张延年, 卢 杨, 韩立坤(沈阳建筑大学 土木工程学院, 辽宁 沈阳 110168)

板层层数对钉合交错层积木板轴压性能的影响

张延年, 卢 杨, 韩立坤
(沈阳建筑大学 土木工程学院, 辽宁 沈阳 110168)

为研究板层层数对钉合CLT板轴心受压性能的影响,分别对3层、5层、7层的足尺钉合CLT板进行轴心受压试验.研究结果表明,板层层数与钉合CLT板的破坏程度有关,板层层数越少,钉合CLT板破坏越严重.板层层数的不同会影响钉合CLT板的抗压承载性能和变形能力.随着板层层数的增加,钉合CLT板的极限抗压承载力大大提高,但弹性恢复能力下降.板层层数对钉合CLT板的挠曲方向、延性系数无明显影响.初始缺陷的存在会改变钉合CLT板的挠曲方向,降低构件的延性性能.在设计钉合CLT板的过程中,当长细比过大时,应考虑增加安全系数以保证结构设计安全.

钉合CLT板; 板层层数; 受压性能; 极限抗压承载力; 弹性回复能力; 延性系数

交错层积木板(Cross-laminated timber,简称CLT)是将规格木板按垂直交错叠合方式,采用胶将其连接起来的木产品[1].CLT板充分利用了木材顺纹抗拉强度高,横纹抗压强度高的特点.作为一种新型建筑材料的CLT板具有轻质高强、双向力学性能良好、耐火性能好、环保节能、保温隔热、舒适耐用、施工方便[2-4]等优点.

近十年来,CLT板以其优越的性能在欧洲、北美、日本、澳大利亚等发达国家得到了迅速发展,在住宅、公共建筑、景观园林、桥梁等领域得到了广泛的应用[5-6].2013年在澳大利亚墨尔本建造了33 m高的10层公寓,成为目前世界上最高的CLT大楼.费尔德巴赫行天桥采用CLT桥面板进行全桥整体预制吊装.在国内,现代木结构的发展比较落后,目前尚无CLT独立建筑结构工程的案例[7].随着经济全球化的发展,绿色节能建筑产业的推广,国内专家学者开始了对CLT板的研究,提出交错层积木板中的实木板层之间采用钉连接,可以提高交错层积木板的承载力和使用寿命[8],解决了胶合CLT板施工复杂、使用年限低,污染环境的难题.

国外学者分析了CLT板(短柱)板层层数对其抗压性能的影响[9],以及板层层数对CLT板弯曲性能的影响[10],对CLT板(长柱)轴心抗压性能的研究尚未报道.为此,分别对3层、5层、7层的足尺钉合CLT板(长柱)进行轴心受压试验,分析板层层数对钉合CLT板的破坏形态、极限抗压承载力、延性系数、弹性回复能力的影响.

1 试验概况

1.1 试件设计

三个试件的高度均为2 220 mm,分别由3、5、7层实木板层叠合而成.加工过程中对实木板层目测分等,保证每组试件内外侧实木板层的强度分别一致[11].实木板层采用加拿大进口云杉-松木-冷杉规格材,规格(长×宽×厚)为3 000 mm×184 mm×38 mm,物理性能指标见表1.并将其分别加工成竖纹实木板层、横纹实木板层,规格分别为2 220 mm×184 mm×38 mm、370 mm×184 mm×38 mm.所有钉子均采用螺纹钉,钉子长度为70 mm,直径为2 mm,由人工通过射钉枪垂直木材表面钉入实木板层.试件示意图见图1.钉子排布满足最小边距、端距、中距的要求.钉子布置详图见图2.具体试件参数见表2,表2中λ为试件的长细比,试件编号原则为第1、2个字母“ZY”代表轴心受压;第3个字母代表钉子类型;第4个字母代表试件板层层数;第5个字母代表叠合区域的钉子个数;第6个字母代表钉子角度;第7个字母代表钉子长度.

表1 SPF规格材物理特性表Table 1 Physical properties of SPF dimension stock

图1 试件示意图Fig.1 Specimen diagram

图2 钉子布置详图Fig.2 Detail of nail arrangement

表2 试件参数Table 2 Parameters of specimens

1.2 测点布置

在试件有钉、无钉两侧沿板层高度中央、两侧1/3处分别粘贴4个标距为100 mm的应变片(电阻为(120±0.2)Ω,灵敏系数(2.097±0.100)%,栅长×栅宽为100 mm×3 mm),4个应变片分别布置在两块竖纹实木板层的宽度中央及中间板缝的两侧,以测定试件轴向应变大小;在试件有钉侧沿试件高度四分点处分别布置三个位移计,量程分别为100 mm和200 mm,以测量试件挠度随载荷变化情况.

1.3 试验设备及加载制度

所有试件加载试验均在沈阳建筑大学结构工程实验室5 000 kN液压试验机上进行.所有试件在端部和底部分别设置保护钢套.为了保证试件两端能够自由转动,在试件两端采用球铰支座进行加载.采用DH3818静态应变测量系统进行数据采集.试验加载装置见图3.为了减小系统误差,在正式加载前进行预加载.试验采用连续均匀加载方式,加载速度为0.02 mm/s.

图3 试件加载装置Fig.3 Loading device of test specimen

2 试验结果与分析

试验主要结果如表3所示,表3中Pu为极限载荷,Δm为与Pu对应的位移,即极限位移,Δy为屈服位移,取载荷达到0.8Pu时的位移,Δu为载荷下降到0.8Pu.时的位移,Δz为试件最大位移,Δh为卸载后最小位移,所有位移值均取正值.D为延性系数.Δ为位移恢复量,即Δ=Δz-Δh,t为卸载后弹性恢复时间,v为单位时间位移平均恢复量.

表3 主要试验结果Table 3 Main results

2.1 试验现象

试件的初始缺陷,如初始弯曲、加工误差、钉合时未对试件进行加压导致板缝过大等,都会影响试件的轴心受压性能,造成试件挠曲方向不确定,承载力下降等.如试件ZYL54-0-70因板缝过大导致试件挠曲方向与其他试件相反,由无钉侧向有钉侧弯曲.若初始缺陷不明显,可忽略初始缺陷的影响.由于有钉侧钉子植入最外层竖纹实木板层的深度大,钉子抗拔力大,在轴向压力作用下,其他两个试件均由有钉侧向无钉侧弯曲.

表4 试件破坏形态汇总Table 4 Summary of failure mode of specimen

当试件破坏时,各试件的破坏形态表现出一定的差异.由表4表明,试件ZYL34-0-70的破坏最为严重,受拉侧的两块竖纹实木板层的内外两侧边缘处均出现顺纹劈裂,且其中一块竖纹实木板层在高度中央出现弯折;并且受压侧竖纹实木板层在高度中央处出现劈裂.试件ZYL54-0-70的受拉侧仅一块竖纹实木板层的内外两侧边缘处出现顺纹劈裂,且跨中附近因存在木节出现弯折破坏;另一块竖纹实木板层仅出现细微裂缝.试件ZYL74-0-70受拉侧的竖纹实木板层仅在木节附近出现细微的裂纹.试件ZYL54-0-70、ZYL74-0-70受压侧的竖纹实木板层均未出现纤维被压溃的现象.试件破坏形态如图4a,4b,4c所示.

图4 破坏形态Fig.4 Failure modes

卸载后将试件拆开,观察试件破坏后钉子变形的情况.三个试件中,每层板层中部均有7%左右的钉子发生弯曲变形,而其余钉子未发生明显的弯曲变形.如图4d所示,由于螺纹钉的周围附近的木材发生剪切破坏,部分螺纹钉表面有少量木屑附着.由此表明,在轴心压力作用下,螺纹钉能够有效传递载荷,实施有效连接,使各板层之间协同工作.

为了使对比效果更明显,将试件ZYL54-0-70的挠度值取正.各试件载荷-位移曲线如图5所示.由图5可知,在加载至极限载荷的80%之前,试件ZYL54-0-70处于弹性阶段,载荷与位移基本成线性关系.在加载初期,试件ZYL34-0-70、ZYL74-0-70挠度出现负值,当载荷达到极限载荷的50%左右时,挠曲方向发生改变,挠曲变形随载荷增加呈线性增加,但增加不明显.随加载至极限载荷,曲线出现转折,开始变得平缓,试件进入屈服阶段,开始出现较明显的挠曲变形,且挠度增加较快.达到极限载荷后,挠度增加越来越明显,裂缝不断扩展延伸,曲线开始下降,在下降至极限载荷的80%左右后,挠度急剧增加,试件发生破坏.三个试件的曲线在屈服阶段、破坏阶段的变化规律基本相同,即随载荷的增加,挠曲变形增加速度基本一致.

图5 各试件载荷挠度曲线Fig.5 Load-deformation curves of specimens

试件载荷与跨中应变的关系如图6所示,由图6可知,在加载初期,曲线基本为直线,试件处于弹性阶段.试件ZYL74-0-70受拉侧处于受压状态,压应变随载荷增加较明显.其他两个试件受拉侧均处于受拉状态,但拉应变增加不明显.试件ZYL34-0-70受压侧在加载初期处于受拉状态,拉应变随载荷增大略有增加.其他两个试件受压侧均处于受压状态,试件ZYL74-0-70压应变随载荷增加最不明显,当载荷达到300 kN左右之前,拉压两侧曲线重合,随载荷增加,两条曲线开始出现分叉,受拉侧的压应变开始减小.试件ZYL54-0-70从加载初始拉压两侧曲线就出现分叉.试件ZYL34-0-70拉压两侧曲线重合,两侧拉应变变化规律相同.当载荷达到极限载荷的80%左右后,随载荷增加至极限载荷,拉压应变值增加较快,试件处于屈服阶段.三个试件受拉侧的拉应变增加速度基本一致.试件ZYL34-0-70受压侧拉应变减小至零,压应变随载荷增加不断增加.其他两个试件受压侧压应变变化速度基本相同.当载荷达到极限载荷后,应变值增加显著,试件发生破坏.试件ZYL54-0-70、ZYL74-0-70受拉侧拉应变变化规律基本相同,但试件ZYL74-0-70受压侧压应变随载荷下降变化速度较快.试件ZYL34-0-70由于长细比较大,拉压应变值增加速度最快.

图6 各试件载荷应变曲线Fig.6 Load-strain curves of specimens

2.4 承载力

试件ZYL34-0-70、ZYL54-0-70、ZYL74-0-70板层层数分别为3层、5层、7层,不同的板层层数对钉合CLT板的抗压性能影响不同,因此研究板层层数对承载力的影响具有重要的意义.

由表3表明,三个试件中,试件ZYL34-0-70的极限载荷最小.试件ZYL54-0-70与试件ZYL34-0-70相比,长细比减小了39.7%,但其极限载荷提高了51.2%.试件ZYL74-0-70的长细比最小,与试件ZYL34-0-70相比,减小了57.2%,但其极限载荷最大,提高了129.3%.由此表明,板层层数的增加会减小试件的长细比,增大试件的稳定系数,从而提高试件的抗压承载能力.

2.5 延性系数

为研究钉合CLT板进入破坏阶段以后在承载力没有显著下降的情况下承受变形的能力,根据式(1)计算构件的位移延性系数,计算结果见表3.

由表3可知,试件ZYL34-0-70的延性系数最大,试件ZYL74-0-70次之,但两者相差不大,与试件ZYL54-0-70相比,分别提高了400.1%、348.7%.这两个试件在加载初始阶段,挠曲方向发生改变,试件产生的屈服位移较小,所以延性系数较大.试件ZYL54-0-70由于存在初始缺陷,在整个加载过程中试件的挠曲方向始终是由无钉侧向有钉侧挠曲,产生的屈服位移较大,因此延性系数最小.由此表明,试件板层层数对试件延性系数几乎没有影响.但板缝过大等存在的初始缺陷会减小试件的延性系数,降低试件抵抗变形的能力.

2.6 弹性恢复能力

试件破坏后,为避免发生断裂,立即进行卸载,三个试件的变形均有回弹现象,能恢复大部分挠曲变形.由表3表明,与试件ZYL34-0-70相比,试件ZYL74-0-70恢复所用的时间略有提高,因此卸载后试件单位时间内挠度变化量有所下降.三个试件中,试件ZYL54-0-70产生的最大变形、挠度恢复量最低,单位时间内挠度变化量比试件ZYL34-0-70降低了26.2%.由此表明,初始缺陷的存在会降低试件产生的最大变形量和弹性恢复量.增加试件板层层数,即减小试件的长细比,会增加弹性恢复所用时间,降低弹性恢复速度,使弹性恢复能力有所下降.

3 承载力计算分析

根据GB 50005—2012《木结构设计规范》的相关规定,轴心受压构件按稳定验算承载力计算,如式(2)、式(3)所示,并且构件应符合以下假定:钉合CLT板木材材料均匀,钉连接有效,各板层受力后协调变形,视为整体进行计算.

当树种强度等级为TC11时按式(2)计算稳定系数:

受压构件承载力由式(3)可得.

式中:F为轴心受压构件稳定控制下的承载力(N);fc为木材顺纹抗压强度设计值(MPa).

参照《木结构设计规范》,木材顺纹抗压强度设计值为10 MPa,试件计算长度为2 220 mm,由式(2)、式(3)计算可得试件ZYL34-0-70、ZYL54-0-70、ZYL74-0-70的抗压承载力计算值F分别为203.1、503.8、819.2 kN.通过比较试验结果和理论结果,试件ZYL34-0-70的试验极限抗压承载力Pu高于承载力计算值22.0%,但试件ZYL54-0-70、ZYL74-0-70的试验极限抗压承载力Pu分别低于承载力计算值25.6%、30.7%,因此,当长细比较小时,按《木结构设计规范》计算钉合CLT板轴心受压构件的整体稳定性是偏安全的.但当长细比过大时,根据《木结构设计规范》计算的整体稳定性是不安全的,建议对于轴心作用下的钉合CLT板在设计过程中应合理增加安全系数以保证结构设计安全.

4 结 语

(1) 试验结果表明,在轴心压力作用下,板层层数对钉合CLT板的挠曲方向没有影响,均由无钉侧向有钉侧挠曲.但初始缺陷的存在会改变构件的挠曲方向.破坏形态表明,板层层数的增加会大大降低钉合CLT板的破坏程度.

(2) 随着板层层数的增加,钉合CLT板的抗压承载性能提高.增加板层层数会降低构件的长细比,增大稳定系数,从而提高钉合CLT板的极限抗压承载力.

(3) 板层层数对钉合CLT板的延性系数几乎没有影响,但板缝过大等初始缺陷会使构件的延性系数有所减小,降低构件抵抗变形的能力.随着板层层数的增加,钉合CLT板的弹性恢复速度降低,弹性恢复能力下降.

(4) 轴心作用下的钉合CLT板在设计过程中,当长细比过大时,应考虑增加安全系数,以保证结构设计安全.

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【责任编辑: 赵 炬】

Impacts of Layer Number on Compression Performance of Stapling Cross-Laminated Timber

ZhangYannian,LuYang,HanLikun

(School of Civil Engineering, Shenyang Jianzhu University, Shenyang 110168,China)

In order to study the impacts of layer number on compression performance of stapling CLT panels, 3full-scale stapling CLT panels with three layers, five layers and seven layers were tested under axial compression load. The results show that layer number is related to damage degree of stapling CLT panels. The less the number of layers, the more serious the CLT panels; the number of layers can affect compression bearing capacity and deformation capacity of stapling CLT panels. With the increase of layer number, the ultimate compression bearing capacity of CLT panels is greatly improved, but the elastic recovery ability decreases. The layer number has no significant influence on the bending direction and ductility coefficient of CLT panels. The existence of initial defects will change the bending direction of the CLT panels, and reduce the ductility of the member. In the process of designing the CLT panels, the safety factor should be considered to ensure the safety of the structure design when the slenderness ratio is too big.

stapling CLT panels; layer number; compression performance; ultimate compression bearing capacity; elastic recovery ability; ductility coefficient

2016-11-01

辽宁省高等学校优秀人才支持计划(LR2014015); “百千万人才工程”人选项目择优资助项目(2014921046); 沈阳市城乡建设委员会科技项目(SJW2015-14).

张延年(1976-),男,辽宁葫芦岛人,沈阳建筑大学教授,博士.

2095-5456(2017)01-0043-06

TU 366

A