周 斌 王昕萌 張柳柳 安 昕 陳志淵 闕澤利 王菲彬

(1.南京林業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 南京 210037； 2.南京林業(yè)大學(xué)風(fēng)景園林學(xué)院 南京 210037)

近年來，我國建筑產(chǎn)業(yè)向綠色低碳轉(zhuǎn)型，木結(jié)構(gòu)建筑作為節(jié)能、低碳的代表，受到廣泛關(guān)注和大力扶持(戴崢楠，2017； 唐菠，2014)。正交膠合木(cross-laminated timber，CLT)是以強度相對較低的速生材為原料，由至少3層實木鋸材或結(jié)構(gòu)復(fù)合板材縱橫交錯組坯、采用結(jié)構(gòu)膠黏劑壓制而成的，這種利用工程技術(shù)將實木材料轉(zhuǎn)化為更加復(fù)雜穩(wěn)定的現(xiàn)代工程木材料，正在動搖曾經(jīng)牢牢扎根建筑行業(yè)的混凝土和鋼材，改變傳統(tǒng)的建筑格局(彭思等，2020)。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，角支架和鋼制承載板一般使用環(huán)孔柄釘連接，破壞時釘子容易拔出。EN 1995-1-1、DIN 1052和 CNR-DT 206等規(guī)范提出基于螺釘側(cè)向剪切強度和軸向強度的二次方程計算螺釘軸向-側(cè)向復(fù)合承載的承載力，國外Bejtka等(2002)、Hossain等(2015)、Kavaliauskas等(2007)和Jacquier等(2014)基于歐洲屈服理論研究螺釘主軸與紋理方向呈一定角度釘入發(fā)現(xiàn)，連接節(jié)點的極限承載力源于抗拔強度及由螺釘抗拉應(yīng)力導(dǎo)致的木材間擠壓摩擦，國內(nèi)亦有學(xué)者探究斜螺釘以不同角度釘入對LVL(laminated veneer lumber，單板層積材)、CLT和膠合木抗拔、抗剪承載力和剛度的影響(Wangetal.，2019； 鹿相戎等，2020； 常程等，2019)。以往這些單向承載參數(shù)的計算多以鋸材為研究對象，未充分考慮目前最常用的工程木產(chǎn)品(如膠合木、CLT 等)與實木材料的區(qū)別，且計算模型中唯一體現(xiàn)木構(gòu)件材料性能的參數(shù)為密度，其他參數(shù)如木材紋理等均未考慮在內(nèi)。此外，現(xiàn)行EC5歐洲設(shè)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(cè)向承載的屈服理論，只包括銷釘?shù)目箯澢阅芎湍静匿N槽承壓強度，即只能用于計算螺釘90°釘入時的特征強度，而當(dāng)螺釘以一定角度釘入時，還涉及抗拔強度以及鋼板與木材之間的摩擦力； 規(guī)范中提到鋼-木節(jié)點的剛度應(yīng)是木-木節(jié)點的2倍，但其設(shè)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，且在現(xiàn)有螺釘連接節(jié)點研究中，多為木-木節(jié)點和鋼-木節(jié)點，對側(cè)邊鋼-木單剪連接的探討較少。

鑒于此，本研究通過探究斜螺釘連接鋼板-正交膠合木(CLT)節(jié)點的抗剪切承載性能以及鋼板-CLT節(jié)點通過自攻螺釘連接的破壞模式和受力機理，分析螺釘釘入角度對剪切強度、剛度的影響規(guī)律，以期為新型連接件的開發(fā)和應(yīng)用提供理論模型和科學(xué)依據(jù)。

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(cè)通過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)計規(guī)范對銷軸類連接件節(jié)點連接中的邊距、端距要求。鋼板為6 mm厚Q235鋼，尺寸172 mm×440 mm×6 mm(長×寬×厚)。自攻螺釘選用國產(chǎn)美固全螺紋自攻螺釘，直徑6 mm，長100 mm。正交膠合木由35 mm厚花旗松(Pseudotsugamenziesii)層板正交組坯而成(5層，江蘇省惠優(yōu)林集成建筑科技有限公司加工)，密度540 kg·m-3，含水率12.8%。膠黏劑為單組分聚氨酯PUR，壓制壓力1.2 MPa，壓制時間4 h，膠合成尺寸為175 mm×172 mm×344 mm(厚×寬×長)的試件。

自攻螺釘主軸與鋼板所成夾角作為剪切試驗變量，垂直鋼板釘入記為90°S，螺釘釘帽偏向鋼板受拉方向為拉-剪受力(T-S： tensile-shear)，根據(jù)螺釘主軸與鋼板所成夾角依次記為75°T-S、60°T-S、45°T-S； 螺釘釘帽偏向鋼板受壓方向為壓-剪受力(C-S： compressive-shear)，根據(jù)螺釘主軸與鋼板所成夾角依次記為75°C-S、60°C-S、45°C-S(圖1)。剪切試件制作過程如圖2所示，首先確定一側(cè)鋼板與膠合木的相對位置，然后用F形夾具夾緊，借助角度輔助裝置確定釘入角度后旋入一顆自攻螺釘，接著采用相同方式固定好另一側(cè)，兩側(cè)自攻螺釘相對位置相同。試件制作完畢，置于三思力學(xué)試驗機上固定，固定完畢進(jìn)行試驗。

圖1 剪切試件原理Fig. 1 Schematic of shear specimens

圖2 剪切試件制作過程Fig.2 Production process of shear specimens

1.2 試驗方法

圖3 鋼板-正交膠合木剪切試驗裝置Fig. 3 Configuration of shear test of steel-CLT joint

采用獨立的加載系統(tǒng)和位移采集系統(tǒng)，試驗裝置如圖3a、b所示，位移傳感器示意如圖3c所示。加載系統(tǒng)為10 t三思力學(xué)試驗機，在試件兩側(cè)設(shè)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。在動橫梁上設(shè)置1個YBY-50 kN 型荷載傳感器(精度為10 N)。4個位移傳感器和1個荷載傳感器均接入TDS-530 數(shù)據(jù)采集儀，采集頻率1 Hz。參考美國標(biāo)準(zhǔn)(ASTM D1761-12)以1 mm·min-1的速度勻速加載，直到試件破壞或荷載降至最大荷載的80%時停止加載。試驗設(shè)7組，每組試件均為6個，共進(jìn)行42次剪切試驗。從施加荷載開始，觀察節(jié)點的受力情況，記錄試件破壞過程中出現(xiàn)的偶然小幅度下降及達(dá)到的最大荷載。試驗結(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。

2 結(jié)果與分析

2.1 破壞模式及分析

2.1.1 拉-剪和90°剪切受力模式 45°T-S受力模式，釘子破壞模式皆為一側(cè)自攻螺釘被剪斷，另一側(cè)螺釘產(chǎn)生2個塑性鉸，分別位于距離釘帽 8 mm和20 mm 左右處； 荷載-位移曲線整體規(guī)律相似，開始以一定斜率直線上升，當(dāng)達(dá)到最大值時，由于一顆自攻螺釘達(dá)到自身承載力被剪斷，曲線突然下降；但45°T-S-6曲線并未突然下降，這是因為該試件加載過程中，兩側(cè)自攻螺釘均出現(xiàn)相同程度彎曲變形，未被剪斷(圖4)。

60°T-S、75°T-S、90°S受力模式，釘子破壞模式皆為一側(cè)自攻螺釘被剪斷，另一側(cè)螺釘產(chǎn)生2個塑性鉸； 荷載-位移曲線開始以一定斜率直線上升，當(dāng)達(dá)到最大值時，由于一顆自攻螺釘達(dá)到自身承載力被剪斷，曲線突然下降，隨著角度增大，承載力逐漸減小，剛度逐漸減小(圖5)。

圖4 拉-剪45°受力模式荷載-位移曲線及試驗現(xiàn)象Fig. 4 Tensile-shear 45° force mode load-displacement curve and test phenomenon

圖5 拉-剪60°、75°和90°剪切受力模式荷載-位移曲線及試驗現(xiàn)象Fig. 5 Tensile-shear 60°,75° and 90°S force mode load-displacement curve and test phenomenon

2.1.2 壓-剪受力模式 75°C-S、60°C-S受力模式，一側(cè)自攻螺釘產(chǎn)生2個明顯的塑性鉸，分別位于距離釘帽8 mm和20 mm左右處，另一側(cè)自攻螺釘在距離釘帽8 mm處被剪斷； 荷載-位移曲線在達(dá)到最大值前產(chǎn)生類似于波浪形的上升緩沖曲線，開始為一小段直線上升(鋼板孔與釘帽產(chǎn)生接觸的線彈性階段)，隨著受力增大釘帽一側(cè)被鋼板抬升，達(dá)2 500 N左右曲線逐漸變緩，這是因為在抬升過程中，釘帽逐漸由向下傾斜轉(zhuǎn)變?yōu)橄虼怪狈较蛞苿樱h(yuǎn)離與鋼板的接觸，鋼板變?yōu)樘怨ヂ葆斸敆U，該轉(zhuǎn)換過程中，承載力緩慢變化，釘頭一側(cè)也在同時向下擠壓木材，導(dǎo)致自攻螺釘產(chǎn)生2個明顯塑性較，也是曲線波動的原因； 當(dāng)達(dá)到屈服極限時，一側(cè)自攻螺釘被剪斷，曲線直線下降(圖6)。

45°C-S受力模式，當(dāng)2顆釘均被剪斷時停止加載，釘子出現(xiàn)3種斷裂方式(圖7)： 第1種為每一側(cè)螺釘均在距離釘帽20 mm處被剪斷，剪斷部位位于CLT試件第一層內(nèi)部，如試件1和5； 第2種為一側(cè)在距離釘帽20 mm處被剪斷，另一側(cè)在距離釘帽8 mm左右處被剪斷，剪斷部位位于鋼板與CLT形成的剪切面處，如試件2、3、4、6； 第3種為兩側(cè)均在距離釘帽8 mm左右處被剪斷，如試件7。荷載-位移曲線產(chǎn)生1次或2次小幅度下降后，節(jié)點突然失效，曲線降至最低。第1次下降是因為花旗松密度較大，自攻螺釘傾斜角度也較大，到一定位移后達(dá)螺釘極限承載能力，一顆釘被剪斷，但由于剪斷部位位于木材內(nèi)部，螺釘仍連接著鋼板與木材，剪斷時拉動鋼板的拉力未突然減少，因此曲線只產(chǎn)生小幅度下降； 隨后當(dāng)另一側(cè)自攻螺釘也被剪斷時，節(jié)點失效，曲線突然降至最低。因節(jié)點徹底失效前一側(cè)自攻螺釘已被剪斷，所以選用第一顆釘剪斷前產(chǎn)生的曲線(圖7右)評估壓-剪45°的真正承載能力。

2.2 釘入角度對剪切強度、剛度和能量耗散的影響

采用PickPoint軟件對荷載-位移數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計分析，得到最大承載力、最大承載力對應(yīng)的位移、剛度和能量耗散，具體數(shù)值如表1所示。

圖6 壓-剪75°、60°受力模式荷載-位移曲線及試驗現(xiàn)象Fig. 6 Compressive-shear 75°,60° force mode load-displacement curve and test phenomenon

圖7 壓-剪45°受力模式荷載-位移曲線及試驗現(xiàn)象Fig. 7 Compressive-shear 45° force mode load-displacement curve and test phenomenon

表1 不同釘入角度對剪切性能的影響①Tab.1 Effect of different nailing angles on shear performance

對于承載力而言，拉-剪狀態(tài)下，隨著角度減小，承載力逐漸增大，45°、60°、75°節(jié)點的承載力分別為90°的1.46、1.35、1.22倍，這是因為拉-剪狀態(tài)下，角度越小，自攻螺釘?shù)妮S向分力越大，增加了剪切面的承載力。壓-剪狀態(tài)下，角度越小，承載力越小，90°節(jié)點的承載力分別為45°、60°、75°的4.43、2.27、1.08倍，這是因為壓-剪狀態(tài)下，鋼板在向上拉動過程中，由于自攻螺釘彎曲變形，鋼板逐漸離開木材表面，摩擦力消失，導(dǎo)致壓-剪狀態(tài)的承載力小于拉-剪狀態(tài)。

對于剛度而言，拉-剪狀態(tài)下，隨著角度減小，剛度逐漸增大，45°、60°、75°節(jié)點的剛度分別為90°的3.58、2.42、2.08倍。壓-剪狀態(tài)下，剛度明顯低于拉-剪狀態(tài)，45°、60°、75°節(jié)點的剛度分別為 90°的0.45、0.31、0.36倍。

對于能量耗散而言，無論是拉-剪狀態(tài)還是壓-剪狀態(tài)，75°的能量耗散最大，且隨著角度減小，能量耗散逐漸減小。

對于最大承載力對應(yīng)的位移而言，不同角度壓-剪狀態(tài)下的位移明顯大于拉-剪狀態(tài)，壓-剪狀態(tài)下由于45°在較小位移時即發(fā)生斷裂，導(dǎo)致其達(dá)到最大荷載時的位移遠(yuǎn)小于75°和60°； 而拉-剪狀態(tài)下，隨著角度減小，達(dá)到最大荷載時的位移逐漸減小。

3 結(jié)論

1) 對于承載力而言，壓-剪狀態(tài)的承載力小于拉-剪狀態(tài)，拉-剪狀態(tài)下，隨著角度減小，承載力逐漸增大，而壓-剪狀態(tài)下，角度越小，承載力越小。

2) 對于剛度而言，壓-剪狀態(tài)的剛度明顯低于拉-剪狀態(tài)，拉-剪狀態(tài)下，隨著角度減小，剛度逐漸增大，而壓-剪狀態(tài)下，隨著角度變化剛度變化不明顯。

3) 對于能量耗散而言，無論是拉-剪狀態(tài)還是壓-剪狀態(tài)，75°的能量耗散最大，也高于90°剪切。

4) 對于最大承載力對應(yīng)的位移而言，不同角度壓-剪狀態(tài)下的位移明顯大于拉-剪狀態(tài)，拉-剪狀態(tài)下，隨著角度減小，達(dá)到最大荷載時的位移逐漸減小。