自鉆自攻螺釘與不同基材連接節點抗拉拔承載力試驗與理論研究

汪大洋，辛志勇，區 彤，潘步新，葉錫鈞，張永山

(1. 廣州大學土木工程學院，廣州 510006；2. 珠海安維特工程檢測有限公司，珠海 519100；3. 廣東省建筑設計研究院，廣州 510145)

自鉆自攻螺釘是金屬屋面圍護系統中最為常見、也最為關鍵的節點連接形式，廣泛應用于連續焊接不銹鋼、鋁鎂錳直立鎖邊、壓型板等屋面圍護系統中。然而，近年來不論是沿海強臺風還是內陸非強臺風地區，均發生多起大跨場館建筑金屬屋面風掀失效、漏雨等事件[1?2]，如2014 年臺風威馬遜造成海口某學校體育館嚴重損毀，2015 年臺風彩虹造成湛江奧體中心金屬屋面受損，2016 年臺風莫蘭蒂造成廈門航空機庫損毀，2017 年臺風天鴿造成珠海多個場館金屬屋面風掀失效，2021 年武漢強降雨造成武漢科技館大片金屬屋面被掀開、武漢火車站屋面漏雨如“水簾洞”。在既有金屬屋面風掀事故調查中，因自鉆自攻螺釘連接節點發生失效而致使大跨屋面系統損毀、漏雨的案例占很大比例[3?5]。

文獻[6]進行92 組支座與檁條采用自鉆自攻螺釘連接的節點抗拉承載力試驗研究，修正了連接節點抗拉承載力計算公式，并進行驗證分析。文獻[7]對采用自鉆自攻螺釘連接的壓型鋼板屋面進行了抗風揭分析，研究了屋面板疲勞特性。文獻[8?9]分別研究了直立鎖邊屋面抗風性能的參數研究和優化設計。文獻[10?11]進行了216 組自鉆自攻螺釘與冷彎薄壁型鋼連接節點抗拉脫和抗拔性能試驗，建立了采用自鉆自攻螺釘連接的鋼龍骨與OSB 板節點力學計算模型。文獻[12]進行了自鉆自攻螺釘連接的S60 幕墻結構的抗拉拔性能試驗，對其抗拉拔承載力進行了修正。文獻[13]研究了薄鋼板自攻螺釘連接的受剪性能，提出了三段式簡化力學計算模型。此外，文獻[14?16]建立了自鉆自攻螺釘連接節點的抗拉拔承載力設計公式，但僅適用于3 mm 以內基材。可見，目前在該領域研究還較少，自鉆自攻螺釘與不同基材連接節點的力學性能有待深入，不同參數下(如螺釘材質、螺距、基材材料與厚度等)采用自鉆自攻螺釘連接的節點力學性能有待完善。

針對不同基材、螺釘型號及鉆入方式等參數，研究其對節點抗拉拔承載力的影響，共開展360 組節點性能試驗，結合試驗結果探討既有規范節點拉拔計算公式的適用性，并提出改進計算方法。

1 試驗方案設計

1.1 節點試驗樣本設計

基材為6063-T5 鋁合金、Q235 鋼和Q345 鋼三種材質，基材厚度取常用2 mm～6 mm、間隔1 mm。鋁合金基材分平板和方管兩種形式，平板尺寸50 mm×70 mm×6.0 mm、方管140 mm×50 mm× (2 mm～ 5 mm厚)，基材厚2 mm～5 mm 時采用方管形式、厚6 mm時采用平板形式。型鋼基材分平板和幾字型兩種形式，2 mm 厚Q235 鋼采用平板形式，3 mm～6 mm厚Q345 鋼采用幾字型形式，平板尺寸140 mm×70 mm×2.0 mm、幾字型尺寸140 mm×100 mm ×(3 mm～6 mm 厚)。自鉆自攻螺釘考慮碳鋼和不銹鋼復合兩種材質，自鉆自攻螺釘尺寸如圖1 所示。基材和自鉆自攻螺釘均各來自同一批次材料。

圖1 自鉆自攻螺釘示意圖 /mm Fig. 1 Self-tapping self-drilling screws

螺釘與基材采用手動Maikita6823N 鉆鉆入和機械NTY-ZB-001 鉆板機鉆入兩種形式，最大轉速均為2500 r/min，機械鉆通過增減砝碼控制鉆入軸向力，鉆入速度和垂度可調。樣本設計見表1，CSA、SSA、SSS 三類連接樣本數各120 組，共計360 組樣本，其中“H”代表手動鉆、“M”代表機械鉆、每個樣本編號對應設計3 組樣本。

表1 試驗樣本設計表Table 1 Design table of the test sample

1.2 加載方案設計

采用WDW-100 電子萬能試驗機進行拉拔試驗，最大拉拔能力10 t。首先將樣本安置在萬能試驗機指定位置上，然后兩端用夾具夾緊，端部夾具與樣本試件軸線找正，克服因試件過小、軸線不居中而產生的彎曲變形，確保試驗精度。樣本在萬能試驗機上工裝完成后，基于規范AISI S905[17]相關加載要求進行加載，加載速度保持0.033 kN/s。當樣本出現損傷失效，如自鉆自攻螺釘拔出、拉斷等現象時，停止加載，記錄相應的試驗損傷現象和測試數據。圖2 給出了三種基材連接的現場加載圖。

圖2 測試加載圖Fig. 2 Test loading

2 試驗結果分析

2.1 試件損傷失效現象

2.1.1 碳鋼螺釘與鋁基材連接CSA 節點

CSA 樣本代表性失效如圖3 所示。可見，CSA節點連接主要通過接觸部位的相互咬合在基材內部形成內螺紋，以提供節點抗拉拔承載力。不同螺釘直徑、螺距條件下，與方管鋁基材(2.0 mm～5.0 mm 厚)的連接節點呈一致變化規律，即隨加載增大，螺釘與鋁基材首先共同承擔荷載，螺孔附近基材隨螺釘一起向上變形凸起，基材厚度越小凸起變形越大；隨后，螺紋與基材之間的咬合連接開始逐漸損傷，主要體現在螺紋局部變形損傷和部分被螺紋咬合的基材變形損傷兩方面；最后，螺釘被拔出，螺釘與基材咬合處的螺紋破壞、部分基材被卷出，荷載迅速下降，螺孔處基材面產生殘余變形。與平板鋁基材(6.0 mm 厚)連接節點的失效模式與方管鋁基材基本一致，螺釘被拔出，咬合處的螺紋與基材同樣產生了一定程度的變形失效，主要區別在于平板厚度較大，螺孔附近基材面基本未產生凸起變形現象，如圖3(m)～圖3(p)所示。手動和機械兩種鉆入方式下，CSA樣本節點破壞模式一致。

圖3 碳鋼自鉆自攻螺釘與鋁基材連接CSA 樣本節點損傷失效圖Fig. 3 Damage failure of CSA sample for carbon steel self-tapping self-drilling screw and aluminum substrate

2.1.2 不銹鋼復合螺釘與鋁基材連接SSA 節點

SSA 樣本節點代表性損傷失效如圖4 所示。可見，所有樣本試件節點均表現為螺釘被拔出失效破壞，螺釘在整個加載過程中保持整體完好，無螺釘拉斷現象發生，僅產生螺紋與基材咬合處的損傷變形失效，咬合處的部分基材被卷出。當基材厚度低于3 mm 時，螺孔處的基材面產生一定的凸起殘余變形；當基材厚度超過4 mm 時，螺孔處的基材面無明顯變形。手動和機械兩種鉆入方式下，SSA 樣本節點的破壞模式也一致。

圖4 不銹鋼復合自鉆自攻螺釘與鋁基材連接SSA 樣本節點損傷失效圖Fig. 4 Damage failure of SSA sample for stainless steel self-tapping self-drilling screw and aluminum substrate

2.1.3 不銹鋼復合螺釘與鋼基材連接SSS 節點

SSS 樣本節點代表性損傷失效如圖5 所示。可見，與平板鋼基材(2.0 mm 厚)連接節點均發生螺釘被拔出破壞，螺釘與基材的咬合處產生了損傷，螺孔基材面產生較大的凸起殘余變形(如圖5(a)～圖5(d))，螺釘均無拉斷現象，但螺距1.8mm 螺釘螺紋產生輕微磨損，螺距1.1 mm 螺釘螺紋磨損不明顯。與幾字型鋼基材(3.0 mm～6 mm 厚)的連接節點絕大部分發生螺釘被拔出的失效破壞，個別與6 mm 厚鋼基材連接的樣本發生螺釘被拉斷現象(如圖5(p)所示)，螺釘與基材之間的咬合處同樣產生了損傷失效現象，螺孔處的基材面在3.0 mm 基材厚時產生了輕微的凸起殘余變形、4.0 mm～6 mm厚時無明顯變形。對于螺釘被拔出的失效情況，在相同基材厚度條件下螺距1.8 mm 螺釘的螺紋磨損情況較螺距1.1 mm 螺釘嚴重，在相同螺距條件下螺釘螺紋隨基材厚度的增加磨損逐漸加重，當基材厚達到5.0 mm 時咬合處的螺紋基本被磨平，同時咬合處的基材成絲狀被卷出，基材孔內可見螺紋。手動和機械兩種鉆入方式下，SSS 樣本節點的破壞模式亦保持一致。

圖5 不銹鋼復合自鉆自攻螺釘與鋼基材連接SSS 樣本節點損傷失效圖Fig. 5 Damage failure of SSS sample for stainless steel self-tapping self-drilling screw and steel substrate

2.2 試驗結果分析

2.2.1 基材與螺釘材質

圖6 給出了自鉆自攻螺釘分別與鋁和鋼兩種基材材質連接時的抗拉拔承載力圖(均為3 組樣本取均值)。可見，在螺釘直徑、螺距與基材厚度相同的情況下，SSS 樣本節點力學性能均優于SSA樣本，前者承載力高且性能變化穩定。如圖6(a)所示，螺釘直徑-螺距-基材厚分別為“5.1-1.1-2、5.1-1.8-2、6.3-1.8-2”條件下，SSS 樣本承載力較SSA 樣本分別高53.77%、58.25%、72.11%。在相同螺釘尺寸下，與鋼基材連接時隨基材厚度增加均呈穩定上升趨勢，即三種螺釘(5.1-1.1、5.1-1.8、6.3-1.8)連接時，節點抗拉拔承載力隨厚度增長率保持一致，說明與鋼材質連接力學性能更穩定；相對而言，與鋁基材的連接，其承載力增長率存在較大區別，尤其是與螺釘(5.1-1.1)連接時。

圖6 基材材質對節點力學性能的影響Fig. 6 Effect of base material on mechanical properties

隨著基材厚度的增加，自鉆自攻螺釘與兩種材質基材連接節點的抗拉拔承載力差距呈現逐漸降低的趨勢，說明基材厚度的增加有利于提升鋁基材材質連接節點的力學性能。如在螺釘(5.1-1.8)連接時，兩種基材材質節點的抗拉拔承載力隨基材厚度增長(2 mm～6 mm)的差異依次為68.25%、44.93%、28.78%、29.04%、15.57%，同樣地在螺釘(6.3-1.8)連接時的差異依次為72.11%、57.13%、36.02%、44.23%、13.5%，二者之間的差異不斷下降。

相同鋁基材條件下，圖7 給出了CSA/SSA 樣本節點抗拉拔承載力圖。可見，在螺釘直徑、螺距與基材厚度相同情況下，CSA 樣本節點力學性能均優于SSA 樣本節點，前者承載力高于后者。如螺釘直徑-螺距-基材厚分別為“5.1-1.1-2、5.1-1.8-2、6.3-1.3-2、6.3-1.8-2”時，CSA 樣本節點的抗拉拔承載力較SSA 樣本分別提升20.55%、27.14%、53.28%、20.57%，對應地“5.1-1.1-4、5.1-1.8-4、6.3-1.3-4、6.3-1.8-4”條件下，前者較后者依次提升137.61%、7.91%、37.39%、3.31%。

圖7 自鉆自攻螺釘材質對節點力學性能的影響Fig. 7 Effect of self drilling screw material on mechanical properties of the joints

在基材材質相同的條件下，螺釘尺寸越大，碳鋼與不銹鋼復合螺釘連接節點的力學性能越接近，尤其是螺釘螺距的增加更有利于確保碳鋼和不銹鋼復合連接節點力學性能的一致性。如樣本“5.1-1.8-6、6.3-1.8-6”螺釘直徑從5.1 mm 增長到6.3 mm 時，CSA/SSA 樣本節點抗拉拔承載力的差異分別為15.83%、8.59%；樣本“6.3-1.3-6、6.3-1.8-6”螺距從1.3 mm 增長到1.8 mm 時，CSA/SSA 樣本節點抗拉拔承載力的差異分別為53.5%、8.59%；同理，樣本“5.1-1.1-6、5.1-1.8-6”螺距從1.1 mm 增長到1.8 mm 時，CSA/SSA 樣本節點抗拉拔承載力的差異分別為81.79%、15.83%。由此，建議采用碳鋼材質螺釘與鋁基材相連，以確保節點的有效力學性能，而當必須用不銹鋼復合螺釘時，宜選1.8 mm 螺距復合螺釘。

2.2.2 基材厚度

隨著基材厚度的增加，CSA/SSA/SSS 三類連接節點的抗拉拔承載力均呈現逐漸上升的增長趨勢，螺釘直徑和螺距越大增長趨勢越明顯。當采用螺距為1.8 mm 的自鉆自攻螺釘時，CSA/SSA/SSS三類連接節點抗拉拔承載力與基材厚度之間均呈現線性增長關系；當采用螺距為1.1 mm 的自鉆自攻螺釘時，不銹鋼螺釘與鋼基材連接SSS 樣本節點抗拉拔承載力與基材厚度之間雖同樣呈現線性變化關系，但較1.8 mm 螺距要低很多，如圖8(c)所示；對于采用1.1 mm、1.3 mm 螺距螺釘的鋁基材連接節點，不論是碳鋼材質還是不銹鋼復合材質的螺釘，其抗拉拔承載力與基材厚度之間均不再呈現線性的變化關系，尤其是1.1 mm 螺距螺釘，且承載能力同樣較1.8 mm 螺距低很多，如圖8(a)、圖8(b)所示。由此可見，雖然基材厚度增長有助于CSA/SSA/SSS 三類連接節點抗拉拔承載力提升，但選擇適宜大螺距的自鉆自攻螺釘是確保節點力學性能的有效途徑之一。

圖8 基材厚度對節點力學性能的影響Fig. 8 Effect of base material thickness on mechanical properties of the joints

2.2.3 螺釘直徑與螺距

螺釘直徑和螺距對三類節點抗拉拔承載力的影響，見表2、表3。在相同螺距1.8 mm、不同基材厚度條件下，CSA 樣本采用5.5 mm、6.3 mm 螺釘直徑的承載力差異依次為8.2%(2 mm)、9.8%(3 mm)、8.0%(4 mm)、9.5%(5 mm)、11.2%(6 mm)，平均9.3%、最大11.23%；對應地，SSA 樣本采用兩種螺釘直徑的承載力差異均值和最大值分別為14.0%、18.7%，SSS 樣本采用兩種螺釘直徑的承載力差異均值和最大值分別為20%、24.6%。在相同螺釘直徑6.3 mm、不同基材厚度條件下，CSA樣本采用兩種螺釘螺距(1.8 mm 與1.3 mm/1.1 mm)的承載力差異均值和最大值分別為26.0%、37.2%，對應地，SSA 樣本承載力差異均值和最大值分別為72.6%、94.5%，SSS 樣本承載力差異均值和最大值分別為52.4%、75%。顯然，相同螺釘螺距、基材厚度條件下改變螺釘直徑對三類樣本節點抗拉拔承載力的響應較小，最大僅24.6%；而相同螺釘直徑、基材厚度條件下改變螺釘螺距對三類樣本節點抗拉拔承載力的響應則很大，最大達94.5%(螺釘直徑6.3 mm)，再次說明相同條件下選擇大螺距對于提升自鉆自攻螺釘連接節點抗拉拔性能的有效性，實際金屬屋面螺釘連接節點的設計中可予以考慮。

表2 自鉆自攻螺釘直徑對連接節點拉拔承載力F/kN 的影響Table 2 Effect of screw diameter on mechanical properties of the joints

表3 自鉆自攻螺釘螺距對連接節點拉拔承載力F/kN 的影響Table 3 Effect of screw pitch on mechanical properties of the joints

此外，值得說明的是，在5.5 mm 螺釘直徑、不同基材厚度條件下，SSA 樣本采用兩種螺釘螺距的節點承載力差異均值和最大值分別達到147.45%、267.11%，其主要原因在于此條件下SSA 樣本采用1.1 mm/1.3 mm 螺距時的節點抗拉拔承載力很低(如圖8(b)所示)，進而導致兩種螺距之間的結果差異巨大。實際上，這也同樣說明了螺釘與鋁基材的連接節點不宜采用1.1 mm/1.3 mm螺距的自鉆自攻螺釘，尤其是不銹鋼復合螺釘與鋁基材的連接節點。

2.2.4 螺釘鉆入方式

圖9 給出了手動和機械兩種螺釘鉆入方式對CSA/SSA/SSS 三類樣本連接節點抗拉拔承載力的影響，由圖可見，兩種鉆入方式下節點抗拉拔承載力存在一定的區別，但總體而言誤差在可接受范圍內，對比誤差低于5%的樣本占半數以上，誤差低于10%的樣本3/4 以上，說明自鉆自攻螺釘采用手動和機械兩種鉆入方式均可達到良好的力學性能要求，實際工程中建議對工人進行訓練作業后，直接采用手動鉆入方式即可。當然，圖9中部分對比結果的誤差較大，甚至達到67.18%，其主要原因仍在于采用了1.1 mm/1.3 mm 螺距的自鉆自攻螺釘，該種螺距不能保證有效的螺釘與基材之間的連接性能，進而導致了過大的誤差。

圖9 螺釘鉆入方式對節點力學性能的影響Fig. 9 Effect of screw drilling way on mechanical properties of the joints

3 節點承載力設計計算公式

國內外規范針對自鉆自攻螺釘鉆入基材節點的抗拉承載力設計公式多針對型鋼基材給出[18?21]，且研究成果相對較少[16]，關于其與鋁基材連接節點的承載力設計公式在《鋁合金結構設計規范》(GB 50429?2007)[22]規范中亦未給出。結合上述研究可見螺釘螺距是影響節點抗拉拔承載力的重要因素，為此本文結合既有文獻數據擬合方式建立自鉆自攻螺釘與鋁基材、鋼基材連接節點的承載力設計公式。

《冷灣薄壁型鋼結構技術規范》(GB 50018?2002)[18]規定，自鉆自攻螺釘與型鋼基材連接節點的抗拉承載力設計值可按下式計算：

式中：tc/mm 為螺釘鉆入深度；dc/mm 為螺釘直徑；fm/MPa 為基材抗拉強度設計值。該式描述了節點承載力與螺釘直徑、鉆入厚度及基材材質之間的關系，且主要應用在與鋼基材的連接節點。然而，該式并沒有考慮螺距因素，實際上從上述分析可知，螺距對抗拉拔承載力的影響很大。由此，為進一步考慮螺距因素，文獻[16]通過大量試驗數據擬合，給出了抗拉拔承載力計算公式：

式中：pc/mm 為螺距；k為修正系數，當tc≤1.5 mm時取0.70，當1.5 mm

鑒于目前國內沒有給出關于自鉆自攻螺釘與鋁基材連接的承載力設計公式，若直接采用式(1)和式(2)進行上述試驗數據擬合，可得試驗拉拔承載力與理論計算值對比如圖10 所示(限于篇幅未全部給出)。可知：不論對于現有規范[18]中給出的式(1)，還是基于文獻研究擬合出的式(2)，均未能很好地擬合理論與試驗值，尤其是對于螺釘與鋁基材的連接節點。其原因一方面在于式(1)是針對螺釘與型鋼基材的節點連接計算公式，其對鋁基材節點的擬合較差，對鋁基材樣本CSA 和SSA、鋼基材樣本SSS 擬合得到的R2值，分別為?0.8397、?0.2553 和0.8693；另一方面，式(2)雖考慮螺距的影響，相對式(1)的擬合結果有很好的改進，其對于鋁基材樣本CSA、鋁基材樣本SSA、鋼基材樣本SSS 擬合得到的R2值分別為0.8775、0.6375 和0.8346，然而，該公式主要針對3 mm 以內厚度鋼基材擬合得到的計算公式，對于3 mm 以上的節點連接力學性能仍不能得到滿意的擬合結果。

圖10 樣本試驗拉拔承載力與理論計算結果對比Fig. 10 Comparison of the bearing capacity between test and theoretical results

實際上，常見基材厚超3 mm 的連接節點，本文亦開展了大量超過3 mm 的樣本試驗，最厚達6 mm。結合上述研究成果，提出自鉆自攻螺釘與鋼基材、鋁基材連接的節點抗拉拔承載力設計公式：

式中：χ、α、β、γ 均為常數，通過試驗數據擬合得到，見表4。由此可得所提出節點拉拔承載力試驗值與理論值的對比結果，如圖11 所示。可以看出，基于該擬合計算公式，CSA、SSA、SSS 三類節點抗拉拔承載力理論和試驗值吻合度良好，較式(1)、式(2)的吻合度提高很多。如，CSA 樣本節點按式(1)、式(2)、式(3)的R2擬合結果依次為?0.8397、0.8775、0.9663，相應地，SSA 樣本擬合結果依次為?0.2553、0.6375、0.9568，SSS 樣本擬合結果依次為0.8693、0.8346、0.9372。顯然，基于樣本試驗數據擬合提出的三類連接節點的抗拉拔承載力設計公式，能更好地反映螺釘與不同厚度基材連接節點的力學性能。

表4 承載力設計擬合常數值Table 4 Design fitting constant value of bearing capacity

圖11 樣本試驗拉拔承載力與式(3)理論計算結果對比Fig. 11 Comparison of the bearing capacity between test and theoretical results with equation (3)

4 結論

進行了360 組自鉆自攻螺釘與基材連接節點的抗拉拔力學性能試驗，提出了自鉆自攻螺釘與鋼基材、鋁基材連接的設計計算公式，結論如下：

(1)除部分螺釘與6 mm 厚鋼基材連接節點外，自鉆自攻螺釘與鋁基材、鋼基材連接的破壞模式基本相同，且兩種鉆入方式的破壞模式也一致：螺釘與基材共同承擔外荷載作用，當荷載增到一定程度時螺紋與基材咬合處逐漸產生損傷變形行為，最后螺釘從基材中拔出；螺釘整體完整，但咬合處螺紋有磨損，隨基材厚度、螺距增加磨損加劇；螺孔附近基材凸起隨其厚度增加而降低，當鋁基材厚達4 mm、鋼基材達3 mm 時凸起變形基本消失。

(2)同等條件下三類自鉆自攻螺釘與基材連接的節點抗拉拔力學性能依次為SSS 節點、CSA 節點、SSA 節點，基材厚增加可提升CSA/SSA/SSS三類節點的抗拉拔承載力，且可顯著降低三類節點之間抗拉拔承載力的差距。

(3)螺釘直徑和螺距對三類節點的抗拉拔承載力均有一定程度的影響，尤其是螺距的影響更為顯著，相同條件下改變螺釘直徑對三類節點承載能力的影響最大僅為24.63%，而改變螺距對三類節點承載能力的影響最大可達94.54%。當為鋁基材時，建議采用碳鋼材質自鉆自攻螺釘；當必須采用不銹鋼復合螺釘時，應考慮1.8 mm 螺距復合螺釘。手動和機械兩種螺釘鉆入方式均能保證CSA/SSA/SSS 三類節點的抗拉拔承載力。

(4)所提CSA/SSA/SSS 三類節點承載力設計公式與試驗結果吻合度良好，能反映自鉆自攻螺釘與鋼基材、鋁基材連接節點的抗拉拔力學行為。