覆面板钉连接的承载性能试验研究

祝恩淳，陈志勇，潘景龙

（哈尔滨工业大学 土木工程学院，黑龙江 哈尔滨150090）

木材是天然绿色的建筑材料，由其建造的房屋建筑具有施工快捷、构造简单、节能、美观及抗震性能好等优点，因此，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.我国的木结构经上世纪80～90 年代停滞期后，在世纪之交再度复兴，尤以北京、上海、苏州及成都等地区建造的轻型木结构住宅为热点.

轻型木结构（light wood frame construction）是由规格材和木基结构板材钉合的剪力墙和横隔（楼盖和屋盖）组合而成的［1］，故钉连接的侧向抗剪承载性能是研究轻型木结构的关键.经过大量传统构造钉连接试验对其承载力计算方法（屈服理论［2］）的验证后，国内外学者分别从连接形式、承载性能退化效应、抗侧力与抗拔力共同作用，以及其他连接形式性能比较等四大方面对钉连接进行了研究［3］.其中，Dolan等通过一系列钉连接试验，得到了反复荷载作用下钉连接承载力计算模型［4］.Dujic等对使用南斯拉夫钉子制作的钉连接进行低周反复加载试验，得到了钉连接的刚度退化公式［5］.

既有钉连接的试验和理论研究，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，但轻型木结构的覆面板钉连接往往并不满足设计规范［6-7］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）采用斜钉方式的情况，更是如此.同时，尚未有学者研究单向反复加载次数和试件放置时间对钉连接承载性能的影响.笔者参照工程实际情况，设计了60个具有轻型木结构覆面板钉连接构造特点的试件，通过单调加载与单向反复加载试验，揭示单向反复加载次数和覆面板主方向与规格材木纹夹角对钉连接刚度和承载力的影响规律，同时研究放置时间对钉连接承载性能的影响.

1 覆面板钉连接抗剪试验

1.1 试件材料

根据我国《木结构设计规范》（GB50005—2003）［6］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的是直径2.8mm、长度50mm 的2寸（6.67cm）普通圆钢钉.从市场购得钉子的实测平均直径为2.93mm，平均弯曲屈服强度为802 MPa，平均抗拉强度为1 007 MPa.覆面板采用北美进口厚度为9.5 mm 的定向木片板（OSB），实测平均含水率（moisture content）W=9.8%，平均气干密度（W=12%）为620 kg·m-3.规格材选用截面尺寸为38 mm×89 mm 的北美进口Ⅱc级云杉-松-冷杉（S-P-F），实测平均含水率为13.3%，平均气干密度（W=12%）为440 kg·m-3.

1.2 试件设计

在轻型木结构中，剪力墙和横隔通常由规格材构成框架，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规定的间距钉接.由于规格材的截面宽度为38mm，沿剪力墙和横隔周边覆面板钉连接的边距或端距为19 mm；当两块覆面板与同一根规格材连接时，钉连接的边距或端距则为10 mm，且需斜钉连接.这些都比GB 50005—2003［6］对直径为2.93mm 钉子的最小边距（11.72mm）和端距（42mm）要求低.当剪力墙和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的夹角θ均不相同.欧洲木结构设计规范EC5［7］规定，木结构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5.9°时所要求的钉连接的最小边距和端距方不大于10mm.然而，大部分覆面板钉连接的夹角θ都大于5.9°，不能满足最小边距和端距的要求.因此，笔者通过16组共222个剪力墙钉连接试件进行单调加载试验，研究荷载方向与规格材木纹夹角θ对钉连接承载性能的影响［8］.在此基础上制作了8组共60个构造与文献［8］中夹角θ=0°且斜钉的钉连接相同的试件（如图1所示），分别进行单调加载和单向反复加载试验.各组试件类型及其参数详见表1，其中，“M”和 “C”分别代表单调加载和单向反复加载；α为覆面板主方向与规格材木纹夹角；“Ⅰ”和 “Ⅱ”分别表示两者平行（α=0°）和垂直（α=90°）两种情况；“00”，“05”，”25”和 “50”为加载次数；n为循环次数；τ为放置时间；m为试件数量.

图1 钉连接试件形式（单位：mm）Fig.1 Details of nail connection specimen （unit：mm）

表1 试件设计Tab.1 Design of specimen

切割好的覆面板与规格材放置于温度为（20±2）℃和相对湿度为（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.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，以及研究试件放置时间的影响，将钉合好的试件分别存放在标准环境人工气候室中1 周（C系列试件）或2周（M系列试件），然后在具有同样温湿度环境的实验室内进行单调加载和单向反复加载试验.

1.3 试验过程

我国尚无关于钉连接侧向抗剪试验方法的标准，故参考国际上常用的三个试验标准——ASTMD1761［9］，EN 26891［10］和NT Build 133［11］，制 定 了试验方法并研制了加载夹具（如图2所示）.

（1）单调加载 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数据系统（图2）后，以2.5mm·min-1的速度匀速加载.荷载P由零达到最大荷载值Pmax，然后下降，当降至0.8Pmax时停止加载.钉连接的荷载和滑移Δ由计算机采集记录并实时绘制出荷载—滑移（P—Δ）曲线，如图3所示（图中K为曲线斜率；Δlimit和Pr等定义详见3.1节）.由图可见，钉连接在受力的初始阶段，P-Δ呈近似线弹性关系，然后进入屈服强化阶段，达到最大荷载后，逐渐丧失承载力.

图2 钉连接试件及试验装置Fig.2 The nail connection specimen and the test unit

图3 钉连接单调加载的典型荷载—滑移曲线Fig.3 Typical load-slippage curve of nail connection under monotonic loading

（2）单向反复加载 轻型木结构建筑在风荷载作用下，会持续或多次遭受单向反复荷载作用.我国一般建筑的设计基准期为50 年，设计基本风压为w［12］，本文将其定义为长期风荷载.在结构设计中，风荷载的分项系数取为1.4，钉连接上的作用效应为P（乘以1.4后）.假设此时钉连接处于线弹性状态，那么正常使用阶段时，钉连接所受剪力则为0.71P.根据文献［13］塑性模型的下限计算法，以及由GB 50005—2003［6］表Q.0.1-1查得的fvd，可估算得所用钉连接的0.71P约为400 N.Dujic等的试验表明，反复加载频率不影响钉连接的工作性能［5］.因此，采用荷载控制的方式对钉连接进行单向反复加载：0→400N→0为一循环.为避免实际加载时出现反向推力使钉连接发生平面外变形，故将循环下限上调至20N，即20N→400N→20N 为一循环；每分钟循环1 次，次 数 分 别 有5，25 和50 等；然 后 以2.50mm·min-1的速度单调加载.经5次反复加载的某钉连接的荷载—滑移曲线如图4所示.由图可见，反复加载作用使钉连接产生残余变形和刚度变化，而钉连接的整体工作性能与单调荷载作用下相似.

图4 钉连接单向反复加载的典型荷载－滑移曲线Fig.4 Typical load-slippage curve of nail connection under cyclic loading

试验表明，试验方案及加载夹具可靠和有效.

2 覆面板钉连接的破坏模式

钉连接的承载力与其屈服模式密切相关［2］.受主、边材厚度，销槽承压强度，钉直径及其抗弯强度等因素影响，单剪钉连接共有6种屈服模式［7］（如图5所示）：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——钉杆屈服出现一个塑性铰，边材完全屈服而主材部分屈服；M-c2——钉杆屈服出现一个塑性铰，主材完全屈服而边材部分屈服；M-d——钉杆屈服出现两个塑性铰，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［7］钉连接承载力计算公式预测，这里所有试件的屈服模式均应为Mc1.从破坏试件上将钉子取出，其屈服形态如图6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%的试件为M-d模式.个别试件在连接屈服前覆面板断裂破坏，如图7所示.

图5 钉连接理论屈服模式Fig.5 Theoretical yield mode of nail connections

图6 部分钉子的试验屈服形态Fig.6 Some yield patterns of nails from test

图7 钉连接覆面板断裂破坏Fig.7 The panel rupture of nail connection

3 试验结果分析

3.1 钉连接刚度和承载力的定义

对于仅单调加载的钉连接试件（M系列），按EN 26 891［10］规定，取荷载分别为10%Pmax和40%Pmax两点之间的割线斜率为钉连接的刚度K；参照NT Build 133［11］，将 钉 连 接 在 滑 移 为7.62 mm（0.3 in，即承载力滑移界限Δlimit，1）时对应的荷载和在该滑移界限内的最大荷载，两者的较大值，定义为钉连接的承载力Py，如图3所示.

对于单向反复加载的钉连接试件（C系列），为研究钉连接刚度在长期风荷载反复作用下的退化机理，定义如下刚度：K0为荷载—位移曲线上第一次上升段100 N 与400 N 两点之间的割线斜率；Kn为荷载—位移曲线上第n+1 次上升段100 N与400 N两点之间的割线斜率；K′为经n次单向反复加载后单调加载时100 N 与400 N 两点的割线斜率，如图4所示.而经n次单向反复加载后钉连接的刚度K仍按单调加载的规定确定，即荷载分别为10%Pmax和40%Pmax两点的割线斜率.由于反复加载使钉连接产生残余变形和刚度变化，如仍按单调加载的规定确定承载力，结果不准确.故提出如下方法确定承载力Py（如图4）：①为消除残余变形的影响，将经n次反复加载后的滑移Δ0作为承载力滑移界限Δlimit，2的计算起点；②仅考虑反复加载在弹性阶段（（0～40%）Pmax）对刚度的影响，将Δlimit，2由7.62 mm 降 至7.62-（40%Pmax，0／K0-40%Pmax，n／K′），其 中，Pmax，0和Pmax，n分 别 为 钉 连接仅单调加载和经过n次反复加载后再单调加载的最大荷载.假设Pmax，0≈Pmax，n并统一用Pmax表示，则Δlimit，2可简化为7.62-40%Pmax（1／K0-1／K′）.那么，经n次反复加载后，钉连接承载力的总滑移界限为Δlimit=Δ0+Δlimit，2.

将试验结果与国际上几个主要木结构设计规范的钉连接承载力和刚度计算式计算值比较，发现与欧洲木结构设计规范EC5［7］的计算结果吻合最好［14］（详见表2）.表中，仅M系列的实测承载力与计算值接近（差值小于10%）.可见，轻型木结构覆面板钉连接的承载力宜由EC5［7］的设计公式计算；M系列试件的实测刚度约为计算刚度的0.5倍，这是因为试件钉合后并未立即加载试验，而是放置了14 d后再试验，使钉连接的销槽承压应力松弛导致钉连接刚度降低.这正体现了试件放置时间对钉连接刚度的显著影响.经过多次单向反复加载的试件，实测承载力和刚度之所以比计算值大，是由于销槽木材在多次单行反复荷载下被压密实且不计残余变形的结果.

3.2 刚度退化

3.2.1 单向反复加载次数n的影响

C 系列试件，每经一次反复加载就有一对应的刚度Kn，现将所有试件的Kn／K1在反复加载次数n（第一次加载时，n=0）上平均统计，即可得如图8a所示关系曲线.由图可见，钉连接经过第一次循环后，由于销槽木材被压密实，导致K1急剧增大；而后每经一次反复加载，销槽木材对钉杆的紧箍力逐渐降低，致使刚度衰减.故可得关系：K0＜Kn（n＞0）＜K1且K0≈0.5K1.实际工程中，轻型木结构的覆面板钉连接至少经历一次以上长期风荷载的作用，刚度与Kn（n＞0）接近.因此，以K1作为C系列钉连

接刚度退化的基准，并对图8a的数据拟合，即可得钉连接在长期风荷载作用下的刚度退化系数λKn

表2 试件承载性能Tab.2 The load-carrying capability of specimens

为分析覆面板主方向与规格材木纹夹角α不同时，n对钉连接刚度的影响，将实测刚度K除以由欧洲木结构设计规范EC5［7］钉连接计算公式得到的刚度Kser，即K／Kser.该比值与n的关系如图8b所示.由图可见，无论经过多少次反复加载，Ⅱ类（α=90°）钉连接试件的K／Kser始终比Ⅰ类（α=0°）试件约低16%，可认为α与反复加载次数对钉连接刚度的影响不相关.在单向反复加载作用下，由于销槽木材对钉杆的紧箍力逐渐变小，导致钉连接的K／Kser降低，即其刚度较之K1逐渐退化，并在最多经25次作用后趋于稳定.这是因为钉杆周围木材被压密实导致两者之间存在空隙，降低了钉连接的刚度.

3.2.2 夹角α与放置时间的影响

由表2可见，当放置时间不长（τ≤7d）时，Ⅱ类试件的刚度为Ⅰ类的84%（亦见图8b）；当放置时间足够长（τ≥14 d）时，钉连接的刚度受α的影响变小，且这种影响可忽略不计.同时，M系列试件在荷载为100 N和400 N 两点间割线斜率与Kser之比的平均值为0.61，而C系列试件的K0／Kser平均值为0.82，即钉连接的刚度从7 d到14 d大约降低了25.6%.

图8 钉连接刚度与反复加载次数的关系Fig.8 The relationship between nail connection stiffness and the times of cyclic loading

3.2.3 考虑退化的刚度计算公式

在考虑α的影响以及试件存放时间和单向反复加载导致刚度衰减的基础上，对试验数据统计得轻型木结构覆面板钉连接刚度计算公式

式中：λα为α的影响系数，当α≠0°且τ＜14d 时，λα=0.02τ+0.72，其他情况取1.0；λτ为时间衰减系数，当τ≤14d时，λτ=1-0.03τ，当τ＞14d时，λτ尚有待进一步的研究；λn为刚度退化系数，由于C 系列的最大荷载平均值为1 090N，10%Pmax和40%Pmax分别与100 N 和400 N 接近，故可认为K的退化机理与Kn相似，取λn=2λKn.

3.3 承载力变化

3.3.1 单向反复加载次数的影响

为分析覆面板主方向与规格材木纹夹角α不同时，n对钉连接承载力的影响，与3.1的处理类似，将实测承载力Py除以Pser，即Py／Pser.该比值与n的关系如图9 所示.由图可见，在单向反复加载作用下，钉连接的Py／Pser不但没有退化反而略有提高，即反复加载对钉连接试件的承载力没有削弱而略有增强作用，并在最多经过25次反复荷载作用后，其承载力基本趋于平稳.这是因为销槽木材被压密实，从而提高了销槽承压强度.

3.3.2α与放置时间的影响

从表2可知，当放置时间不长（τ≤7d）时，Ⅱ类（α=90°）承载力为I类（α=0°）的91.6%（见图9）；当放置时间足够长（τ≥14 d）时，Ⅰ和Ⅱ类试件的承载力相差甚小，受夹角α的影响可忽略不计.同时，M系列试件的Py／Pser平均值为C系列的90.5%.考虑到M系列试件的承载力因反复加载而有所提高，故钉连接的承载力从7 d到14 d至少降低了9.5%.

图9 钉连接承载力与反复加载次数的关系Fig.9 The relationship between the load-carrying capacity and the times of cyclic loading

4 结论

（1）除个别试件发生覆面板断裂破坏外，绝大部分钉连接试件按M-c1 屈服模式破坏，符合欧洲木结构设计规范钉连接计算对应的屈服模式.

（2）经长期风荷载作用后，钉连接的刚度退化，而承载力略有增加.在最多经历25次反复荷载作用后，二者皆基本趋于稳定.

（3）覆面板主方向与规格材木纹方向的夹角α对钉连接的影响随放置时间的增长而减小，当放置时间大于等于14d时，影响可以忽略不计.

（4）试件放置时间对钉连接的承载力和刚度影响很大，放置时间从7～14d，钉连接的刚度下降了25.6%，而承载力至少下降9.5%.当然，放置时间的影响估计与蠕变、荷载持续作用及单向反复加载作用相似，初期承载性能变化较快、较大，而后变缓、减轻，最后趋于稳定.更深入的放置时间影响机理，尚有待进一步研究.

（5）经对试验结果统计分析，得到了覆面板钉连接考虑退化的刚度计算公式.

［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.PAN Jinglong，ZHU Enchun.Design of wood structures［M］.Beijing：China Architectural &Building Press，2009.

［2］ Johansen K.Theory of timber connections ［J］.International Association of Bridge and Structural Engineering，1949（9）：249.

［3］ 陈志勇，陈松来，樊承谋，等.木结构钉连接研究进展［J］.结构工程师，2009，25（4）：152.CHEN Zhiyong，CHEN Songlai，FAN Chengmou，et al.Areview on the nail connection of wood structures ［J］.Structural Engineers，2009，25（4）：152.

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

［5］ Dujic B，Kocetovmisulic T，Gramatikov K，et al.Hysteretic responses of different sheathing to framing joints ［C］∥The 8th World Conference on Timber Engineering.Helsinki：Finish Association of Civil Engineers RIL，2004：407-412.

［6］ 中华人民共和国建设部.GB50005—2003 木结构设计规范［S］.北京：中国建筑工业出版社，2006.Ministry of Construction of People’s Republic of China.GB50005—2003 Code for design of timber structures［S］.Beijing：China Architectural &Building Press.

［7］ European Committee for Standardization.EN 1995-1-1（Eurocode 5） Design of timber structures—part 1.1：general rules and rules for buildings［S］.Brussels：European Committee for Standardization，2006.

［8］ 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：哈尔滨工业大学土木工程学院，2006.CHEN Zhiyong.Performance of nail connections in shear-walls of light wood frame houses—an experimental study［D］.Harbin：Harbin Institute of Technology.School of Civil Engineering，2006.

［9］ American Society for Testing and Material.ASTMD 1761—06 Standard test methods for mechanical fasteners in wood［S］.West Conshohocken：ASTMInternational，2006.

［10］ European Committee for Standardization.EN 26891—1991 Timber structures—joints made with mechanical fasteners-general principles for the determination of strength and deformation characteristics ［S ］. Brussels： European Committee for Standardization，1991.

［11］ Nordtest.NT Build 133—1981 Nordtest method，nails in wood，lateral strength［S］.Stockholm：Nordtest，1981.

［12］ 中华人民共和国建设部.GB50009—2001 建筑结构荷载规范［S］.北京：中国建筑工业出版社，2002.Ministry of Construction of People’s Repulblic of China.GB50009—2001 Load code for the design of building structures［S］.Beijing：China Architectural and Buliding Press，2002.

［13］ Källsner B，Lam F.Diaphragms and shear walls［C］∥Holzbauwerke nach Eurocode 5—STEP3.Dusseldorf：Arbeitsgemeinschaft Holz e V，1995：15／1-15／19.

［14］ 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.CHEN Songlai，CHEN Zhiyong，FAN Chengmou，et al.Experimental study on nail fasteners in wood shear walls［J］.ACTA Scientiarum Naturalium Universitatis Sunyatseni，2008，47（4）：133.