倾斜角度对木榫旋转焊接节点抗剪性能的影响

贾贺然，王宁，孟鑫淼，高颖，朱旭东

（1.北京林业大学木质材料科学与应用教育部重点实验室，北京 100083；2.北京林业大学水土保持学院，北京 100083；3.扬州工业职业技术学院，江苏扬州 225127）

木榫旋转焊接技术是一项生态环保技术，主要是通过木榫的高速旋转，与基材预钻孔之间摩擦产生热量，使木材中的木质素和半纤维素等热塑性材料软化，冷却后在连接界面形成稳定的固化焊接层，达到无胶连接的目的[1]，焊接过程中无一氧化碳和甲醛等有害气体排放[2]，具有生产效率高、回收率高和操作简单等优点，可满足绿色环保的要求，有广阔的应用前景[3-4]。

目前，对于木榫旋转焊接技术的焊接工艺有较多研究，旨在得到具有较高抗拉拔强度的加工工艺。木榫焊接强度取决于木榫在焊接过程中的旋转速度，木榫转速在1 000～1 500 rpm时，焊接强度相对较大[5]。对于欧洲山毛榉（Fagus sylvatica）而言，焊接界面温度达到183℃时，具有较好的抗拉拔性能[6]。当预钻孔直径比木榫直径小2 mm左右时，焊接强度最好[7]。落叶松（Larix gmelinii）木榫旋转焊接试件的抗拉强度和弹性刚度优于欧洲云杉（Picea abies）[8]。木榫的焊入速度由于树种的不同存在差异，枫木（Acer saccharum）的最佳焊入速度为25 mm/s，桦木（Betula alleghaniensis）为16.7 mm/s[9]。焊接深度为30 mm时，焊接时间为3 s的试件平均抗拉拔力分别比5 s和7 s试件高28.33%和87.12%[10]。

由于木榫旋转焊接技术的焊接强度低于结构胶粘剂，为了提高其焊接强度，较多学者对木榫进行表面预处理。加入含有木质素的物质，增加焊接过程中的熔融物质，能提高木榫旋转焊接界面层强度，如将天然木质素和松香[11-12]或乙酰化木质素[13]包覆在木榫表面，能提高其抗拉拔强度及耐水性能。使用乙烯乙二醇可以降低木材的玻璃态转变温度，增强焊接强度[14]。使用柠檬酸[15]和CuCl2溶液[16-17]等弱酸类试剂浸泡木榫，能使木榫中的半纤维素和木质素发生水解，焊接过程中再发生热解，从而提高节点耐水性及抗拉拔强度。用葵花籽油处理过的木榫焊接细木工板[18]和组合梁[19]，可有效提高榫钉的插入深度和耐水性能。

木榫旋转焊接技术较多应用于人造板和室内家具方面，以定向刨花板（Oriented strand board，OSB）为基材，木榫旋转焊接技术连接试件的刚度比钉连接试件高出近50%[20]。通过木榫旋转焊接技术能实现家具板材的“T”型和“L”型连接，制造出多种新型的座椅和书柜等家具[21]。有研究表明，用木榫旋转焊接技术将木条拼接成板，与基材表面发现的夹角为0°、10°和20°的试件中，20°试件的抗弯和拉拔强度最高[22]。在组合梁构件中，连接件的抗剪性能是重要衡量指标。SPF（Spruce-Pine-Fir）是轻型木结构建筑中常用的梁构件工程材料，具有较好的力学性能，采用木榫旋转焊接技术进行加工，能避免钉连接造成的木材顺纹劈裂。焊接界面层的物质大多数来源于木榫，焊接性能主要取决于木榫树种[9]。本试验选用焊接效果较好的山毛榉[23]，利用木榫旋转焊接技术，制备以SPF为基材、山毛榉为木榫的单剪试件，通过不同的焊入角度，分析山毛榉木榫在不同状态下的抗剪性能，并基于国内外相关标准及规范，提出抗剪承载力相关计算公式，可为木榫旋转焊接技术在工程梁中的应用提供理论参考。

1 材料与方法

1.1 试件设计与制备

共设计3组不同焊入角度的木榫旋转焊接单剪试件，每组制备50个重复试件，共150个试件（表1）。木榫采用直径12 mm、长200 mm的斜纹山毛榉木，含水率调整为12%；基材采用38 mm×89 mm的SPF二级规格材，含水率约为12%。

表1 试件设计参数Tab.1 Design parameter of specimens

将SPF层板锯切为长度150 mm的基材，在基材上预先钻出直径为10.5 mm的预钻孔，便于木榫旋转焊入。以转速1 430 rpm和进给速度15 mm/s，将木榫匀速焊入基材预钻孔内（图1）。试件焊接完成后静置1天，待其焊接界面层充分固化。

图1 试件示意图Fig.1 Schematic diagrams of specimens(mm)

1.2 材料性能

参照GB/T 1933-2009[24]，对SPF基材进行密度测定；参照GB/T 1935-2009[25]和GB/T 15777-2017[26]，对SPF基材进行顺纹抗压测试；参照ASTM 1575-17[27]和ASTM D5764（2018）[28]，分别进行木榫抗弯试验和SPF基材销槽承压性能测试。SPF基材的密度为450 kg/m³，顺纹抗压强度为46.99 MPa，顺纹抗压弹性模量为9.93 GPa，销槽承压强度为28.36 MPa。木榫的顺纹抗压弹性模量为6.31 GPa，抗弯屈服强度为105.2 MPa，抗弯屈服弯矩为17 842.97 N·mm。

1.3 加载与测量

利用万能力学试验机进行抗剪试验（图2）。试验机加载头面积大于基材截面积，因此加载头与试件直接接触加载即能保证试件受力均匀。为测量两层基材间的相对滑移，在试件表面布置位移计。采用2 mm/min的速度进行匀速位移加载，荷载达到峰值荷载的80%时，停止加载。

图2 试验加载装置Fig.2 Experimental instrument and setup

2 结果与分析

2.1 试验现象

3组试件的木榫破坏模式均为类双铰破坏，两层基材间的木榫发生木材劈裂，随着荷载的持续增加，木榫断裂（图3）。S-135组中，试件在加载过程中存在绳索效应，两层板中的木榫受到轴向拉力作用，有被拔出现象。S-45组中，木榫出现被推出现象，主要是由于在本组试件加载过程中，层板连接处木榫受力发生转动，带动两侧木榫发生转动。

图3 不同试件木榫破坏模式示意图Fig.3 Schematic diagrams of dowel failure modes of specimens

3组试件的荷载-位移曲线均包括：（1）OA线弹性阶段：在此阶段木榫及基材无明显破坏，荷载和位移呈线性增长，随荷载增加，木榫受到线弹性剪切作用，无木材劈裂声出现；（2）AB弹塑性阶段：在此阶段初期，第一次出现木材劈裂声，试件开始产生塑性变形，木榫开始发生破坏，随着荷载的继续增加，木榫的破坏加重，同时伴随着持续的劈裂声，但试件仍具有一定的承载能力，荷载-位移曲线上升至峰值（B点），此刻木榫在层板连接处发生劈裂，劈裂声加大；（3）BC破坏软化阶段：荷载达到峰值后，木榫破坏加剧，但并未完全断裂，之后荷载-位移曲线下降，直至试件完全失效（图4）。

在AB弹塑性阶段，3组试件间存在较大差别。S-90组在此阶段存在曲线突降（AA'阶段），主要是由于试验推出装置为两侧夹紧，导致抗剪界面存在法向应力，木榫断裂面在加载过程中产生摩擦作用，承载力下降（图4a）；S-135组在试验过程中产生绳索效应，木榫受到轴向拉力作用，曲线在此阶段无突降产生，仍呈上升状态，但上升速率明显减小（图4b）；S-45组在此阶段受力过程中两侧木榫弯曲，无荷载下降，无绳索效应，荷载呈上升趋势，上升速率较OA段有小幅降低，但不明显（图4c）。

图4 试件荷载-位移曲线Fig.4 Load-displacement curves of specimens

2.2 试验结果分析

以试件能达到的最大荷载为峰值荷载（Pmax）、荷载-位移曲线中0.1～0.4Pmax线性段斜率为初始刚度、峰值荷载的80%为极限荷载，延性系数为极限位移与屈服位移的比值。在S-135组中，由于在试验过程中除木榫抗剪外，还有绳索效应的产生，其平均峰值荷载、初始刚度、极限荷载以及延性系数均最大，表明其抗剪效果最好；S-45组的平均峰值荷载、初始刚度和极限荷载均最小，主要是因为其在试验过程中仅有木榫横向抗剪的分力作用（表2）。

表2 不同木榫旋转焊接单剪试验结果Tab.2 Results of single shear tests of dowel rotation welding

3 抗剪承载力计算

本试验中木榫的破坏模式为类二铰破坏，SPF层板受到推出木榫的挤压破坏，采用现有标准及规范对木榫连接件的抗剪承载力进行计算。

3.1 中、美、欧标准对比

3.1.1 《木结构设计标准》（GB 50005-2017）[29]

本试验中木榫的破坏模式符合《木结构设计标准》中的屈服模式（IV），单个连接件的每个剪面承载力参考设计值为：

式中，FGB50005为试件抗剪承载力（N）；kIV为对应屈服模式下边部构件的销槽承压有效长度系数，参照标准第6.2.7条规定，按照公式（2）计算；ts为边部构件的厚度，取38 mm；d为连接件直径，取12 mm；fes为销槽承压强度，根据本文1.2节，取28.36 MPa。

式中，γIV为抗力分项系数，参照标准表6.2.7，取1. 88；Re为中部构件与边部构件的销槽承压强度之比，取 1；kep为弹塑性强化系数，取 1；fyk为连接件屈服强度，根据本文1.2节，取105.2 MPa。

3.1.2 美国木结构设计规范（NDSWC-2018）[30]

与本试验中木榫破坏模式对应的抗剪承载力计算公式为：

式中，FNDSWC为试件抗剪承载力（N）；Fyb为连接件屈服强度，根据本文1.2节，取105.2 MPa；Rd为折减系数，参照标准表12.3.1B，S-90组取4，S-135及S-45组取3. 6；β为中部构件与边部构件的销槽承压强度之比，取1。

3.1.3 欧洲木结构设计规范（Eurocode 5-2014）[31]

对应屈服模式，EC5中规定，承载力计算公式为：

式中，FEC5为单个剪面节点承载力（N）；My为连接件抗弯屈服弯矩，根据本文1.2节，取17 842.97 N·mm；Fax为连接件的轴向力，取0。

对于倾斜焊接试件，标准中规定，销槽承压强度（fe）计算公式为：

式中，α为木榫倾斜角度。

本试验中，木榫倾斜角度为45°和135°，通过计算，两者的倾斜销槽承压强度相同，均为35.37 MPa。

S-135组存在绳索效应，S-45组没有，通过欧洲木结构设计规范计算抗剪承载力，其结果不同；中、美两国的规范中没有考虑绳索效应，两者计算结果相同。根据以上规范计算，得到旋转焊接木榫连接节点抗剪承载力（表3）。除个别数据误差较小外，其他计算结果误差均较大，主要是由于标准主要针对钢销类紧固件，抗力分项系数和折减系数等不适用于木榫旋转焊接试件；标准中未考虑到试件加载过程中的绳索效应。

表3 规范计算值与试验值（FEXP）对比Tab.3 Comparison on calculated values and test results

3.2 受力分析

3.2.1 垂直焊接试件（S-90组）

根据试验中木榫的实际受力情况及破坏模式，对基材连接处木榫进行受力分析（图5a）。

图5 单剪试验中木榫的受力分析模型Fig.5 Analytical model of dowel in single shear tests

根据木榫的受力及弯矩平衡分析，得到以下两个公式：

考虑到两层基材材料相同，因此fes=fem及ls=lm，将其带入到公式（6）和（7）中，得到：

式中，F为整个试件所受的承载力（N）；fes和fem为侧板与中板的销槽承压强度（MPa）；ls和lm为侧板与中板中塑性铰到受剪面间的距离（mm）。

3.2.2 倾斜向下焊接试件（S-135组）

倾斜向下焊接试件中，木榫受力分析见图5b。根据试验现象及木榫破坏模式，木榫受剪切作用的同时，还有轴向拉力作用（即绳索效应），抗剪承载力计算公式为：

3.2.3 倾斜向上焊接试件（S-45组）

倾斜向上焊接试件中，木榫受力分析见图5c。试验过程中没有发生绳索效应，抗剪承载力计算公式为：

利用公式（8）、（9）和（10）计算得到3组试件的木榫抗剪承载力（表4），与参照各标准计算的结果相比，本组计算结果误差均在10%以内，准确性更高，更适用于木榫连接试件的抗剪承载力计算。

表4 规范计算值与试验值对比Tab.4 Comparison on calculated values and test results

4 结论

旋转焊接单榫节点单剪试验中，木榫受剪呈现类双铰破坏模式并最终剪断，两侧基材在预钻孔下方出现挤压破坏。S-90组未观测到木榫在预钻孔中的滑脱，试验后旋转焊接界面未被破坏；S-135组木榫有滑脱现象，存在绳索效应；S-45组木榫有挤出现象，无绳索效应。

木榫旋转焊接单榫单剪试件中，S-135组试件由于存在绳索效应，其平均峰值荷载、初始刚度、极限荷载和延性系数均最大，S-45组试件仅受横向作用的分力，平均峰值荷载、初始刚度和极限荷载均最小。

采用GB50005-2017、美国NDSWC-2018和欧洲Eurocode 5-2014中金属销连接件抗剪承载力计算公式，除S-90组利用Eurocode 5-1995、S-135组利用Eurocode 5-1995和S-45组利用GB 50005-2017计算误差较小外，其他计算误差均大于35%。基于不同试验的不同现象，本研究提出了3组抗剪承载力计算公式，其与对应的试验结果误差均小于10%，具有较高的准确性。