重组木框架梁柱节点力学性能试验研究

何敏娟 陶 铎 李 征 章 婧

(同济大学土木工程学院， 上海200092)

木结构具有质量轻、抗震性能好、工业化程度高等特点.随着可持续发展战略的深入推进，木材作为一种绿色环保的建筑材料，受到越来越多的关注.受木节、虫洞等天然缺陷的影响，原木的力学性能存在较大的变异性，严重影响了木结构的应用和发展.工程木产品不仅能够提升原木利用率，也能有效去除原木中存在的天然缺陷，显著提升木材的力学性能并减少木材的变异性[1].

近10年来，国内外学者对木基复合材的力学性能进行了较多研究[2-4].木基复合材料最有潜力的应用之一为结构梁和结构柱用材.He等[5]对胶合竹的材料性能进行了试验研究，探索了胶合竹柱在轴向力作用下的屈服特性，并通过参数拟合提出了重组竹柱的屈服强度设计公式.梁柱木结构体系的抗震性能主要取决于梁柱节点的转动性能，其中内填钢板的螺栓连接是现代梁柱木结构体系最常用的连接方式.诸多学者通过试验和有限元分析的方法对胶合木梁柱节点的转动性能进行了研究[6-11].Wang等[12]对正交胶合木局部加强的胶合木梁柱节点进行了抗侧力性能研究，发现正交胶合木能改善节点横纹受力性能，从而有效提高节点的延性和极限承载力，对节点的耗能能力也有一定的提高.何敏娟等[13]采用自攻螺钉对胶合木梁柱节点进行加强，通过实验研究证明自攻螺钉能有效传递木材的横纹拉应力和顺纹剪应力，从而延缓木材开裂、提高节点性能.各方面的研究表明，改善木材的力学性能能够有效提高钢填板螺栓连接节点的转动性能，同时改变节点的破坏模式.

传统重组木的制备通常将原材料经辗搓设备加工成木束，并以其为基本单元进行胶黏.制备工艺无法精确控制木材的疏解度，导致最终产品质量难以控制.本文介绍了一种新型重组木材料，充分利用速生林资源(如杨木等)，且新的制造工艺使得材料的力学性能、耐水性能、防腐性能等得到了较大程度的提高，为现代木结构用材提供了新的替代品.这些速生林本身因材料性能差而不适宜作为结构用材，但能够为重组木的生产提供可持续的且相对廉价的原材料[14].通过2组足尺重组木梁柱节点试件在单调荷载和往复荷载作用下的抗侧性能试验，确定重组木螺栓节点的抗侧刚度和极限抗弯承载力等，分析节点的破坏模式，为重组木材料在实际工程中的应用提供参考.

1 力学性能

新型重组木的生产借鉴传统重组木、竹的生产工艺，在纤维可控分离技术的基础上将原木旋切成单板，对其进行改性的纤维化处理，再以纤维化单板为基本单元作进一步加工处理.加工流程主要包括旋切、烘干、改性、浸胶、热处理和冷固等(见图1).原木首先通过旋切成为2 mm左右厚度的薄片，待木薄片烘干后注入特定的胶水，并放入高温高压条件的改性罐中，最后根据设计要求在特定尺寸的模具内冷却固化成型.试验用原木取自我国东北的速生林，树种为杨木.旋切后的木质单板含水率控制在10%～12%.喷胶所用胶液为一种自主研发的无醛树脂浸渍胶，胶液的固含量为20%～25%.施胶后的单板压制密度优选为0.7～0.85 g/cm3.固化温度选为120～140 ℃，固化时间为8～10 h.图2展示了重组木构件的标准产品.由于加工过程中木薄片挤压成型，横截面的薄层成弯曲特性，可以认为重组木存在明显的顺纹方向和横纹方向，且横纹方向各向同性.

(a) 旋切

(c) 改性

图2 重组木构件的标准产品

参照美国标准ASTM D143-14[15]，对重组木小清材进行顺纹抗压、横纹抗压、顺纹抗拉、顺纹抗剪、抗弯强度和抗弯弹性模量等材料性能的试验研究.其中，顺纹抗压、横纹抗压和顺纹抗拉试验的试件数量为60个，顺纹抗剪、抗弯强度和抗弯弹性模量试验的试件数量为30个，试验结果见表1.表2对比了重组木材料与其他工程木、竹材料的力学性能.结果表明，重组木的顺纹抗压强度和抗弯强度等力学性能明显提升，其强重比也高于其他工程木竹材料.这说明重组木材料具有优越的力学性能，从根本上为重组木替代现有的工程木、竹材料提供可能.

表1 重组木材料的力学性能

表2 重组木材料与其他材料的力学性能对比

2 节点试验

2.1 试件设计

节点试验中所有试件均为相同的T形梁柱节点，节点设计如图3所示.重组木梁的横截面尺寸为178 mm × 150 mm，长度为900 mm；重组木柱的横截面尺寸与重组木梁相同，长度为1 100 mm.销轴采用直径为16 mm的5.6级普通螺栓，屈服强度为300 MPa，相应的螺栓开孔直径为18 mm.钢填板厚度为10 mm，强度等级为Q235B，屈服强度标准值为235 MPa，相应的开槽宽度为11 mm.对2组共10个试件进行试验研究，其中一组5个试件采用单调加载，研究重组木节点的初始抗侧刚度、抗弯承载力和延性等抗侧性能；另一组5个试件采用往复加载，研究重组木节点的刚度退化和耗能等滞回性能.

图3 试件设计(单位：mm)

2.2 试验装置和加载制度

为了便于在实验室中进行加载，将T形节点转动90°放置，即重组木柱水平放置并由锚栓固定在地梁上，重组木梁竖直放置并与作动器相连.作动器量程为300 kN，动程为±250 mm，加载点位于距离梁顶端150 mm处.节点的转动由位移计(LVDT)测量得到，位移计水平放置在不同高度处(见图4).其中，位移计1测量木梁自由端的水平位移；位移计2～位移计4测量木梁的转角；位移计5和位移计6测量内填钢板的转角；位移计7与木柱的一端相连，测量节点的水平刚体位移.为了保证试验的准确性，在试件和反力架间放置钢块来限制加载过程中节点的水平刚体位移.

试验分别采用单调加载和低周往复加载2种模式.参照美国标准ASTM D1761-12[19]，单调加载速率为5 mm/min，试件承载力下降至极限荷载的80%或试件出现严重破坏时停止加载.低周往复加载时参照美国标准ASTM E2126-11[20]，采用CUREE加载制度(见图5).其中，控制位移Δ取为节点单调加载试验中得到的破坏位移的60%，加载速率为20～80 mm/min.加载制度的前6个循环为等幅加载，相应的位移幅值为0.05Δ；其后的加载制度包括主循环加载和次循环加载2个部分，主循环加载的位移幅值由0.075Δ逐次增加到2Δ，而每个主循环加载后有2～3次的等幅次循环加载，次循环加载幅值为相应主循环加载幅值的75%.

图4试验装置及测点布置(单位：mm)

图5 CUREE加载制度

3 试验结果及分析

3.1 破坏模式

单调加载试验的试件破坏照片见图6.在加载的初始阶段，由于螺栓与木构件初始间隙的存在，木梁相对木柱可以自由转动.水平荷载加载至2 kN左右(约为最大荷载的10%)时，重组木梁近柱端部分与重组木柱在受压侧发生相互挤压；水平荷载加载至6 kN左右(约为最大荷载的30%)时，重组木梁产生明显的劈裂声，同时重组木梁的螺栓孔周出现沿构件长度方向的裂缝；水平荷载加载至15 kN左右(约为最大荷载的75%)时，上排螺栓间出现不规则的弯剪裂缝，同时受压侧螺栓孔周也出现轻微的顺纹向裂缝；当水平荷载接近节点极限承载力时，受拉侧螺栓孔周发生较大的塑性变形，受拉侧螺栓间发生列剪破坏，且沿构件长度方向的裂缝不断扩展直至裂缝贯穿全梁.

(a) 裂缝开展

低周往复加载试验的试件破坏照片见图7.裂缝扩展过程与单调加载试验中的现象类似，但往复荷载作用下裂缝开展得更为充分，试件两侧均发生明显的横纹劈裂破坏，部分试件的表层发生脱落.此外，往复荷载作用下的试件极限承载力(13.7 kN·m)相比单调荷载作用下的极限承载力(15.6 kN·m)有所降低，试件的损伤累积更为严重，但螺栓的屈服现象更加明显，形成类似于Johansen Ⅰ 型屈服模式[21].

(a) 裂缝开展

3.2 弯矩-转角曲线

梁柱螺栓节点转动性能的主要判断依据为节点的弯矩-转角曲线.其中，弯矩由作动器在加载点的水平荷载计算，相应的转动中心假定为柱构件的螺栓群几何中心.转角的计算根据参照物不同分为梁构件相对柱构件的转角θBC、钢板相对柱构件的转角θSC以及梁构件相对钢板的转角θBS.由于试验过程中钢板发生了明显转动，本研究中节点转角按梁构件相对钢板的转角θBS计算，即θBS=θBC+θSC.

3.2.1 单调加载试验

5个试件单调加载试验的弯矩-转角曲线和平均弯矩-转角曲线如图8所示.从开始加载到最终破坏的全过程中，根据节点转动刚度的明显变化可分为如下4个阶段：

1) 低刚度段.由于螺栓和螺孔壁之间存在初始间隙，节点在初始阶段主要发生自由转动，伴随一定的构件间摩擦作用.该阶段节点的弯矩-转角曲线的切线刚度较低甚至为零，加工误差和安装误差对节点性能有较大影响.从曲线图中可以看出，该阶段最大转角的平均值约为0.02 rad，相应的弯矩约为3.0 kN·m.

2) 弹性工作阶段.螺栓与螺孔壁周围的重组木发生稳定接触，重组木梁与重组木柱在受压侧也发生稳定接触，荷载的传递路径较为明确，重组木梁、重组木柱、螺栓和钢板之间协同工作.这一阶段的力学作用主要为构件间的相互挤压，节点的转动性能受螺栓长细比、螺栓个数、重组木的销槽承压性能以及螺栓的边距和端距等影响，相应的节点弯矩-转角曲线近似为一条斜线，节点刚度基本保持稳定.

3) 带裂缝工作阶段.当侧向荷载增加到弯矩值为13 kN·m、节点转角达到约0.05 rad时，螺栓与重组木间的作用力超过木材横纹抗拉强度，木材沿构件长度方向开裂，同时螺栓孔周重组木在横纹压应力作用下产生一定的塑性变形.螺栓与钢板之间的相互作用增强，受拉侧螺栓产生较明显的弯曲变形.该阶段节点的弯矩-转角曲线具有明显的非线性，节点刚度随着节点损伤的累积不断下降.

4) 破坏阶段.随着侧向荷载的进一步增大，重组木梁上的横纹受拉裂缝相互连通并不断扩展延伸，螺栓孔周重组木发生明显的塑性变形.长裂缝一侧的木梁形成近似悬臂梁机制，上排螺栓间形成齿状的弯剪裂缝(见图6(a)).节点的弯矩-转角曲线在达到峰值后下降较快，节点承载力显著降低直至完全破坏.

图8 单调试验的各试件及平均弯矩-转角曲线

为了衡量重组木节点在结构中的适用性，将重组木节点与胶合木节点的抗侧性能进行对比.基于同样的设计目标，即实现相同的抗侧刚度、极限承载力等性能指标，同时保证螺栓的长细比、螺栓端距和边距等处于同一水平且满足规范要求，利用胶合木有限元模型对重组木节点进行初步设计，再通过试验进行验证.在螺栓数量和布置方式相同的情况下，重组木节点的尺寸(重组木梁、柱的截面尺寸均为178 mm × 150 mm)明显小于胶合木节点的尺寸(胶合木梁和柱的尺寸分别为300 mm × 200 mm和300 mm × 250 mm).根据欧洲标准化委员会建议的CEN法计算节点的转动性能指标[22].初始刚度定义为弯矩-转角曲线中10%和40%峰值弯矩对应点的连线的斜率tanα；屈服点定义为斜率tanβ=tanα/6对应的切线与确定初始刚度时割线的交点，该交点对应的弯矩和转角即为重组木节点的屈服弯矩和屈服转角；延性系数定义为极限转角和屈服转角的比值.计算结果见表3.由表可知，胶合木节点因破坏模式为脆性破坏而不考虑延性.重组木的横纹抗拉强度和销槽承压强度较高，螺栓在加载后期发生屈服变形并延缓裂缝开展，节点的屈服模式为延性破坏，相应的延性系数为2.28.

表3 重组木节点与胶合木节点性能对比

3.2.2 往复加载试验

往复加载试验下的典型滞回曲线和5个试件的平均骨架曲线见图9.由图可知，在加载后期，重组木发生不可恢复的塑性变形，滞回曲线整体呈反S形，并有一定的捏拢现象.骨架曲线为滞回曲线中各主循环峰值点的连线，曲线呈明显的非线性变化，且不同阶段的节点性能由于木材损伤和螺栓屈服的程度不同而发生变化，近似于单调加载试验下的弯矩-转角曲线.

(a) 典型滞回曲线

(b) 骨架曲线

3.3 刚度退化曲线

梁柱结构体系的节点刚度变化对整体结构的性能有重要影响.由于荷载作用下木材发生开裂和不可恢复的塑性变形等，重组木节点的转动刚度在不同阶段会发生不同程度的退化.为反映节点在往复作用下的刚度退化，以割线刚度来表示节点的有效刚度，定义第i次主循环加载的有效刚度Ki为

(1)

式中，+Mi,-Mi分别为第i次正、反向主循环加载的最大弯矩；+θi,-θi分别为+Mi,-Mi所对应的转角.

图10对比了重组木节点与胶合木节点[16]的刚度退化曲线.由图可知，重组木节点在初始阶段的有效刚度高于胶合木节点.主循环幅值为0.3Δ时重组木节点就达到了峰值有效刚度313 kN·m/rad，而胶合木节点则在主循环值为1.0Δ时才达到峰值有效刚度253 kN·m/rad，峰值有效刚度相差约30%.在带裂缝工作阶段的前中期，重组木节点的有效刚度明显高于胶合木节点，后期则保持同一水平.

图10 刚度退化曲线对比

3.4 耗能曲线

节点的耗能性能可以用等效黏滞阻尼系数he表示，其表达式为

(2)

式中，Ed为滞回曲线中一个滞回环所包围的面积(见图11)；Ep为相应的名义弹性势能，即滞回环2个方向的峰值点对应的三角形面积之和(见图11).

图11 等效黏滞阻尼系数计算示意图

图12对比了重组木节点与胶合木节点[16]在低周往复加载试验下的等效黏滞阻尼系数曲线.由图可知，随着循环次数的增加，重组木节点和胶合木节点的等效黏滞阻尼系数均逐渐增大.但相比胶合木节点的he最高值0.12，重组木节点的螺栓屈服程度更高，因此在带裂缝工作阶段(1.0Δ～1.6Δ)重组木节点的耗能能力上升得更快，其峰值he最高约0.22，比胶合木节点的耗能能力提高约90%.特别是在破坏阶段(1.6Δ～2.0Δ)，胶合木节点由于脆性破坏而失去耗能能力，重组木节点则依然保持与上一阶段相同水平的等效黏滞阻尼系数.

图12 等效黏滞阻尼系数对比

4 结论

1) 除横纹受压强度以外，重组木材料的所有强度指标及强重比均要高于工程中常用的工程木和竹材料，在力学性能上具有较大优势.

2) 重组木材料性能的提高(包括材料强度、弹性模量和强重比的提高)，有效强化了重组木梁、重组木柱与螺栓、钢填板间的协同工作，节点受力性能得到显著改善.

3) 重组木节点破坏时螺栓孔周木材发生较大的塑性变形，螺栓在其与钢板接触位置出现明显屈服，节点破坏模式为延性破坏，延性系数为2.28.

4) 重组木节点的滞回曲线呈反S形，具有捏拢现象.但与普通胶合木节点相比，重组木节点的滞回曲线相对饱满，残余变形较小，有效刚度的退化更为缓慢，其峰值有效刚度和耗能能力分别提高约30%和90%.