膠合竹順紋植筋的抗拔性能1)

張秀標(biāo) 江澤慧 孫正軍 武秀明 劉煥榮

(國(guó)際竹藤中心，北京，100102)

責(zé)任編輯:戴芳天。

木結(jié)構(gòu)建筑因具有綠色、環(huán)保、低碳、節(jié)能、結(jié)構(gòu)安全和耐久舒適等特點(diǎn)歷來(lái)受到人們的喜愛(ài)。近年來(lái)，木結(jié)構(gòu)與鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)相比，發(fā)展較為滯后。除原料供應(yīng)短缺外，最主要的是缺少一種穩(wěn)定的剛性連接。早期，木結(jié)構(gòu)主要采用榫卯、齒板、銷(螺栓、釘?shù)?、剪盤以及裂環(huán)等連接方式。榫卯連接簡(jiǎn)潔、美觀，但連接的剛度較低。構(gòu)件較大時(shí)，對(duì)榫頭和榫槽的加工精度要求越高，對(duì)設(shè)備的要求也較高，現(xiàn)榫卯已被金屬連接件所替代。金屬連接件連接強(qiáng)度較高且設(shè)計(jì)施工方便，但通常暴露在空氣中，不僅影響美觀，其耐火、耐腐性能較差。在大型木結(jié)構(gòu)建筑上，跨度的增大和層數(shù)的增加，要求連接具有很高的強(qiáng)度和剛度，并且要求連接美觀、耐候性好，這些要求在傳統(tǒng)的連接方式中很難實(shí)現(xiàn)。

20世紀(jì)80年代，國(guó)外提供了一種新型節(jié)點(diǎn)連接方法，即膠合植筋連接技術(shù)［1－2］。該技術(shù)通過(guò)在被連接材料上(膠合木梁、柱等)鉆孔，注入膠黏劑并埋入植筋桿。通過(guò)膠黏劑的固化使構(gòu)件連接成為一體。大量的理論和應(yīng)用研究表明，該連接技術(shù)能夠提供很高的連接強(qiáng)度和剛度，能夠有效地傳遞載荷，并且連接處具有很好的外觀和防火性能。

有關(guān)植筋連接技術(shù)的理論和應(yīng)用研究開展的較早，但該技術(shù)僅應(yīng)用于歐洲、澳大利亞和北美等少數(shù)的國(guó)家［3－5］。另外，研究雖給出了抗拔強(qiáng)度的測(cè)試方法，但試驗(yàn)材料的不同，給出的抗拔強(qiáng)度設(shè)計(jì)方程并不相同，缺少統(tǒng)一的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。我國(guó)關(guān)于木結(jié)構(gòu)中采用植筋連接的研究還較少，筆者以膠合竹為研究對(duì)象，開展該連接技術(shù)抗拔性能研究，為該技術(shù)在我國(guó)竹、木結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用和推廣提供依據(jù)。

1 材料與方法

1．1 材料

膠合竹:取自同一批次，均由安徽黃山太平基地試驗(yàn)中心提供。膠合竹經(jīng)刨切加工后按照設(shè)定的規(guī)格尺寸鋸成段，并置于溫度為20℃、相對(duì)濕度為65%的環(huán)境里30 d以上。試驗(yàn)測(cè)得膠合竹氣干密度在0．66～0．74 g/cm3，含水率在4．96%～6．11%，彈性模量在10．75～11．82 GPa。

膠黏劑:雙組分環(huán)氧樹脂CYD－128，室溫固化，固化劑為CYDHD－593，即二亞乙基三胺與丁基縮水甘油醚的加成物。m(固化劑)∶m(主劑)=1∶4。

植筋桿:別名全螺紋螺桿、絲桿，材質(zhì)為45#鋼，表面發(fā)黑處理，型號(hào)有M8、M12、M16、M18、M20、M24、M30，產(chǎn)品等級(jí)8．8，即抗拉強(qiáng)度800 MPa，屈服強(qiáng)度為640 MPa，購(gòu)自南京鑫固標(biāo)準(zhǔn)件有限公司。

1．2 試樣制備及試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1．2．1 試樣制備

膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度測(cè)試方法主要有拉—拉和拉—壓兩種模式［6－7］。本試驗(yàn)采用拉—拉模式，試樣示意圖及主要尺寸如圖1所示。支撐端植筋桿直徑和植入深度均較測(cè)試端大，旨在保證破壞發(fā)生在測(cè)試端。圖1中a代表膠合竹端面長(zhǎng)度和寬度;da和Ds為兩端孔的直徑;d和D為兩端植筋桿的直徑;La和Ls分別是兩端的植入深度，Lm為非植筋區(qū)域長(zhǎng)度，其中D=1．5d，Ls=1．2La，Lm=1．4La。兩端植筋桿各留出100 mm，便于測(cè)試時(shí)夾持。

圖1 試樣示意圖

為了保證試件兩端的植筋桿具有一定的同軸度，植筋采用如下工藝進(jìn)行:①先以試件的一個(gè)面為基準(zhǔn)面，將其固定在工作臺(tái)A上，取植筋桿1，根據(jù)試件的邊距和孔的位置，確定植筋桿1的中心線與工作臺(tái)的高度，此時(shí)將植筋桿1固定并移走試件;②在工作臺(tái)C處放置植筋桿2(注:植筋桿1、2直徑不同)，利用紅外定位儀和水平尺調(diào)節(jié)植筋桿的水平位置和垂直高度，使其與植筋桿1在同一水平位置，然后將其固定;③植筋時(shí)，膠黏劑和固化劑按照給定的配比，采用專門的注膠設(shè)備經(jīng)高速混合后注入孔內(nèi)，然后將植筋桿沿著順時(shí)針?lè)较驍Q入孔的底部，擦除多余的膠液，并用聚四氟乙烯密封植筋桿端頭，防止膠液滲出;④將制備好的試件放置在溫度為20℃，相對(duì)濕度為65%的環(huán)境中繼續(xù)固化養(yǎng)護(hù)15 d以上。

圖2 植筋示意圖

1．2．2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

①邊距。研究表明膠合植筋的破壞模式和邊距(木材邊界與植筋桿之間的距離)有關(guān)。邊距過(guò)小常引起木材的開裂破壞，進(jìn)而導(dǎo)致膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度降低［8］。前人研究結(jié)果推薦的邊距結(jié)果也不盡相同，推薦的邊距值在(1．5～2．5)d，其中d是植筋桿直徑。本試驗(yàn)中邊距值分別為2、3、4、5d，植入深度為10d，測(cè)試端植筋桿為M16，支撐端植筋桿為M24，試件主要尺寸見(jiàn)表1，L代表膠合竹試件的總長(zhǎng)度。

表1 邊距試驗(yàn)的試樣基本尺寸

②膠層厚度。前人研究結(jié)果表明膠層厚度對(duì)膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度的影響不是很大［5，9］。采用過(guò)薄的膠層有可能使施膠不均勻，且灌膠時(shí)不易植筋桿的擰入;而膠層過(guò)厚不能增強(qiáng)連接的抗拔強(qiáng)度，且會(huì)產(chǎn)生膠黏劑的浪費(fèi)和固化時(shí)間的增加。本試驗(yàn)考查不同膠層厚度下植筋連接抗拔強(qiáng)度。膠層厚度分別為0．5、1．0、2．0、4．0 mm。測(cè)試端植筋桿為M16，支撐端植筋桿為M24。試樣主要尺寸見(jiàn)表2。

表2 膠層厚度試驗(yàn)的試樣基本尺寸

③長(zhǎng)徑比。研究表明植入深度和植筋桿直徑是膠合植筋最重要的參數(shù)，目前存在的參數(shù)設(shè)計(jì)方程中主要是利用這2個(gè)參數(shù)來(lái)預(yù)測(cè)植筋抗拔強(qiáng)度。為了研究的需要，研究者們將這兩個(gè)參數(shù)合并為長(zhǎng)徑比(λ)(即植入深度與植筋桿直徑之比，即La/d)，長(zhǎng)徑比成為膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度的主要影響因子。本試驗(yàn)中長(zhǎng)徑比分別為5、10、15和20。測(cè)試端植筋桿型號(hào)分別為M12、M16、M20，支撐端植筋桿型號(hào)分別為M18、M24、M30。邊距均為4d。具體尺寸詳見(jiàn)表3。

表3 長(zhǎng)徑比試驗(yàn)的試樣基本尺寸

1．3 試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)在300 kN材料萬(wàn)能力學(xué)試驗(yàn)機(jī)上完成。測(cè)試端安裝一對(duì)位移傳感器，測(cè)試過(guò)程中加載速度在2～10 mm/min。試驗(yàn)過(guò)程中記錄最大破壞載荷和破壞模式。根據(jù)有效接觸面積計(jì)算出膠合竹與膠黏劑界面的名義剪切強(qiáng)度(τ1)和植筋桿與膠黏劑界面的名義剪切強(qiáng)(τ2)。

2 結(jié)果與分析

2．1 邊距對(duì)膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度的影響

表2給出了不同邊距條件下抗拔強(qiáng)度均值、主要破壞模式統(tǒng)計(jì)、膠合竹與膠黏劑界面的名義剪切強(qiáng)度(τ1)和植筋桿與膠黏劑界面的名義剪切強(qiáng)度(τ2)，名義剪切強(qiáng)度的計(jì)算方法見(jiàn)公式(1)。

式中:Fu為每個(gè)試樣軸向拉伸的最大破壞載荷(N)。

從邊距測(cè)試結(jié)果(表4)可以看出，植筋桿直徑為16 mm時(shí)，植筋連接抗拔強(qiáng)度均值介于88．52～94．11 kN。植筋抗拔強(qiáng)度均值隨著邊距的增大而增大，后趨于穩(wěn)定。當(dāng)邊距為2d時(shí)，產(chǎn)生的全是膠合竹的開裂破壞，變異系數(shù)較大，說(shuō)明植筋連接在邊距較小時(shí)抗拔強(qiáng)度不穩(wěn)定;當(dāng)邊距為3d時(shí)，絕大部分是膠合竹開裂破壞;當(dāng)邊距為4、5d時(shí)，只發(fā)生植筋桿的拔出破壞。這說(shuō)明邊距對(duì)破壞模式有一定的影響。邊距對(duì)植筋連接抗拔強(qiáng)度的影響可以從圖3中更直觀的反映出來(lái)。

圖3 邊距對(duì)植筋連接抗拔強(qiáng)度的影響

邊距對(duì)膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度的影響進(jìn)行了單因素方差分析，結(jié)果如表5所示，說(shuō)明在α=0．05水平下，邊距對(duì)膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度有顯著影響。前人的研究結(jié)果［10－11］中推薦邊距值要大于2．5d。當(dāng)邊距小于2．3d時(shí)導(dǎo)致木材過(guò)早地開裂，從而抗拔性能降低。從本試驗(yàn)中可以看出，當(dāng)邊距介于(2～3)d時(shí)，主要發(fā)生木材的開裂破壞;當(dāng)邊距大于等于4d時(shí)，主要發(fā)生植筋桿的拔出破壞。本試驗(yàn)推薦的邊距為大于等于4d。

表4 邊距試驗(yàn)結(jié)果

表5 邊距對(duì)膠合植筋強(qiáng)度的單因素方差分析

2．2 膠層厚度對(duì)膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度的影響

不同膠層厚度下膠合植筋抗拔強(qiáng)度的測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表6?？梢钥闯觯z層厚度為0．5、1．0、2．0、4．0 mm時(shí)，其抗拔強(qiáng)度均值分別為93．25、92．74、93．74、93．51 kN。膠層厚度不同，其抗拔強(qiáng)度值相差不大。隨著膠層厚度的增大，膠合竹/膠黏劑界面的表面積增大，使得膠合竹/膠黏劑界面的名義剪切強(qiáng)度下降，而植筋桿/膠黏劑界面的名義剪切強(qiáng)度變化不大。

表6 膠層厚度試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)不同膠層厚度下的抗拔強(qiáng)度均值進(jìn)行方差分析(α=0．05)，如表7所示。結(jié)果表明，在α=0．05水平下，膠層厚度對(duì)抗拔強(qiáng)度沒(méi)有顯著影響。

表7 膠層厚度對(duì)膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度的單因素方差分析

2．3 長(zhǎng)徑比對(duì)膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度的影響

表8給出了膠合竹膠合植筋在不同長(zhǎng)徑比下的抗拔強(qiáng)度均值，膠合竹與膠黏劑界面以及植筋桿與膠黏劑界面間的名義剪切強(qiáng)度均值，并統(tǒng)計(jì)了試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生的主要破壞模式?？梢钥闯觯谥步顥U直徑相同的條件下，隨著長(zhǎng)徑比的增大，植筋連接抗拔強(qiáng)度呈上升趨勢(shì);當(dāng)長(zhǎng)徑比達(dá)到某一個(gè)值時(shí)，主要發(fā)生植筋桿的屈服，此時(shí)植筋抗拔強(qiáng)度取決于植筋桿自身的性能。隨著長(zhǎng)徑比的增大，膠合竹/膠黏劑界面的名義剪切應(yīng)力呈下降趨勢(shì)，因?yàn)橹步钸B接軸向剪切應(yīng)力在植入深度方向上的不均勻分布造成的。這種現(xiàn)象與Gardelle［12］、Broughton［13］的研究結(jié)論相同。

表8 不同長(zhǎng)徑比下的抗拔強(qiáng)度均值

長(zhǎng)徑比是影響膠合植筋強(qiáng)度的重要因子。圖4給出了膠合植筋連接抗拔強(qiáng)度與長(zhǎng)徑比的關(guān)系。繪制曲線時(shí)通常將植筋桿屈服和膠合竹開裂時(shí)的數(shù)值去除，保證此時(shí)產(chǎn)生的主要破壞為植筋桿的拔出，即破壞發(fā)生在膠合竹/膠黏劑界面。

圖4 植筋抗拔強(qiáng)度與長(zhǎng)徑比的回歸分析

曲線擬合的結(jié)果如表9所示，可以看出其相關(guān)系數(shù)R2=0．95～0．99，說(shuō)明擬合后的參數(shù)方程能夠很好地描述膠合竹植筋抗拔強(qiáng)度在不同直徑、不同長(zhǎng)徑比下的力學(xué)性能。可以看出，不同直徑下的抗拔強(qiáng)度需通過(guò)不同的擬合方程來(lái)表征，其實(shí)用性不強(qiáng)。根據(jù)相似理論，選擇其中一條曲線作為基線，以桿直徑作為變量，給出膠合植筋抗拔強(qiáng)度與直徑之間的關(guān)系。

表9 抗拔強(qiáng)度與長(zhǎng)徑比的曲線擬合結(jié)果

本試驗(yàn)以直徑為16 mm的植筋桿對(duì)應(yīng)的擬合方程為基線，即Fax=－0．563 9λ2+15．01λ，擬合出膠合竹順紋植筋平均軸向抗拔強(qiáng)度的Fax的預(yù)測(cè)模型為:

選用此模型滿足:長(zhǎng)徑比λ為5～20，植筋桿直徑12～20 mm，膠黏劑為雙組分環(huán)氧樹脂，膠層厚度0．5～4．0 mm，膠合竹或材性相近的膠合木，順紋植筋。

2．4 破壞模式

試驗(yàn)中主要產(chǎn)生3種破壞模式:a為膠合竹開裂;b為植筋桿拔出;c為植筋桿屈服(見(jiàn)圖5)。

圖5 膠合竹順紋植筋主要破壞模式

①膠合竹開裂。拉—拉荷載模式下要求試樣兩端的植筋桿中心線既要在一條直線上，又要能夠保證各自的垂直，這對(duì)試樣鉆孔的精度和植筋時(shí)的垂直度都有很高的要求。加載過(guò)程中因邊距過(guò)小或植筋桿不共軸容易產(chǎn)生彎曲應(yīng)力，進(jìn)而導(dǎo)致膠合竹開裂。

②植筋桿拔出。膠合竹植筋拔出只發(fā)生在膠合竹與膠黏劑界面。這種模式的產(chǎn)生主要原因是植筋連接中，膠層不是最弱項(xiàng)，抗拔強(qiáng)度取決于膠黏劑與膠合竹界面的粘接強(qiáng)度，這通常又與被連接材料(膠合木、膠合竹)對(duì)膠黏劑的滲透性有關(guān)。本試驗(yàn)中植筋桿/膠黏劑界面完好無(wú)損，一方面在于環(huán)氧樹脂膠黏劑不僅對(duì)鋼材有較好的粘接性能;另一方面，植筋桿表面的螺紋進(jìn)一步增大了粘接表面，固化后產(chǎn)生類似機(jī)械連接的嵌合作用。

③鋼筋屈服。隨著植入深度的增加，膠合植筋的抗拔強(qiáng)度增大，當(dāng)強(qiáng)度大于鋼筋本身的拉伸強(qiáng)度時(shí)即產(chǎn)生了植筋桿的屈服，屬于韌性破壞。這種破壞模式是最為理想的形式。因?yàn)橄鄬?duì)于木材而言，鋼材是一種均質(zhì)穩(wěn)定的材料，其強(qiáng)度設(shè)計(jì)的準(zhǔn)則和計(jì)算方法十分成熟。當(dāng)膠合木膠合植筋連接中達(dá)到鋼材的屈服破壞，其連接抗拔強(qiáng)度的設(shè)計(jì)可以參考鋼材的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，具有更安全、更方便的特點(diǎn)。

3 結(jié)論

邊距對(duì)膠合竹植筋抗拔強(qiáng)度有一定影響，邊距過(guò)小容易導(dǎo)致膠合竹的開裂，進(jìn)而降低連接抗拔強(qiáng)度;推薦的邊距為大于或等于4d;膠層厚度對(duì)連接抗拔強(qiáng)度影響不顯著。長(zhǎng)徑比是影響植筋連接抗拔強(qiáng)度的一個(gè)重要參數(shù)。根據(jù)長(zhǎng)徑比給出膠合竹順紋植筋抗拔強(qiáng)度的預(yù)測(cè)模型為:Fax=(0．563 9λ2+15．01λ)(d/12)1．5。植筋連接主要產(chǎn)生了膠合竹開裂、植筋桿拔出和植筋桿屈服等3種破壞模式。

［1］Tlustochowicz G，Serrano E，Steiger R．State-of-the-art review on timber connections with glued-in steel rods［J］．Materials and Structures，2011，44(5):997－1020．

［2］Jensen J L，Koizumi A，Sasaki T．Axially loaded glued-in hardwood dowels［J］．Wood Science and Technology，2001，35(1/2):73－83．

［3］Feligioni L，Lavisci P，Duchanois G，et al．Influence of glue rheology and joint thickness on the strength of bonded-in rods［J］．Holz als Roh-und Werkstoff，2003，61(4):281－287．

［4］Steiger R，Gehri E，Widmann R．Pull-out strength of axially loaded steel rods bonded in glulam parallel to the grain［J］．Materials and Structures，2006，40(1):69－78．

［5］Mehrab，Madhoushi，Martin P．Behaviour of timber connections using glued-in GFRP rods under fatigue loading Part II:Momentresisting connections［J］．Composites Part B Engineering，2008，39(2):249－257．

［6］Broughton JG，Hutchinson A R．Effect of timber moisture content on bonded-in rods［J］．Construction and Building Materials，2001，15(1):17－25．

［7］Widmann R，Steiger R，Gehri E．Pull-out strength of axially loaded steel rods bonded in glulam perpendicular to the grain［J］．Materials and Structures，2007，40(8):827－838．

［8］張建榮，石麗忠，吳進(jìn)，等．植筋錨固拉拔試驗(yàn)及破壞機(jī)理研究［J］．結(jié)構(gòu)工程師，2004，20(5):47－51．

［9］Pedersen M U，Clorius C O，Damkilde L．Strength of glued-in bolts after full scale loading［J］．Journal of Performance of Constructed Facilities，1999，13(3):107－113．

［10］Rossignon A，Espion B．Experimental assessment of the pull-out strength of single rods bonded in glulam parallel to the grain［J］．Holz als Roh-und Werkstoff，2008，66(6):419－432．

［11］Senno M，Piazza M，Tomasi R．Axial glued-in steel timber joints—experimental and numerical analysis［J］．Holz als Rohund Werkstoff，2004，62(2):137－146．

［12］Gardelle V，Morlier P．Geometric parameters which affect the short term resistance of an axially loaded glued-in rod［J］．Materials and Structures，2007，40(1):127－138．

［13］Broughton J G，Hutchinson A R．Pull-out behaviour of steel rods bonded into timber［J］．Materials and Structures，2001，34(2):100－109．