一般来说,建筑结构的破坏往往起源于节点连接的失效或破坏,连接节点是结构设计的关键。传统的木、竹结构连接节点一般采用榫卯连接,而现代木、竹结构中已很少使用,取而代之的是标准化、规格化的金属连接件(陈恩灵等,2008),其中螺栓连接较为常见。在螺栓连接节点设计中,销槽承压强度对于确定螺栓连接设计承载力具有重要的意义。1991 年美国将“屈服理论”引入木结构设计规范,用于螺栓连接节点承载性能的研究,该理论计算公式与销槽承压强度紧密相关,在探索木结构螺栓连接节点承载特性前,必须先得到材料的销槽承压强度设计值。国外很多学者(Smith et al., 1988;Wilkinson,1991;Pope et al., 1995; Rammer,1999;2001; Rammer et al., 2001; 2002;Soltis et al., 1987;Hiral,1989; Harada et al., 1999;Fujita et al., 1995;Ehlbeck et al., 1992; Sawata et al., 2002; Whale et al., 1988)研究了螺栓直径、木材密度、加载方向、木材含水率及连接件类型等诸多因素对木材销槽承压性能的影响,给出了适用于相应范围的经验曲线,Wilkinson(1991)给出的以密度和直径为变量,适用于平行纹理、垂直于纹理和纹理倾斜的销槽承压强度的表达式,已被木结构规范所采用。由于我国对现代木结构的研究起步较晚,该方面的研究相对较少,黄绍胤等(1986)得到了木材销槽承压强度系数为0. 938,中国林业科学研究院、南京工业大学等大专院校对木材销槽承压强度的影响因素也有少量研究,但对目前竹质工程材料的主流产品———重组竹还缺乏节点性能的研究。

虽然密度是影响材料销槽承压强度的主要因素,但同批次重组竹的密度极为均一,在不设置对照组的情况下,考察密度对销槽承压强度的影响无显著意义。为此本文选取了试样尺寸、螺栓直径等影响因素对重组竹销槽承压性能进行了试验研究,并对美国木结构设计规范(NDS /LRFD)(AmericanForest ＆ Paper Association,1997; 1996)和欧洲木结构设计规范(Eurocode 5)(British St and ardsInstitution, 2004)中的销槽承压设计公式在重组竹中的适用性进行了验证,以期为现代竹结构建筑中的螺栓连接节点提供基础数据,也为现代竹结构建筑在我国的推广提供一定的技术支持。

试验选用以丛生竹［慈竹(Neosinocalamus affinis)］为原料生产的重组竹为材料,购于四川洪雅竹元科技有限公司,气干状态下的含水率约为5%。由于购买的重组竹厚度只有30 mm,故厚度为60 mm、90 mm 的试样在厚度方向上是使用30 mm 厚的重组竹胶压而成,在试验过程中,只要保证胶层不发生开裂或剪切破坏,便不会影响试验结果。试样所开孔槽比螺栓公称直径大1 mm。螺栓采用材料为Q235。

1)选取螺栓直径为12 mm,厚度为90 mm,设置50,64,130 mm 3 个长度的试样在平行纹理、垂直纹理2 个方向进行加载试验,以研究长度对销槽承压性能的影响。

2)选取螺栓直径为12 mm,长度为64 mm,设置1-c(30 mm),2-c(60 mm),3-c(90 mm)3 种厚度的试样在平行纹理、垂直纹理2 个方向进行加载试验,以研究厚度对销槽承压性能的影响。

3)选取厚度为90 mm,长度均为64 mm,设置10,12,14,16 mm 4 种不同直径的螺栓试样在平行纹理、垂直纹理2 个方向进行加载试验,以研究螺栓直径对销槽承压性能的影响。

本文参照ASTM(D5764—97a)的试验方法进行销槽承压试验。试验在中国林业科学研究院木材工业研究所木结构实验室完成,采用30 t 万能力学试验机单调加载,加载速度为1 mm·min^-1,直至螺栓完全嵌入试样或试样达到极限载荷后停止试验,试验加载方式如图 1 所示。

	图1 试验加载示意 Fig.1 Loading mode of the test

根据测得的载荷-位移曲线,得到试样在弹性阶段的刚度,参照ASTM(D5764—97a)中规定的5% 直径偏移法求屈服载荷,具体取值法如图 2 所示。但对于大多数平行纹理方向的试样,在试样达到最大载荷前,5% 偏移线无法与载荷-位移曲线相交,此时将极限载荷认为是销槽承压载荷。每组试样重复数为5。

	图2 屈服载荷试验值取值法 Fig.2 Method of evaluate the yield load of tes

表 1 列出了所有试验组的平均密度、5% 偏移法所得的销槽承压强度及各自的变异系数。从试验数据可知: 重组竹密度较为均匀,其平均值为1.13g·cm^-3,变异系数在1.25% ～ 6.46% 范围内; 销槽承压强度的变异系数在17. 14% 内。一般来说,对于生物质材料的各项力学强度,其变异系数小于20%,便可视为有效。

表1 重组竹销槽承压强度试验结果 Tab.1 Test results of dowel-bearing strength for recombinant bamboo

表 1重组竹销槽承压强度试验结果 Tab.1 Test results of dowel-bearing strength for recombinant bamboo 评价方法Evaluationmethod 密度Density/(g·cm-3) 变异系数CV(%) 销槽承压强度Dowel-bearingstrength/MPa 变异系数CV(%) 长度影响Lengtheffect 平行纹理方向Paralleltograin 50mm 1.14 1.25 94.33 5.39 64mm 1.13 3.04 141.94 3.05 130mm 1.13 6.32 139.54 11.68 垂直纹理方向Perpendicular to grain 50mm 1.15 1.50 138.55 13.92 64mm 1.12 5.72 137.21 9.28 130mm 1.14 4.91 139.21 13.53 厚度影响Thickness effect 平行纹理方向Paralleltograin 1-c 1.14 2.61 138.30 16.13 2-c 1.14 3.27 152.53 15.46 3-c 1.13 3.04 141.94 3.04 垂直纹理方向Perpendicular to grain 1-c 1.12 2.75 114.09 6.18 2-c 1.16 4.06 134.46 11.43 3-c 1.12 5.72 137.21 9.28 螺栓直径影响Bolt diameter effect 平行纹理方向Parallel to grain 10mm 1.11 2.48 125.50 17.14 12mm 1.13 3.04 141.94 3.05 14mm 1.11 4.15 121.20 8.74 16mm 1.14 1.43 104.40 14.49 垂直纹理方向Perpendicular to grain 10mm 1.15 1.63 169.77 12.32 12mm 1.12 5.72 137.21 9.28 14mm 1.12 1.88 120.92 7.50 16mm 1.11 6.46 120.40 14.29

长度对销槽承压强度影响如图 3所示(图中每个箱框下,相同字母表示二者在α=0.05 水平下无显著差异; 反之二者存在显著差异)。通过方差分析和多重比较发现: 在垂直纹理方向上,长度对试样的销槽承压强度无显著影响(α=0.05); 在平行纹理方向上,除长度为50 mm 试样外,长度为64 mm和130 mm 两试样组的销槽承压强度无显著差异(α=0.05)。

	图3 长度对销槽承压强度影响 Fig.3 Length effect on dowel-bearing strength

本研究参照ASTM(D5764—97a)中销槽承压试样的最小长度设置为50 mm,平行纹理方向试样的销槽承压强度比相同情况下长度为64 mm和130mm 试样的小。刘柯珍(2011)对国产落叶松(Larixgmelinii)规格材半孔销槽承压强度进行了研究,指出规格材销槽承压强度不受试材长度的影响。本文长度为50 mm 的试样在平行纹理方向上的销槽承压强度偏小,这在很大程度上归结为重组竹纹理方向性比木材明显,在平行纹理方向上,重组竹试样比木材试样更容易发生劈裂。长度不足的试样在平行纹理方向上过早地发生劈裂,导致试样销槽承压强度无法充分体现,这也在一定程度上要求研究者在今后重组竹平行纹理方向上销槽承压强度测试方法的制定中,适当增大最小长度,以避免试样过早发生劈裂而影响试样销槽承压强度。对于垂直纹理方向的试样,长度在已满足最小要求的前提下,对试样销槽承压强度的影响很小。

如图 4所示,不同厚度试样的销槽承压强度变异系数较大,各组试样间的试验值波动较大,这主要是由于手工涂胶存在胶层厚度不均、涂胶后陈放时间不一等诸多因素的影响。但通过方差分析和多重比较分析表明:厚度对2 个方向试样的销槽承压强度无显著影响,124第3 期李霞镇等: 现代竹结构中重组竹销的槽承压强度这在一定程度上说明试样厚度增大至一定程度,试样的销槽承压强度会逐渐趋于稳定,且不同厚度的试样组间无明显差异。

	图4 厚度对销槽承压强度影响 Fig.4 Thickness effect on dowel-bearing strength

Wilkinson(1991)指出试样尺寸不会对销槽强度产生明显影响,这也进一步证实了当材料密度接近时,试样在满足设计手册所规定的最小尺寸的情况下,销槽承压试样尺寸对其强度影响不大(Fujita et al., 1995)。

螺栓直径对销槽承压强度的影响,各学者尚未得出一致的结论。主要有2种说法: 第一种认为销槽承压强度随螺栓直径增大而减小; 第二种则认为螺栓直径对销槽承压强度无显影响。在垂直纹理方向上,Soltis等(1987)、Hiral(1989)、Harada等(1999)、Fujita等(1995)及Ehlbeck等(1992)都得出销槽承压强度与螺栓直径无关。Sawata等(2002)认为销槽承载强度随螺栓直径的增大会略微下降,但不影响实际使用; Rammer(2001)指出销槽承压强度在数值上会随螺栓直径增大有递减趋势,但较大直径的销槽承压强度之间无显著差异。在本研究中,如图 5a 所示,销槽承压强度随螺栓直径的增大而呈下降趋势,且随着直径的增大,试样销槽承压强度逐渐稳定,这恰好与Sawata和Rammer的说法吻合。

	图5 销槽承压强度随销直径的变化趋势 Fig.5 The dowel-bearing strength trends changed with bolt diameter

在平行纹理方向上,Whale等(1988)指出螺栓直径影响平行纹理方向加载的销槽承压强度随直径增大而减小,而Sawata等(2002)发现在平行纹理方向上,销槽承压强度不受螺栓直径的影响。通过本研究发现,销槽承压强度也随直径增大大致呈减小的趋势(图 5b),该结果与Whale 的结论相一致。

对比图 5a和b 发现: 随螺栓直径的增大,垂直纹理方向试样的销槽承压强度逐渐趋于稳定,而平行纹理方向试样的销槽承压强度递减趋势较为明显,这主要由于16 mm 螺栓在同等载荷下的刚度较大,螺栓变形较小,且平行纹理方向胶层和维管束间容易发生撕裂,裂口会快速向下延伸,导致平行纹理方向上16 mm 螺栓的销槽承压强度有明显的减小。

国际上现行的销槽承压强度设计公式主要参照美国木结构设计规范(NDS/LRFD)或欧洲木结构设计规范(Eurocode 5)。欧洲木结构设计规范中以螺栓直径和材料密度为基础,其设计公式如式(1 ～ 3)所示:

平行纹理方向:S=(0.082-0.000 82d)ρ,(1)

垂直纹理方向:S=(0.041-0.000 88d)ρ,针叶材,(2)

S=(0.043-0.000 81d)ρ,热带阔叶材。(3)
式中:S为销槽承载强度设计值;d为螺栓直径;ρ为密度。

美国设计规范的销槽承压强度设计公式中在平行纹理方向只考虑了材料密度,而垂直于纹理方向的设计公式同时考虑了密度和直径,如式(4),(5)所示:

平行纹理方向:F_e=77.25G,(4)

垂直纹理方向:F_e=212G^1.45D^-0.5。(5)
式中:F_e为销槽承载强度设计值;G为木材密度;D为螺栓直径。由于2个设计公式在表现形式上的不一致,故本部分对现行NDS/LRFD和Eurocode中2种销槽设计公式用于我国重组竹销槽承压强度预测的适用性进行了验证。由于相关的设计公式与螺栓直径相关,故本部分只选取螺栓直径为12mm的试样进行比较。图 6a,b分别为平行纹理方向和垂直纹理方向的销槽承压强度对比图,从图中可见2个设计公式根据密度所得的预测值均偏小,这主要是由于2个设计公式均基于密度较低的木材(0.36～0.52g·cm^-3),并未考虑对高密度木材的适用性。Rammer(1999)曾将其用于密度为0.70g·cm^-3左右木材销槽承压强度的预测,发现2个设计公式的预测结果均偏小。由于NDS/LRFD是以预测5%偏移载荷为基础,而Eurocode是以预测极限载荷为基础,这会导致二者预测结果有些差异。但从图 6a,b中可见,Eurocode预测2个方向的销槽承压强度均比NDS/LRFD的小,这说明Eurocode的预测程度太过保守。

	图6 试验结果与现行设计公式预测值比较 Fig.6 Comparison of test results with current design expression

2个设计公式在垂直纹理方向预测值的差异更为明显,这可能是由于竹材的两向性比木材明显,在平行纹理方向容易发生劈裂,而在垂直纹理方向维管束承载力较强所致。由于2个设计公式均建立在以分析密度、螺栓直径为主要因素和销槽承压强度的关系基础上总结而来,而本文选取的重组竹密度较高(1.13g·cm^-3),也未对密度和销槽承压强度的关系进行研究。因此在参考国外设计公式的基础上,建立一个适用于我国重组竹销槽承压强度设计公式,需要对其中的常数项进行修正。

通过销槽承压性能试验,发现平行纹理方向试样破坏历时约3min,垂直纹理方向试样破坏历时约10min。垂直纹理方向加载的试样承载时间约是平行纹理方向试样的3倍,这主要是由于前者接近于脆性破坏,产生连贯性破坏,相对的破坏时间较短,且平行纹理方向试样的屈服阶段不明显,在达到弹性极限后直接发生劈裂破坏,很难使用5%偏移法求其屈服载荷,故将极限载荷作为试样的销槽承压载荷。

重组竹是由竹材维管束胶压而成,在构造上具有明显的两向性,且重组竹胶层是抵抗载荷的薄弱126第3期李霞镇等:现代竹结构中重组竹销的槽承压强度面,在应力集中处容易产生基体分离现象。平行纹理方向试样的维管束和胶层是以“串联”的形式排列而成,在载荷的作用下,销槽底端出现两道通直裂纹(图 7a),沿着螺栓直径的投影面上形成剪切破坏。由此推断,平行纹理方向的销槽承压强度与重组竹顺纹剪切强度具有一定的相关性。

	图7 销槽承压试样破坏形态 Fig.7 Damage modes of the bolt-bearing sample a. 平行纹理试样Sample parallel to grain; b,c. 垂直纹理试样Sample perpendicular to grain.

垂直纹理方向试样的破坏形态相对较为复杂,经历几个阶段。垂直纹理方向试样维管束与胶层以“并联”的方式排列,维管束在载荷作用下只发生弯曲而很少有断裂现象,导致试样发生压溃破坏。螺栓在载荷的作用下逐渐嵌入试样内,试样在螺栓两端处有明显的鼓曲,随着载荷的增大,鼓曲愈加明显,最终在鼓曲处试样胶层产生撕裂破坏(图 7b),且裂纹逐渐向试样中心扩散;与此同时在销槽底部产生抗压的内应力,试样在宽度方向上的两端产生抗拉的内应力,最终会使试样两端部在销槽最底端的水平面上的胶层分离,发生翘曲现象,而使维管束错列(图 7c)。

重组竹作为结构用材近些年逐渐被关注,虽然其生产及处理工艺的研究已经很成熟,并已大规模步入产业化,但将它作为结构用材的一系列相关设计研究,我国还处于处于初级阶段。今后,我们必须将其视为结构用材进行一系列基础研究,为其“量身定做”一套独特的设计规范,才能使重组竹真正步入建筑行业,为现代竹结构建筑在我国的发展和推广奠定一定理论基础。

本文通过对重组竹销槽承压性能的分析,并使用NDS/LRFD和Eurocode5中销槽承压设计公式对重组竹销槽承压承压强度预测的适用性进行了验证,得出以下结论:

1)满足最小设计值的前提下,试样尺寸对重组竹销槽承压强度无显著影响;在满足最小设计值的前提下,重组竹销槽承压强度在104.40～169.77MPa范围内波动。

2)重组竹的销槽承压强度,无论是平行还是垂直方向,从数值上看,均随螺栓直径的增大呈下降的趋势。

3)应加强重组竹销槽承压相关影响因素的研究,在NDS/LRFD和Eurocode5两种销槽承压强度设计公式的基础上对其改进,以建立一个适合于我国重组竹销槽承压强度的设计公式。

4)平行纹理方向的销槽试样沿着螺栓直径的投影面产生剪切破坏,接近于脆性破坏。垂直纹理方向的销槽试样破坏较为复杂,试样在螺栓两端先产生鼓曲,之后在厚度方向上沿着销槽底端的水平面的产生撕裂破坏,随着载荷增加,裂纹由外及内扩散,最终使试样发生压溃破坏。