现代竹结构是以工程竹为主要建筑材料，辅以金属连接件组合而成的新型结构形式，具有低碳环保、绿色节能、装配化程度高等显著优势，符合“双碳”目标的国家战略，对于破解当前资源和能源限制，维护我国生态文明建设意义重大．为推进我国城镇化建设、提高城市土地利用率，现代竹结构正向多、高层领域快速发展，但由于节点连接区域应力分析的复杂性及工程竹材劈裂损伤特性，使得梁柱节点设计及计算问题成为制约现代竹结构发展的障碍之一[1-5]．目前，中国《木结构设计标准》[6]、欧洲EN 1995—1—1规范[7]、加拿大O86规范[8]及美国NDS规范[9]等世界主流的木结构规范均采用Johanson理论，推导出不同屈服模式下的承载力计算公式；同时，为避免发生劈裂破坏，基于断裂力学理论也提供了相应的计算方法和设计构造要求，并通过考虑可靠度指标，参考设计值确保结构安全可靠．李征等[10]通过单调加载试验研究胶合木梁柱螺栓钢填板节点在弯剪复合作用下的转动性能，提出了胶合木梁柱钢填板螺栓节点在弯剪复合作用下的极限承载力和节点刚度的计算方法．但是随着生产工艺的提高，现代工程竹材层出不穷，对于螺栓节点承载力计算的适用性尚存有疑问．冯立等[11]研究了胶合竹梁柱式螺栓节点受力性能，并对比分析了国内规范[6]和美国规范[9]对节点承载力计算的适用性，给出了螺栓连接节点设计方法；Leng等[12]针对竹集成材梁柱螺栓节点弯剪受力状态下进行试验研究和理论分析，探究了Johanson理论和劈裂破坏对承载能力的适用性，并指出采用Eurocode 5规范[7]公式结果偏于保守；Huang等[13]提出了一种新型竹集成材-钢组合耗能节点，并通过对不同耗能板长厚比的连接节点进行循环往复试验，发现新型节点具有较好的初始刚度、强度和延性．基于此，Wang等[14]提出了该节点的恢复力模型，并通过对多层组合结构框架在地震作用下的时程分析进行了数值模拟，验证了新型耗能节点具有较好的抗震性能．本研究对4组共计12个梁柱式竹集成材-钢填板螺栓连接节点进行单调加载试验，分析不同梁柱间隙、螺栓布置形式等对螺栓节点承载力的影响规律，提出典型的螺栓屈服模式和破坏形态，并通过考虑旋转中心的变化及部分螺栓屈服建立了弯矩-转角曲线理论预测模型，为钢填板连接节点在现代竹结构中的设计和计算提供理论基础．1 试验概况1.1　试验材料性能试验用竹集成材为福建省邵武市兴达竹业有限公司提供，选用4~6 a生毛竹为原材料，经截断、开条、粗刨、炭化、精刨、涂胶、组坯、热压胶合、砂光、定长、检验和包装制作而成．选用的胶粘剂为酚醛树脂基太尔胶，热压温度为(120±5)°C，两面同时围压，成型时间根据尺寸控制，约为12.5 min/mm．参照ASTM D143—14标准，测得竹集成材顺纹抗拉强度和抗压强度的标准值为72.15和85.19 MPa，对应的变异系数分别为23.90%和3.48%．横纹抗拉强度和抗压强度的标准值为3.02和19.76 MPa，变异系数分别为18.29%和6.19%．竹集成材的平均密度为608 kg/m3，含水率为4.9%．试验用螺栓的强度等级为8.8级，竹集成材梁、柱采用直径分别为M14和M18螺栓，参照ASTM F1575—17标准和5%的螺栓直径偏移法测得螺栓的抗弯屈服弯矩为271.800 kN∙mm．钢填板均采用Q345级钢，钢板厚度为10 mm，梁槽宽度比钢板大2 mm．竹集成材梁尺寸为900 mm(长度)×150 mm(宽度)×300 mm(高度)，柱截面尺寸为1000 mm(长度)×200 mm(宽度)×200 mm(高度)．上述试件中的螺栓孔直径均比对应螺栓大1 mm．1.2　试验方案设计试验每组工况重复3次，共计4组12个试件，见表1，表中：编号中A为螺栓布置为双排四列；B为螺栓布置为三排四列；00，10和20表示梁柱间隙为0，10，20 mm，如A10组为梁柱间隙10 mm、螺栓双排四列．10.13245/j.hust.240398.T001表1钢填板螺栓节点单调加载试验工况编号梁柱间隙/mm梁截面尺寸/mm2螺栓布置A000300×150双排四列A1010300×150双排四列A2020300×150双排四列B1010300×150三排四列梁柱式竹集成材-钢填板螺栓连接节点试件主要考虑梁柱间隙(0，10和20 mm)、螺栓布置形式(双排四列和三排四列)两种因素，螺栓边距、端距、间距等设计满足规范要求．试验在南京林业大学工程培训中心结构实验室完成，试验装置及设计构造如图1所示．梁、柱、螺栓等组件的详细规格尺寸见图2和3所示．10.13245/j.hust.240398.F001图1螺栓节点单调加载装置及设计构造10.13245/j.hust.240398.F002图2螺栓节点梁尺寸图(mm)10.13245/j.hust.240398.F003图3螺栓柱尺寸图(mm)采用30 t液压伺服作动器进行单调加载试验，加载方式采用位移控制，加载速率为5 mm/min，当试件承受荷载下降至极限承载力的80%或裂缝宽度开展至20 mm时停止加载，梁柱节点的抗弯承载力为M=FLi，其中：F为梁端承受的荷载；Li为加载端到螺栓群几何中心距离．分别通过位移计、VIC-3D设备、MTS液压伺服作动器进行数据采集．位移计采集：共架设5个位移计来测量钢填板及梁下部螺栓群处梁的位移．试验采样频率为1 Hz．梁顶端水平位移由作动器D0收集；位移计D1和D2用于测量竹集成材梁相对于柱的转角θbr，(竖向间距取110 mm，θbr=180[(ΔD1-ΔD2)/110]/π，ΔD和ΔD2为为位移计D1和D2测得的水平方向的位移)；位移计D3，D4用于测量钢板相对于柱的转角θsr(竖向间距取70 mm，θsr=180[(ΔD3-ΔD4)/70]/π，ΔD3和ΔD4为位移计D3和D4测得的水平方向的位移)；Li按梁柱间隙0，10，20 mm分别测量．本研究中竹集成材-钢填板螺栓节点转角按梁构件相对钢板的转角计算，即θbr和θsr之和．VIC-3D非接触式光学测量系统：该套系统通过在试件表面喷涂散斑，采用非接触光学测量方法测量构件表面在空间三维坐标下的位移及应变．在梁柱节点表面区域喷涂白底黑斑，测量竹集成材表面位移，结合试验加载过程准确描述试件的破坏过程．MTS液压伺服作动器数据采集系统：通过液压伺服作动器自带的数据采集系统获取试验机加载端荷载-位移曲线，即竹集成材梁加载位置荷载-位移曲线，采集频率为5 Hz．2 试验结果及分析2.1　试验结果按照梁柱间隙和螺栓布置等不同工况分别进行试验现象的描述，螺栓节点试件破坏形态对比如图4所示，弯矩(M)-转角(θ)曲线如图5所示．10.13245/j.hust.240398.F004图4螺栓节点试件破坏形态对比10.13245/j.hust.240398.F005图5螺栓节点试件弯矩-转角曲线A00组：加载初期，由于试件螺栓孔隙的存在，曲线出现不明显的滑移段，弯矩-转角曲线呈线性变化，试件未出现明显开裂痕迹；在到达极限荷载前，伴随轻微撕裂声，撕裂声的频率随着荷载的增加而提高，同时梁柱间的挤压段区域增大；当荷载接近极限荷载时，梁构件螺栓群处已出现较明显裂缝，随着荷载向峰值靠近，梁底端节点区已有裂缝不断扩展，并伴随更多细小裂缝的出现；到达峰值荷载后，荷载出现明显的下降，并随作动器加载位移的增大，弯矩-转角曲线出现明显的平台端，当裂缝宽度扩展超过20 mm，梁倾斜位移过大，节点区域破坏严重，试验停止加载．试件破坏为梁端顺纹劈裂破坏和螺栓孔壁承压破坏，螺栓基本发生弯曲变形(除右下角一螺栓外)，为典型的单铰屈服模式，如图4(a)所示．A10组：初期无明显试验现象，到达10%极限荷载前有较为明显的滑移现象，后随着荷载增加试件呈现塑性变形，并伴随不间断的撕裂声，当弯矩达到约30 kN·m时，荷载出现较为明显的屈服平台段，随着位移增加梁柱节点的承载力并未增加，试件裂缝宽度扩展至20 mm停止试验．试件最终破坏现象与A00组相同．A20组：由于梁柱间隙过大，因此初期加载过程中，梁并未与柱产生接触，且螺栓与螺栓孔存在孔隙，曲线存在明显滑移段，当梁柱节点弯矩达到约15 kN∙m，出现较响开裂声，荷载下降，曲线出现较明显的平台段；持续加载后，梁与柱接触，产生梁柱挤压区，荷载再次上升，随着挤压区段变大，荷载持续上升，同时伴随已出现裂缝的扩展；当达到试件极限荷载后，荷载骤降至最大承载力80%以下，停止试验．试件破坏为梁端顺纹劈裂破坏和螺栓孔壁承压破坏，螺栓均发生弯曲变形，为典型的单铰屈服模式，如图4(c)所示．B10组：试件为螺栓三排四列布置，在荷载加载初期因螺栓孔隙及梁柱间隙的存在，当荷载达到15 kN∙m左右时，梁柱表面接触，出现挤压区，荷载增速加快，并伴随不间断的撕裂声；达到38 kN∙m时，出现较明显裂缝，之后裂纹扩展，当弯矩达到峰值约38 kN∙m后下降至最大承载力的80%以下，试验停止．螺栓节点破坏主要为顺纹劈裂破坏和螺栓孔处承压破坏，除右下角四个螺栓外，其余均发生明显单铰屈服现象．综上，梁柱节点试件最后的破坏模式均表现为梁端顺纹劈裂破坏和螺栓孔壁承压破坏，并出现螺栓单铰屈服模式．当梁柱间隙为0 mm时，初始阶段曲线并未出现明显滑移段，随着梁柱间隙的增加，梁柱节点的承载力逐渐减小，转角-弯矩曲线发生明显变化，当梁柱间隙为20 mm时加载过程出现明显平台段．通过比较双排四列和三排四列螺栓节点可以发现，增加螺栓数量可有效提高节点的承载力，但破坏形态区别并不显著．2.2　基于Y&K方法的参数对比分析图6和图7给出了两种因素影响下梁柱螺栓节点弯矩-转角曲线对比．曲线中并没有明显的直线变化段，因此基于Yasumura&Kawai(Y&K)方法的原理[16]，可以计算得出梁柱节点的初始刚度Ke、屈服弯矩My、峰值弯矩Mp、极限弯矩Mf及对应的转角(θy，θp，θf)、延性系数μ等参数．10.13245/j.hust.240398.F006图6不同梁柱间隙下节点弯矩-转角曲线对比10.13245/j.hust.240398.F007图7不同螺栓布置下节点弯矩-转角曲线对比图7中螺栓排列为三排四列的试件组B10与螺栓排列为双排四列的基本组A10相比，初始刚度及承载力分别提高14%和41%，与螺栓的数量呈正相关性，试件的延性率随着螺栓数量的增加而降低56%，与螺栓的数量呈负相关性．整个加载过程试件荷载基本呈线性变化，没有明显的屈服段平台，荷载达到极限状态后节点丧失承载力，试验停止．通过分析可以发现，适当增加螺栓数量可以有效提高竹集成材钢填板螺栓节点的承载力．根据相关文献[16]，Y&K方法得出的梁柱节点的刚度值和屈服点的位置都较合理．峰值弯矩对应曲线的最大值，极限弯矩为承载力下降到极限承载力的80%或裂缝宽度大于20 mm时对应的点．经计算，竹集成材钢填板梁柱节点单调加载试验的各组梁柱节点的参数计算结果汇总于表2．梁柱螺栓节点的延性行为的分类，参考Smith等[17]提出的基于延性比的分类方法，该方法规定：当μ≤2时，梁柱节点表现为脆性，当2μ≤4时，梁柱节点表现为低延性，当4μ≤6时，梁柱节点表现为中等延性，当μ6时，梁柱节点表现为高延性．由表2可知：试验设计的竹集成材钢填板梁柱节点，其延性系数基本处于脆性和低延性区间，试件劈裂破坏特征显著．10.13245/j.hust.240398.T002表2各组梁柱节点的参数计算结果编号Ke/(kN∙m(°)-1)My/(kN∙m)θy/(°)Mp/(kN∙m)θp/(°)Mf/(kN∙m)θf/(°)μA00-112.8022.822.5135.335.2631.0910.034.00A00-213.8722.392.1535.614.6929.648.483.94A00-312.0423.472.5736.145.3930.579.953.87A10-18.4322.564.4132.1410.1027.6513.172.99A10-27.4122.274.7030.9611.7327.4412.962.76A10-38.6423.145.2031.789.4729.7413.432.58A20-15.7215.095.3127.7610.7614.5610.942.06A20-26.3213.984.2825.2710.9115.0611.302.64A20-35.2414.364.9526.8111.3714.8111.982.42B10-19.5141.347.9444.769.2124.119.641.21B10-28.7641.027.5444.208.7431.459.081.20B10-39.5641.788.3845.159.6228.3310.201.22不同梁柱间隙对竹集成材螺栓节点承载性能参数的影响见表2．可以看出：随着梁柱间间隙的增大，连接节点的初始刚度、峰值弯矩及延性系数有一定下降，与梁柱间隙呈现明显的负相关性．对A00组，梁柱节点受力的弹性阶段明显，且有较明显的屈服平台，表现出良好的塑性变形；对A10组，塑性阶段明显，达到屈服值后，弯矩承载能力趋于平缓，屈服平台段明显长于A00组；对A20组，因加载过程中梁柱接触，造成挤压区面积变化，弯矩-转角曲线具有明显的二次上升阶段，这是因为梁柱间挤压区提供的抵抗弯矩，挤压区作用力对梁柱节点承载力的起到正向作用，与前两组相比，其初始刚度、峰值弯矩及延性系数等最小．因此梁柱间隙对节点的力学性能影响显著，梁柱间隙越大，螺栓节点承载力越低．3 弯矩-转角曲线预测模型基于前文可知，当梁柱间隙较大时(A20试件)曲线存在二次上升段，因此竹集成材钢填板螺栓节点弯矩-转角曲线主要有两种形式．考虑梁柱间隙的影响，预测梁柱钢填板螺栓节点中弯矩-转角曲线模型如图8所示．10.13245/j.hust.240398.F008图8梁柱节点弯矩-转角预测模型预测模型1：以A00和A10组为例，弯矩-转角曲线见图8(a)所示．图中，OA为滑移段，节点加载初期，由于螺栓与螺栓孔之间存在孔隙，转角增加而弯矩不变；AB为初始接触段，螺栓、钢板与构件开始接触，随着弯矩增加，各组件共同作用，孔隙影响逐步消除；BC为初始刚度段，忽略了裂缝突发造成的刚度波动，逐渐达到梁柱节点承载力最大值，即峰值弯矩；CD为下降段，随着裂缝进一步扩展，梁柱节点承载力逐渐下降，直至峰值弯矩80%左右，试验结束．A点处，竹集成材梁节点区域螺栓与螺栓孔完全接触．OA段的节点旋转中心为螺栓群的几何中心，A点处节点转角θA和弯矩MA为θA=dA/rA；(1)MA=0，(2)式中：dA为螺栓与螺栓孔之间的孔隙；rA为最不利螺栓与旋转中心即螺栓群几何中心的距离．B点为竹梁受力转动后与竹柱初始接触时，AB段节点的旋转中心仍为螺栓群的几何中心，B点处节点转角θB与弯矩MB为θB=dB/rB+θA；(3)MB=Ke,AB(θB-θA)，式中：dB为梁柱之间的间距；rB为梁高；Ke，AB为AB段节点刚度，用节点极限状态下的有效刚度KULS计算，KULS=Ku1+ψ2Kdef∑i=1nri2，其中，ψ2为准永久系数，对于住宅或办公楼，ψ2=0.3；Ku为节点在极限状态下的滑移模量，Ku=2Ksef/3；Kdef为受材料类型及材料含水率影响的参数，取0.6．C点为节点达到峰值弯矩，旋转中心为瞬时旋转中心，C点处节点弯矩MC按前文计算，转角θC为θC=MC-MBKe,BC+θB，式中，Ke,BC为BC段节点刚度，通过节点极限状态下的有效刚度KULS计算．D点为节点破坏，旋转中心取与C点处相同，D点节点转角θD与节点弯矩MD为θD=θC/0.6；MD=MC+Ke,CD(θD-θC)，式中Ke，CD为CD段节点刚度，由试验结果设Ke，CD=-0.1Ke，BC．预测模型2：以A20为例，弯矩-转角曲线如图8(b)所示．图中，OA为滑移段，转角增加而弯矩不变；AB为初始刚度段，螺栓、钢板与构件开始接触，随着弯矩增加，竹集成材梁柱开始发生接触挤压，即B点为梁与柱初始接触的位置；BC为平台段，此时随着转角增加，弯矩值出现波动，节点区域有螺栓产生屈服；CD为二次上升段，随着梁柱挤压区面积增加，梁柱节点承载力逐步提升直至达到峰值弯矩；DE为下降段，随着裂缝进一步扩展，梁柱节点承载力逐渐下降，直至峰值弯矩80%左右，试验结束．A点处节点转角θA和弯矩MA可按式(1)与(2)计算，B点为梁底面与柱初始接触位置，转角θB按式(3)计算，C点为二次增长起始点，屈服平台段结束，节点弯矩MC与转角θC为：MC=MB；θC=θB/0.6．D点弯矩MD按旋转中心为瞬时旋转中心，取M1与M2-2的平均值，按部分螺栓屈服计算，转角θD为θD=MD-MCKe,CD+θC，式中Ke，CD用节点极限状态下的有效刚度KULS计算．E点处梁柱节点破坏，弯矩ME大小为MD的80%，根据试验结果，θE≈θD．通过以上公式计算可以得到A~E关键点的坐标位置，进而预测出弯矩-转角曲线的整体走势，模拟曲线与试验曲线对比如图9所示．由图9可知：预测模型具有较好的模拟精度，计算准确，可为竹集成材钢填板梁柱节点转角-弯矩曲线的预测提供重要参考．10.13245/j.hust.240398.F009图9梁柱节点弯矩-转角模拟曲线与试验曲线对比4 结论a．不同梁柱间隙试件均出现螺栓单铰屈服模式，节点破坏形态均为竹集成材梁顺纹劈裂破坏和螺栓孔处的承压破坏．b．随着梁柱间隙的增加，梁柱节点的承载力逐渐减小，转角-弯矩曲线发生明显变化，当梁柱间隙为20 mm时加载过程出现明显平台段，随着梁柱挤压区面积增加，梁柱节点承载力继续提升；通过比较双排四列和三排四列螺栓节点可以发现，适当增加螺栓数量可有效提高节点的承载力，但延性系数降低．c．给出了梁柱节点初始刚度以及预测的弯矩-转角曲线模型．该模型符合度较高，具有较好的适用性，可为现代竹结构工程中钢填板节点的设计和计算提供参考．