秸稈草磚-冷彎薄壁型鋼組合墻抗壓性能

唐甸葆, 曹寶珠, 宋文濤

(海南大學土木建筑工程學院， 海口 570228)

秸稈作為一種農作物生產過程的剩余產物，用作建筑材料不僅能減緩中國秸稈處理難的問題，同時因其具有低成本、產量大的優點，還能夠帶來十分良好的經濟效應。部分學者[1-3]對秸稈草磚的材料性能進行了研究，發現其擁有保溫性能佳、吸聲性強、耗能性能好，以及密實草磚不易燃燒等特點，是一種良好的建筑材料。但由于草磚是一種大變形材料，抗壓性能相對傳統材料較差，因此一般用于低層建筑中，而冷彎薄壁型鋼具有自重輕、經濟環保、強度高等優點，將秸稈草磚和冷彎薄壁型鋼組合起來制成墻體，能夠充分加強墻體的抗壓能力，具有十分可觀的經濟前景。

目前，已有學者對秸稈草磚墻體進行了試驗研究，陳繼浩等[4]對秸稈復合板墻體進行了耐火性能研究，結果表明秸稈復合板墻具有良好的耐火性能；栗劍[5]對不同構造的秸稈草磚墻體進行了對比分析，指出設置有鋼絲網或木拉條的墻體比無構造措施的墻體的抗剪剛度有明顯提高；袁斌[6]指出采用鋼絲網和木龍骨的水泥抹灰草磚墻體其豎向承載力高于未采用構造措施的水泥抹灰墻體，且鋼絲網對墻體的影響較大；此外，張秀華等[7]對冷彎薄壁方鋼管-稻草板組合墻體的軸壓性能進行了試驗研究，試驗表明稻草板能夠提高鋼龍骨架的承載能力。Cornaro等[8]對草磚墻以及傳統墻體生產建造使用三個環節所需的能耗以及產生的二氧化碳進行統計，指出草磚墻相比傳統墻體擁有更低的能耗以及更少的二氧化碳排放；Douzane等[9]對一棟使用石膏草磚墻作為墻體的房屋進行了濕熱性能分析，發現墻內溫度一年四季較為穩定，不隨季節的變化以及晝夜溫差的變化而出現大幅度的波動，同時墻內相對濕度相比室外更低、變化幅度更小。

然而，關于秸稈草磚與冷彎薄壁型鋼的組合墻體研究較少。為此，設計并制作一種由輕鋼龍骨骨架為主要承載構件的秸稈草磚-冷彎薄壁型鋼組合墻，并對其進行了抗壓性能試驗，以此觀察秸稈草磚-冷彎薄壁型鋼組合墻的破壞形態和破壞的過程，同時還考察了現有的冷彎薄壁型鋼規范對組合墻體抗壓承載力的適用性，并提出合理的墻體抗壓承載力的計算方法。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試件采用足尺比例設計，試驗墻厚500 mm、墻長2 490 mm、墻高2 930 mm,墻體內部骨架由兩部分組成，一部分是鋼骨架為主要承重構件，其由2片U形鋼作為頂、底導梁以及7片C形鋼作為立柱以及2片剛拉帶作為斜撐組合而成，另一部分是用于固定秸稈磚的非承重木龍骨，由2條橫木龍骨以及7條豎木龍骨組成，鋼骨架和木龍骨均利用自攻螺釘進行組裝同時利用木拉條和自攻螺釘將兩者進行連接，墻體內部填充物為經草磚機壓制的秸稈草磚，填充完畢后在墻體上鋪上一層鋼絲網，并在鋼絲網上人工涂抹厚度為15 mm的水泥砂漿，試件制作過程詳見圖1，墻體組件尺寸詳見表1，圖2為首根鋼柱的部分橫截面圖。

圖1 墻體試件制作過程Fig.1 Wall specimen production process

表1 墻體組件尺寸表Table 1 Size table of wall components

圖2 首根鋼柱的部分橫截面圖Fig.2 A partial cross section of the first steel column

1.2 試驗材料力學性能

1.2.1 鋼材力學性能

試驗墻中的鋼骨架所采用的C、U形鋼均為Q235冷彎薄壁型鍍鋅鋼，剛拉帶均為Q345冷彎薄壁型鍍鋅鋼，鋼材材料試驗是根據《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[10]與《金屬材料彈性模量和泊松比試驗方法》GB/T 22315—2008)[11]，將與試驗同一批次的冷彎薄壁型鋼以及剛拉帶分別截取3塊板狀試件進行拉伸試驗，材料試驗結果詳見表2和表3。

表2 冷彎薄壁型鍍鋅鋼力學性能試驗結果Table 2 Test results of mechanical properties of cold-formed galvanized steel

表3 鋼拉帶力學性能試驗結果Table 3 Test results of mechanical properties of steel tension strap

1.2.2 秸稈草磚抗壓性能

試驗中所用的秸稈草磚原材料來源于海南水稻秸稈，水稻秸稈在制成草磚之前，進行了雜草處理，并對草磚進行了含水率測試，試驗所采用的草磚是由草磚機將與秸稈壓密成型，最后再用鋼絲綁扎固定而成。草磚性能試驗所采用的秸稈與試驗墻所采用的秸稈為同一批次，所有草磚試件尺寸為400 mm×400 mm×400 mm的立方體，草磚試件詳見圖3。

圖3 水稻秸稈草磚試樣Fig.3 The rice straw bale specimens

由于草磚為大變形材料，因此其抗壓試驗以豎向位移作為草磚的破壞失效條件，當豎向位移為草磚初始高度的1/3時，認為草磚被破壞。試驗隨機選取三塊秸稈草磚，利用萬能試驗機對草磚進行軸壓試驗，試驗結果如表4所示，草磚應力應變曲線如圖4所示。

圖4 草磚應力應變曲線Fig.4 Stress-strain curve of straw brick

表4 秸稈草磚材性試驗結果Table 4 Test results of straw straw brick properties

1.2.3 墻體砂漿強度試驗

根據《建筑砂漿基本性能試驗方法》(JGJ/T 70—2009)[12]，將試驗砂漿制成兩組共六塊的立方體試件，并在與試驗墻相同的養護條件下養護28 d后進行強度試驗，得出砂漿的平均抗壓強度為7.6 MPa。

1.3 試驗加載裝置

試驗利用鋼框架以及液壓千斤頂來對試驗墻體進行加載，鋼框架兩側的柱腳通過高強螺栓與地面導槽固定，鋼框架上的鋼工字梁通過高強螺栓在框架兩側的螺孔上進行固定。試驗時先將鋼框架上的鋼工字梁卸除，再放置試驗墻，并在墻頂安放一片分配梁，最后在導梁頂部預留放置液壓千斤頂的高度處再安置一片分配梁后再將鋼工字梁放回，同時由于墻體沒有固定在任何平臺上，為避免在試驗過程中出現試驗墻失穩的情況，試驗中還利用鐵鏈將試驗墻體、分配梁、千斤頂、荷載傳感器固定在鋼框架上，試驗加載裝置詳如圖5所示。

本次試驗利用100 t分離式液壓手動千斤頂對分配梁施加荷載，以此實現墻體的均勻加載，試驗過程中所施加的豎向荷載的數值大小的采集是通過利用DH-3816靜態采集系統將BHR-100荷載傳感器中的數據轉換而得。

1.4 測點布置及加載制度

為獲得試驗墻在加載過程中的各部分的變形值，分別在試驗墻頂兩端各布置1個測點、在試驗墻沿高度方向的頂部及中點各布置2個測點、在兩個垂直于試驗墻長度方向的平面中心點上各布置一個測點，同時在每根鋼柱的0.10、1.45、2.80 m處的腹板及外翼緣位置布置共6個應變片，墻體測點以及鋼柱應變片布置如圖6所示。試驗的加載方式為單調多級加載，在正式加載前先進行預加載至50 kN并保載10 min后卸載再進行試驗，試驗開始時，每級荷載增量為5 kN并保持加載3 min，當試驗墻出現裂縫時，每級荷載增量降至3 kN，當墻體豎向位移增加而荷載不斷下降或者墻體有明顯的破壞特征時，認為試驗墻達到極限承載能力，終止試驗。

圖6 測量點以及應變片布置Fig.6 Measurement points and strain gage arrangemen

1.5 試驗破壞特征

試驗墻體加載初期，墻體近鋼架側墻面頂、底部的砂漿先出現裂縫，緊接著兩側墻面頂、底部也開始出現微小裂縫，隨著荷載的增加，墻體近鋼架側墻面頂、底部靠邊緣的砂漿開始出現脫落的跡象，同時兩側墻面裂縫隨著荷載的增大而擴展，當荷載繼續增大時，墻面底部的砂漿出現粗且寬大的裂縫，墻面頂部的砂漿被壓碎而脫落，兩側墻面裂縫最終伴隨著輕微響聲貫穿墻面形成一條斜裂縫，在試驗加載后期，墻體近鋼架側墻面中間出現自下而上的細小裂縫，墻面底部砂漿基本被壓碎，頂部砂漿脫落嚴重，墻體兩側墻面底部出現多處裂縫并開始出現鼓包，當荷載快接近583 kN時，墻體兩側墻面底部裂縫變寬且鼓包現象十分明顯，墻體豎向位移不斷增加，荷載開始出現下降趨勢，但此時試驗的加載過程開始出現大且沉悶的響聲，考慮試驗加載的荷載接近鋼框架反力架的加載極限且破壞現象明顯，為保證試驗人員的安全，認為試驗墻體達到其正常使用極限承載力并終止試驗。組合墻體破壞現象如圖7所示。

圖7 墻體破壞現象Fig.7 Wall failure phenomenon

2 試驗結果及分析

2.1 試驗墻體的荷載-位移曲線

圖8為試驗墻體的豎向荷載位移曲線，從圖8中可知，當墻體豎向位移小于8 mm時，位移與荷載基本上呈正線性關系，但當施加的荷載接近583 kN時，荷載開始趨于穩定并有下降趨勢，墻體豎向位移仍在不斷的增加，此時試驗墻體達到其極限承載力。

圖8 墻體荷載位移曲線Fig.8 Wall load displacement curve

試驗墻體的荷載平面外位移曲線如圖9所示，由圖9中可知當荷載小于358 kN時，近鋼骨架和近木骨架兩側墻面位移變化較小，荷載接近387 kN時，兩側墻面位移迅速增大，當墻體平面外位移達到5.3 mm時，近木龍骨側墻面平面外位移值與近鋼骨架側墻面平面外位移值出現明顯分岔點，近鋼骨架側墻面平面外位移值仍隨著荷載的增加而增大，而近木龍骨側墻面平面外位移值則停止變化直至荷載達到試驗墻體的極限承載力。

圖9 墻體荷載平面外位移曲線Fig.9 Outward displacement curve of wall load plane

2.2 墻內鋼骨架的荷載-應變曲線

試件內鋼骨架作為墻體的主要受力構件，鋼骨架立柱的應變能反映墻體的受力情況，每根鋼柱取其0.10、1.45、2.80 m處腹板處的應變，各鋼柱的荷載應變曲線見圖10。從圖10中可以看出，試驗加載初期，鋼柱應變變化較小，荷載應變曲線基本為線性，而在加載后期，由于應力達到了鋼材的屈服強度，鋼柱應變急劇增加，其中鋼柱3中1.45 m腹板處的應變突然驟增且超過鋼材的屈服應變，為便于觀察其荷載應變曲線，圖10中并未給出驟增后的值。結合試驗現象，鋼柱3中1.45 m腹板處的應變突然驟增的原因可能為：由于荷載的增大，砂漿被破壞并退出承載，而砂漿退出承載的力由墻體內部的鋼骨架承擔，但此時鋼柱所承受的荷載會驟增，因此鋼柱此刻的應變很可能也會發生突變。同時，從圖10中可以看出，當荷載達到墻體極限承載力時，所有鋼柱均已發生屈服。

圖10 各鋼柱的荷載應變曲線Fig.10 Load-strain curve of steel column

3 墻體豎向承載力計算

墻體由壓實的秸稈草磚和冷彎薄壁型鋼組合而成，雖然草磚提供了一定的承載能力，但是冷彎薄壁型鋼仍為主要的承載構件，考慮到這一點，計算墻體承載能力時利用了《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》(GB 50018—2002)[13]以及北美規范AISI S100—16[14]中的部分計算公式進行了計算。

3.1 中國組合墻體計算方法

試驗墻體只承受豎向荷載且為均勻布載，因此認為墻體內部冷彎薄壁型鋼柱為軸心受壓構件，根據中國規范[12]有

N=φfAe

(1)

式(1)中：N為構件承載力；φ為軸心受壓構件的穩定系數；Ae為有效截面面積；f為鋼材的抗壓強度設計值；由于C形鋼為單對稱截面，因此其軸心受壓穩定系數φ由截面y軸的長細比λy以及彎扭屈曲的換算長細比λω決定，計算方法為

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

lω=βl

(7)

式中：lox、loy分別為構件在垂直于截面主軸x軸和y軸的平面內的計算長度，這里取墻柱實際長度2 900 mm；ix、iy分別為構件毛截面對其主軸x軸和y軸的回轉半徑；Iω為構件毛截面扇性慣性矩；It為構件毛截面抗扭慣性矩；e0為毛截面在對稱軸上的彎心坐標；α、β為約束系數，鋼柱兩端鉸接，端部自由翹曲，均取1；lω、l分別為扭轉屈曲的計算長度和構件的幾何長度，這里為實際長度2 900 mm；A為毛截面面積；具體的計算值如表5所示。

表5 墻柱長細比計算Table 5 Wall column slenderness ratio calculation

由計算結果以及規范[13]可知取161.5作為構件長細比，并查表得φ=0.270；此外鋼柱有效截面面積需由下列公式進行計算。

(8)

(9)

(10)

式中：b為板件寬度；t為板件厚度；be為板件有效寬度；α為計算系數，因構件均勻受壓且只承受豎向荷載這里均取1；bc為板件受壓區寬度；σ1為受壓板件邊緣的最大應力；ρ為計算系數；k1、k分別為板組約束系數和板件受壓穩定系數，其中k1、k計算方法較為復雜，因此不再列出計算公式，具體的計算值見表6。

表6 墻柱板件有效寬度計算Table 6 Calculation of effective width of wall column plate

據式(1)可得單根鋼柱的承載能力為30 754 N，而墻體鋼柱的承載能力約為215 kN，顯然與試驗值相差太大，這是因為利用規范計算時，僅考慮了鋼柱單獨承載的情況，冷彎薄壁型鋼柱在單獨受軸壓荷載時，往往會發生局部或者畸變等屈曲，因此實際承載力會比只考慮受壓面積和抗壓強度計算出來的承載力要低。

同時由表4以及鋼柱承載力的計算值可知草磚本身所提供給墻體的承載力可以忽略不計，墻體承載力要比規范計算值高是因為草磚作為墻體填充物對鋼柱有支撐作用，能夠防止鋼柱部分的屈曲，因而提

高了鋼柱的承載力。然而草磚對鋼柱承載力的貢獻的計算較為復雜，這里將試驗墻體看作為單面覆板墻體，根據文獻[15]可知，此時可取長度系數0.35，即構件在垂直于截面主軸x軸和y軸的平面內的計算長度為0.35×2 900 mm=1 015 mm，并代入式(1)重新計算可得單根鋼柱的承載能力為80 689 N，則墻體鋼柱的承載能力約為565 kN，這與試驗值583 kN十分接近。

3.2 北美組合墻體計算方法

北美規范對受軸壓荷載的墻柱的承載力Pnl計算大致分為兩種，一是考慮局部屈曲與整體屈曲相互作用的承載力計算方法，二是考慮畸變屈曲的承載力計算方法，并從兩者中選取其中最小值作為構件的承載力，其中第一種方法還可細分成有效寬度法和直接強度法，主要采用有效寬度法進行計算，根據北美規范[14]有

Pnl=AeFn

(11)

式(11)中：Ae為有效截面面積，經試算試驗墻體C形鋼柱全截面有效，因Ae的計算公式較為繁雜，在此不列出其計算過程；Fn為名義壓縮應力計算公式為

(12)

式(12)中：Fy為鋼材的屈服強度；λc為構件名義長細比，其計算公式為

(13)

式(13)中：Fcre為整體彈性臨界應力，其值計算公式為

(14)

式(14)中：β為計算系數；σex為構件在主軸x軸上的屈曲應力；σt為構件的扭轉屈曲應力；具體的計算值見表7。由結果結合式(11)可知單根鋼柱的承載能力為15 730 N，即墻體承載力為110 kN。

表7 北美規范下墻柱承載力計算Table 7 Calculation of bearing capacity of wall column under North American code

3.3 計算結果對比分析

各種不同計算方法墻體承載力的計算值與試驗值如圖11所示，為了能夠更直觀地對比試驗值與計算值，表8給出了各種計算方法下試驗值與計算值的比值(簡稱“試算比”)。

圖11 墻體承載力的計算值和試驗值Fig.11 Calculated and tested values of bearing capacity

由表8可知，當考慮草磚對鋼柱的支撐作用時，即當長度系數取0.35時，此時利用中國規范計算出來的承載力更接近本文組合墻體的實際承載力，而不考慮草磚的對鋼柱的支撐作用而直接單獨計算鋼柱的承載力比試驗值要低，可見草磚作為墻體內部填充物對鋼柱的承載力有非常明顯的提高。

表8 不同計算方法下的試算比Table 8 Ratio of the experimental value to the calculated value under different calculation methods

4 結論

(1)當達到組合墻體極限承載力時，墻體破壞形態為表面砂漿部分脫落且頂底端砂漿被壓碎，墻體短邊兩側底部出現鼓包現象以及頂部出現長而粗的斜裂縫，此外墻體內部鋼柱均已屈服，近鋼骨架側墻面平面外位移大于近木龍骨側墻面平面外位移。

(2)由草磚的材性試驗以及鋼柱的計算值和組合墻體承載力試驗值表明，草磚基本不為墻體提供直接的承載力，但作為墻體內部的填充物對鋼柱的承載力有著十分明顯的提高。

(3)采用中國規范對墻體進行承載力計算時，若不考慮草磚對鋼柱的支撐作用計算出來的墻體承載力偏于安全，而考慮草磚對鋼柱的支撐作用即長度系數取0.35更符合組合墻體實際的極限承載力，若采用北美規范計算墻體承載力則墻體承載力偏小。