正交膠合木增強疊木斗栱受力性能試驗

蔡金妹,張仁杰,余泓睿,張 浩,程小武

(1.南京工業大學 土木工程學院,江蘇 南京 211800;2.千年舟新材科技股份有限公司,浙江 杭州 311113;3.南京工業大學 建筑設計研究院,江蘇 南京 210009)

斗栱作為中國木結構古建筑中的重要角色,被廣泛應用于我國各大型古建筑中。目前大多數對于斗栱的研究還集中于傳統節點。梁思成[1-2]首先展開了對木結構古建筑斗栱節點的研究,從歷史建筑與理論的角度進行了深入剖析。張雙寅[3]將斗栱模型簡化為二維進行力學分析,從靜力學角度明確了斗栱在結構中的傳力機制。呂璇[4]對斗栱節點分別進行了軸心、偏心受壓試驗研究,發現斗為受壓構件,栱為受彎構件,栱的開口部位尤其薄弱,易發生應力集中破壞,且破壞范圍隨著荷載的增大不斷擴大,造成其剛度下降;斗栱在破壞前發生嚴重的塑性變形,破壞多為不同程度的橫紋和順紋的劈裂。李海娜[5]采用靜力學方法提出了斗栱在水平及豎向荷載作用下的極限承載力計算方法。袁建力等[6]選取3種典型應縣木塔斗栱分別進行了豎向和水平加載試驗，結果表明:其破壞特征主要為櫨斗在剪壓狀態下的豎向劈裂;斗栱的水平抗側剛度與豎向荷載成正比,破壞特征主要為泥道栱薄弱內槽面的水平劈裂。隋龔等[7-8]分別對3種鋪作形式的斗栱節點模型開展了低周反復荷載試驗研究，試驗發現:①水平滑移為斗栱變形的主要形式;②摩擦滑移具有耗能、隔震的作用;③鋪作層具有良好的滯回耗能特性;④其力學模型屬于線性強化彈塑性模型;⑤得出了側向剛度退化規律。Fujita等[9-10]以日本斗栱節點為研究對象,分別對其進行了豎向和水平加載試驗研究。通過試驗研究了斗栱節點的抗震性能,分析了其在結構中作用,并提出了斗栱節點的滯回模型以及模型側向剛度的計算方法。研究表明:傳統斗栱節點往往是最下層木枋發生彎剪破壞,而上層木枋完好[9-10]。因此若能對斗栱進行簡化處理,并增強薄弱層,這樣既能繼承斗栱的結構作用和力學性能,而且也能滿足現代工程項目結構受力和施工的要求,對加速現代木結構的發展有著重要意義[9-10]。

正交膠合木(CLT)因其由相互交錯的層板膠合而成,因而在2個方向均有很好的力學性能。高詣民[11]利用有限元軟件分析不同疊合層數、長寬比、邊界條件和規格材對CLT靜力性能的影響,通過對比發現:作為受彎構件時,頂層和底層沿跨度方向順紋布置對構件力學性能有利。李敏[12]將理論和有限元分析結合,研究了CLT在水平荷載作用下變形、剛度和強度的變化,并研究樹種、高寬比和單層板厚度等變量對CLT墻體的受力影響,為CLT 在工程上的應用提供了理論基礎。毛榮駿[13]進行了CLT板平面內單調加載試驗研究。通過改變跨高比、層數和布置方式分析其力學性能,研究表明:層數較多,跨高比較小,外側板沿跨度方向為順紋的CLT平面內力學性能更好[14]。

南京工業大學程小武課題組前期對傳統斗栱節點進行了簡化設計,發現在豎向加載試驗中表現出較好的完整性,且極限承載力相較于傳統斗栱節點提高較多。前期研究發現：出挑間距越大模型抵抗豎向變形能力越差,延性也越差,而層數在極限承載力方面的影響并不是很大。因此,本文依據課題組前期研究成果,采用簡化后的斗栱模型,采用CLT替換層板膠合木,以期通過試驗研究CLT增強疊木斗栱受力性能的作用效果。

1 CLT局部承壓性能試驗

1.1 試件設計

本試驗目的為討論不同參數(試驗參數為膠合木順紋、橫紋和斜紋的布置方式及試件受壓形式)對膠合木局部受壓承載力的影響。采用花旗松,參考文獻[14],設計了8組對比試驗,試件尺寸(長×寬×高)為315 mm×105 mm×105 mm,每組3個，共24個試件。選用3層順紋、橫紋和斜紋不同布置方式的CLT,每組采用平面內及平面外2種中間局部受壓部位。試件具體參數見表1,試件詳細尺寸見圖1,受壓方式見圖2。

1.2 加載裝置及測量方案

參考文獻[14],本次試驗選用600 kN電液伺服萬能試驗機。試件上、下表面各設置厚度為30 mm的鋼墊板,并保持其表面光潔平整使之與承壓試件緊密貼合。裝置底座采用能自動對中并且均勻加載的球鉸支座,保證上表面鋼墊板與試件同寬度。

試驗主要測量試件的變形與荷載變化關系,在壓頭與鋼墊板之間設置荷載傳感器。采用位移控制模式,試件兩側各設置一個位移計,單調勻速加載,加載速率為2.0 mm/min,試驗裝置見圖3。

1.3 試驗結果及分析

1.3.1 破壞形態和破壞機制

1)平面內受壓破壞形態及破壞機制。

4組試件在試驗加載初期,經歷壓機壓實階段后,隨著荷載增加,試件處于彈性階段,承載力迅速直線上升達到峰值,試件表面無明顯破壞;隨著荷載的不斷增加,試件達到屈服狀態,承載力趨于平緩,受壓區變形增大,并不斷發出木材的劈裂聲,破壞特征明顯。試件典型破壞情況見圖4。

表1 試件參數設計

圖1 CLT木板試件形式

從圖4可以看出:主要破壞形態為試件受壓區承壓變形、端部劈裂、試件兩端沿膠縫翹起以及試件底部褶皺變形。兩側沿跨度方向為橫紋板,中間沿跨度方向為順紋板(HSH)承載力最大,且無明顯破壞形態。兩側沿跨度方向為順紋板,中間沿跨度方向為橫紋板(SHS)承載力次之,兩側木材端部發生劈裂破壞。兩側沿跨度方向為45°斜紋板,中間沿跨度方向為順紋板(XSX)破壞較明顯,兩側出現沿紋路的裂縫,中間層發生從端部開始的劈裂破壞。兩側沿跨度方向為順紋板,中間沿跨度方向為45°斜紋板(SXS)與SHS破壞類似。試件破壞的主要原因為試件局部受壓屈服,隨著荷載不斷增加,受壓變形增大而導致試件端部木材劈裂破壞。

圖2 不同受壓部位

圖3 試驗裝置

圖4 平面內受壓典型破壞模式

2)平面外受壓破壞形態及破壞機制。

4組試件在加載初期,經歷壓實階段后,隨著荷載增加,試件處于彈性階段,承載力迅速直線上升,試件表面無明顯破壞。試件典型破壞見圖5。由圖5可以看出:隨著荷載的不斷增加,試件達到屈服狀態,承載力上升緩慢,受壓區變形增大,并不斷發出木材的劈裂聲,出現明顯破壞,受壓區壓屈變形,破壞特征與平面內受壓類似,多為木材端部劈裂破壞與沿膠縫翹起。

圖5 平面外受壓典型破壞模式

1.3.2 CLT局部受壓荷載-位移曲線

為方便直觀比較,取每組試驗結果的平均值,并將每組結果繪制于同一圖中。通過荷載-位移曲線直觀反映出在相對位移的變化下試件所受荷載的變化趨勢以及極限荷載。各組試件的荷載-位移曲線見圖6。

圖6(a)為各組試件分別在平面內局部受壓的荷載-位移曲線圖。由圖6(a)可知:各組試件開始都處于彈性階段,其中HSH、SHS試件在達到峰值后有一小段下降段,這是因為此類構件都有沿跨度方向為橫紋(即沿受壓方向為順紋),使試件具有一定的延性,并且在破壞前都有一定的征兆。通過對比,試件中有沿受壓方向為順紋的構件,極限承載力都較大,這是因為木材的各向異性,順紋抗壓強度比橫紋要大得多,HSH比SHS承載力大約169.86 kN，增幅約81.21%。HSH與XSX對比,中間層沿受壓方向都為橫紋,外層沿受壓為順紋比斜紋承載力大約236.56 kN，增幅約171.86%。SHS與SXS對比,兩側沿受壓方向都是橫紋木材,中間層沿受壓方向為順紋比斜紋承載力大約78.45 kN，增幅約50.16%。

圖6(b)為各組試件分別在平面外局部受壓的荷載-位移曲線圖。由圖6(b)可知:各組試件開始都處于彈性階段,隨之荷載增加,迅速達到拐點進入屈服狀態,但由于是平面外受壓,且試件為紋路不同的木材膠合而成,在表面層木材達到極限承載力后,由下面兩層木材一起承受所受荷載,因此承載力達到拐點后繼續不同程度的上升。由于各組試件平面外都屬于橫紋受壓,故彈性階段承載力無過大差距。

圖7為各組試件平面內受壓與平面外受壓對比圖。由圖7可知:平面內受壓承載力明顯比平面外受壓大很多,且迅速達到峰值。因此,平面內受壓多為脆性破壞,平面外受壓多為延性破壞。其中HSH-N比HSH-W屈服階段承載力大約325.23 kN，增幅約606.84%,SHS-N比SHS-W屈服階段承載力大約123.45 kN，增幅約225.35%,XSX-N比XSX-W屈服階段承載力大約82.44 kN，增幅約188.89%,SXS-N比SXS-W屈服階段承載力大約47.65 kN，增幅約52.94%。

圖6 試件的局部受壓荷載-位移曲線

圖7 試件平面內、外受壓對比的荷載-位移曲線

依據歐洲規范[15]求得每組數據的抗壓強度及彈性模量見表2。

表2 試件抗壓承載力、抗壓強度和彈性模量

從表2可以得出:每組試件平面內受壓抗壓強度及彈性模量普遍都比同組試件平面外受壓要大得多;平面內受壓中HSH無論抗壓強度還是彈性模量較其余試件均有明顯增加。由此說明,在后續膠合木疊木斗栱薄弱構件性能增強試驗中,利用木材平面內受壓及順紋受壓是有利的。而平面外受壓試驗中,各組試件均為木材橫紋受壓,相比而言各組試件性能無較大差異。

2 CLT增強疊木斗栱試驗

2.1 試件設計

本試驗均采用三鋪作疊木斗栱,木枋截面尺寸為50 mm×100 mm,每跳長度為150 mm。每種疊木斗栱都是由截面尺寸相同長度不等的矩形膠合木枋縱橫疊置于櫨斗之上,并最終組裝成一個完整的疊木斗栱模型。簡化模型的構件詳細尺寸見表3。

表3 簡化模型的構件尺寸

從圖7和表2可知:CLT試件平面內受壓承載力遠大于平面外受壓,且木材順紋受壓承載力大于斜紋、橫紋布置的試件。因此,本文設計了3種不同布置方式的CLT木枋來替換原本層板膠合木第一層橫枋,研究其平面內受壓的增強效果，具體設計方式見圖8。

2.2 加載方案

本試驗試件由25 t油壓伺服作動器通過分載板形式加載到斗栱節點最上一層木枋上,模擬上部施加的均布荷載,將櫨斗擱置在鋼槽中模擬底固結約束。加載采用位移控制,加載速度為2 mm/min,當觀察到構件嚴重破壞時停止加載。由于木材加工誤差與組裝原因,構件組裝完成后仍然存在間隙,為使試驗結果更加準確,在正式加載之前設置程序，首先對模型施加10 kN的力進行預加載,使木材壓實去除木材之間的間隙,力保載10 s,再自動卸荷;待卸荷完后試驗加載正式開始。試驗加載裝置見圖9。

本試驗測量選用量程-50～50 mm的位移計。位移計位置:位移計主要用于測量第一層縱橫木枋位移(VD-1、VD-2)和模型整體位移(VD-3)。應變片位置:主要分布于櫨斗與第一層木枋卡槽處(1、2點),第一層木枋之間的卡槽口水平位置(3、4、5和6點)以及木枋與木枋卡槽處(7、8、9和10點),詳情見圖10。

2.3 試驗結果與分析

增強試驗的試驗方案均與未增強試件一致,為便于比較分析,對各方案進行編號并以R(reinforced)結尾,詳情見表4。

2.3.1 試驗現象及破壞形態

DG1-R在加載過程中“斗耳”無明顯破壞,當荷載加載至80 kN時,橫枋開始壓屈,隨后模型之間的擠壓聲變大。當橫枋槽口發生沿木材纖維剪切破壞時,構件破壞后停止加載。拆解破壞后的構件見圖11。

DG2-R的2個試件在加載初期,橫枋一側就快速發生沿木材纖維的剪切破壞,但模型整體還能繼續承載,當縱枋端部發生劈裂破壞時,停止加載。構件破壞詳情見圖12。

圖8 CLT設計示意圖

圖9 加載裝置

圖10 應變片、位移計位置

表4 模型編號與特點

圖11 DG1-R構件破壞圖

圖12 DG2-R構件破壞圖

DG3-R荷載加載至72 kN發出第一聲“咔嚓”聲,橫枋開始壓屈;當荷載加至82 kN時,縱枋兩端端部開始劈裂;隨后木材之間的斷裂聲變頻繁,當位移加至31 mm時,“斗耳”壓斷,停止加載;拆解破壞后的模型發現,橫枋CLT中間層沿受壓方向順紋布置層板發生沿木材纖維的剪切破壞,而外側層板發生順紋拉斷,構件破壞見圖13。

2.3.2 CLT增強前后疊木斗拱荷載-位移曲線

為了便于直觀比較,取每組相同試件試驗值的平均值,并將增強前后試件的荷載-位移曲線繪制于同一圖中(圖14)。從圖14可以得出:各組曲線變化趨勢一致,呈現明顯的彈性階段、彈塑性階段,各組增強效果各異。

圖13 DG3-R構件破壞圖

圖14 各組增強前后荷載-位移曲線對比

從圖14還可以看出:各組試件極限承載力通過線性回歸方法計算彈性階段與塑性階段的剛度,分別見圖15和表5。對比分析后可以得出:

1)與未增強相比,3種方式中DG1-R極限承載力提高了18.25 kN,增幅約19.15%,其他2種方式極限承載力均有所降低。

2)與未增強相比,除DG2-R外，其余2方式彈性階段剛度均有所提高,DG1-R提高最大，可達20%;彈塑性階段各剛度差異不大。

3)各組試件均具有較好延性,其中DG1-R最大。

圖15 極限承載力與彈性階段剛度對比

2.3.3 應變規律

各組試件應變變化見圖16,通過對其應變結果的分析可得到其豎向荷載的傳遞規律,為理論分析提供參考。從圖16可以看出:與未增強類似,每組應變變化趨勢基本一致,加載初期,各層內力發生較小變化,這是因為加載初期木材處于不斷壓實階段,構件內部所受內力較小。隨著荷載的增加,各層受力開始發生明顯變化,一層槽口開始發生相對較大變化,這是因為上層木枋承壓面大于一層,造成豎向荷載直接傳遞至下層,導致其內力大于其他各層,當一層木枋發生壓屈之后,模型所受承載力轉由上層承擔,與之對應的應變開始增大。從圖16還可以看出:櫨斗所受應變最大,說明其承擔荷載最大,與其破壞形態最為嚴重相對應。

表5 各組試件性能對比

圖16 DG1-R、DG2-R和DG3-R的應變變化

每組最大應變見表6。從圖16和表6可以看出:1)各層以壓應變為主,從上層至下應變增大,說明荷載傳遞呈“倒三角”形式;其中柱端和一層槽口應變最大;2)各層所受應變大小與其荷載成正比;3)櫨斗應變中,DG3-R最大,與其破壞形態對應,“斗耳”斷裂導致其應變急劇增大。

表6 模型各層最大應變

2.4 CLT增強受力機制分析與建議

對比3種不同布置方式第一層橫枋破壞形態:均為一側沿木材纖維方向發生剪切破壞。構件破壞圖見圖17。從圖17和表5可以看出:DG1-R(外側兩層沿跨度方向為橫紋,中間一層沿跨度方向為順紋)加固效果最佳,DG2-R(外側兩層沿跨度方向為45°斜紋,中間一層沿跨度方向為順紋)效果最差。而前文CLT局壓試驗可知:木材抗壓強度為順紋、斜紋和橫紋,DG1-R與DG3-R比較,DG1-R有2/3木材順紋受壓,而DG1-R僅有1/3木材順紋受壓。因此,DG1-R抗壓強度最大。

根據橫枋的受力分析可知,橫枋在豎向荷載的作用下易發生彎剪破壞。加載初期,橫枋處于局部受壓狀態,上部受拉,下部受壓,此時DG1-R和DG3-R存在順紋受壓木材的存在優勢,抗壓強度較其他布置方式大;當荷載加載至一定階段,橫枋發生彎剪破壞,開始彎曲,受力方向與受力面垂直,此時易發生沿木材纖維方向的剪切破壞。DG2-R外側兩層木材沿45°斜紋布置,一側木材纖維方向正好與受力方向一致,因此槽口一側易發生沿木材纖維方向的剪切破壞;而另一側木材纖維正好與受力方向垂直,不易破壞?？煽紤]兩側紋路均與木材彎剪力垂直布置,發生壓屈時,充分利用木材順紋抗壓強度高這一原理,詳見圖18。

圖17 構件破壞圖

圖18 斜紋布置圖

3 結論

1)不同布置方式下的膠合木構件破壞形態多為受壓區壓屈屈服、木材兩端劈裂破壞以及試件兩端沿膠縫翹起;

2)平面內受壓抗壓強度、彈性模量普遍要遠大于平面外受壓,其中HSH-N比HSH-W極限承載力大約325.23 kN，增幅約606.84%,SHS-N比SHS-W極限承載力大約123.45 kN，增幅約225.35%,XSX-N比XSX-W極限承載力大約82.44 kN，增幅約188.89%,SXS-N比SXS-W極限承載力大約47.65 kN，增幅約52.94%;

3)兩側沿受壓方向為順紋的受壓承載力大于斜紋、橫紋布置的試件,其中HSH比XSX平面內極限承載力最大可提高約236.56 kN，增幅約171.86%。

4)從破壞形態來看:整體破壞特征為櫨斗壓縮變形、“斗耳”斷裂、第一層木枋壓屈,第一層橫枋剪切破壞;

5)從荷載-位移曲線來看:DG1-R(兩側沿受壓方向為順紋板)增強效果最佳,其極限承載力較未增強試件提高約19.15%;而沿45°斜紋布置,增強效果較差。