直交集成板金屬連結件接合之剪斷抵抗性能探討
葉民權1,2) 宋雲煒1) 林玉麗1)
摘 要
本研究開發鋁合金連結件並以自攻螺絲為扣件應用於直交集成板之接合，探討不同連結件型式、
不同自攻螺絲直徑及配置數量，對接合剪斷抵抗之影響。利用國產柳杉製造對稱異等級直交集成板，
並考量南方松異樹種製造以及不同木理方向受力條件之影響。結果顯示在最大剪斷容量方面，以T型及 平板型連結件進行之直交集成板接合分別優於以L型連結件接合者51及43%，在接合初始剛性方面亦為 後者之2.8及6.1倍。以直徑6 mm自攻螺絲18支配置增加至28支數量進行接合時，L型連結件接合之最大 剪斷容量及初始剛性可分別提高47及42%；以直徑8 mm自攻螺絲12支配置增加至18支數量時，則分別 可提高34及61%。在相同的自攻螺絲配置數量下，以8 mm直徑自攻螺絲接合者之最大剪斷容量及降伏 容量分別優於以6 mm直徑接合者42及36%。柳杉直交集成板之接合剪斷抵抗性能與南方松異樹種直交 及成板相近。另外，只有6 mm自攻螺絲以28支配置時，其接合才有顯示垂直木理方向載重之最大剪斷 容量及降伏容量高於以平行木理方向之載重方式。當連結件之自攻螺絲配置數量增加時，CLT接合部 之能量散逸平均可以增加59%。以鋁合金連結件配合自攻螺絲為扣件之直交及成板接合的塑性率介於 2.2~8.4，其中以平板型連結件之接合延展性為最高。
關鍵詞：直交集成板、自攻螺絲、接合、剪斷抵抗。
葉民權、宋雲煒、林玉麗。2019。直交集成板金屬連結件接合之剪斷抵抗性能探討。台灣林業科學 34(4):235-62。
1)國 立 屏 東 科 技 大 學 木 材 科 學 與 設 計 系 ，91201屏東縣內埔鄉學府路1號 Department of Wood Science and Design, National Pingtung Univ. of Science and Technology, 1 Shuehfu Rd., Neipu Township, Pingtung 91201, Taiwan.
2)通訊作者 Corresponding author, e-mail:[email protected]
2019年7月送審 2019年9月通過 Received July 2019, Aceepted September 2019.
Research paper
Investigation of the Shear Resistance Performance of Cross-Laminated Timber Connections
Using Mechanical Connectors
Min-Chyuan Yeh,1,2) Yun-Wei Sung,1) Yu-Li Lin1)
【Summary】
Aluminum alloy connectors were developed and applied to cross-laminated timber (CLT) connections with fasteners of self-tapping screws (STSs) in this study to investigate the effects of connector types, and the diameter and number of STSs on the shear resistance performance of CLT connections. The CLT of heterogeneous-grade construction was made using Cryptomeria japonica plantation timber mixed with southern pine (Pinus spp.). Effects of the different loading directions along the wood grain were also considered. Results showed that maximum shear capacities of CLT connections assembled with T-type and plate-type connectors were 51 and 43%, respectively, higher than that of a CLT connection with angle bracket connectors. The initial stiffness of the CLT connections assembled with these 2 types of connectors was also found to be 2.8- and 6.1-times higher, respectively, than the CLT connection with angle bracket connectors. Both the maximum shear capacity and the initial stiffness of CLT connections fastened with 6-mm STSs increased 47 and 42%, respectively, as the numbers of STSs applied increased from 18 to 28 during connection assembly. Increases of 34 and 61% in the maximum shear capacity and initial stiffness, respec- tively, of CLT connections were found as the numbers of 8-mm STSs applied increased from 12 to 18. It was also found that the shear resistance performance of a Japanese cedar CLT connection was close to that of a southern pine-mixed CLT connection. A higher maximum shear capacity and yield shear capacity of a CLT connection were found only in the case fastened with 28 6-mm STSs when the loading direction was applied perpendicular to the wood grain at the connection instead of parallel to the wood grain. The average energy dissipation of the CLT connections increased 59% when a connector was assembled with more STSs. Ductility ratios between 2.2 and 8.4 were obtained when CLT connections were assembled with aluminum alloy connectors using self- tapping screws, and the most ductile behavior was found for a connection assembled with plate connectors.
Key words: cross-laminated timber, self-tapping screw, connection, shear resistance.
Yeh MC, Sung YW, Lin YL. 2019. Investigation of the shear resistance performance of cross-lami- nated timber connections using mechanical connectors. Taiwan J For Sci 34(4):235-62.
緒 言
直交集成板(cross-laminated timber, CLT) 工程木材之製造技術及在木結構之施工技術發 展源自於歐洲，由於具有高強度及高剛性，同 時具有施工效率及精準度之優勢，成為木構造 突破三、四層樓限制並挑戰中及高樓層建築市 場之機會。2009年英國倫敦的「史塔德豪斯」
9層住宅木建築，以CLT建造當時世界最高樓 層木建築。倫敦一自治區於2012年啟動「木材 第一」的都市計畫政策，推動木構造施工能夠 超 越RC及鋼構，藉以凸顯永續的優點，利用 4000 m3 CLT建造10層33.8 m高度之社區，並 於2016年完成當時世界最高之木造建築(Harley et al. 2016)。加拿大BC省於2009年通過「木 材第一條例(Wood First Act)」之法案，推動公 共建築及裝修都要以木材為主，2015年透過聯 邦政府推動高樓層木構造建築構想計畫，利用 CLT及集成材等工程木材，於2年期間設計及建 造了53 m高度18層15,000 m2面積之木造學生 宿舍。透過該構想計畫，完成三項效益包括自 歐洲引進了CLT技術並於美加兩國施行，同時 促使加拿大之法規中木構造限制自4層突破至6 層，進一步並能夠運用CLT進行高樓層之建築 (Mohammad et al. 2016, Poirier et al. 2016)。
可知CLT產品之運用在先進國家間廣泛的推動 而形成風潮，其產量於初期之2.5萬m3/年，至 2015年達65萬m3/年，預期在2020年可增至100 萬m3/年，其中又以奧地利產量佔63%最多，
德國佔26%次之(The Japan Housing and Wood Technology Center 2016)。國內在開發國產造林 木利用以及推動木構造綠建築之際，針對主要 造林樹種如柳杉及杉木之利用，確可考量開發 此種新型CLT工程木材的可行性，以及探討應 用在木構造的適用性。
作 為 工 程 木 材 ，C LT 主 要 是 應 用 於 平 台 式木構造，作為樓板、牆體、屋頂、線性梁等 承 重 構 材 ， 用 以 傳 遞 垂 直 力 或 側 向 力 ， 在 地 震載重下CLT木構造具有良好之耐震性能，可 應 用 於 住 宅 或 非 住 宅 、 重 建 或 擴 建 、 修 復 、 以及中層或高樓層建築等(Gavric et al. 2015a, Mahdavifar et al. 2016)。其中CLT牆體之間或
是牆體與樓板之間的連結，要能確保該結構物 對承載力路徑的連續性，因此，金屬連結件在 CLT建物中扮演很重要的角色。由於CLT板構 造之剛性高，接合部位在受力過程中所能提供 之延展性及能量散逸特性，也就決定了CLT結 構的性能(Shen et al. 2013)。作為CLT結構組合 的連結件型式有多種，包括角鐵、錨定、平板 (plates)、片條(straps)等應用於各種可能的傳遞 力途徑，如角鐵主要是用以抵抗因風或是地震 所引起CLT牆體的剪力。因此，在促進CLT產品 開發及在木結構應用的過程中，有必要進一步 評估或釐清所開發國產CLT之接合性能評估。
在以實木建造的框組壁結構或是梁柱結構 組成中，金屬連結件常以普通釘或是箱用釘等 扣件之配置進行緊固，以達到力之傳遞。在開 發CLT金屬連結件之接合中，常考慮採用釘胴 身有特定型態以提升扣件之緊固效果如環紋釘 (ring nail)或是螺紋釘(spiral nail) (Shen et al.
2013, Schneider et al. 2014, Gavric et al. 2015a, Aranha et al. 2016)，日本在其設計施工手冊 則 建 議 金 屬 連 結 件 可 以 配 置 木 螺 絲 釘 扣 件 以 進行CLT之接合(The Japan Housing and Wood Technology Center 2016)，亦有評估金屬連結 件以插銷(drift pin)配置的可行性(Nakashima et al. 2014)。Mahdavifar et al. (2016)則探討CLT 以角鐵連結件配置六角頭螺絲的接合效果。自 攻螺絲具有高緊固效果以及高施工效率，於近 年來在歐洲大量運用於木結構之組合，在CLT 之接合方面，則多以CLT之搭接、對接或是方 栓接合方式，直接將自攻螺絲鎖入CLT進行組 合(Sadeghi and Smith 2014, Gavric et al. 2015b, Hossain et al. 2016)。因此透過金屬連結件之 延展性以及自攻螺絲之高緊固強度優點，作為 CLT結構之接合運用，應能有效提升其作為結 構體傳遞力之所需性能。由於CLT本身是透過 各 層 木 理 相 互 垂 直 交 錯 的 集 成 元 層 積 膠 合 而 成，各類插銷型之扣件於受力時，在CLT厚度 方向層間的承壓方式，已不同於傳統實木之接 合，並不適合以現有之扣件接合理論估計，而 有必要進一步評估其實際之接合特性。
國 內 現 行 之 木 構 造 建 築 物 設 計 及 施 工 技 術 規 範 在 接 合 部 設 計 相 關 規 定 中 ， 尚 未 訂 定 自攻螺絲的接合建議(Ministry of the Interior 2011)。故本研究擬針對國產柳杉製成CLT，利 用鋁合金設計連結件，並以自攻螺絲為扣件進 行CLT之接合，透過剪斷試驗，探討不同連結 件型式、不同自攻螺絲直徑、及不同配置數量 對CLT接合剪斷抵抗特性之影響。並比較以南 方松集成元為CLT最外層之異樹種CLT對接合強 度提升之效果，以及接合部在垂直與平行木理 方向之剪斷特性差異，作為國內運用連結件及 自攻螺絲扣件於CLT接合設計及施工之參考。
材 料 與 方 法
一、試驗材料
(一)樹種
1. 柳杉(Cryptomeria japonica; Japanese cedar) 採用新竹林區管理處竹東第七林班地43年 生柳杉，經製材及窯乾乾燥後，其毛料尺寸為 1900×120×38 mm，再經刨光及裁切成斷面為 110×30 mm，長度為880 mm，作為柳杉CLT集 成元，及異樹種CLT之內層集成元使用。平均 氣乾密度為0.48±0.05 g cm-3。
2. 南方松(Pinus spp.; southern yellow pine) 北 美 進 口 框 組 壁 結 構 用 製 材 之2×6規格 材 料 ， 長 度 為3600 mm，經刨光及裁切製成 880×110×30 mm，作為異樹種CLT之外層集 成元使用。平均氣乾密度為0.55±0.05 g cm-3。 (二)膠合劑
1. 膠合主劑
採用日本Oshika株式會社オーシカ間苯二 酚－酚甲醛樹脂(resorcinol phenol formaldehyde adhesive, RPF)，型號為D-40，主劑混合硬化劑 使用，其混合比例為100：15，混合後常溫下可 作業時間約為1.5小時。
2. 硬化劑
採用日本Oshika株式會社オーシカ的粉末 狀聚甲醛，名稱為D系列用硬化劑。
(三)金屬扣件
1. 自攻螺絲
試 驗 使 用 兩 款 由 舜 倡 發 股 份 有 限 公 司 製 造之自攻螺絲M6.0×90/50及M8.0×120/80，
前者之抗扭強度介於12.74~13.23 Nm，後者介 於30.88~31.37 Nm，兩種規格之彎折角均介於 50~55°其詳細尺寸如下(Fig. 1及Table 1)，釘尖 之切削刃長分別為15及18 mm。
2. 金屬連結件
設 計 平 板 型 、T型及L型三種金屬連結件 如 後 所 述 。 材 質 上 平 板 型 、T 型 選 用 規 格 為 5052-O之鋁合金，其材料降伏強度約為90 N mm-2，拉伸強度約為190 N mm-2，剪斷強度約 為124 N mm-2，彈性模數為7.1×104 N mm-2， 波松比(Poisson’s ratio)為0.33；L型則選用規格 為5083-O之鋁合金，其材料降伏強度約為145 N/mm2，拉伸強度約為290 N mm-2，剪斷強度約 為172 N mm-2，彈性模數為7.03×104 N mm-2， 波松比為0.33，鋁合金板厚度皆為5 mm。
二、試驗儀器與設備
(一)集成元分等設備
1. 目視分等
使用測量尺寸工具，游標卡尺、捲尺。
2. 打音頻譜分析(Tap tone analysis)
使用匈牙利FAKOPP Enterprise開發之軟體 Fast Fourier transform analyzer (FFT analyzer)，
常態頻率設定為2204 Hz，搭配ASUS個人筆記 型電腦(型號為K53SV)、小鐵鎚(敲擊器)、麥克 風收信器(接收頻率範圍為100~16,000 Hz，敏 感度為38±2 dB，信噪比(signal to noise ratio, SNR) > 60 dB進行分析。
(二)CLT試體製造設備
1. 集成元製備
使 用 氣 動 式 裁 斷 機(廣穎機械工業股份有 限 公 司 製 造) 、 四 面 鉋 光 機 ( 型 號 為 S H G - 8 6 - UMDV，省興機械股份有限公司製造)、圓鋸 機、裝潢用圓鋸機、縱剖機等加工設備。
2. CLT製備
使 用 氣 動 式 攪 拌 器 、 布 膠 機 、 滾 輪 輸 送 台、油壓機(最大載重容量300噸)、自製CLT層 積固定模具、束帶。
(三)試體組裝設備
模具製作使用雕刻修邊機(Makita 3701，
轉 速 為30,000 rpm，耗電量為440 W)、圓鋸 機、充電式電鑽(HILTI SFH 22-A，三段調節 變速功能，鑽孔最大扭力為50 Nm)，組裝使用 F型木工用夾具(長度為60、180 cm，固定試體 用)、充電式電鑽。
(四)剪斷試驗設備
1. 動態疲勞試驗機
荷重元載重容量50噸，萬匠企業股份有限 公司製造，型號：WT-6040A。
2. 位移計(Linear variable differential transfor- mer, LVDT)
位 移 計 使 用R D P g r o u p 製 造 ， 型 號 ： DCTH3000A，量測範圍為230 mm，搭配及固 定在磁性基座(magnetic base)上進行量測。
3. 萬能試驗機
測定CLT膠合剪斷強度，高鐵科技股份有 限公司製造，最大載重容量為10噸。
(五)統計分析軟體
使用IBM SPSS Statistics (vers. 20)軟體 進行統計分析。針對試驗條件採用變異數分析 (analysis of variance, ANOVA)，顯著水準為 Table 1. Details of self-tapping screws
Screw Thread
Pitch Head Shank Root Outsider Specification length length diameter diameter diameter diameter
(mm) (mm) (mm)
(mm) (mm) (mm) (mm) M6.0×90/50 89.95 49.56 4.57 11.80 4.20 3.86 6.24 M8.0×120/80 120.14 79.81 5.21 14.55 5.91 5.44 8.15 Fig. 1. Configuration of a self-tapping screw.
5%，並以Tukey’s honest significant difference (HSD)進行多重比較分析，顯著水準為5%。
三、試驗方法
本試驗之CLT製作參考日本農林規格JAS 3079 (2013)，運用國產柳杉造林木製成柳杉 CLT，以及混合進口材南方松製成異樹種CLT等 2種，配合所設計之平板型、T型及L型等3種金 屬連結件，並以市售自攻螺絲作為扣件進行接 合，並依自攻螺絲直徑及使用數量的不同進行 CLT牆體之組合，試體透過雙剪斷試驗探討CLT 接合強度性能。
(一)金屬連結件設計
進行平板型、T型及L型鋁合金連結件之細 部設計時，針對自攻螺絲配置考量比照大木螺 釘之間距配置至少為直徑之4倍，邊距配置至少 為直徑之4倍，受壓側端距配置至少為直徑之7 倍，係參考木構造建築物設計及施工技術規範
(Ministry of the Interior, 2011)中大木螺釘接合 建議，其中平板型及T型連結件使用ø 8 mm自攻 螺絲並配置數量12支(Fig. 2)；L型連結件使用 ø8 mm自攻螺絲並配置數量18及12支兩種條件 (Fig. 3)，另外，L型連結件亦使用ø6 mm自攻螺 絲並配置數量28及18支兩種條件(Fig. 4)，上述 鋁合金連結件厚度均為5 mm。
(二)直交集成板構成配置
本研究使用之CLT可區分為兩種，即全柳 杉之CLT(同樹種CLT)及外層使用南方松補強之 CLT(異樹種CLT)。集成元經打音振動頻譜分析 以及分等後，參考JAS 3079進行配置，全柳杉 CLT試體之組合外層使用等級為10~12 GPa之集 成元，次外層為8~10 GPa等級之集成元，內層 為5~7 GPa等級之集成元(Fig. 5)；異樹種CLT構 成配置外層使用13~17 GPa等級之集成元，次外 層為8~9 GPa等級之集成元，內層為5~7 GPa等 級之集成元。
Fig. 2. Design of flat-type (left) and T-type (right) aluminum alloy connectors (units: mm).
Fig. 3. Design of L-type aluminum alloy connectors with 18 (left) and 12 (right) 8-mm self- tapping screws (units: mm).
Fig. 4. Design of L-type aluminum alloy connectors with 28 (left) and 18 (right) 6-mm self- tapping screws (units: mm).
Fig. 5. Basic requirement of heterogeneous-grade composition of a five-layer Cryptomeria japonica cross-laminated timber (CLT) (a) and mixed-species CLT (b).
Outer layer 10~12 GPa Inner layer 8~10 GPa 5~7 GPa 8~10 GPa Outer layer 10~12 GPa
Outer layer 13~17 GPa Inner layer 9 GPa 5~7 GPa 9 GPa Outer layer 13~17 GPa
(b) Mixed species (a) C. japonica
(三)CLT之製備
參照JAS 3079將集成元尺寸880×110×30 mm配置成製作尺寸880×880×150 mm之五層 CLT，膠合過程採用層間佈膠，同一層之集成 元 寬 度 方 向 間 兩 側 均 不 佈 膠 ， 佈 膠 量 為250 g m-2，採用單面佈膠，加壓壓力為0.98 MPa，
加 壓 時 間6小時。製成尺寸為880×880×150 m m 之 C LT 後 ， 全 柳 杉 C LT 之 平 均 含 水 率 為 1 5 . 5 ± 0 . 2 % ， 混 合 樹 種 C LT 之 平 均 含 水 率 為1 5 . 5 ± 0 . 7 % ， 使 用 縱 剖 機 裁 切 成 尺 寸 為 440×440×150 mm之CLT試體，對應於平板 型、T型鋁合金連結件之H型CLT試體組合之需 要進行開槽，其中以嵌入方式組合之平板型在 CLT主構材兩側及側構材單側邊上中間處皆需 開槽，開槽深度為85 mm，寬度為6 mm；T型 金屬連結件只在CLT主構材兩側邊上中間處開 槽，開槽尺寸為90×6 mm，在側構材邊上中 點還需使用雕刻修邊機進行銑槽，銑槽尺寸為 290×110×5 mm，作為將T型金屬連結件組合 時完全埋入木材中之用。試驗採雙剪斷接合方 式進行，以三塊CLT試體組成一字型及H型試驗 體(Fig. 6)，組合時區分成兩種方式，以主構材 木理方向平行於載重方向模擬實際結構中牆體 與牆體接合，另外，以木理方向垂直於載重方 向代表牆體與樓板接合，側構材木理方向平行 於載重方向(Fig. 7)。
(四)CLT剪斷
本試驗試驗條件按照CLT試體模擬牆－牆 接合與牆－樓板接合之應用，可區分為主構材
與受力方向平行(//)及垂直(⊥)兩種條件；依金 屬連結件的型式可分為平板型(P)、T型(T)與L 型 之 角 鐵 連 結 件(A)，共分為三種條件；依自 攻螺絲使用的螺絲直徑與數量可分為ø6 mm的 18及28支螺絲、ø8 mm的12及18支螺絲四種條 件 ， 總 計18種條件，其試驗條件如Table 2所 示，試驗時載重速度為12 kN min-1每種條件重 複三次。
(五)破壞模式之評估
試體的接合破壞可分為三個部分，分別為 CLT試體破壞、金屬連結件破壞及扣件破壞，
其破壞模式參考The Japan Housing and Wood Technology Centre (2016)中接合降伏模式，共 有6種模式。自攻螺絲的降伏模式是參考歐洲的 降伏理論，其中發生modes 3~6是表示高適用 性，各模式分敘如下：
1. Mode 1為構材壓潰破壞，扣件與連結件無產 生降伏破壞。
2. Mode 2為連結件降伏破壞，構材與扣件無產 生破壞。
3. Mode 3為構材壓潰破壞、連結件降伏破壞，
但無產生塑性鉸。
4. Mode 4為構材壓潰破壞、連結件降伏破壞、
扣件在連結件處產生1個塑性鉸。
5. Mode 5為構材壓潰破壞、連結件降伏破壞、
扣件在構材處產生1個塑性鉸。
6. Mode 6為構材壓潰破壞、連結件降伏破壞、
扣件在連結件及構材處皆產生塑性鉸，共2個 塑性鉸。
Fig. 6. Configuration of flat-type and T-type connectors for cross-laminated timber (CLT) assemblies in the shear test.
Fig. 7. Configuration of L-type connector of cross-laminated timber (CLT) assembly for the shear test, including parallel to the wood grain (left) and perpendicular to the wood grain (right) (units: mm).
在雙剪條件之破壞模式則應用NDS (2018) 之接合降伏模式中的mode III及mode IV進行。
其中mode III是在兩個剪斷面均因彎曲降伏造成 扣件一個塑性鉸；同時構材在扣件接觸點亦產 生壓潰破壞。Mode IV是在兩個剪斷面均產生兩 個塑性鉸，且構材在剪斷面位置產生壓潰。
(六)接合性能之評估
根 據J a p a n C r o s s L a m i n a t e d Ti m b e r Association (2015)提出之CLT接合部試驗評估 方法，先計算各個結構特性因子，其因子包含 最大載重(Pmax)、最大載重時之位移(δmax)、極限
載重(Pu)、極限位移(δu)、降伏載重(Py)、降伏位 移(δy)、初始剛性(K)、極限降伏位移(δv)、塑性 率(μ)及構造特性係數(Ds)，求得方式如下(Fig.
8)，利用試驗所記錄的載重－位移關係，按下 列步驟即可計算獲得，再藉以評估接合性能。
1. 將0.1 Pmax與0.4 Pmax連成一條直線，形成第I 直線。
2. 將0.4 Pmax與0.9 Pmax連成一條直線，形成第II 直線。
3. 將第II直線平移至與載重－位移曲線圖相 切，形成第III直線。
4. 將第I直線與第III直線之交點畫出平行於X軸
之線，形成第IV直線，第IV直線通過載重－
位移曲線之交點載重，定義為降伏載重(Py)。
5. 第IV直線通過載重－位移曲線交點之位移，
定義為降伏位移(δy)。
Table 2. Shear test matrix of cross-laminated timber (CLT) connections Condition Species Connector
Joint type Screw diameter Screw
type (mm) number
JJ-P-//-Ø8-121) C. japonica Flat type Wall to wall ø8 12 JJ-T-//-Ø8-12 C. japonica T type Wall to wall ø8 12 JJ-A-//-Ø6-18 C. japonica L type Wall to wall ø6 18 JJ-A-//-Ø6-28 C. japonica L type Wall to wall ø6 28 JJ-A-//-Ø8-12 C. japonica L type Wall to wall ø8 12 JJ-A-//-Ø8-18 C. japonica L type Wall to wall ø8 18 JJ-A-⊥-Ø6-18 C. japonica L type Wall to floor ø6 18 JJ-A-⊥-Ø6-28 C. japonica L type Wall to floor ø6 28 JJ-A-⊥-Ø8-12 C. japonica L type Wall to floor ø8 12 JJ-A-⊥-Ø8-18 C. japonica L type Wall to floor ø8 18 PJ-A-//-Ø6-18 Mixed species L type Wall to wall ø6 18 PJ-A-//-Ø6-28 Mixed species L type Wall to wall ø6 28 PJ-A-//-Ø8-12 Mixed species L type Wall to wall ø8 12 PJ-A-//-Ø8-18 Mixed species L type Wall to wall ø8 18 PJ-A-⊥-Ø6-18 Mixed species L type Wall to floor ø6 18 PJ-A-⊥-Ø6-28 Mixed species L type Wall to floor ø6 28 PJ-A-⊥-Ø8-12 Mixed species L type Wall to floor ø8 12 PJ-A-⊥-Ø8-18 Mixed species L type Wall to floor ø8 18
1)JJ, Cryptomeria japonica CLT; PJ, mixed species CLT; P, flat-type; T, T-type; A, L-type; //, wall to wall; ⊥, wall to floor.
Fig. 8. Estimation of structural characteristic factors of a joint.
6. 將原點與交點(Py, δy)連成連成一條直線，形 成第V直線。此線之斜率被定義為初始剛性 (K)。
7. 在達到最大載重後降低至0.8 Pmax時，此處之 位移定義為極限位移(δu)。
8. 以載重－位移曲線至X = δu及X軸所包圍之 面積S並定義為能量散逸(Energy dissipation, E)。
9. 以第V直線與X = δu、X軸，找出與S面積相 等且平行於X軸之線，形成第VI直線。
10. 第V直線與第VI直線的交點定義為完全彈塑 性模式之極限載重(Pu)，此處之位移為為完 全彈塑性模式之極限降伏位移(δv)。
11. 塑性率(μ) = (δu /δv)。
12. 以μ計算接合部的構造特性係數(Ds)，Ds = 1/ 。
結 果
一、CLT接合剪斷破壞模式
C LT 之 接 合 經 剪 斷 試 驗 後 破 壞 模 式 可 區 分為CLT、自攻螺絲、鋁合金連結件等三個部 分，其中最常發生之破壞中，CLT之破壞分為 木材壓潰破壞、集成元膠合剪斷破壞及劈裂破 壞，自攻螺絲破壞分為降伏破壞、螺帽剪斷破 壞、穿透連結件及螺絲引拔破壞，連結件破壞 分為擴孔破壞、剪斷破壞及大量變形，發生率 統計結果如Table 3所示：
(一)CLT之破壞模式
CLT以L型連結件接合之剪斷試驗條件中，
接合部位皆出現木材壓潰的情形產生，壓潰分 為兩個部分，其一為CLT因自攻螺絲受力變形 Table 3. Failure mode of cross-laminated timber (CLT) connections subjected to a shear test (units: )
CLT failure Self-tapping screw failure Connector failure Connection
Crushing Lamina
Failure Screw
Penetration Withdrawal Hole Plate large
type Split head Fracture
failure shear
mode 6
shear failure failure deformation deformation JJ-A-//-Ø6-181) 100 0 100 100 100 100 100 100 100 0 JJ-A-//-Ø6-28 100 66.67 100 100 100 100 100 100 100 0 JJ-A-//-Ø8-12 100 0 100 100 0 100 100 100 100 100 JJ-A-//-Ø8-18 100 0 100 100 0 100 100 100 100 100 JJ-A-⊥-Ø6-18 100 0 100 100 100 100 100 100 100 0 JJ-A-⊥-Ø6-28 100 0 100 100 66.67 100 100 100 100 33.33 JJ-A-⊥-Ø8-12 100 0 100 100 0 100 100 100 100 100 JJ-A-⊥-Ø8-18 100 0 100 100 0 100 100 100 100 100 JJ-P-//-Ø8-12 100 0 100 Mixed2) 0 0 0 100 0 0 JJ-T-//-Ø8-12 100 0 100 Mixed 0 0 100 100 0 0 PJ-A-//-Ø6-18 100 0 100 100 100 100 100 100 100 0 PJ-A-//-Ø6-28 100 100 100 100 0 100 100 100 100 0 PJ-A-//-Ø8-12 100 0 100 100 0 100 100 100 100 100 PJ-A-//-Ø8-18 100 66.67 100 100 0 100 100 100 100 100 PJ-A-⊥-Ø6-18 100 0 100 100 100 100 100 100 100 0 PJ-A-⊥-Ø6-28 100 0 100 100 100 100 100 100 100 100 PJ-A-⊥-Ø8-12 100 0 100 100 0 100 100 100 100 100 PJ-A-⊥-Ø8-18 100 0 100 100 0 100 100 100 100 100
1)JJ, Cryptomeria japonica CLT; PJ, mixed species CLT; P, flat-type; T, T-type; A, L-type; //, wall to wall; ⊥, wall to floor.
2)May be classified as a mixture of failure modes III, IV, and 6.
進而擠壓木材所產生(Fig. 9a)，其二為自攻螺絲 受引拔抵抗作用於鋁合金連結件，導致鋁合金 板變形破壞並擠壓表層集成元(Fig. 9b)，壓潰的 發生伴隨著表層集成元在螺絲孔周遭之木材纖 維撕裂並沿木理方向的劈裂(Fig. 9c)，而CLT在 平板型及T型連結件接合之剪斷試驗條件中連結 件表面無明顯之破壞，但試驗體拆解後可看出 CLT在接合介面受多數自攻螺絲之變形而產生 木材壓潰(Fig. 9d)。木材壓潰程度則受自攻螺絲 直徑、數量，及表面集成元密度所影響，且以 直徑小且數量少者木材壓潰程度較大，而表面 集成元密度越高壓潰程度越小。
集成元的剪斷破壞(Fig. 9e)只發生在受力 方向平行於木材纖維方向之接合剪斷試驗之條
件，破壞位置在接合部位之次層集成元且接近 表層集成元之處，此種剪斷破壞相同於膠合剪 斷 破 壞 之 模 式 ， 沿 著 垂 直 方 向 之 年 輪 方 向 破 壞，從各接合條件來看，主要是發生在自攻螺 絲使用數量較多的接合 (Fig. 9f)。
(二)自攻螺絲破壞模式
CLT以L型連結件接合之剪斷試驗條件依據 The Japan Housing and Wood Technology Centre (2016)中有關插銷型扣件之接合降伏破壞模式 進行區分，顯示自攻螺絲之破壞為CLT單剪降 伏模式之mode 6為主，此種形式是在變形過程 中會產生2個塑性鉸(Fig. 10a)，透過木材的緊 固及鋁合金板的剪斷抵抗，各材料間同時產生
Fig. 9. Demonstration of cross-laminated timber (CLT) failure at the CLT connection.
(a) Crushed wood caused by a
screw. (c) Wood split along the wood grain.
(b) Crushed wood caused by an L-type connector.
(d) Crushed wood caused by
plate-type and T-type connectors. (e) Lamina shear failure. (f) Lamina shear failure.
變形，自攻螺絲大量產生螺帽穿透鋁合金板破 壞形式(Fig. 10b)，以及自攻螺絲於CLT試體的 引拔破壞形式(Fig. 10c)，此在各接合試驗條件 中皆有觀察到。另外，在CLT平板型連結件接 合試驗條件中，接合降伏破壞模式屬於雙剪形 式(Fig. 10d)，在The Japan Housing and Wood Technology Centre (2016)並無定義屬於CLT的 雙剪形式接合降伏模式，故參考NDS (2018)有 關木結構接合部的螺栓雙剪降伏模式，顯示同 時為mode III及mode IV的組合。在以T型連結 件接合的試驗條件中，受力時主構材側屬於雙 剪形式，側構材端屬於單剪形式，故接合之降 伏 破 壞 模 式 係 結 合CLT單剪降伏模式之mode 6，此相當於NDS中之mode IV，以及雙剪降伏 模式之mode III及mode IV的組合。螺帽的剪斷 破壞(Fig. 10e)只發生在自攻螺絲直徑為6 mm的 接合試驗條件中。
(三)鋁合金連結件破壞模式
鋁合金板的鑽孔處之擴孔變形，來自於固 定於該孔之自攻螺絲於傳遞力的過程時之螺絲 胴身擠壓(Fig. 11a)形成，在所有的接合試驗條 件皆有發生，以及鋁合金板在局部位置發生斷 裂之破壞(Fig. 11b)，此種鋁合金板的斷裂破壞 是發生在鋁合金板嚴重變形(Fig. 11c)之後，亦 即在試體達到最大剪斷容量後。另外，平板型 及T型連結件則因接合時為嵌入CLT構材中之設 計，受到CLT構材開槽寬度的限制，故無明顯 的嚴重變形。
二、CLT接合之剪斷抵抗特性
剪斷試驗之CLT接合試體係以3片CLT透過 金屬連結件組成H型或是一字型，並在中央載 重過程中形成兩個接合剪斷面，試驗結果換算 成單剪接合面進行分析。柳杉CLT牆-牆接合(平
Fig. 10. Demonstration of failure modes of self-tapping screws at cross-laminated timber (CLT) connections.
(a) Failure mode 6. (b) Screw head penetration. (c) Screw withdrawal failure.
(d) Mixed failure modes. (e) Screw head sheared off.
行木理方向，//)條件之剪斷載重位移關係如Fig.
12所示。其中以平板連結件(P)及T型連結件(T) 進行CLT接合的剪斷承載容量較高，也有較佳 之 剛 性 ， 而 自 攻 螺 絲 使 用 數 量 較 低 者 如 直 徑6 mm 18支及直徑8 mm 12支之接合條件，則有較 低之剪斷承載容量及較低之剛性。柳杉CLT牆- 樓板接合(垂直木理方向，⊥)條件之剪斷載重位 移關係如Fig. 13所示，亦可見與牆-牆接合有相 近之趨勢，但有較低之剛性，同時連結件配合 使用數量較少自攻螺絲之條件亦有較低之剪斷 承載容量。
接 合 試 驗 所 得 之 剪 斷 載 重 位 移 關 係 ， 進 一 步 可 以 透 過 彈 塑 性 理 論 分 析 ，Japan Cross Laminated Timber Association (2015)提出評估 CLT構材接合部之彈塑性模型的方法，可以評 估CLT不同組合條件下之接合效果。透過軟體 分析，在各接合條件下可知最大剪斷容量(Pmax) 落在54.00~98.22 kN之間，其中以T型連結件 接合(JJ-T-//-Ø8-12)及異樹種CLT牆-樓板間以L 型角鐵接合(PJ-A-⊥-Ø6-28)等條件之平均值均 超過90 kN為最高(Table 4)。在最大剪斷容量位 移(δmax)方面則落在32.75~66.35 mm之間，其中 (a) Screw hole enlarged. (b) Connector shear fracture. (c) Connector deformation.
Fig. 11. Demonstration of failure modes of aluminum connectors at the cross-laminated timber (CLT) connection.
Fig. 12. Shear load-displacement relationship of Cryptomeria japonica cross-laminated timber (CLT) wall-to-wall connections subjected to shear tests.
Fig. 13. Shear load-displacement relationship of Cryptomeria japonica cross-laminated timber (CLT) wall-to-floor connections subjected to shear tests.
Table 4. Maximum shear capacity (Pmax) and maximum shear capacity displacement (δmax) in structural performance of cross-laminated timber (CLT) connections subjected to shear tests Connection type Pmax (kN) δmax (mm)
Max. Min. Average Max. Min. Average JJ-A-//-Ø6-18 58.60 55.12 56.68±1.77 52.31 41.58 48.15±5.76 JJ-A-//-Ø6-28 83.60 81.87 82.61±0.89 51.68 46.90 49.54±2.43 JJ-A-//-Ø8-12 63.10 60.38 61.92±1.39 64.83 58.52 61.38±3.19 JJ-A-//-Ø8-18 85.21 78.81 82.79±3.48 65.33 55.21 59.36±5.30 JJ-A-⊥-Ø6-18 60.27 54.00 57.21±3.14 45.17 37.80 42.43±4.04 JJ-A-⊥-Ø6-28 89.83 86.27 87.82±1.82 59.58 51.78 55.11±4.02 JJ-A-⊥-Ø8-12 62.16 59.80 60.98±1.18 60.86 56.75 58.30±2.24 JJ-A-⊥-Ø8-18 85.81 82.54 83.97±1.67 66.35 57.65 62.64±4.49 JJ-P-//-Ø8-12 98.10 84.80 88.52±6.41 49.32 39.76 44.51±4.13 JJ-T-//-Ø8-12 97.87 89.30 93.60±3.61 42.59 32.75 36.84±4.59 PJ-A-//-Ø6-18 63.67 57.09 60.94±3.43 46.62 40.05 43.51±3.30 PJ-A-//-Ø6-28 81.76 79.12 80.65±1.37 42.43 36.74 39.95±2.91 PJ-A-//-Ø8-12 65.10 64.06 64.59±0.52 58.50 53.33 56.53±2.79 PJ-A-//-Ø8-18 84.77 82.13 83.75±1.42 58.60 56.56 57.27±1.15 PJ-A-⊥-Ø6-18 62.83 59.75 61.31±1.54 47.68 40.48 44.52±3.68 PJ-A-⊥-Ø6-28 98.22 87.65 93.80±5.50 56.31 48.15 51.46±4.29 PJ-A-⊥-Ø8-12 63.91 62.62 63.28±0.65 57.21 55.51 56.51±0.89 PJ-A-⊥-Ø8-18 86.55 81.22 84.07±2.68 53.30 52.29 52.90±0.54 Note: Connection types are explained in the footnotes to Table 3.
又以自攻螺絲較粗直徑及較少數量為扣件，透 過L型角鐵連結件進行之柳杉CLT牆-牆接合(JJ- A-//-Ø8-12)，以及牆-樓板用較多數量自攻螺絲 接合(JJ-A-⊥-Ø8-18)兩條件之平均值均超過60 mm之位移為最高。
在CLT接合之剪斷降伏容量(Py)方面，各組 試驗結果則是介於25.51~52.20 kN之間，其中 亦顯示CLT以T型連結件進行內嵌方式接合條件 之平均值在50 kN以上為最高(Table 5)，此值約 為Pmax之54%。在剪斷降伏容量位移(δy)方面，
各組接合試驗結果介於1.84~16.63 mm之間，其 中則是柳杉CLT牆-樓板間以自攻螺絲較粗直徑 者為扣件，透過L型角鐵連結件進行接合(JJ-A-
⊥-Ø8-12及JJ-A-⊥-Ø8-18)兩條件之位移平均值 最高均在15 mm以上。
在CLT接合之初始剛性(K)方面，各接合 條件之剪斷試驗顯示介於1.55~14.22 kN mm-1 之間，而柳杉CLT以平板型連結件接合(JJ-P- //-Ø8-12)者具有最高之初始剛性，平均為11.28 kN mm-1 (Table 6)，CLT以自攻螺絲較粗直徑且 較少數量為扣件，透過L型角鐵連結件進行牆- 樓板接合(JJ-A-⊥-Ø8-12)者之初始剛性最低，
其平均值僅為最高者之15%。在能量散逸(E)方 面，各組接合試驗結果介於1872.46~4836.71 kN-mm之間，其中以柳杉CLT牆-樓板間透過L 型角鐵連結件以直徑較細之自攻螺絲28支組合 (JJ-A-⊥-Ø6-28)者為最高，平均值可達4485.77 kN-mm，而異樹種CL牆-牆間以同樣角鐵連
結 件 及 相 同 直 徑18支自攻螺絲組合者(PJ-A- //-Ø6-18)平均值為2178.94 kN-mm最低，且僅 為前者之49%。
在CLT接合剪斷之極限載重(Pu)方面，其 最大值與Pmax相同都發生在T型連結件接合(JJ- T-//-Ø8-12)以及異樹種CLT以直徑6 mm28支自 攻螺絲進行牆-樓板之接合(PJ-A-⊥-Ø6-28)，
兩者平均值均超過85 kN (Table 7)，且為Pmax
值之91%或是Py值之1.7倍。在剪斷之極限位移 (δv)方面，則是柳杉CLT牆-樓板分別以12支或 18支8 mm自攻螺絲接合(JJ-A-⊥-Ø8-12及JJ-A-
⊥-Ø8-18)條件最高平均值均超過30 mm，且為 δy之2.1倍。
在CLT接合部在外力作用下之塑性率(μ)方 面，除了以平板型連結件接合(JJ-P-//-Ø8-12)之 試驗結果是介於7.41~9.82外，其餘各不同CLT接 合形式均介於2.08~3.69之間(Table 8)，顯示該種 接合方式具有明顯的延展性特點，其他接合方式 Table 5. Shear yield capacity (Py) and shear yield capacity displacement (δy) in structural performance of cross-laminated timber (CLT) connections subjected to shear tests Connection type Py (kN) δy (mm)
Max. Min. Average Max. Min. Average JJ-A-//-Ø6-18 28.00 26.44 27.40±0.84 12.62 10.76 11.85±0.97 JJ-A-//-Ø6-28 43.88 42.48 42.97±0.79 11.03 10.44 10.65±0.34 JJ-A-//-Ø8-12 28.02 25.51 27.04±1.34 14.82 13.13 14.04±0.85 JJ-A-//-Ø8-18 41.05 36.92 39.33±2.15 12.23 10.59 11.42±0.82 JJ-A-⊥-Ø6-18 28.29 26.58 27.58±0.89 10.51 9.58 10.11±0.48 JJ-A-⊥-Ø6-28 45.59 44.20 44.76±0.73 15.02 13.07 14.03±0.98 JJ-A-⊥-Ø8-12 27.86 25.58 26.86±1.17 16.14 14.15 15.42±1.11 JJ-A-⊥-Ø8-18 41.04 37.51 39.39±1.78 16.63 13.30 15.11±1.69 JJ-P-//-Ø8-12 51.42 47.19 48.58±1.93 3.25 1.84 2.79±0.66 JJ-T-//-Ø8-12 51.29 49.55 50.44±0.76 10.94 7.56 8.97±1.44 PJ-A-//-Ø6-18 33.72 30.68 32.38±1.55 12.59 10.69 11.64±0.95 PJ-A-//-Ø6-28 45.35 41.13 43.71±2.26 11.88 10.47 11.31±0.74 PJ-A-//-Ø8-12 30.13 30.02 30.07±0.06 14.44 12.48 13.58±1.00 PJ-A-//-Ø8-18 42.96 39.34 41.40±1.86 11.56 9.28 10.62±1.19 PJ-A-⊥-Ø6-18 33.62 31.70 32.43±1.04 13.51 11.48 12.72±1.09 PJ-A-⊥-Ø6-28 52.20 46.64 49.58±2.79 15.88 11.75 13.78±2.06 PJ-A-⊥-Ø8-12 31.08 29.10 29.94±1.03 15.71 12.94 14.49±1.41 PJ-A-⊥-Ø8-18 41.71 38.64 40.48±1.62 11.68 10.67 11.34±0.58 Note: Connection types are explained in the footnotes to Table 3.
則屬於脆性之接合抵抗行為。在構造特性係數 (Ds)方面，各組接合試驗結果估算介於0.23~0.56 之間。對於木構剛架之接合而言，一般是建議 Ds值介於0.3~0.45之間，其中較低值0.3表示結 構具有優良之塑性(Housing Bureau, Ministry of Construction, 1990)其中柳杉CLT運用12支8 mm 自攻螺絲透過L型角鐵進行牆-樓板接合(JJ-A-
⊥-Ø8-12)具有最高值0.55，顯示為具高剛性之 結構行為，而平板型連結件CLT之接合條件估 算為0.25，顯示為具有高延展性之結構行為。
討 論
一、CLT接合之剪斷破壞
Mahdavifar et al. (2016)於研究中將CLT 牆體在側向載重下，所產生牆體之位移機制區 分為剪斷變形、彎曲變形、牆體滑動以及牆體 傾 倒(Rocking)等四項，其中剪斷變形及彎曲
變形是決定於CLT本身之面內剛性，後兩項項 機制則是決定於CLT之接合方式。Seim et al.
(2013)則在研究中顯示CLT之牆體滑動及牆體 傾倒所造成之位移比例超過93%以上，其中角 鐵則是CLT牆體接合用以抵抗剪力載重的關鍵 連結件。Schneider et al. (2014)則指出CLT接合 部最常見的破壞模式是扣件的降伏以及進一步 的扣件引拔而出之破壞，其中扣件的降伏是最 理想的，在能量散逸的觀點而言，也是所需要 的接合破壞模式。該研究中分別採用不同規格 之螺紋釘、環紋釘及自攻螺絲作為角鐵接合之 扣件，而CLT接合在破壞時，各種扣件均為引 拔破壞，其中自攻螺絲扣件因引拔抵抗力較高 進而發生釘頭本身剪斷之破壞。本研究之CLT 角鐵接合條件亦均為自攻螺絲引拔破壞(Table 3)，與該研究相同，進一步，其中自攻螺絲釘 頭之剪斷破壞則發生在直徑6 mm之接合條件，
而在直徑8 mm接合之條件則未見。
Table 6. Initial stiffness (K) and energy dissipation (E) in the structural performance of cross-laminated timber (CLT) connections subjected to shear tests
Connection type K (kN mm-1) E (kN-mm)
Max. Min. Average Max. Min. Average JJ-A-//-Ø6-18 2.31 2.06 2.16±0.13 2722.32 2237.27 2517.93±251.36 JJ-A-//-Ø6-28 3.68 3.58 3.64±0.05 4337.51 3865.80 4128.08±240.25 JJ-A-//-Ø8-12 1.88 1.77 1.84±0.06 3331.18 2961.32 3170.38±189.60 JJ-A-//-Ø8-18 3.37 2.92 3.09±0.25 4371.46 3703.52 3931.01±381.51 JJ-A-⊥-Ø6-18 2.72 2.37 2.53±0.18 2748.95 2264.80 2507.46±242.08 JJ-A-⊥-Ø6-28 3.15 2.86 2.98±0.15 4836.71 4193.55 4485.77±325.58 JJ-A-⊥-Ø8-12 1.85 1.55 1.69±0.15 2894.25 2745.95 2836.88±79.64 JJ-A-⊥-Ø8-18 2.63 2.26 2.44±0.19 4692.31 3598.14 4144.11±547.09 JJ-P-//-Ø8-12 14.22 9.93 11.28±2.01 4643.04 3926.17 4221.73±324.99 JJ-T-//-Ø8-12 5.95 4.41 5.24±0.64 4363.06 3325.74 3806.25±515.48 PJ-A-//-Ø6-18 2.87 2.31 2.62±0.28 2517.11 1872.46 2178.94±323.49 PJ-A-//-Ø6-28 3.67 3.60 3.63±0.04 3403.52 3282.99 3357.90±65.39 PJ-A-//-Ø8-12 2.22 1.96 2.07±0.14 3062.60 2835.45 2914.51±128.35 PJ-A-//-Ø8-18 3.57 3.31 3.42±0.13 4061.69 3874.94 3945.56±101.35 PJ-A-⊥-Ø6-18 2.62 2.32 2.44±0.16 2584.43 2125.83 2352.08±229.36 PJ-A-⊥-Ø6-28 3.70 3.13 3.42±0.29 4599.22 4066.73 4331.63±266.26 PJ-A-⊥-Ø8-12 2.09 1.89 1.96±0.11 2967.10 2777.60 2865.11±95.58 PJ-A-⊥-Ø8-18 3.48 3.01 3.24±0.23 3834.77 3519.35 3654.63±162.43 Note: Connection types are explained in the footnotes to Table 3.
Gavric et al. (2015a)在CLT接合之拉伸試 驗中指出，當釘或螺絲在接合部之角鐵連結件 產生變形前，先行發生垂直引拔破壞時，多會 形成該接合的脆性破壞，此表示角鐵連結件並 未達到全能量散逸之容量，同時僅透過釘之引 拔方式所產生的延展性及能量散逸是遠較角鐵 為低的。在本研究中，雖然自攻螺絲自CLT引 拔而出，同時角鐵在用釘之孔洞位置已產生變 形，角鐵本身也因剪斷力形成明顯的扭曲變形 進而發生破壞，顯示能夠完全利用連結件本身 的延展性。在另一方面該研究CLT接合剪斷試 驗中，各種釘扣件均產生2個塑性鉸之變形則視 為預期所需之破壞模式，而在本研究中CLT角 鐵接合所使用的自攻螺絲均呈模式6的降伏變形 與該報告有相同的結果，亦即此種接合方式具 有塑性之變形，且在應力下能有較長的時間維 持抵抗力及抵抗容量(Schneider et al. 2014)。
二、連結件型式對CLT接合剪斷抵抗之影響 在研究中柳杉CLT接合採用L型角鐵、平板 型及T型等三種鋁合金連結件以12支直徑8 mm 自攻螺絲組合，在ANOVA分析中顯示各接合 條件間之最大剪斷容量(Pmax)有顯著的差異，以 Tukey HSD進行多重比較分析，顯示以L型連結 件接合者為最低，而CLT以T型連結件及平板型 連結件接合者之間並無顯著差別，又分別高於L 型連結件接合者51及43% (Fig. 14)。T型連結件 及平板型連結件之設計是屬於內嵌型，在CLT 內部開槽插入後，再以自攻螺絲自CLT板面垂 直鎖入固定之接合，依CLT剖面而言，兩側CLT 夾住中央之連結件可形成三構材之受力型式，
此種型式能夠讓自攻螺絲在釘長度方向有更佳 之側向抵抗力，並形成雙剪降伏模式III及模式 IV之變形，大幅提升接合部位之剪斷承載能 力。Schneider et al. (2015)採用Simpson Strong- Table 7. Ultimate shear capacity (Pu) and ultimate shear yield displacement (δv) in the structural performance of cross-laminated timber (CLT) connections subjected to shear tests
Connection type Pu (kN) δv (mm)
Max. Min. Average Max. Min. Average JJ-A-//-Ø6-18 52.54 48.82 50.73±1.86 25.55 21.16 23.57±2.22 JJ-A-//-Ø6-28 75.51 72.31 74.38±1.79 21.06 19.67 20.44±0.70 JJ-A-//-Ø8-12 54.93 52.77 53.98±1.10 30.58 28.02 29.39±1.29 JJ-A-//-Ø8-18 74.79 69.33 72.60±2.88 25.09 21.83 23.55±1.64 JJ-A-⊥-Ø6-18 53.60 49.23 51.62±2.21 20.91 19.72 20.47±0.65 JJ-A-⊥-Ø6-28 81.94 77.94 79.80±2.01 28.02 24.73 26.84±1.83 JJ-A-⊥-Ø8-12 54.53 52.31 53.57±1.14 33.78 29.52 31.88±2.16 JJ-A-⊥-Ø8-18 76.55 71.92 74.55±2.38 33.27 27.34 30.64±3.02 JJ-P-//-Ø8-12 84.16 74.80 77.42±4.50 7.59 5.92 6.96±0.78 JJ-T-//-Ø8-12 88.96 81.62 85.02±3.10 20.17 14.08 16.45±2.61 PJ-A-//-Ø6-18 57.51 52.16 55.33±2.81 22.54 19.65 21.21±1.46 PJ-A-//-Ø6-28 75.67 72.82 74.06±1.46 20.88 19.83 20.40±0.53 PJ-A-//-Ø8-12 56.68 56.31 56.47±0.19 28.95 25.38 27.31±1.80 PJ-A-//-Ø8-18 74.99 71.69 73.61±1.71 22.64 20.08 21.53±1.31 PJ-A-⊥-Ø6-18 57.42 54.97 56.29±1.23 24.35 21.01 23.12±1.84 PJ-A-⊥-Ø6-28 90.07 81.11 85.76±4.49 28.78 21.89 25.29±3.44 PJ-A-⊥-Ø8-12 57.03 54.99 56.21±1.07 30.22 26.33 28.79±2.14 PJ-A-⊥-Ø8-18 76.81 71.42 74.06±2.70 23.72 22.10 22.91±0.81 Note: Connection types are explained in the footnotes to Table 3.
Tie角鐵及BMF 105強化角鐵兩種連結件，分別 以18及10支3.8×89 mm之螺紋釘接合CLT，可 得剪斷破壞最大容量為49.5及24.9 kN，均較本 研究之L型角鐵接合條件為低，由於本研究所採 用之自攻螺絲直徑為8 mm，長度120 mm，能夠 提供較高之強度性能，在該研究中亦建議以較
長之環紋釘能有較佳之接合強度，同時該研究 所採用之連結件厚度為3 mm，而本研究之鋁合 金連結件厚度增至5 mm，亦平衡了所需之強度 需求。
在柳杉CLT接合之剪斷降伏容量(Py)方面亦 呈現以L型連結件接合者為最低，而以T型連結 件及平板型連結接合者分別高於L型連結件接合 者87及80% (Fig. 15)，同時，CLT以L型連結件 接合條件之Py/Pmax比值為44%，略為偏低會提 早產生接合部之變形，而以T型及平板型連結 件進行內嵌接合者則其Py/Pmax比值分別為54及 55%，顯示採用此二種接合方式不但有較高的 剪斷抵抗能力，同時也容許有較大的線性運用 範圍。一般木構造梁柱之間之接合多採用螺栓 (Bolt)或插銷(Drift pin)，並透過金屬連結件以 外露方式固定，在防火及美觀考量下則會考量 內嵌接合設計(Yeh et al. 2012a, 2012b)，在梁 柱施工時之沉孔作業中，會因此降低了上述扣 Table 8. Ductility factor (μ) and structural characteristics factor (Ds) in structural
performance of cross-laminated timber (CLT) connections subjected to double-shear tests
Connection type μ Ds
Max. Min. Average Max. Min. Average JJ-A-//-Ø6-18 2.67 2.53 2.61±0.07 0.50 0.48 0.49±0.01 JJ-A-//-Ø6-28 3.24 3.19 3.21±0.02 0.43 0.43 0.43±0.00 JJ-A-//-Ø8-12 2.68 2.29 2.50±0.20 0.53 0.48 0.50±0.03 JJ-A-//-Ø8-18 2.83 2.75 2.80±0.04 0.47 0.46 0.47±0.00 JJ-A-⊥-Ø6-18 3.10 2.72 2.87±0.20 0.48 0.44 0.46±0.02 JJ-A-⊥-Ø6-28 2.80 2.40 2.60±0.20 0.51 0.47 0.49±0.02 JJ-A-⊥-Ø8-12 2.28 2.08 2.17±0.11 0.56 0.53 0.55±0.02 JJ-A-⊥-Ø8-18 2.46 2.16 2.31±0.15 0.55 0.51 0.53±0.02 JJ-P-//-Ø8-12 9.82 7.41 8.41±1.02 0.27 0.23 0.25±0.02 JJ-T-//-Ø8-12 3.69 2.80 3.25±0.38 0.47 0.40 0.43±0.03 PJ-A-//-Ø6-18 2.54 2.19 2.35±0.18 0.54 0.49 0.52±0.02 PJ-A-//-Ø6-28 2.86 2.58 2.73±0.14 0.49 0.46 0.47±0.02 PJ-A-//-Ø8-12 2.48 2.33 2.39±0.08 0.52 0.50 0.51±0.01 PJ-A-//-Ø8-18 3.19 2.80 3.00±0.20 0.47 0.43 0.45±0.02 PJ-A-⊥-Ø6-18 2.38 2.21 2.31±0.09 0.54 0.52 0.53±0.01 PJ-A-⊥-Ø6-28 2.94 2.27 2.53±0.36 0.53 0.45 0.50±0.04 PJ-A-⊥-Ø8-12 2.55 2.11 2.28±0.23 0.56 0.49 0.53±0.03 PJ-A-⊥-Ø8-18 2.76 2.58 2.66±0.09 0.49 0.47 0.48±0.01 Note: Connection types are explained in the footnotes to Table 3.
Fig. 14. Comparison of maximum shear capacities of cross-laminated timber (CLT) connections among aluminum alloy connector types.
件的長度以及所提供之承載效果，本研究所採 用之自攻螺絲緊固之方式，可在釘身中央透過T 型或平板型連結件之支承，形成較短的雙懸臂 梁，可以承載CLT所傳遞之較高剪斷力，故反 具有提升接合強度之優點。
在柳杉CLT接合之初始剛性(K)方面，三種 鋁合金連結件型式之間均呈顯著性之差異(Fig.
16)，其中以平板型連結件之接合初始剛性為最 佳，T型連結件接合者次之，L型連結件接合為 最低，後二者分別僅為其46及16%。在CLT以 角鐵接合之剪斷試驗中，Schneider et al. (2014) 建議要避免木材破壞及釘頭斷裂，而以扣件之 引拔破壞為適當，此種可判斷屬於單剪降伏模 式，然在本研究中呈現相對偏低之接合初始剛 性，遠低於平板型及T型連結件之接合特性。
後兩者在CLT主構材側之自攻螺絲呈現NDS所 定義之雙剪降伏模式，顯示應用內嵌組合之方
式，會有較佳之初始剛性，其中由於T型連結件 本身之固定用側板是固定在CLT側構材部位，
於受力過程中仍屬於單剪降伏模式，同時造成 自攻螺絲之引拔破壞，故其初始剛性不若於平 板型連結件之接合效果。
三、自攻螺絲配置數量對CLT接合剪斷之影響 在研究中亦針對CLT以L型角鐵連結件之 接合方式，分別採用6及8 mm自攻螺絲進行組 合，其中6 mm直徑者分別以18及28支配置，
8 mm直徑者分別以12及18支配置並進行剪斷試 驗。結果顯示無論是柳杉CLT (JJ)或是南方松混 和樹種CLT (PJ)之接合，以及牆-牆接合(載重方 向平行木理方向，//)或是牆-樓板接合(載重方 向垂直木理方向，⊥)，其接合之最大剪斷容量 當以採用較多自攻螺絲數量配置者均能顯著提 高(Fig. 17)。在柳杉CLT使用直徑8 mm自攻螺 絲條件下，使用18支固定CLT之接合較使用12 支固定CLT之接合，其平均Pmax高出36%，在南 方松混和樹種CLT之接合亦高出31%。在直徑 6 mm自攻螺絲配置方面，亦顯示分別使用18及 28支數量，對柳杉CLT接合及南方松異樹種CLT 接合之Pmax分別高出50及43%。當自攻螺絲的配 置數量自12支增加至18支或是自18支增加至28 支，相當於分別增加50及55%的數量，而上述 相對應的Pmax之提升比例並未如預期，此可能與 外力在接合部位的傳遞過程中，各支自攻螺絲 之承載力不均有關。Schneider et al. (2014)亦指 出在靠近CLT材緣之用釘位置常有因木材纖維 斷裂致使釘不能完全發揮受力時對木材之承壓 作用，同時部分接合也會在CLT集成元之間的 膠合介面發生脆性的剝離破壞，使該部位之釘 失去承壓作用。本研究所有接合條件均有木材 發生劈裂破壞，同時也有三種接合條件在局部 之集成元膠合介面發生剝離，因此可說明增加 自攻螺絲數量對Pmax的提升會有一定之限制。
在CLT接合之剪斷降伏容量(Py)方面，經統 計分析結果，其趨勢與Pmax相同，當自攻螺絲配 置數量增加時，各條件之Py均能顯著提高(Fig.
18)。其中柳杉CLT使用18支8 mm自攻螺絲接合 較12支接合者之Py高46%，而使用18支6 mm自 Fig. 15. Comparison of shear yield
capacities of cross-laminated timber (CLT) connections among aluminum alloy connector types.
Fig. 16. Comparison of initial stiffness of cross-laminated timber (CLT) connections among aluminum alloy connector types.
攻螺絲接合較28支接合者之Py高60%。在南方 松CLT之接合試驗中，在提高8及6 mm直徑自攻 螺絲配置數量時，其平均Py值分別可提高36及 44%。在Py/Pmax比值方面，柳杉CLT以8 mm自 攻螺絲12及18支配置接合者分別為44及47%，
以6 mm自攻螺絲18及28支配置接合者分別為 48及51%，上述結果相近顯示增加自攻螺絲數 量之接合，並未明顯改變該接合之力學線性範 圍。另外在南方松異樹種CLT之接合條件亦有 相同之結果。
在柳杉CLT接合之剪斷初始剛性(K)方面，
以8 mm自攻螺絲18支配置者較以12支組合之條 件，其K值可以提升57%，而6 mm自攻螺絲28
支接合者亦較18支接合者高41% (Fig. 19)。在 南方松異樹種CLT接合方面，在提高8及6 mm 直徑自攻螺絲配置數量時，其平均K值分別可提 高65及39%。Schneider et al. (2015)在以螺紋釘 透過角鐵連結件進行CLT接合之剪斷試驗中，
顯示當用釘數自10支增加80%至18支時，K值 為前者之2.23倍，除了因用釘數之效應外，角 鐵連結件之寬度加大自90 mm改變為116 mm，
亦改變了角鐵本身之剛性。在該研究中亦採用 9支5×90 mm之自攻螺絲與18支4×70 mm之自 攻螺絲進行CLT接合，所得之剪斷初始剛性僅 相差7%，前者用較粗長之自攻螺絲，後者則為 較細短，因此除了用釘數量之考慮外，尚須考 Fig. 18. Comparison of shear yield capacities of both Cryptomeria japonica cross-laminated timber (CLT) and mixed-species CLT connections with different numbers of self-tapping screws.
Fig. 17. Comparison of maximum shear capacities of both Cryptomeria japonica cross- laminated timber (CLT) and mixed-species CLT connections with different numbers of self- tapping screws.
