础的“屈服理论”开始，欧洲[1]、日本[2]、加拿大[3]、美国[4]、中国[5]等就针对木结构及木结构连接纷纷出台了相应的国家标准。除此之外，国内外学者也针对各种形式的木结构连接做了大量的研究。祝恩淳等[6]通过参考当时国外木结构的相关技术规范，提出了适用于我国木结构可靠度要求的强度设计值,建立了适用于现代木结构构件的功能函数，并采用该函数关系验证分析了不同荷载组合下木构件的受弯、受拉和受压性能的可靠度。刘柯珍等[7]为了得到国产落叶松规格材的销槽屈服承载强度，在考虑不同规格材尺寸对其性能的影响下，进行了销槽承压试验，结果表明，国产落叶松规格材顺纹销槽屈服承载强度随着密度增大呈不断增大趋势，规格材长度变化不影响销槽承压最大荷载和屈服荷载。张刚等[8]通过对比分析国内外关于销槽承压强度的测定方法和模拟计算公式，针对强度设计值提出了5%螺栓直径偏移法作为木材销槽承压强度的判定方法较为合理的建议。马贵进等[9]通过试验分析了湿度对胶合木销槽承压强度的影响，结果表明，相对湿度线性增长时，销槽承压强度与试件初始刚度呈现非线性下降趋势。王明谦等[10]研究了胶合木梁柱嵌入式钢板-螺栓拼接节点在纯弯与弯剪作用下的力学特性，结果表明弯剪复合荷载作用下节点的主要破坏模式为胶合木横纹劈裂破坏，节点受弯承载力和延性随节点剪弯比的增大而减小。罗烈等[11]对20 个钢填板-螺栓连接胶合木梁柱试件进行抗剪试验，研究其节点横纹受力性能，结果表明节点破坏均为胶合木横纹劈裂脆性破坏，非加载边边距对节点受力性能影响较为显著。惠卓等[12]对2 个不同厚度端板的新型节点的内嵌钢板螺栓连接进行了低周反复加载试验,根据虚功原理推导了新型节点的极限承载力计算公式，并提出了端板厚度的选取建议。戴桂华等[13]对落叶松胶合木构件横纹受压性能展开试验研究，通过横纹受压性能试验发现其破坏模式为塑性破坏，并计算得到了横纹抗压强度与横纹抗压弹性模量。陆伟东等[14]对胶合木梁柱螺栓节点试件采用自攻螺钉增强，并进行单调和低周反复加载试验，结果表明，自攻螺钉有效抑制了胶合木纹理的开裂，节点试件的承载力及延性有明显提高。曹磊等[15]对落叶松胶合木梁进行了等幅疲劳试验及静力对比试验，分析了落叶松胶合木梁疲劳破坏形态与破坏机理，初步得出了落叶松胶合木梁的S-N 曲线数学表达式。何朝红[16]对51 个落叶松胶合木螺栓连接试件进行了抗剪试验研究，考虑厚径比、螺栓顺纹间距、螺栓并错列布置方式和螺栓列数的影响，结果表明随着厚径比增大，螺栓破坏模式由“刚直”破坏模式过渡到“双铰”破坏模式；在相同螺栓数目下，螺栓并列布置延性比错列布置要好，但是错列承载能力比并列强。关于木结构连接受力性能的研究取得了大量的成果，考虑到胶合木-钢夹板螺栓连接的实际结构需要承受车辆、机械振动、地震等动力荷载，所以有必要对胶合木-钢夹板螺栓连接的动力性能和抗震性能进行探讨。

本研究基于前期研究基础[17-19]，通过对不同厚径比、螺栓顺纹间距、螺栓并和错列布置方式和螺栓列数的胶合木-钢夹板螺栓连接进行滞回性能试验，为胶合木-钢夹板螺栓连接结构抗震性能的研究提供参考。

1 材料及方法

1.1 构件设计与制作

设计制作了4 类13 组，每组3 个，共39 个胶合木-钢夹板螺栓连接试件进行滞回性能试验。按照《木结构设计规范GB50005 ─2017》要求对试件尺寸进行设计，根据试件种类的不同，胶合木端距分别为70 mm 和130 mm 两类，钢夹板的最小端距均为30 mm。试件的种类及详细尺寸如表1所示，基本构造如图1所示。其中，H 组试件考虑不同厚径比，胶合木厚度为100、80、60、40、20 mm 的试件分别用H100、H80、H60、H40、H20 表示，该组均为单螺栓连接。J 组试件考虑不同的螺栓顺纹间距，胶合木顺纹间距为100、150、200、250 mm 的试件分别用J100、J150、J200、J250 表示，螺栓均为2 列布置。B 组和C 组分别考虑螺栓并错列布置方式，B1、B2 为并列布置，C1、C2 为错列布置，螺栓均为2 列布置，每列螺栓顺纹间距均为100 mm。

表1 试件设计参数†Table 1 Specimen design parameters

图1 试件构造Fig.1 Structural drawing of test piece

1.2 试件材料

胶合木-钢夹板螺栓连接试件均采用8.8 级螺栓、Q345 钢板和东北落叶松胶合木组合而成。对39 个试件材料进行了含水率和密度测定试验，得到本次胶合木的平均气干密度为0.71 g/cm3、平均含水率为10.96%。根据规范要求，从同一批生产的胶合木试块上分别取下39 个试件进行顺纹抗拉强度试验、顺纹抗压强度试验以及抗弯弹性模量试验，胶合木标准件平均抗拉强度为84.09 MPa，平均抗压强度为38.52 MPa，平均抗弯弹性模量为10 034 MPa。

1.3 加载与测试方案

基于前期研究基础[17-19]，所有试件在单调极限荷载作用下，均是胶合木和螺栓破坏，钢夹板没有损伤破坏，钢夹板远远没有达到屈服荷载。所以为了便于滞回性能试验的进行，对试件钢夹板做局部优化处理，并结合实验室已有设备，设计了一套适合胶合木-钢夹板螺栓连接滞回性能的试验装置（图2）。

图2 试验加载装置示意Fig.2 Device schematic drawings of loading for test

整个加载装置由加载系统、固定机构、连接机构3 部分组成。其中，加载系统包括电液伺服液压系统、作动器和反力架。固定机构包括强度等级为12.9 级，直径为10 mm，两端带螺纹的U 型长螺杆、钢夹板、U 型槽口墩台。连接机构由开孔钢板、长方体钢块、双侧槽口钢块依次焊接为一整体（图3）。开孔钢板3 下方中部位置通过焊接连接长方体钢块4，长方体钢块4 下方焊接连接双侧槽口钢块5。其中，双侧槽口钢块5 两侧口尺寸略大于U型长螺杆，保证能同时插入多根U 型长螺杆。

图3 焊接件示意Fig.3 Diagram of welding specimens

为方便加载和固定钢夹板，在钢夹板下端两侧开设凹槽以与带U 型槽口的钢墩匹配锚固于刚性地基上，上部采用U 型长螺杆将试件与作动器连接固定。试验加载如图4所示。

为钢夹板重复循环使用，将其设计为D、E、F 3 种类型，每种各2 块（图5），其中D 型适用于H 组和B 组试件，E 型适用于C 组试件，F 型适用于J 组试件。

依据规范标准[20]该低周反复荷载试验采用位移控制的加载方式，加载曲线用静力试验所确定的极限位移作为控制位移。加载图如图6所示，循环幅值如表2所示，在1～5 加载步中，由于幅值变化较小，每个加载步只做1 次循环。试验设定每个加载循环执行以下步骤：正向加载、持荷5 s、卸载、反向加载、持荷5 s、卸载。加载速率均保持在0.1～10 mm/s。

图4 试验加载照片Fig.4 Photos of experiment loading

图5 钢夹板螺栓孔布置Fig.5 Bolt hole layout of steel plate /mm

图6 低周反复荷载试验加载Fig.6 Low cycle repeated load test loading diagram

2 结果与分析

2.1 试件破坏现象

试验过程中观察胶合木是否开裂和螺栓是否变形，并记录各试件试验现象。在加载初期，所有试件均无明显变化，但随着荷载不断增大，载荷-滑移曲线呈现上升趋势，胶合木销槽在此过程中不断发生挤压破坏变形，并在螺栓的位移路径中出现挤压变形所致的扁平区域。然后在卸载和再反向加载时，螺栓移动穿过胶合木的扁平区域，由于扁平区域在螺栓二次经过时其孔径会略大于螺栓直径，因此在该过程中螺栓仅带有摩擦地移动通过已经变形的区域，且越接近初始加载位置，扁平区域越大，摩擦越小。因此，在反向加载时，螺栓移动穿过变形区域刚度降低，载荷-滑移曲线遵循滞回包络曲线的规律，且产生捏缩效应。当位移持续增大时，胶合木销槽不断挤压破坏导致刚度再次增加，即螺栓开始发生不同程度弯曲变形，胶合木销槽两端部承压破坏不断增大。但胶合木在整个加载过程中均无开裂现象。加载装置对试件横向滑移进行了限制，且紧固牢靠，因此，在加载过程中所有试件螺栓并无明显松动现象。

表2 加载循环幅值†Table 2 Loading cycle amplitude

在H 组试件中，试验完成后，将胶合木沿顺纹螺栓位置竖直面剖开，并将剖开的2 瓣胶合木紧靠在一起，将对应螺栓放置螺栓孔上方进行标注和拍照，如图7所示。H20、H40 胶合木整个销槽产生承压破坏，螺栓和钢夹板无明显变形；H60胶合木销槽破坏集中在中心部位及两端部，且以端部破坏较为严重，螺栓两端部出现轻微剪切变形，并产生塑性铰；H80 和H100 胶合木销槽承压破坏主要集中在两端部，螺栓弯曲变形严重，螺栓两端部均出现塑性铰，产生“双铰”破坏。

在J 组试件中，试验完成后，仅将螺栓取出放置对应的螺栓孔上方进行标注和拍照，如图8所示。随着螺栓顺纹间距的增加，胶合木销槽两端部的承压破坏变形越小，说明螺栓顺纹间距越大胶合木销槽抗变形的能力越强。螺栓均出现不同程度的弯曲变形，产生“双铰”破坏，钢夹板无明显变化。

在B 组和C 组试件中，试验完成后，同J 组一样进行标注和拍照，如图9所示。胶合木销槽承压破坏集中在两端部，螺栓均出现明显弯曲变形，产生不同程度的双铰破坏模式。

图7 H 组试件的破坏形态Fig.7 Failure mode of group H specimens

图8 J 组试件的破坏形态Fig.8 Failure mode of group J specimens

图9 B、C 组试件的破坏形态Fig.9 Failure mode of group B and C specimens

2.2 滞回曲线

图10 滞回曲线Fig.10 The hysteresis curves

试验实测滞回曲线如图10所示，在加载初期，试件均处于弹性工作阶段，变形较小滞回环不明显，随着荷载的持续增加，滞回环逐渐成型。当试件达到屈服荷载后，荷载增加速率减缓，结构刚度退化显著，卸载后曲线残余变形十分明显，滞回曲线所包围的面积逐渐增大，试件耗能性能逐渐增强。

在H 组中，试件滞回曲线基本都呈现饱满的弓形，H100 试件更呈现饱满的棱形，表明单螺栓连接试件都具有良好的耗能能力。在J 组中，滞回曲线都呈现较饱满的棱形，且随着螺栓顺纹间距的增大，试件的承载能力不断增强，同时捏缩效应逐渐减小，因此增大螺栓顺纹间距，其抗震性能和承载能力会逐渐增强。通过比较B 组和C 组试件滞回曲线，螺栓并列布置滞回曲线饱满程度好于错列布置，并列布置耗能性更好。所有试件到加载后期，同一级的多次加载，峰值荷载明显降低，表明多次循环加载显著增加了试件的损伤，从而降低其承载力。

2.3 变形性能分析

如图11所示的骨架曲线可知各试件骨架曲线非线性特性明显，且与静力试验基本吻合。

在H 组中，随着厚径比的增加，试件承载能力在不断增强，但试件H20、H40 在线性阶段的骨架曲线承载能力明显较低，H60、H80 和H100在线性阶段的骨架曲线重合率高，线性阶段荷载增长率基本相等。

在J 组中，随着螺栓顺纹间距的增加，试件极限荷载不断提高，承载能力不断增强。螺栓顺纹间距从100 mm 增加到150 mm 时，极限荷载增大了6.7%，从150 mm 增加到200 mm 时，极限荷载增大了10.8%，从200 mm 增加到250 mm 时极限荷载增大了5.2%，荷载增长率在螺栓顺纹为150～200 mm 之间有一个较大的增长，之后增长率又开始放缓，且通过观察J200 和J250 骨架曲线可以发现，两者骨架曲线极为接近。

通过B组和C组对比可知，在相同螺栓数列下，C1 的极限荷载比B1 高，C2 的极限荷载比B2 高，螺栓错列布置比并列布置承载能力更强。所有试件骨架曲线在荷载到达峰值后均出现明显的下降段，但下降段都较为缓和，说明胶合木-钢夹板螺栓连接结构具有较好延性性能。

2.4 刚度退化分析

图11 试件骨架曲线Fig.11 The skeleton curves of specimens

在H 组中，初始刚度随着厚径比的增大而增大，随着位移的持续增加，刚度逐渐降低（图12a）。在J 组中，随着螺栓顺纹间距的增加，初始刚度和整体刚度退化曲线均有不同程度的提升，其中，从J100 到J150 初始刚度提高了80.3%，从J150 到J200 初始刚度提高了22.4%，从J200 到J250 初始刚度提高了9.1%，顺纹间距从200 mm增大到250 mm 的过程中，初始刚度增长率已经明显放缓，且整体刚度退化曲线与J250 重合率较高，刚度退化速率与J250 基本相同（图12b），在位移达到10 mm 以后，所有试件刚度退化速度变缓，最终刚度在极限荷载位置趋于平缓，并逐渐趋于定值。

在B 组和C 组中，试件整体刚度值的大小关系为：KC2＞KB2＞KB1，KC2＞KC1＞KB1，由此可得，当螺栓列数相同时，螺栓错列布置比并列布置刚度大，当螺栓布置方式相同时，螺栓列数增加，整体刚度增大（图12c）。

3 结论与讨论

3.1 结 论

采用拟静力试验方法，对4 类13 组，每组3 个，共39 个胶合木-钢夹板螺栓连接试件进行滞回性能试验，探讨了胶合木-钢夹板螺栓连接在低周反复荷载作用下的破坏模式及其滞回性能的影响因素。通过试验研究得出如下结论：

1）在单螺栓连接中，连接部位的破坏模式逐渐由“螺栓刚直”向“双铰”转化，胶合木销槽破坏模式逐渐由销槽整体承压破坏向两端部挤压破坏转变，滞回曲线基本都呈现饱满的弓形和菱形，单螺栓连接构件具有良好的耗能能力和抗震性能，但其承载能力较低。在多螺栓连接中，螺栓和胶合木的破坏模式均以“双铰”破坏和销槽端部挤压破坏为主，滞回曲线基本均呈现饱满弓形，且荷载与单螺栓相比均有显著提升，多螺栓连接构件在具有良好耗能能力和抗震性能的基础上承载力也得到了大幅提升。

2）在胶合木-钢夹板螺栓连接件中，随着螺栓顺纹间距的增大，试件的捏缩效应逐渐减小，承载力却呈现逐渐增大的趋势，在螺栓顺纹间距到达200 mm 时，极限承载力和初始刚度值增长幅度达到最大，之后随着螺栓顺纹间距的继续增大，增长幅度趋于平缓，且刚度退化情况与螺栓顺纹为250 mm 的试件基本相同。胶合木-钢夹板螺栓连接件螺栓顺纹间距在200 mm 时抗震性能最佳。

图12 试件刚度退化曲线Fig.12 The secant stiffness curve of specimens

3）在所有胶合木-钢夹板螺栓连接件中，骨架曲线在荷载到达峰值后均出现明显的缓和下降段，该类连接结构都有较好延性性能。在相同螺栓数列下，螺栓错列布置试件极限荷载和整体荷载均比并列布置更高，初始刚度更大，整体刚度退化更小，抗震性能更优越。在相同螺栓布置方式下，双排螺栓布置试件承载能力比单排螺栓布置的承载能力更高，初始刚度更大，整体刚度退化更小，抗震性能更优越。

3.2 讨 论

目前，现代木结构建筑正在不断向着大跨径、超高层、装配化的方向发展，为了适应高层和大跨结构建设的需要，解决胶合木结构的接长问题势在必行。胶合木-钢夹板螺栓连接作为胶合木结构接长连接中较为常见的连接形式之一，具有强度高、易加工、拼接方便、装配程度高和速度快等优点而得到了迅速发展。而在实际工程应用中，钢夹板螺栓连接胶合木梁或其他结构经常受到如车辆、机械振动等动力荷载作用，此类荷载会造成胶合木与钢夹板、螺栓之间产生一定松动的可能，对连接件的可靠性带来风险，从而大大影响钢夹板和螺栓与胶合木之间有效协同工作。为探明胶合木钢夹板-螺栓连接的动力性能和抗震性能，确保连接件在车辆、机械振动等动力荷载下的可靠性，本研究通过胶合木-钢夹板螺栓连接件的滞回性能试验，得到了连接件在不同厚径比、螺栓顺纹间距、螺栓列数及并和错列布置方式等参数的动力性能和抗震性能。但考虑到胶合木-钢夹板螺栓连接受力性能的复杂性，还需从胶合木本身的密度、含水率和螺栓的布置方式、群螺栓作用以及加载方式等多种因素对连接件的影响，进一步开展胶合木-钢夹板螺栓连接件和连接结构的疲劳性能和长期荷载作用下的蠕变性能等相关研究，为胶合木-钢夹板螺栓连接结构的工程应用提供理论依据。