輕鋼-定向刨花板組合樓蓋抗彎性能

游智越， 曹寶珠， 王洗凡， 章宇川

(海南大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，海口 570228)

冷彎薄壁型鋼材具有強(qiáng)度較高，構(gòu)件制作與連接方便，材料可循環(huán)使用，環(huán)保型較好等優(yōu)點(diǎn)[1]。定向刨花板(oriented strand board，OSB)是一種合成木材，通常由小直徑木材、間伐木材和木芯制成。具有無(wú)接頭、無(wú)縫隙、裂痕，整體均勻性好，內(nèi)部結(jié)合強(qiáng)度極高、握螺釘力高等優(yōu)點(diǎn)[2]。目前許多學(xué)者對(duì)冷彎薄壁型鋼組合樓蓋的力學(xué)性能和破壞形式進(jìn)行了深入研究，相關(guān)技術(shù)較為成熟。但由于雙向板組合樓蓋的研究中外鮮有文獻(xiàn)報(bào)道，因此提出一種新型組合雙向受力樓蓋-冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋。該樓蓋由冷彎薄壁型鋼和OSB板通過(guò)自攻螺釘連接而成，具有承載力高、協(xié)調(diào)變形的優(yōu)點(diǎn)。冷彎薄壁型鋼與OSB板相結(jié)合，發(fā)展成為一種輕質(zhì)、高強(qiáng)的新型綠色建筑結(jié)構(gòu)體系，具有重要的工程實(shí)際意義。

近年來(lái)，中外對(duì)鋼-OSB板組合樓蓋的研究也有許多。Nader等[3]通過(guò)施加水平方向的荷載對(duì)4個(gè)尺寸均為3 600 mm×7 200 mm的冷彎薄壁型鋼梁-OSB板組合樓蓋試件開(kāi)展了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：組合樓蓋的整體抗剪承載能力受螺釘抗剪性能和螺釘間距影響；文獻(xiàn)[4-5]對(duì)不同構(gòu)造形式的冷彎薄壁型鋼組合樓蓋試件進(jìn)行了多次試驗(yàn)，結(jié)果表明：在沒(méi)有定向刨花板(OSB)或者底梁構(gòu)件厚度較小的情況下組合樓蓋的承載力顯著降低；Majdi等[6]提出了一種通過(guò)新型冷彎薄壁型鋼-混凝土組合樓板，并對(duì)其進(jìn)行有限元模擬分析，從而確定剪切連接件的滑移對(duì)樓板系統(tǒng)的極限強(qiáng)度和初始剛度的影響。滕學(xué)鋒等[7]對(duì)冷彎薄壁型鋼-OSB板組合樓蓋進(jìn)行了承載力和延性性能的研究，結(jié)果表明：卷邊C形梁和OSB板能夠很好地協(xié)同工作，但在加載時(shí)梁板間存在一定的滑移，導(dǎo)致承載力下降；曹寶珠等[8]對(duì)冷彎薄壁型鋼-OSB板T形截面帶肋組合梁進(jìn)行了受彎承載力的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：冷彎薄壁型鋼與OSB板的協(xié)同性能良好。夏永惠等[9]提出了兩種尺寸均為2 300 mm×600 mm的鋼木組合樓板,并進(jìn)行12個(gè)組合樓板試件進(jìn)行加載試驗(yàn)，結(jié)果表明：組合樓板的承載能力受鋼板厚度和膠合板厚度影響最為明顯。

目前，中外對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)住宅體系的研究應(yīng)用也取得了一定的成果，但關(guān)于冷彎薄壁型鋼-OSB板組合雙向板樓蓋的研究較少。為此，現(xiàn)提出一種將冷彎薄壁型鋼和OSB板用自攻螺釘連接組成的新型組合雙向受力樓蓋。對(duì)足尺的樓蓋進(jìn)行單調(diào)靜力堆載試驗(yàn)，觀察組合樓蓋的應(yīng)變、撓度的變化趨勢(shì)及整體破壞過(guò)程，研究試件的組合性能及承載力性能。通過(guò)ABAQUS有限元軟件完成對(duì)四邊簡(jiǎn)支條件下組合樓蓋抗彎性能的模擬，對(duì)比有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，提出雙向板組合樓蓋抗彎承載力的計(jì)算方法，同時(shí)推導(dǎo)出雙向板組合樓蓋撓度計(jì)算公式。以期為冷彎薄壁型鋼-OSB板組合雙向板樓蓋的設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供科學(xué)依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件材性

組合樓蓋試驗(yàn)采用的冷彎薄壁型鋼為1 mm厚國(guó)產(chǎn)奧氏體不銹鋼，牌號(hào)為S30408。材性試驗(yàn)參照《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)[10]與《金屬材料彈性模量和泊松比試驗(yàn)方法》(GB/T 22315—2008)[11]進(jìn)行試件設(shè)計(jì)，表1為3塊冷彎薄壁型鋼試件力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果。

表1 冷彎薄壁型鋼力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果

OSB板材根據(jù)《人造板及飾面人造板理化性能試驗(yàn)方法》(GB/T 17657—2013)[12]的規(guī)定，得出18 mm厚OSB板材料力學(xué)性能取值，如表2所示，且根據(jù)木材缺陷對(duì)抗彎強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度進(jìn)行折減，折減系數(shù)分別取 0. 675、0. 75[13]。

表2 OSB材料力學(xué)性能[12]

1.2 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了一個(gè)尺寸為3 700 mm×3 700 mm的足尺組合樓蓋試件來(lái)研究冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋的抗彎承載力性能。該雙向板組合樓蓋主要組成部分包括：樓面板(OSB板)、組合承重梁(OSB板、冷彎薄壁型鋼板)、組合梁肋板(OSB板)、墊板(OSB板)、角鋼、自攻螺釘?shù)葮?gòu)件。試驗(yàn)各構(gòu)件如圖1所示，試件加工圖如圖2所示，試件構(gòu)造圖如圖3所示。

圖1 各構(gòu)件示意圖Fig.1 Schematic diagram of the parts

圖2 試件加工圖Fig.2 Production process of composite floor

1.3 加載制度及試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置

組合樓蓋的足尺靜定試驗(yàn)是在海南大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室的方形磚墻上完成，試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)加載裝置如圖4所示。本試驗(yàn)分為預(yù)加載和正式加載兩個(gè)階段。采用重物堆載的方式模擬受均布荷載作用下的雙向板組合樓蓋的受力情況。

圖4 四邊簡(jiǎn)支樓蓋加載裝置示意圖Fig.4 Loading device section of four edges simply supported floor

正式加載階段采用每級(jí)0.27 kN/m2進(jìn)行分級(jí)加載，每級(jí)荷載加載完畢后持荷20 min，觀察試件變形情況。本試驗(yàn)為測(cè)得組合樓蓋在受豎向均布荷載作用下的OSB板以及鋼板的特征點(diǎn)應(yīng)變，在OSB樓面板、OSB梁腹板以及鋼板上布置應(yīng)變片，測(cè)點(diǎn)布置位置如圖5所示。

圖5 OSB板應(yīng)變片布置圖Fig.5 Schematic diagram of overall strain sheet layout of OSB plate

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

在堆載試驗(yàn)全過(guò)程中，試件無(wú)明顯破壞，組合承重梁體無(wú)裂縫產(chǎn)生，OSB樓面板支座處與組合梁體間無(wú)相對(duì)滑移，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)穩(wěn)定。當(dāng)試件跨中撓度達(dá)到l0/200(l0為雙向板的計(jì)算跨度，取l0=3 600 mm)時(shí)，即試件最大豎向位移達(dá)到18 mm時(shí)，結(jié)構(gòu)達(dá)到正常使用極限狀態(tài)，試件累計(jì)加載值為1.60 kN/m2，試件累計(jì)加載荷載值為20.74 kN。當(dāng)試件跨中撓度達(dá)到l0/50時(shí)，即試件最大豎向位移達(dá)到72 mm時(shí)，結(jié)構(gòu)達(dá)到承載能力極限狀態(tài)，試件累計(jì)加載值為3.94 kN/m2，試件累計(jì)加載荷載值為51.16 kN。

2.2 豎向荷載-位移曲線

試件的荷載-位移曲線如圖6所示。

圖6 荷載-位移曲線Fig.6 Load displacement curve

由圖6可以看出，試驗(yàn)前期荷載和試件豎向位移呈現(xiàn)線性變化，試件整體處于彈性狀態(tài)，當(dāng)試件所承受的累計(jì)加載荷載值達(dá)到31.75 kN，即樓蓋面荷載達(dá)到2.43 kN/m2時(shí)，試件進(jìn)入彈塑性階段，曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，曲線斜率顯小，荷載增長(zhǎng)速率減緩，當(dāng)試件跨中豎向位移達(dá)到72 mm時(shí)，即試件所承受的累計(jì)加載荷載值達(dá)到51.16 kN，即樓蓋面荷載達(dá)到3.94 kN/m2時(shí)，試件視為破壞。試件在X軸和Y軸兩個(gè)方向上的荷載-位移曲線的增長(zhǎng)規(guī)律一致，由此可說(shuō)明試件的兩個(gè)主要受力構(gòu)件：沿X軸方向的組合承重梁和沿Y軸方向的組合肋板提供給組合樓蓋的力相一致。表明該雙向樓蓋的工作性能良好，結(jié)構(gòu)受力穩(wěn)定。

2.3 應(yīng)變曲線

試件的鋼板荷載-應(yīng)變曲線如圖7所示。

圖7 鋼板荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Steel load-strain curve

從圖7可以看出，鋼板下表面的荷載-應(yīng)變曲線的變化趨勢(shì)與OSB梁腹板下部的荷載-應(yīng)變曲線的變化趨勢(shì)一致，除了鋼板兩端仍處于縱向受壓外，鋼板下表面的其他位置處均處于受拉狀態(tài)。當(dāng)試件荷載達(dá)到51.16 kN時(shí)，跨中位置處鋼板截面應(yīng)變值均已達(dá)到屈服應(yīng)變值，越靠近鋼板跨中截面，其應(yīng)變值越大。沿Y軸方向的鋼板是通過(guò)自攻螺釘固定在沿X軸方向的鋼板下側(cè)的，因此看到試件X軸方向鋼板下表面應(yīng)變明顯大于試件Y軸方向應(yīng)變。

圖8為在不同荷載等級(jí)下，試件沿X軸方向的跨中截面上和試件沿Y軸方向的跨中截面上的縱向應(yīng)變與截面高度的關(guān)系曲線，記錄了隨著分級(jí)荷載級(jí)數(shù)的提高，試件跨中截面的變形情況。橫坐標(biāo)為截面的縱向應(yīng)變數(shù)值，其中受拉應(yīng)變?yōu)檎担軌簯?yīng)變?yōu)樨?fù)值；縱坐標(biāo)為沿截面的高度，y=0 mm為鋼板下表面，y=169 mm為OSB樓面板的上表面。

由圖8可以看出，在整個(gè)變形過(guò)程中，OSB梁腹板的縱向應(yīng)變與截面高度呈現(xiàn)出很好的線性關(guān)系。在加載前期荷載水平較低的情況下，符合平截面假定原理；但在加載中后期，隨著荷載水平的提高，由于試件沿X軸方向承重梁腹板間的拼接影響，導(dǎo)致相鄰的非貫通梁腹板間產(chǎn)生了較小的分離，變形增大，且樓面板支座位置處雖未有滑移，但樓面板中間跨位置處與組合梁產(chǎn)生滑移變形，故在加載后期試件各截面不再符合平截面假定原理。由于鋼板下表面的拉應(yīng)力較高，故相比較于OSB梁腹板，鋼板產(chǎn)生了更大的變形。

圖8 雙向跨中截面縱向應(yīng)變分布Fig.8 Longitudinal strain distribution across the bidirectional intermediate cross section

3 ABAQUS有限元分析

3.1 有限元模型的建立

采用ABAQUS非線性有限元軟件建立了一個(gè)冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋有限元模型，由于組合樓蓋試驗(yàn)中所使用的冷彎薄壁型鋼板的厚度方向的尺寸遠(yuǎn)小于長(zhǎng)度和寬度兩個(gè)方向的尺寸，且可以忽略厚度方向的應(yīng)力，故該有限元模型采用S4R5薄殼單元模擬冷彎薄壁型鋼，C3D8R實(shí)體單元模擬OSB板。組合樓蓋試件與鋼墊板、OSB肋板、OSB墊板綁定連接；自攻螺釘通過(guò)嵌入約束與整個(gè)模型形成整體；OSB樓面板與OSB梁、OSB肋板間采用摩擦接觸單元模擬其相互作用。組合樓蓋的邊界條件定義為簡(jiǎn)支邊界，考慮到組合樓蓋上部承受均布荷載作用，力的傳遞沿著樓蓋的X、Y兩個(gè)方向，為了更好地模擬試驗(yàn)的全過(guò)程，將模型的四邊加了鋼墊板，將四邊簡(jiǎn)支的邊界條件施加在鋼墊板上，約束其X、Y、Z三方向的平動(dòng)自由度，即規(guī)定UX=0，UY=0，UZ=0，但均不限制其滑移和平面內(nèi)的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，即不規(guī)定UR1、UR2、UR3。

圖9 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.9 Stress-strain curve of steel

圖10 網(wǎng)格劃分Fig.10 Mesh generation

圖11 1號(hào)測(cè)點(diǎn)荷載-位移曲線結(jié)果對(duì)比圖Fig.11 1 ComparisonFigure of load-displacement curve results of measuring point

拉伸試驗(yàn)得到的冷彎薄壁型鋼的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖9所示。OSB板的本構(gòu)關(guān)系采用線性強(qiáng)化二折線本構(gòu)模型[14]。其中冷彎薄壁型鋼的彈性模量Es=135 410 MPa,泊松比v=0.3，屈服強(qiáng)度f(wàn)y=267 MPa;OSB板的彈性模Es=3 780 MPa，泊松比v=0.29，靜曲強(qiáng)度f(wàn)y1=34.1 MPa，抗拉強(qiáng)度f(wàn)y2=17.5 MPa，抗拉強(qiáng)度f(wàn)y3=16.1 MPa。網(wǎng)格劃分如圖10所示，其中，冷彎薄壁型鋼板和OSB板的網(wǎng)格尺寸為50 mm，自攻螺釘?shù)木W(wǎng)格尺寸為3 mm，圖11為冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋的部分測(cè)點(diǎn)有限元分析與本文試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖。由圖11可知，兩條曲線的最大誤差為7.1%，原因在于由于試驗(yàn)過(guò)程中各構(gòu)件的尺寸切割存在誤差，各構(gòu)件連接存在微小縫隙，且螺釘和T型直釘在鉆入OSB板和鋼板的過(guò)程中無(wú)法精準(zhǔn)垂直鉆入，但組合樓蓋的承載能力較為接近，總體來(lái)說(shuō)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

3.2 螺釘間距對(duì)組合樓蓋承載力的影響

圖12為在不同螺釘間距下的試件跨中荷載-位移曲線，由圖12可知，在前期的均布荷載作用下，有限元模型的荷載與位移呈線性變化，且兩個(gè)模型的荷載-位移曲線幾乎重合；當(dāng)荷載值均達(dá)到51.16 kN時(shí)，螺釘間距為50/100的試件比螺釘間距為100/200的試件跨中豎向位移僅降低了3%，減少了1.82 mm。說(shuō)明組合樓蓋的抗彎承載力與螺釘間距影響較小。

圖12 不同螺釘間距下的荷載-位移曲線Fig.12 Load displacement curve under different screw spacing

4 冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋承載力計(jì)算公式推導(dǎo)

4.1 正截面抗彎承載力計(jì)算公式

冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋的正截面抗彎承載能力計(jì)算采用以下基本假定。

(1)截面符合平截面假定。

(2)由于組合樓蓋在堆載的過(guò)程中沒(méi)有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象，當(dāng)加載到最后一級(jí)荷載時(shí)試件工作性能依舊良好，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，故當(dāng)試件達(dá)到承載能力極限狀態(tài)時(shí)視為破壞，此時(shí)OSB梁腹板下部屈服、鋼板屈服。

(3)當(dāng)試件達(dá)到承載能力極限狀態(tài)時(shí)，取OSB樓面板的應(yīng)變?yōu)殇摪宓那?yīng)變，OSB樓面板全截面受壓，并始終處于彈性階段。

根據(jù)上述假定條件，得到冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋抗彎承載力計(jì)算公式為

(1)

式(1)中：σb為OSB樓面板的抗壓強(qiáng)度；Ab為OSB樓面板的截面面積；hb為OSB樓面板的厚度；hb1為OSB梁腹板上邊緣至中和軸的距離；σb1為OSB梁腹板的抗壓強(qiáng)度；Ab1為OSB梁腹板抗壓區(qū)的截面面積；hb1為OSB梁腹板抗壓區(qū)幾何中心至中和軸的距離。

試驗(yàn)和有限元分析的組合樓蓋跨中彎矩值的計(jì)算公式為

(2)

式(2)中：M為試件的跨中等效彎矩值；q為組合樓蓋的等效均布線荷載；l為組合樓蓋的計(jì)算撓度，取3 600 mm。

由式(1)計(jì)算得到的理論彎矩值Mc=12.52 kN·m，與由式(2)計(jì)算得到的試驗(yàn)跨中彎矩值Mt=14.28 kN·m進(jìn)行對(duì)比，兩者比值為1.14，可以看出用式(1)計(jì)算得出的理論彎矩值Mc與本試驗(yàn)得出的彎矩值Mt數(shù)值較為吻合，且誤差控制在15%以內(nèi)。故在正常使用階段，組合樓蓋用式(1)計(jì)算抗彎承載能力是可行的。

強(qiáng)化大局意識(shí)。軍民融合是國(guó)家發(fā)展戰(zhàn)略，是必須長(zhǎng)期堅(jiān)持的一項(xiàng)基本國(guó)策。要切實(shí)強(qiáng)化軍地各級(jí)、各部門“講融合就是講政治、抓融合就是抓建設(shè)、促融合就是促發(fā)展”的大局意識(shí)，充分認(rèn)清軍民融合是協(xié)調(diào)推進(jìn)“四個(gè)全面”戰(zhàn)略布局的重大舉措，自覺(jué)打破狹隘的本位主義、部門利益和個(gè)人利益的束縛，切實(shí)把國(guó)防和軍隊(duì)建設(shè)融入經(jīng)濟(jì)社會(huì)發(fā)展體系，確保“四個(gè)全面”各項(xiàng)任務(wù)落到實(shí)處。

4.2 組合樓蓋剛度與跨中撓度計(jì)算公式

冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板作為樓蓋板使用時(shí)應(yīng)以撓度計(jì)算進(jìn)行控制，故研究新型樓蓋的跨中撓度具有重要意義。

本雙向板組合樓蓋釆用換算截面法，具體換算過(guò)程和換算公式為

σsAs=σbAb

(3)

(4)

(5)

(6)

根據(jù)上述基本假定條件，保持截面高度不變，改變截面寬度為

(7)

式中：σs為冷彎薄壁型鋼板的截面應(yīng)力；σb為OSB板的截面應(yīng)力；As為冷彎薄壁型鋼板的截面面積；Ab為OSB板的截面面積；εs為冷彎薄壁型鋼板的截面應(yīng)變；εb為OSB板的截面應(yīng)變；n為冷彎薄壁型鋼和OSB板的彈性模量之比；bs為冷彎薄壁型鋼板的等效截面寬度；b為OSB板的寬度。

根據(jù)式(6)可知，冷彎薄壁型鋼板單元面積As，可以用Ab/n的OSB截面替換。故在組合樓蓋計(jì)算中，只要將冷彎薄壁型鋼板的截面面積用1/n倍的OSB板截面代替，即將冷彎薄壁型鋼板的等效截面寬度用1/n倍的OSB板的寬度代替，就可以得到整個(gè)截面為單一彈性模量Eb的OSB板截面。

根據(jù)材料力學(xué)中剛度計(jì)算的方法，組合樓蓋的慣性矩I0和抗彎剛度EI0的計(jì)算公式為

EI0=E1I1+E2I2

(8)

式(8)中：EI0為組合樓蓋跨中截面抗彎剛度；E1為OSB樓面板的彈性模量；E2為OSB梁腹板和底部鋼板形成的組合腹板的換算彈性模量；I1為OSB樓面板繞其自身形心軸的慣性矩；I2為OSB梁腹板和底部鋼板形成的組合腹板繞自身形心軸的換算慣性矩。

本試驗(yàn)四邊簡(jiǎn)支板在均布荷載作用下的跨中撓度計(jì)算公式為

(9)

式(9)中：Δ為組合樓蓋的跨中撓度；Δx、Δy為組合樓蓋沿X軸方向、Y軸方向的跨中撓度；q為組合樓蓋的等效均布線荷載；l為組合樓蓋的計(jì)算撓度，取3 600 mm；由公式計(jì)算得到理論撓度值Δc=20.32 mm，與試驗(yàn)撓度值Δt=18 mm的比值為1.13，可以看出組合樓蓋的理論撓度值與試驗(yàn)撓度值吻合良好，且理論和試驗(yàn)撓度值的兩者誤差控制在15%以內(nèi)。故在正常使用階段，組合樓蓋用式(9)計(jì)算跨中撓度是可行的。

5 結(jié)論

(1)通過(guò)自攻螺釘連接而成的冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋抗彎承載力性能優(yōu)越，符合綠色住宅對(duì)樓板的抗彎承載力要求。

(2)冷彎薄壁型鋼-OSB雙向板組合樓蓋在荷載作用下能夠很好地共同工作、協(xié)調(diào)變形。冷彎薄壁型鋼-OSB板組合承重梁各截面上縱向應(yīng)變和截面高度基本呈線性變化，符合平截面假定原理。

(3)雙向板組合樓蓋試件進(jìn)行單調(diào)靜力試驗(yàn)加載全過(guò)程中，試件無(wú)明顯破壞現(xiàn)象，組合承重梁體無(wú)裂縫產(chǎn)生，OSB樓面板與組合梁體間無(wú)相對(duì)滑移，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)穩(wěn)定。試件的兩個(gè)主要受力構(gòu)件：沿X軸方向的組合承重梁和沿Y軸方向的組合肋板提供給組合樓蓋的力相一致。表明該雙向樓蓋的工作性能良好，結(jié)構(gòu)受力穩(wěn)定。

(4)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比表明，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。另外，減小螺釘間距能夠小幅提高雙向板組合樓蓋的抗彎承載力。

(5)推導(dǎo)出了試件抗彎承載力計(jì)算公式以及跨中撓度變形計(jì)算公式，計(jì)算結(jié)果表明理論分析計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差在實(shí)際工程允許的范圍內(nèi)，可以用于該組合形式樓蓋的實(shí)際工程計(jì)算。