近年来，在欧洲和北美地区采用正交胶合木(cross-laminated timber，CLT)构建的木结构建筑正在被大力推广，并且开始部分取代钢筋混凝土和砖混结构建筑^[1]。CLT是一种由3层或3层以上实木锯材或结构用复合材通过垂直正交铺装，上下相邻层板间淋涂胶黏剂后压制而成的新型工程木质材料。垂直正交铺装的特点使得CLT木结构建筑突破了现代木结构建筑在层高上的限制，且其具有强重比大、尺寸稳定、保温隔热、双向力学性能优越、防火和抗震性能良好等优点^[2]。

目前，CLT建筑中最常见的建筑结构形式为平台式结构^[3]。在平台式结构中，CLT建筑中墙体-楼板、墙体-墙体和墙体-基础处连接节点性能是保证整体结构力学性能的关键^[4]。至今，国外学者在CLT连接节点性能和新型连接件开发方面做了许多研究，而国内对此研究相对较少。Uibel等^[5]通过对CLT销连接中销钉嵌入强度和推出强度的试验测试，给出了这些特征值的相关计算模型。Hossain等^[6]通过拟静力和循环加载试验发现自攻螺钉倾斜钉入对接紧固连接CLT面板会表现出优异的延性和良好的刚度性能。Matteo等^[7]通过对单个木螺钉连接CLT-钢板节点进行剪切试验发现得到的试验值和ETA-04的计算值最为接近。Tomasi等^[8]通过不同类型角钢连接CLT墙体-基础单节点试件的单调和低周往复试验表明：节点强度会随自攻螺钉数量增加，会随着螺钉长度的增加以及角钢上波纹的增加而增加。Gavric等^[9]通过对角钢连接墙体-楼板和墙体-基础连接节点试件的单调和低周往复试验来评估节点的强度、刚度、延性比、能量耗散和强度退化。在对单个节点研究的基础上，Pozza等^[10]通过往复循环试验开展了关于角钢连接整面CLT墙体抗侧力性能的研究。

然而，在CLT建筑中广泛采用的角钢和抗拔锚固件连接形式虽然拥有现场施工方便的优点，但存在无法工厂预制化，浪费CLT板材优良力学性能和节点防火性能相对较差的缺陷。针对这些不足，本研究参考胶合木梁柱节点连接体系的螺栓-钢插板连接形式，设计了一种T型连接件，通过木材包覆连接件，以期在提高节点耐火性能的同时充分发挥CLT自身的优良力学性能。本试验对角钢连接节点试件和不同螺栓直径的T型连接件节点试件进行单调加载试验，通过对比分析得出可供参考的结论。

1.   材料与方法

1.1   材料

本研究中采用的CLT层板树种为加拿大铁杉(Tsuga canadensis)，截面尺寸为152 mm×35 mm。CLT墙体和楼板含水率为12%~13%、平均气干密度0.490 g/cm³，尺寸均为300 mm(长)×300 mm(宽)×105 mm(厚)。

本试验所用的金属连接件有T型连接件和角钢两种，材质均为Q235钢，钢板厚均为3 mm。其中T型连接件为自行设计，角钢采用B31型角钢，两种金属连接件的具体尺寸如图 1所示。

图  1  金属连接件具体尺寸

单位：mm Unit: mm

Figure  1.  Specific size of metal connectors

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1.2   试件制备

将用于安装T型连接件的CLT墙体预开设槽孔，预开槽宽度为3.5 mm，深度为65 mm，预开孔直径为11和13 mm(用于穿插直径10和12 mm的螺栓)，以确保节点顺利安装。通过自攻螺钉将T型连接件和角钢分别紧固在CLT楼板上。角钢连接节点试件利用自攻螺钉将角钢与CLT墙体进行紧固连接；T型连接件节点试件则将T型连接件插入CLT墙体的预开槽中，最后再将螺栓穿入CLT墙体上的预开孔进行紧固连接。角钢连接节点试件和T型连接件节点试件的剖面图见图 2。

图  2  CLT墙体-楼板节点试件

单位：mm Unit: mm

Figure  2.  CLT wall-to-floor joint specimens

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本研究对1组CLT墙体-楼板角钢连接节点试件和2组CLT墙体-楼板T型连接件节点试件进行加载试验。各组试件参数见表 1。

表  1  各组试件参数

Table  1.  Specimen parameters of each group

组别编号 Group No.	试件个数 Specimen number	自攻螺钉 Tapping screw				螺栓 Bolt
		直径 Diameter/mm	长度 Length/mm	强度等级 Strength grade		直径 Diameter/mm	长度 Length/mm	强度等级 Strength grade
J	3	4	60	8.8
T10	4	4	60	8.8		10	130	8.8
T12	4	4	60	8.8		12	130	8.8
注：J代表角钢，T10代表螺栓直径为10 mm的T型连接件，T12代表螺栓直径为12 mm的T型连接件。Notes: J represents the angle bracket, T10 represents T connector with bolt diameters of 10 mm, and T12 represents T connector with bolt diameters of 12 mm.

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1.3   试验加载和制度

图 3为试验加载示意图。试验采用YHS229WG万能力学试验机进行单调加载，量程为100 kN。本试验参考EN 26891标准^[11]进行单调加载试验，试验加载速度为0.05 mm/s，当荷载下降至极限荷载的80%时，停止试验。

图  3  试验加载示意图

Figure  3.  Diagram of test loading

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2.   试验结果

2.1   破坏性状

通过试验发现，角钢组试件的试验现象十分相似。加载初期，试件发出噼啪响声，并随试验深入，响声逐渐增大，当荷载达到4 kN左右时木材发出劈裂声，CLT层面出现细微裂纹。当荷载达到极限荷载附近时，产生剧烈的声响，自攻螺钉头断裂并掉落，最终连接节点破坏。整个试验中，角钢连接件随荷载增加，扭曲变形程度增大。

在角钢连接节点的单调加载试验中，金属件的主要破坏模式为自攻螺钉塑性变形和断裂(图 4a)，角钢发生明显塑性变形(图 4b)；CLT的破坏程度较小，主要集中在自攻螺钉处木材压溃和撕裂(图 4c)；同时在角钢连接件边缘出现因角钢变形挤压而产生的木材压溃(图 4d)。

图  4  角钢组试件破坏模式

Figure  4.  Failure modes of angle bracket specimens

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对于T型连接件组试件，在加载初期，试件同样会发出噼啪响声，随着试验的进行，响声逐渐增大，并偶尔会伴随滑移的砰砰响声。当荷载达到16 kN左右时木材发出劈裂声，接着自攻螺钉开始变形，最后木材沿顺纹方向瞬间劈裂，荷载急剧下降，试件破坏。

在T型连接件节点的单调加载试验中，金属件的主要破坏性状为自攻螺钉塑性变形和断裂(图 5a)，T型连接件产生程度较小的凹陷变形(图 5b)和螺栓孔扩孔变形(图 5c)，而螺栓外观并无明显变化；CLT的破坏主要集中于CLT楼板上自攻螺钉钉入区域螺钉孔的扩孔(图 5d)、木材的撕裂(图 5e)和滚动剪切破坏(图 5f)。

图  5  T型连接件组试件的破坏模式

Figure  5.  Failure modes of T connector specimens

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2.2   荷载-位移曲线

本试验所得的各组试件的荷载-位移曲线如图 6所示。分析图 6中各组试件的荷载-位移曲线可以发现：(1)角钢组(J组)各试件的荷载-位移曲线在加载初期，位移0~12 mm的范围内重合度较高，表明试件初始刚度拥有较好的一致性。J组3个试件的荷载-位移曲线均在15 kN左右出现一定起伏，并随位移的增加，曲线波动增大。这是由于在加载过程中，随着荷载增加，螺钉孔处木材的撕裂破坏，握钉力有所减弱，加之角钢的变形，螺钉群受力不均匀，自攻螺钉逐步或逐个发生断裂。其中，J-1试件在试验中角钢变形嵌入木材，使得加载后期，出现较严重的木材压陷变形，从而减缓了角钢变形和自攻螺钉群受力差异性变大的速度，荷载没有急剧下降至峰值荷载的80%。(2)螺栓直径为10 mm的T型连接件组试件(T10组)中，T10组4个试件的荷载-位移曲线均在27 kN左右出现一定的起伏，并且随着位移的增加，曲线的波动小幅度增大。这是由于在加载过程中，螺钉因受力发生弯曲，从而对螺钉孔周围木材产生一个剪切力作用，由此，随着荷载的不断增大，螺钉对木材的剪切力增加，导致螺栓孔扩孔以及周围木材的撕裂破坏。在加载后期，荷载急剧下降至峰值荷载的80%，这是由于螺钉群中大部分螺钉同时断裂，试件破坏。(3)螺栓直径为12 mm的T型连接件组(T12组)中，T12-1、T12-3试件的曲线变化分析与破坏模式同T10组基本一致。而T12-3、T12-4试件在试验中发生了木材的滚动剪切破坏，节点的延性得到提高，在图 6c中表现为在加载后期荷载没有急剧下降至峰值荷载的80%。

图  6  各组试件荷载位移曲线

Figure  6.  Load-displacement curves for specimens

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3.   连接力学性能分析

依据特征值分析法^[12]，使用MATLAB、Origin和Excel计算得到各组试件节点的峰值荷载、初始刚度、延性系数和耗能。所得试验结果如表 2所示。

表  2  各试件的力学性能参数

Table  2.  Mechanic parameters of specimens

试件编号 Specimen No.	峰值荷载 Peak load/kN	初始刚度 Initial stiffness/(kN·mm-1)	延性系数 Ductility coefficient	耗能 Energy dissipation/(kN·mm)
J-1	11.06	0.47	5.94	536.73
J-2	12.73	0.70	2.86	276.64
J-3	12.70	0.62	1.54	236.05
T10-1	26.04	1.37	1.56	409.21
T10-2	30.38	1.69	1.50	595.18
T10-3	31.20	1.10	1.22	749.27
T10-4	28.14	1.39	1.15	467.33
T12-1	34.81	1.71	1.55	645.94
T12-2	34.89	1.84	1.23	533.80
T12-3	34.13	1.47	1.62	707.23
T12-4	27.19	1.30	1.90	662.16
注：试件J-1的试验结果偏差过大，因此对J组的各力学性能参数取平均值时将其剔除。Notes: the deviation of test results for specimen J-1 is oversized, so it is eliminated when calculating the mean value of each mechanical performance parameters for group J.

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3.1   峰值荷载

峰值荷载反映节点试件所能达到的最大节点承载力，各组别峰值荷载的平均值和标准差如表 3所示。

表  3  峰值荷载平均值

Table  3.  Mean value of maximum load

组别Group	J	T10	T12
峰值荷载Peak load/kN	12.72	28.94	32.76
标准差Standard deviation	0.02	2.01	3.23

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3.1.1   角钢试件与T型连接件试件的对比

由表 3可知：T10组的峰值荷载的平均值比J组高了127.5%，T12组比J组高了157.5%，T型连接件节点试件的峰值荷载与角钢节点试件相比均有明显提高。与角钢相比，采用T型连接件能够极大地提升节点的承载力，因此T型连接件可用于CLT墙体-楼板节点的连接。

结合其破坏模式的对比分析发现：T型连接件的变形程度远小于角钢的变形程度，其连接的CLT楼板则发生明显的滚动剪切破坏，并且在螺钉孔处有明显的扩孔和木材撕裂破坏。进一步说明了采用该连接件时，节点能更好地利用金属连接件和CLT的自身力学强度来提高节点整体的力学性能，从而使得T型连接件节点的承载能力远优于角钢连接的节点。

3.1.2   不同螺栓直径对T型连接件试件的影响

由表 3可以发现：当螺栓直径从10 mm增加到12 mm时，T型连接件试件的最大荷载提高了13.2%。由此可见，增加螺栓直径可适当提高T型连接件的连接强度。

3.2   初始刚度

节点试件的初始刚度是试件屈服荷载与屈服位移的比值，是节点性能的重要参数。各组别初始刚度的平均值和标准差如表 4所示。

表  4  初始刚度平均值

Table  4.  Average initial stiffness

组别Group	J	T10	T12
初始刚度 Initial stiffness/(kN·mm-1)	0.66	1.39	1.58
标准差 Standard deviation	0.04	0.21	0.21

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3.2.1   角钢试件与T型连接件试件的对比

由表 4可知：T10组的初始刚度比J组高了110.6%，T12组的初始刚度比J组高了139.4%。与角钢相比，采用T型连接件时，节点的初始刚度得到显著提高，拥有更好的抵抗弹性变形能力。

结合其破坏模式的对比分析发现：因T型连接件节点试件中T型连接件是预埋入CLT墙体中，使得节点受力时，CLT墙体减缓了连接件弯曲变形的速度，也使金属连接件和自攻螺钉受到相对更为对称且均匀的力，更为充分地利用了CLT墙体和自攻螺钉群的刚度。

3.2.2   不同螺栓直径对T型连接件试件的影响

由表 4可见：当螺栓直径从10 mm增加到12 mm时，T型连接件试件的初始刚度提高了13.7%。因此，增加螺栓直径可适当提高T型连接件的连接刚度。

3.3   延性系数

最终位移与降服点位移的比值即为延性系数。延性系数是抗震设计中评价结构性能的重要指标。延性系数越大，说明该结构达到最大承载力后，其承载力下降的越慢。各组别延性系数的平均值和标准差如表 5所示。

表  5  延性系数平均值

Table  5.  Average ductility coefficient

组别Group	J	T10	T12
延性系数Ductility coefficient	2.20	1.36	1.58
标准差Standard deviation	0.66	0.18	0.24

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3.3.1   角钢试件与T型连接件试件的对比

由表 5可见：T10组和T12组的延性系数均小于角钢试件的延性系数。其中，T10组的延性系数比J组降低了38.2%，T12组的延性系数比J组降低了28.2%。说明在相同情况下，当节点采用T型连接件时，其延性会有所降低。

结合其破坏模式的对比分析发现：当连接节点处采用T型连接件时，其延性会有所降低。这是由于在角钢节点试件中随着角钢件的扭曲加剧，促使角钢边缘部分陷入木材，对木材产生一个挤压作用，导致木材的压陷和压溃。木材的这种破坏形式也减缓了角钢的变形速度，从而减缓了自攻螺钉群因不均匀受力而发生逐个破坏的发展速度，在荷载-位移曲线上表现为荷载的逐步下降，最终提高了节点的延性。

3.3.2   不同螺栓直径对T型连接件试件的影响

由表 5可知：当螺栓直径从10 mm增加到12 mm时，T型连接件试件的延性系数提高了16.2%。随T型连接件螺栓直径在一定范围内的增加，T型连接件试件的延性系数有一定幅度的提高。

3.4   耗能

木结构的耗能能力是评价其抗震性能的一个重要指标，故节点的耗能能力是十分重要的数据。如果节点具有很大的耗能能力，那么在地震过程中，节点能够有效消耗地震的能量，使得结构不易发生严重的破坏。各组别耗能的平均值和标准差如表 6所示。

表  6  耗能平均值

Table  6.  Average energy dissipation

组别Group	J	T10	T12
耗能 Energy dissipation/(kN·mm)	256.35	555.25	637.28
标准差 Standard deviation	20.30	130.67	63.83

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3.4.1   角钢试件与T型连接件试件的对比

由表 6可见：T10组的耗能能力比J组高了116.6%，T12组的耗能比J组高了148.6%。可见T型连接件的节点试件的耗能能力比使用角钢的节点试件高，说明使用T型连接件的构造形式能够极大地提升节点的耗能能力。

综合分析，虽然使用角钢的节点试件具有较大的最终位移，延性性能优良，但是其最大荷载却远小于T型连接件试件的值，故综合荷载和位移的因素，其耗能较小。

3.4.2   不同螺栓直径对T型连接件试件的影响

由表 6可见：当螺栓直径从10 mm增加到12 mm时，T型连接件试件的耗能提高了14.8%。说明随T型连接件螺栓直径的增加，T型连接件试件的耗能能力可得到一定程度的提高。

4.   结论

本研究对不同组别的CLT墙体-楼板连接节点进行了单调加载试验，利用特征值分析法对试验所得曲线进行分析计算，求得了各节点试件的峰值荷载、初始刚度、延性系数和耗能。通过与CLT墙体-楼板角钢连接节点的对比，探究了T型连接件的可行性。随后通过螺栓直径变化的对比，探究了螺栓直径变化对T型连接节点的影响。经分析，最终得到如下结论：

(1) 本研究设计的T型连接件可用于CLT墙体和楼板的连接，并且相比角钢，采用T型连接件时，能极大地提升CLT墙体-楼板连接节点的力学性能特征值。其中，节点峰值荷载平均提高了142.5%，初始刚度平均提高了125.0%，耗能平均提高了132.6%。但节点的延性系数有所降低，下降了33.2%。

(2) 螺栓直径变化对CLT墙体-楼板T型连接节点的力学性能会产生一定影响。当T型连接件试件中的螺栓直径从10 mm变为12 mm，CLT墙体-楼板T型连接件节点的峰值荷载、初始刚度、延性系数和耗能均有一定幅度的提高。其中，节点峰值荷载提高了13.2%，初始刚度提高了13.7%，延性系数提高了16.2%，耗能提高了14.8%。

(3) 在本试验中，与角钢连接相比，T型连接件试件的木材破坏程度较高，金属件破坏程度较低。角钢组试件延性系数差异性大，主要是由于J-1试件在试验过程中角钢变形嵌入木材，通过对木材的压力作用而使其延性系数变大。同时，各组别中试件结果的略小差异性可能是由于CLT胶合强度不同、木材本身的差异性、环境温湿度变化等因素的影响。

针对本研究获得的研究结果，后期可对T型连接件进行优化设计，适度增加螺栓孔至连接件钢板边缘的距离以避免螺栓孔处钢板的断裂破坏，从而提高整个节点的力学性能。此外，本文只对CLT墙体-楼板T型连接件节点进行了单调加载试验，建议后期开展节点的低周往复试验，以更全面地了解节点在地震等荷载作用下力学性能的变化。