賈賀然，王寧，孟鑫淼，高穎，朱旭東

（1.北京林業(yè)大學(xué)木質(zhì)材料科學(xué)與應(yīng)用教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083；2.北京林業(yè)大學(xué)水土保持學(xué)院，北京 100083；3.揚(yáng)州工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，江蘇揚(yáng)州 225127）

木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)是一項(xiàng)生態(tài)環(huán)保技術(shù)，主要是通過木榫的高速旋轉(zhuǎn)，與基材預(yù)鉆孔之間摩擦產(chǎn)生熱量，使木材中的木質(zhì)素和半纖維素等熱塑性材料軟化，冷卻后在連接界面形成穩(wěn)定的固化焊接層，達(dá)到無膠連接的目的[1]，焊接過程中無一氧化碳和甲醛等有害氣體排放[2]，具有生產(chǎn)效率高、回收率高和操作簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)，可滿足綠色環(huán)保的要求，有廣闊的應(yīng)用前景[3-4]。

目前，對(duì)于木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)的焊接工藝有較多研究，旨在得到具有較高抗拉拔強(qiáng)度的加工工藝。木榫焊接強(qiáng)度取決于木榫在焊接過程中的旋轉(zhuǎn)速度，木榫轉(zhuǎn)速在1 000～1 500 rpm時(shí)，焊接強(qiáng)度相對(duì)較大[5]。對(duì)于歐洲山毛櫸（Fagus sylvatica）而言，焊接界面溫度達(dá)到183℃時(shí)，具有較好的抗拉拔性能[6]。當(dāng)預(yù)鉆孔直徑比木榫直徑小2 mm左右時(shí)，焊接強(qiáng)度最好[7]。落葉松（Larix gmelinii）木榫旋轉(zhuǎn)焊接試件的抗拉強(qiáng)度和彈性剛度優(yōu)于歐洲云杉（Picea abies）[8]。木榫的焊入速度由于樹種的不同存在差異，楓木（Acer saccharum）的最佳焊入速度為25 mm/s，樺木（Betula alleghaniensis）為16.7 mm/s[9]。焊接深度為30 mm時(shí)，焊接時(shí)間為3 s的試件平均抗拉拔力分別比5 s和7 s試件高28.33%和87.12%[10]。

由于木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)的焊接強(qiáng)度低于結(jié)構(gòu)膠粘劑，為了提高其焊接強(qiáng)度，較多學(xué)者對(duì)木榫進(jìn)行表面預(yù)處理。加入含有木質(zhì)素的物質(zhì)，增加焊接過程中的熔融物質(zhì)，能提高木榫旋轉(zhuǎn)焊接界面層強(qiáng)度，如將天然木質(zhì)素和松香[11-12]或乙?；举|(zhì)素[13]包覆在木榫表面，能提高其抗拉拔強(qiáng)度及耐水性能。使用乙烯乙二醇可以降低木材的玻璃態(tài)轉(zhuǎn)變溫度，增強(qiáng)焊接強(qiáng)度[14]。使用檸檬酸[15]和CuCl2溶液[16-17]等弱酸類試劑浸泡木榫，能使木榫中的半纖維素和木質(zhì)素發(fā)生水解，焊接過程中再發(fā)生熱解，從而提高節(jié)點(diǎn)耐水性及抗拉拔強(qiáng)度。用葵花籽油處理過的木榫焊接細(xì)木工板[18]和組合梁[19]，可有效提高榫釘?shù)牟迦肷疃群湍退阅堋?/p>

木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)較多應(yīng)用于人造板和室內(nèi)家具方面，以定向刨花板（Oriented strand board，OSB）為基材，木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)連接試件的剛度比釘連接試件高出近50%[20]。通過木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)能實(shí)現(xiàn)家具板材的“T”型和“L”型連接，制造出多種新型的座椅和書柜等家具[21]。有研究表明，用木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)將木條拼接成板，與基材表面發(fā)現(xiàn)的夾角為0°、10°和20°的試件中，20°試件的抗彎和拉拔強(qiáng)度最高[22]。在組合梁構(gòu)件中，連接件的抗剪性能是重要衡量指標(biāo)。SPF（Spruce-Pine-Fir）是輕型木結(jié)構(gòu)建筑中常用的梁構(gòu)件工程材料，具有較好的力學(xué)性能，采用木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)進(jìn)行加工，能避免釘連接造成的木材順紋劈裂。焊接界面層的物質(zhì)大多數(shù)來源于木榫，焊接性能主要取決于木榫樹種[9]。本試驗(yàn)選用焊接效果較好的山毛櫸[23]，利用木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)，制備以SPF為基材、山毛櫸為木榫的單剪試件，通過不同的焊入角度，分析山毛櫸木榫在不同狀態(tài)下的抗剪性能，并基于國(guó)內(nèi)外相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)及規(guī)范，提出抗剪承載力相關(guān)計(jì)算公式，可為木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)在工程梁中的應(yīng)用提供理論參考。

1 材料與方法

1.1 試件設(shè)計(jì)與制備

共設(shè)計(jì)3組不同焊入角度的木榫旋轉(zhuǎn)焊接單剪試件，每組制備50個(gè)重復(fù)試件，共150個(gè)試件（表1）。木榫采用直徑12 mm、長(zhǎng)200 mm的斜紋山毛櫸木，含水率調(diào)整為12%；基材采用38 mm×89 mm的SPF二級(jí)規(guī)格材，含水率約為12%。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameter of specimens

將SPF層板鋸切為長(zhǎng)度150 mm的基材，在基材上預(yù)先鉆出直徑為10.5 mm的預(yù)鉆孔，便于木榫旋轉(zhuǎn)焊入。以轉(zhuǎn)速1 430 rpm和進(jìn)給速度15 mm/s，將木榫勻速焊入基材預(yù)鉆孔內(nèi)（圖1）。試件焊接完成后靜置1天，待其焊接界面層充分固化。

圖1 試件示意圖Fig.1 Schematic diagrams of specimens(mm)

1.2 材料性能

參照GB/T 1933-2009[24]，對(duì)SPF基材進(jìn)行密度測(cè)定；參照GB/T 1935-2009[25]和GB/T 15777-2017[26]，對(duì)SPF基材進(jìn)行順紋抗壓測(cè)試；參照ASTM 1575-17[27]和ASTM D5764（2018）[28]，分別進(jìn)行木榫抗彎試驗(yàn)和SPF基材銷槽承壓性能測(cè)試。SPF基材的密度為450 kg/m3，順紋抗壓強(qiáng)度為46.99 MPa，順紋抗壓彈性模量為9.93 GPa，銷槽承壓強(qiáng)度為28.36 MPa。木榫的順紋抗壓彈性模量為6.31 GPa，抗彎屈服強(qiáng)度為105.2 MPa，抗彎屈服彎矩為17 842.97 N·mm。

1.3 加載與測(cè)量

利用萬能力學(xué)試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行抗剪試驗(yàn)（圖2）。試驗(yàn)機(jī)加載頭面積大于基材截面積，因此加載頭與試件直接接觸加載即能保證試件受力均勻。為測(cè)量?jī)蓪踊拈g的相對(duì)滑移，在試件表面布置位移計(jì)。采用2 mm/min的速度進(jìn)行勻速位移加載，荷載達(dá)到峰值荷載的80%時(shí)，停止加載。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Experimental instrument and setup

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

3組試件的木榫破壞模式均為類雙鉸破壞，兩層基材間的木榫發(fā)生木材劈裂，隨著荷載的持續(xù)增加，木榫斷裂（圖3）。S-135組中，試件在加載過程中存在繩索效應(yīng)，兩層板中的木榫受到軸向拉力作用，有被拔出現(xiàn)象。S-45組中，木榫出現(xiàn)被推出現(xiàn)象，主要是由于在本組試件加載過程中，層板連接處木榫受力發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，帶動(dòng)兩側(cè)木榫發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖3 不同試件木榫破壞模式示意圖Fig.3 Schematic diagrams of dowel failure modes of specimens

3組試件的荷載-位移曲線均包括：（1）OA線彈性階段：在此階段木榫及基材無明顯破壞，荷載和位移呈線性增長(zhǎng)，隨荷載增加，木榫受到線彈性剪切作用，無木材劈裂聲出現(xiàn)；（2）AB彈塑性階段：在此階段初期，第一次出現(xiàn)木材劈裂聲，試件開始產(chǎn)生塑性變形，木榫開始發(fā)生破壞，隨著荷載的繼續(xù)增加，木榫的破壞加重，同時(shí)伴隨著持續(xù)的劈裂聲，但試件仍具有一定的承載能力，荷載-位移曲線上升至峰值（B點(diǎn)），此刻木榫在層板連接處發(fā)生劈裂，劈裂聲加大；（3）BC破壞軟化階段：荷載達(dá)到峰值后，木榫破壞加劇，但并未完全斷裂，之后荷載-位移曲線下降，直至試件完全失效（圖4）。

在AB彈塑性階段，3組試件間存在較大差別。S-90組在此階段存在曲線突降（AA'階段），主要是由于試驗(yàn)推出裝置為兩側(cè)夾緊，導(dǎo)致抗剪界面存在法向應(yīng)力，木榫斷裂面在加載過程中產(chǎn)生摩擦作用，承載力下降（圖4a）；S-135組在試驗(yàn)過程中產(chǎn)生繩索效應(yīng)，木榫受到軸向拉力作用，曲線在此階段無突降產(chǎn)生，仍呈上升狀態(tài)，但上升速率明顯減?。▓D4b）；S-45組在此階段受力過程中兩側(cè)木榫彎曲，無荷載下降，無繩索效應(yīng)，荷載呈上升趨勢(shì)，上升速率較OA段有小幅降低，但不明顯（圖4c）。

圖4 試件荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves of specimens

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

以試件能達(dá)到的最大荷載為峰值荷載（Pmax）、荷載-位移曲線中0.1～0.4Pmax線性段斜率為初始剛度、峰值荷載的80%為極限荷載，延性系數(shù)為極限位移與屈服位移的比值。在S-135組中，由于在試驗(yàn)過程中除木榫抗剪外，還有繩索效應(yīng)的產(chǎn)生，其平均峰值荷載、初始剛度、極限荷載以及延性系數(shù)均最大，表明其抗剪效果最好；S-45組的平均峰值荷載、初始剛度和極限荷載均最小，主要是因?yàn)槠湓谠囼?yàn)過程中僅有木榫橫向抗剪的分力作用（表2）。

表2 不同木榫旋轉(zhuǎn)焊接單剪試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Results of single shear tests of dowel rotation welding

3 抗剪承載力計(jì)算

本試驗(yàn)中木榫的破壞模式為類二鉸破壞，SPF層板受到推出木榫的擠壓破壞，采用現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)及規(guī)范對(duì)木榫連接件的抗剪承載力進(jìn)行計(jì)算。

3.1 中、美、歐標(biāo)準(zhǔn)對(duì)比

3.1.1 《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50005-2017）[29]

本試驗(yàn)中木榫的破壞模式符合《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》中的屈服模式（IV），單個(gè)連接件的每個(gè)剪面承載力參考設(shè)計(jì)值為：

式中，F(xiàn)GB50005為試件抗剪承載力（N）；kIV為對(duì)應(yīng)屈服模式下邊部構(gòu)件的銷槽承壓有效長(zhǎng)度系數(shù)，參照標(biāo)準(zhǔn)第6.2.7條規(guī)定，按照公式（2）計(jì)算；ts為邊部構(gòu)件的厚度，取38 mm；d為連接件直徑，取12 mm；fes為銷槽承壓強(qiáng)度，根據(jù)本文1.2節(jié)，取28.36 MPa。

式中，γIV為抗力分項(xiàng)系數(shù)，參照標(biāo)準(zhǔn)表6.2.7，取1. 88；Re為中部構(gòu)件與邊部構(gòu)件的銷槽承壓強(qiáng)度之比，取 1；kep為彈塑性強(qiáng)化系數(shù)，取 1；fyk為連接件屈服強(qiáng)度，根據(jù)本文1.2節(jié)，取105.2 MPa。

3.1.2 美國(guó)木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范（NDSWC-2018）[30]

與本試驗(yàn)中木榫破壞模式對(duì)應(yīng)的抗剪承載力計(jì)算公式為：

式中，F(xiàn)NDSWC為試件抗剪承載力（N）；Fyb為連接件屈服強(qiáng)度，根據(jù)本文1.2節(jié)，取105.2 MPa；Rd為折減系數(shù)，參照標(biāo)準(zhǔn)表12.3.1B，S-90組取4，S-135及S-45組取3. 6；β為中部構(gòu)件與邊部構(gòu)件的銷槽承壓強(qiáng)度之比，取1。

3.1.3 歐洲木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范（Eurocode 5-2014）[31]

對(duì)應(yīng)屈服模式，EC5中規(guī)定，承載力計(jì)算公式為：

式中，F(xiàn)EC5為單個(gè)剪面節(jié)點(diǎn)承載力（N）；My為連接件抗彎屈服彎矩，根據(jù)本文1.2節(jié)，取17 842.97 N·mm；Fax為連接件的軸向力，取0。

對(duì)于傾斜焊接試件，標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定，銷槽承壓強(qiáng)度（fe）計(jì)算公式為：

式中，α為木榫傾斜角度。

本試驗(yàn)中，木榫傾斜角度為45°和135°，通過計(jì)算，兩者的傾斜銷槽承壓強(qiáng)度相同，均為35.37 MPa。

S-135組存在繩索效應(yīng)，S-45組沒有，通過歐洲木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范計(jì)算抗剪承載力，其結(jié)果不同；中、美兩國(guó)的規(guī)范中沒有考慮繩索效應(yīng)，兩者計(jì)算結(jié)果相同。根據(jù)以上規(guī)范計(jì)算，得到旋轉(zhuǎn)焊接木榫連接節(jié)點(diǎn)抗剪承載力（表3）。除個(gè)別數(shù)據(jù)誤差較小外，其他計(jì)算結(jié)果誤差均較大，主要是由于標(biāo)準(zhǔn)主要針對(duì)鋼銷類緊固件，抗力分項(xiàng)系數(shù)和折減系數(shù)等不適用于木榫旋轉(zhuǎn)焊接試件；標(biāo)準(zhǔn)中未考慮到試件加載過程中的繩索效應(yīng)。

表3 規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值（FEXP）對(duì)比Tab.3 Comparison on calculated values and test results

3.2 受力分析

3.2.1 垂直焊接試件（S-90組）

根據(jù)試驗(yàn)中木榫的實(shí)際受力情況及破壞模式，對(duì)基材連接處木榫進(jìn)行受力分析（圖5a）。

圖5 單剪試驗(yàn)中木榫的受力分析模型Fig.5 Analytical model of dowel in single shear tests

根據(jù)木榫的受力及彎矩平衡分析，得到以下兩個(gè)公式：

考慮到兩層基材材料相同，因此fes=fem及l(fā)s=lm，將其帶入到公式（6）和（7）中，得到：

式中，F(xiàn)為整個(gè)試件所受的承載力（N）；fes和fem為側(cè)板與中板的銷槽承壓強(qiáng)度（MPa）；ls和lm為側(cè)板與中板中塑性鉸到受剪面間的距離（mm）。

3.2.2 傾斜向下焊接試件（S-135組）

傾斜向下焊接試件中，木榫受力分析見圖5b。根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象及木榫破壞模式，木榫受剪切作用的同時(shí)，還有軸向拉力作用（即繩索效應(yīng)），抗剪承載力計(jì)算公式為：

3.2.3 傾斜向上焊接試件（S-45組）

傾斜向上焊接試件中，木榫受力分析見圖5c。試驗(yàn)過程中沒有發(fā)生繩索效應(yīng)，抗剪承載力計(jì)算公式為：

利用公式（8）、（9）和（10）計(jì)算得到3組試件的木榫抗剪承載力（表4），與參照各標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算的結(jié)果相比，本組計(jì)算結(jié)果誤差均在10%以內(nèi)，準(zhǔn)確性更高，更適用于木榫連接試件的抗剪承載力計(jì)算。

表4 規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Tab.4 Comparison on calculated values and test results

4 結(jié)論

旋轉(zhuǎn)焊接單榫節(jié)點(diǎn)單剪試驗(yàn)中，木榫受剪呈現(xiàn)類雙鉸破壞模式并最終剪斷，兩側(cè)基材在預(yù)鉆孔下方出現(xiàn)擠壓破壞。S-90組未觀測(cè)到木榫在預(yù)鉆孔中的滑脫，試驗(yàn)后旋轉(zhuǎn)焊接界面未被破壞；S-135組木榫有滑脫現(xiàn)象，存在繩索效應(yīng)；S-45組木榫有擠出現(xiàn)象，無繩索效應(yīng)。

木榫旋轉(zhuǎn)焊接單榫單剪試件中，S-135組試件由于存在繩索效應(yīng)，其平均峰值荷載、初始剛度、極限荷載和延性系數(shù)均最大，S-45組試件僅受橫向作用的分力，平均峰值荷載、初始剛度和極限荷載均最小。

采用GB50005-2017、美國(guó)NDSWC-2018和歐洲Eurocode 5-2014中金屬銷連接件抗剪承載力計(jì)算公式，除S-90組利用Eurocode 5-1995、S-135組利用Eurocode 5-1995和S-45組利用GB 50005-2017計(jì)算誤差較小外，其他計(jì)算誤差均大于35%。基于不同試驗(yàn)的不同現(xiàn)象，本研究提出了3組抗剪承載力計(jì)算公式，其與對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果誤差均小于10%，具有較高的準(zhǔn)確性。