帶隅撐膠合木梁-雙肢柱框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究

王 柳，陳伯望，劉 哲，謝亞孜，劉 帥，王 懷

（中南林業(yè)科技大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410004）

引言

近10年來，隨著大跨度、多高層重型木結(jié)構(gòu)的發(fā)展，節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能愈發(fā)受到關(guān)注。節(jié)點(diǎn)作為梁、柱構(gòu)件的內(nèi)力傳遞和協(xié)同受力機(jī)構(gòu)，其力學(xué)性能直接決定結(jié)構(gòu)體系在靜載和動(dòng)載作用下的承載力及抗震性能。國內(nèi)外學(xué)者［1-5］對傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能研究發(fā)現(xiàn)：受限于木材橫紋抗拉強(qiáng)度以及節(jié)點(diǎn)剛度較低的問題，結(jié)構(gòu)整體的延性及抗側(cè)能力較差，大量震害現(xiàn)象表明，木結(jié)構(gòu)建筑通常能達(dá)到大震不倒的設(shè)計(jì)要求，但膠合木純框架結(jié)構(gòu)在地震作用下?lián)p傷積累嚴(yán)重，難以修復(fù)，這在一定程度上限制了重型木結(jié)構(gòu)的發(fā)展。

針對上述問題，諸多學(xué)者就提高膠合木節(jié)點(diǎn)承載力和延性做了大量研究。趙藝等［6］采用預(yù)應(yīng)力套管螺栓連接，對高強(qiáng)螺栓施加預(yù)拉力使接觸面產(chǎn)生摩檫力，以此消除間隙產(chǎn)生的不利影響，并使節(jié)點(diǎn)具有較高的耗能能力。李征等［7-8］通過安裝預(yù)應(yīng)力鋼絞線使節(jié)點(diǎn)具有自復(fù)位能力從而降低結(jié)構(gòu)的殘余變形，改善節(jié)點(diǎn)的抗震性能，并使木結(jié)構(gòu)體系具有震后可恢復(fù)功能。在延緩木材橫紋受拉過早開裂方面，劉慧芬等［9］，何敏娟等［9-11］在連接區(qū)域使用自攻螺釘、貫穿光圓螺桿等對梁側(cè)進(jìn)行橫紋加強(qiáng)，發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)抗彎承載力、延性和耗能能力有了明顯提高。WANG［12］、SONG［13］采用FRP 包裹梁端、徐天琦［14］對鋼填板增設(shè)翼緣，這兩者都能限制橫紋裂縫發(fā)展，延緩甚至避免梁端發(fā)生脆性拉壞，同時(shí)還能充分利用木材的抗壓強(qiáng)度。

但以上措施對于提高節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和變形能力的效果并不顯著，主要是由于傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式使節(jié)點(diǎn)為鉸接，無法做到剛接［15］。目前，解決這一問題的較好辦法是增設(shè)支撐或剪力墻［16］。熊海貝等［17-18］對純框架以及帶交叉支撐、人字撐、隅撐和輕木剪力墻4 種抗側(cè)加強(qiáng)框架進(jìn)行了水平荷載試驗(yàn)，綜合比較層間位移角、剛度、延性和耗能后認(rèn)為隅撐的抗震效果較好，而且，相較于其他支撐形式，隅撐對建筑空間使用的影響較小。He等［19］考慮截面模量比、安裝角度和端距3種影響因素對16個(gè)隅撐節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了單調(diào)和低周反復(fù)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)表明：隅撐的加裝使節(jié)點(diǎn)抗彎承載力和轉(zhuǎn)動(dòng)剛度顯著增加，但較大截面的隅撐會(huì)限制其塑性變形，降低節(jié)點(diǎn)的耗能能力和延性。鄭維等［20］對膠合木框架、木剪力墻和木框架-剪力墻3種結(jié)構(gòu)進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)表明：木框架-剪力墻的抗側(cè)剛度可視為木框架和木剪力墻的抗側(cè)剛度之和，但極限承載力大于二者之和。

此前的試驗(yàn)多采用單肢柱，且梁-柱間采用鋼填板螺栓連接，這需要對梁端進(jìn)行開槽處理，對梁造成了較大的初始損傷。文中提出一種雙肢柱框架結(jié)構(gòu)，梁夾在雙肢柱之間，節(jié)點(diǎn)采用螺栓連接，節(jié)點(diǎn)設(shè)隅撐提高結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度，該結(jié)構(gòu)具有節(jié)省材料、構(gòu)造簡單的特點(diǎn)。為研究該結(jié)構(gòu)的抗側(cè)移性能，設(shè)計(jì)了2 種截面尺寸的隅撐共6個(gè)節(jié)點(diǎn)試件，對其進(jìn)行單調(diào)和低周反復(fù)加載，確定節(jié)點(diǎn)的極限承載力、初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度、延性系數(shù)和耗能能力，分析節(jié)點(diǎn)破壞模式，為膠合木雙肢柱梁節(jié)點(diǎn)在重型木結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用提供設(shè)計(jì)依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)3 組（NS1、S1 和S2）共6 個(gè)節(jié)點(diǎn)試件，見表1，其中試件NS1 為無隅撐節(jié)點(diǎn)，其它試件為帶隅撐節(jié)點(diǎn)，3 組試件的三維圖如圖1 所示。對試件NS1、S1-1、S2-1 和S2-3 進(jìn)行單調(diào)加載，以研究膠合木節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度、抗彎承載力以及延性等抗側(cè)能力，其中試件S2-3 在梁端加裝鋼夾板，如圖2 所示。對試件S1-2 和S2-2 進(jìn)行低周反復(fù)加載，以研究膠合木節(jié)點(diǎn)的剛度退化、抗彎承載力退化以及耗能等抗震性能。

圖1 節(jié)點(diǎn)三維圖Fig.1 3D diagram of joints

圖2 梁端鋼夾板加強(qiáng)Fig.2 Steel splint reinforcement at beam end

表1 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Joint design parameters

制作膠合木的規(guī)格材為東北落葉松，平均含水率14%，氣干密度0.617 g/cm3。膠合木雙肢柱截面為300 mm×300 mm，單肢柱截面為300 mm×100 mm；膠合木梁截面為300 mm×100 mm；膠合木隅撐，S1組隅撐截面為150 mm×100 mm，S2 組為200 mm×100 mm，考慮到建筑空間協(xié)調(diào)以及建筑美觀，隅撐內(nèi)側(cè)至梁、柱邊緣的距離均為200 mm，隅撐上端為隅撐與梁連接端，下端為隅撐與柱連接端，如圖3所示。節(jié)點(diǎn)螺栓連接，隅撐與梁鋼夾板連接，采用4.8級(jí)普通螺栓，屈服強(qiáng)度320 MPa，螺栓直徑為12 mm，螺栓孔徑為13 mm，參照GB 50005-2017《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》確定螺栓的端距、邊距、間距和行距，如圖3 所示，為避免螺紋對孔壁木材造成擠壓損傷，在螺栓與木材接觸的部分采用光圓桿。隅撐與梁連接處以及試件S2-3 梁端橫紋加強(qiáng)使用的鋼夾板強(qiáng)度等級(jí)為Q235B，厚度6 mm。

圖3 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)及螺栓孔編號(hào)Fig.3 Joint configuration and bolt hole number

1.2 試驗(yàn)方案

為便于荷載的施加，將雙肢柱水平放置在墊塊上，并通過地錨固定限制柱兩端的位移，水平作動(dòng)器與梁自由端相連［21］，如圖4所示。試驗(yàn)過程中，主要測量節(jié)點(diǎn)彎矩和轉(zhuǎn)角。其中，節(jié)點(diǎn)彎矩為作動(dòng)器施加在梁自由端的荷載與施力點(diǎn)至梁端螺栓群中心距離的乘積；節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角為膠合木梁、柱間的相對轉(zhuǎn)角，由布置在膠合木梁不同高度處的位移計(jì)測得。采用液壓伺服系統(tǒng)對梁自由端施加水平荷載，作動(dòng)器量程為250 kN，動(dòng)程為±250 mm，單調(diào)和低周反復(fù)加載均為位移控制。由于我國JGJ/T 101-2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》提出的抗震試驗(yàn)方法側(cè)重于砌體結(jié)構(gòu)、鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)以及鋼結(jié)構(gòu)，對木結(jié)構(gòu)卻未有提及，因此試驗(yàn)參考美國材料試驗(yàn)協(xié)會(huì)的標(biāo)準(zhǔn)，單調(diào)加載參考美國標(biāo)準(zhǔn)ASTM D1761-12，加載速率為5 mm/min，當(dāng)試件承載力下降至極限荷載的80%或出現(xiàn)嚴(yán)重破壞時(shí)停止加載，記錄此時(shí)的極限位移Δm，并將極限位移Δm作為低周反復(fù)加載的參考位移。低周反復(fù)加載參照美國標(biāo)準(zhǔn)ASTM E2126-11方法B，如圖5所示，分為2階段加載：第1階段各級(jí)只進(jìn)行1次循環(huán)，各級(jí)位移幅值取Δm的1.25%、2.5%、5%、7.5%和10%，加載速率為5 mm/min；第2階段各級(jí)進(jìn)行3次等幅加載，各級(jí)位移幅值取Δm的20%、40%、60%、80%、100%和120%，直到試件破壞，加載速率為20 mm/min。

圖4 試驗(yàn)裝置及測點(diǎn)分布Fig.4 Test setup and arrangement of instrumentation

圖5 低周反復(fù)試驗(yàn)加載制度Fig.5 Cyclic test protocol

2 單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

在單調(diào)加載初期，4個(gè)試件均處于彈性階段，此時(shí)的變形主要是由螺栓孔隙和隅撐與梁側(cè)間隙引起的初始滑移。但隨著梁自由端位移的增加，各試件的破壞模式有所差異，如圖6～圖9所示。

圖6 梁端破壞圖Fig.6 Failure diagram at beam end

（1）試件NS1 為無隅撐節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)彎矩僅由螺栓承擔(dān)，當(dāng)彎矩為4.11 kN·m（約為極限彎矩的43%）時(shí)，節(jié)點(diǎn)內(nèi)部螺栓孔發(fā)出輕微擠壓、撕裂聲，當(dāng)梁自由端轉(zhuǎn)角為0.052 rad 時(shí)，可以聽到連續(xù)清脆的木材撕裂聲，此時(shí)節(jié)點(diǎn)螺栓孔周圍的初始微裂縫相互貫通形成一條通縫，隨著轉(zhuǎn)角增大，裂縫沿著梁順紋方向向上發(fā)展，直到轉(zhuǎn)角過大而停止加載，加載過程中，梁端未出現(xiàn)脆性破壞。

（2）試件S1-1 和S2-1 均在梁端發(fā)生了脆性劈裂破壞，如圖7 所示。兩者在加載初期的試驗(yàn)現(xiàn)象大致相似，以試件S1-1為例，當(dāng)彎矩為極限彎矩的10%時(shí)，隅撐上端與梁側(cè)充分接觸并頂緊，發(fā)出急促的摩擦和擠壓聲，當(dāng)彎矩為極限彎矩的33%時(shí)，節(jié)點(diǎn)內(nèi)部發(fā)出連續(xù)的木材撕裂聲直到試件破壞。節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)則受到隅撐截面影響而有所不同，其中試件S1-1 的隅撐下端與柱采用6 根螺栓連接，螺栓承載力較低，對梁轉(zhuǎn)動(dòng)的限制作用有限，破壞時(shí)梁自由端轉(zhuǎn)角為0.093 rad，其隅撐下端與柱連接處螺栓孔產(chǎn)生了嚴(yán)重的銷槽承壓變形，如圖8 所示，螺栓在隅撐下端兩側(cè)與柱接觸面處產(chǎn)生雙塑性鉸，如圖9 所示，形成類似于JohansenⅣ型的屈服模式［22］；而試件S2-1 的隅撐下端與柱采用9 根螺栓連接，螺栓承載力較高，對梁的轉(zhuǎn)動(dòng)限制作用明顯，破環(huán)時(shí)梁自由端轉(zhuǎn)角僅為0.053 rad，破壞形態(tài)表現(xiàn)為在梁端受拉側(cè)螺栓孔下部出現(xiàn)列剪破壞和劈裂破壞，膠合木梁較大的彎曲應(yīng)力使梁端在破壞時(shí)伴隨著巨大的能量釋放，裂縫沿梁縱向發(fā)展至梁中部，但隅撐下端與柱連接處的螺栓孔與其對應(yīng)的螺栓變形并不明顯。

圖7 節(jié)點(diǎn)破壞圖Fig.7 Failure diagram at joint

圖8 隅撐下端破壞圖Fig.8 Failure diagram of lower end of knee brace

圖9 隅撐下端螺栓變形圖Fig.9 Deformation diagram of bolt at lower end of knee brace

（3）試件S2-3在梁端加裝鋼夾板，其加載初期的試驗(yàn)現(xiàn)象與試件S1-1和S2-1相同，而在破壞形態(tài)方面差別較大，在加載過程中膠合木梁雖有順紋向貫穿裂縫，如圖6 所示，但由于螺栓和鋼夾板對膠合木梁側(cè)產(chǎn)生了橫向約束力，限制了梁的橫向變形，避免了梁端出現(xiàn)脆性破壞。隅撐下端受到螺栓擠壓產(chǎn)生順紋向劈裂破壞，如圖8所示，在梁自由端轉(zhuǎn)角達(dá)到0.09 rad時(shí)，承載力小幅下降，繼續(xù)加載后，承載力穩(wěn)定上升至轉(zhuǎn)角為0.12 rad 后進(jìn)入平直段，當(dāng)轉(zhuǎn)角達(dá)到0.13 rad 時(shí)承載力仍未見下降趨勢，考慮到節(jié)點(diǎn)變形過大已失去工程實(shí)際使用意義，故停止加載，此時(shí)隅撐下端螺栓也有類似于Johansen Ⅳ屈服模式的雙鉸塑性彎曲，節(jié)點(diǎn)破壞模式由梁端橫紋受拉劈裂脆性破壞變?yōu)橛鐡蜗露隧樇y銷槽承壓的延性破壞。

2.2 彎矩－轉(zhuǎn)角曲線

4個(gè)試件的單調(diào)加載彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖10所示，節(jié)點(diǎn)受力過程大致分為低剛度階段、彈性工作階段、帶裂縫工作階段和破壞階段。帶隅撐的3個(gè)試件（S1-1、S2-1、S2-3）由于制作和安裝誤差使隅撐上端與梁之間存在縫隙而尚未充分接觸，在低剛度階段之后存在一個(gè)平緩段，當(dāng)各組件穩(wěn)定接觸后，曲線近似為一條斜直線，即進(jìn)入彈性工作階段，此時(shí)節(jié)點(diǎn)剛度保持穩(wěn)定。隨著荷載的增加，當(dāng)膠合木梁端孔壁與螺栓間的壓應(yīng)力大于木材橫紋抗拉強(qiáng)度以及隅撐下端孔壁與螺栓間的壓應(yīng)力大于木材順紋抗壓強(qiáng)度時(shí)，螺栓孔周圍木材開裂并產(chǎn)生局部塑性變形，螺栓彎曲，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入屈服段，此時(shí)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線表現(xiàn)為非線性，具體如下：

圖10 單調(diào)加載彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.10 Monotonic moment-rotation curves

（1）試件NS1 在轉(zhuǎn)角為0.052 rad 時(shí)，梁端裂縫貫通并向上發(fā)展，裂縫兩側(cè)的木梁逐漸形成獨(dú)立的懸臂機(jī)構(gòu)而繼續(xù)承載，使彎矩-轉(zhuǎn)角曲線保持水平。節(jié)點(diǎn)雖然延性很好，但抗彎承載力過低，僅為9.48 kN·m。

（2）試件S1-1 和S2-1 在屈服點(diǎn)出現(xiàn)后仍能維持較高剛度，而試件S1-1 受限于隅撐下端螺栓孔的壓潰及相應(yīng)螺栓的屈服，在節(jié)點(diǎn)屈服后，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線斜率較試件S2-1明顯降低，剛度顯著下降，表明節(jié)點(diǎn)剛度下降程度受隅撐截面控制。

（3）試件S2-3和S2-1在破壞前彎矩-轉(zhuǎn)角曲線基本平行，表明加裝鋼夾板對節(jié)點(diǎn)剛度沒有影響。當(dāng)荷載增加到一定程度后，試件S2-3 隅撐下端螺栓孔裂縫逐漸擴(kuò)展并相互貫通，各螺栓間的荷載進(jìn)行再分配，此時(shí)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線會(huì)出現(xiàn)下降或有“鋸齒”狀波動(dòng)段，節(jié)點(diǎn)承載力波動(dòng)幅度大而無法穩(wěn)定受荷，進(jìn)一步加載，荷載再分配完畢使節(jié)點(diǎn)受力重新進(jìn)入穩(wěn)態(tài)，在節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角為0.13 rad時(shí)仍能維持其承載力處于極限狀態(tài)水平，說明該節(jié)點(diǎn)具備良好的變形能力，且抗彎承載力達(dá)88.15 kN·m。

2.3 承載能力與變形分析

通過單調(diào)加載試驗(yàn)得到4 個(gè)試件的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，以分析增設(shè)隅撐和對梁端橫紋加強(qiáng)后節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能和變形能力。各節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度、屈服荷載、極限荷載和延性系數(shù)如表2 所示。各參數(shù)計(jì)算過程如下：

表2 單調(diào)加載試件主要力學(xué)性能Table 2 The main mechanical properties of monotonic loading specimens

（1）初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度

對于無隅撐試件NS1，初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度Kα取彎矩-轉(zhuǎn)角曲線中的10%Mu和40%Mu兩點(diǎn)割線斜率，即而對于帶隅撐試件，則取平緩段的結(jié)束點(diǎn)與極限荷載的40%對應(yīng)點(diǎn)間連線斜率。

（2）屈服彎矩My和屈服轉(zhuǎn)角θy

參考Yasumura 等［23］提出的Y&K 法確定屈服彎矩，該法認(rèn)為切線為與40%Mu和90%Mu兩點(diǎn)割線相平行的直線，其與初始剛度割線在彎矩-轉(zhuǎn)角曲線上的水平投影點(diǎn)即為屈服點(diǎn)，如圖11所示。

圖11 Y&K法示意圖Fig.11 Y&K method

（3）極限彎矩Mu和極限轉(zhuǎn)角θu

極限彎矩為彎矩-轉(zhuǎn)角曲線中彎矩最大值，極限轉(zhuǎn)角為極限彎矩對應(yīng)的轉(zhuǎn)角。

（4）延性系數(shù)

極限轉(zhuǎn)角與屈服轉(zhuǎn)角的比值，即

由表2 可見：（1）增設(shè)隅撐可大幅提高節(jié)點(diǎn)剛度和抗彎承載力，與無隅撐試件NS1 相比，S1-1 和S2-1 的節(jié)點(diǎn)剛度分別提高4.37 倍、7.71 倍，抗彎承載力分別提高6.62 倍、6.80 倍；（2）對比試件S2-1 和S1-1 可以發(fā)現(xiàn)，大截面隅撐可提高節(jié)點(diǎn)剛度，但由于其隅撐下端螺栓孔的承壓變形和隅撐下端與柱連接的螺栓彎曲變形過小，限制了梁的轉(zhuǎn)動(dòng)，使梁端受拉側(cè)在轉(zhuǎn)角為0.053 rad 時(shí)就發(fā)生了脆性破壞，兩者抗彎承載力接近，但截面大的隅撐延性變差，試件S2-1 的延性系數(shù)僅為1.83；（3）對比試件S2-3 和S2-1 可以發(fā)現(xiàn)，在梁端加設(shè)鋼夾板提高了木材橫紋抗拉能力，避免了梁端發(fā)生脆性劈裂破壞，充分利用了隅撐木材受壓性能好的特點(diǎn)，使節(jié)點(diǎn)的屈服點(diǎn)和極值點(diǎn)延后，極限抗彎承載力提高了19%，延性系數(shù)提高了40%。

3 低周反復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件S1-2 和S2-2 在反復(fù)荷載作用下經(jīng)歷了初始階段、彈性階段、非線性階段和破壞階段，并且均在0.8Δm主循環(huán)受拉時(shí)發(fā)生貫穿全梁的嚴(yán)重撕裂破壞，如圖12所示，故不再繼續(xù)加載。

圖12 節(jié)點(diǎn)破壞圖圖Fig.12 Failure diagram at joint

主循環(huán)幅值在0.1Δm之前，試件S1-2和S2-2梁轉(zhuǎn)動(dòng)幅度小無明顯現(xiàn)象，之后試件S1-2的隅撐下端與柱連接處發(fā)出木材撕裂聲并逐漸擴(kuò)散至梁端以及梁與隅撐上端連接處，期間伴隨著梁側(cè)與隅撐上端的擠壓聲，在主循環(huán)幅值達(dá)到0.8Δm時(shí)，撕裂聲和擠壓聲連續(xù)而密集，直到木梁受拉破壞時(shí)發(fā)出一聲脆響；試件S2-2的試驗(yàn)現(xiàn)象與S1-2大體相同，但其隅撐下端與柱連接處螺栓孔塑性變形很小，如圖13所示，因此該處未發(fā)出木材撕裂聲。

低周反復(fù)加載作用下試件的破壞模式不同于單調(diào)加載，試件S1-2 和S2-2 均是梁中部受拉引起梁縱向劈裂，且裂縫延伸至梁底和梁自由端作動(dòng)器固定處。在隅撐下端與柱連接處的螺栓孔和相應(yīng)的螺栓方面，試件S1-2支撐的6個(gè)螺栓孔受螺栓反復(fù)擠壓而變形嚴(yán)重，逐漸擴(kuò)展為橢圓狀，如圖13所示，螺栓受到橫向作用力大，在交替拉壓應(yīng)力作用下易彎曲，如圖14所示；試件S2-2螺栓孔基本光圓，螺栓仍能保持剛直，如圖13、圖14所示。

圖13 隅撐下端破壞圖Fig.13 Failure diagram of lower end of knee brace

圖14 隅撐下端螺栓變形圖Fig.14 Deformation diagram of bolt at lower end of knee brace

3.2 滯回曲線

試件S1-2和S2-2的滯回曲線如圖15所示，由圖15可見：（1）兩個(gè)試件的滯回曲線均存在明顯的捏縮現(xiàn)象，即表現(xiàn)為反S 形，這是因?yàn)槟局?、木梁及隅撐之間通過螺栓連接，螺栓孔直徑比螺栓桿大，隨著反復(fù)荷載的施加，螺栓孔進(jìn)一步擴(kuò)大，當(dāng)作動(dòng)器向原點(diǎn)復(fù)位時(shí)，栓桿相繼與孔壁分離，彈性恢復(fù)力幾乎為零；（2）在破壞前，隨著位移幅值的增加，每級(jí)主循環(huán)的彎矩峰值并未下降，原因在于仍有一部螺栓和木材具有彈性變形能力，在大變形情況下依舊能提供較大的彈性恢復(fù)力；（3）在極限抗彎承載力和轉(zhuǎn)角方面，兩個(gè)試件的正、反向彎矩峰值基本一直，但試件S2-2 的正、反向極限轉(zhuǎn)角僅為試件S1-2 的60%，說明采用大截面隅撐節(jié)點(diǎn)的變形能力差，不利于節(jié)點(diǎn)抗震。

圖15 滯回曲線Fig.15 Hysteretic loops

3.3 骨架曲線

骨架曲線為滯回曲線中各級(jí)主循環(huán)峰值點(diǎn)間的連線，試件S1-2和S2-2的骨架曲線如圖16所示，由圖可見：（1）試件S1-2 的骨架曲線經(jīng)歷了彈性、屈服和極限破壞3 個(gè)階段，在節(jié)點(diǎn)達(dá)到屈服點(diǎn)后，骨架曲線斜率逐漸降低，這是由于隅撐下端與柱連接的螺栓孔以及螺栓都有較大的塑性變形，節(jié)點(diǎn)損傷積累從而使剛度降低。（2）試件2-2 的骨架曲線屈服段表現(xiàn)不明顯，特別是反向加載階段，這與其梁發(fā)生受拉脆性破壞相吻合。

圖16 骨架曲線Fig.16 Skeleton curves

3.4 剛度退化曲線

梁柱節(jié)點(diǎn)的剛度對結(jié)構(gòu)整體的抗震性能具有重要意義。在反復(fù)荷載作用下，螺栓孔的承壓變形和開裂以及螺栓的屈服等不可恢復(fù)的損傷積累，使膠合木梁柱節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度隨著加載循環(huán)次數(shù)的增加而有不同程度的下降。節(jié)點(diǎn)有效剛度Ki以滯回曲線每級(jí)主循環(huán)加載彎矩峰值點(diǎn)間的割線剛度來表示，用以衡量節(jié)點(diǎn)的剛度退化，按式（3）計(jì)算：

式中：Mi和-Mi為第i級(jí)主循環(huán)加載正、反向彎矩峰值：θi、-θi為Mi和-Mi相應(yīng)轉(zhuǎn)角值。

在加載初期，受節(jié)點(diǎn)初始滑移的影響，節(jié)點(diǎn)的初始有效剛度較小，且表現(xiàn)為較大的不穩(wěn)定性，故文中未取在主循環(huán)幅值為0.1Δm前的有效剛度，見圖17，由圖可見：在進(jìn)一步加載后，各組件之間充分接觸，節(jié)點(diǎn)有效剛度呈現(xiàn)為線性增長趨勢，試件S1-2在主循環(huán)幅值為0.4Δm時(shí)有效剛度達(dá)到峰值為924 kN·m·rad-1，之后開始剛度下降，而試件S2-2 在破壞前，節(jié)點(diǎn)有效剛度維持在1 200 kN·m·rad-1以上，剛度未出現(xiàn)明顯下降，其螺栓和螺栓孔均為有明顯變形，表明節(jié)點(diǎn)在梁受拉劈裂破壞前，節(jié)點(diǎn)的有效剛度由隅撐下端與柱連接的螺栓和其對應(yīng)螺栓孔的塑性變形控制。試件S2-2的峰值有效剛度比試件S1-2大38.5%，且有效剛度在上升段斜率大于試件S1-2，說明大截面隅撐對節(jié)點(diǎn)剛度提升效果明顯，但其延性下降，破壞更具有脆性特征。

圖17 剛度退化曲線Fig.17 Stiffness degradation curves

3.5 強(qiáng)度退化

節(jié)點(diǎn)作為傳力機(jī)構(gòu)在遭受一定地震作用之后，強(qiáng)度會(huì)有所下降，特別是在主震后的余震，地震荷載反復(fù)作用于節(jié)點(diǎn)，而使節(jié)點(diǎn)破壞。強(qiáng)度退化指在每級(jí)循環(huán)加載過程中位移幅值不變情況下，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力隨加載次數(shù)的增加而下降的特性。通常使用同級(jí)抗彎承載力退化系數(shù)λn表征：

式中：Mn,1為第n級(jí)主循環(huán)加載時(shí)的彎矩峰值；Mn,m為對應(yīng)的同級(jí)最后一次循環(huán)加載時(shí)的彎矩峰值。

試件S1-2 和S2-2 的抗彎承載力退化系數(shù)如圖18 所示，由圖可見：由于第1 階段的5 級(jí)加載只有一次循環(huán)，故試件的抗彎承載力退化系數(shù)為1.0，從第2 階段加載開始試件的抗彎承載力系數(shù)下降，在第2階段加載至試件破壞前，2個(gè)試件的抗彎承載力退化系數(shù)均在0.8以上，說明此種形式節(jié)點(diǎn)隨著地震振幅的增加，其強(qiáng)度退化小，在節(jié)點(diǎn)破壞前依然具備足夠的抗彎承載力。

圖18 抗彎承載力退化曲線Fig.18 Degradation curves of bending capacity

3.6 節(jié)點(diǎn)耗能能力

通常用滯回曲線包圍的面積來衡量節(jié)點(diǎn)的耗能能力，曲線越飽滿，耗能能力就越強(qiáng)，說明節(jié)點(diǎn)的抗震性能越好。節(jié)點(diǎn)耗能主要來自于木材的擠壓、摩擦，螺栓孔的承壓變形和劈裂以及螺栓的彎曲等非線性變形。另外，節(jié)點(diǎn)耗能能力也可用等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq來表征，表達(dá)式為：

式中：Ed為滯回曲線一個(gè)滯回環(huán)包圍的面積；Ep為對應(yīng)的名義彈性勢能，即一個(gè)滯回環(huán)正、反方向彎矩峰值點(diǎn)對應(yīng)三角形的面積和，如圖19所示。

圖19 等效粘滯阻尼系數(shù)計(jì)算示意圖Fig.19 Diagram of equivalent viscous damping coefficient calculation

按式（5）計(jì)算的節(jié)點(diǎn)等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq見圖20，由圖可見：（1）在加載初期，由于初始縫隙和梁自由端位移小，隅撐尚未參與工作，此時(shí)節(jié)點(diǎn)剛度低、滯回曲線飽滿，因此等效粘滯阻尼系數(shù)較大。隨著位移增大，隅撐參與工作，節(jié)點(diǎn)剛度迅速增加，滯回曲線逐漸偏扁，等效粘滯阻尼系數(shù)下降；（2）進(jìn)一步加載，主循環(huán)幅值在0.2Δm～0.4Δm時(shí)，螺栓孔壁出現(xiàn)微小承壓變形，而螺栓處于彈性變形，等效粘滯阻尼系數(shù)開始增大但趨勢平緩；（3）從主循環(huán)幅值為0.4Δm至試件破壞前，螺栓出現(xiàn)不可恢復(fù)的塑性變形，螺栓孔周圍局部壓潰，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入塑性屈服階段，耗能增加，等效粘滯阻尼系數(shù)增加；（4）試件破壞受木材橫紋抗拉強(qiáng)度控制，而與隅撐截面大小無關(guān)，兩試件各級(jí)主循環(huán)峰值荷載相差不大，但試件S2-2的各級(jí)主循環(huán)位移幅值小于S1-2，其對應(yīng)的名義彈性勢能Ep也小于S1-2，使得在加載后期試件S2-2的等效粘滯阻尼系數(shù)大于S1-2。

圖20 等效粘滯阻尼系數(shù)Fig.20 Equivalent viscous damping coefficient

節(jié)點(diǎn)累計(jì)耗能為各級(jí)滯回曲線所包圍面積累加，見圖21。由圖可見：在加載初期節(jié)點(diǎn)耗能較小，隨著加載位移幅值的增大，螺栓變形和木材壓潰、劈裂使一部分彈性應(yīng)變能得以釋放，節(jié)點(diǎn)耗能顯著增加。小截面隅撐在反復(fù)加載作用下，其塑性變形大于試件S2-2，因此在主循環(huán)幅值0.2Δm之后其耗能上升更快，且累計(jì)耗能也大于試件S2-2，說明采用小截面隅撐節(jié)點(diǎn)具有更好的抗震耗能能力。

圖21 累計(jì)耗能Fig.21 Energy dissipation

4 設(shè)計(jì)改進(jìn)

我國GB 50011-2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》提出以結(jié)構(gòu)安全性為主的“三水準(zhǔn)”抗震設(shè)防目標(biāo)中，隅撐可在中震（設(shè)防地震）作用下發(fā)生破壞，作為第一道抗震防線，而梁柱框架主體保持彈性能繼續(xù)承載，作為第二道抗震防線。在低周反復(fù)加載試驗(yàn)中，試件S1-2和S2-2均是梁與隅撐上端連接處劈裂而使梁整體破壞，這不符合木結(jié)構(gòu)“強(qiáng)框架弱支撐”和多道抗震防線的設(shè)計(jì)要求。采用大截面隅撐節(jié)點(diǎn)僅在抗彎剛度上有提升，而在承載力、延性、耗能等方面并不理想，與小截面隅撐節(jié)點(diǎn)相比，其破壞更具脆性。文中針對上述研究結(jié)果，提出了節(jié)點(diǎn)構(gòu)造改進(jìn)建議，見圖22（a），針對梁端劈裂問題，已對試件S2-3進(jìn)行了橫紋加強(qiáng)處理，見圖22（b），但對于節(jié)點(diǎn)在地震作用下梁受拉破壞，建議采用連接件和豎向螺栓方式，如圖22（c）所示，這樣可避免木材橫紋抗拉強(qiáng)度低的問題，使節(jié)點(diǎn)在反復(fù)荷載作用下，由膠合木梁螺栓孔受拉劈裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)橛鐡芜B接破壞，從而增強(qiáng)木結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的耗能能力和變形能力。

圖22 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)改進(jìn)Fig.22 Joint design improvement

5 結(jié)論

（1）無隅撐梁柱節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度過小，抵抗水平荷載作用的能力有限，類似于鉸接而不宜在木框架結(jié)構(gòu)中單獨(dú)使用，需要輔以加強(qiáng)側(cè)向剛度的措施；

（2）增設(shè)隅撐后，節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能得到明顯改善，與無隅撐節(jié)點(diǎn)相比，轉(zhuǎn)動(dòng)剛度提高7.71倍，抗彎承載力提高6.80 倍，大截面隅撐對梁的轉(zhuǎn)動(dòng)限制作用更大，抗彎承載力更高，但降低了節(jié)點(diǎn)延性和耗能能力，使節(jié)點(diǎn)破壞更具脆性；

（3）在節(jié)點(diǎn)范圍的梁端上下表面加裝鋼夾板約束木材橫向變形后，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力提高19%，延性系數(shù)提高40%，避免了梁端出現(xiàn)瞬間劈裂破壞，隅撐下端縱向裂縫發(fā)展和螺栓彎曲變形延緩了節(jié)點(diǎn)屈服，提高了節(jié)點(diǎn)的變形能力，使節(jié)點(diǎn)破壞模式具有延性特征；

（4）節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下具有良好的耗能和變形能力，強(qiáng)度和剛度退化較緩慢。隨著隅撐截面加大，節(jié)點(diǎn)承載力提高，等效粘滯阻尼系數(shù)加大，累計(jì)耗能下降，延性變差；

（5）鑒于木材橫紋抗壓強(qiáng)度大于橫紋抗拉強(qiáng)度，提出了節(jié)點(diǎn)構(gòu)造改進(jìn)建議，即在梁端約束木材橫紋受拉，在梁與隅撐上端連接處采用連接件和豎向螺栓，避免膠合木梁在低周反復(fù)荷載作用下先于隅撐破壞。