磷石膏面板-木结构墙骨柱钉连接的承载性能

2023-02-09柏洁文伟周华丁俊豪

林业工程学报 2023年1期

柏洁，文伟，周华，丁俊豪

(贵州大学土木工程学院，贵阳 550025)

轻型木结构是由用规格材、木基结构板或石膏板制作的木构架墙体、楼板和屋盖系统构成的建筑结构，是目前被国内外广泛使用的现代木结构形式之一。磷石膏是工业上湿法生产磷酸的副产物，堆存量巨大，给生态环境带来了严重污染，将磷石膏面板运用于轻型木结构房屋剪力墙和木框架剪力墙中，是推进磷石膏建材资源化利用的有效途径之一。

目前针对石膏墙板轻型木结构的研究主要有墙体抗侧性能[1-2]、连接节点[3]和耐火性能[4]等。Lafontaine等[3]推导了石膏板-木的钉子和螺钉连接节点滑移方程，并通过足尺剪力墙试验进行验证，通过大量试验发现，石膏墙板轻型木结构剪力墙抗侧破坏主要由面板钉节点处石膏板破坏导致，面板钉连接是影响剪力墙抗侧性能的主要因素。国内外对轻型木结构墙面板钉连接的研究主要集中在木基结构板材：Han[5]通过设置不同的钉型、面板和厚度以及钉方向等试件研究钉连接性能的影响因素及其对剪力墙抗侧力性能的影响；Anderson等[6]基于定向刨花板(OSB)测定钉的弯曲应力和滞回性能，提出循环荷载作用下钉弯曲应力对连接性能和剪力墙性能的影响；Wang等[7]对木-轻型胶合板剪力墙的金属连接件进行单调及往复荷载试验，取得不同钉连接情况下的剪力墙受力性能，并建立可供快速设计的简单数值模型；Rosowsky等[8]对钉子等紧固件的荷载率和短期荷载作用时间效应进行了研究，认为钉连接不存在加载速率效应；陈志勇等[9]和祝恩淳等[10]对OSB钉连接试件进行试验研究，提出其破坏特征和承载性能。不同覆面板材料下的钉连接性能也有相应研究[11-14]，但鲜见对磷石膏面板-墙骨柱钉连接的相关研究。

为在轻型木结构及木框架剪力墙中推广使用磷石膏面板，笔者通过对磷石膏面板-墙骨柱钉连接节点进行单调加载试验，研究磷石膏面板-墙骨柱钉连接受力性能及主要影响因素，得出磷石膏面板-墙骨柱钉连接的破坏机理，提出其荷载-位移模型及拟合方程，为磷石膏面板在轻型木结构和木框架剪力墙中的应用提供理论依据。

1 试验方案

1.1 试验材料

纸面磷石膏墙板：①厚度9.5 mm，面密度8.3 kg/m2，试验实测抗拉强度1.22 MPa、实测弹性模量1 815.24 MPa；②厚度12 mm，面密度9.5 kg/m2，试验实测抗拉强度0.81 MPa、实测弹性模量1 679.69 MPa。国产木螺钉，直径4.2 mm，长度50 mm，实测抗弯屈服强度917 MPa。墙骨柱：加拿大进口ⅠC级SPF规格材，截面尺寸38 mm×39 mm，平均含水率13.3%，平均基本密度0.47 g/cm3，顺纹抗压强度标准值18.8 MPa，顺纹抗拉强度标准值11.2 MPa，弹性模量6 200 MPa，径切面顺纹泊松比0.37[15]。

1.2 试验装置与加载制度

采用贵州大学土建试验室的WDW-100型微控电子万能试验机，设计制作专用的试件支承装置。将墙骨柱固定于与钢底座连接的钢板上，磷石膏面板下端与木骨柱采用木螺钉连接，上端利用夹具连接到试验机上，如图1所示。本试验参照ASTM F1676-03“Standard specification for basic tumbling mats”和ASTM D1761-06“Standard test methods for mechanical fasteners in wood”，采用单调匀速加载方式，以位移作为加载控制，加载速率为2.5 mm/min，当荷载下降到最大荷载的80%或未达到最大荷载的80%而发生严重破坏时试验终止。

图1 钉连接试件及试验装置Fig.1 The nailed joint specimen and test setup

1.3 试件设计

根据GB 50005—2017《木结构设计标准》表B.3.2 规定，钉距每块面板边缘不应小于10 mm，因此，试验设计钉边距为10，15，19和25 mm，设计9组共36个试件。

磷石膏面板尺寸为50 mm×300 mm，板厚分别为9.5和12.0 mm，试件编号见表1，设计制作的加载夹具及试验装置如图2所示。

表1 钉连接试件设计Table 1 Test design of nailed joint specimens

图2 钉连接试件示意图Fig.2 Details of nailed joint specimen

2 试验结果

2.1 变形与破坏模式

试验中共出现3类主要破坏形态：钉孔下劈裂、钉孔处水平断裂和混合破坏。钉孔下劈裂(图3a)主要出现在钉边距10 mm和部分钉边距15 mm的情况下，木螺钉逐渐内陷于面板内，随纸面内石膏开裂在面板产生滑孔，随着钉边距增大，钉孔滑移量相应增大，最终由钉孔下纸面内石膏板劈裂而迅速破坏。钉孔处水平断裂(图3b)主要出现在钉边距较大的情况下，随着荷载增加，钉孔出现少量滑移，钉孔处面板产生水平方向裂缝并最终断裂。混合破坏(图3c)介于上述两种破坏形态之间，钉孔先产生少量滑移后，以钉孔为中心先向下出现一条竖向裂缝，再沿左右方向产生水平裂缝，最终形成以钉孔为中心的T形裂缝并断裂。从破坏形态看，磷石膏面板-墙骨柱钉连接破坏由磷石膏面板控制，主要受钉边距影响，与木纹方向关系不大。

图3 钉连接主要破坏形态Fig.3 The main failure modes of nailed joints

2.2 荷载-位移曲线

由于试件的材性特征，钉连接试验的荷载-位移结果离散性较大。通过数据处理得到每组试验的平均荷载-位移曲线如图4所示，钉连接荷载-位移曲线呈现明显的非线性。当钉边距较小时，钉连接节点在达到极限承载力后，位移增量较小，承载力快速下降，脆性破坏特征明显，且脆性特征随着钉边距减小而更加明显；当钉边距为25 mm时，达到极限承载力后仍能持续保持承载能力，钉连接节点的延性改善，但最终破坏仍然为脆性。

图4 钉连接试验平均荷载-位移曲线Fig.4 Average load-displacement curves of nailed joint tests

从荷载-位移曲线可以明显看出，钉边距对磷石膏面板-墙骨柱钉连接的承载力和延性影响最为明显。此外，板厚也有明显影响，由于板厚9.5 mm时磷石膏面板抗拉强度大于板厚12.0 mm时，因此，板厚9.5 mm时钉连接承载力和延性均高于板厚12.0 mm时。

2.3 主要试验结果

参照标准EN 26891“Timber structures-Joints made with mechanical fasteners-General principles for the determination of strength and deformation characteristics”的规定：钉连接试验曲线上最大荷载对应的位移值≤15 mm 时，取该最大荷载值作为极限荷载Pu；钉连接试验曲线上最大荷载对应的位移值>15 mm 时，取15 mm位移值对应的荷载值作为Pu；钉连接的前期刚度K0取试验曲线上10%Pmax和40%Pmax两点间的割线斜率,极限位移δu为极限荷载对应的位移。根据上述定义，统计每组试验结果平均值如表2所示，计算标准差及变异系数均较小，比值为不同钉边距条件与钉边距为10 mm时的结果之比。由表2可见，相同板厚条件下，随着钉边距增加，钉连接极限荷载、极限位移及前期刚度均有不同程度提高，以板厚9.5 mm试件为例：钉边距为15，19 和25 mm时，钉连接节点极限承载力分别较钉边距10 mm时提高21%，41%和64%；钉边距为25 mm时，延性水平提升超过3倍，表明增大钉边距能有效提高钉连接节点的受力性能。

表2 钉连接试验结果Table 2 Test results of nailed joint

2.4 关键参数

2.4.1 钉边距与板厚的比值

磷石膏面板-墙骨柱钉连接节点极限承载力、前期刚度和钉边距与板厚比值(c/h)的关系曲线见图5。由图5可见，c/h范围可以确定磷石膏面板-墙骨柱钉连接节点破坏模式，即：当c/h<1.50时，节点发生钉孔下劈裂破坏；当1.50≤c/h≤2.00时，节点发生混合破坏；当c/h>2.00时，节点发生钉孔处水平断裂破坏。节点极限承载力随c/h变化，曲线呈平缓的S形：在钉孔下劈裂破坏和钉孔处水平断裂破坏模式下，极限承载力随c/h增加而缓慢提升；在混合破坏模式下，极限承载力随c/h增加而快速提高。节点前期刚度在c/h≤2.0时随c/h变化不大，前期刚度取值约为100;当c/h>2.0时，节点前期刚度随c/h增加而明显增大。

图5 节点极限承载力、前期刚度和钉边距与板厚比值的关系Fig.5 The relationship between ultimate load,prophase stiffness and ratio of nail edge distance to plate thickness

2.4.2 磷石膏面板抗拉强度

图6 节点极限承载力与ω的关系Fig.6 The relationship between ultimate load and ω

3 磷石膏面板-墙骨柱钉连接荷载-位移模型

3.1 荷载-位移曲线

根据试验得出的磷石膏板-墙骨柱钉连接荷载-位移典型曲线如图7所示。由于钉连接破坏由钉孔处磷石膏板控制，骨柱及木螺钉均未屈服且无明显变形，磷石膏板-墙骨柱钉连接荷载-位移典型曲线无明显的弹塑性段，主要分为3个受力阶段：第1阶段(OA)为初始弹性段，此阶段骨柱、木螺钉及磷石膏面板均处于弹性阶段，钉连接荷载-位移成正比，前期刚度K0与木螺钉预紧力有关，K0随着预紧力提高而相应增加；第2阶段(AB)为塑性强化段，随着钉孔滑移和面板开裂，节点位移快速增加，刚度K1下降；第3阶段(BC)为破坏阶段，此阶段刚度K2随着钉边距增大而减小，曲线接近线性，达到破坏荷载后承载力迅速下降，钉连接失效。

图7 荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curve

3.2 拟合方程

轻型木结构剪力墙作为抵抗侧向力的主要构件，面板-墙骨柱钉连接性能是影响其抗剪能力的首要因素。Foschi[16]、Dolan团队[17-18]、Folz等[19]均针对面板-墙骨柱钉连接荷载-位移关系进行了研究：Dolan团队[17-18]认为面板-墙骨柱钉连接的荷载-位移反映具有高度非线性和明显的强度、刚度退化；Foschi[16]建立了面板-墙骨柱钉连接的指数型荷载-位移关系。

根据试验研究结论，磷石膏面板-墙骨柱钉连接破坏均出现在钉孔处面板上，影响钉连接破坏形态和受力性能的主要因素有面板厚度、钉直径及钉边距等，在Foschi[16]公式基础上建立单调荷载作用下的磷石膏面板-墙骨柱钉连接荷载-位移模型时将上述参数作为自变量。

磷石膏面板-墙骨柱钉连接荷载-位移拟合方程如式(1)所示：

(1)

前期刚度K0与木螺钉预紧力有关，根据试验结果，在施工工艺控制基础上，可统一取值K0=100γ，其中，γ为木螺钉预紧力调整系数，γ=c/(2h)。

强化段刚度K1与钉边距c有关：

K1=2c

(2)

强化段开始荷载F0为：

F0=Fu-K1δu

(3)

当c/h<1.5(钉孔下劈裂破坏)时，极限荷载Fu为：

(4)

极限位移δu为：

δu=0.08dc1

(5)

当c/h≥1.5(混合破坏及钉孔处水平断裂)时，极限荷载Fu为：

(6)

极限位移δu为：

(7)

破坏阶段刚度K2为：

(8)

破坏位移δF为：

(9)

式中：h为磷石膏面板厚度；d为木螺钉直径；c为最小钉边距，c=min(c1,c2,c3)，c1为钉孔下钉边距，c2、c3为钉孔左右两侧钉边距。

试件荷载-位移关系拟合公式曲线与试验曲线对比见图8，本研究提出的磷石膏面板-墙骨柱钉连接荷载-位移模型拟合方程计算结果与试验结果吻合较好。

图8 拟合公式计算曲线与试验曲线对比Fig.8 Comparison of calculated curves by formula and measured curves of tests

3.3 有限元验证

采用ABAQUS有限元软件对上述磷石膏面板-墙骨柱钉连接节点试验进行非线性模拟，根据试验现象可知，钉连接破坏均由钉孔处磷石膏面板破坏导致，钉及墙骨柱均无明显变形。因此，墙骨柱材料按弹性材料定义，磷石膏面板材料采用损伤塑性模型定义，采用断裂能量开裂准则，断裂能取40 N/m，受拉损伤因子最大值为0.9。磷石膏面板和墙骨柱均采用三维实体单元C3D8R，通过连接器Axial单元模拟钉连接节点，并采用本研究提出的钉连接荷载-位移模型赋予其力学属性，有限元分析主要验证钉连接荷载-位移模型在数值模拟中的可靠性。

以试件C7(板厚12.0 mm，钉边距25 mm)为例，钉连接受力初期和极限荷载时磷石膏面板与墙骨柱在钉孔附近的应力云图见图9。由图9可见，应力通过钉由面板传递至墙骨柱中，且在墙骨柱中的传递范围随着钉连接的失效逐步减小，直至钉节点破坏。磷石膏面板受拉损伤因子云图见图10，面板损伤位于钉孔左右两侧水平范围内，有限元模拟破坏形态与试验结果类似。节点荷载-位移曲线对比见图11，有限元模拟曲线与试验曲线基本接近，具有一定的计算精度。由此可见，磷石膏面板-墙骨柱钉连接荷载-位移模型能够应用于磷石膏面板轻型木结构的数值模拟和计算。