輕鋼龍骨-鋁蜂窩夾層板復(fù)合墻板抗彎性能

吳凱凱,齊玉軍

(南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,江蘇 南京 211800)

輕鋼龍骨夾芯保溫復(fù)合墻板是一種以輕鋼龍骨為骨架、兩側(cè)安裝覆面板、內(nèi)部填充保溫材料的輕質(zhì)墻板,也稱輕鋼龍骨復(fù)合墻板。該復(fù)合墻板具有質(zhì)輕、構(gòu)件工廠化制作、干法施工以及環(huán)保節(jié)能等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。復(fù)合墻板作為建筑圍護(hù)體系中的一員,不僅要具有承載能力,還要滿足圍護(hù)功能的要求。復(fù)合墻板的保溫、隔熱性能一般與龍骨截面特性、龍骨密度、龍骨間距、龍骨是否開孔、開孔參數(shù)、保溫材料種類、覆面板種類等因素相關(guān)[3-7],而隔音性能主要由填充材料決定。覆面板一般通過自攻螺釘與龍骨連接,兩者共同承擔(dān)圍護(hù)和承載的作用[8],覆面板承擔(dān)的圍護(hù)作用根據(jù)組成材料不同而表現(xiàn)出差異。覆面板組成材料通常選用水泥纖維板、石膏板、定向結(jié)構(gòu)刨花板(OSB)、膠合板、鋼板等,這類材料形成的覆面板均是實(shí)心板結(jié)構(gòu),且厚度較薄,此時(shí)覆面板對(duì)復(fù)合墻板的圍護(hù)作用做出的貢獻(xiàn)相對(duì)較小。

蜂窩夾層板是由兩層薄而強(qiáng)的面板材料和中間厚而輕的蜂窩芯材復(fù)合而成。鋁蜂窩是一種常見的蜂窩材料,由于鋁材本身擁有密度小、延展性能好且難以被腐蝕等優(yōu)點(diǎn),因此常用于制作蜂窩夾層板。鋁蜂窩夾層板具有比強(qiáng)度高、比剛度大、抗沖擊性好、減振吸能好、可塑性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[9];同時(shí)在隔熱以及隔音方面也有巨大的優(yōu)勢(shì),故常常被應(yīng)用在航空航天、運(yùn)輸、家具、建筑等領(lǐng)域[10-11]。鋁蜂窩夾層板具有較好的抗壓能力和抗彎曲能力[12-14],是一種非常優(yōu)異的墻體材料。

鋁蜂窩夾層板在圍護(hù)功能以及力學(xué)性能方面都具有明顯的優(yōu)勢(shì),因此本文提出一種采用鋁蜂窩夾層板作為覆面板的新型輕鋼龍骨復(fù)合墻板,對(duì)輕鋼龍骨-鋁蜂窩夾層板復(fù)合墻板的抗彎性能進(jìn)行測(cè)試,研究復(fù)合墻板的厚度對(duì)其破壞模式和承載性能的影響,提出復(fù)合墻板屈服承載力的理論計(jì)算方法,為該新型復(fù)合墻板推廣于實(shí)際工程提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

輕鋼龍骨-鋁蜂窩夾層板復(fù)合墻板由作為上下覆面板的鋁蜂窩夾層板和作為中間骨架的輕鋼龍骨組成,內(nèi)部構(gòu)成空腔結(jié)構(gòu),空腔內(nèi)填充巖棉,如圖1所示,鋁蜂窩夾層板與輕鋼骨架之間通過自攻螺釘連接,在接觸面涂有高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)膠。鋁蜂窩夾層板是由上下兩層水泥纖維面板和鋁蜂窩芯材通過結(jié)構(gòu)膠黏結(jié)而成,其中水泥纖維面板厚度(hf)為8 mm,鋁蜂窩芯材厚度(hc)為24 mm。

圖1 復(fù)合墻板總體布置(mm)Fig.1 General layout of composite wall panels(mm)

本文設(shè)計(jì)了160和240 mm兩種厚度(h)的復(fù)合墻板,記為L(zhǎng)B-160和LB-240，復(fù)合墻板平面尺寸均為3 300 mm×600 mm。鋁蜂窩夾層板厚度均為40 mm,通過改變縱向龍骨截面高度改變復(fù)合墻板的厚度。兩塊復(fù)合墻板縱向龍骨的截面形式均為U形,縱向龍骨翼緣寬(b)均為35 mm,厚度(t)均為0.8 mm。試件LB-160縱向龍骨腹板高度(hs)為80 mm,LB-240縱向龍骨腹板高度為160 mm,根據(jù)實(shí)際工程需要,LB-240的縱向龍骨由兩根腹板高度為80 mm的U形龍骨并排焊接而成,焊點(diǎn)間距為250 mm。

復(fù)合墻板的覆面板由6塊550 mm×600 mm的鋁蜂窩夾層板拼接而成,如圖1所示。復(fù)合墻板共設(shè)置兩根縱向龍骨,龍骨間距為600 mm;在縱向龍骨之間設(shè)置了間距為550 mm的水平龍骨進(jìn)行拉結(jié),形成輕鋼龍骨受力骨架,如圖2所示。

圖2 龍骨布置圖(mm)Fig.2 Layout of keel(mm)

本試驗(yàn)中鋼材屈服強(qiáng)度(fy)為353 MPa,彈性模量(Es)為205 GPa,泊松比(v)為0.3;水泥纖維面板的彈性模量(Ef)為5 GPa。

1.2 測(cè)點(diǎn)布置

在跨中位置的上下兩層覆面板表面沿復(fù)合墻板長(zhǎng)度方向設(shè)置縱向應(yīng)變片,在輕鋼龍骨腹板沿高度方向布置縱向應(yīng)變片,應(yīng)變片1—15的位置如圖3所示。為描述方便,將復(fù)合墻板的下覆面板外側(cè)高度定義為0 mm(圖3)。在復(fù)合墻板支座處、加載點(diǎn)處以及跨中位置處設(shè)置位移計(jì),如圖4所示。

圖3 復(fù)合墻板截面構(gòu)造以及測(cè)點(diǎn)位置示意(mm)Fig.3 Schematic diagram of composite wallboard cross-section structure and measuring point location(mm)

1.3 加載方式

復(fù)合墻板加載裝置如圖4所示。本次試驗(yàn)加載方式采用四點(diǎn)彎加載方式。在萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行加載,采用位移加載,加載速度為0.5 mm/min,直至試件破壞或者當(dāng)加載荷載降低到峰值荷載一半時(shí)認(rèn)為試件失效,停止加載。

圖4 復(fù)合墻板加載示意(mm)Fig.4 Schematic diagram of composite wallboard loading(mm)

2 試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞模式

2.1 LB-160破壞過程

試件加載初期,試件整體工作性能良好,隨著荷載的增加,復(fù)合墻板跨中截面的下覆面板處拼接縫間隙不斷變大,下覆面板跨中處與自攻螺釘相連接處的水泥纖維面板角部出現(xiàn)裂紋,此時(shí)荷載為7.5 kN,如圖5(a)所示。當(dāng)加載到峰值荷載的90%時(shí),右側(cè)加載點(diǎn)處與下覆面板相連縱向龍骨腹板出現(xiàn)裂縫,此時(shí)自攻螺釘處的水泥纖維面板已被壓潰,同時(shí)局部出現(xiàn)脫膠現(xiàn)象,如圖5(b)所示。隨著加載位移增加,裂縫不斷發(fā)展,承載力開始下降,當(dāng)荷載降至峰值荷載的95%時(shí),裂縫長(zhǎng)度擴(kuò)展到縱向龍骨腹板寬度的一半,如圖5(c)所示。當(dāng)位移加載到120 mm時(shí),試件沿著裂縫整體斷裂,發(fā)生斷裂破壞,如圖5(d)所示。

圖5 試件LB-160破壞過程Fig.5 Destruction process of specimen LB-160

2.2 LB-240破壞過程

在加載初期,試驗(yàn)現(xiàn)象與LB-160基本一致。隨著荷載的增加,支座上方40 mm至120 mm高度范圍內(nèi)均出現(xiàn)了比較明顯的鼓曲現(xiàn)象,如圖6(a)所示,此時(shí)荷載為3 kN,試件整體剛度開始下降。隨后支座處下覆面板的鋁蜂窩芯材由于壓縮導(dǎo)致變形越來越明顯,如圖6(b)所示。在支座上方120 mm至200 mm高度附近也出現(xiàn)明顯的凹凸變形,支座處水泥纖維面板角部出現(xiàn)了裂紋。之后支座處下覆面板的鋁蜂窩芯材被壓扁直至壓實(shí),承載力開始下降,此時(shí)荷載為7.5 kN,如圖6(c)所示。當(dāng)支座處覆面板的鋁蜂窩芯材被壓實(shí)之后,承載力出現(xiàn)二次上升現(xiàn)象。隨著荷載的增加,縱向龍骨腹板在左右支座附近、加載點(diǎn)附近及墻板跨中截面附近均出現(xiàn)凹凸變形即縱向龍骨腹板多處發(fā)生了局部屈曲破壞,如圖6(d)所示。當(dāng)承載力降低到峰值荷載的一半時(shí),認(rèn)為試件失效,停止加載。

圖6 試件LB-240破壞過程Fig.6 Destruction process of specimen LB-240

3 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

復(fù)合墻板的荷載-撓度曲線如圖7所示。由圖7可得：兩種復(fù)合墻板試件均表現(xiàn)出典型的彈塑性受力特征,且均具有較好的延性變形能力。由圖7還可得兩種復(fù)合墻板存在不同之處：①彈性剛度不同,LB-240試件的彈性剛度大于LB-160試件的。這是由于在覆面板和輕鋼龍骨翼緣相同的前提下,前者的截面高度大,所以截面的慣性矩也大,從而導(dǎo)致其抗彎剛度較大。②峰值荷載不同。LB-160的峰值承載力相對(duì)于LB-240提高了33%,這是由于LB-160中縱向龍骨達(dá)到了材料的破壞強(qiáng)度,最終發(fā)生了斷裂破壞;LB-240由于腹板高度的提高導(dǎo)致腹板高厚比增大,此時(shí)縱向龍骨先發(fā)生了局部屈曲破壞,使其峰值承載力降低。③LB-240的荷載-撓度曲線出現(xiàn)突然變化的現(xiàn)象,主要是因?yàn)辇埞歉拱迩鷮?dǎo)致了應(yīng)力重分布、鋁蜂窩夾層板出現(xiàn)了局部壓縮。

圖7 試件荷載-撓度曲線Fig.7 Specimen load-deflection curve

4 理論分析及計(jì)算

由于復(fù)合墻板的縱向龍骨壁較薄,板件的寬厚比較大,所以板件寬厚比在破壞過程中對(duì)構(gòu)件的穩(wěn)定承載力起到控制作用,故需要對(duì)板件的彈性屈曲臨界應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算。復(fù)合墻板上下覆面板為鋁蜂窩夾層板,為了降低計(jì)算成本和提高計(jì)算效率,一般需要建立等效板模型[15-16]。

4.1 板件彈性屈曲臨界應(yīng)力計(jì)算

根據(jù)彈性穩(wěn)定理論,板件彈性屈曲臨界應(yīng)力(σcrl)計(jì)算方法見式(1)。

(1)

式中:k為板件的屈曲系數(shù),根據(jù)文獻(xiàn)[16]，對(duì)于純彎的槽鋼,腹板的屈曲系數(shù)(kw)為23.9,翼緣的屈曲系數(shù)(kf)為4。

由式(1)計(jì)算龍骨各板件的屈曲臨界應(yīng)力見表1。

表1 龍骨各板件屈曲臨界應(yīng)力

由表1可得：LB-160的龍骨腹板以及翼緣的屈曲臨界應(yīng)力均大于鋼材的屈服強(qiáng)度(353 MPa),說明復(fù)合墻板龍骨先發(fā)生屈服,并沒有發(fā)生屈曲破壞;LB-240由于腹板屈曲臨界應(yīng)力(97 MPa)小于鋼材屈服強(qiáng)度,復(fù)合墻板縱向龍骨腹板先發(fā)生局部屈曲,而且發(fā)生屈曲時(shí)間較早。

4.2 鋁蜂窩夾層板等效板模型建立

由于鋁蜂窩夾層板結(jié)構(gòu)相對(duì)較為復(fù)雜,在計(jì)算時(shí)需要將其等效為等剛度的板。目前代表性的方法包括Allen理論[17]、Hoff理論[18]、Reissner理論[19-20]等。本文采用計(jì)算精度較高的Hoff理論進(jìn)行計(jì)算,設(shè)定鋁蜂窩夾層板滿足以下假設(shè):①假定面板同時(shí)具有面內(nèi)剛度和彎矩剛度；②假定芯材不承受面內(nèi)應(yīng)力,不具有面內(nèi)剛度；③忽略芯材和面板的法向應(yīng)力分量,假定法向應(yīng)力為0 MPa。

在Hoff理論中,鋁蜂窩夾層板的等效參數(shù)計(jì)算方法見式(2)和(3)。

(2)

Eeq=2Efhf/teq

(3)

式中:teq為鋁蜂窩夾層板的等效厚度,Eeq為鋁蜂窩夾層板的等效彈性模量。

由式(2)和(3)計(jì)算鋁蜂窩夾層板的等效參數(shù):teq=56 mm,Eeq=1.43 GPa。

4.3 復(fù)合墻板屈服承載力計(jì)算

4.3.1 屈服點(diǎn)的確定

復(fù)合墻板由多種材料組合而成,其屈服點(diǎn)的確定受物理?xiàng)l件和應(yīng)用條件兩個(gè)因素影響[20]:①物理?xiàng)l件,即試件發(fā)生彈性破壞,進(jìn)入塑性;②應(yīng)用條件,即超出使用者的可接受范圍。本文中復(fù)合墻板破壞模式分為兩種：①縱向龍骨翼緣產(chǎn)生裂縫,之后裂縫迅速發(fā)展導(dǎo)致整體斷裂;②縱向龍骨腹板發(fā)生屈曲破壞,之后支座處覆面板被壓實(shí),最后復(fù)合墻板縱向龍骨多處出現(xiàn)屈曲破壞,整體承載力下降。

本文采用最遠(yuǎn)點(diǎn)法進(jìn)行屈服點(diǎn)的確定,即曲線上距離原點(diǎn)和峰值點(diǎn)所在直線的最遠(yuǎn)點(diǎn)為屈服點(diǎn);若有多個(gè)最遠(yuǎn)點(diǎn),屈服荷載取這些點(diǎn)對(duì)應(yīng)荷載的平均值。

4.3.2 屈服承載力計(jì)算

試件破壞時(shí),試件LB-160的縱向龍骨下翼緣已經(jīng)屈服,計(jì)算時(shí)應(yīng)力取屈服強(qiáng)度(fy);試件LB-240的龍骨腹板先發(fā)生局部屈曲,腹板變形迅速且幅度較大,故腹板屈曲臨界應(yīng)力取97 MPa(表1)。故對(duì)復(fù)合墻板屈服時(shí)截面應(yīng)力進(jìn)行假定:①不考慮下覆面板的抗拉作用;②復(fù)合墻板龍骨與覆面板不產(chǎn)生滑移;③滿足平截面假定。

圖8為跨中截面的應(yīng)變分布,其中εa為等效上覆面板的應(yīng)變;ε0為縱向龍骨上翼緣應(yīng)變;εwc為受壓區(qū)縱向龍骨腹板應(yīng)變;εwt為受拉區(qū)縱向龍骨腹板應(yīng)變;εy為縱向龍骨下翼緣應(yīng)變;Ca為等效上覆面板內(nèi)力;Csc為受壓區(qū)縱向龍骨上翼緣內(nèi)力;Cwc受壓區(qū)縱向龍骨腹板內(nèi)力;Twt為受拉區(qū)縱向龍骨腹板內(nèi)力;Tb為受拉區(qū)縱向龍骨下翼緣應(yīng)力;x為縱向龍骨下翼緣距中性軸距離;bc為等效板的寬度,本文取300 mm。

圖8 跨中截面應(yīng)變分布Fig.8 Strain distribution in the mid-span section

由內(nèi)力平衡得式(4)。

Ca+Csc+Cwc=Twt+Tb

(4)

由式(4)可以求得LB-160和LB-240的x分別為73和122 mm。

復(fù)合墻板的屈服承載力計(jì)算方法為式(5)。

M=2[Ca(hs-x+teq/2)+Csc(hs-x-t/2)+

Cwc(hs-x-t)/2+Twt(x-t)/2+Tb(x-t/2)]

(5)

通過式(5)對(duì)兩種復(fù)合墻板的屈服承載力進(jìn)行理論計(jì)算,并與試驗(yàn)值進(jìn)行比較,結(jié)果如表2所示。由表2可知:試件屈服承載力的試驗(yàn)值與理論值誤差均在15%以內(nèi),說明復(fù)合墻板屈服承載力理論計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好。

表2 屈服承載力試驗(yàn)值與理論值對(duì)比

5 結(jié)論

1)復(fù)合墻板的縱向龍骨截面高度較大且厚度較小時(shí),會(huì)使縱向龍骨腹板的高寬比變大,導(dǎo)致腹板發(fā)生局部屈曲,此時(shí)復(fù)合墻板承載力反而會(huì)降低。

2)由于復(fù)合墻板的覆面板存在拼接縫,復(fù)合墻板在受彎時(shí)截面主要由縱向龍骨承受拉力,此時(shí)破壞位置容易發(fā)生在應(yīng)力集中處即縱向龍骨與自攻螺釘連接處。

3)對(duì)于輕鋼龍骨-鋁蜂窩夾層板復(fù)合墻板可按照本文中方法對(duì)屈服承載力進(jìn)行計(jì)算,且計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好。