重組竹-鋼夾板螺栓連接節(jié)點承載特性和破壞形態(tài)*

李霞鎮(zhèn) 任海青 李賢軍 鐘 永 徐 康 郝曉峰

(1.中南林業(yè)科技大學材料科學與工程學院 長沙 410004； 2.中國林業(yè)科學研究院木材工業(yè)研究所 北京 100091)

近年來，隨著世界木材資源日漸匱乏，以重組竹為代表的竹質(zhì)工程材應運而生，并已成功應用于建筑工程，成為新型工業(yè)化建筑發(fā)展的主要方向之一(Jensenetal.， 2011)。在竹木結(jié)構(gòu)建筑中，節(jié)點是直接影響載荷傳遞和整體結(jié)構(gòu)安全性能的重要因素，更是結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵所在(Xuetal.， 2015； 李玉順等， 2013)。就具體的節(jié)點連接而言，現(xiàn)有的連接方式較多，如榫卯連接、齒連接、螺栓連接、膠連接等，其中螺栓連接因制作簡單、安全可靠、施工方便等優(yōu)點在建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域廣為應用(楊俊芬等， 2017； 周愛萍等， 2016； 劉應揚等， 2021)，是現(xiàn)代竹木結(jié)構(gòu)首選的連接方式。由于現(xiàn)代竹結(jié)構(gòu)的研究與應用時間短，尚未形成統(tǒng)一的理論和技術(shù)體系，其連接設(shè)計均參照木結(jié)構(gòu)執(zhí)行，但重組竹的纖維單向性決定其性能與木材存在較大差異，木結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范對重組竹螺栓連接設(shè)計的適用性有待進一步考究。因此，要獲得可靠的竹結(jié)構(gòu)節(jié)點設(shè)計方法和技術(shù)，須以竹材自身為研究對象，系統(tǒng)研究其連接特性，尤其是螺栓連接節(jié)點的承載特性和失效形式，只有這樣才能真正制定科學、合理的竹結(jié)構(gòu)節(jié)點設(shè)計規(guī)范。

國內(nèi)外學者在木結(jié)構(gòu)螺栓連接影響因素方面進行過大量探索。Ozturk等(2017)對最優(yōu)化的雙構(gòu)件木材單螺栓連接進行研究，在保證節(jié)點滿足屈服載荷要求的條件下，確定了主構(gòu)件最小厚度。Kambe等(2007)分析2種螺栓直徑、4種端距的螺栓節(jié)點發(fā)現(xiàn)，端距小的節(jié)點易發(fā)生脆性破壞，端距大的節(jié)點易發(fā)生延性破壞。徐德良等(2011a)研究膠合木螺栓連接節(jié)點的承載特性，結(jié)果表明，隨著膠合木主構(gòu)件厚度增加，連接節(jié)點由單純的銷槽承壓破壞演變?yōu)殇N槽承壓和螺栓屈服破壞同時發(fā)生，破壞模式由單純的脆性破壞向延性破壞轉(zhuǎn)變，得出側(cè)材厚徑比為4.375時承載特性最優(yōu)。徐德良等(2011b)研究發(fā)現(xiàn)，鋼夾板群螺栓連接的破壞模式、承載力等與螺栓列數(shù)和螺栓布置方式有關(guān)。近年來，國內(nèi)部分學者嘗試性開展了重組竹-螺栓連接特性的探索。周愛萍等(2016)對重組竹鋼填板螺栓連接進行拉伸試驗，分析端距、側(cè)材厚度等參數(shù)對節(jié)點力學性能的影響，給出了相應的承載力計算公式。崔兆彥等(2019a)分析重組竹-鋼夾板螺栓連接抗火性能發(fā)現(xiàn)，隨著螺栓數(shù)量、端距和行距不斷增加，螺栓連接節(jié)點的耐火極限逐漸提高，并探討了厚徑比、間距和端距對螺栓連接破壞形態(tài)和承載能力的影響規(guī)律。馮立等(2014)研究膠合竹結(jié)構(gòu)梁柱螺栓連接節(jié)點受力性能，對比分析中、美規(guī)范對節(jié)點承載力的適用性，給出了螺栓節(jié)點設(shè)計參考公式。整體而言，國內(nèi)外對竹結(jié)構(gòu)連接節(jié)點力學特性的研究主要集中在節(jié)點承載受力性能分析和規(guī)范適用性評價等方面，而對竹質(zhì)工程材連接節(jié)點承載特性和破壞形態(tài)的研究鮮見報道。

鑒于此，本研究以重組竹為試驗材料，采用鋼夾板單螺栓對其進行連接處理，分析螺栓直徑、主構(gòu)件厚度和端距對節(jié)點初始和屈服后剛度(K1、K2)、屈服和極限載荷(Fy、Fu)及延性率的影響規(guī)律，揭示重組竹-鋼夾板單螺栓連接節(jié)點承載特性和破壞形態(tài)，以期為竹結(jié)構(gòu)螺栓連接設(shè)計與應用提供參考和借鑒。

1 材料與方法

1.1 試驗材料

以毛竹(Phyllostachysedulis)為原料生產(chǎn)的重組竹為試驗材料，重組竹含水率為6%、密度為1.1 g·cm-3、順紋抗壓強度為73.5 MPa。鋼板所用材料為Q420級鋼，厚度t為6 mm，端距e為2d(d為螺栓直徑)，鋼板所導孔徑均比相應螺栓直徑大1.5 mm。螺栓所用材料為Q235級鋼，強度為4.8級； 螺栓光桿長度比節(jié)點厚度(主構(gòu)件與邊構(gòu)件厚度之和)約長10 mm，以避免節(jié)點試樣在承載過程中破壞發(fā)生在螺栓光桿和螺紋桿的交界處。重組竹銷槽承壓強度和螺栓抗彎強度均與螺栓直接相關(guān)，試驗所涉及孔徑10、12、14和16 mm的重組竹銷槽承壓強度分別為95.3、82.8、82.4和78.0 MPa，與此相應的螺栓抗彎強度分別為746.6、812.4、824.8和847.5 MPa(李霞鎮(zhèn)等， 2021)。

1.2 儀器與設(shè)備

微機控制萬能力學試驗機，濟南試金集團有限公司生產(chǎn)，型號WDW-300E，主機尺寸1 100 mm(L)×770 mm(W)×2 685 mm(H)，最大試驗力300 kN，位移調(diào)節(jié)速率0.005～500 mm·min-1，位移分辨力0.001 mm，示值相對誤差 ≤±1%。靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀，日本東京測器研究所生產(chǎn)，型號TDS-530，測量范圍±640 000 με，最高分辨率0.1 με，采樣速度為采集1 000點的時間0.4 s。位移傳感器，日本東京測器研究所生產(chǎn)，型號DDP-20A，量程0～20 mm，額定輸出(3 000×10-6應變)±0.3%，靈敏度每毫米150×10-6應變，溫度范圍0～60 ℃。

1.3 試驗方法

為系統(tǒng)研究重組竹-鋼夾板單螺栓連接節(jié)點承載特性和破壞形態(tài)，選取螺栓直徑、主構(gòu)件厚度和端距為試驗因素，采用L16(4×32)正交設(shè)計方案(表1)，利用方差分析和多重比較法對試驗數(shù)據(jù)進行分析和處理。試驗過程中，每組試驗重復3次。

根據(jù)表1參數(shù)設(shè)置要求制備重組竹主構(gòu)件，確定相應端距后在重組竹主構(gòu)件上導孔，所導孔徑均比相應螺栓直徑大1 mm。測試前，將各組主構(gòu)件與對應的鋼板通過螺栓組裝成單螺栓雙剪連接節(jié)點用扳手擰緊，以防止加載過程中發(fā)生鋼板滑移，并在兩側(cè)分別安裝位移傳感器。

表1 正交設(shè)計方案【L16(4×32)】Tab.1 Methods of orthogonal design【L16(4×32)】

節(jié)點的力學特性測試按ASTM D5652進行單軸壓縮加載試驗(圖1)，測試過程中以1 mm·min-1的速度通過萬能力學試驗機實施位移控制勻速加載，直至試樣破壞或承載力下降至最大載荷的80%停止加載。每個試樣的加載歷程持續(xù)10～15 min，加載過程中采用靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀實時采集載荷和位移數(shù)據(jù)。

圖1 加載示意Fig. 1 Loading schematic diagram

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)繪制載荷-位移曲線，按美國木結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范NDS—2005要求，采用5%d偏移法確定屈服強度，節(jié)點承載性能具體取值方法見圖2。初始剛度(K1)為節(jié)點在承載初始階段彈性范圍內(nèi)載荷與位移的比例系數(shù)，此時載荷與位移呈正比(一般而言，多高層結(jié)構(gòu)抗震二道防線的節(jié)點要求具有較大的初始剛度)。屈服后剛度(K2)為節(jié)點承載能力超過屈服點后節(jié)點試樣在外力作用下所具備的抗變形能力，亦稱第二期剛度(徐德良等， 2011b)，比相應初始剛度(K1)小。屈服載荷(Fy)為節(jié)點處于彈性比例極限時對應的載荷，是衡量建筑結(jié)構(gòu)安全穩(wěn)定性的切入點。極限載荷(Fu)為構(gòu)件在外載荷作用下整體或某一局部的全厚度上由彈性狀態(tài)進入塑性狀態(tài)時對應的載荷，構(gòu)件達到極限載荷即意味著將進入失穩(wěn)狀態(tài)。延性率為節(jié)點極限位移和屈服位移的比值，可用于評價節(jié)點的能耗力，延性率越大，能耗力越強(徐德良等， 2011a)，很大程度上能夠直接反映結(jié)構(gòu)的抗震性能。在實際工程應用中，人們希望在相同外力作用下構(gòu)件具有更大的延性率，如此結(jié)構(gòu)承載變形能力就會更強。

圖2 承載性能取值Fig.2 Method of obtaining properties of bolt-joints圖為試驗組9載荷-位移曲線The figure shows the load-displacement curve of test group 9.

2 結(jié)果與分析

各組試樣的初始和屈服后剛度(K1、K2)、屈服和極限載荷(Fy、Fu)及延性率測試結(jié)果如表2所示。

表2 鋼夾板單螺栓連接重組竹承載性能測試結(jié)果①Tab.2 Results of bearing properties for the single-bolted steel-BS-steel connections

2.1 螺栓直徑對節(jié)點承載性能的影響

2.1.1 螺栓直徑對剛度的影響 從表2和圖3a可以看出，節(jié)點初始剛度(K1)和屈服后剛度(K2)隨螺栓直徑增大均呈顯著增加趨勢，且K1增幅明顯大于K2。螺栓直徑從10 mm增至16 mm，K1增幅為22.62 kN·m-1，K2增幅僅為1.68 kN·m-1，前者是后者的13.5倍。方差分析和多重比較結(jié)果表明，螺栓直徑對K1和K2影響顯著(α=0.05)。進一步分析后發(fā)現(xiàn)，對于K1，4組不同螺栓直徑試樣組間均存在顯著差異； 而對于K2，螺栓直徑10 mm與12 mm試樣組間無顯著差異，14 mm與16 mm試樣組間也無顯著差異，但前二者與后二者間卻存在顯著差異。由此可知，節(jié)點抗變形能力與螺栓直徑呈正相關(guān)關(guān)系，即節(jié)點初始和屈服后剛度(K1、K2)隨螺栓直徑增大而增強。

2.1.2 螺栓直徑對承載載荷的影響 從表2和圖3b可以看出，節(jié)點屈服載荷(Fy)和極限載荷(Fu)隨螺栓直徑增大均呈線性遞增趨勢，與崔兆彥等(2019b)、鐘永等(2013)研究結(jié)論一致。螺栓直徑從10 mm增至16 mm，F(xiàn)y和Fu增幅分別為50.18和48.59 kN。方差分析和多重比較結(jié)果表明，螺栓直徑對Fy和Fu影響顯著(α=0.05)。進一步分析后發(fā)現(xiàn)，對于Fy，其隨螺栓直徑增大呈線性遞增趨勢，且4組不同螺栓直徑試樣組間均存在顯著差異； 對于Fu，螺栓直徑10 mm與12 mm試樣組間無顯著差異，14 mm與16 mm試樣組間也無顯著差異，但前二者與后二者間卻存在顯著差異。由此可知，在保證節(jié)點結(jié)構(gòu)設(shè)計合理的前提下，盡管重組竹銷槽承壓強度隨螺栓直徑增大呈略微減小的變化趨勢(李霞鎮(zhèn)等， 2013)，但節(jié)點承載能力與螺栓抗彎強度關(guān)聯(lián)性更明顯(李霞鎮(zhèn)等， 2021)，較大直徑螺栓節(jié)點所具備的承載能力較大。

2.1.3 螺栓直徑對延性率的影響 從表2和圖3c可以看出，節(jié)點延性率隨螺栓直徑增大而減小，當螺栓直徑小于14 mm時降幅較大，當螺栓直徑超過14 mm時降幅趨于平緩，這說明節(jié)點抗變形能力與螺栓直徑相關(guān)。螺栓直徑越大，其抗彎承載能力越強，即抗變形能力越強。方差分析和多重比較結(jié)果表明，螺栓直徑對延性率影響顯著(α=0.05)，螺栓直徑10 mm與12 mm試樣組間無顯著差異，14 mm與16 mm試樣組之間也無顯著差異，但前二者和后二者間卻存在顯著差異。由此可知，當螺栓直徑達到或超過14 mm時，節(jié)點延性率逐漸趨于穩(wěn)定，抗變形能力較強。

圖3 螺栓直徑多重比較Fig. 3 Multiple comparison of bolt diameter

2.2 主構(gòu)件厚度對節(jié)點承載性能的影響

2.2.1 主構(gòu)件厚度對剛度的影響 從表2和圖4a可以看出，節(jié)點初始剛度(K1)隨主構(gòu)件厚度增大而減小，屈服后剛度(K2)隨主構(gòu)件厚度增大呈先增后減趨勢。主構(gòu)件厚度從60 mm增至135 mm，K1降幅為7.88 kN·m-1，K2在主構(gòu)件厚度90 mm時達到最大值，至135 mm后又降低0.75 kN·m-1。方差分析和多重比較結(jié)果表明，主構(gòu)件厚度對K1和K2影響顯著(α=0.05)，且3組不同主構(gòu)件厚度試樣組間初始剛度兩兩之間均存在顯著差異，與鐘永等(2013)得出主構(gòu)件厚度對K1影響較小的結(jié)論存在差異，其原因可能是本研究采用多重比較法分析數(shù)據(jù)，即使在測試數(shù)據(jù)變幅不大的情況下也能較好甄別出組間差異的顯著性，而非單純憑借測試數(shù)據(jù)增減幅度大小進行主觀判斷。對于K2，主構(gòu)件厚度60 mm與90、135 mm試樣組間無顯著差異，但90 mm與135 mm試樣組間卻存在顯著差異，分析其原因是由于主構(gòu)件厚度135 mm試樣組設(shè)置的厚徑比均偏大，螺栓在主構(gòu)件破壞前先產(chǎn)生屈服破壞，而主構(gòu)件本身力學承載特性未充分體現(xiàn)(李霞鎮(zhèn)等， 2021)，從而導致主構(gòu)件厚度135 mm試樣組的屈服后剛度偏低。

2.2.2 主構(gòu)件厚度對承載載荷的影響 從表2和圖4b可以看出，主構(gòu)件厚度變化對屈服載荷(Fy)影響不明顯，但極限載荷(Fu)隨主構(gòu)件厚度增加呈先增加后趨于穩(wěn)定的趨勢。3組不同主構(gòu)件厚度試樣組的Fy均在62 kN左右浮動； 對于Fu，主構(gòu)件厚度從60 mm增至90 mm，其增幅為21.7 kN，至90 mm后基本趨于穩(wěn)定。方差分析和多重比較結(jié)果表明，主構(gòu)件厚度對Fy影響不顯著(α=0.05)，但對Fu影響顯著(α=0.05)，其中主構(gòu)件厚度60 mm與90、135 mm試樣組間的Fu存在顯著差異，而90 mm與135 mm試樣組間無顯著差異，這說明當主構(gòu)件厚度滿足節(jié)點最小尺寸設(shè)計要求后，F(xiàn)y不再受主構(gòu)件厚度影響，且Fu在主構(gòu)件厚度達90 mm后也基本趨于穩(wěn)定。主構(gòu)件厚度對節(jié)點承載能力的影響實質(zhì)上是其銷槽承壓強度對節(jié)點承載能力的影響，當主構(gòu)件滿足最小尺寸設(shè)計要求時，重組竹銷槽承壓強度基本趨于穩(wěn)定(李霞鎮(zhèn)等， 2013)，也說明主構(gòu)件厚度對節(jié)點的安全承載能力無明顯影響?；谝陨辖Y(jié)論，建議對鋼夾板單螺栓重組竹連接節(jié)點進行設(shè)計時，可將最小主構(gòu)件厚度設(shè)定為90 mm。

2.2.3 主構(gòu)件厚度對延性率的影響 從表2和圖4c可以看出，節(jié)點延性率隨主構(gòu)件厚度增大呈先增后減趨勢。當主構(gòu)件厚度為60 mm時，節(jié)點延性率為2.99； 當主構(gòu)件厚度增至90 mm時，延性率達到最大值4.21，后又降至3.52。方差分析和多重比較結(jié)果表明，主構(gòu)件厚度對節(jié)點延性率影響顯著(α=0.05)。進一步分析發(fā)現(xiàn)，主構(gòu)件厚度90 mm與135 mm試樣組間的節(jié)點延性率無顯著差異，但二者與厚度60 mm試樣組間的節(jié)點延性率存在顯著差異，這是因為當主構(gòu)件厚度較小時，節(jié)點易產(chǎn)生脆性破壞，其塑性變形?。?當主構(gòu)件厚度增加時，節(jié)點對應的螺栓長度也同時增加，此時在螺栓和主構(gòu)件共同作用下逐漸轉(zhuǎn)向延性破壞，節(jié)點能夠承載更大的塑性變形； 當主構(gòu)件厚度為90 mm時，節(jié)點延性率達到最大值，此時螺栓和主構(gòu)件均能很好發(fā)揮材料自身的承載性能。

圖4 主構(gòu)件厚度多重比較Fig. 4 Multiple comparison of main member thickness

2.3 端距對節(jié)點承載性能的影響

2.3.1 端距對剛度的影響 從表2和圖5a可以看出，節(jié)點初始剛度(K1)隨端距增加基本保持恒定，而屈服后剛度(K2)隨端距增加略呈減小趨勢。3組不同端距試樣組的K1均穩(wěn)定在28.00 kN·m-1左右； 當端距為4d和7d時，K2基本保持穩(wěn)定，但當端距增至10d時，K2略有降低，這主要是因為隨著端距增大，主構(gòu)件在彈塑性階段能夠承載更大變形。方差分析和多重比較結(jié)果表明，3組不同端距試樣組的K1間無顯著差異(α=0.05)，與崔兆彥等(2019b)研究結(jié)論一致，說明端距在滿足最小尺寸設(shè)計要求的前提下，可以不考慮端距對K1的影響； 對于K2，端距4d與7d試樣組間無顯著差異，但均與端距10d試樣組間存在顯著差異(α=0.05)，這說明隨著端距增大，節(jié)點試樣由脆性破壞逐漸轉(zhuǎn)為延性破壞，能夠承載更大的塑性變形。

圖5 端距多重比較Fig. 5 Multiple comparison of end distance

2.3.2 端距對承載載荷的影響 從表2和圖5b可以看出，節(jié)點屈服載荷(Fy)隨端距增加基本保持恒定，而極限載荷(Fu)隨端距增加呈降低趨勢。3組不同端距試樣組的Fy均穩(wěn)定在61.00 kN左右； 端距由4d增至10d，F(xiàn)u降低14.78 kN。方差分析和多重比較結(jié)果表明，端距對Fy無顯著影響，且不同端距試樣組間無顯著差異(α=0.05)； 端距對Fu影響顯著(α=0.05)，端距4d與7d試樣組間無顯著差異，端距7d與10d試樣組間也無顯著差異，但端距4d與10d試樣組間卻存在顯著差異, 推測可能是由于端距10d的試樣組中，第16試樣組在發(fā)生失效破壞前鋼板產(chǎn)生彎曲現(xiàn)象，致使節(jié)點的承載能力尚未充分展現(xiàn)。

2.3.3 端距對延性率的影響 從表2和圖5c可以看出，節(jié)點延性率隨端距增加呈遞減趨勢，當端距增至7d后，延性率逐漸趨于穩(wěn)定。端距從4d增加至7d，延性率降幅0.64，明顯大于端距從7d增至10d的變化幅度。方差分析和多重比較結(jié)果表明，端距對節(jié)點延性率影響顯著(α=0.05)，其中端距4d試樣組與端距7d、10d試樣組間存在顯著差異，而后二者間差異不顯著，這說明當端距為4d時，節(jié)點延性率處于最佳狀態(tài)，增加端距對提升節(jié)點延性率無實質(zhì)性貢獻。

綜上可知，重組竹-鋼夾板螺栓連接節(jié)點承載性能受螺栓直徑、主構(gòu)件厚度和端距的共同影響，當螺栓連接節(jié)點滿足最小尺寸設(shè)計要求時，其承載能力主要取決于螺栓直徑。建議重組竹-鋼夾板單螺栓連接節(jié)點的最小主構(gòu)件厚度和最小端距分別設(shè)置為90 mm和4d，此時節(jié)點各承載性能趨于穩(wěn)定且延性率達到最佳狀態(tài)。

2.4 節(jié)點破壞模式與形態(tài)

螺栓連接節(jié)點在拉伸載荷作用下的破壞一般有Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型3種模式(Johanson， 1949)，其中Ⅰ型破壞模式為單純的銷槽承壓破壞，一般發(fā)生于主構(gòu)件厚度較薄時； Ⅱ型破壞模式為節(jié)點銷槽承壓破壞和螺栓彎曲同時發(fā)生，一般兩側(cè)鋼板厚度不大于0.5倍螺栓直徑； Ⅲ型破壞模式會在兩側(cè)鋼板厚度不小于螺栓直徑時發(fā)生。需要說明的是，Ⅱ型和Ⅲ型破壞模式中又分別存在螺栓“單鉸”和“雙鉸”屈服模式。但無論對節(jié)點是拉伸還是壓縮加載，對主構(gòu)件承載而言均為銷槽承壓，而螺栓為抗彎承載，連接節(jié)點呈現(xiàn)的屈服模式基本一致，僅構(gòu)件承載面和螺栓變形取向有所差異。

節(jié)點試樣的載荷-位移曲線形式大致相似，本研究僅列出其中一節(jié)點的載荷-位移曲線(圖2)，由于節(jié)點試樣存在初始間隙，曲線在加載初期有一小段非線性階段，隨后進入線性階段，而后逐漸由彈性變形向塑性變形轉(zhuǎn)變，此時螺栓連接節(jié)點的變形量隨施加外力增大而逐漸增加，直至節(jié)點試樣喪失承載能力。試驗測試過程中發(fā)現(xiàn)，節(jié)點試樣在承載外力的同時，螺栓兩端會逐漸發(fā)生翹曲變形，甚至直接嵌入到主構(gòu)件中；部分連接節(jié)點的主構(gòu)件在銷槽處發(fā)生剪切破壞，并伴隨發(fā)生端部撕裂情況； 部分連接節(jié)點因螺栓直徑較小，抗變形能力較弱，在節(jié)點兩側(cè)銷槽處產(chǎn)生不同程度的壓潰破壞。為了對比分析連接節(jié)點的破壞形態(tài)，本研究將主構(gòu)件厚度和螺栓直徑統(tǒng)一轉(zhuǎn)化為厚徑比(L/D)展開探討。

對照圖6中5種節(jié)點典型破壞模式的特征，本研究對16組連接節(jié)點的破壞模式進行分類。從圖7和表6可以看出，試樣組15和16的螺栓直徑較大、鋼夾板厚度偏小，鋼板在加載過程中發(fā)生彎曲，而主構(gòu)件和螺栓未產(chǎn)生明顯屈服，此時連接節(jié)點的承載能力未充分展現(xiàn)。其余14組連接節(jié)點試樣破壞形態(tài)主要以Ⅱ型和Ⅲ型2種破壞模式呈現(xiàn)。Ⅱ型和Ⅲ型破壞模式中同樣存在螺栓“單鉸”和“雙鉸”屈服模式，其中，螺栓直徑14 mm和16 mm的試樣均以Ⅱ型破壞模式呈現(xiàn)，此時鋼板厚度6 mm，符合Johanson理論中Ⅱ型破壞所要求的鋼板厚度不大于0.5d的前提條件(Yasamuraetal.， 1987)； 而螺栓直徑10 mm和12 mm的試樣均以Ⅲ型破壞模式呈現(xiàn)，與Johanson理論中Ⅲ型破壞需具備的前提條件有所差異(Yasamuraetal.， 1987)。由此可見，2組連接節(jié)點試樣的鋼板厚度雖均未滿足大于螺栓直徑的前提，但卻以Ⅲ型破壞模式呈現(xiàn)，這說明基于重組竹材質(zhì)的特殊性，當試樣L/D增至一定程度時亦可能產(chǎn)生Ⅲ型破壞。

表6 節(jié)點試樣破壞模式及最終破壞形態(tài)Tab.6 Yield modes and failure modes of specimens

圖6 螺栓連接節(jié)點典型破壞模式Fig. 6 Typical failure modes of bolted connections

圖7 試樣破壞形態(tài)Fig. 7 Failure modes of samples圖中數(shù)字為對應試樣組號 The numbers in the figure is the test group number.

在相同直徑試樣組中，L/D較小的試樣螺栓以“單鉸”屈服模式呈現(xiàn)，而L/D較大的試樣螺栓以“雙鉸”屈服模式呈現(xiàn)。如螺栓直徑14 mm試樣組中，L/D為4.29的試樣呈現(xiàn)Ⅱs型屈服模式，與崔兆彥等(2019b)研究結(jié)論一致，而L/D為6.43和9.64的2組試樣呈現(xiàn)Ⅱd型屈服模式。螺栓直徑12 mm試樣組中，L/D為5.00的2組試樣呈現(xiàn)Ⅲs型屈服模式，L/D為7.50和11.25的2組試樣呈現(xiàn)Ⅲd型屈服模式。螺栓直徑16 mm試樣組中，L/D為3.75和5.63的2組試樣呈現(xiàn)Ⅱs型屈服模式。螺栓直徑10 mm試樣組中，L/D為9.00和13.50的2組試樣呈現(xiàn)Ⅲd型屈服模式，亦與崔兆彥等(2019b)所得結(jié)論相符； 而L/D為6.00的2組試樣屈服模式卻有所差異，分別呈現(xiàn)Ⅲs型和Ⅲd型，這主要歸因于試樣端距設(shè)置的差異，其中試樣組1端距為10d，試樣組2端距為4d，導致最終主構(gòu)件的破壞形態(tài)也有所差異，端距較大者發(fā)生槽孔端部壓潰，而端距較小者以銷槽處剪切破壞或端部撕裂并存的破壞形式呈現(xiàn)。

縱觀14組發(fā)生有效破壞的試樣組，屈服模式可以L/D=6.00為分界點，當L/D處于3.75～6.00之間時，螺栓呈現(xiàn)“單鉸”屈服模式； 當L/D處于6.00～13.50之間時，螺栓呈現(xiàn)“雙鉸”屈服模式，與螺栓連接破壞模式隨厚徑比增大逐漸由“單鉸”轉(zhuǎn)變?yōu)椤半p鉸”的結(jié)論相符(陳愛軍等， 2018)。此外，當螺栓發(fā)生“雙鉸”屈服模式時，主構(gòu)件破壞多以銷槽孔端部輕微壓潰的形式告終，未發(fā)生實質(zhì)性破壞，這說明當螺栓連接節(jié)點以“雙鉸”屈服破壞時，主構(gòu)件在很大程度上未完全體現(xiàn)自身應有的承載能力。

3 結(jié)論

1) 重組竹-鋼夾板螺栓連接節(jié)點承載性能和破壞形態(tài)受螺栓直徑、主構(gòu)件厚度和端距的共同影響，重組竹-鋼夾板單螺栓連接節(jié)點的最小主構(gòu)件厚度和最小端距可分別設(shè)置為90 mm和4d，此時節(jié)點各承載性能趨于穩(wěn)定且延性率達到最佳狀態(tài)。當螺栓連接節(jié)點滿足最小尺寸設(shè)計要求時，其承載能力主要取決于螺栓直徑，因此設(shè)計螺栓連接節(jié)點時，應根據(jù)使用需求確定適宜的螺栓尺寸，在滿足節(jié)點承載能力的前提下盡可能使材料物盡其用。

2) 螺栓連接破壞模式隨厚徑比(L/D)增大逐漸由“單鉸”屈服轉(zhuǎn)變?yōu)椤半p鉸”屈服，重組竹-鋼夾板單螺栓連接螺栓屈服以L/D=6.00為分界點，當L/D處于3.75～6.00之間時，呈現(xiàn)“單鉸”屈服模式； 當L/D處于6.00～13.50之間時，呈現(xiàn)“雙鉸”屈服模式。

3) 當節(jié)點試樣在滿足最小端距和主構(gòu)件厚度要求時，有效破壞主要以Ⅱ型和Ⅲ型2種破壞模式呈現(xiàn)，節(jié)點最終破壞表現(xiàn)為主構(gòu)件銷槽承壓和螺栓彎曲同時發(fā)生，此時主構(gòu)件和螺栓均能充分發(fā)揮材料的力學性能，是較為合理的破壞模式。