郭轩，徐忠根，赵亚涛，钟丹云

(广州大学 土木工程学院，广东 广州 510006)

随着绿色和可循环性建筑理念的贯彻，木结构受到长足的应用和发展[1].为了提高节点传力的可靠性[2]，为了满足节点的简化和美观设计要求，木结构螺栓节点通常采用钢填板螺栓连接的形式[3].为了方便试验的实施和节点理论模型的计算，节点中的钢填板均为单一矩形截面，并且忽略钢板的影响[4-5].理论上钢填板会对节点的变形有一定的钳制作用[6-7]，尤其是厚度较大的钢填板，甚至会导致在部分节点失效时连接件并未完全达到塑性状态[8-9].在实际工程中，木结构钢填板螺栓节点中的木构件普遍存在不同形式的异型过渡截面或者异型槽口，钢填板也存在不同形式的构造，如U 形、T 形和V 形等.这些形式的存在会对节点的各项力学性能造成一定的影响[10].

虽然不同构造能够改善钢填板的刚度和承载力，但也可能在一定程度上削弱节点的延性[10].在进行木结构异型钢填板螺栓节点中钢填板构造设计时可以考虑采取适宜的加固措施，如金属连接件加固[11]、粘贴金属板加固[12]和粘贴致密单板木材加固[13]等.与传统加固方法相比，CFRP 加固技术具有轻质高强、操作简便、耐久性好等特点，已较大规模地应用到桥梁[14]、居民房[15]和古木结构[16]等建筑中，在木结构加固中具有重要的应用前景[17].然而，CFRP 加固木结构钢填板螺栓连接节点并无相关的应用，也缺乏指导意见和针对性的加固方式，更没有完善的研究内容和理论体系.尽管如此，相关研究[17-20]依然明确指出：CFRP 对于木结构螺栓节点力学性能有着一定的增益作用，尤其是在节点延性性能方面[18].因此，可以考虑采用CFRP 适当加固木结构异型钢填板螺栓节点以提升安全性，但其有效性仍有待进一步研究，尤其是在加固方法和加固次数方面[18-20].

为了直观地得到异型截面对节点力学性能的影响和规律，为该类节点在日后工程应用中安全性设计提供经验，本研究提出CFRP-木结构波纹钢填板螺栓节点；考虑波纹长度、波纹倾角、波纹厚度、木构件厚度和CFRP 层数等因素对节点的影响，在正交试验设计条件下进行单轴顺纹拉伸试验.根据试验结果分析节点在加载过程中的受力特征、失效模式及荷载位移曲线并进行分类；根据分类结果对节点顺纹轴向受力机理进行详细分析，研讨波纹长度、波纹高度、波纹倾角、木构件厚度和CFRP 层数对节点主要力学性能的影响.

1 试验方案

1.1 材料

以欧洲云杉为基材制成的胶合木为研究对象，木材的顺纹弹性模量为9 120 MPa，抗压强度为30.47 MPa，抗拉强度为61.58 MPa；水的质量分数均值为13.47%，平均密度为419 kg/m3.试验钢板采用Q345 钢，为了减小厚钢填板的钳制作用[6-7]，突出异型构造对节点力学性能的影响，钢填板的厚度均取为6 mm.螺栓采用12 mm 的六角头4.8 级普通螺栓.试验采用的CFRP 厚度为0.167 mm，材料密度为1.78 g/cm3，抗拉弹性模量为244 GPa，抗拉强度为3 460 MPa.

1.2 试件设计

试验的主要目的是在考虑异型钢填板的作用下研究不同参数对节点力学性能的影响，研究的参数包括：波纹长度（波长）λ，波纹高度（波高）h，波纹倾角（波角）θ，木构件厚度（木厚）t和CFRP层数n.为了方便CFRP 的粘贴并有效利用CFRP的性能，尤其是节点的延性，对节点木构件采用端部顺纹U 形粘贴方式[21].如图1 所示为CFRP木结构波纹钢填板螺栓节点的设计详图.图1（c）中，带有9 个螺栓的一侧为安全锚固端，带有1 个螺栓的为试件试验观测端.考虑到各参数间的交互作用，基于5 因素4 水平的正交试验设计方法[22]共设计16 组试验.试验中试件的因素和水平设置方案如表1 所示，试件的正交试验方案的试件尺寸如表2 所示.每组试验准备3 个试件以确保试验结果的可靠性.关于CFRP-木结构波纹钢填板螺栓连接节点，目前尚没有相关连接设计要求，因此在设计节点尺寸时，参考现行胶合木设计规范[23]的规定：螺栓端距不小于7 倍的螺栓直径和80 mm 中的较大值.

表1 因素水平分布Tab.1 Factors and levels

表2 CFRP-木结构波纹钢填板螺栓节点试件类型Tab.2 Type of specimens for CFRP-bolted timber joints with slotted-in corrugated steel plates

图1 CFRP-木结构波纹钢填板螺栓节点试件设计详图Fig.1 Design details of specimen for CFRP-bolted timber joints with slotted-in corrugated steel plates

1.3 试验设置和加载程序

采用杭州邦威机电控制工程有限公司生产的MAS-20 液压伺服作动器进行节点拉伸试验，拉力通过螺栓由钢板传递.拉伸试验采用位移控制，并采用单调加载模式，加载速度为1 mm/min.预加载过后对试件进行连续的正式加载，当荷载下降至最大荷载的80%时停止加载[24]，完成该试件的试验加载[24].节点的拉伸位移由KTR-R直线位移传感器计测量，由应变箱进行采集，测量位移为从木构件的接缝到螺栓的距离.节点的荷载由试验机控制系统直接采集，采集频率为10 Hz.试验加载方案如图2 所示.

图2 CFRP-木结构波纹钢填板螺栓节点试件试验加载Fig.2 Experiment loading of specimen for CFRP-bolted timber joints with slotted-in corrugated steel plates

2 试验结果

2.1 试验现象

由于试件在多个区域存在明显的受力特征，为了方便表述，将试件进行区域划分并标注，如图3 所示.试件在加载过程中的特征主要有3 种表现形式，具体分析如下.

图3 区域划分图Fig.3 Area division schematic

1）加载初期，试件无明显变化.随着位移的增大，槽口端部逐渐张开，螺栓逐渐弯曲，垫片有陷入螺孔的趋势.试件加载中期，随着位移的增加，木槽中部波峰A 伴随着一声脆响被剪坏并逐渐被推出，如图4(a)所示.此后，试件出现持续的轻响，木构件槽口端部D 出现顺纹压溃的现象，如图4(a)、图4(b)所示.紧接着，木槽末端F 伴随着一声脆响出现TL 断裂现象（张开型断裂：T 表示横纹弦向，为裂纹平面的法向；L 表示顺纹向，为裂纹的扩展方向），如图4(c) 所示.试验加载后期，部分试件随着位移的增加逐渐丧失承载能力，部分试件的TL 裂纹逐渐扩大，当位移加到一定值时，试件发出一声巨响，TL 裂纹瞬间扩大，试件丧失承载能力，如图4(d)所示，此时试验终止.2）试件在试验加载初期和加载中期的特征和1）的基本一致，但TL 裂纹扩展趋势相对较弱.这是由于木构件端部D 发生顺纹剪切破坏，导致约束削弱从而减小了对TL 裂纹的作用.试验加载后期，木构件端部D 被剪坏且被推出，同时端部D 的CFRP 撕裂且有剥落的迹象（部分试件中CFRP 开始剥落），如图4(e)所示，试件随着位移的增加逐渐丧失承载能力.3）试件在试验加载初期和加载中期的特征与1）和2）的基本一致，但试件在加载中期并未产生TL 裂纹.在试验加载后期，木构件端部D 发生顺纹剪切破坏，端部D 区域的CFRP 由于木构件的剪切而产生错位但并未出现明显撕裂现象，如图4(f)所示.此后，随着位移的增加，试件出现突然失效的现象，试验即刻终止.结合以上分析，对所有试件相应的试验现象进行归类.表现为1）的试件有CSJ1、CSJ2、CSJ5、CSJ6、CSJ9，归类命名为EPⅠ；表现为2）的试件有CSJ3、CSJ11、CSJ12、CSJ14、CSJ16，归类命名为EPⅡ；表现为3）的试件有CSJ4、CSJ7、CSJ8、CSJ10、CSJ13、CSJ15，归类命名为EPⅢ.

木结构平截面钢填板螺栓连接节点（不考虑异型钢填板作用的节点形式）在受力阶段的特征表现为螺栓的弯曲陷入和木构件螺孔挤压变形[25-26]，这与本研究考虑异型钢填板作用的节点形式有显著的差异，主要原因是波纹钢填板对节点产生显著的力学效应，具体影响如下.1）将木构件的TL 断裂失效受力形式简化成木材的双悬臂梁（DCB）断裂韧性测试试件[27]，如图5 所示.图中，a1为端部波折等效裂纹长度，w1为a1受力点与试件非受力端之间的距离，a2为后端波折等效裂纹长度，w2为a2受力点与试件非受力端之间的距离.断裂韧性KIC和断裂临界力Fcr的关系式为

图5 双悬臂梁断裂的简化模型Fig.5 Simplified mode of double cantilever beam fracture

式中：B为试件宽度，a为裂纹长度，w为受力点与试件非受力端的间距.断裂韧性和断裂临界力均随着裂纹长度的增大而减小[25]，因此a1为TL 断裂的决定裂纹长度.此外，由于端距固定不变，a2随波长的变化较小，a1与波长成正比，断裂临界力与裂纹长度成反比，并且断裂柔度系数会有一定程度的增大[28]，因此，波长越大，试件越易出现TL 断裂.2）裂纹长度a1与波高成正比，木槽张开增加了波纹钢填板的滑移空间，使得木构件与钢填板的剪切接触面减小；随着波纹钢填板的滑移，木槽越易张开，木槽末端F 越易发生TL 断裂，使木槽端部D 被钢板的滑移压溃.滑移空间随着波高持续增大明显减小，端部发生顺纹剪切破坏.3）裂纹长度a1与波角成反比例关系，减小趋势相对较小.须注意的是，由于波角较小时产生的侧向分力更大，导致木槽更易张开，木槽末端F 更易发生TL 断裂.4）木构件的侧向柔度随着木构件厚度的减小而增大，使得木槽易张开，增大钢板的滑移空间，出现不同的接触变形.

2.2 失效模式

顺纹加载试验下的节点试件共有4 种失效模式，分别为1）木构件的端部顺纹承压失效，如图4(a)，图4(b)所示；2）木槽末端TL 断裂失效，如图4(d)所示；3）CFRP 与木构件分离剥落或断裂失效，如图4(e)所示；4）木构件端部顺纹承压剪切失效，如图4(f)所示.木结构平截面钢填板螺栓连接节点失效的主要原因是螺栓屈服或销槽承压破坏[25-26]，与本研究考虑异型钢填板作用的节点形式有明显差别，这与CFRP-木结构波纹钢填板螺栓节点拉伸试验中观察到的试验现象对应，影响因素和影响规律基本一致.

对于木结构钢填板螺栓连接节点而言，螺杆的屈服模式和木构件螺孔的变形形式是研究节点变形性能和理论模型分析的关键.为此结合节点的失效模式和图3 对螺杆的变形模式进行如下分析.1）螺杆基本处于刚直的状态（屈服模式S Ⅰ ）；变形形式如图6(a)所示.2）螺杆与波纹钢填板螺孔接触部分出现塑性铰，AB 侧螺栓出现相对转动，使得木构件销槽被挤坏，C 侧螺栓并未出现相对转动（屈服模式S Ⅰ、S Ⅲ ）；变形形式如图6(b)所示.3）螺杆与钢填板螺孔接触部分出现塑性铰，塑性铰之外的螺杆刚直（屈服模式S Ⅲ）；变形形式如图6(c) 所示.4）螺杆与钢填板的接触处、AB 侧的螺杆均出现塑性铰，C 侧螺杆处于刚直状态（屈服模式S Ⅲ、S Ⅳ ）；变形形式如图6(d)所示.5）螺杆与钢填板的接触处、两侧的螺杆均出现塑性铰（屈服模式S Ⅳ）；变形形式如图6(e)所示.结合试件的失效模式和螺栓屈服变形模式[5]对试件进行分类，结果如表3 所示.可以看出，试件的失效模式与试件在加载过程中的特征表现形式基本对应，表明试件的失效模式主要取决于波纹截面及木厚尺寸，主要表现在对TL 断裂性能的影响.此外，螺栓表现出多种组合变形模式，原因是波纹截面形式的存在使得木构件中两侧侧材厚度与螺杆的比值不同[5].

表3 CFRP-木结构波纹钢填板螺栓节点试件失效模式及螺栓屈服模式Tab.3 Failure modes of specimens for CFRP-bolted timber joints with slotted-in corrugated steel plates and yield modes of bolts

图6 螺栓的变形形式Fig.6 Deformation form of bolts

2.3 荷载位移曲线

如图7 所示为节点试件的荷载-位移曲线，其中Δ为位移，F为荷载.试件的荷载-位移曲线具有如下表现特征.1）试件的荷载位移曲线主要经历线弹性、脆性断裂和断裂失效3 个阶段.2）部分试件在加载初期的刚度较小，原因是各个构件之间存在一定的安装空隙.3）在经历线性阶段后，部分试件在失效阶段出现荷载的急剧下降，这与观察到的端部D 顺纹剪切破坏和TL 断裂现象相关，而顺纹剪切破坏和TL 断裂破坏具有明显的脆性特征，因此荷载的变化具有突然性.4）部分试件在经历荷载骤降之后未完全失效，仍具有一定承载能力，存在明显的断裂失效过渡阶段.该阶段的曲线出现明显的波段性变化，这与观察到的木槽端部压溃现象和CFRP 的变化相关.这些现象产生的作用延缓了节点的破坏，因此节点仍持有一定的承载能力.5）在断裂失效过渡阶段，试件的荷载随着位移的增加呈整体下降趋势，直至荷载减小至失效目标值（极限荷载的80%），但是有部分试件在失效时仍表现出荷载的急剧下降，这与观察到的CFRP 撕裂、剥离、TL 断裂失效或螺栓屈服折断现象相关，这些现象具有明显的脆性特征，因此荷载再次出现骤降.

图7 试件的荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curve of specimen

木结构平截面钢填板螺栓连接节点的荷载位移曲线具有明显的刚度变化和屈服阶段，且屈服阶段内荷载保有一定的增长趋势但无明显的波动直至失效[25-26].对比荷载-位移曲线分析可以看出，波纹钢填板和CFRP 对节点受力行为造成了显著的影响，这与试验现象和失效模式有关，具体表现在木构件TL 断裂、剪切破坏、顺纹压溃和CFRP 断裂等.

2.4 力学性能

波纹钢填板节点没有明显的屈服点，为此采用等效弹塑性能量法[29]确定试件荷载位移曲线中的屈服点，得到屈服位移和屈服荷载，如图8 所示.图中，折线OMN为理想弹塑性荷载-位移曲线，与实际荷载-位移曲线相交于点H，当ON段2 条曲线相夹的面积S1和LMN段2 条曲线相交的面积S2相等时，过点M作Δ轴的垂线，与实际荷载-位移曲线相交于点H，实际荷载位移曲线中与点H对应的实际位移为屈服位移Δy，与点H对应的实际荷载为屈服荷载Fy；失效位移Δu表示试件产生明显破坏或荷载下降至最大荷载的80%时对应的位移；延性系数D为失效位移Δu与屈服位移Δy的比值.为了较好地处理初始滑移对弹性节点弹性刚度的影响，弹性刚度ke采用10%峰值荷载点与40%峰值荷载点连线的斜率.

图8 主要力学性能参数定义Fig.8 Definitions of main mechanical property parameters

试件的主要力学性能参数如表4 所示，ke、Fy、Δy、Fmax、Δu和D取各组试件的平均值；D=Δy/Δu，括号内的数据为相应参数的变异系数（%）.可以看出：1）各试件的弹性刚度的差异较小，试件的强度、和延性的差异明显，这说明各个参数对节点的力学性能有一定的影响，但由于各个参数之间的交互作用，难以直观得到各项参数的影响程度及影响规律.2）节点总体延性相对较差，但部分试件的延性良好，主要原因是节点在失效前的滑移距离较长，即失效位移较大.此外，部分延性较差的试件也具有较大的失效位移，说明在合适的尺寸条件设计下节点能够获得良好的安全性能.

表4 CFRP-木结构波纹钢填板螺栓节点试件力学性能参数Tab.4 Mechanical property parameters of specimens for CFRP-bolted timber joints with slotted-in corrugated steel plates

3 节点力学性能正交参数分析

为了反映误差对试验的影响，对正交试验结果进行方差分析，结果如表5 所示，表中，Q为偏差平方和，df 为自由度，MS 为均方，VS为方差统计量，Sig 为显著性.为了进一步比较显著因素中各水平的差异和具体的影响规律，对各因素内部进行多重比较[22]，如图9 所示，图中，a，b，c 表示各因素下的力学性能参数的差异显著性及次序，在考虑显著性差异条件下的最大数值上标注a，由大到小依次为ab、b、bc、c.

表5 主要力学性能参数方差分析Tab.5 Variance analysis of main mechanical property parameters

图9 显著因素的多重比较图Fig.9 Multiple comparison of significant factors

3.1 弹性刚度

由方差分析结果可以看出，λ、h、θ、t和n的置信度均超过95%，说明这些参数对弹性刚度均有显著影响.通过比较各参数的偏差平方和的大小，可以得到影响弹性刚度的影响程度为t＞h＞n＞θ＞λ.由图9(a)可以得到各个参数在该组因素条件下的具体影响规律如下.1）弹性刚度与波长负相关，原因是木构件的侧向柔度随波长增大而增大.2）弹性刚度随着波高的增大先增后减，原因是木构件的剪切面面积随波高增加而增大，其侧向柔度也逐渐变大.3）弹性刚度与波角正相关，但随着波角的增大，弹性刚度的增大趋势逐渐减弱，原因是剪切刚度在一定范围内随着剪切角增大有着一定的增大趋势[30].4）弹性刚度与木厚成负相关关系，原因是木厚的增大导致销槽接触面的面积增大[31]，但增大趋势随着木厚增大逐渐减弱.5）弹性刚度与CFRP 层数正相关，CFRP 对端部有一定的增强作用，但增加趋势随着CFRP 层数的增加逐渐减弱.主要原因是CFRP 层数达到一定数量时，每层CFRP 的增益效应会逐渐减弱[20].应该注意的是不同的结构可能会产生不同的影响，具体情况须结合实际情况开展更为全面的研究.

3.2 极限强度

由方差分析结果还可以看出，λ、h、θ、t和n对极限强度均存在显著的影响.通过比较各参数的偏差平方和的大小，可以得到影响极限强度的影响程度为h＞θ＞t＞n＞λ.由图9(b)可以得到各个参数在该组因素条件下的具体影响规律如下.1）极限强度随着波长的增幅形式为先增后减.2）极限强度随着波高的增幅形式为先增后减，原因是当波高较小时，节点端部易呈现承压失效，当波高较大时，节点端部易呈现剪切失效.3）极限强度与波角负相关，原因是当波角较小时，节点的端部呈现承压失效，当波角较大时，端部呈现剪切失效，但随着波角的增大，其减小趋势逐渐减弱并逐渐稳定.原因是在一定角度区间内，木材的剪切强度随着角度的增大而增大[30].4）极限强度与木厚正相关，这是由于木厚的增大导致销槽接触面的面积增大，且随着木厚的增加，螺栓的屈服变形模式发生变化，但随着木厚的增大其增大趋势逐渐减弱[25-26,31].5）极限强度与CFRP 层数负相关，原因是CFRP 对木构件端部有一定的增强作用，但随着CFRP 层数的增加其增加趋势逐渐减弱.与弹性刚度分析一致，CFRP 对极限强度存在增幅减弱趋势[20]，但CFRP 对极限强度的增强效应明显大于弹性刚度.

3.3 延性率

由方差分析结果还可以看出，λ、h、θ、t和n对延性率均有显著的影响.通过比较各参数的偏差平方和的大小，可以得到影响延性率的影响程度为θ＞h＞λ＞n＞t.由图9(c)可以得到各个参数在该组因素条件下的具体影响规律如下.1）延性率随波长的增幅形式为先增后减，原因是波长的增大使得木构件柔度增加，并使断裂韧性减小，导致木槽产生较大的侧向变形及滑移空间，但是当波长较大时，木构件易产生TL 断裂并且使得滑移距离变短.2）延性率随波高的增加呈现减小的趋势，原因是随着波高的增大，试件易发生剪切失效.3）延性率随波角的增加呈现减小的趋势，原因是随着波角的增大，侧向力逐渐减小，木槽的张开程度减小，导致节点更易发生剪切破坏.4）延性率随木构件厚度的增幅形式为先增后减.原因是当木厚较小时，侧向柔度较大，钢板的滑移空间较大，但螺栓的变形限制较小，螺孔易发生破坏；随着木厚的增大，木槽张开程度减小，钢板的滑移空间减小，但螺栓的变形限制较大.5）延性率与CFRP 层数正相关，但CFRP 在2 层和3 层这2 组水平条件下的差异不显著，说明CFRP对延缓节点的失效有一定作用，但过多的CFRP层数并无持续的显著增益.与弹性刚度和极限强度的分析一致，CFRP 对延性存在增幅减弱趋势[20]，但CFRP 对延性的增益相对于弹性刚度和极限强度更为显著.

4 结论

提出CFRP-木结构波纹钢填板螺栓连接节点，对该节点进行拉伸试验研究得到以下结论.1）加载过程中，由于波纹钢填板和CFRP 的力学作用，使得试件出现了明显的力学特征，主要包括木构件顺纹剪切断裂、TL 断裂、顺纹压溃以及CFRP 断裂等现象；节点主要包括4 种失效模式：木构件端部剪切失效、端部承压失效、TL 断裂失效和CFRP 断裂失效.2）螺栓出现多种组合屈服变形模式，原因是波纹截面导致木构件两侧厚度与螺栓直径比值不同.3）试件的荷载位移曲线均没有明显的屈服阶段，部分试件只经历弹性阶段即失效.原因是端部出现具有明显脆性特征的剪切破坏，而部分试件经历了弹性阶段、断裂失效过渡阶段和断裂失效阶段；CFRP 的作用或木槽的张开使钢板获得足够的滑移空间，令木材端部出现承压破坏，具有较为明显的延性特征.4）波长λ、波高h、波角θ、木厚t和CFRP 层数n对节点的力学性能的影响均存在较为显著的影响.相对于极限强度和延性，弹性刚度受影响的程度明显较小.各因素对弹性刚度、极限强度、延性的影响主次效应分别为t＞h＞n＞θ ＞λ、h＞θ ＞t＞n＞λ、θ＞h＞λ＞n＞t.5）在设置的参数及因素水平下，弹性刚度随波长的增大而减小，随波高的增大波动变化，与波角、木厚和CFRP 层数均正相关；极限强度随波长和波高的增大呈波动变化，与波角负相关，与木厚和CFRP 层数正相关；延性随波长和木厚的增大波动变化，与波高和波角均负相关，与CFRP 层数正相关关系.

本研究观测到的节点剪切失效模式具有明显的脆性特征，在节点设计时应谨慎处理.综合本研究结论，建议在进行节点设计时选取较小的波高，或在较大波高的条件下选取较小的波角.这样的设计方式有利于节点端部出现承压破坏，从而得到较大的失效位移和良好的承载能力.本研究未对更多的尺寸节点和更多形式的异型钢填板试件进行试验，同时，本研究的节点试件主要利用欧洲云杉胶合木制作而成.后续计划开展专门的试验研究，积累更多的试验数据完善研究内容.由于CFRP 对于木结构波纹钢填板螺栓节点形式的延性具有较好的针对性增益效果，建议采用本研究的CFRP 加强方式或者其他适宜的CFRP 加强方式改善其力学性能.本研究中的多种断裂模式是影响节点力学性能的关键因素，后续将深入研究受力机理，建立相应的分析模型及计算准则.