陳志淵 王 碩 王昕萌 張柳柳 周 斌 黃 慧 闕澤利

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

近年來，在歐美等發(fā)達國家，以強度相對較低的速生木材為原料，由至少3層實木鋸材或結構復合板材縱橫交錯組坯、采用結構膠黏劑壓制而成的正交膠合木(cross-laminated timber， CLT)已開始應用于中層甚至多高層木結構建筑中，正在部分取代鋼筋混凝土和磚混結構建筑，改變傳統(tǒng)的建筑格局(楊學兵等， 2018)。CLT結構體系是一種以螺釘、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的裝配式木結構體系，該體系在成本、設計、施工、環(huán)保等方面均具有明顯優(yōu)勢(熊海貝等， 2019)，國外有學者對加拿大英屬哥倫比亞大學建造的 18 層木結構公寓Brock Commons進行了全生命周期評估和成本計算(Teshnizietal.， 2018)，國內(nèi)有學者整理了CLT在歐洲的發(fā)展沿革和研究現(xiàn)狀并指出國內(nèi)CLT研究中亟待解決的問題和尚未涉及的方面(闕澤利等， 2017)，亦有學者設計一種高層正交膠合木-混凝土核心筒混合結構體系，運用有限元分析方法研究了不同參數(shù)對混合結構力學性能、變形和動力特性等的影響(熊海貝等， 2019)。此外，國外學者對自攻螺釘應用于 CLT 也作了大量研究(岡部 実等， 2011；Hossainetal.， 2015)，結果發(fā)現(xiàn)當螺釘以一定傾斜角度釘入木材，即同時承受軸向荷載和側向荷載時，對節(jié)點承載力、剛度等均有影響。近年來，國內(nèi)外學者對斜螺釘?shù)妮S向-側向復合承載也作了相關探討，國外研究多集中于木-木節(jié)點且提出了理論模型或計算公式，如Bejtka等(2002)基于 Johansen 屈服理論的失效模式對釘節(jié)點進行受力分析，提出了斜螺釘單剪受力的理論模型，并將試驗值與理論計算值進行比較； Tomasi等(2010)對不同釘入角度的螺釘剪切連接進行試驗，研究斜螺釘承受拉-剪、壓-剪與拉-壓復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算公式； Girhammar等(2017)提出了拉-剪模式下木-木釘連接節(jié)點的剛度模型，其能很好預測斜螺釘節(jié)點的滑移模量。而國內(nèi)研究多集中于木-木、鋼-木斜螺釘連接節(jié)點，且不限于剪切試驗，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，測試了不同荷載方向和受力情況下斜螺釘連接節(jié)點的承載性能； 闕澤利等(2020)設計一種斜螺釘連接裝配式膠合梁柱連接節(jié)點，并對連接節(jié)點進行低周反復加載試驗，從破壞模式、節(jié)點剛度、耗能能力等方面測試了新型節(jié)點的性能； 戈禧蕓等(2020)制作一種節(jié)點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平行弦木桁架受拉節(jié)點力學性能的影響。

現(xiàn)行EC5歐洲設計規(guī)范中對釘連接鋼-木節(jié)點的承載力計算公式基于側向承載的屈服理論，只包括銷釘?shù)目箯澢阅芎湍静匿N槽承壓強度，即只能用于計算螺釘90°釘入時的特征強度，而當螺釘以一定角度釘入時，還涉及抗拔出強度以及鋼板與木材之間的摩擦力；規(guī)范中設計的剛度公式只包括銷型緊固件垂直連接木-木節(jié)點的剛度，雖然提到鋼-木節(jié)點的剛度應是木-木節(jié)點的2倍，但大量試驗證明其并不能代表鋼-木節(jié)點的實際剛度。對于用斜螺釘連接的鋼-木節(jié)點更是沒有相關公式，而探究鋼板與CLT節(jié)點通過自攻螺釘連接的破壞模式以及受力機理可為新型連接件的開發(fā)和應用提供理論模型和參考。鑒于此，本研究針對雙顆自攻螺釘不同組合形式對剪切性能的影響，與單緊固件試驗結果進行比較分析，探討二者之間的關系，并依據(jù)現(xiàn)有的理論計算模型與試驗比較對計算模型進行優(yōu)化，以期探究深層的變化規(guī)律，為完善木結構相關設計標準。

1 材料與方法

1.1 試驗材料

本研究用鋼板-正交膠合木剪切性能試驗試件為兩側通過自攻螺釘連接的單剪結構。定制具有不同角度預鉆孔的鋼板，各角度孔位符合EC5歐洲設計規(guī)范和GB 50005—2017對銷軸類連接件節(jié)點連接中的邊距、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%。自攻螺釘為國產(chǎn)美固全螺紋自攻螺釘(圖1)，具體參數(shù)見表1。2塊鋼板上預留3個直徑30 mm的孔洞，以便試件通過螺紋錨桿和鋼板1、2組合與試驗機壓頭連接。

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

1.2 試驗方法

在前期單顆釘剪切試驗(陳志淵等， 2020)的基礎上，從45°、60°、90°3種釘入角度中選擇承載力等力學性能較好的角度，即45°和90°進行組合，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劃分依據(jù)為單側鋼板與CLT間連接的自攻螺釘數(shù)目)，具體組合形式見圖2，CLT試件尺寸為175 mm×172 mm×344 mm，預制鋼板預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2顆釘交叉排列，Double表示同側2顆釘平行排列。試驗采用100 kN三思萬能力學試驗機UTM5105，參考美國標準(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%時停止加載。荷載和位移通過TDS-530采集，在試件兩側共設置4個位移傳感器，其中2個量程為100 mm的YWC-100 型位移傳感器(精度為0.01 mm)用于測量鋼板相對試驗機面的絕對位移，2個量程為50 mm的YWC-50 型位移傳感器(精度為0.01 mm)用于測量CLT與鋼板的相對位移，試驗裝置與測點布置見圖3。6組試件中每組試件數(shù)量均為5個，共進行30次剪切試驗。從施加荷載開始，觀察節(jié)點的受力情況，記錄第1次試驗機上指示的松弛荷載和最大荷載以及釘?shù)臄嗔秧樞颉Ｔ囼灲Y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。參考日本木結構設計計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 試驗裝置與測點布置Fig. 3 Test equipment and measuring point arrangement

2 結果與分析

2.1 試驗現(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到峰值后釘帽被剪斷導致試件破壞，同時荷載突降，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。

當荷載達到峰值時，組A表現(xiàn)為鋼板一側一顆釘被剪斷，鋼板發(fā)生偏轉(zhuǎn)，而另一顆釘繼續(xù)發(fā)揮作用，這是因為交叉排列形式，自攻螺釘軸向力產(chǎn)生2個分力增強其承載力，受力過程中自攻螺釘會發(fā)生扭轉(zhuǎn)，尤其是釘帽與鋼板接觸部分會發(fā)生明顯的彎曲變形帶動鋼板偏轉(zhuǎn)，使2顆釘受力不一致(圖4a)。組B、C表現(xiàn)為同一側2顆釘同時被剪斷，另一側2顆釘產(chǎn)生不明顯塑性鉸，這可能是因為釘入角度相同，自攻螺釘受力一致，其中一側釘達到極限承載力后側鋼板失效，另一側釘未達到極限承載力在剪應力作用下產(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，這是因為單顆釘處于拉-剪45°狀態(tài)時，達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，這是因為達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，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到峰值后進入彈塑性階段，隨著位移增大荷載呈逐漸減小趨勢，其中組B、C表現(xiàn)為一側2顆釘未被剪斷但同時被拔出(圖4b左)。由于自攻螺釘未被剪斷，達到最大承載力后繼續(xù)被向上拉動出現(xiàn)較大位移，從而導致自攻螺釘產(chǎn)生2個明顯的塑性鉸。組D表現(xiàn)為拉-剪45°狀態(tài)釘未被剪斷而產(chǎn)生塑性鉸，主要是因為試件兩側釘尚未達到屈服極限，在拉力作用下同時彎曲產(chǎn)生較大塑性變形(圖4e)。組E表現(xiàn)為試件一側2顆釘中處于拉-剪45°狀態(tài)的自攻螺釘先被剪斷，這是因為在單顆釘剪切試驗中，處于拉-剪45°狀態(tài)的自攻螺釘達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-位移關系

圖5為雙顆自攻螺釘連接鋼板-正交膠合木節(jié)點試件的荷載-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系，大部分試件在達到最大承載力時荷載突降。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，當達到自攻螺釘極限承載力后緩慢下降，這是因為自攻螺釘未被剪斷，達到最大承載力后繼續(xù)被向上拉動出現(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，后進入屈服階段，在較長位移范圍內(nèi)荷載處于最大承載力附近，最后緩慢下降，這是因為加載過程中，試件兩側自攻螺釘皆出現(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到最大承載力前均存在一個較小幅度下降，這是因為試件一側有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，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 不同組合形式對試件承載力、剛度和能量耗散的影響

經(jīng)計算得出各組試件的承載力、承載力對應位移、剛度和能量耗散，其平均值、標準方差和變異系數(shù)見表2，為更直觀表示不同組合形式對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圖7。

由表2、表3、圖6、圖7可以看出，對承載力而言，組J-Cross45°T、J-Double45°T、S-Double45°T的承載力遠高于組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的1.08和1.09倍。標準規(guī)定，根據(jù)公式計算出每顆釘?shù)某休d力乘以有效釘個數(shù)即為該釘節(jié)點的總承載力，但通常情況下，因群組效應或循環(huán)荷載下的衰減作用會導致該方式計算出的承載力不能反映節(jié)點的真正承載力；通過試驗現(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45°T狀態(tài)失效時，45°C狀態(tài)幾乎達到最大承載力，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。這是因為45°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)點失效；至于 S-90°-45°T狀態(tài)，則因為45°T狀態(tài)的螺釘先達到最大承載力被剪斷，而90°S剪切狀態(tài)的螺釘未達到最大承載力節(jié)點已經(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，應盡量避免在試件一側出現(xiàn)90°S與其他承受拉-剪狀態(tài)螺釘?shù)慕M合形式。

對剛度而言，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。這說明，增加螺釘個數(shù)可能導致剛度減小，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小于單顆釘受力相加, 未達到預期加強效果。

表2 不同組合形式對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；計算節(jié)點一側雙顆釘S-45°T-45°C組合形式的承載力時，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)應盡量避免在鋼-木連接中出現(xiàn)一側純剪和拉-剪復合的組合形式；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，相對而言組S-45°T-45°C耗能最小。

基于上述結論，在實際工程中建議:

1) 對承載力和剛度要求較高且變異性較小的節(jié)點可采用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，建議用于對抗震要求較高的節(jié)點。

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