趙 淼，鄭曉燕，王曉巖，吳 繁

(南京林業(yè)大學土木工程學院，南京210000)

薄壁型鋼具有能耗低、重量輕、生產(chǎn)及安裝便利的特點，日益受到工程界青睞，但由于其薄壁易于屈曲，應用范圍受到限制。木結構建筑被視為綠色建筑，木材自重輕，抗震性能優(yōu)越，尤其速生意楊大面積推廣獲得了巨大的成功，由速生木材生產(chǎn)的膠合板急需尋找新的應用出路。隨著新型結構形式及結構體系的出現(xiàn)，以及民用建筑日益向高空發(fā)展，傳統(tǒng)樓蓋結構的重量占整個結構重量的比例增大，樓蓋的輕型化顯得越來越重要。若能對冷彎薄壁型鋼截面進行合理設計，并與意楊膠合板進行合理的組合，開發(fā)出一種新型組合樓蓋，不僅能充分發(fā)揮這兩種材料的優(yōu)勢，還能大大減輕樓蓋自重，直接降低樓蓋造價。冷彎薄壁型鋼——意楊膠合板組合板正是在這一背景下提出的，這種組合板不但解決了單一冷彎薄壁型鋼板易于屈曲的問題，同時也彌補了單一意楊膠合板承載力過低的問題。組合板將鋼板置于構件的內部，用意楊膠合板將其包住，使構件表面的意楊膠合板質感滿足人們對居住舒適度的要求。意楊膠合板的阻燃、耐腐、防蟲和絕緣等性能均能滿足使用要求，因此本文提出的組合板具有很好的工程應用前景和市場開發(fā)價值。

組合樓板在工程中的應用由來已久，應用最早、理論發(fā)展最為成熟的為壓型鋼板混凝土組合樓板，其廣泛應用距今已有50多年歷史［1-5］。在20世紀90年代Dave和Ellis等人開發(fā)的鋼纖維網(wǎng)片混凝土板(簡稱SIMCO組合板)，具有強度高、協(xié)同工作性能好，施工方便等特點，而且克服了壓型鋼板耐熱耐腐蝕性能差的缺點［6］。近幾年研究者開始探索鋼-木組合作為建筑結構樓板的可行性，其中有冷彎薄壁型鋼與OSB板組合樓板的受彎承載力和延性性能研究成果［7］;也有壓型鋼板與竹膠板組合樓板的受彎性能研究成果，發(fā)現(xiàn)其具有很好的組合效應［8-9］。意楊膠合板作為結構覆板具有良好的受彎性能及抗沖擊性能已經(jīng)得到證實［10］，本文旨在研究其與薄壁型鋼板形成組合板用作建筑樓板的可行性。

1 試驗方案

1．1 試件制作

冷彎薄壁型鋼——意楊膠合板組合板由兩片意楊膠合板中間夾一片冷彎薄壁型鋼板制成，膠合板與鋼板之間用高強度結構膠粘結，在固化膠結面處打入自攻螺釘，并用膠合板條對組合板封邊(如圖1所示)。組合板中帶有空腔，空腔中可填充苯板等保溫隔聲材料，也可方便地穿越電線等管線。

圖1 組合板構造示意Fig．1 Schematic plot of the composite slab

本次試驗共制作了4組(A、B、C、D組)14塊組合板。按照《人造板及飾面人造板理化性能試驗方法》［11］及《金屬材料拉伸試驗第一部分:室溫試驗方法》［12］對組合板所用型鋼及膠合板已經(jīng)進行了力學性能試驗，結果見表1和表2。

試驗方案見表3，研究選用了2種截面形式的型鋼，由鋼板冷加工制成，如圖2所示;膠合板從大型專業(yè)廠家訂制，選用了3種厚度;組合連接方式為:銷釘+膠結連接、膠結連接和銷釘連接等3種;膠合劑為YY506A/B高強環(huán)氧AB膠，自攻螺釘規(guī)格為M 5．5×45。圖3為加工完畢后組合板實物照片。

表1 意楊膠合板靜曲強度和彈性模量Tab．1 Bending strength and elastic modulus of the plywood

表2 鋼板屈服強度、抗拉強度和彈性模量Tab．2 Yield strength，tensile strength and elastic modulus of the steel

表3 組合板試驗方案Tab．3 Experiment scheme for slabs

圖2 薄壁型鋼板截面形式(mm)Fig．2 Section form of the thin-walled steel

圖3 組合板實物照片F(xiàn)ig．3 Pictures of the slabs

1．2 抗彎性能試驗

本次試驗采用30 t液壓式壓力試驗機，按照每級3 kN進行加載，加載至組合板破壞為止。支座中心之間的距離為2．1 m，通過分配梁采用三等分點加載(如圖4所示)。

圖4 加載裝置Fig．4 Loading device

試驗測定內容:①跨中撓度和支座撓度;②組合板截面應變(應變片的位置如圖5所示);③鋼板和膠合板的協(xié)同工作性能及滑移;④組合板破壞形式及破壞荷載。

圖5 組合板應變片布置Fig．5 Arrangement of the strain gauge

2 試驗結果及分析

2．1 破壞過程及特性

在加載初期，銷釘加膠結連接的組合板整體工作性能良好，以S1板為例，在荷載為34．68 kN之前，兩種材料共同受力共同變形，之后有吱吱的脫膠聲，隨著荷載增加，脫膠由點發(fā)展到面，膠合板在脫膠部位首先發(fā)生局部撕裂;當組合板跨中撓度為15 mm(相當于鋼結構樓板允許撓度的1/150 L)時，荷載為42．75 kN，此時在脫膠區(qū)域產(chǎn)生局部滑移，但銷釘?shù)拇嬖谑沟娩摪搴湍z合板整體上還能保持共同工作;繼續(xù)加載直至鋼板屈服，組合板跨中撓度急劇增加，試件破壞，此時荷載為52．03 kN。圖5為S1的荷載-撓度曲線，可以看出，在加載初期，組合板出于彈性工作狀態(tài)，其抗彎剛度保持不變。

在整個加載期間，曲線并沒有出現(xiàn)明顯的拐點，說明組合板的剛度變化較為平緩。在達到撓度限值荷載42．75 kN之前，曲線大致呈直線。在型鋼板屈服之后，組合板喪失剛度。

圖6 S1板荷載-撓度曲線Fig．6 Load-deflection curve of S1

其它銷釘加膠結連接的組合板破壞過程與S1類似，只是特征荷載大小不同，一般開膠荷載為極限荷載的65%～75%，組合板達到撓度限值荷載為極限荷載的90%。這表明當達到撓度限值后，組合板便迅速破壞。開膠前剛度變化不大，即使達到撓度限值，也未出現(xiàn)剛度的突變，只有在鋼板屈服之后，組合板才出現(xiàn)較大的塑形變形。組合板均發(fā)生彎曲破壞，各個荷載值見表4。圖7為破壞階段的試件，其中，S11、S12-1的數(shù)據(jù)收集系統(tǒng)出現(xiàn)問題，故在接下來的分析中不參與討論。

圖7 破壞階段的試件Fig．7 Test specimen under destruction

表4 試驗結果匯總Tab．4 Results of the experiment kN

2．2 組合板受彎性能及影響因素分析

2．2．1 膠合板厚度的影響

S1、S2、S3的荷載-撓度曲線如圖8(a)所示。與S1相比，S2、S3膠合板厚度分別增加了27%和64%，但相應破壞荷載只提高了9．6%和14%，可見板厚的增加對承載力的提高沒有太大貢獻。這是由于在接近破壞時，膠合板已經(jīng)裂開，樓板的承載力主要由型鋼板來提供。但當板的厚度提高后，構件的整體剛度有所提升。因此，板厚的影響主要體現(xiàn)在變形性能上。

2．2．2 組合板連接方式的影響

試驗結果顯示連接方式對板的整體工作性能影響顯著，自攻螺釘單獨連接S9，組合效應較差，荷載達到17．82 kN時便由于銷釘之間膠合板斷裂失去組合作用，荷載為34．24 kN時，鋼板迅速屈服并進入強化階段，破壞荷載僅為38．52 kN，破壞過程迅速，塑性較差。連接方式為單獨膠合的試件S10，在加載初期階段其整體工作性能優(yōu)于銷釘+膠(可能是后者銷釘打入過程中膠結層受到損傷)，盡管荷載達到18．48 kN時出現(xiàn)零星開膠，但之后發(fā)展緩慢，表現(xiàn)出了良好的協(xié)同工作性能，當跨中撓度為1/150 L，荷載為52．06 kN時，出現(xiàn)大面積開膠，膠合板開裂、鋼板屈服，試件迅速破壞，極限荷載為52．76 kN。到達撓度極限的荷載為極限荷載的99%，后期破壞發(fā)展迅速，組合板受力表現(xiàn)出了明顯的脆性。圖8(c)給出了S9、S10、S12的荷載-撓度曲線，由此可以看出，從整個受力階段來看，單獨使用自攻銷釘或者膠結，組合板組合效應比較弱，整體工作性能不能得到保證，所以組合板宜采用膠合加銷釘?shù)倪B接方式;至于銷釘間距，研究用了三種銷釘間距(S4、S5、S6)，其組合板抗彎性能差別并不明顯，其荷載-撓度曲線如圖8(b)所示。

圖8 試件荷載-撓度曲線Fig．8 Load-deflection curve

2．2．3 型鋼壁厚的影響

S5、S7、S8試件鋼板厚度分布為 1．5、1、2 mm，其S7破壞荷載明顯小于S5和S8，并且出現(xiàn)明顯的較早屈服。由此可見，隨著鋼板厚度增大，組合板承載力明顯提高。這是由于薄壁型鋼板厚度越大，鋼板受拉面積越大，鋼板不容易屈服，組合板中薄壁型鋼板起主要承載作用，因此薄壁型鋼板厚度對組合板承載力有明顯影響。其荷載撓度曲線如圖8(d)所示。

2．2．4 截面高度的影響

S3和S5薄壁型鋼板截面高度分別為85 mm和65 mm，其他參數(shù)相同。試件S3加載至43．58 kN時，出現(xiàn)局部脫膠現(xiàn)象，能明顯聽到啪啪的響聲;當組合板跨中撓度達到撓度限值時，此時荷載為58．23 kN。繼續(xù)加載至59．24 kN，加載點處膠合板發(fā)生破壞，試件不能繼續(xù)承載。試件S5試驗現(xiàn)象與S3基本相同。這是由于薄壁型鋼板截面高度越大，組合板剛度也越大，因此在其他參數(shù)相同時，薄壁型鋼板截面高度越大，承載力越高。其荷載撓度曲線如圖8(d)所示。

本研究還制作了兩個填充了隔音材料的組合板，旨在探究填充材料對受彎性能的影響，由于S12-1的數(shù)據(jù)收集出現(xiàn)問題，固沒有進行分析。

S13采用了另一種截面形式，破壞荷載為61．30 kN。這是由于新的截面形式增加了型鋼截面面積，進而提高了整體的承載力。因此，不同的截面形式對組合板承載力有重要影響。

2．3 平截面假定驗證

采集系統(tǒng)記錄下各級荷載下沿截面高度各測點應變值，分析發(fā)現(xiàn)組合板在正常使用階段截面應變符合平截面假定。以S1為例，取荷載為10、20、30 kN時截面各點應變，如圖9所示，截面變形后基本保持平面，其它試件也有相似的規(guī)律。

圖9 S1跨中截面荷載-應變曲線Fig．9 Load-strain curve on the mid-span section

3 組合板的剛度EI

3．1 組合板撓度計算

通過試驗可以發(fā)現(xiàn)，在達到允許撓度之前，膠合板與薄壁型鋼應變基本一致，兩者可以看成一個整體分析。組合板滿足平截面假定。由此，采用材料力學中的撓度計算公式。同時考慮到變形過程中材料剛度的微小變化，將剛度乘以一個折減系數(shù)α。組合板撓度可以按下式計算，即

式中:ES為壓型鋼板彈性模量;I0為換算截面慣性矩(將膠合板換算成鋼材)，α取1．1。

圖9為撓度計算值與實測值比較，為了清晰起見，圖中只給出了S1、S2、S3三塊組合板?？梢钥闯?，撓度理論值與試驗值吻合良好。薄壁型鋼-意楊膠合板組合板撓度可以用勻質彈性體撓度公式來計算，但需要用換算截面慣性矩I0。

圖10 試件撓度試驗值與理論值對比Fig．10 Comparative test results with calculate value of the deflection

3．2 基于撓度限值組合板適宜跨度

結構中樓板通常承受均布荷載，在均布荷載作用下，樓板跨中撓度計算公式為:

表5 不同剛度組合板最大跨度Tab．5 Maximum span of different stiffness

表5為基于荷載標準組合值為3．0 kN/m2(相當于住宅、辦公樓取2 kN/m2的恒荷載及1 kN/m2的活荷載)的計算最大跨度。從中可以看出，本研究提出的組合板能夠滿足工程設計中的跨度要求。

4 組合板的抗彎承載力計算公式

試驗數(shù)據(jù)分析結果表明，薄壁型鋼-意楊膠合板組合樓板破壞時，跨中截面薄壁型鋼下翼緣應力達到鋼材屈服強度，而薄壁型鋼肋部應力較小，為了簡化承載力計算公式，不考慮壓型鋼板肋部參與工作。由于下部木板已被拉壞，固不考慮其承載力影響。對上部型鋼與木板的膠結部位取矩，由板的受力平衡可得組合樓板的受彎承載力如式(3)所示。

式中:As為薄壁型鋼板受拉區(qū)面積;Ab為單側膠合板受拉區(qū)面積;hs為薄壁型鋼高度;hb為膠合板厚度;σb為破壞階段膠合板中應力。

與試驗結果比較發(fā)現(xiàn)，公式(3)低估了組合板的承載力，可在組合板承載力公式中加入修正系數(shù)α，與試驗結果擬合，得出α=135。即

表6為符合公式計算假定的試件試驗值與理論值的比較。可見用公式(4)計算本文提出的組合板抗彎承載力有足夠精度。

表6 試件極限承載力試驗值與理論值對比Tab．6 Comparative test results with the calculation value on ultimate bearing capacity

5 結論

(1)組合板單獨用膠或者銷釘連接的組合方式達不到共同工作所要求的組合效應;銷釘加膠為組合板的最佳連接方式，銷釘間距用100 mm或150 mm的組合板在開膠后由于銷釘?shù)淖饔镁鼙ＷC二者繼續(xù)共同受力，直到薄壁型鋼板上下翼緣進入屈服狀態(tài)，組合板呈現(xiàn)出良好的整體工作性能及延性。

(2)得出了組合板的剛度計算公式，即用組合結構理論在換算截面剛度的基礎上引入修正系數(shù)的方法進行計算;忽略型鋼肋部作用，在組合結構抗彎理論的基礎上，通過試驗結果擬合出了型鋼-膠合板組合板抗彎承載力計算公式。

(3)型鋼板厚度對組合板組合效應及承載力影響顯著，過薄的型鋼在正常使用階段局部屈曲嚴重，過早出現(xiàn)大面積開膠;過厚的型鋼不易加工，本文提出的組合板用1．5 mm厚型鋼板最佳;膠合板厚度對承載力影響不敏感，但考慮到正常使用階段組合板的外觀，以17．8 mm最佳。

［1］陳世鳴．壓型鋼板混凝土組合樓板的承載能力研究［J］．建筑結構學報，2002，23(3):19-26．

［2］聶建國，左 瑩，樊健生．按部分剪力連接計算壓型鋼板-混凝土組合板承載力的簡化方法［J］．土木工程學報，2007，40(7):19-24．

［3］聶建國，易衛(wèi)華．壓型鋼板-混凝土組合板的受力性能及其計算［J］．建筑結構，2005，35(1):49-52．

［4］史曉宇，陳世鳴，裘子豪．組合板剪切粘結機理及承載能力試驗［J］．同濟大學學報，2012，40(5):666-672．

［5］聶建國，易衛(wèi)華，雷麗英．閉口型壓型鋼板-混凝土組合板的剛度計算［J］．工業(yè)建筑，2003，33(12):19-21．

［6］張 宇，馮子才，高 容．組合板的最新發(fā)展鋼纖維網(wǎng)片混凝土承板組合板［J］．工業(yè)建筑，2002，32(11):14-15．

［7］滕學鋒，曹寶珠，許 超，等．冷彎薄壁型鋼-OSB板樓蓋的試驗研究［J］．吉林建筑工程學院學報，2009，26(2):1-5．

［8］李玉順，單 煒，韓添石，等．薄壁型鋼-竹膠板組合樓板抗彎性能研究．森林工程［J］．2010，26(3):54-57．

［9］李玉順，單 煒，黃祖波，等．壓型鋼板-竹膠組合板的力學性能試驗研究［J］．建筑結構學報，2008，29(1):96-102．

［10］趙 亮，劉利清，鄭曉燕，等．均布荷載下意楊結構膠合板的性能研究［J］．四川建筑科學研究，36(1):22-25．

［11］GB/T 17657-1999．人造板及飾面人造板理化性能試驗方法［S］．中國標準出版社，1999．

［12］GB/T 228．1-2010．金屬材料拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法［S］．中國標準出版社，2011．

［13］ 樊承謀．木結構在我國的發(fā)展前景［J］．建筑技術，2003，34(4):297-299．

［14］何?？担畨盒弯摪迮c混凝土組合板的設計［J］．工業(yè)建筑，1985(9):4-10．

［15］王立衡．組合結構的發(fā)展現(xiàn)狀及前景［J］．山西建筑，2008，34(3):118-119．

［16］ Lin C S，Scordelis A C．Nonlinear analysis of reinforced concrete shells of general form［J］．Journal of Structural Division，ASCE，1975，101(3):523-538．