CLT樓板半層搭接節(jié)點(diǎn)的面外彎曲性能試驗(yàn)研究

白羽 張晉 王衛(wèi)昌

摘 要：為研究半層搭接節(jié)點(diǎn)對(duì)正交膠合木（CLT）樓板雙向抗彎承載力的影響，分別對(duì)CLT樓板半層搭接節(jié)點(diǎn)試件沿強(qiáng)軸和弱軸方向進(jìn)行面外加載彎曲試驗(yàn).歸納了強(qiáng)軸和弱軸方向受彎的試驗(yàn)現(xiàn)象和極限狀態(tài)的破壞模式，考察了螺釘直徑、螺釘間距、搭接長(zhǎng)度對(duì)抗彎極限 荷載、跨中截面應(yīng)變的影響.結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象，總結(jié)了弱軸方向受彎極限狀態(tài)時(shí)自攻螺釘?shù)淖冃?特征.提出了半層搭接節(jié)點(diǎn)弱軸方向抗彎承載力的計(jì)算方法，將其計(jì)算結(jié)果與抗彎極限荷載 試驗(yàn)值作對(duì)比.研究結(jié)果表明：強(qiáng)軸方向受彎試件的破壞模式是混合模式（銷槽承壓破壞，以及木層板的受拉破壞或滾剪破壞）;弱軸方向受彎試件的搭接上部有兩種破壞模式，包括模式 I（銷槽承壓破壞和釘帽拉穿破壞）、模式II（搭接上部半層層板順紋劈裂和釘帽拉穿破壞）.增大螺釘直徑、減小螺釘間距對(duì)強(qiáng)軸方向抗彎承載力無(wú)顯著影響，增加搭接長(zhǎng)度、減小螺釘間距 能夠顯著提高弱軸方向抗彎承載力.提出的計(jì)算方法能夠合理地預(yù)測(cè)半層搭接節(jié)點(diǎn)弱軸方向抗彎極限荷載，可為推廣 CLT雙向樓板的應(yīng)用提供理論研究基礎(chǔ)和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參考.

關(guān)鍵詞：正交膠合木（CLT）;半層搭接節(jié)點(diǎn);面外彎曲;強(qiáng)軸方向;弱軸方向

中圖分類號(hào)：TU366.2，TU318.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Study on Out-of-plane Bending Performance of CLT Floors with Half-Lapped Joints

BAI Yu1，2，ZHANG Jin1，2?，WANG Weichang3

（1.Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education

（Southeast University），Nanjing 211189，China;

2.School of Civil Engineering，Southeast University，Nanjing 211189，China;

3.State Grid Suzhou Power Supply Company，Suzhou 215004，China）

Abstract：To investigate the influence of the half-lapped joints on the bending moment capacity in the two-way directions of Cross-Laminated Timber（CLT）floors，out-of-plane bending tests in the major and the minor strength directions were performed，respectively.The test phenomena and failure modes at ultimate state in both loading di-rections were discussed，and the effects of the screw diameter，the screw spacing，and the lap length on the bendingmoment capacities and the strains in the mid-span cross-sections were investigated.Combined with the test phenom-ena，the deformation characteristics of the self-tapping screws in the minor direction at ultimate state were summa-rized.A calculation method for determining the bending moment capacity in the minor direction was developed，and the calculation results were compared with the test values.The results showed that the failure mode of the specimens in the major direction was the mix mode（the embedment failure，and the tensile fracture or the rolling shear of the layer），and those of the specimens in the upper lap in the minor direction were characterized by two failure modes，including the mode I（the embedment failure and the pull-through failure），and the mode II（the splits along grain in the upper lap and the pull-through failure）.The increase of the screw diameter and the decrease of the screw spac-ing had no significant influence on the bending moment capacity in the major direction.The increase of the lap length and the decrease of the screw spacing significantly improved the bending moment capacity in the minor direction.The calculation method proposed in this paper predicted the ultimate bending resisting load in the minor strength di-rection reasonably，which laid the theoretical foundation and provided the structural design reference for the promo-tion of CLT two-way slabs in the engineering application.

Key words：Cross-Laminated Timber（CLT）;half-lapped joint;out-of-plane bending;major strength direc-tion;minor strength direction

正交膠合木（Cross-Laminated Timber，簡(jiǎn)稱CLT）是一種由奇數(shù)層木層板經(jīng)正交方向布置，再膠 合壓制而成的現(xiàn)代工程木產(chǎn)品[1].其相鄰層板正交 組坯的形式改善了木材各向異性的不足，使 CLT 板 具有雙向受力的優(yōu)點(diǎn)[2].CLT板的截面組成通常為奇數(shù)層，使其荷載傳遞方向存在強(qiáng)軸方向和弱軸方向[3].然而，目前在實(shí)際應(yīng)用中，工程師為簡(jiǎn)化計(jì)算多將 CLT 樓板設(shè)計(jì)成單向板，沒有利用弱軸方向的承載力[4].該方式造成了產(chǎn)品材料浪費(fèi)、結(jié)構(gòu)潛能未 充分利用，并且有悖于CLT產(chǎn)品的設(shè)計(jì)初衷.若 CLT 樓板設(shè)計(jì)成雙向板，相對(duì)于單向板，具有在同等荷載下位移相對(duì)較小、提供附加荷載傳遞路徑等優(yōu)點(diǎn).

由于生產(chǎn)制作工藝的制約，CLT 板尚不能制作大面積的雙向板，只能沿強(qiáng)軸方向?qū)崿F(xiàn)較大跨度，因 此沿弱軸方向接長(zhǎng)需要進(jìn)行拼接.半層搭接節(jié)點(diǎn)（簡(jiǎn)稱半搭節(jié)點(diǎn)）是一種常見的CLT樓板面內(nèi)拼接節(jié)點(diǎn)，因其施工操作簡(jiǎn)單、工藝要求低、成本低的優(yōu)勢(shì)，得以大量地應(yīng)用于CLT 實(shí)際工程中[5].它能夠連接多塊 CLT板形成連續(xù)樓板以期實(shí)現(xiàn)雙向承載.研究半 搭節(jié)點(diǎn)對(duì)CLT 樓板強(qiáng)軸、弱軸方向抗彎承載力的影 響規(guī)律，具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值.

國(guó)外已有學(xué)者對(duì)CLT樓板半搭節(jié)點(diǎn)的面內(nèi)剪切 性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，以考察在地震作用下半搭節(jié)點(diǎn)對(duì)樓 板 傳 遞 荷 載到抗 側(cè)力體系的影 響[6-8].Gavric等[9]基于意大利 SOFIE研究項(xiàng)目，對(duì)采用半層搭接和單蓋板連接的墻體、樓板試件進(jìn)行了全面、深入的面 內(nèi)單調(diào)循環(huán)加載試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明半搭節(jié)點(diǎn)與單蓋板連接相比，其剛度更高、性能更好.但國(guó)外關(guān)于半搭節(jié)點(diǎn)對(duì)CLT樓板彎曲性能影響的研究相對(duì)較少.Sadeghi等[10]對(duì)4組（每組3個(gè)）5層 CLT樓板的半搭節(jié)點(diǎn)試件，開展了強(qiáng)軸、弱軸方向受彎試驗(yàn)研究，考慮了螺釘直徑和墊片對(duì)樓板抗彎承載力的影 響.試驗(yàn)結(jié)果表明，增大螺釘直徑和設(shè)置墊片能提高節(jié)點(diǎn)抗彎承載能力.Macpherson等[11]對(duì)4種跨度的半搭節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行了強(qiáng)軸、弱軸方向抗彎性能試驗(yàn)研究，提出了矩形剛體模型理論.研究結(jié)果表明，試 件跨度對(duì)節(jié)點(diǎn)的抗彎剛度無(wú)明顯影響，在加載過(guò)程中通過(guò)粒子圖像測(cè)速技術(shù)追蹤得到的節(jié)點(diǎn)變形驗(yàn)證了矩形剛體模型的有效性.但該研究并沒有考慮螺 釘尺寸、間距、搭接長(zhǎng)度等重要因素對(duì)抗彎承載力的影響.此外，CLT結(jié)構(gòu)相關(guān)的設(shè)計(jì)規(guī)范（加拿大CLT 手冊(cè)[2]、美國(guó) CLT 手冊(cè)[3]）給出了半層搭接節(jié)點(diǎn)的形 式，卻未明確提出具體的構(gòu)造要求（螺釘型號(hào)、間距）和節(jié)點(diǎn)承載力設(shè)計(jì)公式.并且，在節(jié)點(diǎn)計(jì)算方面，木結(jié)構(gòu)相關(guān)的規(guī)范（美國(guó)木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范NDS2018[12]、歐洲規(guī)范EN1995-1-1[13]）只給出了單根緊固件的抗剪和抗拔承載力計(jì)算公式.而應(yīng)用于樓板面內(nèi)拼接 情況時(shí)，半搭節(jié)點(diǎn)的受力情況不僅僅是單純的緊固件抗剪或抗拔.因此，有必要對(duì)其強(qiáng)軸和弱軸方向面 外彎曲性能進(jìn)行試驗(yàn)和理論研究.

目前，國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)CLT 樓板的力學(xué)性能[14-17]、抗 火性能進(jìn)行了試驗(yàn)和理論研究[18-20]，但暫未見有關(guān)CLT 樓板半搭節(jié)點(diǎn)抗彎性能的研究.鑒于現(xiàn)有的研究基礎(chǔ)，本文對(duì)CLT樓板半搭節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了強(qiáng)軸和弱 軸方向的面外加載彎曲試驗(yàn)，研究了不同參數(shù)（螺釘直徑、螺釘間距、搭接長(zhǎng)度）對(duì)破壞形式、抗彎極限荷 載的影響，總結(jié)了破壞規(guī)律，并提出了半搭節(jié)點(diǎn)弱軸向抗彎承載力計(jì)算方法，為CLT結(jié)構(gòu)的工程設(shè)計(jì)提 供參考.

1 試驗(yàn)方案

1.1 材料與構(gòu)件

本文試驗(yàn)設(shè)計(jì)了6 組（共18個(gè)）半搭節(jié)點(diǎn)試件.試件采用自攻螺釘連接兩塊具有半層切口的CLT 板，構(gòu)造見圖1.其中，3組為強(qiáng)軸方向受彎試件（簡(jiǎn)稱強(qiáng)軸試件），尺寸（長(zhǎng)× 寬× 厚）為2 700mm×480 mm×125mm，編 號(hào)分別為Q80-6-900、Q80-6-450、Q80-8-900.另外3組為弱軸方向受彎試件（簡(jiǎn)稱弱 軸試件），尺寸為1600mm×600mm×125mm，編號(hào)分別為R50-8-300、R80-8-300、R80-8-150.試件編號(hào)中，第一個(gè)數(shù)字代表半層搭接長(zhǎng)度la，第二個(gè)數(shù)字代表螺釘直徑 d，第三個(gè)數(shù)字代表螺釘間距 D.各組試 件的具體參數(shù)見表1.

CLT 板為5 層，木材選用加拿大產(chǎn)的二級(jí)云杉-松-冷杉（Spruce-Pine-Fir，簡(jiǎn)稱SPF）.規(guī)格材截面尺 寸為140mm×25mm.測(cè)得密度平均值為436.1kg/m3（變異系數(shù)7.69%），含水率平均值為13.4%（變異系數(shù)8.44%），符合規(guī)范PRG320—2019[21]的要求.按照 規(guī)范ASTM D4761—13[22]、PRG320—2019[21]、ASTM D2718—18[23]，分別進(jìn)行順紋抗壓測(cè)試、彎曲測(cè)試、滾動(dòng)剪切測(cè)試，得到順紋抗壓強(qiáng)度平均值為33.28? MPa（變異系數(shù)4.86%）、平均彈性模量為6.33GPa（變異系數(shù)4.02%）、抗彎強(qiáng)度平均值為27.67 MPa（變異系數(shù)7.99%）、滾剪強(qiáng)度平均值為1.15mPa（變異系數(shù)8.53%）.

自攻螺釘采用國(guó)產(chǎn)雙沉頭半螺紋木螺釘.按照 規(guī)范GB/T 228.1—2010[24]、ASTM F1575—17[25]、LY/ T 2377—2014[26]，分別進(jìn)行抗拉強(qiáng)度測(cè)試、抗彎屈服 強(qiáng)度測(cè)試、釘入CLT 拔出強(qiáng)度測(cè)試，得到6 mm 螺釘?shù)目估瓘?qiáng)度、彎曲屈服強(qiáng)度、抗拔強(qiáng)度平均值分別為1299.41MPa（變異系數(shù)1.38%）、1380.66 MPa（變異系數(shù)4.64%）和17.76 MPa（變異系數(shù)5.32%）;8 mm 螺 釘?shù)目估瓘?qiáng)度、彎曲屈服強(qiáng)度、抗拔強(qiáng)度平均值分別為1176.06 MPa（變異系數(shù)1.65%）、1155.55mPa（變異系數(shù)6.73%）和19.58 MPa（變異系數(shù)1.90%）.

1.2? 試驗(yàn)裝置

本次試驗(yàn)通過(guò)30t 微機(jī)控制電液伺服木材彎曲強(qiáng)度試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行四點(diǎn)加載，試驗(yàn)裝置見圖2.參考 GB/T 50329—2012[27]，兩個(gè)加載點(diǎn)分別位于板跨三分點(diǎn)處，板兩端從支座處延伸100mm，大于h/2.在加載端下方鋪設(shè)鋼板及橡膠墊以均勻施加荷載.先進(jìn)行預(yù)加載，檢測(cè)試驗(yàn)的各項(xiàng)儀器是否正常工作，施加預(yù)估極限荷載的10%，并持荷 5min，之后卸載.然后采用位移加載方式，加載速率為5mm/min，當(dāng)試件出 現(xiàn)明顯斷裂或荷載下降至最大荷載的80%時(shí)，判定 試件破壞，最后卸載.

1.3 測(cè)量裝置

位移計(jì)布置在試件的跨中和兩端，見圖2.強(qiáng)軸 試件的應(yīng)變片1～5 沿側(cè)面布置，應(yīng)變片6～10沿上（下）表面布置，見圖3（a）（b）.弱軸試件的應(yīng)變片1～6 沿側(cè)面布置，應(yīng)變片 7～12 沿上（下）表面布置，見圖3（c）（d）.

2 強(qiáng)軸方向抗彎試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

加載初期，試件跨中撓度隨荷載施加而緩慢增長(zhǎng)，變形不顯著.隨著荷載的增大，開始出現(xiàn)輕微的木材劈裂聲.接近極限荷載時(shí)，發(fā)出連續(xù)劈裂聲，支 座附近橫紋層出現(xiàn)滾剪裂縫.當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載時(shí)，構(gòu)件發(fā)出巨響，支座附近木材滾剪破壞并迅速擴(kuò) 展到跨中，或者跨中附近底部層板受拉破壞.試件破壞現(xiàn)象見圖4.試驗(yàn)結(jié)束后，進(jìn)行卸載，試件位移有明 顯回彈.3組試件最終的破壞現(xiàn)象都是底部層板 拉斷.

在荷載上升期間，搭接節(jié)點(diǎn)兩側(cè) CLT 基本無(wú)錯(cuò)動(dòng)，能夠協(xié)同變形.極限狀態(tài)時(shí)，試件端部在搭接處出現(xiàn)沿跨度方向的錯(cuò)動(dòng)5～9mm.卸載后，搭接處錯(cuò)動(dòng)基本恢復(fù)平齊.

試驗(yàn)結(jié)束后取出自攻螺釘，發(fā)現(xiàn)螺釘?shù)淖冃畏?常小，表明極限狀態(tài)時(shí)自攻螺釘隨試件搭接處錯(cuò)動(dòng)彎曲，但螺桿并沒有發(fā)展出塑性變形.螺孔處均發(fā)生 銷槽承壓破壞.

在極限狀態(tài)下，3組試件的木層板發(fā)生了不同的破 壞模式 ：Q80-6-900-1、Q80-6-450-2和Q80-6-450-3、Q80-8-900-3是受底層層板拉斷破壞控制的，而 Q80-6-900-2和Q80-6-900-3、Q80-6-450-1、Q80-8-900-1和Q80-8-900-2 則由橫紋層滾剪破 壞控制.

綜上可見，3組強(qiáng)軸試件的破壞模式是混合模式（即銷槽承壓破壞，以及木層板的受拉破壞或滾剪破 壞），并且螺釘直徑、間距的變化對(duì)各組強(qiáng)軸試件的破壞模式無(wú)顯著影響.

2.2 荷載位移曲線

由圖5 強(qiáng)軸試件的荷載-跨中撓度曲線可知，3組強(qiáng)軸試件的變形曲線發(fā)展過(guò)程相同，整體呈現(xiàn)出 脆性破壞特征.荷載達(dá)到最大值之前，曲線剛度無(wú)明 顯變化，表明試件處于彈性工作狀態(tài).達(dá)到最大荷載時(shí)，試件發(fā)生混合模式的脆性破壞，之后荷載陡降.

在承 載力方面，Q80-6-900、Q80-6-450、Q80-8-900的抗彎極限荷載平均值分別為80.12kN、74.76kN和76.34kN，3組極限荷載值較為接近.在變形方面，Q80-6-900、Q80-6-450、Q80-8-900的極限荷載對(duì)應(yīng)的跨中撓度平均值分別為58.05mm、48.58 mm、54.96 mm，跨中撓度隨著螺釘間距減小、螺釘直徑增大而呈現(xiàn)減小的趨勢(shì).

綜上可見，增加螺釘直徑、減小螺釘間距能在一定程度上減少?gòu)?qiáng)軸試件的跨中撓度變形，但對(duì)強(qiáng)軸 試件的抗彎承載力無(wú)顯著影響.

2.3 荷載應(yīng)變曲線

以試件 Q80-6-450為例，不同荷載水平下強(qiáng)軸 試件側(cè)面應(yīng)變隨樓板截面高度的變化曲線，見圖6（a）.試件跨中截面各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值沿板高近似呈線 性分布，表明各層板之間協(xié)同變形良好，基本符合平 截面假定.隨著荷載增加，應(yīng)變值呈現(xiàn)出線性增加的規(guī)律，表明試件在達(dá)到極限荷載之前，CLT 樓板一直處于彈性工作狀態(tài).上（下）表面的應(yīng)變隨荷載增加呈線性增長(zhǎng)，見圖6（b），并且沿寬度方向的相鄰應(yīng)變片數(shù)值基本接近，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)兩側(cè)的CLT 板在強(qiáng)軸受彎作用下沿寬度方向受力較均勻.應(yīng)變/με

3 弱軸方向抗彎試驗(yàn)結(jié)果

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

未加載時(shí)，搭接處拼縫間隙較小，貼合較為緊 密.隨著荷載的增大，搭接處拼縫開始擴(kuò)大，搭接節(jié) 點(diǎn)處兩側(cè) CLT 板發(fā)生明顯轉(zhuǎn)動(dòng)，并間隔發(fā)出錯(cuò)動(dòng)聲，釘帽開始下沉.隨著荷載進(jìn)一步增大，錯(cuò)動(dòng)聲頻率加快，水平搭接縫處逐漸露出螺紋，底部拼縫進(jìn)一步擴(kuò)大.當(dāng)荷載達(dá)到最大值時(shí)，釘帽顯著下沉、發(fā)生拉穿 破壞，螺孔局部承壓破壞.之后，試件跨中撓度繼續(xù)增大，荷載緩慢下降.試驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)試件進(jìn)行卸載，此時(shí)試件變形無(wú)法恢復(fù)，拼縫無(wú)法閉合.各組弱軸試 件的典 型 破 壞 現(xiàn) 象 見圖7.試 驗(yàn) 最 終 破 壞 現(xiàn) 象是 R50-8-300和R80-8-150搭接上部半層層板順紋劈 裂，而 R80-8-300沒有發(fā)生順紋劈裂.

試驗(yàn)結(jié)束后取出自攻螺釘，發(fā)現(xiàn)螺釘有輕微的彎曲變形，說(shuō)明極限狀態(tài)時(shí)自攻螺釘只發(fā)生了彎曲變形和轉(zhuǎn)動(dòng)，并沒有發(fā)展出塑性鉸.該現(xiàn)象對(duì)應(yīng)歐洲 規(guī)范EN1995-1-1[13]中金 屬 銷 連 接 件的屈 服模式（c），即兩側(cè)木構(gòu)件銷槽承壓強(qiáng)度較低時(shí)，對(duì)銷均無(wú)足夠的鉗制力，使得銷發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，兩側(cè)構(gòu)件的銷槽達(dá)到承壓強(qiáng)度而失效.

在極限狀態(tài)時(shí)，弱軸試件的搭接上部存在兩種破壞模式：R50-8-300和R80-8-300兩組試件發(fā)生 破壞模式 I（銷槽承壓破壞和釘帽拉穿破壞）;R80-8-150組試件是由破壞模式 II（搭接上部半層層板順 紋劈裂和釘帽拉穿破壞）控制的.主要原因是 R80-8-150的螺釘間距相比其他兩組試件的較小，增強(qiáng)了節(jié)點(diǎn)連接程度，使得搭接上部螺釘附近的木材得以大面積地參與到抗側(cè)向作用中，于是破壞由螺孔局 部承壓轉(zhuǎn)化為木材沿釘列方向順紋劈裂，抗彎承載力提高.對(duì)于搭接下部，在極限狀態(tài)時(shí)3組試件均發(fā)生銷槽承壓破壞和螺紋拔出破壞.

3.2 荷載位移曲線

荷載-跨中撓度曲線見圖8，從圖中可知，3組試 件的變形曲線表現(xiàn)出延性特征.到荷載峰值前，變形的增長(zhǎng)已經(jīng)加快，荷載在達(dá)到峰值后緩慢下降.與強(qiáng) 軸試件對(duì)比，弱軸試件的荷載位移曲線有抖動(dòng)的特 點(diǎn)，是由于加載過(guò)程中水平搭接面處開始露出下部的螺紋，搭接節(jié)點(diǎn)不斷發(fā)生錯(cuò)動(dòng).在達(dá)到極限荷載之 前，螺紋已部分拔出，繼續(xù)加載后搭接上部發(fā)生破壞模式 I或II.

在承載力方面，R80-8-300比R50-8-300的抗 彎 極 限 荷 載 平 均 值提高了23.03%，R80-8-150比R80-8-300的抗彎極限荷載平均值提高了65.53%.可見，增加搭接長(zhǎng)度、減小螺釘間距能夠提高弱軸試 件的抗彎承載力，并且減小螺釘間距的提升效果更為明顯.在變形方面，R50-8-300、R80-8-300、R80-8-150的極限荷載對(duì)應(yīng)的跨中撓度平均值分別為85.26 mm、52.97 mm、66.24 mm，增大搭接長(zhǎng)度能夠顯 著減小跨中撓度，減小螺釘間距會(huì)使得跨中撓度略 微增大.

3.3 荷載應(yīng)變曲線

以試件 R80-8-150為例，跨中截面的側(cè)面應(yīng)變隨荷載變化曲線見圖9（a）.在加載初期，搭接上部一層層板側(cè)面應(yīng)變片1受壓顯著，應(yīng)變隨荷載逐漸增大，但未達(dá)到屈服狀態(tài).隨著荷載繼續(xù)施加，試件由于搭接上部一層層板和二層層板剝離造成搭接上部一層層板出現(xiàn)豎向裂縫.最終，導(dǎo)致搭接上部一層層 板側(cè)面應(yīng)變片1被拉斷.此外，由于搭接上部半層層 板最后發(fā)生了順紋劈裂，使得搭接上部半層層板側(cè) 面應(yīng)變片3被拉斷.而位于搭接下部的應(yīng)變片 4～6，其應(yīng)變幾乎為0，表明搭接下部各層板無(wú)顯著變形.

圖9（b）為上（下）表面應(yīng)變片 7～9（10～12）的荷 載-應(yīng)變曲線，可知試件上表面受壓顯著，應(yīng)變隨荷 載逐漸增大，最終均受壓屈服，且沿構(gòu)件寬度方向布 置的3個(gè)應(yīng)變片數(shù)值基本相近;而試件下表面的應(yīng)變片10～12數(shù)值接近0，可見搭接下部的下表面無(wú)顯 著變形.

4 弱軸方向抗彎承載力計(jì)算方法

4.1受力分析

Macpherson等[11]認(rèn)為半搭節(jié)點(diǎn)上端部為剛體，即圖10中自攻螺釘右側(cè)矩形區(qū)域（斜線區(qū)）.矩形剛 體模型的假定包括：1）忽略搭接區(qū)域木材接觸面的摩擦;2）木材接觸處的作用力簡(jiǎn)化為集中力;3）半搭 節(jié)點(diǎn)上端部的變形主要由螺桿和木材接觸處的局部變形控制，即忽略半搭節(jié)點(diǎn)上端部的木材變形.

由于自攻螺釘尺寸較小且釘入試件內(nèi)部，受到現(xiàn)有測(cè)量手段的限制，無(wú)法實(shí)時(shí)觀測(cè)到內(nèi)部螺釘在加載過(guò)程中的全程變形.Macpherson等[11]把自攻螺 釘打在試件的外側(cè)面（即螺釘側(cè)面與試件側(cè)面平 齊），使用粒子圖像測(cè)速技術(shù)（Particle Image Velocim-etry）追蹤露在試件外側(cè)面的彈性變形，包括邊緣自攻螺釘?shù)淖冃魏桶氪罟?jié)點(diǎn)處木材的變形.圖像分析結(jié)果顯示，螺釘變形在水平拼縫處存在拐點(diǎn)，反映出 螺桿在水平拼縫處的彎矩近似為零.結(jié)合本文3.1節(jié) 試驗(yàn)結(jié)果，弱軸試件中自攻螺釘在極限狀態(tài)下，只發(fā)生了轉(zhuǎn)動(dòng)和彎曲變形，沒有形成塑性鉸.本文在前人研究基礎(chǔ)上，結(jié)合本文3.1節(jié)試驗(yàn)結(jié)果，繪出極限狀 態(tài)時(shí)半搭節(jié)點(diǎn)中自攻螺釘?shù)淖冃螆D見圖10，其中虛 線為變形前螺孔，粗實(shí)線為變形后的自攻螺釘.

結(jié)合本文3.1節(jié)試驗(yàn)結(jié)果，本文提出了半搭節(jié)點(diǎn) 弱軸方向抗彎承載力計(jì)算方法.弱軸方向半搭節(jié)點(diǎn)的極限狀態(tài)指半搭節(jié)點(diǎn)處軸向發(fā)生釘帽拉穿破壞，側(cè)向發(fā)生順紋劈裂或銷槽承壓破壞.取弱軸試件左 半段，進(jìn)行受力分析，見圖11.左半段受到外部施加荷載 F/2，支座反力R.依據(jù)節(jié)點(diǎn)上端部的變形趨勢(shì)，可知左半段受到右半段試件對(duì)其作用的水平向接觸力NT、豎向接觸力NB.由弱軸試件的破壞現(xiàn)象，可知 左半段還受到沿螺釘軸線方向的軸向作用力FA、沿水平拼縫的側(cè)向作用力FS.

4.2 抗彎承載力

結(jié)合上節(jié)受力分析，對(duì)試件左半段水平、豎直向分別列平衡方程（1）和（2），對(duì)支座列彎矩平衡方程（3），半搭節(jié)點(diǎn)處承受的彎矩M，即為試件橫截面 m-m的彎矩（見式（4）），具體公式如下：

4.2.1軸向作用力

弱軸試件在極限狀態(tài)下，發(fā)生釘帽拉穿破壞，因 此軸向作用力FA采用自攻螺釘拉穿承載力Fax，Rk.根據(jù)歐洲規(guī)范EN1995-1-1[13]按照式（7）進(jìn)行計(jì)算：

式中：nef為螺釘?shù)挠行?shù)目;dh為釘帽直徑，mm，取8 mm自攻螺釘釘帽直徑15.5mm;fhead，k為拉穿強(qiáng)度試 驗(yàn)值，MPa;ρk為木材密度，kg/m3;ρa(bǔ)為拉穿強(qiáng)度測(cè)試 試驗(yàn)的木材密度，kg/m3.

文獻(xiàn)[28]對(duì)本研究所選同種型號(hào)的自攻螺釘（直徑8 mm、長(zhǎng)度120mm）進(jìn)行了釘帽拉穿強(qiáng)度測(cè) 試.該試驗(yàn)穿過(guò)的木構(gòu)件為由同種SPF木材（密度為0.42 kg/cm3）制作而成的方形木板（厚度16 mm、邊長(zhǎng)89mm）.由于釘帽拉穿強(qiáng)度僅與釘帽尺寸、木材密度相關(guān)，因此本文計(jì)算拉穿承載力時(shí)，fhead，k 取該文獻(xiàn)提 供的拉穿強(qiáng)度平均值18.2mPa.

4.2.2 側(cè)向作用力

弱軸試件在極限狀態(tài)下，自攻螺釘處發(fā)生順紋 劈裂或銷槽承壓破壞，所以側(cè)向作用力FS 取木-木連 接單剪切面自攻螺釘?shù)膫?cè)向承載力Fv，Rk、搭接上部 半層層板發(fā)生順紋劈裂時(shí)的側(cè)向作用力F0兩者中的較小值.FS按照式（8）進(jìn)行計(jì)算：

對(duì)于半層層板順紋劈裂時(shí)層板拉力F0，本文按 照式（9）進(jìn)行計(jì)算：

式中：b為CLT 樓板寬度，mm;t0為半層層板厚度，mm;ft，⊥為木材橫紋抗拉強(qiáng)度，MPa，取 2mPa.

對(duì)于側(cè)向承載力Fv，Rk的計(jì)算，歐洲規(guī)范EN1995-1-1[13]采用歐 洲 屈 服模型（European Yield Model，簡(jiǎn)稱EYM），該模型是基于Johansen提出的屈 服理論[29].單剪切面緊固件側(cè)向承載力計(jì)算公式見 式（10），分別對(duì)應(yīng)木-木單剪切面連接常見的6種屈 服模式：（a）（b）表示主、側(cè)構(gòu)件銷槽承壓破壞，（c）表示銷轉(zhuǎn)動(dòng)的銷槽局部承壓破壞，（d）（e）表示主、側(cè)構(gòu)件單個(gè)塑性鉸破壞，（f）表示主、側(cè)構(gòu)件兩個(gè)塑性鉸 破壞.將已知條件代入6個(gè)公式計(jì)算，取最小值為其 側(cè)向承載力，所對(duì)應(yīng)模式即為該節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞的屈服模式.

式中：fh，i，k為木材銷槽承壓強(qiáng)度，MPa，依據(jù)加拿大版 CLT手冊(cè)[2]，CLT中自攻螺釘連接的銷槽承壓強(qiáng)度不受順紋層方向的影響;β為連接木構(gòu)件銷槽承壓強(qiáng)度的比值;ti為連接木構(gòu)件的厚度，mm，i=1、2;Fax，Rk為自攻螺釘抗拔承載力，N;My，Rk為自攻螺釘屈服彎矩，N?mm，按照歐洲規(guī)范EN1995-1-1[13]規(guī)定計(jì)算.

經(jīng)過(guò)上述公式的計(jì)算，可得節(jié)點(diǎn)側(cè)向承載力最小值4.94kN為公式（10）中（c）的計(jì)算結(jié)果，對(duì)應(yīng)屈 服模式是銷轉(zhuǎn)動(dòng)的銷槽局部承壓破壞.節(jié)點(diǎn)側(cè)向承 載力的理論計(jì)算結(jié)果印證了3.1節(jié)中節(jié)點(diǎn)弱軸向加載的試驗(yàn)現(xiàn)象，即極限狀態(tài)時(shí)自攻螺釘發(fā)生了彎曲變形和轉(zhuǎn)動(dòng)，但未形成塑性鉸，而是在銷槽處達(dá)到承 壓強(qiáng)度時(shí)發(fā)生破壞.

4.3計(jì)算結(jié)果

依據(jù) 4.2節(jié)的公式，計(jì)算半搭節(jié)點(diǎn)的抗彎極限荷 載 Fmax，計(jì)算結(jié)果見表2.由搭接界面處自攻螺釘所受側(cè)向力FS的計(jì)算結(jié)果可知，R50-8-300和R80-8-300兩組試件中自攻螺釘數(shù)目均為2個(gè)，極限狀態(tài)時(shí)發(fā)生了銷槽局部承壓破壞.R80-8-150由于自攻螺 釘數(shù)目增加至4個(gè)，此時(shí)搭接節(jié)點(diǎn)處自攻螺釘抗剪承載力增加至16.98kN，超過(guò)半層層板發(fā)生順紋劈 裂時(shí)所對(duì)應(yīng)的側(cè)向作用力15kN，故與R50-8-300和R80-8-300兩組試件相比，破壞模式發(fā)生變化，極限 狀態(tài)時(shí)以搭接上部半層層板順紋劈裂為破壞模式.R50-8-300、R80-8-300和R80-8-150三組試件的極 限荷載理論計(jì)算值與試驗(yàn)值的誤差分別為-0.29%、-6.59%和-7.51%，表明采用本文提出的抗彎承載力簡(jiǎn)化計(jì)算方法能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)半搭節(jié)點(diǎn)弱軸方向抗彎極限荷載，且計(jì)算結(jié)果偏于保守安全.

與弱軸方向抗彎極限荷載試驗(yàn)值對(duì)比，極限荷 載理論計(jì)算值偏于保守，其原因可能是計(jì)算過(guò)程中所采用的側(cè)向承載力計(jì)算公式（式10（c））假設(shè)螺桿是剛直的，沒有考慮螺桿發(fā)生彎曲變形對(duì)側(cè)向承載力的影響，進(jìn)而使得抗彎極限荷載計(jì)算值略低于試 驗(yàn)值.在此后的研究中，可以探索使用更精細(xì)的試驗(yàn) 技術(shù)測(cè)量自攻螺釘?shù)膹澢冃危匝芯科鋵?duì)側(cè)向承 載力的影響.

5結(jié)論

1）CLT 樓板半搭節(jié)點(diǎn)強(qiáng)軸試件發(fā)生脆性破壞.試件在達(dá)到極限荷載之前，強(qiáng)軸方向試件節(jié)點(diǎn)的兩 側(cè)板在受彎作用下沿寬度方向受力較為均勻.3組 試件的極限狀態(tài)破壞模式為混合模式（銷槽承壓破 壞，以及木層板的受拉破壞或滾剪破壞），沒有隨參數(shù)的變化而發(fā)生顯著改變.自攻螺釘隨試件搭接處錯(cuò)動(dòng)而彎曲，但在極限狀態(tài)時(shí)沒有發(fā)展出塑性變形.

2）CLT 樓板半搭節(jié)點(diǎn)弱軸試件發(fā)生延性破壞.3組試件的搭接上部在極限狀態(tài)時(shí)存在兩種破壞模式.其中，R50-8-300和R80-8-300發(fā)生破壞模式 I（銷槽承壓破壞和釘帽拉穿破壞），R80-8-150發(fā)生 破壞模式 II（搭接上部半層層板順紋劈裂和釘帽拉 穿破壞）.3組試件的搭接下部在極限狀態(tài)時(shí)均發(fā)生 銷槽承壓破壞和螺紋拔出破壞.自攻螺釘在極限狀 態(tài)時(shí)只發(fā)生了彎曲變形和轉(zhuǎn)動(dòng)，沒有形成塑性鉸，對(duì)應(yīng)屈服模式（c）.

3）在抗彎承載力方面，對(duì)于強(qiáng)軸試件，增加螺 釘直徑和減小螺釘間距對(duì)抗彎承載力無(wú)顯著影響，試件的延性隨半搭節(jié)點(diǎn)連接程度增強(qiáng)而略有降低.對(duì)于弱軸試件，增加搭接長(zhǎng)度和減小螺釘間距能夠 顯著提高抗彎承載力，并且減小螺釘間距的提升效果更為明顯，增大搭接長(zhǎng)度能夠顯著減小跨中撓度.

4）本文提出的弱軸方向抗彎承載力計(jì)算方法 能夠合理地預(yù)測(cè)半搭節(jié)點(diǎn)弱軸抗彎極限荷載，可為結(jié)構(gòu)工程師或科研工作者在設(shè)計(jì) CLT雙向樓板時(shí)提 供設(shè)計(jì)基礎(chǔ)和理論參考.

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