鋁-木組合梁受彎性能研究

王洗凡，曹寶珠，張 聰，曾 翔

(海南大學土木建筑工程學院，海口 570228)

鋁-定向結構刨花板(oriented strand board, OSB)組合梁是將鋁板和OSB板兩種材料通過自攻螺釘連接而成的能夠共同受力、協調變形的一種組合梁。鋁合金材料具有質量輕、比強度高、耐腐蝕和易加工的特點[1]，作為一種建筑結構用材與鋼材相比更適合在中國南海等海域島嶼大規模建設中使用。OSB板是一種定向結構板材，通常用小徑材、間伐材、木芯為原料通過專用設備加工制成，具有質量輕、材質均勻、無木節、穩定性好、握螺釘力高等優點[2]，是一種能夠克服原生木材缺陷的新型板種。鋁合金材料和OSB板的結合，能夠發揮各自優勢，組合效益明顯。且兩種材料均屬于綠色環保材料，將鋁合金材料和OSB板結合起來，發展成為一種新的低碳環保結構體系，具有較大的工程實際意義。

目前，學者們對鋼-OSB板組合結構試件進行了研究。周緒紅等[3-4]、石宇等[5]對冷彎薄壁型鋼梁-OSB板組合樓蓋進行了受彎承載力、抗彎剛度以及振動性能的試驗研究；滕學鋒等[6]對冷彎薄壁型鋼-OSB板組合樓蓋進行了承載力和延性性能的研究；曹寶珠等[7]對冷彎薄壁型鋼-OSB板T形截面帶肋組合梁進行了受彎承載力的試驗研究。試驗結果表明，冷彎薄壁型鋼與OSB板材整體工作性能好，組合效應顯著。還有學者對鋁合金受彎構件進行了研究，對鋁合金受彎構件進行整體穩定性能試驗[8-10]以及局部穩定性能試驗[11-12]。也有學者對鋁合金軸心受壓構件進行研究。王元清等[13]對鋁合金軸心受壓構件局部整體相關穩定試驗研究；郭小農等[14]將鋁合金按不同材料類型分類并計算其軸心壓桿的穩定系數。

然而，目前對鋁-OSB板組合結構的組合性能研究很少。為此，設計了4個鋁-OSB板T形截面帶肋組合梁試件，對各個試件進行抗彎性能的試驗，觀察在各級荷載作用下試件的破壞過程和破壞形態、OSB板和鋁板的應變變化以及組合梁跨中撓度的變化規律，研究組合梁腹板高度、鋁板厚度這2種不同參數對試驗不同程度的影響。采用ABAQUS有限元軟件將有限元模型結果與試驗結果進行對比，并模擬分析不同螺釘間距對鋁-OSB板T形截面帶肋組合梁受力性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件材性

試件所用鋁板均為5083O態型號鋁材，鋁材材性試驗根據《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[15]和《金屬材料彈性模量和泊松比試驗方法》(GB/T 22315—2008)[16]的規定，從4 mm厚和5 mm厚的鋁板中分別各切取3個板狀試件進行拉伸試驗，得鋁材的屈服強度fy=127 N/mm2，抗拉強度fu=228 N/mm2，彈性模量Es=72 539 N/mm2，泊松比ν=0.3。木材采用OSB板材，根據《人造板及飾面人造板理化性能試驗方法》(GB/T 17657—2013)[17]的規定，得出18 mm厚OSB板材料力學性能取值，如表1所示，且根據木材缺陷對抗彎強度、抗壓強度進行折減(折減系數分別取0.675、0.75[18])。兩種材料的材性試驗均在海南大學李運強力學實驗室完成。

表1 OSB材料力學性能Table 1 Material properties of OSB

1.2 試件設計

為研究鋁-OSB板組合梁的抗彎承載力，設計了4根鋁-OSB板T形截面帶肋組合梁試件。該組合梁的設計思路是以T型帶肋OSB板為骨架，即試件的翼緣、腹板及肋板均為18 mm厚OSB板，肋板成橫向對稱布置在腹板兩側用以保證翼緣與腹板的穩定。梁翼緣和腹板之間，鋁板和腹板之間，梁底兩端設置的墊板與梁腹板之間均采用自攻螺釘連接。用盒型緊固件將鋁板端部和腹板端部固定在一起，以此來減少鋁板端部與腹板之間產生的滑移變形。試件標號及試件參數如表2所示，4根組合梁長度均為2 200 mm，計算跨度為2 100 mm，梁翼緣板尺寸均為2 200 mm×400 mm×18 mm。圖1所示為加工完成的試件，圖2所示為試件L-Z-1的構造詳圖。

表2 試件參數Table 2 Parameters of specimens

注：每個組合梁均采用盒型緊固件進行加固。

圖1 試驗試件Fig.1 Specimens for test

1.3 試驗測點布置及加載制度

共進行了4根鋁-OSB板T形截面帶肋組合梁的試驗。試驗加載方式為三分點對稱加載，正式加載采用單調靜力分級加載方式，以1 kN為一個加載級別，當組合梁出現屈曲變形后，調整荷載級別為0.5 kN，直到荷載達到最大值。每級荷載施加后，持荷1 min，記錄試驗數據以及試驗現象。試件荷載由5 t荷載傳感器控制。每個試件上均布置5個百分表(D1～D5)以觀測組合梁的撓度變化情況，測點分別布置在梁左端支座上方翼緣板處、1/4跨處、1/2跨處、3/4跨處和梁右端支座上方翼緣板處。在組合梁跨中截面上沿梁高布置5個應變片(S1～S4、S7)用來分析組合梁跨中截面應變分布情況，再在鋁板底部布置4個應變片(S5、S6、S8、S9)用來分析鋁板的應變分布情況。位移計及應變片讀數均采用東華3816采集儀采集。試驗裝置及測點布置如圖3所示。

圖3 試驗裝置和測點布置Fig.3 Test setup and layout of measuring points

2 試驗結果及其分析

2.1 破壞現象

圖4 試件破壞現象Fig.4 Failure phenomenon of specimens

圖4所示為各組合梁的破壞現象，其中包括OSB腹板的開裂以及翼緣板端部和梁腹板之間的滑移變形，由圖4可以觀察到，梁腹板端部采用的盒型錨固的構造有效地控制了在力加載的過程中腹板端部與鋁板端部的滑移變形。4個組合梁試件均呈彎曲破壞，因為4個組合梁試件受彎過程和破壞形態均一致，故只詳細描述試件L-Z-1的試驗過程及最終破壞形態。以試件L-Z-1為例，當荷載較小時，組合梁變形量較小，隨著荷載的增加，采集儀和百分表的讀數呈線性增長；當荷載增加至3.7 kN時，OSB腹板出現第一條裂縫；當荷載增加至8 kN左右時，采集儀上位移測點數據明顯增大，測點讀數不穩定，翼緣板端部和梁腹板之間產生滑移變形，由此現象可以說明在力的作用下通過螺釘連接的腹板和翼緣板兩者之間產生微小間隙，未能實現完全共同工作；隨著荷載的增加，已經在腹板底部產生的豎向裂縫呈向腹板上部擴展的趨勢；當荷載達到10.4 kN時，組合梁跨中腹板受拉斷裂。隨著撓度的增加，組合梁的承載力下降至8.1 kN，表現出一定的殘余承載力，組合梁試件屬于延性破壞。試驗結果如表3所示。

表3 試驗結果Table 3 Test results

2.2 荷載-跨中撓度曲線及承載力

圖5所示為各組合梁試件在加載過程的荷載-跨中撓度曲線。由圖5可得，鋁板均為4 mm厚時，試件L-Z-2的極限荷載值為13.3 kN，相比試件L-Z-1的極限荷載值提高了2.9 kN,增加幅度達27.9%，鋁板均為5 mm厚時，試件L-Z-4的極限荷載值與試件L-Z-3的極限荷載值相比提高了2.5 kN，增加幅度達22.1%，試驗結果表明，當鋁板厚度相同時，200 mm高的承重梁的受彎承載力均明顯大于170 mm高的承重梁的受彎承載力，且抗彎剛度也提高了很多；當承重梁高度均為170 mm時,試件L-Z-3的極限承載力比試件L-Z-1的極限承載力提高了8.6%，當承重梁高度均為200 mm時,試件L-Z-4的極限承載力比試件L-Z-2的極限承載力提高了4.4%，說明當承載梁高度相同時，5 mm厚的鋁板極限承載力大于4 mm厚的鋁板承載力。根據圖5的對比分析也可得出，對于影響鋁-OSB板組合梁的受彎承載力的因素為OSB板的腹板高度以及鋁板厚度，且OSB板的腹板高度影響因素遠大于鋁板厚度。

圖5 各試件荷載-撓度曲線Fig.5 Load-deflection curve

圖6 沿梁縱向鋁板應變分布Fig.6 Strain distribution of aluminum sheet along spans

2.3 應變曲線

圖6所示為各鋁板應變ε沿試件縱向在加載過程中的分布情況。由圖6可知，4根組合梁試件的鋁板應變分布規律一致。組合梁試件在逐漸加載力的過程中，應變沿試件縱向分布變化從正弦半波曲線逐漸變化為近似五邊形，雖然試件應變曲線形狀發生變化，但基本呈線性變化且梁體變形成對稱分布，組合梁破壞時，鋁板的應變值從梁跨中到梁兩端呈降低的發展趨勢。

圖7所示為各組合梁試件在加載過程中的跨中截面應變ε沿截面高度h的變化情況。由圖7可知，在試驗初期荷載較小的情況下，組合梁受力為彈性階段，梁跨中截面應變ε與截面高度h基本呈線性變化，說明此時截面基本符合平截面假定。在試驗后期荷載逐漸增加的情況下，組合梁受力進入彈塑性階段，梁腹板與翼緣板之間產生相對滑移，導致翼緣板應變增速緩慢，使得二者間的應變差值逐漸增大，整個截面的應變沿組合梁高度不再符合平截面假定。在試驗全過程中，OSB腹板的截面應變與截面高度一直呈線性變化。

圖7 跨中截面縱向應變分布Fig.7 Strain distribution of cross section at mid-span

3 有限元分析

3.1 有限元模型的建立

采用ABAQUS有限元軟件建立組合梁的有限元分析模型。模型中的OSB板和鋁板均采用實體單元(SOLID)。OSB板之間以及OSB板與鋁板之間采用自攻螺釘連接，其中自攻螺釘連接采用嵌入式約束(EMBEDDED)且約束到整個模型中，分配梁下的墊塊與組合梁之間以及鋼支座與組合梁之間采用綁定約束(TIE)。OSB板和鋁板的本構關系采用線性強化二折線本構模型。選用材性力學指標(表1)OSB板的彈性模量Es=5 378 MPa，泊松比ν=0.3，屈服強度fy=11.1 MPa；鋁材的彈性模量Es=72 539 MPa，泊松比ν=0.3，屈服強度fy=127 MPa。僅對L-Z-4試件進行有限元模擬，網格劃分如圖8所示，圖9所示為試件L-Z-4的有限元模擬與試驗結果進行對比。由圖9可知，二者之間曲線較為吻合，受彎承載力的誤差為18.3%，原因在于在試驗過程中組合梁的翼緣板與腹板之間出現了相對滑移，降低了組合梁的受彎承載力大小。

圖8 網格劃分Fig.8 Mesh generation

圖9 試件L-Z-4的荷載-撓度曲線Fig.9 Load-deflection curve of L-Z-4

3.2 螺釘間距對組合梁承載力的影響分析

采用以上有限元模型，組合梁參數為腹板高度h=200 mm，鋁板厚度t=5 mm，分析連接鋁板和OSB腹板之間的螺釘間距分別為50、100、200 mm時對組合梁承載力的影響，其跨中荷載-撓度曲線如圖10所示。由圖10可得：螺釘間距由200 mm減小到100 mm，受彎承載力提高了1.2 kN,提高幅度為7.1%；由100 mm減小到50 mm,受彎承載力提高了1.6 kN，提高幅度為10.4%，相對應的跨中撓度沒有太大改變。由此說明減小連接鋁板和OSB腹板之間的螺釘間距，可以提高組合梁的受彎承載力，但提高的承載力較小，結論為螺釘間距對組合梁的受彎承載力的影響較小。

圖10 螺釘間距對荷載-撓度曲線的影響Fig.10 Influence of the spacing of screw on load-deflection curve

4 結論

(1)鋁-OSB板T形截面帶肋組合梁既能發揮OSB板優良的受壓性能又能發揮鋁板的抗拉性能，有效地提高了組合梁的受彎承載力和抗彎剛度，相比于單一構件，組合優勢更加明顯。

(2)組合梁試件的破壞現象為鋁板屈服，OSB腹板受拉斷裂，試件破壞形式均為延性破壞，腹板斷裂后仍具有一定的殘余承載力。在試驗過程中，OSB腹板的截面應變與截面高度一直呈線性變化。試驗初期，組合梁受力為彈性階段，梁跨中截面應變與截面高度基本呈線性變化，截面基本符合平截面假定；在試驗后期，組合梁受力進入彈塑性階段，梁腹板與翼緣板之間產生相對滑移，整個截面的應變沿截面高度不再符合平截面假定。

(3)組合梁的腹板高度、鋁板厚度、螺釘間距均對組合梁受彎性能產生一定影響，其中OSB板的腹板高度對組合梁的受彎承載力的影響最大，鋁板厚度次之，螺釘間距最小。

(4)有限元分析表明，減小連接鋁板和OSB腹板之間的螺釘間距，可以提高組合梁的受彎承載力和抗彎剛度。