定向刨花板 (OSB) 是主要以胸径14cm以下的小径材和速生间伐材等为原料, 用刨片机刨削成长40~120mm、宽5~20mm、厚0.3~0.7mm的木片, 经干燥、施胶、定向铺装和热压而成的一种结构板材^[1,2]。刨花铺装成型时, OSB板材内部无接头、无缝隙, 具有尺寸稳定性好、内结合强度高和握钉能力强等特点, 作为覆面板和装饰材料应用于竹木结构建筑中^[3,4,5,6]。木材生长过程中受水分、养分和阳光等因素的影响, 使得其物理力学性质具有严重的各向异性^[7]。木材复杂的本构关系主要体现为在受到拉力或剪力作用时发生脆性破坏, 而在受压时发生塑性变形, 且拉压强度不相等。出于简化的目的, 研究人员通常将木材应力-应变关系视为正交各向同性的弹性材料或正交各向异性的弹塑性材料。Chen等^[8]提出了双线性模型, 认为木材单轴受压时为完全塑性, 但不能够完全反映木材受压时的真实状态。陈志勇等^[9]通过ABAQUS软件建立了能反映木材正交各向异性弹性、抗拉和抗压强度不等、抗拉或抗剪时发生脆性破坏而受压时发生塑性变形等特性的本构模型。谢启芳等^[10]建立了木材横纹径向的双折线本构模型。Zhu^[11]提出了受压条件下OSB的简化本构模型, 但未考虑到加载方向与板材纵向夹角α的影响, 且理想的弹塑性模型均未考虑到木材受压时应力-应变曲线的荷载下降段的残余应变。这不仅不利于对OSB进行有限元模拟研究, 也制约了其在国内竹木结构房屋中的推广应用。因此, 探讨受压状态下OSB的本构模型具有重要的科学意义。在已有研究的基础上, 设计了60个单向轴心受压的OSB试件, 对3种加载方向角 (α=0°, 45°和90°) 的OSB进行了试验研究, 推导了应力-应变本构模型, 并与试验结果进行了对比分析。

　　 选用木结构建筑中常见规格尺寸的OSB, 厚度为9mm, 幅面尺寸为1 220mm×2 440mm。考虑加载方向与OSB板材纵向间夹角α的影响, 设计3组单轴受压试件, 即α=0°, 45°和90°, 见图1。由于OSB厚度较小, 无法满足英国标准BS EN 789-2005木结构板材受压试验方法中规定的试件形态尺寸。首先将OSB裁切为50mm宽、240mm长的条状, 再用木材胶黏剂将5块9.0mm厚的条状OSB冷压粘合成50mm×45mm×240mm的长方体试件 (图2) , 以重型F形木工夹固定, 实验室内养护15d。实验室的温度保持在 (20±2) ℃, 相对湿度为 (60±5) %。胶黏剂型号为YY5016。

　　 受压试件正面标记为A面, 绕试件轴线逆时针方向依次为B面、C面和D面。试件中部位置的每个侧面分别粘贴一个竖向应变片和一个横向应变片, 按逆时针方向编号为1, 3, 5, 7, 同理, 横向应变片编号为2, 4, 6, 8, 总计8个应变片 (图2) 。其中, SC, XC和HC分别为角度α=0°, 45°和90°的受压试件组, 每组重复试件数均为20个 (以SC组为例, 重复试件依次编号为SC1, SC2, …) 。依据英国标准BS EN 789-2005, 采用位移控制的加载模式, 当所施加的荷载小于60%F_max (F_max为极限荷载) 时, 加载速度为2mm/min, 之后降至1.5mm/min, 以便详细记录试件的具体破坏情况。一般而言, 采用电阻应变片只能获得试件应力-应变曲线上升段的应变值, 很难获得其下降段, 其原因是受压试件进入非线性阶段后竖向应变片容易发生破坏。因此, 采用标距l₁=50 mm的引伸计同步测量OSB中部的竖向变形值, 引伸计上下刀口中心连线与试件长轴向平行。

　　 OSB单轴受压试验中, 所有试件均表现出一定的延性破坏特征。破坏过程主要经历3个阶段:第1阶段为加载初期, 试件处于线弹性工作阶段, 竖向压缩变形随荷载增加而增加, 第一批竖向裂缝并不在与钢垫板直接接触处产生, 这是钢垫板“套箍强化”作用的结果, 裂缝大多是在靠近试件中部产生, 裂缝细而短小。第2阶段为裂缝持续发展阶段, 随着压力的继续增加, 裂缝数量增多, 既产生了竖向裂缝, 还产生了自钢垫板处位置往两侧发展的斜裂缝。试件所受荷载达到 (70%~80%) F_max后, 伴随着不断加剧的木纤维撕裂声响, 试件中部外凸并产生褶皱, 4个侧面的竖向应变片陆续发生破坏, 退出工作。第3阶段为荷载下降段, 荷载下降速率与角度α有关, α越大, 荷载下降越慢。沿加载方向的刨花层间裂缝宽度继续增大, 裂缝延伸加长并伴有持续的劈裂声, 直至试件破坏。试件受力进入荷载下降段后, 荷载下降速率与角度α有关, α越大, 荷载下降越慢。沿加载方向的刨花层间裂缝宽度继续增大, 裂缝延伸加长并伴有持续的劈裂声, 直至试件破坏。

　　 试验结束后, 试件仍能承受一定的荷载, 且破坏时有明显预兆, 属于延性破坏。试件的破坏模式如图3所示。试件HC组, SC组和XC组的A面和B面发生褶皱破坏, 而C面和D面以木纤维层裂为主, 但开裂方向不尽相同。试件HC组的C面和D面以端部纵向裂缝为主, 试件SC组以中部纵向裂缝为主, 而试件XC组以斜向剪切破坏为主, 角度大约为45°。

　　 利用布置于试件中部的竖向应变片和引伸计测量了试件竖直方向的应力-应变 (图4) , 仅提取其中A面的数据进行分析。OSB的破坏过程可划分为3个阶段, 即线弹性阶段、弹塑性阶段和应力下降段。从开始加载至试件截面内的应力达到40%~60%的极限压应力, 试件SC组、试件XC组和试件HC组处于线弹性工作阶段, 此阶段其应力-应变曲线的斜率即为弹性模量。斜率随着角度α的增大而减小, 以试件SC组的斜率最大, 试件HC组最小, 试件XC组介于二者之间。随着试件承受的压应力继续增加, 应力-应变关系开始表现出一定的离散性, 试件损伤不断加剧。从达到极限压应力到试件最终丧失承载力阶段为下降段, 在此阶段, 应力下降迅速, 裂缝发展迅速并伴随刺耳的声响。

　　 OSB受压力学性能主要试验结果汇总见表1。OSB在加载方向α=0°时的平均抗压强度和弹性模量最大, 分别为13.6MPa和3 253MPa, 斜向即α=45°时的抗压强度和弹性模量次之, 而在α=90°时的力学性能最低, 仅分别为11.3MPa和2 487MPa。Akrami^[12], Alldritt等^[13]的研究也表明, OSB的强度和弹性模量与角度α相关。

　　 对试件HC组、SC组和XC组单轴受压时的应力-应变曲线进行分析, 均可近似采用同一个简化的本构关系模型表示 (图5) , 即线弹性阶段 (OA段) 、非线性阶段 (AB段) 和荷载下降段 (BC段) 。OSB受压状态下的应力-应变本构模型描述如下:

　　 (1) 线弹性OA段:引伸计标距l₁内的OSB压应力随着外荷载增加至比例极限应力值σ_e (σ_e=0.6σ_u) , 对应的应变为ε_e。

　　 (2) 非线性AB段:OSB压应力随外荷载增加至峰值应力σ_u, 对应的应变为ε_u, 应变增速较前一阶段显著加快, 而应力增速放缓。

　　 (3) 荷载下降BC段:此后OSB所受压应力开始下降, 直至破坏点C^[14]。此时的应力为σ_f (σ_f=0.8σ_u) , 对应的残余应变为ε_f。

　　 因此, OSB单轴受压应力-应变关系可表述为:

　　 式中a, b, c和d为满足边界条件的常系数。

　　 单轴受压状态下的OSB应力-应变曲线无明显的屈服点, 参考《木结构试验方法标准》 (GB/T50329—2012) 和文献[15], 定义10%和40%两点间的割线斜率为OSB的抗压弹性模量E, 按式 (2) 计算:

　　 式中:Δ_40%和Δ_10%分别为40%F_max和10%F_max对应的引伸计标距内OSB的压缩变形量, mm;l₁为引伸计标定变形的基距, 取l₁=50mm。

　　 应力-应变模型公式 (1) 满足3个重要特征点, 即 (ε_e, σ_e) , (ε_u, σ_u) 和 (ε_f, σ_f) 。故有下式:

　　 同时, OA直线段和ABC曲线段在A点处平滑过渡, 故有下式:

　　 联立方程组 (3) , (4) 即可求解出a, b, c和d四个常数。图6为理论值与实测值的对比。由图6可知, 试验值和模型理论值吻合较好, 表明上述应力-应变简化模型合理。

　　 (1) OSB的轴心受压破坏的过程可分为3个阶段, 即线弹性阶段、弹塑性阶段和荷载下降段。OSB表现出延性破坏的特征, 主要破坏形式可分为4类, 即木刨花端部层间开裂、刨花中部层间裂缝、斜向剪切破坏以及刨花褶皱破坏。

　　 (2) 加载角度α是影响OSB轴压力学性能的主要因素之一。随着角度α增大, 其抗压强度和弹性模量呈下降趋势。其中, 试件SC组 (α=0°) 的抗压强度和弹性模量最大, 试件XC组 (α=45°) 次之, 试件HC组 (α=90°) 最低。

　　 (3) 提出了简化的OSB单轴受压下的应力-应变本构模型, 且与试验值吻合良好, 可为OSB的有限元分析提供参考。

　　 (4) 本文仅对单一类型的OSB单轴受压性能进行研究, 不同厂家生产的OSB可能存在差异, 因此, 有待进一步的深入研究。