周宝木,王付根,张建刚,姚久星,徐学东

山东农业大学 水利土木工程学院;山东省村镇住宅工程技术研究中心,山东 泰安 271018

钢骨架秸秆混凝土装配式结构墙体拟静力试验研究

周宝木,王付根,张建刚,姚久星,徐学东*

山东农业大学 水利土木工程学院;山东省村镇住宅工程技术研究中心,山东 泰安 271018

采用拟静力试验方法，探究轻钢骨架秸秆混凝土装配式墙体的抗震性能。通过对裂缝、滞回曲线、骨架曲线、延性、刚度退化和钢材应变等试验结果分析，结果表明：该新型结构墙体在反复荷载作用下，既能发挥秸秆混凝土材料优良的延性性能，又能充分利用内部钢骨架的销键和约束作用；在1/100的侧向位移角条件下墙体竖向承载力不变，侧向承载力仅达到最大值的70%。

轻钢骨架;装配式墙体;拟静力试验;抗震性能

传统砌体结构房屋砌筑使用材料均为砖石等脆性材料，其抗拉、抗弯和抗剪能力低且连接薄弱[1]，造成普通砌体结构房屋抗裂能力差、整体性差，抵御地震能力弱，因此本研究尝试改变传统脆性砌筑材料及加强砌体结构整体性提高墙体体系抗震能力。以氯氧镁水泥（MOC）为胶凝材料，农作物秸秆为加筋骨料，压制而成的秸秆砌块，属于弹塑性材料，具有优良延性性能，结合型钢混凝土芯柱及内部钢骨架，构成的墙体体系，即充分发挥了砌块良好延性性能，又加强了墙体整体性。为探究结构是否达到预定抗震能力、结构形式是否存在不足，以及为结构的后续应用提供参考理论基础，采用拟静力试验方法对足尺墙体单元进行试验，并对结果进行了分析。

1 实验材料及方法

1.1 试验墙体

1.1.1 墙体模型选取及具体尺寸 考虑到研究对象是村镇房屋，模型选取单层砌体房屋按刚弹性方案进行设计[2]，由于横墙布置直接影响多层砌体房屋整体抗震性能，一般是墙体越多，抗震能力越强，反之亦然[3]，所以试验单元选为承重横墙单位受力单元。墙体试件内部结构及具体尺寸见图1，墙体高厚比β=12，秸秆混凝土砌块为30 cm×50 cm×120 cm的异型块，如右图2。

1.1.2 试验用材料及其力学性能 灌孔混凝土（实测值）：fc=12.7 MPa，ft=1.1 MPa；钢筋：HPB300，fy=fy`=270 Mpa；钢材：Q235，fy=235 MPa；氯氧镁胶凝材料：fm=40 MPa；秸秆砌块：fc=3.27 MPa。

1.1.3 试件制作（1）将按设计配制的混凝土在与地面固定连接的钢板上浇筑成2500 mm×400 mm×50 mm底梁，预留净间距110 cm，面积120 mm×120 mm孔洞两个，焊接插筋于底部钢板，每孔2根，洒水覆膜养护28 d；（2）砌块抹灰砌筑，两端预留槽内竖向安置C型钢，并通过自攻螺丝与砌块预置C型钢端部连接，形成条板；（3）通过吊车将组装完成的条板在预制地基梁上抹灰拼接，养护7 d。注意：吊装过程中预留钢筋插入到C型钢内；（4）按设计配置灌孔混凝土，将芯柱插筋插入C型钢中预留连接环内，浇筑振捣密实，养护28 d；（5）墙体上部抹灰找平，将钢梁与芯柱对接并焊接；（6）为方便观察裂缝变化情况，墙体一侧表面涂抹白色石灰浆。

图1 墙体内部结构及尺寸图Fig.1 Internal structure and size of the wall

图2 异型块尺寸图Fig.2 Dimensions of special block

1.2 试验方法

1.2.1 加载装置 本试验加载装备如图3，支架及反力梁刚度和强度均满足试验要求，能保证试验的正常进行。

图3 试验加载装置示意图Fig.3 Schematic diagram of test loading device

图4 侧向水平位移加载曲线Fig.4 Loading curve of lateral horizontal displacement

1.2.2 加载制度描述 竖向荷载由墙体顶部两部300 t级竖向千斤顶施加，下部的滑动装置可在满足规定侧向位移同时保证竖向荷载的稳定，竖向荷载Fv按单层砌体房屋坡屋顶设计，取为9 KN。竖向荷载施加过程为：先施加0.5 Fv，重复3次后，再施加至Fv，以防竖向荷载施加过快对墙体造成破坏，加载后静置15 min，再施加水平荷载[4]。水平荷载由1000 t级电液伺服加载系统施加，由于难以确定试验墙体的确切屈服点及屈服位移，按位移控制加载[5]。墙体屈服前按每级递增3 mm的单次循环方式进行试验，至水平侧向位移30 mm时，墙体纵横向裂缝均已出现，墙体出现屈服段；此后以每级递增20 mm的单次循环方式试验，至水平侧向力达到最大值为止；然后按每级递增20 mm的3次循环方式试验，直至试件可承受水平荷载下降至极限水平侧向承载力85%时为止。侧向水平力加载曲线如图4。

1.3 测量方法及内容

试件内部钢筋及钢骨架的应变由电阻应变片测量，各测点布置如图5，砌体墙中部沿竖向布置电感位移计1，以测量砌体墙表面各处侧向位移；底梁两端安置电感位移计2，以消除底部滑移对顶梁真实侧移的影响，各位移计安装示意图如图6，试验过程中接电阻应变采集箱。水平荷载由水平千斤顶控制系统采集。墙体从实验开始逐级观察记录，绘制裂缝出现及开展示意图[1]。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及破坏形态

在水平荷载和竖向荷载复合作用下的墙体，其破坏往往发生在薄弱处，例如砌块与砌块连接处以及型钢骨架连接处等。本实验墙体破坏类型以剪切破坏为主。墙体最终破坏时裂缝分布见图7。

图5 应变片布置图Fig.5 Strain gauge layout

图6 位移计布置图Fig.6 Displacement meter layout

图7 墙体裂缝分布图Fig.7 Distribution of wall cracks

在竖向荷载加载过程中，墙体沿竖向通缝位置出现多处细微裂缝，平均裂缝宽度0.1 mm，范围自上而下2 m左右，为表观裂缝，未对墙体结构造成实质性破坏。水平侧向位移0～9 mm时，沿竖向通缝散布但未贯通的微裂缝，变化不明显；最大水平侧向力14 KN，且呈上升趋势；墙体处于弹性阶段，试验力-位移曲线一阶线性拟合相关系数R2大于95%。水平侧向位移9～30 mm时，随水平侧向位移增大，由于新裂缝出现，使得多条竖向微裂缝贯通和开展，平均裂缝宽度1 mm，最大水平侧向力27 KN，且呈上升趋势；墙体依然处于弹性阶段。水平侧向位移30～80 mm时，竖向裂缝开展迅速，平均裂缝宽度3 mm，水平侧向力达到极值37.95 KN；上部第一块砌块下部与下部第一块砌块上部出现水平裂缝，并开展至1 mm；墙体已处于弹塑性阶段。水平侧向位移80～120 mm时，水平及竖向裂缝均开展，其中中部竖向裂缝宽度达15 mm，水平裂缝平均宽度3 mm，水平侧向力呈下降趋势；墙体处于弹塑性破坏阶段。水平侧向位移120～129 mm，由于裂缝面之间的相互摩擦，外部灰缝砂浆部分剥落，内部钢骨架暴露；水平及竖向裂缝贯通连为一体，形成明显的沿通缝形成明显的主斜裂缝，承担水平侧向力能力明显下降，仅为最大水平侧向荷载75%，墙体出现整体剪切型破坏。

应构建长效性扶持机制，项目支持不只局限于前期建设阶段，也应向中后期运行阶段延伸。加大政策扶持力度，提高项目资金补助标准，补贴应尽可能弥补秸秆收储人工和运输成本，提高秸秆利用主体积极性。实行区别化补贴和奖励标准，引导产业发展向技术含量高、附加值高的利用方向发展。拓宽政策扶持广度，降低项目申报门槛，尽可能让政策惠及每一个产业链主体，最大限度调动各方面积极性。政府部门需密切协作、形成合力，在财政、税收、土地等各方面完善政策优惠体系，通过完善利益链驱动产业链发展，最终形成以政策为导向、企业为主体、农民广泛参与的秸秆综合利用长效机制。

与用传统砌体材料砌筑而成的墙体相比，该砌体墙未出现跨砌块的斜裂缝，裂缝主要出现在两条竖向通缝处，而且除图示出现裂缝的部位，其他部位均未出现裂缝。出现此类现象的原因有：一、竖向通缝位置承担剪力较大，又竖向灰缝抹灰不饱满，导致抗剪能力不足；二、由于秸秆的掺入，砌块抗拉性能较强。

2.2 滞回曲线

滞回曲线是墙体试件在实验设计的循环荷载作用下得出的，反映结构在周期反复荷载作用下的变形性能、刚度退化性能及能量耗散性能等的曲线[6]，是进行地震反应分析及抗震指标计算的依据。本实验滞回曲线如图8A。

试验初始阶段即原微裂缝存在但未明显发展阶段，此阶段的滞回曲线基本为直线，滞回环为细尖梭形，包围面积很小，可忽略不计，试件刚度基本保持不变，此阶段砌体墙处于弹性阶段。随试验位移增加，墙体裂缝不断发展，滞回曲线开始向位移轴倾斜，滞回环面积不断增大，形状逐渐向反S型过渡，出现明显的捏拢现象；当水平侧向荷载为0时，墙体残余变形较大，且大部分不可恢复，此时墙体已处于弹塑性工作阶段。墙体达极限抗侧强度后，随纵横向裂缝的贯通，承载力不断下降，滞回环呈Z型，滞回环面积缩小，但仍具有较强的耗能能力，此时墙体砌块与钢骨架部分分离，上部第一块出现明显的剪切滑移，卸荷后残余变形较大且不可恢复，墙体出现整体性破坏。

2.3 骨架曲线

骨架曲线为荷载变形曲线各级加载第一次循环的峰值点连成的包络线[4]。试验墙体的骨架曲线如图8B所示。

墙体侧向位移在达到屈服位移Δ=30 mm之前，P-Δ曲线基本为直线，观察此时墙体主要是砌块变形产生的微裂缝，墙体整体性良好，协同工作性能强；当墙体侧移大于屈服位移后，随新旧裂缝的发展，各条板之间连接破坏以及砌块的大变形，墙体整体性逐渐破坏，但侧向力依然呈上升趋势，因为墙体钢骨架及芯柱随砌块的退出工作而发挥作用。到达极限荷载后，钢骨架连接部位破坏，芯柱与下部砌块严重分离且发生不同程度的破坏，侧向力降低明显，约为极限侧向荷载82%，竖向承载力出现明显降低，认为此时墙体已经破坏。墙体在正反方向上的骨架曲线基本成对称形式分布，说明在反复荷载作用下秸秆砌块裂缝趋于闭合，可继续发挥一定作用。

图8 滞回曲线Fig.8 Hysteresis curves

2.4 耗能分析

试件能量耗散能力以荷载—变形滞回曲线所包围的面积来衡量，通常用能量耗能系数E或等效粘滞阻尼系数ζeq评价[4]，本实验采用等效粘滞阻尼系数ζeq。计算公式如下：

S(ABC+CDA)—图示滞回曲线所围面积

S(OBE+ODF)—图示三角形面积和

试验等效粘滞系数拟合曲线y=-2×10-7x3+3×10-5x2-3×10-4x+6.17×10-2，相关系数R2=0.9454

图9 耗能系数计算示意图Fig.9 Schematic energy dissipation coefficient

图10 ζeq-Δ曲线Fig.10 ζeq-Δ curve

2.5 刚度退化

墙体模型刚度用割线刚度表示，割线刚度Ki按式（1）计算。

Fi、-Fi--第i次正、反向峰值点荷载值；

Xi、-Xi--第i次正、反向峰值点位移值[4]。

砌体墙刚度退化曲线及其拟合曲线见图13，初始刚度1.99 KN/mm，屈服刚度1.37 KN/mm，对数拟合曲线为y=-0.494ln(x)+2.5788，相关系数R2=0.977。

试验从开始加载至弹性阶段结束，刚度退化速度显著，至此阶段结束时刚度减少为初始刚度的50%，主要是由于此时期水平侧向力主要由砌块承担，且水平侧向位移部分破坏了墙体整体性；弹塑性阶段分为两个阶段，第一阶段为竖向裂缝单独存在阶段，此阶段由于水平侧向力由砌块和钢骨架共同承担，刚度下降速率比弹性阶段较慢，刚度下降为初始刚度的41.5%；第二阶段为竖向裂缝和横向裂缝共同存在阶段，此时钢骨架承担了大部分的水平侧向力，刚度下降速率较为缓慢，持续至水平侧移量120 mm处；破坏阶段刚度基本保持不变，为初始刚度的10%左右，此阶段下部钢骨架与砌块分离，墙体整体性较差，拆除后观察到芯柱已经发生严重破坏，此时墙体刚度主要是C型槽钢承担。

图11 刚度退化及其拟合曲线Fig.11 Stiffness degradation and fitting curve

图12 钢材侧向应力-位移曲线Fig.12 Steel lateral stress-displacement curve

2.6 延性分析

延性是描述结构从屈服开始到达最大承载力或到达以后而承载力没有明显下降期间的变形能力。延性系数一般用某一特征点位移与基准点位移的比值[4]，本次试验选用的特征点位移为极限水平荷载位移，基准点位移是屈服位移。砌体墙延性系数μ按式（2）计算[7,8]。

Δu--最大荷载对应的极限位移

Δy--屈服位移

本试验墙体Δu=80 mm，Δy=30 mm，得μ=3.81

阅读其他文献得知：轻骨料混凝土小砌块交替组砌墙体[9]延性系数为2.47～2.9，设构造柱的轻骨料混凝土小砌块交替组砌墙体[9]延性系数为4.58～6.26，混凝土多孔砖墙体[10]延性系数为3.46～4.98，设芯柱混凝土小型空心砌块墙体延性系数为1.8～6.7设构造柱混凝土小型空心砌块墙体[11]延性系数为4.33～6.49；比较延性系数，墙体延性与混凝土多孔砖墙体相似，大于轻骨料混凝土小砌块交替组砌墙体，小于混凝土空心砌块及带芯柱轻骨料混凝土小砌块交替组砌墙体砌块，原因分析为试验材料的延性较好，但整体性抵抗破坏的能力较差。该墙体延性满足一般混凝土结构3～4的要求。

2.7 应变测试结果及分析

10～12号应变片自上而下均匀布置于C型钢上，16～18号应变片自上而下均匀布置于芯柱插筋上，8号应变片为与11号应变片相对应的异侧应变片。

观察沿竖向分布在C型钢应变片极限荷载位移点处的应力，得出整个循环加载过程中，钢材（Q235）均未达到屈服应力，最大应力发生在侧移120 mm处，为屈服应力25%，仅发生在中上部，且中部应力大于上部，下部应变数值较低且无明显变化，此现象与实验过程中墙体中上部裂缝开展较宽以及上部砌块发生横向侧移相符合，说明墙体破坏类型为剪切破坏[12,13]。观察芯柱插筋应变随侧向位移增大变化过程，可得出插筋（HRB300）同样未达到屈服点，最大拉应力仅为屈服应力10%；但此时混凝士应力已达到4.8 MPa，超过灌孔混凝土抗拉强度，灌孔混凝土已发生破坏，实验过程中插筋应力较低，可能与插筋选用等级高，芯柱混凝土振捣不完善对插筋握裹力较小有关。

3 结论本墙体体系当侧向位移角达到1/100时，墙体整体性依然良好，竖向承载力基本未变化，侧向承载力仅为最大值的70%，墙体依然处于弹性阶段；当侧向位移角达到1/25时，墙体侧向承载力基本达到极值，虽然出现开裂但耗能能力依然较强，墙体能够实现在地震作用下“裂而不散”的要求。墙体砌块秸秆质量利用率大于20%，符合《建筑用秸秆植物板材》[14]中规定的大于10%的规定，推广后可大量利用农村秸秆废弃物资源，为农村秸秆利用开拓空间。经现场组装完成的墙体条板，安装便捷，连接可靠。砌筑完成的墙体自然、生态、安全、健康，不产生任何对环境及人体有害物质。由于该结构体系属于新型结构体系，试验过程中存在不足，例如由于竖向通缝抹灰不足、钢骨架连接点处级较为薄弱以及砌块与灌孔芯柱刚度相差较大，导致试验加载后期裂缝主要出现在竖向通缝处，需加强钢骨架连接以及调节砌块与钢骨架刚度比，提高墙体整体性。

[1]王艳晗,艾 军,张春锋,等.低周反复荷载作用预应力混凝土砌块墙试验研究[J].建筑结构,2003(4):3-7

[2]中华人民共和国住房和城乡建设部,中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB 50003-2011砌体结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2011

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[6]刘凤秋.预制构造柱约束墙体抗震性能试验研究[D].重庆:重庆大学,2010

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[13]过镇海,时旭东.钢筋混凝土原理和分析[M].北京:清华大学出版社,2003

[14]中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局,中国国家标准化管理委员会.GB27796-2011建筑用秸秆植物板材[S].北京:中国标准出版社,2011

Pseudo-static Test of Light Steel Skeleton Reinforced Straw Concrete Fabricated Structure Wall

ZHOU Bao-mu,WANG Fu-gen,ZHANG Jian-gang,YAO Jiu-xing,XU Xue-dong*
College of Water Conservancy and Civil Engineering;Shandong Province Rural Residential Engineering Technology Research Center/Shandong Agricultural University,Tai‘an271018,China

The pseudo-static test method is used to study the seismic performance of the light steel skeleton reinforced straw concrete fabricated structure wall.Through the cracks,hysteretic curves,skeleton curves,ductility,stiffness degradation and steel strain test results analysis,the results of fracture,hysteresis curve,skeleton curve,ductility,stiffness degradation and steel strain were analyzed,it showed that the new structure wall under repeated load can play an excellent ductility performance of straw concrete material,also can make full use of the internal steel pin key and constraint function;the vertical bearing capacity of the wall is unchanged at 1/100 of the lateral displacement angle,and the lateral bearing capacity is only up to 70%of the maximum.

Light steel skeleton;fabricated structure wall;pseudo-static test;seismic performance

TU377.9+3

A

1000-2324(2017)05-0779-05

2017-03-05

2017-06-06

“十二五”国家科技支撑计划课题:低成本村镇基础设施与环境建设技术研究与示范(2014BAL04B05)

周宝木(1989-),男,硕士研究生,研究方向为设施技术与项目管理.E-mail:bmzhou2014@163.com

*通讯作者:Author for correspondence.E-mail:xdxu2007@163.com