单调荷载下三层正交胶合木企口节点的剪切性能

张敬婷，王志强*，赵涛，刘艺肖，董惟群

(1. 南京林业大学材料科学与工程学院，南京 210037；2. 安徽农业大学林学与园林学院，合肥 230036)

在过去的20年里正交胶合木(cross-laminated timber, CLT)已经成为木结构行业最重要的工程木产品之一。得益于其层叠交错的结构，CLT板尺寸稳定，双向力学性能优越，具有较高的面内外刚度，常作为楼面板、屋面板和墙面板等承重构件使用[1]。作为一种建筑材料，CLT已经在欧洲得到了广泛的应用，如中低层或高层建筑；在北美，日本和澳大利亚也逐步受到欢迎。CLT板自身的刚度很高，在CLT建筑体系中，CLT板之间的金属连接为建筑提供了强度、刚度、稳定性和延性[2]。在木结构的设计中，节点连接起到至关重要的作用, 它决定着建筑构件的受力性能及承载力大小[3]。在现有的销轴类紧固件中，自攻螺钉(self-tapping screws, STS)以其安装方便快捷、力学性能良好和尺寸灵活(长度可达1.5 m)等优点在胶合木建筑、正交胶合木建筑中广泛应用。

目前，CLT板之间的传统连接形式有对接、半搭接连接、单表面连接片连接、内部连接片连接、双表面连接片连接等[4]。现有的国内外文献对CLT板边与边连接的研究多涉及半搭接连接和单表面连接片连接：Gavric等[5]进行了典型螺钉连接CLT楼板边与边节点、半搭接节点与单表面连接片节点的单调加载和循环加载测试，对承载能力、刚度、延性等力学性能进行了评价。试验结果表明，与连接片连接相比，半搭接连接具有更高的刚度，但由于内部层板的开裂，有时会发生脆性破坏。在较大的位移处，连接片连接可以抵抗更大的荷载。两种连接在循环荷载作用下都具有良好的延性性能，设计时应保证端距和边距满足要求，以抵抗脆性破坏。Hossain等[6]对STS连接CLT半搭接节点的研究表明，受剪力的STS节点具有较高的延性，但刚度较低，受抗拔力的STS节点刚度高但脆性强，综合两种STS打入方式后可以同时体现较高的刚度和延性。Hossain等[7]还研究了使用受剪双倾角全螺纹STS对接CLT板的剪切性能，在准静态和循环荷载下延性比分别为7.7和4.1，参考Smith延性分等的界限限定，在准静态荷载下，连接呈现高延性，在反向循环荷载下，连接成中等延性。Sheikhtabaghi等[8]的试验表明STS半搭接节点的强度比单表面连接片节点高出了50%，刚度也有一定的提高，垫圈的加入改变了半搭接节点的变形和失效机制。Sullivan等[9]研究了直径为8和10 mm的STS分别在单调和循环加载下，打入CLT单表面连接片节点和半搭接节点受剪时的强度和刚度，证明在试验条件下使用相同STS，半搭接节点的承载能力和刚度比单表面连接片节点高。董惟群等[10]对几种不同的CLT对接和半搭接节点进行了准静态加载测试，发现主侧材对接，STS左右双向斜钉是一种较优的连接方式，比半搭接的承载力提高了50.7%。

3层CLT板边与边的企口连接，是一种具有发展潜能的CLT板连接形式，但现有论文中缺少对其的设计和研究。笔者重点探究企口试件在准静态单调荷载下的力学表现，及其相比半搭接试件在承载能力、刚度和延性方面的变化情况，并评价3种不同榫头长度对CLT企口节点抗剪性能的影响，以期为CLT企口连接的设计提供参考。

1 材料与方法

1.1 试验材料

规格材：云杉-松-冷杉(spruce-pine-fir，SPF)树种组合，产于加拿大，尺寸38 mm×89 mm，密度410 kg/m3，含水率14%，等级J级。胶黏剂：HB S709单组份聚氨酯，固体含量100%，黏度24 Pa·s，外购。STS：TP30槽双沉头全螺纹自钻尾木螺钉，规格6 ×100，公称直径6 mm，螺纹底径4.05 mm，长度100 mm，材质为低碳钢，抗弯屈服强度1 000 MPa，抗拔强度19.16 MPa，上海美固澄梵紧固件有限公司。

1.2 试验方法

压制3层结构CLT板，每层板厚度38 mm，总厚度114 mm，根据加拿大CLT手册[4]和对CLT的前期研究[11-12]，CLT板压制工艺参数为：单面施胶量180 g/m2，侧面不施胶，施加压力1.0 MPa，压制时间为3 h(室温)。压制的CLT板规格(长×宽×厚)为1 800 mm×305 mm×114 mm。CLT板压制完成后，在安徽金色田园木结构有限公司K2I木屋加工中心进行数控裁切和铣形，加工企口和半搭接两种连接形式，如图1所示。

参考欧洲技术评估ETA-11/0190—2013设置STS间距，边距及端距，将STS垂直CLT板宽面单侧打入，无预钻孔，打入后螺钉头部与试件板面齐平。试件STS连接构造参数见图2(由于试件的切割位置具有随机性，图2中显示的方块不一定代表单块规格材)，试件尺寸如表1所示。

图1 两种不同CLT连接形式Fig. 1 Two types of CLT connections

图2 试件构造参数Fig. 2 Construction parameters of specimens

表1 试件尺寸Table 1 Dimensions of specimens

TG-35、TG-50、TG-65 3组试件为企口连接，榫头长度L3分别为35，50和65 mm，榫头厚度为CLT板总厚度的1/3；HL-50组为半搭接连接，搭接长度L3为50 mm，半搭接接头的厚度为CLT板总厚度的1/2。每组5个试件，共20个试件。

参考EN 26891—1991加压机制，每组第5号试件先进行直接破坏加载测试，使用位移控制，速度4 mm/min，加载终止后得到试件的预估最大承载力Fest。同组其余试件采用预压加载程序：以0.2Fest/min的荷载控制匀速加载至0.4Fest，持荷30 s后；匀速卸载至0.1Fest，持荷30 s;再以0.2Fest/min的荷载控制匀速加载，荷载加至预估最大承载力的70%后，使用一个能在3～5 min内达到最大荷载的速度继续匀速加载，位移达到65 mm时终止试验。测试加载装置如图3所示。试验采用三思万能试验机(型号：UTM5105)进行加载，试件中间材宽面两侧使用角码和布基胶带各固定一个量程50 mm的位移计(YHD-50)，两边侧材分别钉入一个角码，使位移计指针尖端空载时接触角码抵承面，接触点位于整体试件宽面纵横向中线交点处。将位移计连接TDS数据采集仪(TDS-530)，每秒采集15个位移数据。

图3 测试装置Fig. 3 Test device

2 结果与分析

2.1 荷载-位移曲线

各组5号直接破坏加载试件荷载-位移曲线见图4a，各组1～4号预压加载试件平均荷载-位移曲线见图4b。从图中可以看出，除图4b中的回旋阶段外，2种连接形式的曲线呈现3个阶段：第1阶段为弹性阶段，荷载与位移之间呈线性变化，荷载增速较快；第2阶段为塑性强化阶段，STS开始滑移，由于与木材的咬合作用，滑移速度较慢，从弹性阶段至塑性强化阶段没有明显拐点，然后到达极限承载力状态，该阶段的非线性特征主要源于STS的屈服，以及STS对木材造成的挤压破坏；第3阶段为下降阶段，直至破坏，该阶段出现的现象为STS钉帽陷入木材，或钉尖拔出木材，STS屈服区域木材出现了较大破坏。

图4 荷载-位移曲线Fig. 4 The load-displacement curves of the tested specimens

从图4还可以看出，企口连接试件曲线线性阶段斜率较大，即初始刚度较高。半搭接连接试件曲线整体在企口连接曲线的下方。荷载下降时，企口连接试件曲线的降速较慢，表明其延性较好。企口试件的回旋部分几乎成一条直线，而半搭接试件展示出明显的环形，表明半搭接连接更早地产生塑性变形。

2.2 破坏模式

STS屈服、钉帽拉穿、木材销槽承压破坏是企口试件的主要破坏现象。加载过程中，STS向周围木材施加压力，受压处木纤维被螺纹挤压分割，纤维在挤压初始阶段填充在螺纹中，随后，STS发生弯曲变形并产生滑移，螺纹从木材中拔出，并在过程中发出敲击声。企口连接3组试件在荷载达到10 kN以上时出现破坏响声，半搭接连接在荷载到达10 kN或之前出现破坏响声。企口连接试件中，STS的双剪面中间段对螺钉头尾两部分有向内的拉力，使钉帽被拉入木材(图5a)，或钉尖被拔出木材。这种现象表明STS产生了“绳索效应”。在半搭接连接中，钉帽未发生穿拉(图5b)，钉尖拔出。

图5 试件破坏后的钉帽Fig. 5 Status of STS head after specimens failure

由于CLT是正交结构，中间横向层易因边距不足发生开裂破坏，如图6所示。对于企口连接试件，榫头长度直接影响到STS的边距，榫头越短，边距越小，越容易发生开裂破坏。比如，试验中TG-35组的榫头侧边端面均发生明显破坏(图6a)，裂纹多沿年轮和木射线方向，造成承载力的突降；TG-50组榫头侧边端面只发生了微小破坏(图6b)；TG-65组榫头侧边端面未发生明显可见的破坏(图6c)。半搭接连接试件的横向层也发生了开裂破坏(图6d)。

图6 试件横向层开裂破坏Fig. 6 Failure of cracking in transverse layer of test specimens

在本实验中，由于采用的规格材宽度较小(89 mm)，同一层规格材侧面没有涂胶，以及工厂锯割位置的随机性等原因，导致TG-65组中个别试件中木块的边缘胶合长度Lg很小，发生了胶层剪切破坏(图7)，这种现象可以通过为CLT侧面涂胶或使用5层CLT板来改善和避免。而对于TG-50和TG-35组，由于L3相对较短，则出现上述胶层剪切破坏的概率较低。另一方面，半搭接节点在加载过程中容易发生面外偏转，造成卸载后节点木材接触面间有较大空隙，钉尖拔出，试件分离。而得益于企口的特殊剖面形状，企口连接试件在加载过程中，没有发生面外偏转，两构件接触面在STS屈服过程中相互挤压，相互摩擦，这种榫头和榫卯之间的相互挤压和摩擦能够在地震中吸收部分地震能，使结构展现出“柔性”的特点[13]。

图7 TG-65组胶层剪切破坏Fig. 7 Bond line shear failure in TG-65 group

2.3 力学性能

预压加载下，各组试件力学性能实验数据平均值如表2所示。从表2可以看出，企口连接试件的最大承载力Pmax、屈服荷载Py和最大承载力处位移ΔPmax都高于半搭接试件。与半搭接试件HL-50组相比，TG-35、TG-50和TG-65 3组试件的最大承载力分别提高15%，31%和23%。3种企口连接试件中，榫头长度为50 mm的试件(TG-50)具有最高的承载力、屈服荷载和最大承载力处位移。榫头长度为35 mm的试件(TG-35)由于STS边距过小，容易引起CLT横向层开裂破坏，承载能力有所降低。个别TG-65组试件中的胶层破坏也会对承载力产生一定的影响。

参考日本建筑学会的《木结构设计规范》[14]和Y&K屈服点确定方法，确定初始刚度Kα、屈服点位移ΔPy、降伏点位移Δv及延性系数μ(表2)。从表2可见，两种形式的初始刚度差异明显，企口连接试件的初始刚度比半搭接试件高出80%～200%。将企口连接试件的初始刚度进行比较，可以看出，榫头长度为65 mm的试件TG-65相应值最高，这主要是由于TG-65组榫头长度最大，螺钉边距最大，在加载时一定程度上减少了木材的脆性破坏，从而减少了节点滑移。

表2 力学性能均值Table 2 Average mechanical properties of test specimens

注：括号中为变异系数，%。

荷载在到达屈服点后进行重新分配，退化刚度，发展延性，使节点的抗震性能提高[15-16]。由极限荷载处位移与降伏点位移比值ΔPu/Δv确定延性系数μ；同时，使用最大荷载处位移与屈服荷载处位移比值ΔPmax/ΔPy得出延性比Dmax。从表2可见，企口连接试件的延性系数和延性比分别比半搭接试件高出133%～206%和130%～246%。其中，企口连接试件TG-65，比半搭接试件HL-50的延性系数和延性比分别提高206%和246%。企口连接试件中，TG-65组具有最高的延性系数和延性比。通常延性越好，结构在地震荷载作用下的耗能性能越好[17]。参考Smith延性分等方法[18]，使用延性比Dmax对试件延性进行分等，在本实验条件下企口连接属于高延性连接，半搭接连接属于低延性连接。

3 结 论

通过对企口连接和半搭接连接的两种CLT试件进行准静态单调加载试验，发现与半搭接连接形式相比，企口连接形式在载力，刚度和延性上都有明显提升；榫头长度对企口连接性能有一定的影响。得出以下结论：

1)在螺钉垂直CLT板宽面打入的情况下，企口连接发生头部穿拉和钉尖拔出，螺钉发挥“绳索效应”，半搭接试件只发生钉尖拔出。

2)企口连接试件在卸载后仍保持良好的完整性，不易发生面外偏转，而半搭接连接在加载后期容易发生面外偏转。

3)3种企口连接的最大承载力比传统半搭接连接测试值提升15%～31%，初始刚度提升80%～200%，延性系数提升133%～206%。

4)企口的榫头长度对企口连接试件的承载能力有一定影响。在本实验3种企口长度中，最大企口榫头长度TG-65组具有较好的初期刚度、延性系数和延性比。综合评价，TG-65组企口试件具有相对最好的连接承载性能。

5)企口连接CLT试件的承载能力，还受到锯材宽度、层板侧面是否涂胶、试件锯割位置等因素影响，企口连接设计参数还需要进一步优化。