新型木建筑材料——交叉层积木介绍及其连接的试验研究

工程科学学报，第37卷，第11期：1504-1512,2015年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.11:1504-1512,November 2015 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2015.11.017:http://journals..ustb.edu.cn 新型木建筑材料一交叉层积木介绍及其连接的试 验研究 沈银澜l,2),牟在根)区，Johannes Schneider》,Siegfried F.Stiemer》 1)北京科技大学土木与环境工程学院，北京1000832)中国电子工程设计院，北京100840 3)英属哥伦比亚大学应用学院土木工程系，温哥华，B.C.V6T1Z4,加拿大 ☒通信作者，E-mail:zgmu@ces.usth.cdu.cm 摘要交叉层积木作为一种新型木建筑材料已经在北美地区推广开来，然而在我国还没有得到引进和推广.本文介绍了 这种新型材料的性能特点，总结其生产工艺、设计方法和研究进展，重点对交叉层积木七种半刚性连接的抗震性能进行试验 研究。研究表明：紧固件全部被拔出的失效模式为理想的延性破坏模式，滞回曲线表现出高度非线性、刚度退化、强度退化以 及捏拢现象.通过试验数据分析，给出了在延性和承载能力两方面最佳的连接. 关键词层积木结构：生产工艺：设计方法：连接；抗震性能：破坏模式 分类号TU398·.6 Introduction to a new engineered wood-based product -cross laminated timber and experimental study on cross laminated timber bracket connection SHEN Yin-lan'),MU Zai-gen,Johannes Schneider,Siegfried F.Stiemer 1)School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)China Electronics Engineering Design Institute,Beijing 100840,China 3)Department of Civil Engineering,Faculty of Applied Science,University of British Columbia,Vancouver,B.C.V6T 174,Canada Corresponding author,E-mail:zgmu@ces.ustb.edu.cn ABSTRACT Cross laminated timber (CLT),a new generation of engineered wood-based product,is gaining attention in the North American market,but it has not been introduced and spread in China yet.In the paper,the mechanical properties of CLT are intro- duced in details,and the production technology,design methods and research progress are summarized as well.What's more,an experimental study on CLT flexible connection in seismic performance is done.The results show that the failure with all fasteners pulled out is disclosed as an ideal ductility failure.Highly nonlinear,stiffness degradation,strength degradation and pinching are illustrated in the hysteresis curves of connection.An excellent connector in ductility and load capacity is presented by test data analy- sis. KEY WORDS laminated timber structures:production technology:design methods:connection:seismic performance:failure modes 交叉层积木(cross laminated timber,简称CLT或X- 一.由于其较高的强度和耐火性，稳定的形状和尺寸， lam)是20世纪90年代初起源于瑞典的新型木建筑材良好的保温性能，精确的数控切割和快速的装配式安 料四，现在已经成为欧洲和北美发展最快的人造板材之 装，故可直接代替混凝土作为重型木建筑的外墙、楼板 收稿日期：2014-08-09 基金项目：教育部联合培养研究生基金资助项目(20110901)：国家自然科学基金资助项目(51578064)

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期: 1504--1512，2015 年 11 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 11: 1504--1512，November 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 11． 017; http: / /journals． ustb． edu． cn 新型木建筑材料———交叉层积木介绍及其连接的试 验研究 沈银澜1，2) ，牟在根1) ，Johannes Schneider3) ，Siegfried F． Stiemer3) 1) 北京科技大学土木与环境工程学院，北京 100083 2) 中国电子工程设计院，北京 100840 3) 英属哥伦比亚大学应用学院土木工程系，温哥华，B． C． V6T 1Z4，加拿大  通信作者，E-mail: zgmu@ ces． ustb． edu． cn 摘 要 交叉层积木作为一种新型木建筑材料已经在北美地区推广开来，然而在我国还没有得到引进和推广． 本文介绍了 这种新型材料的性能特点，总结其生产工艺、设计方法和研究进展，重点对交叉层积木七种半刚性连接的抗震性能进行试验 研究． 研究表明: 紧固件全部被拔出的失效模式为理想的延性破坏模式，滞回曲线表现出高度非线性、刚度退化、强度退化以 及捏拢现象． 通过试验数据分析，给出了在延性和承载能力两方面最佳的连接． 关键词 层积木结构; 生产工艺; 设计方法; 连接; 抗震性能; 破坏模式 分类号 TU398 + . 6 Introduction to a new engineered wood-based product — cross laminated timber and experimental study on cross laminated timber bracket connection SHEN Yin-lan1，2) ，MU Zai-gen1)  ，Johannes Schneider3) ，Siegfried F． Stiemer3) 1) School of Civil and Environmental Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) China Electronics Engineering Design Institute，Beijing 100840，China 3) Department of Civil Engineering，Faculty of Applied Science，University of British Columbia，Vancouver，B． C． V6T 1Z4，Canada  Corresponding author，E-mail: zgmu@ ces． ustb． edu． cn ABSTＲACT Cross laminated timber ( CLT) ，a new generation of engineered wood-based product，is gaining attention in the North American market，but it has not been introduced and spread in China yet． In the paper，the mechanical properties of CLT are intro￾duced in details，and the production technology，design methods and research progress are summarized as well． What’s more，an experimental study on CLT flexible connection in seismic performance is done． The results show that the failure with all fasteners pulled out is disclosed as an ideal ductility failure． Highly nonlinear，stiffness degradation，strength degradation and pinching are illustrated in the hysteresis curves of connection． An excellent connector in ductility and load capacity is presented by test data analy￾sis． KEY WOＲDS laminated timber structures; production technology; design methods; connection; seismic performance; failure modes 收稿日期: 2014--08--09 基金项目: 教育部联合培养研究生基金资助项目( 20110901) ; 国家自然科学基金资助项目( 51578064) 交叉层积木( cross laminated timber，简称 CLT 或 X￾lam) 是 20 世纪 90 年代初起源于瑞典的新型木建筑材 料［1］，现在已经成为欧洲和北美发展最快的人造板材之 一． 由于其较高的强度和耐火性，稳定的形状和尺寸， 良好的保温性能，精确的数控切割和快速的装配式安 装，故可直接代替混凝土作为重型木建筑的外墙、楼板

沈银澜等：新型木建筑材料一交叉层积木介绍及其连接的试验研究 ·1505· 和屋顶.到目前为止，该建筑材料的低层住宅已经在欧 性连接的伪静力试验基础上，对连接在单调加载和循 洲盛行，在英国和澳大利亚分别建成了8层和9层交叉 环往返加载下的破坏形式、骨架曲线、位移延性等进行 层积木写字楼-.研究表明：建于伦敦的9层交叉层 了较系统的研究. 积材写字楼Stadthaus,4个木匠利用22个星期完成施 1 工，比相同情况的混凝土结构节省30%的时间0 交叉层积材在国外的研究 北美地区为引进该种材料开始对其力学性能、防 交叉层积木是杉木板材条正交叠放胶合挤压成的 火性能等进行研究.2012年，美国国家标准学会颁布 奇数层实木板材，厚度在50~600mm之间，层数为3 了交叉层压木额定性能标准阿，加拿大国家林业技术 ~9,可以定制，如图1所示.交叉层积木作为各向异 研究院与英属哥伦比亚大学合作进行了一系列交叉层 性材料，主要有三个受力方向，面外垂直板平面方向， 积木墙板试验，获得了第一手试验资料，并发行了交叉 面内主强度方向和面内次强度方向.主强度方向是平 层积木设计手册，积极推广其在北美市场的发展切 行于外层顺纹方向，次强度方向是垂直于外层顺纹方 2006年Ceccotti等s基于三层交叉层积木建筑的足 向，如图2所示.交叉层积木板的主要的面内承载力 尺振动台试验和欧洲规范(Eurocode8)a研究了该结 方向是外层纹理方向回 构的强度、变形和耗能能力，并评估了地震性能系数， 不小于1.43.2007年，一座七层的交叉层积木建筑的 足尺振动台试验在日本Mki进行，记录了14次连续 地震事件（震级7.2，加速度值从0.8g到1.2g)四，该 建筑并没有发生破坏，展现出很好的延性和耗能能力. Dujic等U采用SAP2000对上述试验进行了动力反应 图1交叉层积材的构造 预测，并对试验结果进行校正，指出机械紧固件超强的 Fig.1 Configuration of CLT 耗能能力和交叉层积木的自定心能力使得结构在地震 中表现良好. 次强度方向 木结构中连接多为半刚性连接，在抗震中起着协 调变形和耗能的重要作用.目前，国外对交叉层积木 的研究主要是对整体结构的试验研究或宏观简化模拟 预测，对于节点连接的研究较少.在我国，交叉层积木 主强度方向 还是一个陌生的领域，目前尚未开始系统的研究工作， 图2交叉层积材的各向异性 也少有文献提及.交叉层积木与基础的连接必须满足 Fig.2 Anisotropy of CLT 一些基本要求：有足够强度抵抗侧向和竖向荷载：是半 刚性连接，可以协调基础与木材之间的变形和受力，可 1.1交叉层积木性能比较 以在地震中耗散能量；在木材发生脆性破坏之前连接 中低层住宅中常用的填充墙材料有页岩模数多孔 能首先发生屈服网：必须易于组装、生产、安装以及有 砖、轻型混凝土、生土填充墙等.表1对比了传统填充 较好的防火性能) 墙材料与三层交叉层积木墙板的材料性能，发现交叉 鉴于此，本文基于在英属哥伦比亚大学参与的交 层积木墙板密度最小，只有500kg·m3,是传统墙体材 叉层积木课题，介绍了交叉层积木的性能和制造工艺， 料1/4~1/2，传统材料较大的密度也限制了其在高层 为引进该材料提供参考依据：总结了常用的三种交叉 中的应用.在保温性能上，交叉层积木墙板的热阻达 层积木楼板的设计方法，分析了其适用性，可供国内设 到了8.333m2·KW,而页岩模数多孔砖、轻型混凝土 计人员参考：在本课题组完成的多种交叉层积木半刚 和生土填充墙的热阻系数均小于1.在填充墙厚度上， 表1传统填充墙材料与交叉层积木墙板的性能比较 Table 1 Property comparison of conventional infill wall materials and CLT wall 材料 密度/(kgm3) 热阻/(m2.KW1) 墙体厚度/mm 抗压强度IMPa 弹性模量/MPa 强重比 页岩模数多孔砖陶 1200 0.800 90 6.27 13060 0.533 轻型混凝土填充墙的 2000 0.613 90 27 32000 1.38 交叉层积木墙板 500 8.333 9 11.8 7700 2.41 生土填充培 2200 0.700 150 4 55.77 0.186

沈银澜等: 新型木建筑材料———交叉层积木介绍及其连接的试验研究 和屋顶． 到目前为止，该建筑材料的低层住宅已经在欧 洲盛行，在英国和澳大利亚分别建成了 8 层和 9 层交叉 层积木写字楼［2--5］． 研究表明: 建于伦敦的 9 层交叉层 积材写字楼 Stadthaus，4 个木匠利用 22 个星期完成施 工，比相同情况的混凝土结构节省 30% 的时间［1］． 北美地区为引进该种材料开始对其力学性能、防 火性能等进行研究． 2012 年，美国国家标准学会颁布 了交叉层压木额定性能标准［6］，加拿大国家林业技术 研究院与英属哥伦比亚大学合作进行了一系列交叉层 积木墙板试验，获得了第一手试验资料，并发行了交叉 层积木设计手册，积极推广其在北美市场的发展［7］． 2006 年 Ceccotti 等［8--9］基于三层交叉层积木建筑的足 尺振动台试验和欧洲规范( Eurocode 8) ［10］研究了该结 构的强度、变形和耗能能力，并评估了地震性能系数， 不小于 1. 43． 2007 年，一座七层的交叉层积木建筑的 足尺振动台试验在日本 Miki 进行，记录了 14 次连续 地震事件( 震级 7. 2，加速度值从 0. 8 g 到 1. 2 g) ［11］，该 建筑并没有发生破坏，展现出很好的延性和耗能能力． Dujic 等［11］采用 SAP2000 对上述试验进行了动力反应 预测，并对试验结果进行校正，指出机械紧固件超强的 耗能能力和交叉层积木的自定心能力使得结构在地震 中表现良好． 木结构中连接多为半刚性连接，在抗震中起着协 调变形和耗能的重要作用． 目前，国外对交叉层积木 的研究主要是对整体结构的试验研究或宏观简化模拟 预测，对于节点连接的研究较少． 在我国，交叉层积木 还是一个陌生的领域，目前尚未开始系统的研究工作， 也少有文献提及． 交叉层积木与基础的连接必须满足 一些基本要求: 有足够强度抵抗侧向和竖向荷载; 是半 刚性连接，可以协调基础与木材之间的变形和受力，可 以在地震中耗散能量; 在木材发生脆性破坏之前连接 能首先发生屈服［12］; 必须易于组装、生产、安装以及有 较好的防火性能［13］． 鉴于此，本文基于在英属哥伦比亚大学参与的交 叉层积木课题，介绍了交叉层积木的性能和制造工艺， 为引进该材料提供参考依据; 总结了常用的三种交叉 层积木楼板的设计方法，分析了其适用性，可供国内设 计人员参考; 在本课题组完成的多种交叉层积木半刚 性连接的伪静力试验基础上，对连接在单调加载和循 环往返加载下的破坏形式、骨架曲线、位移延性等进行 了较系统的研究． 1 交叉层积材在国外的研究 交叉层积木是杉木板材条正交叠放胶合挤压成的 奇数层实木板材，厚度在 50 ～ 600 mm 之间，层数为 3 ～ 9，可以定制，如图 1 所示． 交叉层积木作为各向异 性材料，主要有三个受力方向，面外垂直板平面方向， 面内主强度方向和面内次强度方向． 主强度方向是平 行于外层顺纹方向，次强度方向是垂直于外层顺纹方 向，如图 2 所示． 交叉层积木板的主要的面内承载力 方向是外层纹理方向［9］． 图 1 交叉层积材的构造 Fig． 1 Configuration of CLT 图 2 交叉层积材的各向异性 Fig． 2 Anisotropy of CLT 1. 1 交叉层积木性能比较 中低层住宅中常用的填充墙材料有页岩模数多孔 砖、轻型混凝土、生土填充墙等． 表 1 对比了传统填充 墙材料与三层交叉层积木墙板的材料性能，发现交叉 层积木墙板密度最小，只有 500 kg·m － 3，是传统墙体材 料 1 /4 ～ 1 /2，传统材料较大的密度也限制了其在高层 中的应用． 在保温性能上，交叉层积木墙板的热阻达 到了 8. 333 m2 ·K·W1 ，而页岩模数多孔砖、轻型混凝土 和生土填充墙的热阻系数均小于 1． 在填充墙厚度上， 表 1 传统填充墙材料与交叉层积木墙板的性能比较 Table 1 Property comparison of conventional infill wall materials and CLT wall 材料 密度/( kg·m － 3 ) 热阻/( m2 ·K·W － 1 ) 墙体厚度/mm 抗压强度/MPa 弹性模量/MPa 强重比 页岩模数多孔砖［14］ 1200 0. 800 90 6. 27 13060 0. 533 轻型混凝土填充墙［15］ 2000 0. 613 90 27 32000 1. 38 交叉层积木墙板 500 8. 333 93 11. 8 7700 2. 41 生土填充墙［16］ 2200 0. 700 150 4 55. 77 0. 186 · 5051 ·

·1506· 工程科学学报，第37卷，第11期 前三者相同为90mm左右，生土填充墙的厚度偏厚为 原木板被烘干至湿度为12%±2%，防止形状变化和 l50mm.在抗压强度方面，轻型混凝土填充墙为 表面裂缝，采用削剪或指接木的方法获得理想的长度 27MPa;次之为交叉层积木填充墙，为1l.8MPa:最小 和质量：(2)交错铺设交叉层积木板，用聚氨酯黏结剂 是生土填充墙，只有4MPa.轻型混凝土填充墙具有较 粘接木条的面和边，再经液压、真空压或压缩空气压处 高的弹性模量和抗压强度，但是较强的抗压强度和弹 理使其变成均匀粘接牢固的木板，采用平刨磨砂获得 性模量经常会导致其墙板的脆性开裂，延性减少，耗能 光滑表面：(3)采用计算机数控机床精确切割窗户、 能力劣化.交叉层积木由于其特殊的加工工艺，有效 门、楼梯或其他构件：(4)包装运输至施工现场：(5)采 缩小了自身的收缩和膨润变形，增强了形状和尺寸的 用吊车吊装以及连接件进行现场安装.其加工工艺与 稳定性.此外，其强度较高，强重比大(2.41)，重量轻， 安装示意图如图3所示 使其具有较好的抗震性能 在欧洲采用三种估算交叉层积木板或梁的面外刚 1.2交叉层积木制造工艺以及设计方法 度和强度的方法：复合理论（简称k法）叼、机械梁理 交叉层积木的制作安装工艺分为五个步骤：(1) 论（简称α法）网和剪力类比理论阿 交叉层积木 交叉层积木 木条制作 板的组装 板的切割 包装运输 螺丝钉连接 交叉层积木 交叉层积术 的现场安装 的现场吊装 金属件连接 图3交叉层积木的加工与安装 Fig.3 Fabrication and installation of CLT 复合理论基于每一单层交叉层积木板的强度和刚 两个梁的弯曲刚度和剪切刚度以获得整个截面的结 度，考虑中间层垂直方向的影响，通过计算不同加载方 果.该方法不但考虑了剪切变形，而且不受层数、厚度 向的复合系数来折算出多层正交叠加后的刚度和强 和弹性模量的限制 度刀，该复合理论只能考虑相同厚度相同弹性模量的 2 交叉层积木连接试验设计 交叉层积木层，不能考虑受弯构件各层的受剪变形，因 此只能用于大的跨高比（通常大于30）的交叉层积木 本论文的连接采用金属连接件和紧固件来协调变 构件。 形和耗散能量，其刚度和承载能力很大程度上取决于 机械梁理论考虑了平行层（与加载方向平行）的 连接件和紧固件的类型及数量，因此需要通过试验获 刚度贡献以及垂直层（与加载方向平行）的滚切变形 得两者的最佳配比，研究不同连接组合在顺纹方向和 影响图，可以计算不同层厚度和不同弹性模量的交叉 横纹方向的力学性能 层积木层，但是忽略了平行层的剪切变形，只适用于相 2.1试件设计 对大的跨高比交叉层积木板 连接试件包括三个构件：金属连接件、紧固件和交 Kreuzinger网提出的剪力类比理论是目前公认的 叉层积木试块 最准确的方法.该方法将多层的交叉层积木截面分成 连接试验中三种金属连接件：连接件A(Winkelv-- 两个虚拟梁A和B,用无限刚度的腹板构件连接，以协 erbinder90×48×3.0×116),连接件B(BMF- 调其变形.梁A代表所有各层基于各自的中性轴的弯 Winkelverbinder 105)和连接件C（AKRl35LGB- 曲强度的总和，梁B代表了Steiner点的弯曲刚度和交 Winkelverbinder),如图4所示.由SIMPSON StrongTie 叉层积木板的剪切刚度和所有连接的弯曲刚度.叠加 公司生产，其材料为高强镀铝锌钢的材质S250GD+

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期 前三者相同为 90 mm 左右，生土填充墙的厚度偏厚为 150 mm． 在 抗 压 强 度 方 面，轻 型 混 凝 土 填 充 墙 为 27 MPa; 次之为交叉层积木填充墙，为 11. 8 MPa; 最小 是生土填充墙，只有 4 MPa． 轻型混凝土填充墙具有较 高的弹性模量和抗压强度，但是较强的抗压强度和弹 性模量经常会导致其墙板的脆性开裂，延性减少，耗能 能力劣化． 交叉层积木由于其特殊的加工工艺，有效 缩小了自身的收缩和膨润变形，增强了形状和尺寸的 稳定性． 此外，其强度较高，强重比大( 2. 41) ，重量轻， 使其具有较好的抗震性能． 1. 2 交叉层积木制造工艺以及设计方法 交叉层积木的制作安装工艺分为五个步骤: ( 1) 原木板被烘干至湿度为 12% ± 2% ，防止形状变化和 表面裂缝，采用削剪或指接木的方法获得理想的长度 和质量; ( 2) 交错铺设交叉层积木板，用聚氨酯黏结剂 粘接木条的面和边，再经液压、真空压或压缩空气压处 理使其变成均匀粘接牢固的木板，采用平刨磨砂获得 光滑表面; ( 3) 采用计算机数控机床精确切割窗户、 门、楼梯或其他构件; ( 4) 包装运输至施工现场; ( 5) 采 用吊车吊装以及连接件进行现场安装． 其加工工艺与 安装示意图如图 3 所示． 在欧洲采用三种估算交叉层积木板或梁的面外刚 度和强度的方法: 复合理论( 简称 k 法) ［17］、机械梁理 论( 简称 α 法) ［18］和剪力类比理论［19］． 图 3 交叉层积木的加工与安装 Fig． 3 Fabrication and installation of CLT 复合理论基于每一单层交叉层积木板的强度和刚 度，考虑中间层垂直方向的影响，通过计算不同加载方 向的复合系数来折算出多层正交叠加后的刚度和强 度［17］，该复合理论只能考虑相同厚度相同弹性模量的 交叉层积木层，不能考虑受弯构件各层的受剪变形，因 此只能用于大的跨高比( 通常大于 30) 的交叉层积木 构件． 机械梁理论考虑了平行层( 与加载方向平行) 的 刚度贡献以及垂直层( 与加载方向平行) 的滚切变形 影响［18］，可以计算不同层厚度和不同弹性模量的交叉 层积木层，但是忽略了平行层的剪切变形，只适用于相 对大的跨高比交叉层积木板． Kreuzinger［19］提出的剪力类比理论是目前公认的 最准确的方法． 该方法将多层的交叉层积木截面分成 两个虚拟梁 A 和 B，用无限刚度的腹板构件连接，以协 调其变形． 梁 A 代表所有各层基于各自的中性轴的弯 曲强度的总和，梁 B 代表了 Steiner 点的弯曲刚度和交 叉层积木板的剪切刚度和所有连接的弯曲刚度． 叠加 两个梁的弯曲刚度和剪切刚度以获得整个截面的结 果． 该方法不但考虑了剪切变形，而且不受层数、厚度 和弹性模量的限制． 2 交叉层积木连接试验设计 本论文的连接采用金属连接件和紧固件来协调变 形和耗散能量，其刚度和承载能力很大程度上取决于 连接件和紧固件的类型及数量，因此需要通过试验获 得两者的最佳配比，研究不同连接组合在顺纹方向和 横纹方向的力学性能． 2. 1 试件设计 连接试件包括三个构件: 金属连接件、紧固件和交 叉层积木试块． 连接试验中三种金属连接件: 连接件 A ( Winkelv￾erbinder 90 × 48 × 3. 0 × 116 ) ，连 接 件 B ( BMF￾Winkelverbinder 105 ) 和 连 接 件 C ( AKＲ135LG-B￾Winkelverbinder) ，如图 4 所示． 由 SIMPSON StrongTie 公司生产，其材料为高强镀铝锌钢的材质 S250GD + · 6051 ·

沈银澜等：新型木建筑材料一交叉层积木介绍及其连接的试验研究 ·1507· Z275,屈服强度为250MPa,抗拉强度为330MPa.典型 为4×70mm,其钉身直径为2.8mm,钉身长70mm,见 的连接件连接是一边附着在试块上，另一边通过螺栓 图5 锚固在基础平台上.连接件A提供了3个M12的锚固 螺栓孔，B提供了3个M10的锚固螺栓孔，C提供了1 个M12的锚固螺栓长圆孔和1个M10的螺栓孔. (e) 图5紧固件.(a)螺旋钉16d×3⅓：(b)螺丝钉5×90mm:(c) 螺丝钉4×70mm Fig.5 Fasteners:(a）spiral nails 16d×3⅓"：(b)screws5×90 mm;(c)screws4×70mm 图4连接件.(a)A:(b)B:(c)C Fig.4 Bracket connectors:(a)A:(b)B:(c)C 采用KLH公司生产的94mm三层厚的交叉层积 木板(30mm-34mm-30mm),等级为E3,其参数如 紧固件的选择基于延性和握裹力考虑，采用三种 表2.由于交叉层积木是各向异性的材料，要分别进行 紧固件：(1)螺旋钉16d×3”,其钉身直径为 顺纹方向和横纹方向的连接试验.顺纹试验试块尺寸 3.8mm,钉身长89mm;(2)螺丝钉型号为5×90mm, 为180mm×380mm×94mm,横纹试验试块尺寸为 其钉身直径为3.5mm,钉身长90mm:(3)螺丝钉型号 250mm×380mm×94mm. 表2交叉层积木3的力学性能回 Table 2 Mechanical properties of CLT Grade E3 顺纹弯曲应力， 顺纹弹性模量， 顺纹拉应力， 顺纹压应力， 顺纹剪应力， 顺纹滚剪应力， 方向 f,/MPa E/MPa f/MPa f/MPa 天IMPa f./MPa 主强度方向 17.4 8300 6.7 15.1 1.3 0.43 次强度方向 4.5 6500 2.0 5.2 1.3 0.43 2.2试验装置 试验机NSTRON8802,最大轴向载荷为250kN,总行 本试验是在英属哥伦比亚大学应用学院材料实验 程为150mm.连接试验装置如图6所示. 室完成，所用仪器为全数字化控制电液伺服疲劳材料 图6连接试验装置.()顺纹方向试验连接：(b)横纹方向连接试验 Fig.6 Connection devices:(a)connection device parallel to the grain direction:(b)connection device perpendicular to the grain direction 试样准备工作是事先在试块上精确定位螺栓孔位 定在基础工作台上，基础工作台连接试验机的加载器， 置，进行打孔，然后安装试样于试验机上，4个为"的螺 实现竖向位移控制，见图6(a).由于金属件连接是单 栓贯穿于试块打好的螺栓孔和厚25mm的钢夹板，依 边连接，并非轴心受力，为避免试件弯曲，在试块背面 靠螺栓对试件和钢夹板产生的挤压力和剪力固定试块 安置滚筒，提供侧向抵抗力同时又不影响试块的竖向 上端于试验机上夹头，如图6()所示.厚40mm的钢运动.通过悬钉法测量连接和钢板工作台之间的相对 板作为基础平台固定于下夹头·在顺纹试验中，金属 位移.横纹试验中，金属连接件一端通过紧固件固定 件和紧固件一端连接于试块下端，另一端通过锚栓固 于试块上，另一端通过锚栓固定在厚25mm的竖向钢

沈银澜等: 新型木建筑材料———交叉层积木介绍及其连接的试验研究 Z275，屈服强度为 250 MPa，抗拉强度为 330 MPa． 典型 的连接件连接是一边附着在试块上，另一边通过螺栓 锚固在基础平台上． 连接件 A 提供了 3 个 M12 的锚固 螺栓孔，B 提供了 3 个 M10 的锚固螺栓孔，C 提供了 1 个 M12 的锚固螺栓长圆孔和 1 个 M10 的螺栓孔． 图 4 连接件． ( a) A; ( b) B; ( c) C Fig． 4 Bracket connectors: ( a) A; ( b) B; ( c) C 紧固件的选择基于延性和握裹力考虑，采用三种 紧固 件: ( 1 ) 螺 旋 钉 16d × 3 ″，其 钉 身 直 径 为 3. 8 mm，钉身长 89 mm; ( 2) 螺丝钉型号为 5 × 90 mm， 其钉身直径为 3. 5 mm，钉身长 90 mm; ( 3) 螺丝钉型号 为 4 × 70 mm，其钉身直径为 2. 8 mm，钉身长 70 mm，见 图 5． 图 5 紧固件． ( a) 螺旋钉 16d × 3″; ( b) 螺丝钉 5 × 90 mm; ( c) 螺丝钉 4 × 70 mm Fig． 5 Fasteners: ( a) spiral nails 16d × 3″; ( b) screws 5 × 90 mm; ( c) screws 4 × 70 mm 采用 KLH 公司生产的 94 mm 三层厚的交叉层积 木板( 30 mm--34 mm--30 mm) ，等级为 E3，其参数 如 表 2． 由于交叉层积木是各向异性的材料，要分别进行 顺纹方向和横纹方向的连接试验． 顺纹试验试块尺寸 为 180 mm × 380 mm × 94 mm，横 纹 试 验 试 块 尺 寸 为 250 mm × 380 mm × 94 mm． 表 2 交叉层积木 E3 的力学性能［6］ Table 2 Mechanical properties of CLT Grade E3 方向 顺纹弯曲应力， fb /MPa 顺纹弹性模量， E/MPa 顺纹拉应力， ft /MPa 顺纹压应力， fc /MPa 顺纹剪应力， fv /MPa 顺纹滚剪应力， fs /MPa 主强度方向 17. 4 8300 6. 7 15. 1 1. 3 0. 43 次强度方向 4. 5 6500 2. 0 5. 2 1. 3 0. 43 2. 2 试验装置 本试验是在英属哥伦比亚大学应用学院材料实验 室完成，所用仪器为全数字化控制电液伺服疲劳材料 试验机 INSTＲON8802，最大轴向载荷为 250 kN，总行 程为 150 mm． 连接试验装置如图 6 所示． 图 6 连接试验装置． ( a) 顺纹方向试验连接; ( b) 横纹方向连接试验 Fig． 6 Connection devices: ( a) connection device parallel to the grain direction; ( b) connection device perpendicular to the grain direction 试样准备工作是事先在试块上精确定位螺栓孔位 置，进行打孔，然后安装试样于试验机上，4 个$的螺 栓贯穿于试块打好的螺栓孔和厚 25 mm 的钢夹板，依 靠螺栓对试件和钢夹板产生的挤压力和剪力固定试块 上端于试验机上夹头，如图 6( a) 所示． 厚 40 mm 的钢 板作为基础平台固定于下夹头． 在顺纹试验中，金属 件和紧固件一端连接于试块下端，另一端通过锚栓固 定在基础工作台上，基础工作台连接试验机的加载器， 实现竖向位移控制，见图 6( a) ． 由于金属件连接是单 边连接，并非轴心受力，为避免试件弯曲，在试块背面 安置滚筒，提供侧向抵抗力同时又不影响试块的竖向 运动． 通过悬钉法测量连接和钢板工作台之间的相对 位移． 横纹试验中，金属连接件一端通过紧固件固定 于试块上，另一端通过锚栓固定在厚 25 mm 的竖向钢 · 7051 ·

·1508 工程科学学报，第37卷，第11期 板上，竖向钢板刚接于基础平台上，如图6(b)所示. 载速度采取6.35mm·minl,循环往返加载速度采取 同样在试块背面设置滚筒，试件两端用U型钢来防止 2.54mms.单调加载通过试验机控制位移加载，循 面外翘曲.传感器通过悬钉测量法记录连接和钢板工 环往返加载通过电脑控制试验机进行位移加载.在顺 作台之间的相对位移 纹方向和横纹方向的加载模式见图7(a)和图7(b). 2.3加载制度 表3ASTM-CUREE加载模式列表 常用于木结构加载模式有SPD加载模式m、FCC Table 3 Details of ASTM-CUREE cyelic protocol 加载模式u、IS0加载模式P网、CEN加载模式网以及 模式 加载步骤 最少加载环数量 初始环幅值△ ASTM-CUREE加载方式Pm等.但是SPD和FCC的加 6 0.05 载模式制造了大量的滞回环对连接产生疲劳破坏 7 0.075 CEN加载模式虽有较少的滞回环但是在试验一开始 7 0.1 非常大的幅值在节点处产生了不可恢复的损伤：S0 4 0.2 加载模式代表结构大震后的破坏，而ASTM-CUREE的 5 4 0.3 加载模式代表在常见地震下木结构的破坏模式，与现 6 3 0.4 实地震行为最为一致，因此采用该种加载模式。该种 加载模式基于每一种百分比的幅值进行主循环加载， 7 3 0.7 之后伴随75%的附属循环加载.参考幅值定义为单调 8 3 1.0 加载下结构或构件的极限位移△。，其加载模式参见 9 3 1.2 表3 10 3 1.4 根据ASTM的循环往返加载试验标准0，单调加 11 3 1.6 200 200 a .6 b 1.6 1. 10 100 10 .7 .050.0750.1 020304 0.050.0750.1 0.20304 0 -100 -100 平行于外层纹理方向 垂直于外层纹理方向 -200 -200 10 2030 40 50 10 2030 40 50 循环次数 循环次数 图7加载模式.(a)平行于外层纹理的CUREE加载模式：(b)垂直于外层纹理的CUREE加载模式 Fig.7 Loading protocol:(a)CUREE loading protocol parallel to the grain direction:(b)CUREE loading protocol perpendicular to the grain direction 2.4主要测试内容 不足以固定紧固件于木材中，最终导致紧固件被拉出 主要测试内容：单调加载下顺纹方向和横纹方向 的破坏，这种失效是一种延性破坏.失效(b)是由于紧 的位移一承载能力曲线：循环往返加载试验顺纹方向 固件过多，金属件强度不足导致连接件的受拉破坏，这 和横纹方向的位移一承载能力曲线 种破坏是一种脆性破坏应予以避免.失效（©）是由于 金属件固定在试块下端的位置过低，导致试块边部拉 3主要试验结果及分析 穿，该种破坏也是一种脆性破坏.失效(d)是由于金属 3.1连接试验失效模式分析 件横纹方向刚度不足，不足以带动紧固件群作集体运 通过一些初始的试验来决定紧固件数量和金属连 动，导致连接件的弯曲扭转，其翘曲应力将导致锚固部 接件之间的匹配.试验发现，有以下的失效模式，如 分的螺纹破坏，这种破坏是连接件本身的延性破坏，紧 图8所示. 固件并没有发生作用.失效(e)是由于锚固部分强度 失效(a)是紧固件嵌入试块中，初始阶段连接件 不足导致螺栓的受拉脆性破坏.失效(b)~(e)应尽 对紧固件产生拉剪作用，带动紧固件在木材中做可恢 量避免，理想的延性破坏即模式(a)是紧固件全部被 复的弹性运动：随着加载位移变大，紧固件和木材产生 拔出而不是金属连接件本身的破坏.在测试不同金属 挤压脱离的相互作用，产生塑形变形，其空隙逐渐增 连接件和不同数量种类的紧固件组合之后，发现最适 大：继续加载至一定水平，两者之间的握裹力和摩擦力 合的连接组合基本属于失效(a)的组合，如表4所示

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期 板上，竖向钢板刚接于基础平台上，如图 6 ( b) 所示． 同样在试块背面设置滚筒，试件两端用 U 型钢来防止 面外翘曲． 传感器通过悬钉测量法记录连接和钢板工 作台之间的相对位移． 2. 3 加载制度 常用于木结构加载模式有 SPD 加载模式［20］、FCC 加载模式［21］、ISO 加载模式［20］、CEN 加载模式［22］以及 ASTM-CUＲEE 加载方式［20］等． 但是 SPD 和 FCC 的加 载模式制造了大量的滞回环对连接产生疲劳破坏; CEN 加载模式虽有较少的滞回环但是在试验一开始 非常大的幅值在节点处产生了不可恢复的损伤; ISO 加载模式代表结构大震后的破坏，而 ASTM-CUＲEE 的 加载模式代表在常见地震下木结构的破坏模式，与现 实地震行为最为一致，因此采用该种加载模式． 该种 加载模式基于每一种百分比的幅值进行主循环加载， 之后伴随 75% 的附属循环加载． 参考幅值定义为单调 加载下结构或构件的极限位移 Δm，其加载模式参见 表 3． 根据 ASTM 的循环往返加载试验标准［20］，单调加 载速度采取 6. 35 mm·min － 1，循环往返加载速度采取 2. 54 mm·s － 1 ． 单调加载通过试验机控制位移加载，循 环往返加载通过电脑控制试验机进行位移加载． 在顺 纹方向和横纹方向的加载模式见图 7( a) 和图 7( b) ． 表 3 ASTM-CUＲEE 加载模式列表 Table 3 Details of ASTM-CUＲEE cyclic protocol 模式 加载步骤 最少加载环数量 初始环幅值/Δm 1 1 6 0. 05 2 2 7 0. 075 3 7 0. 1 3 4 4 0. 2 5 4 0. 3 6 3 0. 4 7 3 0. 7 4 8 3 1. 0 9 3 1. 2 10 3 1. 4 11 3 1. 6 图 7 加载模式． ( a) 平行于外层纹理的 CUＲEE 加载模式; ( b) 垂直于外层纹理的 CUＲEE 加载模式 Fig． 7 Loading protocol: ( a) CUＲEE loading protocol parallel to the grain direction; ( b) CUＲEE loading protocol perpendicular to the grain direction 2. 4 主要测试内容 主要测试内容: 单调加载下顺纹方向和横纹方向 的位移--承载能力曲线; 循环往返加载试验顺纹方向 和横纹方向的位移--承载能力曲线． 3 主要试验结果及分析 3. 1 连接试验失效模式分析 通过一些初始的试验来决定紧固件数量和金属连 接件之间的匹配． 试验发现，有以下的失效模式，如 图 8所示． 失效( a) 是紧固件嵌入试块中，初始阶段连接件 对紧固件产生拉剪作用，带动紧固件在木材中做可恢 复的弹性运动; 随着加载位移变大，紧固件和木材产生 挤压脱离的相互作用，产生塑形变形，其空隙逐渐增 大; 继续加载至一定水平，两者之间的握裹力和摩擦力 不足以固定紧固件于木材中，最终导致紧固件被拉出 的破坏，这种失效是一种延性破坏． 失效( b) 是由于紧 固件过多，金属件强度不足导致连接件的受拉破坏，这 种破坏是一种脆性破坏应予以避免． 失效( c) 是由于 金属件固定在试块下端的位置过低，导致试块边部拉 穿，该种破坏也是一种脆性破坏． 失效( d) 是由于金属 件横纹方向刚度不足，不足以带动紧固件群作集体运 动，导致连接件的弯曲扭转，其翘曲应力将导致锚固部 分的螺纹破坏，这种破坏是连接件本身的延性破坏，紧 固件并没有发生作用． 失效( e) 是由于锚固部分强度 不足导致螺栓的受拉脆性破坏． 失效( b) ～ ( e) 应尽 量避免，理想的延性破坏即模式( a) 是紧固件全部被 拔出而不是金属连接件本身的破坏． 在测试不同金属 连接件和不同数量种类的紧固件组合之后，发现最适 合的连接组合基本属于失效( a) 的组合，如表 4 所示． · 8051 ·

沈银澜等：新型木建筑材料一交叉层积木介绍及其连接的试验研究 ·1509· b 图8连接试验失效模式.(a)钉子被拔出：(b)金属件受拉破坏：(c)边破坏：(d)金属件严重变形：()螺栓受拉破坏 Fig.8 Failure modes of connection tests:(a)fastener pull-out:(b)bracket connection tensile failure:(c)CLT block edge failure:(d)bracket connection large deformation:(e)bolt tensile failure 表4金属连接件与紧固件组合 连接1顺纹方向单调加载下试验编号，A-N-LC,表 Table 4 Combination of bracket connection and fasteners 示连接1顺纹方向循环加载下试验编号.由图9(a)可 连接类型 金属连接件种类 紧固件类型 以看出，其单调曲线经历了弹性阶段到塑性阶段，然后 连接1 金属连接件A 18个螺旋钉16d×3⅓" 达到极限荷载，之后承载力下降直至破坏的全过程，并 连接2 金属连接件A 9个螺丝钉5×90mm 没有明显的屈服点，表现了非线性：其滞回曲线也表现 连接3 金属连接件A 18个螺丝钉4×70mm 出了高度的非线性，以及明显的刚度退化、强度退化和 连接4 金属连接件B 10个螺旋钉16d×35” 捏拢现象.这主要是因为随着位移加载，紧固件与交 连接5 金属连接件C 7个螺旋钉16d×3为” 叉层积木接触介质之间形成孔隙，孔隙逐渐加大，紧固 连接6 金属连接件C 7个螺丝钉5×90mm 件在接触介质中发生了滑移，产生了逐渐加刷的刚度 连接7 金属连接件C 9个螺丝钉4×70mm 退化、强度退化和捏拢现象，最终导致紧固件在交叉层 积木介质中滑移拔出. 3.2荷载位移曲线 为了方便比较几种连接包络曲线的特征，绘制了 由于木材是一种天然材料，为获得稳定可靠的力 各种连接在单调加载下顺纹方向和横纹方向的平均骨 学参数，每种连接每个方向至少进行三组单调加载试 架曲线如图10和图11所示. 验获得平均骨架曲线和不少于三组循环往返加载试验 由图10和图11可知，7种连接在顺纹方向随着 获得平均滞回曲线包络线.由于篇幅限制，本文仅列 位移加载，连接从弹性阶段到塑性阶段，然后达到极限 出了连接1顺纹方向单调加载下和滞回加载的荷载- 荷载，之后承载力下降直至破坏，在顺纹方向7种连接 位移曲线，如图9(a)和(b)是所示.A-N-L-M,表示 破坏属于失效(a)模式（图8(a)).由图11看出，在横 60 (b) 50 A-N-L-C带回曲线 50 40 30 20 10 20 .--A-N-L-M ---A-N-L-M 10 --A-N--M, =0 一A-N-L.-M平均骨架曲线 10203040 -2 506070 0 10203040 5060 位移/mm 位移 图9()连接1顺纹方向单调加载包络线：(b)连接1顺纹方向单调加载滞后曲线 Fig.9 (a)Monotonic envelopes of connection I parallel to the grain direction:(b)hysteresis curves of connection I parallel to the grain direction

沈银澜等: 新型木建筑材料———交叉层积木介绍及其连接的试验研究 图 8 连接试验失效模式． ( a) 钉子被拔出; ( b) 金属件受拉破坏; ( c) 边破坏; ( d) 金属件严重变形; ( e) 螺栓受拉破坏 Fig． 8 Failure modes of connection tests: ( a) fastener pull-out; ( b) bracket connection tensile failure; ( c) CLT block edge failure; ( d) bracket connection large deformation; ( e) bolt tensile failure 表 4 金属连接件与紧固件组合 Table 4 Combination of bracket connection and fasteners 连接类型 金属连接件种类 紧固件类型 连接 1 金属连接件 A 18 个螺旋钉 16 d × 3$ 连接 2 金属连接件 A 9 个螺丝钉 5 × 90 mm 连接 3 金属连接件 A 18 个螺丝钉 4 × 70 mm 连接 4 金属连接件 B 10 个螺旋钉 16d × 3$ 连接 5 金属连接件 C 7 个螺旋钉 16d × 3$ 连接 6 金属连接件 C 7 个螺丝钉 5 × 90 mm 连接 7 金属连接件 C 9 个螺丝钉 4 × 70 mm 3. 2 荷载--位移曲线 图 9 ( a) 连接 1 顺纹方向单调加载包络线; ( b) 连接 1 顺纹方向单调加载滞后曲线 Fig． 9 ( a) Monotonic envelopes of connection 1 parallel to the grain direction; ( b) hysteresis curves of connection 1 parallel to the grain direction 由于木材是一种天然材料，为获得稳定可靠的力 学参数，每种连接每个方向至少进行三组单调加载试 验获得平均骨架曲线和不少于三组循环往返加载试验 获得平均滞回曲线包络线． 由于篇幅限制，本文仅列 出了连接 1 顺纹方向单调加载下和滞回加载的荷载-- 位移曲线，如图 9( a) 和( b) 是所示． A--N--L--Mx 表示 连接 1 顺纹方向单调加载下试验编号，A--N--L--Cx 表 示连接1 顺纹方向循环加载下试验编号． 由图9( a) 可 以看出，其单调曲线经历了弹性阶段到塑性阶段，然后 达到极限荷载，之后承载力下降直至破坏的全过程，并 没有明显的屈服点，表现了非线性; 其滞回曲线也表现 出了高度的非线性，以及明显的刚度退化、强度退化和 捏拢现象． 这主要是因为随着位移加载，紧固件与交 叉层积木接触介质之间形成孔隙，孔隙逐渐加大，紧固 件在接触介质中发生了滑移，产生了逐渐加剧的刚度 退化、强度退化和捏拢现象，最终导致紧固件在交叉层 积木介质中滑移拔出． 为了方便比较几种连接包络曲线的特征，绘制了 各种连接在单调加载下顺纹方向和横纹方向的平均骨 架曲线如图 10 和图 11 所示． 由图 10 和图 11 可知，7 种连接在顺纹方向随着 位移加载，连接从弹性阶段到塑性阶段，然后达到极限 荷载，之后承载力下降直至破坏，在顺纹方向 7 种连接 破坏属于失效( a) 模式( 图 8( a) ) ． 由图 11 看出，在横 · 9051 ·

·1510· 工程科学学报，第37卷，第11期 60 70 一连接1 一连接1 -连接2 一连接2 50 连接3 连接3 连接4 50 连接4 连接5 40 一连接5 ~连接6 一连接6 30 连接7 30 连接7 20 10 10 '0 1020 3040 506070 01020304050607080 位移mm 位移/mm 图10顺纹方向单调加载平均包络线 图12顺纹方向反复往返加载平均包络线 Fig.10 Monotonic average envelopes of connections parallel to the Fig.12 Average hysteresis envelopes of connections parallel to the grain direction grain direction 70 70 一连接1一连接5 一连接1 60 一连接2一连接6 60 一连接2 连接3一连接7 一连接3 50 连接4 50 连接4 0 连接5 40 连接6 30 连接7 20 20 10 1020304050607080 061020304050607080 位移mm 位移mm 图11横纹方向单调加载平均包络线 图13横纹方向反复往返加载平均包络线 Fig.11 Monotonic average envelopes of connections perpendicular to Fig.13 Average hysteresis envelopes of connections perpendicular to the grain direction the grain direction 纹方向，连接1、2、3和4展现了失效(a)模式 构件的失效荷载为P.,相当于极限荷载Pk的0.8倍， (图9(a)的延性破坏过程；而连接5、6和7峰值承载 失效荷载对应的失效位移即极限位移D,极限荷载对 力低至15kN左右，而且在达到峰值承载力之后展现 应的位移D,初始刚度K。,屈服荷载P,屈服位移 了很长一段荷载稳定阶段，产生很大的变形.这主要 D,延性系数8（定义为失效位移与屈服位移的比 是由于连接件在横纹方向刚度薄弱，导致连接件自身 值)，各个连接的重要力学参数列表5和表6. 产生很大变形（弯曲和扭转）而非带动紧固件发生 根据表5发现：顺纹方向无论是单调加载还是循 变形. 环往返加载，所有连接的延性系数基本都达到3以上， 在滞回试验中，各连接在顺纹方向上展现了完整 从峰值荷载来看，由金属连接件A构成的连接1、2和 的延性破坏过程见图12，说明在顺纹方向三种金属连 3承载能力最大，在38~52kN之间：其次是金属连接 接件的强度足以带动紧固件的往返运动，产生模式 件C构成的连接5.6和7，在26.85~36.36kN范围之 (a)的失效：而连接5、6和7在横纹方向的低周往返加 内：最小是金属连接件B构成的连接4，在25.3~ 载试验中表现出类似于单调加载试验中的现象，峰值 29.1kN之间.由金属连接件A构成的三种连接中，在 承载力低至13kN,峰值力之后产生很大的变形，主要 单调加载下，其承载能力从大到小依次是连接1(52 是金属连接件自身变形而非紧固件发生变形，产生模 kN)、连接3(49.7kN)和连接2(38.7kN):在低周往 式(d)的失效，如图13所示. 返加载下，其承载能力从大到小依次为连接3 3.3位移延性 (49.2kN)、连接1(48.9kN)和连接2（45.8kN).峰 通过获得的荷载一位移骨架曲线以及滞回包络线 值力相差不大的情况下，连接1在滞回加载过程中展 发现木节点没有钢构件那么明显的屈服点，屈服荷载 现了突出的延性能力，延性系数达到6.12，而其余两 和屈服位移不容易确定.采用等效能量法四确定了 种连接的延性系数在3左右，所以顺纹方向上，根据单

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期 图 10 顺纹方向单调加载平均包络线 Fig． 10 Monotonic average envelopes of connections parallel to the grain direction 图 11 横纹方向单调加载平均包络线 Fig． 11 Monotonic average envelopes of connections perpendicular to the grain direction 纹方 向，连 接 1、2、3 和 4 展 现 了 失 效 ( a ) 模 式 ( 图 9( a) ) 的延性破坏过程; 而连接 5、6 和 7 峰值承载 力低至 15 kN 左右，而且在达到峰值承载力之后展现 了很长一段荷载稳定阶段，产生很大的变形． 这主要 是由于连接件在横纹方向刚度薄弱，导致连接件自身 产生很大变 形( 弯 曲 和 扭 转) 而 非 带 动 紧 固 件 发 生 变形． 在滞回试验中，各连接在顺纹方向上展现了完整 的延性破坏过程见图 12，说明在顺纹方向三种金属连 接件的强度足以带动紧固件的往返运动，产生模式 ( a) 的失效; 而连接 5、6 和 7 在横纹方向的低周往返加 载试验中表现出类似于单调加载试验中的现象，峰值 承载力低至 13 kN，峰值力之后产生很大的变形，主要 是金属连接件自身变形而非紧固件发生变形，产生模 式( d) 的失效，如图 13 所示． 3. 3 位移延性 通过获得的荷载--位移骨架曲线以及滞回包络线 发现木节点没有钢构件那么明显的屈服点，屈服荷载 和屈服位移不容易确定． 采用等效能量法［20］确定了 图 12 顺纹方向反复往返加载平均包络线 Fig． 12 Average hysteresis envelopes of connections parallel to the grain direction 图 13 横纹方向反复往返加载平均包络线 Fig． 13 Average hysteresis envelopes of connections perpendicular to the grain direction 构件的失效荷载为 Pu，相当于极限荷载 Ppeak的0. 8 倍， 失效荷载对应的失效位移即极限位移 Du，极限荷载对 应的位移 Dpeak，初始刚度 Ke，屈服荷载 Py，屈服位移 Dy，延性 系 数 δ ( 定义为失效位移与屈服位移的比 值) ，各个连接的重要力学参数列表 5 和表 6． 根据表 5 发现: 顺纹方向无论是单调加载还是循 环往返加载，所有连接的延性系数基本都达到 3 以上， 从峰值荷载来看，由金属连接件 A 构成的连接 1、2 和 3 承载能力最大，在 38 ～ 52 kN 之间; 其次是金属连接 件 C 构成的连接 5、6 和 7，在 26. 85 ～ 36. 36 kN 范围之 内; 最小是金属连接件 B 构 成 的 连 接 4，在25. 3 ～ 29. 1 kN之间． 由金属连接件 A 构成的三种连接中，在 单调加载下，其承载能力从大到小依次是连接 1 ( 52 kN) 、连接 3 ( 49. 7 kN) 和连接 2 ( 38. 7 kN) ; 在低周往 返加 载 下，其 承 载 能 力 从 大 到 小 依 次 为 连 接 3 ( 49. 2 kN) 、连接 1 ( 48. 9 kN) 和连接 2 ( 45. 8 kN) ． 峰 值力相差不大的情况下，连接 1 在滞回加载过程中展 现了突出的延性能力，延性系数达到 6. 12，而其余两 种连接的延性系数在 3 左右，所以顺纹方向上，根据单 · 0151 ·

沈银澜等：新型木建筑材料一交叉层积木介绍及其连接的试验研究 ·1511· 表5顺纹方向连接的包络线重要力学参数 Table 5 5Key parameters of connection envelopes parallel to the grain direction 初始刚度， 屈服荷载， 蜂值荷载， 失效荷载， 屈服位移， 蜂值位移， 失效位移， 延性系数， 连接 加载模式 K。/(kN.mm-) P,/kN Prea/kN P./kN D,/mm Dpeak /mm D./mm 8 单调 4.7 49.1 2 41.6 10.4 21 32.3 3.1 连接1 滞回 9.1 44.6 48.9 39.1 4.9 20 30 6.12 单调 4.9 34.1 38.7 31.0 6.9 18 24 3.48 连接2 滞回 5.1 40.2 45.8 36.6 7.9 18 29 3.67 单调 4.9 44 49.7 39.8 9.0 21.0 27.9 3.1 连接3 滞回 6.2 43.6 49.2 39.3 7.0 16 27 3.86 单调 3.5 26.2 29.1 23.2 7.5 21 33.9 4.52 连接4 滞回 3.7 23.4 25.3 20.3 6.3 19 31.4 4.98 单调 4.26 25.94 29.93 23.95 6.09 26.5 34 5.58 连接5 滞回 3.9 23.88 26.85 21.48 6.12 25.5 35.55 5.81 单调 3.26 28.48 32.6 26.09 8.74 20 27.2 3.11 连接6 滞回 3.91 33.38 36.36 29.09 8.54 19 26.75 3.13 单调 3.16 23.48 26.03 20.83 7.43 14.5 23.5 3.16 连接7 滞回 3.16 30.57 33.63 26.90 9.67 17.5 23.5 2.4 表6横纹方向连接的包络线重要力学参数 Table6 Key parameters of connection envelopes perpendicular to the grain direction 初始刚度， 屈服荷载， 峰值荷载， 失效荷载， 屈服位移， 峰值位移， 失效位移，延性系数， 连接 加截模式 K./(kN.mm-1) P,/kN Prea/kN P./kN D,/mm Dpeak /mm D./mm 8 单调 5.1 46.6 51.9 41.6 9.1 37 58.2 6.40 连接1 滞回 5.1 41.5 46.7 37.4 8.1 24 39.2 4.84 单调 4.5 41 45.6 36.5 9.1 23 3.51 连接2 滞回 4.2 40.2 46.4 37.1 9.6 24 36.7 3.82 单调 4.3 42.2 46.1 36.9 9.7 25 34.7 3.58 连接3 滞回 4.1 44.5 50.4 40.3 10.8 40.3 39.7 3.68 单调 1.5 28.3 31.3 25.1 18.6 38 54.1 2.91 连接4 滞回 2.2 22.5 25.2 20.1 10.3 30 36.7 3.56 单调 0.87 11.03 12.35 9.88 12.68 32 50.25 3.96 连接5 滞回 0.48 11.21 12.12 9.70 23.35 30 48 2.06 单调 1.02 14.51 16.35 13.08 14.23 33 57.5 4.04 连接6 滞回 0.64 12.17 13.3 10.64 19 36.5 49.25 2.60 单调 0.70 13.15 13.4 10.72 18.8 33.5 54.5 2.90 连接7 滞回 0.67 11.8 12.9 10.32 17.6 30 43.4 2.46 调和滞回骨架曲线判断连接1是最优的连接 属连接件C在垂直于纹理方向相比于平行于纹理方 由表6对比发现，横纹方向，从峰值荷载来看，综 向上刚度较弱，不能带动紧固件群的整体运动，金属连 合单调加载和低周往返加载，由金属连接件A构成的 接件发生很大的塑性变形，其峰值荷载其实是金属连 连接1、2和3的极限承载力最大，其范围在46.1~ 接件的承载力.在由金属件B构成的连接4，单调加载 51.9kN:其次是金属连接件B构成的连接4，位于 下极限承载力达到31.3kN;在低周往返加载下极限承 25.2~31.3kN之间：最小是金属连接件C构成的连接 载力为25.2kN.在由金属连接件A构成的三种连接 5、6和7，在12.12~16.35kN之间.这主要是因为金 中，在单调加载下，其承载能力从大到小依次是连接1

沈银澜等: 新型木建筑材料———交叉层积木介绍及其连接的试验研究 表 5 顺纹方向连接的包络线重要力学参数 Table 5 5Key parameters of connection envelopes parallel to the grain direction 连接 加载模式 初始刚度， Ke /( kN·mm － 1 ) 屈服荷载， Py / kN 峰值荷载， Ppeak / kN 失效荷载， Pu / kN 屈服位移， Dy /mm 峰值位移， Dpeak /mm 失效位移， Du /mm 延性系数， δ 连接 1 单调 4. 7 49. 1 52 41. 6 10. 4 21 32. 3 3. 1 滞回 9. 1 44. 6 48. 9 39. 1 4. 9 20 30 6. 12 连接 2 单调 4. 9 34. 1 38. 7 31. 0 6. 9 18 24 3. 48 滞回 5. 1 40. 2 45. 8 36. 6 7. 9 18 29 3. 67 连接 3 单调 4. 9 44 49. 7 39. 8 9. 0 21. 0 27. 9 3. 1 滞回 6. 2 43. 6 49. 2 39. 3 7. 0 16 27 3. 86 连接 4 单调 3. 5 26. 2 29. 1 23. 2 7. 5 21 33. 9 4. 52 滞回 3. 7 23. 4 25. 3 20. 3 6. 3 19 31. 4 4. 98 连接 5 单调 4. 26 25. 94 29. 93 23. 95 6. 09 26. 5 34 5. 58 滞回 3. 9 23. 88 26. 85 21. 48 6. 12 25. 5 35. 55 5. 81 连接 6 单调 3. 26 28. 48 32. 6 26. 09 8. 74 20 27. 2 3. 11 滞回 3. 91 33. 38 36. 36 29. 09 8. 54 19 26. 75 3. 13 连接 7 单调 3. 16 23. 48 26. 03 20. 83 7. 43 14. 5 23. 5 3. 16 滞回 3. 16 30. 57 33. 63 26. 90 9. 67 17. 5 23. 5 2. 4 表 6 横纹方向连接的包络线重要力学参数 Table 6 Key parameters of connection envelopes perpendicular to the grain direction 连接 加载模式 初始刚度， Ke /( kN·mm － 1 ) 屈服荷载， Py / kN 峰值荷载， Ppeak / kN 失效荷载， Pu / kN 屈服位移， Dy /mm 峰值位移， Dpeak /mm 失效位移， Du /mm 延性系数， δ 连接 1 单调 5. 1 46. 6 51. 9 41. 6 9. 1 37 58. 2 6. 40 滞回 5. 1 41. 5 46. 7 37. 4 8. 1 24 39. 2 4. 84 连接 2 单调 4. 5 41 45. 6 36. 5 9. 1 23 32 3. 51 滞回 4. 2 40. 2 46. 4 37. 1 9. 6 24 36. 7 3. 82 连接 3 单调 4. 3 42. 2 46. 1 36. 9 9. 7 25 34. 7 3. 58 滞回 4. 1 44. 5 50. 4 40. 3 10. 8 40. 3 39. 7 3. 68 连接 4 单调 1. 5 28. 3 31. 3 25. 1 18. 6 38 54. 1 2. 91 滞回 2. 2 22. 5 25. 2 20. 1 10. 3 30 36. 7 3. 56 连接 5 单调 0. 87 11. 03 12. 35 9. 88 12. 68 32 50. 25 3. 96 滞回 0. 48 11. 21 12. 12 9. 70 23. 35 30 48 2. 06 连接 6 单调 1. 02 14. 51 16. 35 13. 08 14. 23 33 57. 5 4. 04 滞回 0. 64 12. 17 13. 3 10. 64 19 36. 5 49. 25 2. 60 连接 7 单调 0. 70 13. 15 13. 4 10. 72 18. 8 33. 5 54. 5 2. 90 滞回 0. 67 11. 8 12. 9 10. 32 17. 6 30 43. 4 2. 46 调和滞回骨架曲线判断连接 1 是最优的连接． 由表 6 对比发现，横纹方向，从峰值荷载来看，综 合单调加载和低周往返加载，由金属连接件 A 构成的 连接 1、2 和 3 的极限承载力最大，其范围在 46. 1 ～ 51. 9 kN; 其次 是 金 属 连 接 件 B 构 成 的 连 接 4，位 于 25. 2 ～ 31. 3 kN 之间; 最小是金属连接件 C 构成的连接 5、6 和 7，在 12. 12 ～ 16. 35 kN 之间． 这主要是因为金 属连接件 C 在垂直于纹理方向相比于平行于纹理方 向上刚度较弱，不能带动紧固件群的整体运动，金属连 接件发生很大的塑性变形，其峰值荷载其实是金属连 接件的承载力． 在由金属件 B 构成的连接4，单调加载 下极限承载力达到 31. 3 kN; 在低周往返加载下极限承 载力为 25. 2 kN． 在由金属连接件 A 构成的三种连接 中，在单调加载下，其承载能力从大到小依次是连接 1 · 1151 ·

·1512· 工程科学学报，第37卷，第11期 (51.9kN)、连接3(46.1kN)和连接2(45.6kN):在 ] Gagnon S,Ciprian P.CLT Handbook:Cross-aminated Timber 低周循环加载下，其承载能力从大到小依次为连接3 FPInnovations,2011 (50.4kN)、连接1(46.7kN)和连接2(46.4kN).同 ] Ceccotti A,Follesa M,Kawai N.et al.Which seismic behaviour factor for multi-storey buildings made of cross-aminated wooden 样连接1在单调加载和滞回加载过程中展现了突出的 panels /Proceedings of 39th CIB W18 Meeting.Florence,2006: 延性能力，延性系数分别达到6.40和4.84，而连接2 和3的延性系数在3.5左右. 9]Ceccotti A,Sandhaas C,Yasumura M.Seismic behaviour of mul- 综上所述，由金属连接件A和B组成的连接在顺 tistory cross-aminated timber buildings//Proceedings of the Inter- 纹和逆方向刚度分配相对均匀，可以作为交叉层积木 national Conrention of Society of Wood Science and Technology and 剪力墙连接：由连接件A构成的连接1在延性和承载 United Nations Economic Commission for Europe-Timber Commit- 能力上是7种连接中最优的连接：而金属连接件C虽 tee.Geneva,2010 [io] 然在顺纹方向有较强的承载能力，但是在横纹方向上， De Normalisation CE.Design of Structures for Earthquake Resist- ance:Part 1.General Rules,Seismic Actions and Rules for Build- 从外形看腰部过窄形成薄弱面，同时锚固螺栓孔的纵 ings.Eurocode 8,EN 1998:2004 向分布并不能提供较大的锚固能力 [11]Dujic B,Strus K,Zarnic R,et al.Prediction of dynamic re- 4结论 sponse of a 7storey massive XLam wooden building tested on a shaking table /World Conference on Timber Engineering.Riva (1)在交叉层积木试块不变的情况下，紧固件的 del Gara,2010:20 02] 尺寸规格、分布范围以及配比数量，金属件对基础的锚 Buchanan A H.Developments in design of wood structures for earthquake resistance /4th Canadian Conference on Earthquake 固能力以及金属件的尺寸规格对连接的力学性能影响 Engineering.Vancouver,1983 很大. 03] Leijten AM.Densified Veneer Wood Reinforeed Timber Joints ith (2)连接试验中紧固件全部被滑移拔出的失效模 Expanded Tube Fasteners.Def:Delft University Press,1998 式为理想的延性破坏模式，在荷载一位移曲线中表现 ū41 Xian L.Study on the Peformance of Filler Wall Steel Frames 为从弹性阶段、塑性阶段到极限荷载，之后承载力下降 Construction Under load [Dissertation].Xi'an:Xi'an Universi- 直至破坏的完整曲线，滞回曲线表现出逐渐加剧的刚 ty of Science and Technology,2008 (洗兰.带填充墙的钢框架结构的受力性能分析[学位论 度退化、强度退化和捏拢现象 文].西安：西安科技大学，2008) (3)金属连接件A组成的连接1、2和3由于在顺 [15] Li G H,Yu Y Q,Gu Q.Finite element analysis for concrete in- 纹方向和横纹方向上都有相对高的刚度和强度，能够 filled steel frame.Sichuan Build Sci,2007,33(5):17 带动紧固件群做整体运动，提供较大的极限承载力；其 (李国华，郁银泉，顾强.钢框架内填混凝土培结构体系有 中连接1是7种连接在延性和承载能力方面最佳的 限元分析.四川建筑科学研究，2007,33(5)：17) 连接. 06] Shen W.Research on Stress performance of steel frame with Row- Soil Wall Infill [Dissertation].Xi'an:Xi'an University of Ar- chitecture and Technology,2012 参考文献 (申薇.生土填充墙钢框架结构受力性能研究[学位论文] Crespell P,Gagnon S.Cross Laminated Timber:a Primer.Pointe- 西安：西安建筑科技大学，2012) Claire Quebec:FP Innovations,2010 [17]Blass H J,Fellmoser P.Design of solid wood panels with cross 2]Wells M.Stadthaus,London:raising the bar for timber buildings layers /8th World Conference on Timber Engineering.Lahti, Proceedings of the ICE-Civil Engineering,2011,164(3):122 2004:543 B] Yates M,Linegar M,Dujic B B.Design of an 8 storey Residential [18]De Normalisation C E.Design of Timber Structures:Part 14.Gener- Tower from KLH cross laminated solid timber panels /10th World al Rules and Rules for Buildings.Eurocode 5,EN 1995:203 Conference on Timber Engineering.Miyazaki,2008 ū9] Kreuzinger H.Platten,Scheiben und Schalen:Ein Berech- 4] Waugh A,Wells M,Lindegar M.Tall timber buildings:applica- nungsmodell fur gangige Statikprogramme.Bauen Hol,1999 tion of solid timber constructions in multi-storey buildings /Pro- (1):34 ceedings of the International Convention of Society of Wood Science 20] ASTM E2126-1 Standard Test Methods for Cyclic Rerersed) and Technology and United Nations Economic Commission for Eu- Load Test for Shear Resistance of Vertical Elements of the Lateral rope -Timber Committee.Geneva,2010 Force Resisting Systems for Buildings.Washington D C:ASTM, 5]Lehmann S.Developing a prefabricated low-arbon construction 2011 system using cross-aminated timber (CLT)panels for multi-story 21]Lam F,Prion H G L,He M.Lateral resistance of wood shear inner-city infill housing in Australia.Coll Publishing,2012,7 walls with large sheathing panels.J Struct Eng,1997,123 (3):131 (12):1666 [6 Standard for Performance-rated Cross-aminated Timber.APA-The 22]DIN EN 12512 Timber Structures-Test Methods-Cydlie Testing of Engineered Wood Association,2012 Joints Made with Mechanical Fasteners.Berlin:Beuth Verlag,2001

工程科学学报，第 37 卷，第 11 期 ( 51. 9 kN) 、连接 3 ( 46. 1 kN) 和连接 2 ( 45. 6 kN) ; 在 低周循环加载下，其承载能力从大到小依次为连接 3 ( 50. 4 kN) 、连接 1 ( 46. 7 kN) 和连接 2 ( 46. 4 kN) ． 同 样连接 1 在单调加载和滞回加载过程中展现了突出的 延性能力，延性系数分别达到 6. 40 和 4. 84，而连接 2 和 3 的延性系数在 3. 5 左右． 综上所述，由金属连接件 A 和 B 组成的连接在顺 纹和逆方向刚度分配相对均匀，可以作为交叉层积木 剪力墙连接; 由连接件 A 构成的连接 1 在延性和承载 能力上是 7 种连接中最优的连接; 而金属连接件 C 虽 然在顺纹方向有较强的承载能力，但是在横纹方向上， 从外形看腰部过窄形成薄弱面，同时锚固螺栓孔的纵 向分布并不能提供较大的锚固能力． 4 结论 ( 1) 在交叉层积木试块不变的情况下，紧固件的 尺寸规格、分布范围以及配比数量，金属件对基础的锚 固能力以及金属件的尺寸规格对连接的力学性能影响 很大． ( 2) 连接试验中紧固件全部被滑移拔出的失效模 式为理想的延性破坏模式，在荷载--位移曲线中表现 为从弹性阶段、塑性阶段到极限荷载，之后承载力下降 直至破坏的完整曲线，滞回曲线表现出逐渐加剧的刚 度退化、强度退化和捏拢现象． ( 3) 金属连接件 A 组成的连接 1、2 和 3 由于在顺 纹方向和横纹方向上都有相对高的刚度和强度，能够 带动紧固件群做整体运动，提供较大的极限承载力; 其 中连接 1 是 7 种连接在延性和承载能力方面最佳的 连接． 参 考 文 献 ［1］ Crespell P，Gagnon S． Cross Laminated Timber: a Primer． Pointe￾Claire Quebec: FP Innovations，2010 ［2］ Wells M． Stadthaus，London: raising the bar for timber buildings． Proceedings of the ICE-Civil Engineering，2011，164( 3) : 122 ［3］ Yates M，Linegar M，Dujic B B． Design of an 8 storey Ｒesidential ˇ Tower from KLH cross laminated solid timber panels / / 10th World Conference on Timber Engineering． Miyazaki，2008 ［4］ Waugh A，Wells M，Lindegar M． Tall timber buildings: applica￾tion of solid timber constructions in multi-storey buildings / / Pro￾ceedings of the International Convention of Society of Wood Science and Technology and United Nations Economic Commission for Eu￾rope --Timber Committee． Geneva，2010 ［5］ Lehmann S． Developing a prefabricated low-carbon construction system using cross-laminated timber ( CLT) panels for multi-story inner-city infill housing in Australia． Coll Publishing，2012，7 ( 3) : 131 ［6］ Standard for Performance-rated Cross-laminated Timber． APA-The Engineered Wood Association，2012 ［7］ Gagnon S，Ciprian P． CLT Handbook: Cross-laminated Timber． FPInnovations，2011 ［8］ Ceccotti A，Follesa M，Kawai N，et al． Which seismic behaviour factor for multi-storey buildings made of cross-laminated wooden panels / / Proceedings of 39th CIB W18 Meeting． Florence，2006: 4 ［9］ Ceccotti A，Sandhaas C，Yasumura M． Seismic behaviour of mul￾tistory cross-laminated timber buildings / / Proceedings of the Inter￾national Convention of Society of Wood Science and Technology and United Nations Economic Commission for Europe --Timber Commit￾tee． Geneva，2010 ［10］ De Normalisation C E． Design of Structures for Earthquake Ｒesist￾ance: Part 1． General Ｒules，Seismic Actions and Ｒules for Build￾ings． Eurocode 8，EN 1998-1: 2004 ［11］ Dujic B，Strus K，Zarnic Ｒ，et al． Prediction of dynamic re￾sponse of a 7-storey massive XLam wooden building tested on a shaking table / / World Conference on Timber Engineering，Ｒiva del Gara，2010: 20 ［12］ Buchanan A H． Developments in design of wood structures for earthquake resistance / / 4th Canadian Conference on Earthquake Engineering． Vancouver，1983 ［13］ Leijten A J M． Densified Veneer Wood Ｒeinforced Timber Joints with Expanded Tube Fasteners． Delft: Delft University Press，1998 ［14］ Xian L． Study on the Performance of Filler Wall Steel Frames Construction Under load［Dissertation］． Xi’an: Xi’an Universi￾ty of Science and Technology，2008 ( 冼兰． 带填充墙的钢框架结构的受力性能分析 ［学位论 文］． 西安: 西安科技大学，2008) ［15］ Li G H，Yu Y Q，Gu Q． Finite element analysis for concrete in￾filled steel frame． Sichuan Build Sci，2007，33( 5) : 17 ( 李国华，郁银泉，顾强． 钢框架内填混凝土墙结构体系有 限元分析． 四川建筑科学研究，2007，33( 5) : 17) ［16］ Shen W． Ｒesearch on Stress performance of steel frame with Ｒow￾Soil Wall Infill ［Dissertation］． Xi’an: Xi’an University of Ar￾chitecture and Technology，2012 ( 申薇． 生土填充墙钢框架结构受力性能研究［学位论文］． 西安: 西安建筑科技大学，2012) ［17］ Blass H J，Fellmoser P． Design of solid wood panels with cross layers / / 8th World Conference on Timber Engineering． Lahti， 2004: 543 ［18］ De Normalisation C E． Design of Timber Structures: Part 1-1． Gener￾al Ｒules and Ｒules for Buildings． Eurocode 5，EN 1995-1: 2003 ［19］ Kreuzinger H． Platten，Scheiben und Schalen: Ein Berech￾nungsmodell für gngige Statikprogramme． Bauen Holz，1999 ( 1) : 34 ［20］ ASTM E2126-11 Standard Test Methods for Cyclic ( Ｒeversed ) Load Test for Shear Ｒesistance of Vertical Elements of the Lateral Force Ｒesisting Systems for Buildings． Washington D C: ASTM， 2011 ［21］ Lam F，Prion H G L，He M． Lateral resistance of wood shear walls with large sheathing panels． J Struct Eng，1997，123 ( 12) : 1666 ［22］ DIN EN 12512 Timber Structures --Test Methods --Cyclic Testing of Joints Made with Mechanical Fasteners． Berlin: Beuth Verlag，2001 · 2151 ·