聶詩東　羅楊　冉松　吳迪　王輝　程睿

摘 要：在竹結(jié)構(gòu)中，柱腳一般會(huì)出現(xiàn)受拉荷載，針對(duì)該現(xiàn)象提出一種內(nèi)嵌杉木的毛竹螺栓連接形式，設(shè)計(jì)15個(gè)內(nèi)嵌杉木的毛竹螺栓連接試件并進(jìn)行軸向拉伸試驗(yàn)。根據(jù)Karacabeyli-Ceccotti建議的50%極限荷載法確定試件的屈服荷載和屈服位移，闡述了荷載位移曲線中不同變形階段的特征，分析了螺栓直徑和螺孔端距對(duì)連接試件的承載力和破壞模式的影響。結(jié)果表明：該連接具有一定的承載力和變形能力，連接承載力隨著螺桿直徑增大而增大;受拉時(shí)連接的荷載位移曲線具有兩個(gè)彈性段，且第二彈性階段剛度下降;連接的3種破壞模式為螺桿彎壞、竹壁剪出和竹壁開裂，失效模式由螺孔端距和螺桿直徑控制;基于簡(jiǎn)化力學(xué)模型推導(dǎo)的公式能近似地預(yù)測(cè)連接承載力。

關(guān)鍵詞：毛竹連接;杉木;螺栓連接;抗拉承載力;破壞模式;力學(xué)模型

中圖分類號(hào)：TU366.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2096-6717（2022）04-0068-10

Tensile properties of bolted connections of Moso Bamboo embedded with Chinese fir

NIE Shidong， LUO Yang， RAN Song， WU Di， WANG Hui， CHENG Rui

（School of Civil Engineering， Chongqing University， Chongqing 400045， P. R. China）

Abstract： In the actual bamboo structures， the column base is usually subjected to tensile load. In view of this， a kind of bamboo bolt connection with embedded wood was proposed. Therefore， the axial tensile test of 15 bamboo bolt connection specimens with embedded wood was designed. Firstly， the yield load and yield displacement of specimens were determined according to 50% of the maximum capacity of Karacabeyli-Ceccotti， and then the characteristics of different deformation stages in the load displacement curve were evaluated. Finally， the influence of bolt diameter and screw hole end distance on the bearing capacity and failure mode of these connection specimens was analyzed. The results showed that the connection has a certain bearing capacity and deformation capacity， and the bearing capacity increases with increase of screw diameter. The load-displacement curve of the connection has two elastic segments in tension， and the stiffness decreases in the second elastic stage. The three failure modes include screw bending， bamboo wall punching shear and bamboo wall cracking. The failure mode is controlled by screw hole end distance and screw diameter. The formula derived from the simplified mechanical model can approximately predict the bearing capacity of the joint.

Keywords：Moso Bamboo connection; Chinese fir; bolted connections; tensile bearing capacity; failure mode; mechanical model

毛竹是一種純天然的生物材料，具有生長速度快、成材周期短、力學(xué)性能優(yōu)良等特點(diǎn)。不同毛竹日生長量可達(dá)7.5～100 cm[1-2];在成材周期方面，根據(jù)竹子品種和種植情況，通常3～6年就能成材[3];在力學(xué)性能方面，竹子有著不低于木材的力學(xué)性能，竹材的強(qiáng)度高、彈性好、性能優(yōu)良、比重小[4-7]。與鋼結(jié)構(gòu)和混凝土結(jié)構(gòu)相比，毛竹結(jié)構(gòu)更輕盈，但對(duì)風(fēng)更敏感。當(dāng)結(jié)構(gòu)處于風(fēng)荷載較大區(qū)域時(shí)，在風(fēng)吸力作用下，毛竹柱腳會(huì)承受反向拉力。而常用毛竹柱腳連接只考慮軸壓力，未進(jìn)行抗拉設(shè)計(jì)，因此，針對(duì)毛竹結(jié)構(gòu)柱腳連接受拉提出新型連接形式并對(duì)連接承載能力進(jìn)行研究。

Ramful[8]提出了一種可以抗拉的毛竹連接，該連接以內(nèi)嵌于毛竹中空結(jié)構(gòu)內(nèi)的鋼管接頭為連接基礎(chǔ)，分別設(shè)計(jì)了喉箍緊固毛竹與內(nèi)嵌鋼管、鉚釘連接毛竹與內(nèi)嵌鋼管、自攻螺絲連接毛竹與鋼管套筒3種連接形式;Wang等[9]提出了一種利用螺栓連接的抗拉竹連接，并在毛竹里面灌漿以提高連接承載力;Awaludina等[10]提出了一種可以抗拉的連接，該連接以螺桿連接毛竹為基本形式，再用繩子和FRP包裹連接附近毛竹，以提高連接承載力。張楠[11]提出了一種在竹筒內(nèi)預(yù)埋螺栓，再用石膏填充圓竹空腔的抗拉竹節(jié)點(diǎn)。林曉雯等[12]提出了一種利用櫸木芯和填充劑填充圓竹空腔作為毛竹抗拉節(jié)點(diǎn)的方法，并研究了櫸木直徑、櫸木與毛竹內(nèi)腔間隙量、填充劑、填充劑木纖維添加量對(duì)毛竹節(jié)點(diǎn)抗拔力的影響。除此之外，還有部分學(xué)者也對(duì)毛竹抗拉節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了研究。現(xiàn)有毛竹抗拉連接節(jié)點(diǎn)雖然可以有效用于毛竹受拉時(shí)的連接，但仍然存在加工預(yù)制尺寸不好確定、濕作業(yè)量大、不能有效傳遞拉力的不足。

筆者提出一種新型內(nèi)填杉木螺栓連接毛竹抗拉連接，該連接在毛竹內(nèi)部嵌入杉木，再用螺栓連接杉木和毛竹。內(nèi)嵌杉木可以限制螺桿彎曲變形，防止螺桿過早彎壞。杉木現(xiàn)場(chǎng)削制，可以適應(yīng)不同直徑的毛竹;兩排螺栓連接杉木和毛竹可以有效傳遞拉力并提供良好的變形能力。針對(duì)該新型連接的承載力、變形能力及破壞模式進(jìn)行研究，提出該連接方式的計(jì)算公式，以期得到該連接的設(shè)計(jì)方法，并用于毛竹結(jié)構(gòu)抗拉連接，推動(dòng)毛竹結(jié)構(gòu)在實(shí)際工程中的應(yīng)用。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)材料力學(xué)性能

試驗(yàn)所用毛竹產(chǎn)自浙江安吉，木材選用杉木，螺栓為4.8級(jí)M8、M10、M12、M14、M16五種型號(hào)鍍鋅螺栓，鋼板材質(zhì)為Q235。其中，毛竹由杭州邦博公司進(jìn)行防腐防霉處理之后，再加工為毛竹連接試件。

毛竹作為一種生物材料，力學(xué)性能受諸多因素的影響，如產(chǎn)地、立地條件、朝向、厚度、含水率等均會(huì)影響毛竹的力學(xué)性能參數(shù)。針對(duì)不同產(chǎn)地的毛竹力學(xué)性能差異較大且力學(xué)性能參數(shù)離散性大的特點(diǎn)，對(duì)試件所用毛竹進(jìn)行了力學(xué)性能試驗(yàn)，包括順紋抗拉試驗(yàn)、順紋抗壓試驗(yàn)、橫紋抗壓試驗(yàn)以及含水率試驗(yàn)，得到其順紋抗拉強(qiáng)度、順紋抗壓強(qiáng)度、橫紋抗壓強(qiáng)度以及含水率，試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

1.2 連接設(shè)計(jì)

針對(duì)毛竹結(jié)構(gòu)內(nèi)填杉木螺桿連接力學(xué)性能進(jìn)行研究，試件如圖1所示。該連接試件由毛竹、內(nèi)填木材、螺桿、鋼板組成。在進(jìn)行連接加工時(shí)，先按照毛竹內(nèi)徑削制所需的杉木，控制杉木直徑小于毛竹內(nèi)徑，再用遠(yuǎn)離端部的螺桿連接毛竹與杉木，最后用靠近端部的螺桿連接毛竹、杉木與鋼板，形成整體連接受力。

針對(duì)不同螺桿直徑和螺桿端距下連接的承載力、變形和破壞形式進(jìn)行研究。針對(duì)端距，分別設(shè)計(jì)了50、80、110 mm 3種端距試件;針對(duì)螺桿直徑，設(shè)計(jì)了M8、M10、M12、M14、M16五種直徑的試件。具體的試件控制參數(shù)及尺寸參數(shù)如表2所示。試件編號(hào)WS代表試件為內(nèi)填杉木毛竹連接試件，第1個(gè)數(shù)字代表螺桿直徑，第2個(gè)數(shù)字代表螺桿端距。

1.3 試驗(yàn)加載方案

采用萬能試驗(yàn)機(jī)夾持試件鋼板對(duì)試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，如圖2所示。采用的試驗(yàn)機(jī)最大量程為100 kN，加載時(shí)試驗(yàn)機(jī)采用位移控制，位移加載速率為2 mm/min，直到試件破壞。利用試驗(yàn)機(jī)記錄試驗(yàn)過程中試件的荷載位移曲線，并記錄試件的破壞過程和破壞現(xiàn)象。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 荷載位移曲線

圖3所示為試件的荷載位移曲線圖。結(jié)合試件在加載過程中的變形特征和荷載位移曲線可知，盡管不同試件的變形、破壞形式、極限荷載不同，但試件荷載位移曲線發(fā)展過程大體相同。選取典型試件WS-14-80的荷載位移曲線圖進(jìn)行分析，如圖3（d）所示，荷載位移曲線包括5個(gè)階段：初始滑移階段、彈性受拉階段、剛度下降的第2彈性階段、塑性發(fā)展階段、下降段。

初始滑移階段ab：由于試件孔洞為預(yù)鉆孔洞，孔洞的直徑略大于螺桿的直徑，再加上試件存在初始缺陷，試件的荷載位移曲線為ab所示的滑移段。連接試件中各組件和加載裝置滑移結(jié)束后，鋼板、螺桿和竹壁三者開始緊密接觸，共同受力變形。

彈性受拉階段bc：此階段鋼板、靠近端部的螺桿、竹壁共同受力變形，拉伸時(shí)伴隨著毛竹開裂的聲音，但毛竹外表面未出現(xiàn)明顯裂縫。荷載的增加與變形的增加呈線性關(guān)系，螺桿和竹壁均發(fā)生彈性變形。當(dāng)螺桿變形達(dá)到一定程度后，毛竹內(nèi)嵌杉木和第2排螺栓參與連接的受力變形，連接開始進(jìn)入剛度下降的第2彈性階段。

剛度下降的第2彈性階段cd：此階段毛竹裂縫出現(xiàn)并發(fā)展，內(nèi)嵌杉木和螺栓參與到連接的整體受力，杉木、螺栓、竹壁仍處于彈性階段，荷載位移曲線仍呈線性上升。但由于參與協(xié)調(diào)受力的組成部分增多，荷載位移曲線表現(xiàn)出剛度下降。

塑性發(fā)展階段de：螺栓、竹壁、杉木變形發(fā)展到一定程度進(jìn)入彈塑性階段，毛竹裂縫進(jìn)一步擴(kuò)大，隨著杉木和毛竹纖維的壓縮增大，曲線出現(xiàn)非線性塑性段，該段曲線伴隨著鋸齒狀的上升和下降，這是毛竹、杉木開裂等因素所導(dǎo)致。直到連接達(dá)到極限荷載，試件開始進(jìn)入下降段。

下降段ef：連接的變形和裂縫進(jìn)一步增大，荷載下降，直至螺桿或竹壁發(fā)生破壞，加載結(jié)束。

2.2 連接承載能力

對(duì)于毛竹連接屈服荷載的確定尚未有統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)，在確定試件屈服荷載時(shí)分別參考了ASTM D5764-97a[13]中建議的5%d偏移法以及Karacabeyli等 [14]建議的50%極限荷載法，并將兩種方法進(jìn)行了分析比較。

ASTM D5764-97a中建議的5%d偏移法首先對(duì)連接荷載位移曲線的彈性段進(jìn)行線性擬合，得到該連接的初始剛度K;隨后將擬合到的直線偏移5%d的距離，其與荷載位移曲線的交點(diǎn)即為屈服荷載Fy，對(duì)應(yīng)的位移為屈服位移Δy;取荷載位移曲線中峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載為極限荷載Fu，對(duì)應(yīng)的位移為極限位移Δu，如圖4（a）所示。

如圖4（b）所示，Karacabeyli等建議的50%極限荷載法則是先取連接荷載位移的峰值點(diǎn)，取峰值的荷載為極限荷載Fu，峰值點(diǎn)的位移為試件的極限位移Δu，屈服點(diǎn)定義為50%Δu對(duì)應(yīng)的點(diǎn)，屈服點(diǎn)的荷載和位移即為試件的屈服荷載Fy和屈服位移Δy。

針對(duì)提出的新型連接，其荷載位移曲線存在兩個(gè)彈性段，采用5%d偏移法進(jìn)行剛度擬合時(shí)存在非唯一性以及主觀性，同時(shí)，部分試驗(yàn)結(jié)果按5%d偏移法進(jìn)行取值時(shí)會(huì)出現(xiàn)屈服位移大于極限位移的情況。因此，在確定該類連接的屈服荷載和屈服位移時(shí)，不采取ASTM D5764-97a中建議的5%d偏移法。

相較于5%d偏移法，Karacabeyli等建議的50%極限荷載法可以適應(yīng)毛竹連接承載力離散性大的特點(diǎn)，同時(shí)，將50%極限荷載定義為屈服荷載可以使毛竹連接承載力偏于保守，在設(shè)計(jì)時(shí)更加安全。

對(duì)連接試件的破壞荷載、破壞位移以及破壞現(xiàn)象進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果如表3所示。可見，按50%極限荷載法確定屈服點(diǎn)時(shí)，試件的極限位移均大于屈服位移的2倍，試件從屈服到破壞具有一定的變形能力。

2.3 連接破壞模式

毛竹內(nèi)嵌杉木連接的破壞形式主要有螺桿彎斷破壞、毛竹壁剪出破壞、毛竹壁開裂破壞3種。

圖5（a）為連接螺桿彎斷破壞示意圖?？梢姡寄竞椭癖诰暾?，未發(fā)生明顯的變形和破壞，螺桿在跨中處發(fā)生斷裂，螺桿在彎矩作用下變形主要集中在斷裂處，螺桿其余部位外形仍較筆直。這種破壞形式發(fā)生在螺桿直徑小、毛竹壁厚、螺桿端距相對(duì)較大的連接。在破壞時(shí)竹壁為螺桿提供支撐點(diǎn)，螺桿在跨中鋼板的作用下被彎斷，連接喪失承載力。

毛竹壁剪出破壞如圖5（b）所示，表現(xiàn)為連接的毛竹沿螺桿兩邊緣產(chǎn)生兩條裂縫，毛竹塊整體被剪出。這種破壞發(fā)生在螺桿直徑較大且端距較小的連接。在受力時(shí)竹壁承壓，當(dāng)壓力過大時(shí)毛竹塊被整體剪出，連接喪失承載力。

毛竹壁開裂破壞如圖5（c）所示，連接在4根螺桿組成的平面發(fā)生毛竹竹壁撕裂破壞，產(chǎn)生從外排螺桿貫穿到試件邊緣的裂縫。這種連接破壞發(fā)生在螺桿直徑適中或較大且端距較大的連接。由于孔壁承壓力不足以大到將毛竹塊整體剪出，且螺桿彎矩不足以將螺桿彎壞，因此，在毛竹壁產(chǎn)生撕裂，導(dǎo)致連接喪失承載力。

由于連接內(nèi)嵌有杉木，限制了毛竹壁在螺桿作用下的孔壁承壓變形，因此，所有連接均未發(fā)生明顯的孔壁承壓變形，這也是該新型連接的一大優(yōu)勢(shì)。

2.4 屈服荷載影響因素

當(dāng)螺桿直徑小，竹壁還未完全發(fā)揮承壓能力時(shí)，螺桿就已經(jīng)先發(fā)生彎曲破壞;當(dāng)螺桿直徑大到螺桿和竹壁承載力相當(dāng)，毛竹和螺桿協(xié)同受力和變形，試件達(dá)到極限荷載時(shí)，螺桿和竹壁幾乎同時(shí)喪失承載力;當(dāng)螺桿直徑大到承載力遠(yuǎn)高于竹壁承載力，竹壁已經(jīng)發(fā)生破壞時(shí)，螺桿承載力還有較大富余，此時(shí)試件發(fā)生破壞時(shí)變形較小。

如圖6（b）、（c）所示，對(duì)于端距為80、110 mm的試件而言，連接的承載力隨著螺桿直徑的增大而增大，對(duì)于同一端距的試件，當(dāng)螺桿直徑從8 mm增大到16 mm時(shí)，連接的承載力可提高兩倍以上。而對(duì)于端距為50 mm的試件，如圖6（a）所示，除試件WS-12-50外，其余試件屈服荷載也隨著螺桿直徑的增大而增大。將所有試件屈服荷載與螺桿直徑關(guān)系

用散點(diǎn)圖表示，并采用直線擬合，如圖6（d）所示。少數(shù)擬合結(jié)果與試驗(yàn)值偏差較大，這是因?yàn)槊癖旧砭哂休^大的離散性，但擬合直線明顯具有上升趨勢(shì)?？梢?，當(dāng)螺桿直徑增大時(shí)，連接的屈服荷載也會(huì)增大。

將WS-12-50與WS-14-50、WS-16-50的破壞情況進(jìn)行比較，如圖7所示。3個(gè)試件均為竹壁剪出破壞，但WS-12-50的螺桿存在明顯的擠壓竹壁現(xiàn)象，螺帽一側(cè)內(nèi)陷后將竹壁與杉木擠壓在一起，形成鎖扣效應(yīng)，導(dǎo)致其連接承載力高于WS-14-50、WS-16-50。

圖8為螺桿端距與試件屈服荷載之間的關(guān)系圖。對(duì)于同一直徑的螺桿，隨著端距的變化，試件的屈服荷載也在發(fā)生變化，但不同螺桿直徑的屈服荷載變化趨勢(shì)不同。具體地，M8、M14和M16螺桿的試件，端距為80 mm時(shí)屈服荷載最大，端距為110 mm時(shí)次之，端距為50 mm時(shí)屈服荷載最小;采用M10和M12螺桿的試件，屈服荷載隨著試件端距的增大而減小。可見試件的屈服荷載與螺桿端距絕對(duì)值沒有明顯的關(guān)系，但在端距為80 mm時(shí)試件具有較高的承載力。

綜上所述，試件的屈服荷載隨著螺桿直徑的增大而增大，屈服荷載與螺桿端距沒有明顯關(guān)系，但在80 mm時(shí)試件具有較高承載力，建議螺桿端距不小于80 mm。

2.5 破壞模式的影響因素

統(tǒng)計(jì)不同螺桿直徑試件的破壞現(xiàn)象，如表4所示。由表4可見，對(duì)于螺桿彎壞，試件的螺桿直徑很小，螺桿彎壞發(fā)生在螺桿直徑為8～10 mm的試件，彎壞試件螺桿直徑平均值為8.5 mm，因?yàn)槁輻U直徑小，在竹壁還未屈服時(shí)，螺桿就已經(jīng)彎壞;對(duì)于竹壁剪出，螺桿的直徑很大，竹壁剪出發(fā)生在螺桿直徑為14～16 mm的試件，竹壁剪出的螺桿直徑平均值為14.8 mm，因?yàn)槁輻U直徑大，承載力高，在較大荷載下，螺桿還未發(fā)生較大變形時(shí)，竹壁已經(jīng)被剪出;對(duì)于竹壁開裂，試件的螺桿直徑為10、12、16 mm時(shí)，竹壁開裂螺桿直徑的平均值為12.7 mm，這種情況下，螺桿和竹壁的承載力接近，不容易造成螺桿提前彎壞以及竹壁提前剪出的情況。建議選取的螺桿直徑不小于10 mm，可以優(yōu)先選取M12和M10的螺桿。統(tǒng)計(jì)不同破壞模式下的端距相對(duì)值，如表5所示?？梢娐輻U彎壞的試件端距在5.0d～13.7d之間，平均值為8.7d;螺桿剪出的試件端距在3.1d～7.8d之間，平均值為5.0d;竹壁開裂的試件端距在5.0～11.0d之間，平均值為7.8d?？梢缘贸鼋Y(jié)論：當(dāng)連接端距在5.0d以下時(shí)，只會(huì)發(fā)生竹壁剪出破壞;連接端距在5.0d～7.8d之間時(shí)，3種破壞都可能發(fā)生;連接端距在7.8d～11.0d之間時(shí)，可能發(fā)生竹壁開裂和螺桿彎壞;連接端距在11.0d以上時(shí)，只會(huì)發(fā)生螺桿彎壞。

將本試驗(yàn)內(nèi)填杉木的毛竹連接與胡行等[15]未填木材的毛竹連接進(jìn)行對(duì)比，選取的比較對(duì)象為參數(shù)接近的試件，兩者的試驗(yàn)參數(shù)以及試驗(yàn)條件如表6所示。在試驗(yàn)條件相對(duì)一致和試件尺寸差別不大的情況下，內(nèi)填杉木連接的極限承載力最大值為未填木材連接的1.77倍，可見毛竹內(nèi)填杉木后對(duì)連接的承載力有較大提升。在破壞模式方面，內(nèi)填杉木的連接沒有孔壁滑移破壞模式;在螺桿變形方面，內(nèi)填杉木連接的螺栓變形也相對(duì)較小。

3 承載力計(jì)算公式

在進(jìn)行承載力公式推導(dǎo)時(shí)，針對(duì)螺桿彎斷情況，通過受力分析推導(dǎo)了連接承載力計(jì)算式;針對(duì)竹壁剪出和竹壁開裂情況，參考Eurocode[16]計(jì)算公式形式并引入計(jì)算系數(shù)，經(jīng)擬合得到連接承載力計(jì)算公式。最后綜合二者，提出內(nèi)嵌杉木連接的承載力設(shè)計(jì)方法。

圖9所示為螺桿變形圖，其中內(nèi)排螺桿變形很小，可以視作固定端。穿有鋼板的外排螺桿中部擠壓外側(cè)杉木，螺帽部位擠壓內(nèi)側(cè)杉木。外排螺桿同時(shí)受杉木兩個(gè)方向的擠壓力，其作用力等值反向，每處荷載分布長度可取為杉木直徑的1/6。

在彎斷前，螺桿的受力情況如圖10（a）所示，其中Fu為試件極限拉力，由試驗(yàn)機(jī)施加，按50%極限荷載法考慮，其數(shù)值即為屈服荷載的2倍。由于連接受力的復(fù)雜性，對(duì)受力模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，如圖10（b），假定如下：

1）鋼板上的力全部由竹壁承擔(dān)，即單側(cè)竹壁合力為Fb=F/2。

2）外排螺桿擠壓杉木的作用力Fem為均布荷載且等值反向，其大小與Fb成比例，即Fem=αFb。

螺桿簡(jiǎn)化計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖10（b）所示，根據(jù)螺桿受彎強(qiáng)度計(jì)算以及彎矩平衡，可得

式中：fu為螺桿的極限強(qiáng)度，N/mm2;M為螺桿跨中所受最大彎矩，N·mm;W為螺桿抗彎截面系數(shù)，mm3;Fu為試件極限拉力，N，由試驗(yàn)機(jī)施加;D為毛竹外徑，mm;t為毛竹壁厚，mm;d為螺桿直徑，mm;Fy為連接屈服荷載，N;DW為內(nèi)嵌杉木直徑，mm;β為擬合參數(shù)，且其值為擬合值，與螺桿直徑有關(guān)，對(duì)M8螺桿，β=0.081，對(duì)M10螺桿，β=0.065。

將試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果如表7所示。試件實(shí)際屈服荷載與理論屈服荷載比值最大為1.09，最小為0.93，理論屈服荷載可以較準(zhǔn)確地模擬試驗(yàn)屈服荷載。

內(nèi)嵌杉木的毛竹發(fā)生竹壁開裂破壞時(shí)存在一條開裂縫隙。由于分配在毛竹壁和杉木上的作用力大小不易獲得，無法通過受力分析推導(dǎo)竹壁開裂破壞的計(jì)算公式。考慮到竹材與木材同屬于生物材料，均是以木質(zhì)纖維為主要構(gòu)成成分，故對(duì)竹壁開裂的理論計(jì)算參考了Eurocode 5[16]中木材連接的計(jì)算公式，并引入計(jì)算系數(shù)，如式（5）所示。

式中：α為竹壁開裂計(jì)算系數(shù)，該系數(shù)為擬合參數(shù)，經(jīng)擬合，本批竹材取1.79;My，Rk為螺桿彎曲破壞時(shí)的極限彎矩;fv為毛竹抗剪強(qiáng)度，本批竹材取12 MPa;t為毛竹壁厚。

按式（5）計(jì)算竹壁開裂時(shí)的屈服荷載，并將屈服荷載試驗(yàn)值與理論值進(jìn)行比較，如表8所示，屈服荷載試驗(yàn)值與理論值的比值范圍為0.91～1.09，誤差均在10%以內(nèi)，采用此公式可以較準(zhǔn)確地計(jì)算內(nèi)嵌杉木連接竹壁開裂的屈服荷載。

在發(fā)生竹壁剪出破壞時(shí)，毛竹孔壁承壓導(dǎo)致毛竹產(chǎn)生兩條剪出裂縫。同理，采用式（6）計(jì)算竹壁剪出屈服荷載，式中α1為毛竹剪出計(jì)算系數(shù)，為擬合參數(shù)，經(jīng)擬合，本批竹材取1.67。

按式（6）計(jì)算連接竹壁剪出的理論屈服荷載，并將實(shí)際屈服荷載與理論屈服荷載進(jìn)行比較，如表9所示，可見實(shí)際屈服荷載與理論屈服荷載比值范圍為0.62～1.28，誤差較大。除WS-14-50、WS-16-50外，其余試件的實(shí)際屈服荷載均大于理論屈服荷載，采用此計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果偏保守。其中，端距較小的試件可以通過控制端距最小值來避免連接發(fā)生竹壁剪出破壞。為了計(jì)算簡(jiǎn)便，竹壁剪出破壞的屈服荷載可以采用竹壁開裂的屈服荷載計(jì)算式進(jìn)行計(jì)算。結(jié)果如表10所示，當(dāng)控制螺桿端距不小于80 mm時(shí)，采用竹壁開裂計(jì)算式計(jì)算竹壁剪出破壞的屈服荷載，實(shí)際屈服荷載大于理論屈服荷載，且不大于理論屈服荷載的20%。故為了計(jì)算方便，竹壁開裂和竹壁剪出屈服荷載均采用式（5）計(jì)算。

因此，對(duì)毛竹內(nèi)嵌杉木的螺栓連接進(jìn)行屈服荷載計(jì)算時(shí)，控制試件的端距不小于80 mm，且以式（4）和式（5）的較小值計(jì)算連接屈服荷載。

4 結(jié)論

針對(duì)毛竹內(nèi)嵌杉木的螺栓連接進(jìn)行研究，分析該連接的破壞模式和毛竹承載力的影響因素，并針對(duì)連接屈服荷載計(jì)算方法進(jìn)行理論推導(dǎo)和公式擬合，得到以下結(jié)論：

1）毛竹內(nèi)嵌杉木的螺栓連接承載力高、變形能力好，在受拉時(shí)具有兩個(gè)剛度不同的彈性段。

2）毛竹內(nèi)嵌杉木的螺栓連接在受拉時(shí)有螺桿受彎破壞、竹壁剪出以及竹壁開裂3種破壞模式，破壞模式受螺桿直徑和端距的影響。

3）毛竹內(nèi)嵌杉木的螺栓連接承載力隨著螺桿直徑的增大而增大;與螺桿端距的關(guān)系不明顯，在端距為80 mm時(shí)，具有最大承載力。設(shè)計(jì)時(shí)建議使用M10及以上螺桿，端距建議不小于80 mm。

4）針對(duì)毛竹內(nèi)嵌杉木的螺栓連接的設(shè)計(jì)計(jì)算，需控制螺桿端距不小于80 mm，屈服荷載取式（4）和式（5）兩式中的較小值。

參考文獻(xiàn)：

[1]? CAO L， COOPS N C， SUN Y， et al. Estimating canopy structure and biomass in bamboo forests using airborne LiDAR data [J]. ISPRS Journal of Photogrammetry and Remote Sensing， 2019， 148： 114-129.

[2] SHANGGUAN W W， ZHONG Y， XING X T， et al. Strength models of bamboo scrimber for compressive properties [J]. Journal of Wood Science， 2015， 61（2）： 120-127.

[3] CHUNG K F， YU W K. Mechanical properties of structural bamboo for bamboo scaffoldings [J]. Engineering Structures， 2002， 24（4）： 429-442.

[4] CHEN G W， LUO H Y. Effects of node with discontinuous hierarchical fibers on the tensile fracture behaviors of natural bamboo [J]. Sustainable Materials and Technologies， 2020， 26： e00228.

[5] CHEN M L， YE L， LI H， et al. Flexural strength and ductility of moso bamboo [J]. Construction and Building Materials， 2020， 246： 118418.

[6] GONG Y C， ZHANG C Q， ZHAO R J， et al. Experimental study on tensile and compressive strength of bamboo scrimber [J]. BioResources， 2016， 11（3）： 7334-7344. DOI：10.15376/biores.11.3.7334-7344.

[7] LIU P C， ZHOU Q S， JIANG N， et al. Fundamental research on tensile properties of phyllostachys bamboo [J]. Results in Materials， 2020， 7： 100076.

[8] RAMFUL R. Evaluation of the mechanical properties of bambusa bamboo culms with metallic joints through destructive testing [J]. Journal of Green Building， 2018， 13（2）： 1-19.

[9] WANG F L， YANG J. Experimental and numerical investigations on load-carrying capacity of dowel-type bolted bamboo joints [J]. Engineering Structures， 2020， 209： 109952.

[10] AWALUDIN A， ANDRIANI V. Bolted bamboo joints reinforced with fibers [J]. Procedia Engineering， 2014， 95： 15-21.

[11] 張楠. 原竹建筑新型節(jié)點(diǎn)構(gòu)造技術(shù)[D]. 昆明： 昆明理工大學(xué)， 2009.

ZHANG N. New construction technology of bamboo houses node [D]. Kunming： Kunming University of Science and Technology， 2009. （in Chinese）

[12] 林曉雯， 關(guān)惠元. 圓竹填充節(jié)點(diǎn)抗拔性能研究[J]. 林產(chǎn)工業(yè)， 2020， 57（8）： 37-40.

LIN X W， GUAN H Y. Research on pull-out resistance of filled bamboo joints [J]. China Forest Products Industry， 2020， 57（8）： 37-40. （in Chinese）

[13] National design specification for wood construction： NDS 1997 [S]. Washington DC： National Forest Products Assocition， 1997.

[14] KARACABEYLI E， CECCOTTI A. Quasi-static reversed cyclic testing of nailed joints [C]//Proceedings of International Council for Building and Research Studies and Documentation Working Commission W18-Timber Structures. Pap. 29-7-7， Karlsruhe， Germany， 1996.

[15] 胡行， 楊健， 王斐亮， 等. 裝配式圓竹結(jié)構(gòu)螺栓連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能[J]. 林業(yè)工程學(xué)報(bào)， 2018， 3（5）： 128-135.

HU H， YANG J， WANG F L， et al. Mechanical properties of bolted joints in prefabricated round bamboo structures [J]. Journal of Forestry Engineering， 2018， 3（5）： 128-135. （in Chinese）

[16] Design of timber structures-Part 1-1： General-common rules and rules for buildings： BS EN 1995-1-1， Eurocode 5 [S]. London： British Standards Institution， 2004.

（編輯 黃廷）

收稿日期：2021-01-26

基金項(xiàng)目：“十三五”國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2017YFC0703504）;重慶市研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目（CYS20026）

作者簡(jiǎn)介：聶詩東（1974- ），男，副教授，博士生導(dǎo)師，主要從事鋼結(jié)構(gòu)、竹結(jié)構(gòu)研究，E-mail：nieshidong@cqu.edu.cn。

Received：2021-01-26

Foundation items：13th Five-Year National Key R&D Project （No. 2017YFC0703504）; Chongqing Postgraduate Research and Innovation Project （No. CYS20026）

Author brief：NIE Shidong （1974- ）， associate professor， PhD supervisor， main research interest： steel structure and bamboo structure， E-mail： nieshidong@cqu.edu.cn.