冷彎薄壁型鋼-稻草板組合墻體抗剪性能研究*

申 奧 張秀華 楊景程 袁 爽 張璐倩

（東北林業大學土木工程學院，黑龍江 哈爾濱 150040）

目前國家大力推廣城鎮綠色建筑，綠色建筑材料因此備受關注。建筑用紙面稻草板（以下簡稱稻草板）是一種以天然稻草為原料，表面粘貼護面紙的新型環保建筑板材。其具有較高強度、抗沖擊與耐火性能，保溫及隔音效果好，能夠滿足結構對建筑材料的主要性能要求[1-3]，同時符合國家大力發展裝配式建筑和新農村改造政策的思想和戰略要求。

典型的輕鋼住宅組合墻體由冷彎薄壁型鋼骨架與石膏板、定向刨花板（OSB）等輕質建筑板材通過自攻螺釘連接而成[4-7]。承重組合墻體作為輕鋼住宅體系的主要承重構件，具有自重輕、延性好等特點，能較好地抵抗地震作用與風荷載，目前已成為輕鋼住宅結構體系研究中的熱點問題。國內外學者針對輕鋼組合墻體抗剪性能進行了大量的試驗和理論研究，取得了階段性的研究成果[8-18]。但墻面板主要集中在紙面石膏板、OSB板、夾心板、噴涂砂漿等材料，針對稻草板作為墻面板材料的研究較少。在JGJ 227—2011《低層冷彎薄壁型鋼房屋技術規程》[19]中也僅給出了波紋鋼板、紙面石膏板和OSB板等作為墻面板組合墻體的抗剪強度設計值。

為豐富輕鋼住宅組合墻體的類型，提高鄉村住宅水平，結合稻草板在建筑工程的應用和發展，提出一種由冷彎薄壁型鋼骨架和稻草板為材料組合而成的新型組合墻體。張秀華[20]等對稻草板單側覆面冷彎薄壁型鋼組合墻體進行抗震試驗研究，結果表明：稻草板可作為冷彎薄壁型鋼組合墻體的墻面板，帶交叉扁鋼拉條支撐的稻草板單側覆面組合墻體有較高抗剪承載力和抗側剛度。

為進一步研究冷彎薄壁型鋼-稻草板組合墻體的抗剪力學性能，對4 面稻草板雙側覆面冷彎薄壁型鋼組合墻體試件進行單調水平抗剪性能試驗，分析各試件抗剪承載力、破壞過程與破壞模式，計算其延性系數、抗側移剛度，并分析其破壞機理。將試驗結果進行對比分析，研究組合墻體上部豎向荷載、龍骨斜撐形式等對其抗剪承載力的影響規律，為其工程中的應用提供參考依據。

1 材料與方法

1.1 試件設計

試驗設計4 面寬度為1.2 m、高度為2.4 m的組合墻體試件。組合墻體由鍍鋅冷彎薄壁型鋼骨架與雙面稻草板通過自攻螺釘連接而成。稻草板由哈爾濱天成順杰實業有限公司生產，鋼骨架采用鞍鋼生產的鍍鋅鋼板加工而成。型鋼之間由自攻螺釘連接形成骨架。其中中立柱和斜撐為單根C型鋼，兩側邊立柱采用2 根背靠背C型鋼在腹板上用單排間距為300 mm自攻螺釘連接成工字形組合截面，立柱與斜撐均采用截面尺寸為C90 mm×40 mm×15 mm×1.0 mm 的C型鋼；上下導軌和橫撐均采用截面尺寸為U93 mm×45 mm×1.5 mm U型鋼。稻草板尺寸均為2 400 mm（長）×1 200 mm（寬）×58 mm（厚）。采用長度為75 mm的ST4.8 級自攻螺釘與鋼骨架相連。稻草板與邊立柱及上下導軌螺釘間距為150 mm，稻草板與中立柱及橫撐螺釘間距為300 mm。各組合墻體設計參數見表1，構造及截面形式見圖1。

表1 組合墻體試件設計參數Tab.1 Design Parameters of composite wall specimens

圖1 組合墻體構造及截面形式Fig.1 Construction and cross section of composite walls

1.2 材料屬性

試件型鋼骨架的鋼材選用Q235B鍍鋅鋼板，鋼板厚度為1.0、1.5 mm，按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》[21]相關規定進行材性試驗，結果見表2。

表2 鋼材的材料性能Tab.2 Material properties of steel

稻草板內部秸稈排列方式決定其為各項異性材料，根據GB/T 31264—2014《結構用人造板力學性能試驗方法》[22]，對試驗所需方向材料的抗彎強度和彈性模量進行測試，其抗彎強度為1.87 MPa，彈性模量為400.6 MPa。

1.3 試驗裝置及加載制度

試驗在東北林業大學土木工程學院結構館進行，采用MTS系統公司生產的電液伺服程控結構試驗機加載，作動器量程為-250 ～ +250 mm，可施加最大水平荷載250 kN。試驗裝置見圖2。

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

試驗前設計了與組合墻體相固定的基礎梁，以及用于和組合墻體上導軌、MTS作動器相連接的加載梁。MTS作動器與加載梁通過4 個8.8 級M30 高強螺栓連接，加載梁與組合墻體的上導軌采用3 個10.9 級M16高強螺栓相連。基礎梁置于兩側支墩下，支墩通過4個地錨螺栓與地槽相連。因組合墻體上的豎向力主要由鋼立柱承擔，在每根鋼立柱對應的上下導軌處設置抗拔連接件，每個抗拔連接件通過1 個10.9 級M16 高強螺栓和10 個M6 的普通螺栓將組合墻體和基礎梁連接在一起。在墻體兩側安裝側向滾動支撐，以確保墻體在加載過程中不發生平面外失穩。

本試驗采用MTS作動器施加單調水平荷載，采用螺旋千斤頂施加豎向荷載，豎向千斤頂與反力架之間設置水平滑動導軌。為模擬墻體上的豎向荷載，按表1 在試件上施加豎向荷載，試驗時豎向荷載保持恒定。根據JGJ 101—2015《建筑抗震試驗規程》[23]，采用力-位移聯合控制施加單調水平荷載：先按荷載控制加載，每級荷載2 kN，持續時間2 min，當試件荷載-位移曲線斜率發生明顯變化時，改為位移控制加載。直至試件破壞不適宜繼續加載或荷載下降至荷載-位移曲線峰值85%時停止加載。

1.4 測點布置

鋼骨架上的應變通過JM3813 靜態電阻應變儀測得，在鋼立柱下部、橫撐及斜撐腹板上布置應變片，見圖3，圖中1～11 為應變測點編號。

墻體試件上水平荷載和位移通過MTS試驗測試系統測試，豎向荷載通過東華DH3818 傳感器測試。為得到組合墻體頂部凈水平位移值，除記錄MTS作動器自身位移計的位移值外，還需設置5 個位移計，編號為D1～D5：位移計D1 用于測量墻體頂部的水平位移，D2用于測量墻體底部的水平位移，D1 和D2 的差值即為墻體頂部的實際水平位移， D3 用于測量墻體受壓側底部相對地面的豎向位移， D4 用于測量墻體受拉側底部相對地面的豎向位移， D5 用于監控墻體面外的側移值。測點布置見圖3。

圖3 測點布置Fig. 3 Arrangement of settlement monitoring points

2 結果與分析

2.1 試驗現象

試驗中，4 面墻體試件情況基本相同，只是產生不同現象時的荷載與位移值不同。限于篇幅，僅以試件WDAS3 為例進行分析。

當加載至8.0 kN時，稻草板輕微作響。加載至10.0 kN時，稻草板受壓區表面出現斜向褶皺。當加載至12.0 kN時，稻草板受壓區表面斜向褶皺增多，部分紙面褶皺轉化為紙面開裂，稻草板發出聲響增大。當加載至14.0 kN時，荷載-位移曲線斜率明顯變化，對應位移為51.3 mm，觀察到受壓區邊立柱底部型鋼有輕微變形，此時由荷載控制加載改為位移控制加載。當位移加至63.3 mm時，稻草板受壓側自攻螺釘尖端上翹、受拉側自攻螺釘尖端下翹，并且稻草板發出的聲響持續。當位移加至77.0 mm，達到荷載峰值時，對應荷載為16.6 kN，受壓區邊立柱底部型鋼產生明顯的局部受壓屈曲，墻體表面自攻螺釘多處凹陷，部分稻草板在自攻螺釘孔處被撕裂，型鋼骨架與稻草板出現黏結滑移。當位移加至91.8 mm時，抗拔連接件處螺釘松動，邊柱與下導軌分離。當位移加至105.1 mm時，荷載下降至峰值荷載的85%，試驗結束。卸載后，拆除稻草板，除受壓區邊立柱底部局部屈曲外，型鋼骨架其余部分基本完好。試件的破壞形態見圖4。

圖4 組合墻體試件破壞形態Fig.4 Failure modes of composite wall specimens

4 面組合墻體試件各自的破壞形態及其對應的荷載(P)、水平位移(Δ)值見表3。

表3 試件的主要破壞形態Tab.3 Failure modes of wall specimens

2.2 荷載-水平位移曲線

墻體試件荷載-水平位移曲線中水平位移為墻體頂部的凈水平側移Δ（剪切變形），即試驗過程中墻體試件頂部實測水平側移Δ0與由作動器拉伸引起墻體試件轉動的試件頂部水平側移Δ1和試件與底梁相對水平位移Δ2之差[24]，如圖5 所示。

圖5 試件的實際剪切變形Fig.5 The actual shear deformation of specimens

式中：Δ0按位移計D1 計算，即Δ0=Hδ1/(H-E)，其中H為試件高度，E為試件頂部至位移計D1 的距離，δ1為位移計D1 實測結果；Δ2為試件相對底梁水平位移，即Δ2為位移計D2 實測結果；Δ1為試件轉動引起頂部側移，按圖6 計算得：Δ1=HΔα/(L-H1-H2)，其中Δα=δ4-δ3，δ3和δ4為位移計D3 和D4 實測結果，L為試件寬度，H1和H2分別為位移計D3 和D4 距試件底部距離。單位：mm。

圖6 試件的轉動變形Fig.6 Rotating deformation of specimens

4 面組合墻體荷載-位移關系曲線如圖7 所示。

圖7 試件荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of specimens

由圖7 可見，4 面組合墻體荷載-位移曲線變化趨勢基本相同。在加載初期，組合墻體整體剛度較大，水平位移變化較小，因此曲線基本呈線性關系，且斜率較大，處于單調加載的第一階段（彈性階段），這一階段型鋼與稻草板協同受力。隨著荷載繼續增加，組合墻體受力情況由型鋼與稻草板協同受力轉變為型鋼主要受力，兩側稻草板起約束效應，限制組合墻體的整體失穩破壞，曲線也進入到了第二階段（彈塑性階段），第二階段斜率明顯變小。當加至極限荷載時，組合墻體受壓區型鋼立柱底部出現局部壓屈變形、型鋼龍骨與稻草板出現黏結滑移、抗拔連接件處螺栓松動等主要破壞現象，此時處于極限狀態，組合墻體表面雖有開裂但整體性良好。繼續加載，荷載-位移曲線出現明顯下降，即進入第三階段（破壞階段），型鋼骨架無法承擔更大的荷載，此時變形增大但受力明顯下降。當荷載下降至荷載-位移曲線峰值85%時停止加載，以保證試驗人員及試驗設備的安全性。

由圖7 可以看出，增加組合墻體上部豎向荷載，荷載-位移曲線在第一和第二階段斜率也隨之增大，說明增加組合墻體上豎向荷載能夠增強型鋼龍骨與兩側稻草板之間的相互作用，從而可以提高墻體的整體穩定性，但由于同時也增加了立柱軸力，致使組合墻體抗剪承載力有所降低；試件WDBS1 與試件WDAS3相比，極限承載力提高了30%，同時減小了水平位移，即帶有斜撐的組合墻體能夠顯著提高其抗剪承載力。

2.3 荷載-應變曲線

組合墻體試件荷載-應變曲線如圖8～11 所示。從圖8～11 中可以看出：因鋼骨架連接較弱，在受水平荷載過程中，鋼骨架主要通過邊立柱軸向壓力產生的傾覆力矩抵抗試件的部分水平荷載。試件WDAS1～WDBS1 的受壓區邊柱壓應變較大，中柱、受拉區邊柱與橫撐在試件達到峰值荷載時應變仍然較小，處于彈性工作階段。試件WDBS1 受壓區的上下兩斜撐應變變化明顯，起到了約束作用，明顯提高了組合墻體承載力并減小了水平位移；而受拉區上下（測點9 和測點11）兩斜撐應變變化較小，一直處于彈性工作階段，對提高組合墻體承載力作用較小，但可以限制組合墻體的水平位移。

圖8 試件WDAS1 荷載-應變曲線Fig.8 Load-strain curves of specimen WDAS1

圖9 試件WDAS2 荷載-應變曲線Fig.9 Load-strain curves of specimen WDAS2

圖10 試件WDAS3 荷載-應變曲線Fig.10 Load-strain curves of specimen WDAS3

圖11 試件WDBS1 荷載-應變曲線Fig.11 Load-strain curves of specimen WDBS1

2.4 延性系數與抗側移剛度

采用能量等效面積法確定各試件的屈服承載力Py和屈服位移Δy，其中最大荷載Pmax及其對應位移Δmax取荷載位移曲線中的峰值點，極限荷載Pu取最大荷載的85%及其位移Δu，如圖12所示。

圖12 彈塑性能量等效模型Fig.12 Equivalent energy elastic-plastic model

根據JGJ 101—2015《建筑抗震試驗規程》[23]，延性系數μ按下式計算：

式中：μ為延性系數；Δu為極限點位移，mm；Δy為屈服點位移，mm。

根據美國規范ASTM E2126—07《建筑墻體循環荷載作用下抗剪性能試驗標準》[25]，抗側剛度K取荷載-位移曲線上原點與40%峰值荷載兩點間割線斜率，即按下式計算：

式中：K為彈性抗側剛度，kN/mm；0.4Pmax為40%極限荷載值，kN；Δ0.4Pmax為40%極限荷載值的對應變形，mm。

組合墻體抗剪性能相關參數如表4所示。由表4可知，各組合墻體的延性系數在1.45～2.1之間，表明冷彎薄壁型鋼-稻草板組合墻體有一定的塑形變形能力，通過合理的設計可以滿足構件對延性的需求；組合墻體具有一定的抗側移剛度，抵抗側向變形能力較好。

表4 組合墻體試件試驗結果Tab.4 Test results of composite wall specimens

3 結論

1）冷彎薄壁型鋼-紙面稻草板組合墻體的破壞過程經歷彈性、彈塑性、破壞三個階段。彈性階段型鋼與稻草板協同工作性能較好；彈塑性階段受力情況由型鋼與稻草板協同受力轉變為型鋼主要受力，兩側稻草板起約束效應，限制組合墻體的整體失穩破壞；破壞階段，典型的破壞現象為邊立柱底部局部屈曲，墻體表面自攻螺釘多處凹陷，部分稻草板在螺釘孔處被撕裂，型鋼龍骨與稻草板出現黏結滑移。

2）冷彎薄壁型鋼-紙面稻草板組合墻體具有較大的抗剪承載力，當組合墻體試件達到屈服荷載時，稻草板表面出現斜向裂縫，鋼骨架大部分還處于彈性階段，組合墻體在單調受力時表現為良好的延性破壞。

3）增大組合墻體上部豎向荷載，能夠提高墻體整體穩定性，但同時增加了邊立柱的軸力，致使組合墻體抗剪承載力有所降低；帶有斜撐的組合墻體能夠顯著提高其抗剪承載力，提高組合墻體整體剛度和抗側移能力。

4）冷彎薄壁型鋼-稻草板組合墻體的延性系數和抗側移剛度等指標表現良好，組合墻體有一定的塑形變形能力，整體剛度較大。