陳志淵 王 碩 王昕萌 張柳柳 周 斌 黃 慧 闕澤利

(1.南京林業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 南京 210037； 2.江西省林業(yè)科學(xué)院林產(chǎn)工業(yè)研究所 南昌 330032)

近年來(lái)，在歐美等發(fā)達(dá)國(guó)家，以強(qiáng)度相對(duì)較低的速生木材為原料，由至少3層實(shí)木鋸材或結(jié)構(gòu)復(fù)合板材縱橫交錯(cuò)組坯、采用結(jié)構(gòu)膠黏劑壓制而成的正交膠合木(cross-laminated timber， CLT)已開(kāi)始應(yīng)用于中層甚至多高層木結(jié)構(gòu)建筑中，正在部分取代鋼筋混凝土和磚混結(jié)構(gòu)建筑，改變傳統(tǒng)的建筑格局(楊學(xué)兵等， 2018)。CLT結(jié)構(gòu)體系是一種以螺釘、鋼制承載板和角支架連接CLT樓板、墻板、屋面板以及混凝土基礎(chǔ)的裝配式木結(jié)構(gòu)體系，該體系在成本、設(shè)計(jì)、施工、環(huán)保等方面均具有明顯優(yōu)勢(shì)(熊海貝等， 2019)，國(guó)外有學(xué)者對(duì)加拿大英屬哥倫比亞大學(xué)建造的 18 層木結(jié)構(gòu)公寓Brock Commons進(jìn)行了全生命周期評(píng)估和成本計(jì)算(Teshnizietal.， 2018)，國(guó)內(nèi)有學(xué)者整理了CLT在歐洲的發(fā)展沿革和研究現(xiàn)狀并指出國(guó)內(nèi)CLT研究中亟待解決的問(wèn)題和尚未涉及的方面(闕澤利等， 2017)，亦有學(xué)者設(shè)計(jì)一種高層正交膠合木-混凝土核心筒混合結(jié)構(gòu)體系，運(yùn)用有限元分析方法研究了不同參數(shù)對(duì)混合結(jié)構(gòu)力學(xué)性能、變形和動(dòng)力特性等的影響(熊海貝等， 2019)。此外，國(guó)外學(xué)者對(duì)自攻螺釘應(yīng)用于 CLT 也作了大量研究(岡部 実等， 2011；Hossainetal.， 2015)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)當(dāng)螺釘以一定傾斜角度釘入木材，即同時(shí)承受軸向荷載和側(cè)向荷載時(shí)，對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力、剛度等均有影響。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)斜螺釘?shù)妮S向-側(cè)向復(fù)合承載也作了相關(guān)探討，國(guó)外研究多集中于木-木節(jié)點(diǎn)且提出了理論模型或計(jì)算公式，如Bejtka等(2002)基于 Johansen 屈服理論的失效模式對(duì)釘節(jié)點(diǎn)進(jìn)行受力分析，提出了斜螺釘單剪受力的理論模型，并將試驗(yàn)值與理論計(jì)算值進(jìn)行比較； Tomasi等(2010)對(duì)不同釘入角度的螺釘剪切連接進(jìn)行試驗(yàn)，研究斜螺釘承受拉-剪、壓-剪與拉-壓復(fù)合受力模式下的承載力和剛度，并提出了不同模式下的承載力和剛度計(jì)算公式； Girhammar等(2017)提出了拉-剪模式下木-木釘連接節(jié)點(diǎn)的剛度模型，其能很好預(yù)測(cè)斜螺釘節(jié)點(diǎn)的滑移模量。而國(guó)內(nèi)研究多集中于木-木、鋼-木斜螺釘連接節(jié)點(diǎn)，且不限于剪切試驗(yàn)，如鹿相戎等(2020)以云杉(Piceaasperata)膠合木、鋼板和自攻螺釘為研究材料，測(cè)試了不同荷載方向和受力情況下斜螺釘連接節(jié)點(diǎn)的承載性能； 闕澤利等(2020)設(shè)計(jì)一種斜螺釘連接裝配式膠合梁柱連接節(jié)點(diǎn)，并對(duì)連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，從破壞模式、節(jié)點(diǎn)剛度、耗能能力等方面測(cè)試了新型節(jié)點(diǎn)的性能； 戈禧蕓等(2020)制作一種節(jié)點(diǎn)采用自攻螺釘連接的平行弦木桁架，探究了螺釘釘入角度對(duì)平行弦木桁架受拉節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響。

現(xiàn)行EC5歐洲設(shè)計(jì)規(guī)范中對(duì)釘連接鋼-木節(jié)點(diǎn)的承載力計(jì)算公式基于側(cè)向承載的屈服理論，只包括銷釘?shù)目箯澢阅芎湍静匿N槽承壓強(qiáng)度，即只能用于計(jì)算螺釘90°釘入時(shí)的特征強(qiáng)度，而當(dāng)螺釘以一定角度釘入時(shí)，還涉及抗拔出強(qiáng)度以及鋼板與木材之間的摩擦力；規(guī)范中設(shè)計(jì)的剛度公式只包括銷型緊固件垂直連接木-木節(jié)點(diǎn)的剛度，雖然提到鋼-木節(jié)點(diǎn)的剛度應(yīng)是木-木節(jié)點(diǎn)的2倍，但大量試驗(yàn)證明其并不能代表鋼-木節(jié)點(diǎn)的實(shí)際剛度。對(duì)于用斜螺釘連接的鋼-木節(jié)點(diǎn)更是沒(méi)有相關(guān)公式，而探究鋼板與CLT節(jié)點(diǎn)通過(guò)自攻螺釘連接的破壞模式以及受力機(jī)理可為新型連接件的開(kāi)發(fā)和應(yīng)用提供理論模型和參考。鑒于此，本研究針對(duì)雙顆自攻螺釘不同組合形式對(duì)剪切性能的影響，與單緊固件試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較分析，探討二者之間的關(guān)系，并依據(jù)現(xiàn)有的理論計(jì)算模型與試驗(yàn)比較對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行優(yōu)化，以期探究深層的變化規(guī)律，為完善木結(jié)構(gòu)相關(guān)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。

1 材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

本研究用鋼板-正交膠合木剪切性能試驗(yàn)試件為兩側(cè)通過(guò)自攻螺釘連接的單剪結(jié)構(gòu)。定制具有不同角度預(yù)鉆孔的鋼板，各角度孔位符合EC5歐洲設(shè)計(jì)規(guī)范和GB 50005—2017對(duì)銷軸類連接件節(jié)點(diǎn)連接中的邊距、端距要求。正交膠合木由35 mm厚花旗松(Pseudotsugamenziesii)正交組坯而成，密度540 kg·m-3，含水率12.8%。自攻螺釘為國(guó)產(chǎn)美固全螺紋自攻螺釘(圖1)，具體參數(shù)見(jiàn)表1。2塊鋼板上預(yù)留3個(gè)直徑30 mm的孔洞，以便試件通過(guò)螺紋錨桿和鋼板1、2組合與試驗(yàn)機(jī)壓頭連接。

圖1 試驗(yàn)用自攻螺釘Fig. 1 Self-tapping screws applied in test

1.2 試驗(yàn)方法

在前期單顆釘剪切試驗(yàn)(陳志淵等， 2020)的基礎(chǔ)上，從45°、60°、90°3種釘入角度中選擇承載力等力學(xué)性能較好的角度，即45°和90°進(jìn)行組合，由單顆釘剪切變?yōu)殡p顆釘剪切，選取45°T-S(拉-剪)、45°C-S(壓-剪)、90°S(純剪)3種受力模式，探究雙顆自攻螺釘6種不同組合形式對(duì)鋼板-正交膠合木剪切性能的影響(單顆釘和雙顆釘剪切試驗(yàn)劃分依據(jù)為單側(cè)鋼板與CLT間連接的自攻螺釘數(shù)目)，具體組合形式見(jiàn)圖2，CLT試件尺寸為175 mm×172 mm×344 mm，預(yù)制鋼板預(yù)留孔間距在同一水平線上為60 mm，在同一豎直線上為48 mm。組A—F編號(hào)中，J表示釘沿水平方向并列，S表示釘沿豎直方向順列，Cross表示同側(cè)2顆釘交叉排列，Double表示同側(cè)2顆釘平行排列。試驗(yàn)采用100 kN三思萬(wàn)能力學(xué)試驗(yàn)機(jī)UTM5105，參考美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)(ASTM D1761-12)以1 mm·min-1的速度勻速加載，直至試件破壞或荷載降至最大荷載的80%時(shí)停止加載。荷載和位移通過(guò)TDS-530采集，在試件兩側(cè)共設(shè)置4個(gè)位移傳感器，其中2個(gè)量程為100 mm的YWC-100 型位移傳感器(精度為0.01 mm)用于測(cè)量鋼板相對(duì)試驗(yàn)機(jī)面的絕對(duì)位移，2個(gè)量程為50 mm的YWC-50 型位移傳感器(精度為0.01 mm)用于測(cè)量CLT與鋼板的相對(duì)位移，試驗(yàn)裝置與測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖3。6組試件中每組試件數(shù)量均為5個(gè)，共進(jìn)行30次剪切試驗(yàn)。從施加荷載開(kāi)始，觀察節(jié)點(diǎn)的受力情況，記錄第1次試驗(yàn)機(jī)上指示的松弛荷載和最大荷載以及釘?shù)臄嗔秧樞?。試?yàn)結(jié)束后，觀察試件破壞現(xiàn)象，將自攻螺釘小心旋出觀察釘子變形情況以及木材破壞特征。參考日本木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)計(jì)算方法獲得試件的剛度和能量耗散。

表1 自攻螺釘主要性能參數(shù)Tab.1 Main mechanical properties of self-tapping screws

圖2 不同組合形式剪切試件(mm)Fig. 2 Different combinations of shear specimens

圖3 試驗(yàn)裝置與測(cè)點(diǎn)布置Fig. 3 Test equipment and measuring point arrangement

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期，試件處于彈性階段，隨加載位移逐漸增大，大部分試件在荷載達(dá)到峰值后釘帽被剪斷導(dǎo)致試件破壞，同時(shí)荷載突降，伴有巨大聲響，根據(jù)組合形式不同，自攻螺釘斷裂數(shù)量和順序有所差別；但也有少部分試件釘未被剪斷而出現(xiàn)其他破壞模式。

當(dāng)荷載達(dá)到峰值時(shí)，組A表現(xiàn)為鋼板一側(cè)一顆釘被剪斷，鋼板發(fā)生偏轉(zhuǎn)，而另一顆釘繼續(xù)發(fā)揮作用，這是因?yàn)榻徊媾帕行问?，自攻螺釘軸向力產(chǎn)生2個(gè)分力增強(qiáng)其承載力，受力過(guò)程中自攻螺釘會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn)，尤其是釘帽與鋼板接觸部分會(huì)發(fā)生明顯的彎曲變形帶動(dòng)鋼板偏轉(zhuǎn)，使2顆釘受力不一致(圖4a)。組B、C表現(xiàn)為同一側(cè)2顆釘同時(shí)被剪斷，另一側(cè)2顆釘產(chǎn)生不明顯塑性鉸，這可能是因?yàn)獒斎虢嵌认嗤?，自攻螺釘受力一致，其中一?cè)釘達(dá)到極限承載力后側(cè)鋼板失效，另一側(cè)釘未達(dá)到極限承載力在剪應(yīng)力作用下產(chǎn)生塑性鉸(圖4b右、圖4c右下)。組D、F表現(xiàn)為拉-剪45°狀態(tài)的釘被剪斷，這是因?yàn)閱晤w釘處于拉-剪45°狀態(tài)時(shí)，達(dá)到最大承載力的自攻螺釘位移小于壓-剪45°和90°剪切狀態(tài)的位移，組合形式的破壞模式取決于拉-剪45°狀態(tài)的釘(圖4c右上)。組E表現(xiàn)為壓-剪45°狀態(tài)的釘先被剪斷，90°剪切狀態(tài)的釘后被剪斷，這是因?yàn)檫_(dá)到最大承載力的自攻螺釘位移小于90°剪切狀態(tài)的位移，二者組合時(shí)，位移小的先被破壞(圖4d)。

但組A—D中也有部分試件在荷載達(dá)到峰值后進(jìn)入彈塑性階段，隨著位移增大荷載呈逐漸減小趨勢(shì)，其中組B、C表現(xiàn)為一側(cè)2顆釘未被剪斷但同時(shí)被拔出(圖4b左)。由于自攻螺釘未被剪斷，達(dá)到最大承載力后繼續(xù)被向上拉動(dòng)出現(xiàn)較大位移，從而導(dǎo)致自攻螺釘產(chǎn)生2個(gè)明顯的塑性鉸。組D表現(xiàn)為拉-剪45°狀態(tài)釘未被剪斷而產(chǎn)生塑性鉸，主要是因?yàn)樵嚰蓚?cè)釘尚未達(dá)到屈服極限，在拉力作用下同時(shí)彎曲產(chǎn)生較大塑性變形(圖4e)。組E表現(xiàn)為試件一側(cè)2顆釘中處于拉-剪45°狀態(tài)的自攻螺釘先被剪斷，這是因?yàn)樵趩晤w釘剪切試驗(yàn)中，處于拉-剪45°狀態(tài)的自攻螺釘達(dá)到最大承載力的位移小于90°剪切狀態(tài)的位移，所以組F的破壞模式依舊取決于拉-剪45°狀態(tài)的釘(圖4f)。

圖4 不同組合形式下的試驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 4 Experimental phenomena in different combination forms

圖5 雙顆自攻螺釘連接鋼板-正交膠合木節(jié)點(diǎn)試件的荷載-位移曲線Fig. 5 Load-displacement curves of steel-cross-laminated timber joint with two self-tapping screws

2.2 不同組合形式的荷載-位移關(guān)系

圖5為雙顆自攻螺釘連接鋼板-正交膠合木節(jié)點(diǎn)試件的荷載-位移曲線，a—f代表組A—F。各組試件加載初期處于彈性階段，荷載和位移呈線性關(guān)系，大部分試件在達(dá)到最大承載力時(shí)荷載突降。組A試件1的荷載-位移曲線存在明顯屈服階段，可能是該試件釘帽部分在鋼板作用下彎曲變形較小，產(chǎn)生較長(zhǎng)位移后才被剪斷，其荷載在最大承載力附近保持較好，試件屬于延性破壞。組B試件1和組C試件1、3的荷載-位移曲線先以一定斜率直線上升，當(dāng)達(dá)到自攻螺釘極限承載力后緩慢下降，這是因?yàn)樽怨ヂ葆斘幢患魯?，達(dá)到最大承載力后繼續(xù)被向上拉動(dòng)出現(xiàn)較大位移。組D試件1、2的荷載-位移曲線初期表現(xiàn)為線性上升，后進(jìn)入屈服階段，在較長(zhǎng)位移范圍內(nèi)荷載處于最大承載力附近，最后緩慢下降，這是因?yàn)榧虞d過(guò)程中，試件兩側(cè)自攻螺釘皆出現(xiàn)相同程度的彎曲變形，但均未被剪斷而產(chǎn)生明顯塑性鉸，試件最終為釘拔出破壞。

組E、F試件的荷載-位移曲線變化基本一致，但組E試件與其他組不同之處在于曲線達(dá)到最大承載力前均存在一個(gè)較小幅度下降，這是因?yàn)樵嚰粋?cè)有2顆釘，處于壓-剪45°狀態(tài)的螺釘先被剪斷，由于剪斷部分在木材內(nèi)部，故產(chǎn)生較小幅度下降，荷載繼續(xù)上升至最大承載力時(shí)，曲線因90°剪切狀態(tài)的螺釘被剪斷而突然下降。組F試件的荷載-位移曲線則均在前期處于彈性上升階段，達(dá)到最大承載力后突然下降，但試件1、2的荷載-位移曲線與組內(nèi)其他試件存在一定偏差，可能是由于各種誤差導(dǎo)致鋼板發(fā)生輕微偏轉(zhuǎn)，致使得到的荷載-位移曲線離散性略大。

2.3 不同組合形式對(duì)試件承載力、剛度和能量耗散的影響

經(jīng)計(jì)算得出各組試件的承載力、承載力對(duì)應(yīng)位移、剛度和能量耗散，其平均值、標(biāo)準(zhǔn)方差和變異系數(shù)見(jiàn)表2，為更直觀表示不同組合形式對(duì)試件剪切性能的影響，繪制如圖6所示柱狀圖。單顆釘剪切試驗(yàn)中45°T-S、45°C-S和90°S狀態(tài)下試件的承載力、剛度和能量耗散見(jiàn)表3(陳志淵等， 2020)，其與自攻螺釘數(shù)目的比值可記為每顆釘?shù)某休d力、剛度和能量耗散。雙顆釘與單顆釘承載力和剛度的比較見(jiàn)圖7。

由表2、表3、圖6、圖7可以看出，對(duì)承載力而言，組J-Cross45°T、J-Double45°T、S-Double45°T的承載力遠(yuǎn)高于組S-45°T-45°C、S-90°-45°C、S-90°-45°T，組J-Cross45°T略低于組J-Double45°T和組S-Double45°T。在單顆釘剪切試驗(yàn)中，45°T受力模式下每顆釘?shù)某休d力為12 741.67 N，而J-Double45°T和S-Double45°T組合形式下每顆釘?shù)某休d力分別為單顆釘剪切試驗(yàn)的1.08和1.09倍。標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，根據(jù)公式計(jì)算出每顆釘?shù)某休d力乘以有效釘個(gè)數(shù)即為該釘節(jié)點(diǎn)的總承載力，但通常情況下，因群組效應(yīng)或循環(huán)荷載下的衰減作用會(huì)導(dǎo)致該方式計(jì)算出的承載力不能反映節(jié)點(diǎn)的真正承載力；通過(guò)試驗(yàn)現(xiàn)象已知S-45°T-45°C狀態(tài)的破壞模式取決于45°T狀態(tài)，當(dāng)45°T狀態(tài)失效時(shí)，45°C狀態(tài)幾乎達(dá)到最大承載力，故該種組合形式的最大承載力與單顆釘45°T和45°C作用之和近乎相等，僅相差60 N左右； 而S-90°-45°C組合形式的承載力大于單顆釘90°S和45°C之和，為1.15倍。這是因?yàn)?5°C狀態(tài)的螺釘先被剪斷，由于剪斷部分在木材內(nèi)部，仍可提供一定承載力，直至90°S剪切狀態(tài)的螺釘被剪斷節(jié)點(diǎn)失效；至于 S-90°-45°T狀態(tài)，則因?yàn)?5°T狀態(tài)的螺釘先達(dá)到最大承載力被剪斷，而90°S剪切狀態(tài)的螺釘未達(dá)到最大承載力節(jié)點(diǎn)已經(jīng)失效，故該種組合形式的最大承載力小于單顆釘90°S和45°T之和，為0.77倍。這表明，應(yīng)盡量避免在試件一側(cè)出現(xiàn)90°S與其他承受拉-剪狀態(tài)螺釘?shù)慕M合形式。

對(duì)剛度而言，組J-Cross45°T、組J-Double45°T和組S-Double45°T的剛度幾乎相同，但分散到每顆釘?shù)膭偠染∮趩晤w釘?shù)膭偠?，?.9倍。這說(shuō)明，增加螺釘個(gè)數(shù)可能導(dǎo)致剛度減小，S-45°T-45°C組合形式的剛度小于45°T和45°C之和，為0.86倍；S-90°-45°T 組合形式的剛度也小于90°S和45°T之和，為0.89倍；S-90°-45°C在6種組合形式中剛度最小，但其剛度大于90°S與45°C之和，為1.03倍。

對(duì)能量耗散而言，S-90°-45°C組合形式具有更好的能量耗散能力，比單顆釘90°S和45°C之和增加57%； 而其他組合形式皆遠(yuǎn)小于單顆釘受力相加, 未達(dá)到預(yù)期加強(qiáng)效果。

表2 不同組合形式對(duì)試件剪切性能的影響①Tab.2 Influence of different combinations on shear performance

圖6 不同組合形式對(duì)試件剪切性能的影響Fig. 6 Influence of different combination forms on shear performance of timber

表3 單顆釘剪切試驗(yàn)中試件的承載力和剛度Tab.3 Load-carrying capacity and stiffness of timber in single screw shear test

3 結(jié)論

1)組J-Cross45°T的承載力略低于組J-Double45°T和組S-Double45°T，J-Double45°T和S-Double45°T組合形式下每顆釘?shù)某休d力分別為單顆釘剪切試驗(yàn)的1.08和1.09倍；組J-Cross45°T、組J-Double45°T和組S-Double45°T的剛度幾乎相同，但分散到每顆釘?shù)膭偠染∮趩晤w釘?shù)膭偠?，?.9倍；計(jì)算節(jié)點(diǎn)一側(cè)雙顆釘S-45°T-45°C組合形式的承載力時(shí)，可以單顆釘45°T與45°C作用之和得到；S-45°T-45°C組合形式的剛度小于45°T和45°C之和，為0.86倍； S-90°-45°T組合形式的承載力小于單顆釘90°S和45°T之和，為0.77倍。

2)應(yīng)盡量避免在鋼-木連接中出現(xiàn)一側(cè)純剪和拉-剪復(fù)合的組合形式；S-90°-45°C組合形式的承載力為單顆釘90°S和45°C之和的1.15倍，剛度為二者之和的1.03倍，且具有更好的能量耗散能力，比單顆釘90°S和45°C之和增加57%。6種組合形式中S-Double45°T的承載力最大，S-90°-45°C的承載力最??；組J-Cross45°T、組J-Double45°T和組S-Double45°T的剛度相差不大，均為6種組合形式中最大，但組S-Double45°T的誤差棒最??；在組S-90°-45°T、S-45°T-45°C、S-90°-45°C中，組S-90°-45°C剛度最小，組S-90°-45°T最大，相對(duì)而言組S-45°T-45°C耗能最小。

基于上述結(jié)論，在實(shí)際工程中建議:

1) 對(duì)承載力和剛度要求較高且變異性較小的節(jié)點(diǎn)可采用6種組合形式中的組S-Double45°T；而組S-90°-45°C因具有良好的能量耗散和抵抗變形能力，建議用于對(duì)抗震要求較高的節(jié)點(diǎn)。

2) 組S-90°-45°C的承載力和剛度相較于其他組較低，在實(shí)際工程中應(yīng)用時(shí)可適當(dāng)增加螺釘數(shù)量或減小螺釘間距。