張秀華，李 想，申 奧，楊路琦，張茂花

(東北林業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150040)

傳統(tǒng)的輕鋼組合墻體是低層或單層建筑的重要組成部分，是一種以冷彎薄壁型骨架和不同的墻面板通過自攻螺釘連接方式作為維護結(jié)構(gòu)和承重的墻體系統(tǒng)[1]。已廣泛應(yīng)用在美國、加拿大、日本等國家。國內(nèi)外學(xué)者對組合墻體進行了大量研究：L.C.M.VIERIA 等[2]通過對組合墻體軸壓性能試驗研究，結(jié)果表明：覆面板對鋼墻柱局部屈曲無影響，對鋼墻柱的整體屈曲和畸變屈曲有約束作用。Y.DIAS等[3]通過試件的試驗分析，驗證了帶肋立柱工作性能優(yōu)良。J.H.YE等[4]對16個冷彎薄壁型鋼組合墻體進行軸壓性能試驗研究，結(jié)果表明：通過墻面板的約束，可以提高墻體立柱的極限載荷。石宇等[5]對6塊足尺組合墻體試件進行軸壓試驗，研究表明：CSB板約束的墻架柱較單面OSB板約束的墻架柱穩(wěn)定承載力大幅提高。徐志峰等[6]對秸稈板輕鋼高強泡沫混凝土剪力墻試件進行軸心受壓試驗，研究表明：填充了泡沫混凝土的墻體較未填充泡沫混凝土的墻體的豎向剛度和豎向承載力都有了大幅提高。高立等[7]對填充EPS—石膏基輕質(zhì)材料的冷彎型鋼組合墻體進行軸壓性能試驗，結(jié)果表明：隨著填料強度和密度的提高，填充試件軸壓承載力相應(yīng)提高。H.H.WU等[8]對8個冷彎薄壁型鋼組合墻體進行了軸壓性能試驗研究，結(jié)果表明：填充石膏的墻體較未填充石膏墻體承載力提高了1.88～2.99倍。

上述輕鋼組合墻體覆面板材料主要為EPS板、OSB板、石膏板、鋼板等。為豐富組合墻體類型，東北林業(yè)大學(xué)張秀華團隊提出了鋼-紙面稻草板組合構(gòu)件，紙面稻草板的導(dǎo)熱系數(shù)僅為0.108 W/(m·K)，隔音能力為30 dB，耐火極限為1 h，具有強度高、耐久性好和抗沖擊能力強等特點。紙面稻草板作為一種綠色環(huán)保建筑材料，將具有廣闊的發(fā)展前景[9-10]。通過對該類組合墻體進行力學(xué)性能研究，已取得了階段性成果[11-16]。研究表明：鋼-紙面稻草板組合構(gòu)件不僅具有較高的剛度和承載力而且有著良好的協(xié)同工作性能和塑性變形能力，其延性和耗能系數(shù)等抗震指標(biāo)均能滿足工程需要。張義卓[12]提出的冷彎薄壁型鋼-紙面稻草板組合墻體具有較高的抗剪承載力，但抗側(cè)剛度稍顯不足。

為克服填充混凝土等材料造成自重過大以及型鋼-紙面稻草板組合墻體抗側(cè)剛度低的缺陷,筆者提出一種內(nèi)置鋼板冷彎薄壁型鋼-紙面稻草板新型組合墻體,研究該組合墻體的軸心受壓力學(xué)性能，對3面不同參數(shù)的組合墻體進行軸壓試驗，分析各組合墻體破壞特征、軸壓承載力、延性、剛度和組合墻體工作性能，為該類型組合墻體設(shè)計和應(yīng)用提供參考依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

筆者設(shè)計和制作了3面組合墻體，試件詳細(xì)參數(shù)見表1，詳細(xì)構(gòu)造及截面形式見圖1。

表1 組合墻體設(shè)計參數(shù)Table 1 Design parameters of composite wall

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

組合墻體由冷彎薄壁型鋼骨架、雙面稻草板和單面(雙面)鋼板組成，鋼板放在稻草板內(nèi)側(cè)。稻草板的寬×高×厚為1 200 mm×2 400 mm×58 mm。龍骨采用Q235鍍鋅鋼板，立柱型號為C90 mm×40 mm×15 mm×1 mm，間距為600 mm；在墻兩端的邊柱對兩個C型鋼進行拼接組合，通過腹板上的自攻螺釘背靠背連接，中柱C型鋼位于墻體正中間位置。墻體的上下導(dǎo)軌采用冷彎薄壁U型鋼，型號為 U93 mm×45 mm×1.5 mm。立柱與導(dǎo)軌通過ST3.5×16 mm的梅花沉頭自攻螺釘連接，龍骨與稻草板通過ST4.8×75 mm的外六角自攻螺釘連接，其中，中間螺釘間距300 mm，外圍螺釘間距150 mm。本試驗中墻板是帶有鋼板的稻草板，鋼板采用Q235鍍鋅鋼板，厚為0.8 mm和1.0 mm。為減輕稻草板與自攻螺釘?shù)钠茐模诘静莅迮c邊立柱和上下導(dǎo)軌連接的自攻螺釘?shù)南虏繅|一層寬20 mm鋼板帶，增加接觸面積，使螺釘與墻板之間的剪切面積增大，螺釘與墻板連接處不會發(fā)生連接破壞[17]。

1.2 材料力學(xué)性能

試驗所用輕鋼材料根據(jù)《金屬材料拉伸試驗:第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)中規(guī)定進行材性試驗，得到鋼材相關(guān)的力學(xué)性能見表2。

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel

根據(jù)《結(jié)構(gòu)用人造板力學(xué)性能試驗方法》(GB/T 31264—2014)，得出試驗稻草板的相關(guān)材料屬性，見表3。其中，沿著稻草板長度方向為抗壓模式。

表3 紙面稻草板材料屬性Table 3 Material properties of paper strawboard

1.3 試驗加載裝置及加載制度

該試驗加載裝置采用50t螺旋千斤頂來施加豎向荷載，試驗加載裝置如圖2所示。

圖2 試驗裝置Fig.2 Test device

為模擬組合墻體上端的均布荷載情況，采用二次分配加載方式。豎向荷載通過螺旋千斤頂在反力架的作用下分配到一級分配梁上，再通過兩個等高支座均勻地將荷載分配到二級分配梁上。試驗采用幾何對中，墻體全部安裝完成后，用水平尺檢測組合墻體的水平度和垂直度，確保組合墻體完全垂直于地面。為模擬實際工程中樓板對墻體的約束，故在試驗中施加側(cè)向支撐。

試驗采用單調(diào)豎向加載，考慮稻草板的特殊性質(zhì)，預(yù)加荷載僅設(shè)定為預(yù)估極限承載力的5%。按10 kN分級加載，每級加載5 min并穩(wěn)定后，讀取位移和應(yīng)變值。待荷載下降至極限荷載的85%時，停止加載。

1.4 測點布置

試件上共布置5個位移計，分別測量試件底梁相對于地面豎向位移值、試件相對于地面豎向位移，試件的平面外位移值。設(shè)置應(yīng)變片1～12。其中應(yīng)變片1～3、7～9貼在邊立柱和中立柱的腹板處，4～6、10～12貼在鋼板上，測點具體位置見圖3。

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

由于組合墻體是對稱的，加載點是在墻體的正中，所以，應(yīng)變片只布置在墻體一側(cè)。

2 試驗過程

2.1 WL-1試件

在加載初期無明顯現(xiàn)象，在荷載分別加到40 kN、50 kN、70 kN、100 kN時試件發(fā)出不同程度的吱吱聲響。當(dāng)荷載加至110 kN時，稻草板表面出現(xiàn)細(xì)小褶皺，繼續(xù)加載則有延伸開展的趨勢；當(dāng)加載至120 kN時，稻草板表面褶皺長度延伸至75 cm，鋼板帶有向平面外鼓出現(xiàn)象(見圖4(a))，邊立柱腹板出現(xiàn)了局部屈曲(見圖4(b))。當(dāng)加載至145 kN時，壓力傳感器讀數(shù)不再增長，認(rèn)為組合墻體達(dá)到極限承載力。加載結(jié)束以后，拆下一側(cè)稻草板，觀察到冷彎薄壁型鋼骨架和鋼板的破壞情況，發(fā)現(xiàn)中立柱上部出現(xiàn)局部屈曲(見圖4(c))，鋼板頂部向下10 cm處出現(xiàn)折曲(見圖4(d))。在加載的過程中，稻草板與型鋼骨架連接良好，所有自攻螺釘沒有出現(xiàn)脫落、剪斷現(xiàn)象。組合墻體破壞后仍保持完整性。

圖4 試件WL-1破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of WL-1 specimen

2.2 WL-2試件

WL-2試件與WL-1試件試驗現(xiàn)象相似。在試驗前期過程中無明顯的現(xiàn)象。當(dāng)加載至110 kN時，觀察到稻草板上面出現(xiàn)細(xì)小褶皺。隨著荷載的增加，稻草板褶皺持續(xù)延伸并伴隨連續(xù)響聲。加載至145 kN時，此時邊立柱頂部出現(xiàn)輕微屈曲(見圖5(a))；當(dāng)加載至165 kN時，荷載不再增長，認(rèn)為達(dá)到極限承載力。當(dāng)達(dá)到極限承載力時，邊立柱局部屈曲(見圖5(b))，稻草板上部出現(xiàn)兩條褶皺(見圖5(c))；加載結(jié)束后，拆除一側(cè)稻草板，觀察到冷彎薄壁型鋼骨架和鋼板破壞情況，發(fā)現(xiàn)中立柱上部局部屈曲(見圖5(d))，鋼板頂部向下10 cm處出現(xiàn)輕微折曲。

圖5 試件WL-2破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of WL-2 specimen

2.3 WL-3試件

在加載初期無明顯現(xiàn)象，當(dāng)加載至130 kN時，試件出現(xiàn)明顯響聲。但此時，稻草板表面未出現(xiàn)褶皺和鼓起現(xiàn)象。當(dāng)加載至170 kN時，墻體出現(xiàn)持續(xù)響聲，稻草板上部出現(xiàn)褶皺，長度約為25 cm，但凸起不明顯。當(dāng)加載至190 kN時，稻草板表面的褶皺加劇且?guī)缀鯔M穿稻草板，其中突起高度最大可達(dá)2 cm(見圖6(a))，此時觀察到邊立柱距離墻體頂部10～15 cm處輕微屈曲。鋼板帶在平面外鼓起，鼓起最大處有1.5 cm(見圖6(b))。當(dāng)加載至210 kN時，壓力傳感器讀數(shù)下降，則認(rèn)為達(dá)到了極限承載力。當(dāng)達(dá)到極限承載力時，邊立柱頂部腹板出現(xiàn)屈曲變形，此時稻草板頂部出現(xiàn)外鼓現(xiàn)象，并與薄壁型鋼骨架輕微脫離，其最大縫隙寬2.5 cm(見圖6(c))。拆除一側(cè)稻草板，觀察到中立柱上部發(fā)生屈曲，鋼板頂部向下10 cm處出現(xiàn)明顯折屈(見圖6(d))。其余截面未產(chǎn)生明顯變形。

圖6 試件WL-3破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of WL-3 specimen

3 試驗結(jié)果分析

3.1 荷載-位移曲線

3面組合墻體荷載位移對比曲線如圖7所示。由圖可知：3面組合墻體的曲線變化趨勢基本相同。組合墻體WL-1、WL-2、WL-3荷載分別達(dá)到80 kN、100 kN、120 kN時為線彈性階段，在該階段內(nèi)，稻草板、鋼板和鋼骨架協(xié)同受力良好，稻草板表面未產(chǎn)生褶皺。隨著荷載的增加，曲線斜率較之前開始逐步減小，但依然呈上升趨勢，稻草板表面開始出現(xiàn)褶皺，該褶皺來自于稻草板自身受壓和限制鋼板與鋼骨架變形的共同作用。

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load displacement curve

在彈性階段內(nèi)，鋼板和鋼骨架在稻草板限制變形的作用下?lián)碛谐惺芨蠛奢d的能力，此階段為彈塑性階段。再繼續(xù)加載，稻草板表面褶皺增多并發(fā)出吱吱聲響，由于稻草板自身剛度較低而無法承擔(dān)更大荷載的軸向壓力，因此稻草板在此階段主要起限制鋼骨架、鋼板變形的作用，組合墻體發(fā)生內(nèi)力重分布，薄壁型鋼骨架和鋼板承擔(dān)主要荷載，為承載力強化階段。當(dāng)加載至接近極限荷載時，荷載緩慢下降，此時型鋼骨架邊立柱出現(xiàn)局部屈曲。最終試件的破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為邊立柱兩端柱頂局部屈曲，鋼板屈曲。通過荷載位移曲線在達(dá)到極限荷載后曲線下降緩慢可以得出組合墻體破壞是一種延性破壞。并沒有出現(xiàn)瞬間失穩(wěn)破壞現(xiàn)象，因此組合墻體在極限狀態(tài)下不會突然失穩(wěn)破壞。

輕鋼-稻草板組合墻體組合效應(yīng)顯著，稻草板與薄壁型鋼骨架在試驗的整個過程中都未發(fā)生脫離掉落現(xiàn)象。通過觀察荷載-位移曲線可知，試件WL-2承載力比試件WL-1承載力提高了18%，WL-3承載力比試件WL-2承載力提高了27%。因此，相比于單面鋼板，雙面鋼板能有效提高組合墻體承載力，另外，增加鋼板的厚度也能顯著增加組合墻體的承載力。這是由于鋼板的存在可以承受豎向荷載，提高組合墻體豎向承載力，提高面板對自攻螺釘?shù)奈展饔?，從而提高組合墻體的豎向承載力。

根據(jù)3個試件位移計在極限荷載時測得試件平面外位移值：WL-1平面外位移為5 mm，WL-2平面外位移為3 mm，WL-3平面外位移為2 mm。相應(yīng)的平面外轉(zhuǎn)角tanθ在0.001 6～0.004 1(tanθ等于位移計相對地面高度除以位移計所測得的平面外位移)。說明組合墻體在整個試驗中并未發(fā)生整體失穩(wěn)變形，與試驗現(xiàn)象結(jié)果吻合。

3.2 荷載-應(yīng)變曲線

因3個試件應(yīng)變變化趨勢相似，為研究組合墻體關(guān)鍵部位應(yīng)變反應(yīng)，現(xiàn)取試件WL-3立柱進行分析，荷載-應(yīng)變曲線如圖8所示。

圖8 WL-3試件立柱荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Load strain curve of WL-3 steel stud

從圖8可以發(fā)現(xiàn)，在試件彈性階段，立柱上各測點均呈線性增長，應(yīng)變大小值差異極小，表明組合墻體處于均勻受壓狀態(tài)，邊立柱與中立柱能夠協(xié)同受力，冷彎薄壁型鋼骨架整體性好；當(dāng)加載120 kN(彈塑性階段)，各測點曲率逐漸變小。在同一水平高度的邊立柱上測點數(shù)值始終大于中立柱上的測點，這是由于稻草板在中立柱和邊立柱的蒙皮效應(yīng)不同造成的應(yīng)變差異。從圖中還可以看出，1號測點的應(yīng)變值均大于其他測點應(yīng)變值，說明邊立柱腹板所受荷載較大，故最先發(fā)生屈曲，這與試驗現(xiàn)象吻合。

選取試件WL-3中鋼板來分析應(yīng)變變化情況，荷載-應(yīng)變曲線如圖9所示。在加載前期，應(yīng)變均呈現(xiàn)線性上升趨勢，隨著荷載增大，4、10號測點應(yīng)變值由負(fù)變正，即由受壓變受拉。這是由于在加載前期，組合墻體發(fā)生彈性變形，內(nèi)置鋼板發(fā)生無屈曲現(xiàn)象的全截面受壓，但隨著荷載的增大，組合墻體發(fā)生局部屈曲，屈曲導(dǎo)致原本受壓的截面突然受拉，應(yīng)變值也就發(fā)生突變。由于鋼板本身較薄，剛度較小，因此容易發(fā)生平面外的屈曲，但是在鋼板外側(cè)覆蓋一層稻草板，能夠明顯抑制鋼板的變形。

圖9 WL-3試件鋼板荷載-應(yīng)變曲線Fig.9 Load strain curve of WL-3 steel plate

3.3 延性系數(shù)及剛度分析

通過位移延性系數(shù)μ來定量分析內(nèi)置鋼板冷彎薄壁型鋼-稻草板組合墻體的變形能力，定義μ=Δu/Δy，其中Δu為極限位移，Δy為屈服位移。通過荷載-位移曲線上出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折點來確定屈服位移。3面組合墻體的位移、荷載及延性系數(shù)如表4所示。由表4可知，3面組合墻體的延性系數(shù)在2.088～2.114，說明內(nèi)置鋼板冷彎薄壁型鋼-稻草板組合墻體有較好的變形能力。組合墻體的豎向剛度通過極限荷載與相應(yīng)豎向位移之比，即剛度K來表示。經(jīng)過計算可知3面組合墻體的豎向剛度如表4所示。

表4 各組合墻體的特征值Table 4 Eigenvalues of composite walls

由表4可知，試件WL-2的豎向剛度比試件WL-1提高15.9%，WL-3試件的豎向剛度比試件WL-2提高27%。試驗表明：內(nèi)置雙面鋼板組合墻體豎向剛度比內(nèi)置單面鋼板組合墻體豎向剛度高，增加鋼板厚度對組合墻體豎向剛度有顯著作用。

3.4 對比不同形式組合墻體的承載力和破壞模式

為了對比分析本試驗組合墻體與其他組合墻體的軸壓承載力、破壞模式等力學(xué)性能，將筆者得到試驗結(jié)果與已有文獻(xiàn)進行對比(見表5)。

表5 文中組合墻體與其他文獻(xiàn)組合墻體試驗結(jié)果對比Table 5 Comparison of test results of composite wall with that of other literatures

文中組合墻體與文獻(xiàn)[11]組合墻體的覆面板均為稻草板，將兩項試驗數(shù)據(jù)進行類比分析。文獻(xiàn)[11]中試件W-1組合墻體鋼骨架由3根C型鋼立柱組成，W-1墻體高厚比為7.14，承載力為150 kN，而文中WL-1試件高厚比為11.65，但承載力為140 kN。通過對比發(fā)現(xiàn)，W-1和WL-1的最終破壞模式相同且在高厚比增大63%的情況下承載力卻只比W-1的承載力低6.6%。這說明內(nèi)置鋼板冷彎薄壁型鋼-稻草板組合墻體相比于未置鋼板的墻體能提供更高的穩(wěn)定性承載力，從而能保證結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性。與文獻(xiàn)[18]中WVL-3b墻體相比，文中WL-1墻體承載力提高了216%。與文獻(xiàn)[18]中墻體立柱發(fā)生多種破壞模式，文中均為邊立柱柱頂局部受壓屈曲，鋼板對墻體的支撐作用使墻體具有更高的承載力和整體性。

4 結(jié) 論

(1)內(nèi)置鋼板冷彎薄壁型鋼-稻草板組合墻體軸壓性能良好，組合效應(yīng)顯著，且具有良好的剛度和承載力，可用于單層或低層建筑工程中。

(2)對3面組合墻體試驗研究，研究結(jié)果表明：相比于試件WL-1，雙面鋼板的試件WL-2豎向剛度提高了15.9%，承載力提高了18%；相比于試件WL-2,增加鋼板厚度的WL-3試件豎向剛度提高了27.4%，承載力提高了27%。雙側(cè)鋼板和鋼板厚度的增加可以對墻體的延性有所提高。

(3)3面組合墻體在極限荷載作用下的平面外位移值都相對較小，相應(yīng)的平面外轉(zhuǎn)角在0.001 6～0.004 1，說明組合墻體在整個試驗中并未發(fā)生整體失穩(wěn)變形。

(4)在軸壓荷載作用下，3面組合墻體破壞模式均為墻立柱局部受壓屈曲、鋼板局部屈曲并伴隨著稻草板褶皺；組合墻體邊立柱局部屈曲對構(gòu)件整體穩(wěn)定性的相關(guān)作用影響較大。