轻型木结构中覆面板钉连接承载性能试验研究

陈志勇,祝恩淳,潘景龙

(哈尔滨工业大学 土木工程学院,哈尔滨150090)

木材是天然绿色的建筑材料,由其建造的轻型木结构房屋具有施工快捷、构造简单、节能美观及抗震性能好等优点。因此,轻型木结构住宅在欧洲、美洲和亚洲的多个国家和地区得到广泛应用。中国木结构经19世纪80-90年代短暂的停歇后,在20世纪之交再度复兴起来,尤以北京、上海、苏州及成都等地区建造的轻型木结构建筑为一大热点。

轻型木结构(Light wood framEconstruction)是由规格材和木基结构板材钉合而成的剪力墙和横隔(楼盖和屋盖)组合而成[1],因此钉连接的侧向抗剪承载性能是轻型木结构抵抗水平荷载的关键问题。1949年,Johansen[2]提出了用于计算销连接承载力的“屈服理论”(Yield Theory),之后Möller[3]将该理论推广到钉连接的多种连接形式的承载力计算中。Siimes[4]、Mack[5]、Aune[6]、Larsen[7]和Norén[8]等分别先后通过大量试验验证了“屈服理论”的适用性,并将其应用到各国木结构设计规范中。Aune[9-10]、Jorissen[11]、Blass[12-13]、Steve[14]、Chui[15]、Hirai[16]和 Johansson[17]等从试件形式 、群销效应、楔入效应或施工工艺等方面研究了连接形式对钉连接承载性能的影响;Dolan[18]、Dujic[19]、David[20]、 Kuilen[21]、 Robert[22]、 Hirai[16]、Nakajima[23]和Scott[24]等从反复荷载作用、荷载持续作用或环境因素等方面对钉连接承载性能衰退效应进行了研究;David等[25]研究了钉连接在侧向荷载和拔出荷载共同作用下的工作机理;Larsen[26]、Kuipers[27]、Douglas[28]、David[25]和 Dujic[19]等通过试验对其他连接形式和钉连接的承载性能进行了对比。

既有钉连接的试验分析和理论研究,大都基于具有足够边距和端距的直钉钉连接试件的侧向抗剪试验[29],但轻型木结构的覆面板钉连接往往并不满足设计规范[30-31]对其边距或端距的要求,尤其是两块覆面板共用一根规格材(墙骨或搁栅)时采用斜钉方式的情况。因此,该文参考工程实际设计制作了16组共222个具有轻型木结构覆面板钉连接构造特点的试件,通过单调加载试验研究揭示了钉入方式、覆面板主方向与规格材木纹夹角α、及荷载方向与规格材木纹夹角θ等因素对钉连接承载性能的影响规律,并与欧洲木结构设计规范EC5[31]钉连接计算公式的计算结果进行对比分析,通过增加角度修正项得到了适合中国工程轻型木结构覆面板钉连接刚度的计算公式,为计算分析剪力墙和横隔(楼盖和屋盖)的抗侧力性能提供参考。

1 钉连接侧向抗剪试验

1.1 试件材料

根据中国GB 50005-2003[30]《木结构设计规范》的规定和当前工程实践,轻型木结构中覆面板和规格材之间的钉连接最常用直径为2.8mm、长度为50mm的2寸普通圆钢钉。从市场购得钉子的平均实测直径为2.92mm,平均弯曲屈服强度为802mPa,平均抗拉强度为1 007mPa。覆面板采用北美进口厚度为9.5mm的定向木片板(OSB),实测平均含水率(MC)为10.7%,平均气干密度(MC=12%)为620 kg/m3。规格材选用截面尺寸为 38mm×89mm北美进口Ⅱc级云杉-松-冷杉(S-PF),实测平均含水率为13.8%,平均气干密度(MC=12%)为 440 kg/m3。

1.2 试件设计与制作

在轻型木结构中,剪力墙和横隔(楼盖和屋盖)通常是由规格材构成框架,再覆以木基结构板材(结构胶合板或OSB)作面板,覆面板与规格材用钉子按一定间距钉结。由于规格材截面宽度为38mm,沿剪力墙和横隔周边覆面板钉连接的边距或端距即为19mm;当两块覆面板与同一根规格材连接时,钉子在覆面板的边距或端距为10mm,而在规格材的则为 7mm,且需斜钉连接。这都比GB 50005-2003[30]对直径为2.92mm钉子的最小边距(11.68mm)和端距(43.8mm)要求低。当剪力墙或横隔受面内水平荷载作用时,覆面板上各点钉连接的荷载方向与规格材木纹夹角θ均不相同。欧洲木结构设计规范EC5[31]规定木结构普通钉连接的边距和端距不得小于(3+4sinθ)倍钉子直径。由此可知,只有当夹角θ小于6.1°时其最小边距和端距才不大于10mm,然而大部分覆面板钉连接的夹角θ都大于6.1°,不能满足最小边距和端距的要求。因此,为考察实际工程中钉连接的承载性能,设计制作了两类试件进行单调加载试验。第1类试件:采用斜钉方式,钉连接边距或端距为10mm,按荷载方向与规格材木纹夹角 θ分为 0°、45°、90°、-45°和 -90°共 5 大组(如图1所示),每大组有30个试件。第2类试件:采用直钉方式,钉连接边距或端距为19mm,按夹角 θ分为 0°、45°和 90°3大组(如图1所示),每大组有24个试件。以上8大组试件又分覆面板主方向与规格材木纹平行(I型)和垂直(II型)两种情况,即共有16组222个试件,试件参数详见表1,各组试件形式如图2所示。

表1 钉连接试件参数设计

图2 钉连接试件形式

为避免含水率的影响,先将切割好的覆面板与规格材放置于标准环境(温度为20℃±2℃、相对湿度为65%±5%)的人工气候室中养护,直至含水率达到平衡后再钉合成试件。

1.3 试验方案和装置

中国尚无钉连接侧向抗剪试验方法标准,故参考国际上常用的3个试验标准ASTM D1761[32]、EN 26891[33]和NT Build 133[34],制定了试验方法和研制了加载夹具(如图3所示)[35]。图3(a)、(b)和(c)分别为进行荷载方向与规格材木纹夹角θ=0°、±45°和±90°的钉连接侧向抗剪试验的加载夹具。为使试件尽可能地接近实际工程中轻型木结构的使用与受力特点,将钉合好的试件存放在标准环境的人工气候室中养护2周,然后在具有同样温湿度环境的实验室内进行钉连接侧向抗剪试验。试验时,将钉连接试件、力传感器和百分表安装到加载夹具上并连通采集系统后,如图3所示,以 2.50mm/min匀速加载,至荷载降到最大荷载Pmax的80%时停止加载。试验表明,该试验方法及加载夹具是有效和可靠的。

2 试验结果

2.1 覆面板钉连接的破坏模式

图3 钉连接试验装置

钉连接的承载力与其屈服破坏模式[2]密切相关,根据主、边材的厚度及销槽承压强度和钉子直径及抗弯强度等因素的关系,单剪钉连接共有6种屈服模式(如图4所示)[31]:M-a1(钉杆与主材未屈服而边材屈服)、M-a2(钉杆与边材未屈服而主材屈服)、M-b(钉杆未屈服而主、边材都屈服)、M-c1(钉杆屈服出现1个塑性铰,边材屈服而主材部分屈服)、M-c2(钉杆屈服出现1个塑性铰,主材屈服而边材部分屈服)和M-d(钉杆屈服出现2个塑性铰,主、边材部分屈服)。根据钉连接试件所用材料特性,按欧洲木结构设计规范EC5[31]钉连接承载力公式预测,该文所有试件的屈服模式均应为M-c1。从破坏试件中取出钉子,其屈服形态如图5所示。可见,95%以上钉连接试件的屈服模式为M-c1,尚有不足5%的试件以M-d模式屈服。由此再次验证了EC5[31]钉连接设计公式能基本反映钉连接承载力与材料性能间的关系。

图4 钉连接屈服破坏模式

图5 部分钉连接试件的钉子屈服破坏模式

然而,A组试件由于其覆面板边距(10mm)太小,个别试件在连接屈服前发生覆面板断裂破坏,如图(6a)所示;B组和C组试件因其覆面板或规格材端距(10mm)太小,较多试件在连接屈服前发生覆面板剪坏或规格材撕裂两种脆性破坏,如图6(b)和6(c)所示;个别钉连接钉子的钉帽直径偏小,致使覆面板在钉帽下局部承压破坏而发生钉子穿透,如图(6d)所示。

图6 钉连接其他破坏形式

2.2 荷载—滑移曲线

图7为16组钉连接侧向抗剪试验的荷载—滑移曲线。由图可见,钉连接在受力初始阶段的荷载和滑移关系表现为近似线弹性,然后进入屈服强化阶段,除B、C两大组试件塑性变形较小且因覆面板剪坏(如图6(b)所示)或规格材撕裂(如图6(c)所示)而在达到最大荷载后立即失去承载力外,其它6大组试件塑性变形较大且在达到最大荷载后逐渐失去承载力。

图7 钉连接侧向抗剪试验荷载—滑移曲线

3 试验结果分析

3.1 承载力和刚度定义

按EN26891[33]的规定,取荷载值分别为10%Pmax和40%Pmax两点间的割线斜率为钉连接的刚度K;参考NT Build 133[34]将钉连接在滑移不大于7.62mm(0.3 in.)时的最大荷载定义为钉连接的承载力 Py,如图8所示。

试验结果与国际上几本主要木结构设计规范的钉连接承载力和刚度计算公式[36]比较,发现与欧洲木结构设计规范EC5[31]的计算结果吻合最好,详见表2。表中实测承载力与计算值接近,而实测刚度除荷载方向垂直于规格材木纹方向(θ=90°)时稍大于计算刚度外,其他情况皆小于计算刚度,这是因为试件钉合后并未立即进行加载试验,而是放置了14 d后再进行试验,使钉连接的销槽承压应力松弛从而导致钉连接刚度降低[37]。这体现了试件放置时间对钉连接刚度的显著影响[35]。

图8 钉连接刚度K和承载力Py定义示意图

表2 钉连接承载力和刚度统计

3.2 钉连接的承载力

为分析荷载方向与规格材木纹夹角θ、钉入方式、覆面板主方向与规格材木纹夹角α等因素对钉连接承载力的影响,将实测承载力(Py)除以由欧洲木结构设计规范EC5[31]钉连接计算公式得到的承载力(Pser),即得Py/Pser,此比值与夹角θ的关系如图9所示。图中,荷载方向与规格材木纹夹角θ=315°和270°分别为 θ=-45°和 -90°的情况。因 θ=135°、180°和 225°的钉连接形式分别与θ=45°、0°和 -45°的钉连接试件相同(如图1 所示),故前者承载力与后者相同。

图9 钉连接承载力Py/Pser比与夹角θ的关系

荷载方向与规格材木纹夹角θ的影响 由图9可见,斜钉和直钉各种θ情况的承载力比(Py/Pser)的连线基本呈圆形和半圆形,表明钉连接的承载力基本不受夹角θ的影响。

钉入方式及覆面板主方向与规格材木纹夹角α的影响由表2和图9可知,直钉试件的承载力比值(Py/Pser)平均比斜钉试件约大14.2%,即直钉连接承载力比斜钉连接的高。无论是斜钉还是直钉试件,其I类试件(覆面板主方向与规格材木纹夹角α=0°)的 Py/Pser比II类试件(α=90°)的稍大 ,但不超过5%,故夹角α的影响可忽略不计。同时,与文献[35]中放置7 d的试件比较,其覆面板主方向垂直于规格材木纹的试件的承载力为平行时的91.6%,由此可知,夹角α对钉连接承载力的影响随试件放置时间的增加而减小。

3.3 钉连接的刚度

为分析荷载方向与规格材木纹夹角θ、钉入方式、覆面板主方向与规格材木纹夹角α等因素对钉连接刚度的影响,与3.2的处理相似,将实测刚度(K)除以由欧洲木结构设计规范EC5[31]钉连接计算公式得到的刚度(Kser),即得K/Kser。此比值与夹角θ的关系如图10所示。图中,荷载方向与规格材木纹夹角θ=315°和 270°分别为θ=-45°和 -90°的情况。因θ=135°、180°和225°的钉连接形式分别与θ=45°、0°和 -45°的钉连接试件相同(如图1所示),故前后两者的刚度相同。

图10 钉连接刚度比K/Kser与夹角θ的关系

荷载方向与规格材木纹夹角θ的影响 由图10可见,斜钉和直钉各种θ情况刚度比(K/kser)的连线基本呈椭圆形和半椭圆形,表明夹角θ对钉连接的刚度影响较大。对于夹角θ=0°、-45°和-90°的斜钉试件,因覆面板与规格材受力端的端距(覆面板≥50mm,规格材＞10mm)足够大,且斜钉方向对钉子抗弯有利(如图1所示钉杆与荷载方向的夹角小于90°),所以其 K/kser受夹角 θ的影响较小,基本为一定值 ,约为0.5;经统计发现 ,夹角θ=0°、45°和90°的斜钉试件,其K/kser与夹角 θ成线性递增关系 ;对于夹角 θ=0°、45°和 90°直钉试件,板受力端的端距为19mm,其K/Kser与夹角θ成指数递增关系。可见,钉连接在覆面板或规格材受力端的端距足够大时,其刚度受荷载与规格材木纹夹角θ的影响很小;在覆面板或规格材受力端的端距较小时,其刚度受夹角θ的影响很大。

钉入方式及覆面板主方向与规格材木纹夹角α的影响 直钉试件的刚度除夹角θ=45°的情况比斜钉的低外,其它θ情况与斜钉试件的基本相同。无论是斜钉还是直钉试件,其I类(覆面板主方向与规格材木纹夹角α=0°)试件的K/kser都比II类(α=90°)试件的稍大,但基本不超过 5%,故夹角α的影响可忽略不计。同时,与文献[35]中放置7 d的试件比较,其覆面板主方向垂直于规格材木纹的试件刚度为平行时的84.0%,从而可知,夹角α对钉连接刚度的影响随试件放置时间的增加而减小。

考虑夹角θ和试件放置时间影响的刚度计算公式由以上分析可知,荷载方向与规格材木纹夹角θ对钉连接的刚度有明显影响。通过对试验数据进行拟合(如图10所示),可在EC5[31]钉连接刚度公式基础上增加一角度修正项,得到轻型木结构覆面板钉连接刚度计算公式:

式中,k为覆面板钉连接刚度,N/mm;λK,θ为夹角θ修正系数,如式(2)所示;kser为欧洲木结构设计规范EC5[31]钉连接的计算刚度,N/mm。

4 结论

通过16组共222个钉连接试件在单调荷载作用下的试验研究,获得如下主要结论:

1)轻型木结构覆面板钉连接主要发生模式M-c1屈服破坏,符合欧洲木结构设计规范EC5[31]钉连接设计公式的结果。但一些试件因覆面板或规格材端距或边距太小而在连接完全屈服前就发生了覆面板断裂、剪坏或规格材撕裂破坏;个别试件的钉子钉帽直径太小而发生钉子穿透。

2)直钉试件的承载力比斜钉试件平均高14.2%,但两者的刚度基本相同。覆面板主方向与规格材木纹夹角α对钉连接的承载力和刚度的影响可以忽略不计。钉连接的承载力基本不受荷载方向与规格材木纹夹角θ的影响。当钉连接覆面板或规格材受力端端距足够大时,其刚度不受夹角θ的影响;在覆面板或规格材受力端端距较小时,其刚度则随夹角θ的增大而增加。

3)养护2周后再进行试验的钉连接,其实测承载力与EC5[31]计算公式结果接近,而由于木材应力松弛导致其实测刚度与EC5[31]计算公式结果相差较大,同时以上2个公式都未曾考虑荷载方向与规格材木纹夹角θ的影响。通过在EC5[31]钉连接刚度公式的基础上增加一角度修正项,得到了轻型木结构覆面板钉连接刚度的计算公式,为计算分析剪力墙和横隔(楼盖和屋盖)的抗侧力性能提供参考。

[1]潘景龙,祝恩淳.木结构设计原理[M].北京:中国建筑工业出版社,2009.

[2]JOHANSEkK.Theory of timber connections[J].International Association of BridgEand Structural Engineering,1949(9):249-262.

[3]Möller.Newmethod of estimating thEbearing strength of nailed wood connections, No.117 [R].Gothenburg:ThEChalmers InstitutEof Technology Documents,1950.

[4]SIIMES F E,JOHANSON PE,NISKANEN E.Investigations on thEultimateembedding stress and nail holding power of finish pine,Tiedoitus 122[R].Helsinki: ThEStatEInstitutEfor Technical Research,1954.

[5]MACkJ J.ThEstrength of nailed timber joints,No.9[R].Melbourne:Division of Forest Products Commonwealth Scientific and Industrial Research Organization,1960.

[6]AUNEP.ThEload-carrying capacity of nailed joints:Calculations and experiments[R].Trondheim:ThENorwegian InstitutEof Technology,1966.

[7]LARSEN H J.ThEyield load of bolted and nailed joints[C]//International Union of Forestry Research Organizations Working GrouPon Structural Utilization.Pretoria,1973:646-654.

[8]NOREN B.Formulas indicating thEstrength ofmechanical wood joints,Series B,No.226[R].Swedish Research Institute,1974.

[9]AUNEP,PATTON-MALLORY,MARCIA.Later load-bearing capacity of nailed joints based on thEyield theory:Theoretical development,FPL 469[R].Madison:U.S.Department of Agriculture,Forest Service,Forest Products Laboratory,1986.

[10]AUNEP,PATTON-MALLORY,MARCIA.Later load-bearing capacity of nailed joints based on thEyield theory:Experimental verification,RPL 470[R].Madison:U.S.department of Agriculture,Forest Service,Forest Products Laboratory,1986.

[11]JORISSEN A Jm.DoublEshears timber connections with dowel-typEfastener[D].Delf:Delf University of Technology,1998.

[12]BLASS H J.Characteristic strength of nailed joint[J].Forest Products Journal,1994,44(4):33-39.

[13]BLASS HJ,SCHMIDm.Self-tapping screws as reinforcement perpendicular to thEgrid in timber connections[C]//Proceedings PRO 22:International RILEM Symposium on Joints in Timber Structures.Stuttgart,Germany.2001:163-172.

[14]STEVEG W,LAWRENCEA S.Lateral and withdrawal strength of nail connections formanufactured housing[J].ASCEJournal of Structural Engineering.1994,120(12):3577-3594.

[15]CHUI Y H,CHUN N.PerformancEof wood joints fastened with power-driven nails[C]//ThE6th World ConferencEon Timber Engineering.July 31-August 3,2000, Vancouver, British Columbia, Canada.Vancouver:University of British Columbia Vancouver,2000:6.4.1.

[16]HIRAI T,YANAGA K,ZHANG PW.Practical effectivEresistancEof nailed shear walls[C]//ThE6th World ConferencEon Timber Engineering.July 31-August 3, 2000, Vancouver, British Columbia,Canada.Vancouver:University of British Columbia Vancouver,2000:16.

[17]JOHANSSON H,LUKASCEWSKA E,STEHN L.Nailed timber joints with a thickinterlayer[C]//ThE8th World ConferencEon Timber Engineering.June14-17,2004,Helsinki,Finland.Helsinki:vTT Technical Research CentrEof Finland,2004:281-284.

[18]DOLAN J D,MADSEN B.Monotonic and cyclic nail connection tests[J].Canadian Journal of Civil Engineering,1997,19(1):104.

[19]DUJIC B &al.Hysteretic responses of different sheathing to f raming joints[C]// ThE8th World ConferencEon Timber Engineering.JunE14-17,2004,Helsinki,Finland.Helsinki:VTT Technical Research CentrEof Finland,2004:407-412.

[20]DAVID vR,TIMOTHY A R.Rate-of-load and duration-of-load effects for wood fasteners[J].Journal of Structural Engineering,1999(7):719-724.

[21]VAN DEKUILEN J W G.Duration of load effects in timber joints [D].Delft:Delf t University of Technology,1999.

[22]ROBERT Am,WILLIAMm B.Load-duration behavior of wood connections[J].Journal of Structural Engineering,2005(9):1434-1443.

[23]NAKAJIMA S,OKABEm.Effects of dry and humid cyclic climateon thEperformancEof nail joints and shear walls[C]//ThE8th World ConferencEon Timber Engineering.JunE14-17,2004,Helsinki,Finland.Helsinki:VTT Technical Research CentrEof Finland,2004:117-122.

[24]KENT SK,LEICHTI RM,ROSOWSKY D V,et al.Effects of decay on thEcyclic properties of nailed connections[J].ASCEJournal ofmaterials in CivilEngineering,2005,17(5):579-585.

[25]ROSOWSKY D V,SCHIFF D S.Combined loads on sheathing to framing fasteners in wood construction[J].ASCEJournal of Architectural Engineering,1999,5(2):37-43.

[26]LARSEN H J,REESTRUPV.Tests on screws in wood[J].Building Static Announcements,1969,1:3036.

[27]KUIPERS J,VANDERPUT T Acm.Reflections From thEFracturemechanism Nail Connections[M].Karlsruhe:Publisher Brother Karlsruhe,1982.

[28]DOUGLAS R R,DONALD A B,DAVID G P.Withdrawal and lateral strength of threaded nails[C]//ThE5th World ConferencEon Timber Engineering.August 17-20, 1998,montreux, Switzerland.Montreux:Polytechniques et universitaires romandes,1998:238-245.

[29]陈志勇,陈送来,樊承谋,等.木结构钉连接研究进展[J].结构工程师,2009,25(4):152-157.CHEN ZHI-YONG, CHEN SONG-LAI,FAN CHENG-MOU,et al.A review on thEnail connection of wood structures[J].Structural Engineers,2009,25(4):152-157.

[30]中华人民共和国建设部.GB 5005-2003木结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2005.

[31]EN 1995-1-1.Euro codE5:Design of Timber Structures–Part 1.1:General rules and rules for buildings [ S]. European CommitteEfor Standardization,Brussels,2008.

[32]D1761.Standard testmethods formechanical fasteners in wood[S].America Society of Testing andmaterials,West Conshohocken,2006.

[33]EN 26891.Timber structures-jointsmadEwithmechanical fasteners-general principles for thEdetermination of strength and deformation characteristics [S]. European CommitteEfor Standardization,Brussels,2001.

[34]NT Build 133.Nails in wood,lateral strength[S].Nordtest,Stockholm,2001.

[35]陈志勇.轻型木结构中剪力墙钉连接承载性能试验研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学,2006.

[36]王焕杰,陆州导,张盛东,等.木结构剪力墙钉节点变形研究[J].结构工程师,2007,23(6):78-82.WANG HUAN-JIE,LU ZHOU-DAO,ZHANG SHENG-DONG,et al.Study on nail fastener deformation in wood framEstructures[J].Structural Engineers,2007,23(6):78-82.

[37]陈松来,陈志勇,樊承谋,等.木结构剪力墙中钉连接的实验研究[J].中山大学学报:自然科学版,2008,47(4):133-138.CHEN SONG-LAI, CHEN ZHI-YONG,FAN CHENG-MOU,et al.Experimental study on nail fasteners in wood shear walls[J].ACTA Scientiarum Naturalium Universitatis Sunyatseni,2008,47(4):133-138.