带隅撑胶合木梁-双肢柱框架结构节点抗震性能试验研究

2022-03-08陈伯望谢亚孜

地震工程与工程振动 2022年1期

王柳，陈伯望，刘哲，谢亚孜，刘帅，王怀

（中南林业科技大学土木工程学院，湖南长沙 410004）

引言

近10年来，随着大跨度、多高层重型木结构的发展，节点的力学性能愈发受到关注。节点作为梁、柱构件的内力传递和协同受力机构，其力学性能直接决定结构体系在静载和动载作用下的承载力及抗震性能。国内外学者［1-5］对传统木结构梁柱节点的力学性能研究发现：受限于木材横纹抗拉强度以及节点刚度较低的问题，结构整体的延性及抗侧能力较差，大量震害现象表明，木结构建筑通常能达到大震不倒的设计要求，但胶合木纯框架结构在地震作用下损伤积累严重，难以修复，这在一定程度上限制了重型木结构的发展。

针对上述问题，诸多学者就提高胶合木节点承载力和延性做了大量研究。赵艺等［6］采用预应力套管螺栓连接，对高强螺栓施加预拉力使接触面产生摩檫力，以此消除间隙产生的不利影响，并使节点具有较高的耗能能力。李征等［7-8］通过安装预应力钢绞线使节点具有自复位能力从而降低结构的残余变形，改善节点的抗震性能，并使木结构体系具有震后可恢复功能。在延缓木材横纹受拉过早开裂方面，刘慧芬等［9］，何敏娟等［9-11］在连接区域使用自攻螺钉、贯穿光圆螺杆等对梁侧进行横纹加强，发现节点抗弯承载力、延性和耗能能力有了明显提高。WANG［12］、SONG［13］采用FRP 包裹梁端、徐天琦［14］对钢填板增设翼缘，这两者都能限制横纹裂缝发展，延缓甚至避免梁端发生脆性拉坏，同时还能充分利用木材的抗压强度。

但以上措施对于提高节点初始转动刚度和变形能力的效果并不显著，主要是由于传统木结构节点的构造形式使节点为铰接，无法做到刚接［15］。目前，解决这一问题的较好办法是增设支撑或剪力墙［16］。熊海贝等［17-18］对纯框架以及带交叉支撑、人字撑、隅撑和轻木剪力墙4 种抗侧加强框架进行了水平荷载试验，综合比较层间位移角、刚度、延性和耗能后认为隅撑的抗震效果较好，而且，相较于其他支撑形式，隅撑对建筑空间使用的影响较小。He等［19］考虑截面模量比、安装角度和端距3种影响因素对16个隅撑节点进行了单调和低周反复加载试验，试验表明：隅撑的加装使节点抗弯承载力和转动刚度显著增加，但较大截面的隅撑会限制其塑性变形，降低节点的耗能能力和延性。郑维等［20］对胶合木框架、木剪力墙和木框架-剪力墙3种结构进行了低周反复加载试验，试验表明：木框架-剪力墙的抗侧刚度可视为木框架和木剪力墙的抗侧刚度之和，但极限承载力大于二者之和。

此前的试验多采用单肢柱，且梁-柱间采用钢填板螺栓连接，这需要对梁端进行开槽处理，对梁造成了较大的初始损伤。文中提出一种双肢柱框架结构，梁夹在双肢柱之间，节点采用螺栓连接，节点设隅撑提高结构抗侧刚度，该结构具有节省材料、构造简单的特点。为研究该结构的抗侧移性能，设计了2 种截面尺寸的隅撑共6个节点试件，对其进行单调和低周反复加载，确定节点的极限承载力、初始转动刚度、延性系数和耗能能力，分析节点破坏模式，为胶合木双肢柱梁节点在重型木结构中的应用提供设计依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验设计3 组（NS1、S1 和S2）共6 个节点试件，见表1，其中试件NS1 为无隅撑节点，其它试件为带隅撑节点，3 组试件的三维图如图1 所示。对试件NS1、S1-1、S2-1 和S2-3 进行单调加载，以研究胶合木节点的初始转动刚度、抗弯承载力以及延性等抗侧能力，其中试件S2-3 在梁端加装钢夹板，如图2 所示。对试件S1-2 和S2-2 进行低周反复加载，以研究胶合木节点的刚度退化、抗弯承载力退化以及耗能等抗震性能。

图1 节点三维图Fig.1 3D diagram of joints

图2 梁端钢夹板加强Fig.2 Steel splint reinforcement at beam end

表1 节点设计参数Table 1 Joint design parameters

制作胶合木的规格材为东北落叶松，平均含水率14%，气干密度0.617 g/cm3。胶合木双肢柱截面为300 mm×300 mm，单肢柱截面为300 mm×100 mm；胶合木梁截面为300 mm×100 mm；胶合木隅撑，S1组隅撑截面为150 mm×100 mm，S2 组为200 mm×100 mm，考虑到建筑空间协调以及建筑美观，隅撑内侧至梁、柱边缘的距离均为200 mm，隅撑上端为隅撑与梁连接端，下端为隅撑与柱连接端，如图3所示。节点螺栓连接，隅撑与梁钢夹板连接，采用4.8级普通螺栓，屈服强度320 MPa，螺栓直径为12 mm，螺栓孔径为13 mm，参照GB 50005-2017《木结构设计标准》确定螺栓的端距、边距、间距和行距，如图3 所示，为避免螺纹对孔壁木材造成挤压损伤，在螺栓与木材接触的部分采用光圆杆。隅撑与梁连接处以及试件S2-3 梁端横纹加强使用的钢夹板强度等级为Q235B，厚度6 mm。

图3 节点设计及螺栓孔编号Fig.3 Joint configuration and bolt hole number

1.2 试验方案

为便于荷载的施加，将双肢柱水平放置在垫块上，并通过地锚固定限制柱两端的位移，水平作动器与梁自由端相连［21］，如图4所示。试验过程中，主要测量节点弯矩和转角。其中，节点弯矩为作动器施加在梁自由端的荷载与施力点至梁端螺栓群中心距离的乘积；节点转角为胶合木梁、柱间的相对转角，由布置在胶合木梁不同高度处的位移计测得。采用液压伺服系统对梁自由端施加水平荷载，作动器量程为250 kN，动程为±250 mm，单调和低周反复加载均为位移控制。由于我国JGJ/T 101-2015《建筑抗震试验规程》提出的抗震试验方法侧重于砌体结构、钢筋混凝土结构以及钢结构，对木结构却未有提及，因此试验参考美国材料试验协会的标准，单调加载参考美国标准ASTM D1761-12，加载速率为5 mm/min，当试件承载力下降至极限荷载的80%或出现严重破坏时停止加载，记录此时的极限位移Δm，并将极限位移Δm作为低周反复加载的参考位移。低周反复加载参照美国标准ASTM E2126-11方法B，如图5所示，分为2阶段加载：第1阶段各级只进行1次循环，各级位移幅值取Δm的1.25%、2.5%、5%、7.5%和10%，加载速率为5 mm/min；第2阶段各级进行3次等幅加载，各级位移幅值取Δm的20%、40%、60%、80%、100%和120%，直到试件破坏，加载速率为20 mm/min。

图4 试验装置及测点分布Fig.4 Test setup and arrangement of instrumentation

图5 低周反复试验加载制度Fig.5 Cyclic test protocol

2 单调加载试验结果及分析

2.1 试验现象

在单调加载初期，4个试件均处于弹性阶段，此时的变形主要是由螺栓孔隙和隅撑与梁侧间隙引起的初始滑移。但随着梁自由端位移的增加，各试件的破坏模式有所差异，如图6～图9所示。

图6 梁端破坏图Fig.6 Failure diagram at beam end

（1）试件NS1 为无隅撑节点，节点弯矩仅由螺栓承担，当弯矩为4.11 kN·m（约为极限弯矩的43%）时，节点内部螺栓孔发出轻微挤压、撕裂声，当梁自由端转角为0.052 rad 时，可以听到连续清脆的木材撕裂声，此时节点螺栓孔周围的初始微裂缝相互贯通形成一条通缝，随着转角增大，裂缝沿着梁顺纹方向向上发展，直到转角过大而停止加载，加载过程中，梁端未出现脆性破坏。

（2）试件S1-1 和S2-1 均在梁端发生了脆性劈裂破坏，如图7 所示。两者在加载初期的试验现象大致相似，以试件S1-1为例，当弯矩为极限弯矩的10%时，隅撑上端与梁侧充分接触并顶紧，发出急促的摩擦和挤压声，当弯矩为极限弯矩的33%时，节点内部发出连续的木材撕裂声直到试件破坏。节点破坏形态则受到隅撑截面影响而有所不同，其中试件S1-1 的隅撑下端与柱采用6 根螺栓连接，螺栓承载力较低，对梁转动的限制作用有限，破坏时梁自由端转角为0.093 rad，其隅撑下端与柱连接处螺栓孔产生了严重的销槽承压变形，如图8 所示，螺栓在隅撑下端两侧与柱接触面处产生双塑性铰，如图9 所示，形成类似于JohansenⅣ型的屈服模式［22］；而试件S2-1 的隅撑下端与柱采用9 根螺栓连接，螺栓承载力较高，对梁的转动限制作用明显，破环时梁自由端转角仅为0.053 rad，破坏形态表现为在梁端受拉侧螺栓孔下部出现列剪破坏和劈裂破坏，胶合木梁较大的弯曲应力使梁端在破坏时伴随着巨大的能量释放，裂缝沿梁纵向发展至梁中部，但隅撑下端与柱连接处的螺栓孔与其对应的螺栓变形并不明显。

图7 节点破坏图Fig.7 Failure diagram at joint

图8 隅撑下端破坏图Fig.8 Failure diagram of lower end of knee brace

图9 隅撑下端螺栓变形图Fig.9 Deformation diagram of bolt at lower end of knee brace

（3）试件S2-3在梁端加装钢夹板，其加载初期的试验现象与试件S1-1和S2-1相同，而在破坏形态方面差别较大，在加载过程中胶合木梁虽有顺纹向贯穿裂缝，如图6 所示，但由于螺栓和钢夹板对胶合木梁侧产生了横向约束力，限制了梁的横向变形，避免了梁端出现脆性破坏。隅撑下端受到螺栓挤压产生顺纹向劈裂破坏，如图8所示，在梁自由端转角达到0.09 rad时，承载力小幅下降，继续加载后，承载力稳定上升至转角为0.12 rad 后进入平直段，当转角达到0.13 rad 时承载力仍未见下降趋势，考虑到节点变形过大已失去工程实际使用意义，故停止加载，此时隅撑下端螺栓也有类似于Johansen Ⅳ屈服模式的双铰塑性弯曲，节点破坏模式由梁端横纹受拉劈裂脆性破坏变为隅撑下端顺纹销槽承压的延性破坏。

2.2 弯矩－转角曲线

4个试件的单调加载弯矩-转角曲线如图10所示，节点受力过程大致分为低刚度阶段、弹性工作阶段、带裂缝工作阶段和破坏阶段。带隅撑的3个试件（S1-1、S2-1、S2-3）由于制作和安装误差使隅撑上端与梁之间存在缝隙而尚未充分接触，在低刚度阶段之后存在一个平缓段，当各组件稳定接触后，曲线近似为一条斜直线，即进入弹性工作阶段，此时节点刚度保持稳定。随着荷载的增加，当胶合木梁端孔壁与螺栓间的压应力大于木材横纹抗拉强度以及隅撑下端孔壁与螺栓间的压应力大于木材顺纹抗压强度时，螺栓孔周围木材开裂并产生局部塑性变形，螺栓弯曲，节点进入屈服段，此时弯矩-转角曲线表现为非线性，具体如下：

图10 单调加载弯矩-转角曲线Fig.10 Monotonic moment-rotation curves

（1）试件NS1 在转角为0.052 rad 时，梁端裂缝贯通并向上发展，裂缝两侧的木梁逐渐形成独立的悬臂机构而继续承载，使弯矩-转角曲线保持水平。节点虽然延性很好，但抗弯承载力过低，仅为9.48 kN·m。

（2）试件S1-1 和S2-1 在屈服点出现后仍能维持较高刚度，而试件S1-1 受限于隅撑下端螺栓孔的压溃及相应螺栓的屈服，在节点屈服后，弯矩-转角曲线斜率较试件S2-1明显降低，刚度显著下降，表明节点刚度下降程度受隅撑截面控制。

（3）试件S2-3和S2-1在破坏前弯矩-转角曲线基本平行，表明加装钢夹板对节点刚度没有影响。当荷载增加到一定程度后，试件S2-3 隅撑下端螺栓孔裂缝逐渐扩展并相互贯通，各螺栓间的荷载进行再分配，此时的弯矩-转角曲线会出现下降或有“锯齿”状波动段，节点承载力波动幅度大而无法稳定受荷，进一步加载，荷载再分配完毕使节点受力重新进入稳态，在节点转角为0.13 rad时仍能维持其承载力处于极限状态水平，说明该节点具备良好的变形能力，且抗弯承载力达88.15 kN·m。

2.3 承载能力与变形分析

通过单调加载试验得到4 个试件的弯矩-转角曲线，以分析增设隅撑和对梁端横纹加强后节点的力学性能和变形能力。各节点的初始转动刚度、屈服荷载、极限荷载和延性系数如表2 所示。各参数计算过程如下：

表2 单调加载试件主要力学性能Table 2 The main mechanical properties of monotonic loading specimens

（1）初始转动刚度

对于无隅撑试件NS1，初始转动刚度Kα取弯矩-转角曲线中的10%Mu和40%Mu两点割线斜率，即而对于带隅撑试件，则取平缓段的结束点与极限荷载的40%对应点间连线斜率。

（2）屈服弯矩My和屈服转角θy

参考Yasumura 等［23］提出的Y&K 法确定屈服弯矩，该法认为切线为与40%Mu和90%Mu两点割线相平行的直线，其与初始刚度割线在弯矩-转角曲线上的水平投影点即为屈服点，如图11所示。

图11 Y&K法示意图Fig.11 Y&K method

（3）极限弯矩Mu和极限转角θu

极限弯矩为弯矩-转角曲线中弯矩最大值，极限转角为极限弯矩对应的转角。

（4）延性系数

极限转角与屈服转角的比值，即

由表2 可见：（1）增设隅撑可大幅提高节点刚度和抗弯承载力，与无隅撑试件NS1 相比，S1-1 和S2-1 的节点刚度分别提高4.37 倍、7.71 倍，抗弯承载力分别提高6.62 倍、6.80 倍；（2）对比试件S2-1 和S1-1 可以发现，大截面隅撑可提高节点刚度，但由于其隅撑下端螺栓孔的承压变形和隅撑下端与柱连接的螺栓弯曲变形过小，限制了梁的转动，使梁端受拉侧在转角为0.053 rad 时就发生了脆性破坏，两者抗弯承载力接近，但截面大的隅撑延性变差，试件S2-1 的延性系数仅为1.83；（3）对比试件S2-3 和S2-1 可以发现，在梁端加设钢夹板提高了木材横纹抗拉能力，避免了梁端发生脆性劈裂破坏，充分利用了隅撑木材受压性能好的特点，使节点的屈服点和极值点延后，极限抗弯承载力提高了19%，延性系数提高了40%。

3 低周反复加载试验结果及分析

3.1 试验现象

试件S1-2 和S2-2 在反复荷载作用下经历了初始阶段、弹性阶段、非线性阶段和破坏阶段，并且均在0.8Δm主循环受拉时发生贯穿全梁的严重撕裂破坏，如图12所示，故不再继续加载。

图12 节点破坏图图Fig.12 Failure diagram at joint

主循环幅值在0.1Δm之前，试件S1-2和S2-2梁转动幅度小无明显现象，之后试件S1-2的隅撑下端与柱连接处发出木材撕裂声并逐渐扩散至梁端以及梁与隅撑上端连接处，期间伴随着梁侧与隅撑上端的挤压声，在主循环幅值达到0.8Δm时，撕裂声和挤压声连续而密集，直到木梁受拉破坏时发出一声脆响；试件S2-2的试验现象与S1-2大体相同，但其隅撑下端与柱连接处螺栓孔塑性变形很小，如图13所示，因此该处未发出木材撕裂声。

低周反复加载作用下试件的破坏模式不同于单调加载，试件S1-2 和S2-2 均是梁中部受拉引起梁纵向劈裂，且裂缝延伸至梁底和梁自由端作动器固定处。在隅撑下端与柱连接处的螺栓孔和相应的螺栓方面，试件S1-2支撑的6个螺栓孔受螺栓反复挤压而变形严重，逐渐扩展为椭圆状，如图13所示，螺栓受到横向作用力大，在交替拉压应力作用下易弯曲，如图14所示；试件S2-2螺栓孔基本光圆，螺栓仍能保持刚直，如图13、图14所示。

图13 隅撑下端破坏图Fig.13 Failure diagram of lower end of knee brace

图14 隅撑下端螺栓变形图Fig.14 Deformation diagram of bolt at lower end of knee brace

3.2 滞回曲线

试件S1-2和S2-2的滞回曲线如图15所示，由图15可见：（1）两个试件的滞回曲线均存在明显的捏缩现象，即表现为反S 形，这是因为木柱、木梁及隅撑之间通过螺栓连接，螺栓孔直径比螺栓杆大，随着反复荷载的施加，螺栓孔进一步扩大，当作动器向原点复位时，栓杆相继与孔壁分离，弹性恢复力几乎为零；（2）在破坏前，随着位移幅值的增加，每级主循环的弯矩峰值并未下降，原因在于仍有一部螺栓和木材具有弹性变形能力，在大变形情况下依旧能提供较大的弹性恢复力；（3）在极限抗弯承载力和转角方面，两个试件的正、反向弯矩峰值基本一直，但试件S2-2 的正、反向极限转角仅为试件S1-2 的60%，说明采用大截面隅撑节点的变形能力差，不利于节点抗震。

图15 滞回曲线Fig.15 Hysteretic loops

3.3 骨架曲线

骨架曲线为滞回曲线中各级主循环峰值点间的连线，试件S1-2和S2-2的骨架曲线如图16所示，由图可见：（1）试件S1-2 的骨架曲线经历了弹性、屈服和极限破坏3 个阶段，在节点达到屈服点后，骨架曲线斜率逐渐降低，这是由于隅撑下端与柱连接的螺栓孔以及螺栓都有较大的塑性变形，节点损伤积累从而使刚度降低。（2）试件2-2 的骨架曲线屈服段表现不明显，特别是反向加载阶段，这与其梁发生受拉脆性破坏相吻合。

图16 骨架曲线Fig.16 Skeleton curves

3.4 刚度退化曲线

梁柱节点的刚度对结构整体的抗震性能具有重要意义。在反复荷载作用下，螺栓孔的承压变形和开裂以及螺栓的屈服等不可恢复的损伤积累，使胶合木梁柱节点的转动刚度随着加载循环次数的增加而有不同程度的下降。节点有效刚度Ki以滞回曲线每级主循环加载弯矩峰值点间的割线刚度来表示，用以衡量节点的刚度退化，按式（3）计算：

式中：Mi和-Mi为第i级主循环加载正、反向弯矩峰值：θi、-θi为Mi和-Mi相应转角值。

在加载初期，受节点初始滑移的影响，节点的初始有效刚度较小，且表现为较大的不稳定性，故文中未取在主循环幅值为0.1Δm前的有效刚度，见图17，由图可见：在进一步加载后，各组件之间充分接触，节点有效刚度呈现为线性增长趋势，试件S1-2在主循环幅值为0.4Δm时有效刚度达到峰值为924 kN·m·rad-1，之后开始刚度下降，而试件S2-2 在破坏前，节点有效刚度维持在1 200 kN·m·rad-1以上，刚度未出现明显下降，其螺栓和螺栓孔均为有明显变形，表明节点在梁受拉劈裂破坏前，节点的有效刚度由隅撑下端与柱连接的螺栓和其对应螺栓孔的塑性变形控制。试件S2-2的峰值有效刚度比试件S1-2大38.5%，且有效刚度在上升段斜率大于试件S1-2，说明大截面隅撑对节点刚度提升效果明显，但其延性下降，破坏更具有脆性特征。

图17 刚度退化曲线Fig.17 Stiffness degradation curves

3.5 强度退化

节点作为传力机构在遭受一定地震作用之后，强度会有所下降，特别是在主震后的余震，地震荷载反复作用于节点，而使节点破坏。强度退化指在每级循环加载过程中位移幅值不变情况下，节点抗弯承载力随加载次数的增加而下降的特性。通常使用同级抗弯承载力退化系数λn表征：

式中：Mn,1为第n级主循环加载时的弯矩峰值；Mn,m为对应的同级最后一次循环加载时的弯矩峰值。

试件S1-2 和S2-2 的抗弯承载力退化系数如图18 所示，由图可见：由于第1 阶段的5 级加载只有一次循环，故试件的抗弯承载力退化系数为1.0，从第2 阶段加载开始试件的抗弯承载力系数下降，在第2阶段加载至试件破坏前，2个试件的抗弯承载力退化系数均在0.8以上，说明此种形式节点随着地震振幅的增加，其强度退化小，在节点破坏前依然具备足够的抗弯承载力。

图18 抗弯承载力退化曲线Fig.18 Degradation curves of bending capacity

3.6 节点耗能能力

通常用滞回曲线包围的面积来衡量节点的耗能能力，曲线越饱满，耗能能力就越强，说明节点的抗震性能越好。节点耗能主要来自于木材的挤压、摩擦，螺栓孔的承压变形和劈裂以及螺栓的弯曲等非线性变形。另外，节点耗能能力也可用等效粘滞阻尼系数ξeq来表征，表达式为：

式中：Ed为滞回曲线一个滞回环包围的面积；Ep为对应的名义弹性势能，即一个滞回环正、反方向弯矩峰值点对应三角形的面积和，如图19所示。

图19 等效粘滞阻尼系数计算示意图Fig.19 Diagram of equivalent viscous damping coefficient calculation

按式（5）计算的节点等效粘滞阻尼系数ξeq见图20，由图可见：（1）在加载初期，由于初始缝隙和梁自由端位移小，隅撑尚未参与工作，此时节点刚度低、滞回曲线饱满，因此等效粘滞阻尼系数较大。随着位移增大，隅撑参与工作，节点刚度迅速增加，滞回曲线逐渐偏扁，等效粘滞阻尼系数下降；（2）进一步加载，主循环幅值在0.2Δm～0.4Δm时，螺栓孔壁出现微小承压变形，而螺栓处于弹性变形，等效粘滞阻尼系数开始增大但趋势平缓；（3）从主循环幅值为0.4Δm至试件破坏前，螺栓出现不可恢复的塑性变形，螺栓孔周围局部压溃，节点进入塑性屈服阶段，耗能增加，等效粘滞阻尼系数增加；（4）试件破坏受木材横纹抗拉强度控制，而与隅撑截面大小无关，两试件各级主循环峰值荷载相差不大，但试件S2-2的各级主循环位移幅值小于S1-2，其对应的名义弹性势能Ep也小于S1-2，使得在加载后期试件S2-2的等效粘滞阻尼系数大于S1-2。

图20 等效粘滞阻尼系数Fig.20 Equivalent viscous damping coefficient

节点累计耗能为各级滞回曲线所包围面积累加，见图21。由图可见：在加载初期节点耗能较小，随着加载位移幅值的增大，螺栓变形和木材压溃、劈裂使一部分弹性应变能得以释放，节点耗能显著增加。小截面隅撑在反复加载作用下，其塑性变形大于试件S2-2，因此在主循环幅值0.2Δm之后其耗能上升更快，且累计耗能也大于试件S2-2，说明采用小截面隅撑节点具有更好的抗震耗能能力。

图21 累计耗能Fig.21 Energy dissipation

4 设计改进

我国GB 50011-2010《建筑抗震设计规范》提出以结构安全性为主的“三水准”抗震设防目标中，隅撑可在中震（设防地震）作用下发生破坏，作为第一道抗震防线，而梁柱框架主体保持弹性能继续承载，作为第二道抗震防线。在低周反复加载试验中，试件S1-2和S2-2均是梁与隅撑上端连接处劈裂而使梁整体破坏，这不符合木结构“强框架弱支撑”和多道抗震防线的设计要求。采用大截面隅撑节点仅在抗弯刚度上有提升，而在承载力、延性、耗能等方面并不理想，与小截面隅撑节点相比，其破坏更具脆性。文中针对上述研究结果，提出了节点构造改进建议，见图22（a），针对梁端劈裂问题，已对试件S2-3进行了横纹加强处理，见图22（b），但对于节点在地震作用下梁受拉破坏，建议采用连接件和竖向螺栓方式，如图22（c）所示，这样可避免木材横纹抗拉强度低的问题，使节点在反复荷载作用下，由胶合木梁螺栓孔受拉劈裂破坏转变为隅撑连接破坏，从而增强木结构节点的耗能能力和变形能力。