冷彎薄壁鋼管-稻草板組合墻體抗剪性能試驗(yàn)

張秀華,陸希林,屈東磊

(1.東北林業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150040；2.中建二局第四建筑工程有限公司，天津 300457)

當(dāng)下，中國(guó)正面臨“碳達(dá)峰、碳中和”的重要目標(biāo)。建筑行業(yè)面臨普遍的碳排放總量大、用能技術(shù)和效率低等問(wèn)題，在實(shí)現(xiàn)“碳達(dá)峰、碳中和”目標(biāo)要求下實(shí)現(xiàn)可持續(xù)發(fā)展仍面臨較大壓力。隨著中國(guó)城市化進(jìn)程加快，推動(dòng)建筑行業(yè)綠色轉(zhuǎn)型，對(duì)實(shí)現(xiàn)“碳達(dá)峰、碳中和”目標(biāo)意義重大[1]。因此，在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，要將節(jié)約能源放在首位，追求將綠色建筑回歸自然。稻草板作為一種以天然稻草為原料，集輕質(zhì)、高強(qiáng)、耐火、隔音、保溫、隔熱于一體的多功能新型綠色環(huán)保建材，用其取代傳統(tǒng)的建筑板材，可以有效地節(jié)約資源、保護(hù)生態(tài)環(huán)境，符合我國(guó)推動(dòng)綠色建筑普及的理念。

隨著木結(jié)構(gòu)住宅中木材價(jià)格上漲，冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅作為一種替代產(chǎn)品應(yīng)運(yùn)而生[2]。作為未來(lái)建筑體系發(fā)展的一個(gè)重要方向，冷彎薄壁型鋼住宅體系與其他建筑體系相比，具有諸多優(yōu)勢(shì)。從20世紀(jì)開(kāi)始，國(guó)外學(xué)者對(duì)輕鋼復(fù)合墻體的抗剪性能做了諸多研究[3-6]，分析了不同墻面板材料、高寬比、立柱厚度、支撐形式等因素對(duì)于組合墻體抗剪承載力的影響。進(jìn)入到21世紀(jì)，隨著我國(guó)對(duì)于裝配式建筑的推崇與發(fā)展，國(guó)內(nèi)學(xué)者也開(kāi)始對(duì)輕鋼組合墻體展開(kāi)了研究。郭鵬[7]利用ANSYS軟件對(duì)覆帶肋鋼板高強(qiáng)冷彎薄壁型鋼骨架墻體的抗剪性能進(jìn)行了模擬分析，結(jié)果表明，墻面板拼縫處是墻體抗剪承載能力最薄弱的位置。周天華等[8]對(duì)覆夾芯鋼板的復(fù)合墻體開(kāi)展抗剪性能試驗(yàn)，結(jié)果表明，夾芯鋼板配套交叉鋼帶是較理想的墻體組合形式。許陽(yáng)[9]對(duì)12面施加豎向荷載的冷彎薄壁型鋼組合墻體進(jìn)行了抗剪性能研究，結(jié)果表明，墻體抗剪承載力與面板外圍螺釘間距關(guān)系極大，而與中立柱螺釘間距關(guān)系不大。其他學(xué)者對(duì)同類墻體的研究[10-16]，墻面板材料也普遍集中在OSB板、石膏板、泡沫混凝土等。

為了倡導(dǎo)國(guó)家提出的綠色建材和綠色建筑，東北林業(yè)大學(xué)張秀華團(tuán)隊(duì)提出了輕鋼-稻草板這一新型組合墻體[17-21]，并對(duì)此類墻體展開(kāi)了試驗(yàn)與理論研究，研究表明，此類墻體具有較大的承載力，能夠滿足實(shí)際工程要求。筆者在已有研究的基礎(chǔ)上，對(duì)3面冷彎薄壁鋼管-稻草板組合墻體進(jìn)行水平單調(diào)加載試驗(yàn)，分析其破壞過(guò)程和破壞機(jī)理，得到了組合墻體抗剪承載力、延性系數(shù)、抗側(cè)剛度等抗剪性能特征值，并與同類組合墻體進(jìn)行對(duì)比分析，為該類墻體在實(shí)際工程中的應(yīng)用和推廣提供理論依據(jù)。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了3面寬×高為1.2 m×2.4 m的足尺試件，試件編號(hào)為W1、W2和W3。組合墻體由鋼骨架與稻草板通過(guò)自攻螺釘連接而成，稻草板分別覆在鋼骨架左右兩側(cè)。鋼骨架由3根高度為2 400 mm的冷彎薄壁鋼管和上下兩根長(zhǎng)度1 200 mm的U型導(dǎo)軌通過(guò)ST3.5×16 mm的梅花沉頭自攻螺釘連接而成，鋼管橫截面長(zhǎng)×寬為60 mm×80 mm，壁厚為1.5 mm；U型導(dǎo)軌截面腹板高度×翼緣寬度×截面厚度為U80 mm×45 mm×1.5 mm。鋼骨架與稻草板之間通過(guò)ST4.8×85 mm的外六角自攻螺釘連接。兩側(cè)自攻螺釘間距150 mm，中間間距300 mm。為防止加載時(shí)自攻螺釘陷入到稻草板中，需在自攻螺釘與稻草板之間放置鋼板帶，鋼板帶厚1 mm、寬20 mm。試件通過(guò)M18的10.9級(jí)高強(qiáng)螺栓和抗剪連接件與頂、底梁固定。抗剪連接件與鋼管之間采用直徑6 m的8.8級(jí)高強(qiáng)螺栓連接。在其他參數(shù)相同的情況下，對(duì)試件在0 kN、15 kN、30 kN三種不同豎向力作用下施加水平荷載，觀察其破壞過(guò)程、分析破壞機(jī)理，得到組合墻體抗剪承載力、抗側(cè)剛度等抗剪性能特征值。組合墻體構(gòu)造及截面形式見(jiàn)圖1，抗剪連接件構(gòu)造見(jiàn)圖2。

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

圖2 抗剪連接件構(gòu)造Fig.2 Construction of shear connection specimen

1.2 材料屬性

試件鋼骨架所用鋼材為Q235B鍍鋅矩形鋼管和U型鋼。參考《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)的規(guī)定進(jìn)行材性試驗(yàn)[22]，得到其力學(xué)性能，結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 鋼材力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of steel

稻草板材料屬性根據(jù)《結(jié)構(gòu)用人造板力學(xué)性能試驗(yàn)方法》(GB/T 31264—2014)[23]確定，通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得稻草平行于長(zhǎng)度方向的稻草板抗彎彈性模量為400.6 MPa，抗彎強(qiáng)度為1.87 MPa。

1.3 試驗(yàn)裝置及加載制度

試驗(yàn)采用50 t的電液伺服程控結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)(MTS)進(jìn)行水平加載，量程為±250 mm，水平荷載由頂梁傳遞給墻體。同時(shí)為與實(shí)際情況保持一致，采用液壓千斤頂分別對(duì)組合墻體施加15 kN和30 kN的豎向力。為確保力能均勻地傳遞給墻體，需在頂梁上加設(shè)分配梁。底梁通過(guò)兩側(cè)支墩固定在地面，支墩由地錨螺栓緊固。同時(shí)為防止墻體在加載時(shí)發(fā)生前后傾倒，需在墻體兩側(cè)安裝側(cè)向支撐，并通過(guò)地錨螺栓固定。

試驗(yàn)加載制度參照美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)《建筑墻體循環(huán)荷載作用下抗剪性能試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)》(ASTM E2126—07)[24]，并參考同類墻體抗剪性能試驗(yàn)進(jìn)行制定。對(duì)試件正式加載前，為檢查試驗(yàn)所用各儀器靈敏度，需要先對(duì)其進(jìn)行預(yù)加載，預(yù)加載荷載值取預(yù)估極限荷載的10%。正式加載時(shí)采用位移控制加載，加載速度為10 mm/min。加載初期，對(duì)試件每10 mm加載一次，當(dāng)試件出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象時(shí)，改為2 mm加載一次，直至試件破壞。加載的過(guò)程中要實(shí)時(shí)觀察并記錄不同荷載、位移值所對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)現(xiàn)象，各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變數(shù)據(jù)通過(guò)靜態(tài)應(yīng)變箱的定時(shí)采集方式來(lái)實(shí)時(shí)記錄。

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

為得到組合墻體中鋼管主要部位的應(yīng)變值和組合墻體的凈剪切變形值，需要布置應(yīng)變片和位移計(jì)，布置方式見(jiàn)圖3。每面組合墻體均需布置5個(gè)位移計(jì)，編號(hào)為D1～D5，其中D1、D2用于測(cè)量試件上部和下部的水平位移值；D3、D4用于測(cè)量試件在垂直方向上相對(duì)于底梁的位移值；D5用于測(cè)量試件平面外的側(cè)移值。同時(shí)為觀察試驗(yàn)中鋼管主要部位的應(yīng)變變化，在鋼管上粘貼5個(gè)應(yīng)變片。通過(guò)整理試驗(yàn)中所測(cè)出的荷載和應(yīng)變值，可以得到荷載-應(yīng)變曲線，進(jìn)而得出在加載過(guò)程中鋼管主要部位的應(yīng)變變化規(guī)律。

圖3 測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Arrangement of settlement monitoring points

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

3面組合墻體試驗(yàn)現(xiàn)象基本相同，只是在發(fā)生破壞時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載與位移值不同。筆者以試件W3為例進(jìn)行分析，W3為施加上部豎向荷載30 kN的試件。在試驗(yàn)加載初期，組合墻體并無(wú)明顯現(xiàn)象。當(dāng)位移達(dá)到33.67 mm時(shí)，受壓側(cè)稻草板底部出現(xiàn)輕微斜向褶皺。當(dāng)位移達(dá)到56.19 mm時(shí)，稻草板褶皺加劇，并逐漸開(kāi)始向中部延伸(見(jiàn)圖4(a))。當(dāng)位移達(dá)到69.35 mm時(shí)，C鋼管底部開(kāi)始出現(xiàn)輕微屈曲，同時(shí)鋼板帶由于稻草板褶皺逐漸增多也開(kāi)始發(fā)生屈曲(見(jiàn)圖4(b))。當(dāng)位移達(dá)到91.26 mm時(shí)，受壓側(cè)稻草板底部的牛皮紙被內(nèi)部稻草撐開(kāi)，但是由于鋼板帶的緊固支撐作用，自攻螺釘并沒(méi)有嵌入到稻草板中。當(dāng)位移達(dá)到119.32 mm時(shí)，C鋼管底部屈曲破壞進(jìn)一步加劇(見(jiàn)圖4(c))，同時(shí)A鋼管底部抗剪連接件處螺釘發(fā)生松動(dòng)，導(dǎo)致A鋼管與下導(dǎo)軌出現(xiàn)輕微分離。當(dāng)位移達(dá)到151.66 mm時(shí)，組合墻體發(fā)生嚴(yán)重傾斜不適合繼續(xù)加載(見(jiàn)圖4(d)和圖4(e))，且此時(shí)荷載值已降至峰值荷載的85%以下，此時(shí)停止加載。將組合墻體卸載后，去掉一面稻草板，發(fā)現(xiàn)A鋼管底部U型導(dǎo)軌的左右兩側(cè)發(fā)生屈曲變形(見(jiàn)圖4(f))，但鋼骨架的上部區(qū)域基本完好。

圖4 試件W3破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of W3 specimen

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 荷載-位移曲線分析

對(duì)墻體水平單調(diào)加載，墻體的水平位移為其凈剪切變形，即墻體上部?jī)羲轿灰痞?。?jì)算如下：

Δ=Δ0-Δφ-Δ1.

(1)

式中：Δ0為墻體頂部實(shí)測(cè)水平位移；Δφ為墻體轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的水平位移；Δ1為墻體相對(duì)底梁的滑動(dòng)位移，即位移計(jì)D2采集數(shù)據(jù)。

墻體頂部實(shí)測(cè)水平位移計(jì)算如下：

(2)

式中：H為墻體高度；A為墻體頂部距離位移計(jì)D1的距離；d1為墻體的水平位移值，即位移計(jì)D1所采集的數(shù)據(jù)。

若墻體發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，假設(shè)其高度與寬度轉(zhuǎn)動(dòng)角度均為α，則墻體頂部因轉(zhuǎn)動(dòng)而產(chǎn)生的水平位移Δφ計(jì)算如下：

(3)

式中：L為墻體寬度；E1、E2為位移計(jì)D2、D3距鋼管的水平距離；Δα為墻體轉(zhuǎn)動(dòng)使位移計(jì)D3、D4出現(xiàn)的高度差，即D3、D4采集數(shù)據(jù)的差值。

3組墻體的荷載-位移曲線見(jiàn)圖5。從圖中可以看出，3組曲線具有相似的變化趨勢(shì)。加載初期，鋼骨架與稻草板協(xié)同受力，曲線基本呈線性關(guān)系且斜率較大，墻體處于彈性階段。繼續(xù)施加位移，墻體受力由鋼骨架與稻草板協(xié)同受力轉(zhuǎn)變?yōu)殇摴羌艹惺苤饕奢d，稻草板只起到約束支撐作用。由于此時(shí)C鋼管底部已開(kāi)始發(fā)生屈曲，因此曲線斜率逐漸減小，試件也由此進(jìn)入到彈塑性階段。加載至最大位移時(shí)，由于C鋼管底部屈曲破壞加劇、A鋼管底部抗剪連接件連接處螺釘松動(dòng)等破壞現(xiàn)象的出現(xiàn)，使得墻體的整體受力性能不斷減弱，此時(shí)墻體處于極限狀態(tài)。繼續(xù)施加位移，荷載-位移曲線出現(xiàn)下降趨勢(shì)，表明墻體已進(jìn)入破壞階段。

圖5 組合墻體荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of composite walls

3.2 荷載-應(yīng)變曲線分析

3組墻體荷載-應(yīng)變曲線如圖6所示。

圖6 組合墻體荷載-應(yīng)變曲線Fig.6 Load-strain curves of composite walls

對(duì)比分析3組曲線可知，當(dāng)荷載到達(dá)一定值時(shí)，試件W1～W3中C鋼管底部發(fā)生屈曲破壞，因此應(yīng)變較大。但A鋼管、B鋼管上的應(yīng)變?nèi)匀惠^小，處于彈性工作階段。A鋼管、C鋼管呈現(xiàn)一拉一壓的狀態(tài)，說(shuō)明組合墻體主要依靠左右兩側(cè)鋼管拉壓所產(chǎn)生的抗傾覆力矩抵抗部分水平荷載。對(duì)于C鋼管，加載初期為彈性變形，鋼管截面會(huì)發(fā)生無(wú)屈曲現(xiàn)象的全截面壓縮，此時(shí)應(yīng)變?yōu)樨?fù)。隨著水平荷載增大，鋼管截面變形隨之增大，鋼管發(fā)生屈曲破壞，這會(huì)使原先受壓截面突然受拉，因此應(yīng)變由負(fù)變正。而B(niǎo)鋼管在加載初期呈現(xiàn)受拉的狀態(tài)，隨著水平荷載增大，C鋼管底部屈曲破壞加劇，B鋼管底部的應(yīng)變明顯增大，表明B鋼管分擔(dān)了一部分原先C鋼管所承擔(dān)的荷載。因此，B鋼管由原本的受拉轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌?，?yīng)變出現(xiàn)由正變負(fù)的情況。

3.3 延性系數(shù)與抗側(cè)剛度

組合墻體屈服荷載Py和屈服位移Δy參照美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)《建筑墻體循環(huán)荷載作用下抗剪性能試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)》(ASTM E2126—07)[24]確定。最大荷載Pmax和最大位移Δmax為荷載-位移曲線峰值點(diǎn)，極限荷載Pu和極限位移Δu為曲線最后一點(diǎn)。當(dāng)0.8Pmax大于曲線最后一點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載時(shí)，最后一點(diǎn)取0.8Pmax對(duì)應(yīng)的點(diǎn)，反之，取曲線最后一點(diǎn)。屈服荷載Py根據(jù)式(4)確定：

(4)

式中：A為荷載-位移曲線0-Δu段所圍面積；Ke為荷載-位移曲線上0.4Pmax的點(diǎn)與原點(diǎn)連線的斜率；抗側(cè)剛度Ke=0.4Pmax/Δe，其中Δe為曲線上0.4Pmax對(duì)應(yīng)的位移值。

延性系數(shù)μ根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ 101—2015)[25]計(jì)算：

(5)

式中：Δu為極限位移；Δy為屈服位移。

試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。對(duì)比表中3面組合墻體試驗(yàn)結(jié)果可以得出，試件W1比試件W2在屈服荷載和屈服位移上分別提高了8.11%和23.01%，延性系數(shù)和抗側(cè)剛度降低了6.55%和32.86%；試件W1比試件W3在屈服荷載和屈服位移上分別提高了14.87%和72.91%，延性系數(shù)和抗側(cè)剛度降低了27.38%和70.18%。因此，增加組合墻體上部豎向荷載會(huì)使其抗剪承載力有所降低，但同時(shí)提高了組合墻體的延性系數(shù)和抗側(cè)剛度，提升了組合墻體的穩(wěn)定性。通過(guò)文獻(xiàn)[15]可知，當(dāng)延性系數(shù)μ>3.5時(shí)，試件變形能力為高；μ≤1.5時(shí)，變形能力為低；當(dāng)μ在1.5～3.5時(shí)，變形能力為中等。本試驗(yàn)3面冷彎薄壁鋼管-稻草板組合墻體的延性系數(shù)均在1.5～3.5，因此該類組合墻體具有一定的塑性變形能力和抗側(cè)剛度。

表2 組合墻體試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of composite walls

3.4 對(duì)比分析

將本次試驗(yàn)結(jié)果與文獻(xiàn)[16-18]中同類組合墻體試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，對(duì)比分析不同參數(shù)下組合墻體的屈服荷載、屈服位移、抗側(cè)剛度和抗剪承載力等抗剪性能指標(biāo)，結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 文中組合墻體與其他文獻(xiàn)組合墻體試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of test results of composite walls with that of other literatures

表3中的抗剪承載力為組合墻體單位寬度抗剪承載力。將本試驗(yàn)試件W1與文獻(xiàn)[16]中試件W-A1試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，屈服荷載提高了69.3%，抗側(cè)剛度提高了21.02%，單位寬度抗剪承載力提高73.99%。說(shuō)明稻草板對(duì)鋼骨架起到了良好的約束支撐作用，且稻草板作為覆面板，其性能要優(yōu)于OSB板。文獻(xiàn)[17]中W1試件的鋼骨架是由5根C型鋼組成，將本試驗(yàn)試件W3與文獻(xiàn)[17]中試件W1試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，屈服荷載提高31.81%，屈服位移增大15.36%，抗側(cè)剛度提高44.13%，單位寬度抗剪承載力提高31.79%。這是由于相比于C型鋼，矩形鋼管為對(duì)稱的截面形式，截面面積增大，受力性能更好。同時(shí)矩形鋼管具有更大的慣性矩，抗彎剛度增大，使得其能承擔(dān)更大的彎矩。因此，組合墻體的屈服荷載、屈服位移以及抗側(cè)剛度都有明顯的提高。從用鋼量的角度進(jìn)行分析，組合墻體W3用鋼量為3.693 m3，組合墻體W1用鋼量為3.103 m3，用鋼量雖然提升19%，但剛度卻有顯著提升。文獻(xiàn)[18]中W-DAS-3試件的鋼骨架同樣由5根C型鋼組成，并在鋼骨架中加入了橫撐，將本試驗(yàn)試件W3與文獻(xiàn)[18]中試件W-DAS-3試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，屈服荷載提高53.66%，屈服位移增大37.67%，抗側(cè)剛度提高39.96%，單位寬度抗剪承載力提高52.63%。分析原因是由于在稻草板的外側(cè)加入了鋼板帶，避免了自攻螺釘在受力過(guò)程中陷入到稻草板中，這使得稻草板與鋼骨架的連接越發(fā)緊密，可以有效地防止受壓側(cè)鋼管過(guò)早屈曲，試件的整體性也更加良好。因此，組合墻體的屈服荷載和抗側(cè)剛度都有較大的提高。從用鋼量的角度進(jìn)行分析，組合墻體W3用鋼量為3.693 m3，組合墻體W-DAS-3用鋼量為3.28 m3，用鋼量提升12.6%，但抗側(cè)剛度提高了39.96%。因此，在實(shí)際工程應(yīng)用中，為提升墻體的抗側(cè)剛度，可采用冷彎薄壁矩形鋼管代替冷彎薄壁C型鋼和橫撐的組合形式。

4 結(jié) 論

(1)組合墻體雖然用鋼量較大，但其延性、抗側(cè)剛度等抗剪性能指標(biāo)均表現(xiàn)良好，組合墻體具有較好的變形及抗側(cè)移能力，可應(yīng)用于低層建筑工程中。

(2)增加組合墻體上部豎向荷載，會(huì)導(dǎo)致組合墻體抗剪承載力有所降低，但可以提高組合墻體的延性和抗側(cè)剛度。

(3)鋼板帶可以有效避免在加載過(guò)程中自攻螺釘陷入到稻草板中，但考慮到用鋼量的問(wèn)題，在今后試驗(yàn)以及實(shí)際工程應(yīng)用中，可采取鋼墊片代替鋼板帶。

(4)冷彎薄壁鋼管-稻草板組合墻體在水平單調(diào)加載時(shí)表現(xiàn)為良好的延性破壞，在達(dá)到極限荷載前會(huì)承受較大的塑性變形，破壞現(xiàn)象顯著。