賈賀然，高穎，孟鑫淼，楊鴻達(dá)，張也，徐飛揚(yáng)

(1. 北京林業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，北京 100083; 2. 北京林業(yè)大學(xué)土木工程系，北京 100083)

木榫旋轉(zhuǎn)焊接是一種新型無膠連接技術(shù)，高速旋轉(zhuǎn)的木榫勻速進(jìn)入基材預(yù)鉆孔，木榫與基材接觸面的溫度因摩擦作用迅速升高，使得木榫中的木質(zhì)素與半纖維素軟化熔融，待試件冷卻，熔融物質(zhì)固化形成穩(wěn)定的焊接界面層，從而實(shí)現(xiàn)連接[1]。木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)應(yīng)用過程中無膠黏劑等化學(xué)試劑的使用，是一項(xiàng)環(huán)境友好型技術(shù)。同時(shí)，此技術(shù)具有美觀、環(huán)保、可完全回收、生產(chǎn)效率高、操作簡便等優(yōu)點(diǎn)，滿足當(dāng)今社會對于綠色、低碳、環(huán)保、健康的要求，具有廣闊的應(yīng)用前景[2]。

現(xiàn)有研究多關(guān)注木榫焊接工藝參數(shù)、木榫預(yù)處理等因素對木榫焊接強(qiáng)度的影響，以及通過組分分析研究焊接機(jī)理。其中，研究的工藝參數(shù)主要包括木榫轉(zhuǎn)速、孔徑比、進(jìn)給速度、樹種、焊接時(shí)間以及焊接深度等。研究結(jié)果表明，樹種、孔徑比、進(jìn)給速度對焊接強(qiáng)度的影響較為顯著[3-5]，焊接時(shí)間和焊接深度需在一定范圍內(nèi)才能得到較高的焊接強(qiáng)度[6-7]。同時(shí)，利用CuCl2溶液、松香、乙烯乙二醇、乙?；举|(zhì)素、檸檬酸等對木榫進(jìn)行預(yù)處理，可以增強(qiáng)焊接強(qiáng)度及節(jié)點(diǎn)耐水性能。其中使用CuCl2溶液浸漬木榫能夠有效提高焊接試件的抗拉拔力[8]；使用植物油處理木榫，可以減小木榫進(jìn)入木材的摩擦力，使木榫更容易進(jìn)入木材中[9]；使用乙?；举|(zhì)素包覆在木榫表面，可以提高木榫焊接節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度及耐水性能[10]；使用檸檬酸作為防水劑能夠提高耐水性及強(qiáng)度[11]。此外，利用傅里葉紅外光譜(FT-IR)、掃描電子顯微鏡(SEM)、核磁共振碳譜(13CNMR)、熱重分析(TG)、X射線光電子能譜(XPS)、氣相色譜-質(zhì)譜聯(lián)用分析(Py-GCMS)等手段，對木榫旋轉(zhuǎn)焊接機(jī)理及焊接界面層物質(zhì)的變化及組成進(jìn)行[6,12-18]研究。上述研究利用物理、化學(xué)等手段對木榫旋轉(zhuǎn)焊接工藝和機(jī)理進(jìn)行深入分析，但對其結(jié)構(gòu)應(yīng)用關(guān)注較少。

木榫旋轉(zhuǎn)焊接強(qiáng)度主要通過木榫的抗拉拔強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度衡量。上述木榫旋轉(zhuǎn)焊接工藝參數(shù)的研究中，主要利用抗拉拔性能來評估。而在工程應(yīng)用中，木榫作為組合梁的抗剪連接件，其抗剪性能也是重要性能指標(biāo)。El-houjeyri等[19]研究了壓縮木榫的抗剪性能，并依據(jù)EN 26891和EN 12512標(biāo)準(zhǔn)要求在單調(diào)和循環(huán)載荷下分別開展剪切試驗(yàn)，結(jié)果表明壓縮木榫比非壓縮木榫抗剪性能提高1倍。Jung等[20]試驗(yàn)研究了日本雪松壓縮木榫的雙剪性能，結(jié)果表明壓縮木材代替高密度硬木用作剪力連接件時(shí)，隨著木榫密度的增加，峰值承載力增加，但延性系數(shù)下降。現(xiàn)有研究尚未涉及旋轉(zhuǎn)焊接木榫的抗剪性能，其破壞機(jī)理的揭示和抗剪承載力計(jì)算方法的提出對于木榫旋轉(zhuǎn)焊接工藝的工程應(yīng)用具有重要意義。因此，為深入分析木組合梁中旋轉(zhuǎn)焊接木榫的抗剪性能，本研究利用旋轉(zhuǎn)焊接工藝，將單根山毛櫸木榫旋轉(zhuǎn)焊入3層SPF(spruce-pine-fir)層板，并開展雙剪試驗(yàn)?；谠囼?yàn)結(jié)果和國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范，提出抗剪承載力計(jì)算公式，并利用ABAQUS開展有限元分析，為木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)的工程應(yīng)用提供理論參考和設(shè)計(jì)依據(jù)。

1 材料與方法

1.1 試件設(shè)計(jì)與制備

試驗(yàn)中木榫采用直徑12 mm、長為160 mm的斜紋山毛櫸(Fagus)木材，密度為711 kg/m3，含水率調(diào)整為12%?；牟捎?8 mm×89 mm的SPF二級規(guī)格材，密度為450 kg/m3，含水率約為12%。

將SPF鋸切為長度200 mm的基材用于制作中板和側(cè)板，然后在基材預(yù)先鉆出直徑為10.7 mm的預(yù)鉆孔，便于木榫旋轉(zhuǎn)焊入。接著將木榫以轉(zhuǎn)速1 430 r/min和進(jìn)給速度10 mm/s，勻速焊入基材預(yù)鉆孔內(nèi)，試件示意圖如圖1所示。試件焊接完成靜置1天，待其焊接層充分固化。同時(shí)，為與木榫旋轉(zhuǎn)焊接試件進(jìn)行對比，設(shè)計(jì)一組垂直敲入組試件。但由于預(yù)鉆孔直徑為10.7 mm時(shí)，試件制備過程中易發(fā)生基材劈裂，因此敲入組試件設(shè)計(jì)木榫直徑為12 mm，預(yù)鉆孔直徑為11 mm，其余參數(shù)均與木榫旋轉(zhuǎn)焊接組相同。

圖1 試件示意圖Fig. 1 Schematic view of the specimen

1.2 測試方法

1.2.1 材料性能測試

根據(jù)ASTM F1575-17《釘子屈服彎矩測定試驗(yàn)方法》規(guī)定對8個長度200 mm、直徑12 mm的木榫進(jìn)行抗彎試驗(yàn)。本研究連接件為木榫，但現(xiàn)有銷槽承壓性能測試標(biāo)準(zhǔn)均以金屬銷為試驗(yàn)對象，因此分別用鋼銷和木榫對SPF基材進(jìn)行12，18個橫紋銷槽承壓試驗(yàn)，對比鋼銷及木榫連接的SPF銷槽承壓強(qiáng)度。參照ASTM D5764-18《木材和木基制品榫支承強(qiáng)度評定試驗(yàn)方法》，采用半孔銷槽承壓形式，設(shè)置鋼銷孔洞直徑比鋼銷大2 mm，而本試驗(yàn)中的木榫旋轉(zhuǎn)焊接技術(shù)，使木榫與基材之間緊密連接，因此木榫孔洞直徑與木榫直徑相同。

1.2.2 抗剪性能測試

利用萬能力學(xué)試驗(yàn)機(jī)(BMW-50)進(jìn)行雙剪試驗(yàn)，在加載頭位置布置一個100 mm量程的位移計(jì)，測量其實(shí)際位移。為消除在加載初期因裝配誤差或木材中孔隙被壓密對曲線造成的影響，在正式加載之前預(yù)壓至0.8 kN后卸載至零。參照GB/T 14018—2009《木材握釘力試驗(yàn)方法》以2 mm/min的速度加載。當(dāng)承載力下降至峰值承載力的80%，或木榫完全斷裂時(shí)停止加載，觀察試件破壞形態(tài)。

2 結(jié)果與分析

2.1 材料性能

試驗(yàn)得到山毛櫸木榫的抗彎屈服承載力為0.517 kN，計(jì)算得到抗彎屈服彎矩為17 842.97 N·mm，屈服強(qiáng)度105.2 MPa，變異系數(shù)為16.8%。鋼銷連接SPF銷槽承壓強(qiáng)度為28.20 MPa，變異系數(shù)為7.03%；木榫連接SPF基材銷槽承壓強(qiáng)度為28.36 MPa，變異系數(shù)為15.1%。

圖3 試件荷載-位移曲線Fig. 3 Load-displacement curves of specimens in double-shear tests

2.2 旋轉(zhuǎn)焊接

在焊接過程中，由于木榫高速旋轉(zhuǎn)摩擦基材產(chǎn)生熱量致使木材中木質(zhì)素及半纖維素軟化熔融，木榫與基材連接處產(chǎn)生了白煙和刺鼻氣味，同時(shí)焊接界面層因高溫而產(chǎn)生黑色炭化物質(zhì)。由于焊接過程中白煙對基材的蒸熏，焊接結(jié)束后基材表面孔洞附近變黃。觀察焊接后試件中的木榫，可發(fā)現(xiàn)下端木榫由于焊接時(shí)間較長，黑色焊接層物質(zhì)損失；而上端木榫由于焊接時(shí)間較短，僅產(chǎn)生少量焊接物質(zhì)；木榫中部焊接層物質(zhì)較多，且粘連少量的SPF基材，表明此焊接層具有一定的粘接能力。

2.3 剪切試驗(yàn)現(xiàn)象

將處于加載過程中的試件沿中線鋸開，觀察測試過程中的木榫及基材的破壞現(xiàn)象，可以看到木榫的破壞模式為類雙鉸破壞，鉸接處發(fā)生木材劈裂，如圖2所示。同時(shí)，在荷載下降時(shí)可以聽到明顯的木材劈裂聲。

圖2 旋轉(zhuǎn)焊接木榫破壞模式Fig. 2 Failure mode of rotation welding wood dowel

2.4 荷載-位移曲線

兩組試件荷載-位移曲線如圖3所示。主要包括3個階段：①OA彈性階段。此階段木榫及基材無明顯破壞，隨著荷載的逐漸增加，木榫受到線彈性剪切作用，沒有劈裂聲音出現(xiàn)。②AB彈塑性階段。在該階段開始出現(xiàn)木材劈裂聲，表明試件進(jìn)入破壞階段。曲線突降主要是由于木榫受剪力作用產(chǎn)生橫紋擠壓破壞；隨著荷載的繼續(xù)增加，木榫的破壞加劇，同時(shí)伴隨著持續(xù)的劈裂聲；但試件仍然具有一定的承載能力，荷載-位移曲線上升至峰值點(diǎn)(B點(diǎn))，此刻木榫在層板連接處發(fā)生劈裂，劈裂聲加大。且由于加載裝置原因，導(dǎo)致木榫抗剪面存在法向應(yīng)力，斷裂面之間存在摩擦作用，導(dǎo)致出現(xiàn)曲線在A點(diǎn)小幅下降后再上升至峰值點(diǎn)。③BC破壞軟化階段。荷載到達(dá)峰值點(diǎn)之后木榫破壞加劇，但并未完全斷裂，荷載-位移曲線下降，直至試件完全失效。

試件典型荷載-位移曲線如圖4所示。圖中：A點(diǎn)為第1次木榫發(fā)生擠壓的位置，此時(shí)曲線發(fā)生小幅波動，木榫剛剛開始發(fā)生破壞，將此時(shí)的荷載定義為屈服荷載，對應(yīng)位移為屈服位移；B點(diǎn)為曲線的峰值荷載，此時(shí)木榫已經(jīng)發(fā)生較為嚴(yán)重的破壞，B點(diǎn)之前有較小連續(xù)的木材劈裂聲，在B點(diǎn)之后有持續(xù)的較大劈裂聲，承載力逐漸下降。

為了分析在試驗(yàn)過程中木榫和基材的損傷過程和破壞機(jī)理，分別在試件加載至A點(diǎn)和B點(diǎn)位置時(shí)停止加載，將試件沿中間軸切開，觀察剖面的木榫及基材的破壞狀態(tài)。圖4包含A、B兩點(diǎn)位置時(shí)木榫的剖面圖?？梢钥闯?，在A點(diǎn)位置基材無明顯破壞，但此時(shí)木榫由于受到剪力作用，層板連接位置的木榫受到擠壓，承載力降低，荷載-位移曲線出現(xiàn)小幅下降。木榫在峰值承載力時(shí)典型的試件破壞形態(tài)如圖中B點(diǎn)所示，從圖中可以觀察出木榫在基材接觸面位置受到擠壓作用發(fā)生斷裂破壞，導(dǎo)致承載力開始逐漸下降。

圖4 試件破壞過程Fig. 4 Failure progress of specimens in double-shear tests

2.5 剪切承載力

將屈服點(diǎn)A、峰值點(diǎn)B的荷載及位移匯總?cè)绫?所示，其中初始剛度取荷載-位移曲線中10%～40%Pmax(峰值荷載)線性段斜率。

由表1可知，由于木材離散性較大以及可能的加工誤差，初始剛度的變異性較大，但各參數(shù)變異系數(shù)均小于25%；同時(shí)可以看到屈服位移均處于1～3 mm之間，平均峰值位移4.460 mm，與試驗(yàn)現(xiàn)象基本符合。表明木榫在加載到屈服點(diǎn)位置時(shí)已產(chǎn)生橫紋受壓變形，到達(dá)峰值位移時(shí)木榫已發(fā)生剪切破壞。敲入組試件的平均峰值荷載為6.786 kN，較木榫旋轉(zhuǎn)焊接組試件的峰值荷載稍大一點(diǎn)，主要是由于敲入組試件的預(yù)鉆孔直徑相對較大，試件制備過程中，木榫損傷小，其實(shí)際直徑相對較大，因此其承載力較大。

表1 旋轉(zhuǎn)焊接單榫雙剪試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Test results of single-dowel rotation welding specimens

3 理論計(jì)算

本試驗(yàn)中木榫的破壞模式為類雙鉸破壞；SPF層板出現(xiàn)開孔處局部擠壓破壞。采用現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)及規(guī)范對木榫連接件的抗剪承載力進(jìn)行計(jì)算。

3.1 我國木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)(GB 50005—2017)

本試驗(yàn)中木榫的破壞模式符合《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》中的屈服模式IV，則單個連接件的抗剪承載力計(jì)算公式為：

NGB 50005=2kIVtsdfes

(1)

式中：kIV為對應(yīng)屈服模式下邊部構(gòu)件的銷槽承壓有效長度系數(shù)，按標(biāo)準(zhǔn)第6.2.7條規(guī)定，按照公式(2)計(jì)算；ts為邊部構(gòu)件的厚度，取值38 mm；d為連接件直徑，取值12 mm；fes為銷槽承壓強(qiáng)度，根據(jù)本文2.1 節(jié)，取值28.36 MPa。

(2)

式中：Re為中部構(gòu)件與邊部構(gòu)件得銷槽承壓強(qiáng)度之比，取值1；kep為彈塑性強(qiáng)化系數(shù)，取值1；fyk為連接件屈服強(qiáng)度，根據(jù)本文2.1節(jié)，取值105.2 MPa。

3.2 美國木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范(NDSWC-2018)

NDSWC-2018中，與本試驗(yàn)中木榫的破壞模式對應(yīng)雙剪對稱連接抗剪承載力計(jì)算公式為：

(3)

式中：N為節(jié)點(diǎn)承載力，單位為N；d為連接件直徑，取12 mm；fyk為連接件屈服強(qiáng)度，根據(jù)本文2.1節(jié)，取105.2 MPa；fes為銷槽承壓強(qiáng)度，根據(jù)本文2.1節(jié)，取28.36 MPa；Re為中部構(gòu)件與邊部構(gòu)件得銷槽承壓強(qiáng)度之比，取1。

3.3 歐洲木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范(Eurocode 5-1995)

對應(yīng)屈服模式下，EC5中規(guī)定雙剪連接承載力按下式計(jì)算：

(4)

式中：N為節(jié)點(diǎn)承載力，N；b為中部構(gòu)件與邊部構(gòu)件得銷槽承壓強(qiáng)度之比，取1；My為連接件抗彎屈服彎矩，根據(jù)本文2.1節(jié)，取17 842.97 N·mm；fes為邊部構(gòu)件銷槽承壓強(qiáng)度，根據(jù)本文2.1節(jié)，取28.36 MPa；d為連接件直徑，12 mm；fax為連接件的軸向力，取0。

根據(jù)上述規(guī)范計(jì)算旋轉(zhuǎn)焊接木榫連接節(jié)點(diǎn)抗剪承載力，得到計(jì)算結(jié)果如表2所示。可以看出，現(xiàn)有國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)中公式得到的計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差較大。這主要是因?yàn)楝F(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)的公式均針對鋼銷連接計(jì)算，鋼材與木材的彈塑性行為差別較大，計(jì)算得到結(jié)果僅為理論結(jié)果，未考慮到加載過程中的界面摩擦，以及在焊接過程中木榫存在一定程度的損傷，導(dǎo)致計(jì)算值均大于試驗(yàn)值；且試驗(yàn)過程中無繩索效應(yīng)產(chǎn)生，其計(jì)算誤差較大。

表2 規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值對比Table 2 Comparisons of calculated and test results

4 受力分析

根據(jù)本試驗(yàn)中木榫的實(shí)際受力情況及破壞模式進(jìn)行分析，如圖5所示，對層板連接處木榫進(jìn)行受力分析。

圖5 雙剪試驗(yàn)中旋轉(zhuǎn)焊接木榫受力分析模型Fig. 5 Analytical model of the rotation welding dowel in double-shear tests

根據(jù)木榫的受力及彎矩平衡分析，得到以下兩個公式：

(5)

(6)

式中：F為整個試件所受的承載力，N；fes，fem分別為側(cè)板與中板的銷槽承壓強(qiáng)度，MPa；ls，lm為側(cè)板與中板中塑性鉸到受剪面之間的距離，mm；d為連接件直徑，12 mm；My為木榫抗彎屈服彎矩，N·mm。

由于本試驗(yàn)中部板材與邊部板材為同種材料，因此有：

fes=fem

(7)

將公式(7)代入公式(5)中得到：

ls=lm

(8)

將公式(7)、(8)代入(6)式中，得到：

(9)

將公式(9)代入(5)式中，得到：

(10)

式中：F/2為單個剪面節(jié)點(diǎn)承載力，N；My為連接件抗彎屈服彎矩，根據(jù)本文2.1節(jié)，取17 842.97 N·mm；fem為邊部構(gòu)件銷槽承壓強(qiáng)度，根據(jù)本文2.1節(jié)，取28.36 MPa。

以木榫直徑為12 mm，利用公式(9)計(jì)算得到，木榫抗剪承載力為6.970 kN，與焊接組試驗(yàn)值誤差為13.76%，與敲入組試件誤差僅為2.71%。本研究提出的公式與上文中參照各標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算結(jié)果相比，此公式較現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)有更好的準(zhǔn)確性，因此適用于木榫連接試件。相比于敲入組試件，焊接組試件誤差較大，主要是由于焊接過程中，木榫的損傷導(dǎo)致木榫實(shí)際直徑小于名義直徑12 mm。

5 有限元分析

利用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行模擬，進(jìn)一步對試件的抗剪性能及受力機(jī)理進(jìn)行探究。SPF及山毛櫸木的各向材料屬性根據(jù)GB 50005—2017《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》及美國“Wood Handbook”[21]得出，如表3所示?；呐c木榫均采用三維縮減積分單元(C3D8R)，經(jīng)收斂性分析，基材厚度方向網(wǎng)格尺寸為9 mm，3塊基材各3 120個單元，木榫共3 840 個單元，試件網(wǎng)格如圖6所示。采用Cohesive Behavior分析模擬木榫表面與基材預(yù)鉆孔表面之間焊接層，其中切向剛度根據(jù)拉拔試驗(yàn)取2 MPa。加載過程采用位移控制加載。為便于施加約束和位移，在中板上端設(shè)置參考點(diǎn)并與上端面建立耦合作用(coupling)，在兩個側(cè)板底面及側(cè)面施加固定約束，防止側(cè)板向兩邊旋轉(zhuǎn)側(cè)翻，采用位移控制方式進(jìn)行加載。層板之間采用摩擦接觸，摩擦系數(shù)為0.1。

表3 木材材性參數(shù)Table 3 Material properties for numerical simulation

圖6 有限元數(shù)值模擬網(wǎng)格劃分Fig. 6 Mesh of finite element numerical simulation

圖7a和b為試件加載破壞應(yīng)力云圖，可以看到木榫破壞現(xiàn)象與試驗(yàn)相吻合。圖7a顯示，木榫在層板連接處受剪力作用，發(fā)生破壞；基材預(yù)鉆孔周圍，特別是側(cè)板預(yù)鉆孔下方及中間層板的預(yù)鉆孔上方，由于受到木榫的擠壓作用造成破壞，與試驗(yàn)現(xiàn)象較為吻合。同時(shí)通過對比觀察得到，有限元模型在荷載-位移曲線的A點(diǎn)位置時(shí)，木榫開始產(chǎn)生了塑性應(yīng)變，而基材并未產(chǎn)生塑性應(yīng)變，因此此點(diǎn)位置開始試件產(chǎn)生塑性變形。

圖7c為試件荷載-位移曲線的試驗(yàn)與有限元模擬對比結(jié)果。結(jié)果顯示，在加載初期初始剛度段較吻合，局部破壞階段也基本上處于幾組曲線的平均值左右，然后試件失效荷載下降。且有限元模擬峰值荷載為6.934 kN，比試驗(yàn)值偏大13.17%。

圖7 有限元分析結(jié)果Fig. 7 Results of the finite element analysis

6 結(jié) 論

本研究選用山毛櫸木榫旋轉(zhuǎn)焊接SPF層板開展了雙剪試驗(yàn)，獲得其破壞模式及荷載-位移曲線。通過分析比較試驗(yàn)結(jié)果與中、美、歐木結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)及規(guī)范的理論計(jì)算結(jié)果，提出木榫旋轉(zhuǎn)焊接節(jié)點(diǎn)計(jì)算公式，并建立了考慮焊接界面的有限元模型。具體結(jié)論如下：

1)旋轉(zhuǎn)焊接單榫節(jié)點(diǎn)雙剪試驗(yàn)中木榫受剪呈現(xiàn)類雙鉸破壞模式并最終斷裂，兩側(cè)基材在預(yù)鉆孔下方出現(xiàn)擠壓破壞，試驗(yàn)后旋轉(zhuǎn)焊接界面良好，未觀測到木榫在預(yù)鉆孔中的滑脫。

2)木榫旋轉(zhuǎn)焊接單榫雙剪試件屈服荷載均值為4.100 kN，峰值荷載均值為6.127 kN，峰值位移均值為4.460 mm，各參數(shù)的變異系數(shù)均小于25%。

3)采用中國GB 50005—2017《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》、美國NDSWC-2018木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范、歐洲Eurocode 5-1995木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中金屬銷連接件抗剪承載力計(jì)算公式，誤差均大于28%?；谠囼?yàn)現(xiàn)象，不考慮繩索效應(yīng)，本研究提出的抗剪承載力計(jì)算公式與試驗(yàn)誤差為13.76%，具有較高的準(zhǔn)確性。

4)采用ABAQUS軟件建立有限元模型，利用Cohesive Behavior模擬焊接界面，結(jié)果表明，本研究提出的有限元分析方法能較準(zhǔn)確預(yù)測旋轉(zhuǎn)焊接木榫雙剪試件的破壞模式，荷載-位移曲線與試驗(yàn)曲線較為吻合。