秸稈草磚窗間墻抗震性能的試驗研究

孫園淞，曹寶珠，王 芳，栗 劍

(1.海南大學 土木建筑工程學院，海南 ?？?570228；2.?？诮?jīng)濟學院 建筑工程學院，海南 海口571127；3. 吉林建筑大學 土木工程學院，吉林 長春130118)

秸稈草磚窗間墻抗震性能的試驗研究

孫園淞1，曹寶珠1，王 芳2，栗 劍3

(1.海南大學 土木建筑工程學院，海南 海口 570228；2.海口經(jīng)濟學院 建筑工程學院，海南 海口571127；3. 吉林建筑大學 土木工程學院，吉林 長春130118)

為研究秸稈草磚窗間墻的抗震性能，本研究對外涂水泥砂漿的水稻秸稈草磚窗間墻進行了擬靜力試驗，研究與分析了其在水平低周往復荷載作用下的受力性能、破壞模式、延性和耗能能力等，結果表明：外涂水泥砂漿草磚墻的滯回曲線飽滿，能量耗散系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)較大，說明外涂水泥砂漿的秸稈草磚窗間墻具有較好的抗震性能；同時還發(fā)現(xiàn)草磚窗間墻具有較好的延性，其受破壞的過程緩慢，破壞前有明顯的征兆，因而可采用偏小的計算安全系數(shù)或可靠度.

草磚； 窗間墻； 抗震性能； 擬靜力試驗

秸稈草磚作為一種新興的綠色環(huán)保建筑材料，以其為材料砌筑的房屋在我國農(nóng)村開始得到推廣和興建[1-5].草磚結構多應用于農(nóng)村的低層建筑，考慮到要滿足建筑通風、采光等方面的要求，一般縱墻門窗開洞率普遍較高，這嚴重削弱了結構縱向墻體的有效抗剪面積，導致窗間墻體成為結構抗震的薄弱環(huán)節(jié).因此，有必要對草磚窗間墻的抗震性能進行研究，這對明確草磚結構受地震破壞機理和抗震設計具有重要意義.

草磚結構的研究在我國起步較晚，其研究成果主要集中于草磚的物理和力學性能研究[6-10]，有關草磚結構構件的研究成果很少.國外對草磚墻體的力學性能已有一定的研究成果[11-12]，認為抹灰可以提高草磚墻的承載力.Ash 和schheim[13]對外涂砂漿的足尺小麥秸稈草磚墻體進行了擬靜力試驗 ，結果草磚墻(房)沒有倒塌，因此認為草磚墻(房)具有良好的抗震性能.

為研究秸稈草磚窗間墻的抗震性能，本文對外涂水泥砂漿的水稻秸稈草磚窗間墻進行了擬靜力試驗，研究了草磚窗間墻在水平低周往復荷載作用下的受力性能、破壞模式、延性和耗能能力等.研究結果可以為今后秸稈草磚窗間墻體的設計和施工提供依據(jù).

1 試驗概況

1.1試件設計以足尺窗間秸稈草磚墻體為研究對象，墻體的高度為1 500 mm，寬度為1 200 mm，厚度為420 mm.草磚墻由兩種不同尺寸的水稻秸稈草磚交錯布置砌筑，草磚的長×寬×高尺寸分別為800 mm×500 mm×380 mm(側(cè)放)和500 mm×400 mm×380 mm(豎放).為了更好地固定和加載，在草磚墻的底部和頂部分別設置了鋼筋混凝土基礎梁和加載梁.草磚墻試件各部分的尺寸和構造如圖1所示.

1.2試塊制作秸稈草磚墻是由水稻秸稈草磚交錯布置、鋼絲網(wǎng)掛面和水泥砂漿抹面而成的，制作步驟如圖2所示.先將經(jīng)秸稈打包機壓縮成型的水稻秸稈草磚交錯砌筑到基礎梁上，砌筑過程中為防止草磚墻平面向外傾倒，需在墻體平面外布置輔助支撐；待草磚墻砌筑完成后，再吊裝加載梁到墻上，此時草磚墻有輕微壓縮下沉；當草磚墻變形穩(wěn)定后，在墻面布設直徑為0.8 mm、網(wǎng)孔大小為10 mm×10 mm的鋼絲網(wǎng)，內(nèi)外鋼絲網(wǎng)間用鐵絲拉結，拉結間距為300～500 mm.草磚墻水泥砂漿抹面分2次進行，2次抹面厚度均為10 mm，并且兩次抹面的時間間隔為5 h.

圖1 試件尺寸及構造

1.3材性試驗采用微機控制電液伺服萬能試驗機對長×寬×高均為500 mm×400 mm×380 mm的三塊豎放秸稈草磚進行力學性能試驗，得到草磚極限抗壓強度的實測平均值為81 kN·m-2.

根據(jù)《建筑砂漿基本性能試驗方法標準》JGJ/T70—2009(簡稱《標準》)對兩組水泥砂漿標準試塊進行立方體抗壓強度試驗，得到兩組試塊的立方體抗壓強度的實測平均值分別為17.7 MPa和18.7 MPa.《標準》中指出以實測平均值的1.3倍作為砂漿試塊立方體抗壓強度的平均值，故水泥砂漿試塊立方體的抗壓強度平均值為23.6 Mpa.

1.4加載裝置和加載方案試驗加載裝置如圖3所示.基礎梁通過地錨螺栓、錨梁和限位鋼梁固定于試驗臺座.加載梁通過絲桿、端板與MTS液壓伺服作動器(最大推力為649 kN,最大拉力為445 kN，量程為500 mm)相連，同時控制MTS液壓伺服作動器的加載位置在加載梁側(cè)面的中心位置.

圖2 試驗裝置

試驗前將準備好的配載砝碼按一定次序放置到加載梁上，并確保試驗過程中豎向荷載(以鋼屋架-秸稈草磚墻結構形式的單層住宅為模型，計算得到窗間墻上部豎向荷載設計值為5.5 kN)不發(fā)生變化.水平荷載采用低周反復加載方案，加載方法為位移控制法，每級位移循環(huán)2次，級差為2 mm.為檢驗加載裝置和測量儀器是否正常工作，正式加載前預加反復位移2次，預加水平荷載取預估開裂荷載的20%.加載到試件承載力下降至峰值水平荷載的75%以下時，試驗停止.

1.5測試內(nèi)容和測點布置試驗的測試內(nèi)容包括水平往復荷載和秸稈墻的水平位移，其中水平往復荷載由MTS液壓伺服作動器端部的力傳感器得到.草磚墻的水平位移通過位移計得到，位移計的測點布置如圖4所示.加載梁側(cè)面中心布置位移計W1；草磚墻側(cè)面中心線位置布置位移計W2～W4；草磚墻正面中心位置布置位移計W5，測量加載過程中草磚平面向外位移.

2 試驗過程

為便于描述試驗現(xiàn)象，定義MTS液壓伺服作動器推加載梁方向為正向，拉加載梁方向為負向.草磚墻受力全過程可以分為三個階段：開裂階段，裂縫發(fā)展階段和破壞階段.秸稈草磚窗間墻的最終破壞形態(tài)見圖5所示.

圖3 試驗裝置

圖4 試驗裝置

圖5 草磚墻破壞形態(tài)

在加載初期，草磚墻體沒有明顯的現(xiàn)象，草磚砌塊、鋼絲網(wǎng)和水泥砂漿協(xié)同工作.隨著位移逐漸增大，草磚墻下端與基礎梁的連接處發(fā)出劈裂聲音，此時的位移是8 mm.當位移增加到16 mm時，草磚墻體正面左上端和底部以及背面與加載梁連接位置均出現(xiàn)45°方向斜裂縫；隨著位移的增加，墻體正面左上端的斜裂縫逐漸發(fā)展，并伴有劈裂響聲，同時在距離草磚墻底部約2/3高度處出現(xiàn)水平裂縫.當位移增加到25 mm時，草磚墻體正面左上端的斜裂縫向下迅速發(fā)展，并出現(xiàn)許多水平細小裂縫，墻體背面與加載梁連接位置有小塊水泥砂漿脫落，同時伴有響聲.當位移增加到42 mm時，墻體正面上部的斜裂縫與下部的水平裂縫貫通，墻體側(cè)面與加載梁連接位置有水泥砂漿脫落.當位移增加到58 mm時，草磚墻體的裂縫基本不再變，加載梁和墻體有向上滑移的現(xiàn)象.

3 試驗結果及分析

3.1滯回曲線秸稈草磚墻試件的頂點水平力F-位移Δ滯回曲線如圖6所示，從圖6中可以看出，草磚墻體滯回曲線基本呈現(xiàn)梭形，形狀飽滿，以原點對稱.墻體未開裂前，加載曲線斜率變化小，但卸載后殘余變形較大，此時墻體已經(jīng)處于非彈性工作階段，且正反向加卸載各一次所構成的滯回環(huán)較為明顯.隨著加載位移增大，草磚墻體開裂，加載曲線斜率開始逐漸減小，卸載后殘余變形也逐漸增加；墻體表面斜裂縫迅速發(fā)展過程中，不同滯回環(huán)下的加載曲線較為重合，斜率變化較小，但卸載后殘余變形仍有增加，較為明顯，但增長速率變?。粔γ嫘绷芽p與水平裂縫貫通后，加載曲線的斜率略有減小，極值點對應荷載的增長速率較小，卸載后殘余變形基本開始保持不變.滯回曲線極值點荷載達峰值荷載后，試件的極值點開始緩慢下降.

圖6 試件頂點水平力-位移滯回曲線

圖7 試件頂點水平力-位移骨架曲線

3.2骨架曲線《建筑抗震試驗方法規(guī)程》JGJ 101—96(簡稱《規(guī)程》)指出：取試件滯回曲線中各加載級第一循環(huán)的極值點所連成的包絡線作為試件的骨架曲線.秸稈草磚墻試件的頂點水平力F-位移Δ骨架曲線如圖7所示.

從圖7中可以看出，草磚墻體骨架曲線呈傾斜的S形，沒有屈服平臺.為便于分析，取試件開裂位移對應點作為屈服點.按照該方法所確定的名義屈服荷載Py、名義屈服位移Δy、峰值荷載Pu、峰值荷載對應的位移Δu、極限荷載Pd、極限荷載對應的位移Δd如表1所示.

表1 屈服狀態(tài)、極限狀態(tài)和破壞狀態(tài)對應的荷載和位移(三線粗細應不同)

3.3延性系數(shù)通常采用位移延性系數(shù)作為衡量試件延性的量化參數(shù)，其值為極限位移與屈服位移之比[14].根據(jù)表1中草磚墻的極限位移和屈服位移，計算得到正/反向加載時試件的位移延性系數(shù)分別為4.73、4.75.草磚墻試件的正/反向位移延性系數(shù)均大于3，具有良好的延性性能.

圖8 試件割線剛度-位移曲線

3.4割線剛度《規(guī)程》指出以骨架曲線中各點的割線剛度表示試件的剛度，因此可以得到試件割線剛度隨加載位移幅值變化的關系曲線，如圖8所示.從圖8中可以看出，草磚墻體未開裂前，割線剛度變化較?。徊荽u墻體開裂后，割線剛度逐漸減小，但其變化速率逐漸減慢；割線剛度退化持續(xù)、均勻，表明草磚墻體受力性能比較穩(wěn)定.

3.5耗能能力基于試件荷載-位移滯回曲線，可以定量計算出試件的能量耗散系數(shù)E(《規(guī)程》中公式5.5.6)，進而得到等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq=E/2π.草磚墻試件達到屈服、峰值和極限時的能量耗散系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)計算結果如表2所示.

表2 等效粘滯阻尼系數(shù)

從表2中可以看出，草磚墻體從出現(xiàn)裂縫到最終達到極限狀態(tài)，能量耗散系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)逐漸降低，表明隨著加載位移的增加，草磚墻體的耗能能力逐漸降低；出現(xiàn)裂縫到達到峰值狀態(tài)，等效粘滯阻尼系數(shù)降低18.32%，峰值狀態(tài)到極限狀態(tài)，等效粘滯阻尼系數(shù)降低0.47%，表明隨著加載位移的增加，草磚墻體的耗能能力變化速率逐漸降低.

4 結 論

(1)外涂水泥砂漿草磚墻的滯回曲線飽滿，能量耗散系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)較大，表明外涂水泥砂漿的秸稈草磚窗間墻具有較好的抗震性能.

(2)外涂水泥砂漿的草磚窗間墻具有較好的延性，破壞過程緩慢，其受破壞前有明顯的征兆，因而可采用偏小的計算安全系數(shù)或可靠度.

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Abstract：In the report, the quasi-static test was performed on seismic performance of straw bale wall with cement mortar between windows. The mechanical behaviour, failuar mode, ductility and energy dissipation capacity of straw bale wall between windows to low cycle level load were studied. The results showed that hysteretic curve of straw bale wall with cement motar between windows was plum, energy dissipation coefficient and equivalent viscous damping coefficient were larger, which suggested that the straw bale wall with cement motar between windows has good seismic and ductility. Because that the failure process of wall was low, and which had significant symptom before damage, smaller calculating safty factor or reliability can be used.

Keywords：Straw bale; wall between windows; seismic behavior; quasi-static test

SeismicPerformanceofStrawBaleWallbetweenWindows

Sun Yuansong1, Cao Baozhu1, Wang Fang2, Li Jian3

(1. College of Civil Engineering and Architecture, Hainan University, Haikou 570228, China; 2. College of Architecture Engineering, Haikou College of Economic, Haikou 571127, China;3. College of Civil Engineering, Jilin Jianzhu University, Changchun 130118, China)

TU522

A DOl：10.15886/j.cnki.hdxbzkb.2017.0045

2017-05-25

國家自然科學基金(51368016)

孫園淞(1993-)，男，吉林白城人，海南大學土木建筑工程學院2014級碩士研究生.E-mail:250814967@qq.com

曹寶珠(1970-)，男，黑龍江林口縣人，博士，教授.研究方向：鋼結構與組合結構研究，E-mail:caobaozhu.e@163.com

1004-1729(2017)03-0290-05