表1 试件主要设计参数
Table 1 Parameters of specimens
徐志峰1，陈忠范1，朱松松1,2，刘 吉1，殷之祺1
(1．东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室，南京 210096；2．中衡设计集团股份有限公司，苏州 215000)
摘 要：通过对7片秸秆板轻钢高强泡沫混凝土剪力墙(SSRC剪力墙)足尺试件的轴心受压试验，考察了其在轴心荷载作用下的受力性能、破坏模态和承载力，分析覆盖秸秆板、是否填充泡沫混凝土、泡沫混凝土强度和墙体厚度等因素对剪力墙试件轴心受压性能的影响。试验结果表明：剪力墙的破坏模态主要表现为轻钢立柱的局部屈曲和泡沫混凝土的局部压碎；与未填充泡沫混凝土墙体相比，填充A05级泡沫混凝土的竖向承载力和竖向刚度分别提高1.6倍和2.2倍，填充A07级泡沫混凝土可以提高2.2倍和3.1倍；是否覆盖秸秆板对墙体竖向承载力的影响很小；轻钢立柱截面宽度由89 mm增加到140 mm，墙体厚度由205 mm增加到256 mm，墙体竖向承载力提高了60%～70%。针对覆盖新型材料秸秆板的剪力墙受力性能和破坏模式，总结中、美两国规范及已有研究文献中的轴心受压构件承载力计算公式，提出SSRC剪力墙轴心受压承载力简化计算公式，其计算值与试验值基本一致。
关键词：轻钢泡沫混凝土剪力墙；高强泡沫混凝土；竖向承载力；轴压试验；设计方法
轻钢轻混凝土结构体系是在保留轻钢集成房屋工业化程度高、施工速度快等优点的基础上，通过优化模板技术，并在墙体内现浇轻质混凝土，实现结构整体性、安全性、耐久性和舒适性的提高[1－3]。秸秆板轻钢高强泡沫混凝土剪力墙(以下简称SSRC剪力墙)，作为轻钢轻混凝土剪力墙范畴中重要的发展方向之一，是一种在冷弯薄壁型钢骨架的两侧外覆免拆横向纤维秸秆板(以下简称秸秆板)，并在墙体空腔内灌注轻质高强泡沫混凝土的新型剪力墙。该剪力墙具有整体性强、抗震和抗风性能好、轻质高强、节能环保、隔声降噪、保温隔热、经济性佳和工业化生产等优点。发展SSRC剪力墙是实现建筑功能多元化的重要途径，符合当今建筑可持续发展的要求，是我国未来建筑发展的重要方向。
SSRC剪力墙结构主要以冷弯薄壁型钢骨架、轻质高强泡沫混凝土和免拆秸秆板为主要材料。其中，秸秆板是以整根的天然稻草或麦秸秆单向通过机械加热高压压缩成型，通过秸秆自身渗出的胶体将秸秆粘结为整体，并在外表面黏贴面纸形成的纸面草板。相比于传统板材，秸秆板具有良好的保温隔热、隔声降噪、节能环保和经济性好等优点，可以有效地提高SSRC剪力墙的保温隔热和隔声降噪等性能，满足我国夏热冬冷地区建筑节能65%的标准，相当于给剪力墙披上了“绿色的外衣”。
近几年，国外学者对轻钢组合墙体的轴压性能进行了深入研究[4－5]，但对轻钢轻混凝土剪力墙的轴压性能研究较少，其中Hegyi等[6]对聚苯乙烯颗粒混凝土(PAC)包裹 C型冷弯薄壁型钢的复合墙体(CFS)进行了轴压性能试验研究，得出聚苯乙烯颗粒混凝土能有效地提高墙体的稳定性和竖向承载力，抑制型钢立柱的畸变屈曲破坏。Prabha[7]、
Mydin[8]等对外包轻钢龙骨内填泡沫混凝土组合墙进行了轴压试验和理论研究，发现填充泡沫混凝土试件具有良好的延性和承载力，外包薄壁轻钢主要作用是限制泡沫混凝土变形使其强度提高，对墙体竖向承载力的贡献较少，并提出了一种新的墙体轴压承载力计算公式。Telue等[9]进行了40个足尺空心组合墙的轴心受压试验，得出覆板形式对组合墙承载力提高起到重要作用。国内学者专家近年来对轻钢结构进行了大量试验和理论研究，其中何保康[10]、郭鹏[11]、周绪红[12－13]、石宇[14]、姚谏[15]、
李元齐[16－17]、姚行友等[18]、叶继红等[19]、张其林等[20]、秦雅菲等[21]、黄智光[22]学者对轻钢组合墙体轴压性能进行了深入研究，并取得了丰富的成果，但对轻钢轻混凝土剪力墙的轴压性能研究相对较少。郝际平等[23]对喷涂式冷弯薄壁型钢轻质砂浆墙体立柱进行了轴压性能试验表明，与没有喷涂轻质砂浆试件相比，喷涂轻质砂浆墙体立柱的整体稳定性和承载力得到显著提高，其破坏模式均为顶部局部受压破坏。翟培蕾[24]对6片轻钢发泡水泥复合墙体进行了轴压试验研究表明，高强水泥砂浆面板对墙体轴压承载力提高的贡献显著，钢骨的数量和布置对承载力影响相对较小。于洋[25]对5片现浇泡沫混凝土轻质复合墙体进行轴压试验研究，得出纤维水泥压力板和泡沫混凝土芯材均能对竖向轻钢龙骨起到约束作用，有效避免轻钢立柱发生失稳，提高了轻钢立柱的竖向承载力。黄强等[1]对轻钢轻混凝土结构体系概况和特点进行了全面系统地阐述和分析，提出轻钢轻混凝土结构中轻钢与轻混凝土协同工作，共同承担竖向荷载作用，与现有的轻钢结构体系的承载机理有本质区别；轻混凝土强度相对较低，但对提高墙体刚度和竖向承载力贡献显著。
目前对于轻钢轻混凝土剪力墙的轴压性能研究较少，对本文研究的SSRC剪力墙的轴压性能研究尚未见报道。我国新颁布行业规范JGJ 383―2016《轻钢轻混凝土结构技术规程》[26]对于剪力墙材料的规定是：表观密度800 kg/m3以上的泡沫混凝土，以及硅酸钙板、纤维水泥平板和聚苯板三种免拆模板。规程[26]对采用表观密度为500 kg/m3～800 kg/m3之间的轻质高强泡沫混凝土和节能环保的秸秆板的SSRC剪力墙正截面轴心受压承载力没有相关规定。有必要对SSRC剪力墙轴压性能进行深入研究。
因此，本文通过对7片不同构造措施的SSRC剪力墙进行轴心受压试验，研究覆盖秸秆板、是否填充泡沫混凝土、泡沫混凝土强度和墙体厚度等参数变化对剪力墙竖向承载力的影响，并对各试件的承载力和破坏模式进行分析，提出正截面轴心受压承载力的简化计算公式及对应的基本假定，为工程设计提供参考。
试件参照 JGJ 383―2016《轻钢轻混凝土结构技术规程》[26]和 JGJ 227―2011《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》[27]进行设计。考虑覆盖秸秆板、是否填充泡沫混凝土、泡沫混凝土强度和墙体厚度等因素对SSRC剪力墙轴压性能的影响，共设计了7个足尺剪力墙试件，试件主要设计参数如表1所示。墙体试件的骨架尺寸为3 m×1.2 m(高度×宽度)，立柱采用冷弯薄壁型钢C89和C140，间距均为600 mm，上下导轨采用U92和U143，立柱和导轨的横截面如图1(c)和图1(d)所示，轻钢骨架尺寸及构造如图1(a)所示。
表1 试件主要设计参数
Table 1 Parameters of specimens
轻钢龙骨双面覆盖的秸秆板尺寸为 3 m×1.2 m(高度×宽度)，厚度58 mm。立柱与导轨之间的连接采用 4819型盘头自攻自钻镙钉，秸秆板与轻钢龙骨之间的连接采用4880型沉头自攻自钻螺钉连接。秸秆板与立柱的连接螺钉间距 300 mm，其中试件1/2高度处为方便布置应变片，螺钉间距改为200 mm；秸秆板与上下导轨的连接螺钉间距150 mm，螺钉距板边距离25 mm，墙体截面和具体构造形式如图1(a)和图1(f)所示。
图1 剪力墙体示意图 /mm
Fig.1 Test specimen
墙体试件制作，先拼装秸秆板轻钢空心组合墙体，然后在墙体空腔内灌注新型轻质高强泡沫混凝土。此制作工艺可以将秸秆板、轻钢和泡沫混凝土三种材料粘结为整体，共同承受外荷载。为了保证泡沫混凝土灌注的密实性和方便施工，需将墙体中部的轻钢立柱和顶导轨进行开孔，开孔具体形式和尺寸如图1(b)和图1(e)所示。为防止浇注泡沫混凝土时出现漏浆和“胀模”现象，浇筑前在轻钢龙骨与秸秆板之间的缝隙处涂抹泡沫胶进行填堵，墙体两侧秸秆板用木方夹住并用对拉螺栓固定，每次浇筑不宜超过1.5 m高，第一次泡沫混凝土初凝后再进行第二次浇筑。关于泡沫混凝土施工的其它注意事项参见JGJ/T 341―2014《泡沫混凝土应用技术规程》[28]相关规定。
试验中墙体所用泡沫混凝土的干密度分别为A05级和A07级。试件浇筑时，同批次制作边长为100 mm的立方体试块和100 mm×100 mm×300 mm的棱柱体试块，采取与试件同等条件自然养护，达到28 d龄期后，正式试验前进行泡沫混凝土材性试验，其主要力学性能如表2所示。从表2可以看出，在相同干密度条件下，试验所用A05级泡沫混凝土抗压强是规范[29]规定强度(A05级抗压强度为0.8 MPa～1.2 MPa)的 2.7 倍～4.0 倍，A07 级泡沫混凝土抗压强是规范[29]规定强度(A07级抗压强度为1.2 MPa～2.0 MPa)的 3.2倍～5.3倍。试验所用泡沫混凝土属于轻质高强泡沫混凝土。
墙体轻钢龙骨采用Q345表面镀锌冷弯薄壁C型钢和U型钢，通过CMT5105电子万能试验机进行拉伸试验得到其主要力学性能如表3所示。墙体板材采用厚度为58 mm的秸秆板，实测其力学性能如表4所示。
表2 泡沫混凝土主要力学参数
Table 2 Mechanical parameters of foamed concrete
表3 轻钢主要力学参数
Table 3 Mechanical parameters of lightweight steel
表4 秸秆板主要力学参数
Table 4 Mechanical parameters of straw board
图2 加载装置
Fig.2 Test setup
试验采用 500 kN液压千斤顶施加竖向轴力，采取力控制单调均匀加载方案。竖向集中荷载通过分配钢梁以均匀分布荷载形式施加于试件顶部。试验中为了模拟墙体实际工程约束构造，试件底导轨采用M14螺栓固定，试件顶部设置水平钢管作为平面外支撑。试验加载装置如图2所示。试验时，首先进行预加载，所用荷载为极限荷载的 10%～20%，然后卸载回零，准备正式加载。正式加载采用分级均匀加载方法，每级荷载约为极限荷载的 10%，加载完毕后，维持荷载约 2 min，待试件充分变形达到稳定状态后再进行数据采集。当某一级荷载试件的位移变化特别明显时，表明试件进入几何非线性状态，此时需对数据进行连续采集。当荷载示数下降到极限荷载85%时，停止加载。
为测量试验过程中轻钢立柱应变变化规律，在竖向轻钢立柱距底端1/2和1/4墙高位置处预埋轻钢应变片，具体布置如图3(a)和图3(b)所示。为测量试验过程中试件竖向位移和平面外位移变化规律，在墙体顶部布置 2个竖直向位移计 VD-1和VD-2，在墙体 1/2高度处布置 3个水平向位移计LD-3、LD-4和LD-5，位移计布置如图2和图3(c)所示。试验所有位移和应变数据均通过动静态数据采集仪TST-3826自动完成采集。
图3 测点布置 /mm
Fig.3 Arrangement of measuring points
2.1.1 双面覆板未填充泡沫混凝土试件
试件W-1和试件W-2，当加载分别达到60 kN和 100 kN时，端立柱的顶部腹板出现轻微鼓起；随着加载增加，腹板屈曲越发明显，并伴有较大声响；当达到极限荷载时，立柱顶部出现畸变屈曲，如图4(a)和图4(b)所示。试验结束后将试件W-1放倒并拆除一侧秸秆板，发现所有立柱顶端呈现畸变屈曲破坏，底端与底导轨连接处出现轻微局部屈曲，墙体顶部秸秆板有轻微褶皱外，秸秆板其余部位完好无损，如图4(c)、图4(d)和图4(e)所示。
2.1.2 双面覆板填充泡沫混凝土试件
图4 试件破坏特征
Fig.4 Failure pattern of specimens
试件 W-3和试件 W-4，当荷载达到极限荷载Fu的20%～30%时，试件内部泡沫混凝土发出“嗞嗞”的声响；当荷载达到(50%～70%)Fu时，端立柱距离顶部 400 mm～600 mm范围内出现水平向凹凸波形纹，随着加载增加，波形纹越发显著并向立柱中部发展；当荷载达到(60%～80%)Fu时，在距离端立柱顶部 400 mm～600 mm处腹板出现轻微鼓起，随着加载增加，立柱腹板屈曲越发明显，并伴有较大声响，同时试件上部秸秆板出现轻微水平褶皱；当荷载达到 Fu时，端立柱腹板由鼓起屈曲转向局部屈曲，泡沫混凝土破碎声音变大；当荷载超过Fu后，端立柱局部屈曲变形越发严重，如图5(a)和图5(b)所示；当荷载卸载后，端立柱腹板的水平向凹凸波形纹基本消失，外鼓现象减弱。
试件 W-5和试件 W-7，试验现象与试件 W-3和试件W-4相类似，不同之处是端立柱腹板局部畸变屈曲破坏出现在立柱顶部。试件W-7是研究在荷载下降至85%Fu之后，泡沫混凝土能否继续发挥较大承载力。当加载继续增加时，试件承载力呈现缓慢降低的趋势，秸秆板和轻钢变形十分显著，泡沫混凝土破碎声音变大；当荷载下降至60%Fu时停止加载，试件竖向变形达到27 mm，立柱局部屈曲部位被压折叠，秸秆板顶部出现外鼓，并与轻钢骨架脱离，最大缝宽达40 mm，如图5(c)和图5(d)所示。
图5 试件破坏特征
Fig.5 Failure pattern of specimens
图6 试件破坏特征
Fig.6 Failure pattern of specimens
试验结束后，拆除试件W-4和试件W-7其中一侧秸秆板，观察试件内部泡沫混凝土和立柱破坏情况。W-4泡沫混凝土出现若干条水平向长裂缝和斜向下长裂缝，但与立柱未出现相对滑移现象，如图6(a)所示。W-7泡沫混凝土存在若干条短斜裂缝，靠近顶导轨泡沫混凝土被压碎；中间立柱在距离顶导轨约600 mm处出现局部屈曲，端立柱的顶端均出现局部屈曲；立柱与泡沫混凝土粘结性较好，未出现明显相对滑移现象，如图6(b)所示。
2.1.3 无覆板填充泡沫混凝土试件
试件W-6，在试验前发现秸秆板与泡沫混凝土间具有较强粘结力，难以拆除秸秆板。为实现无秸秆板作用的效果，将墙体两侧秸秆板上的自攻自钻螺钉卸除，同时考虑试验过程的安全性，仅保留上下导轨和1/2墙高处三排螺钉。试验现象与试件W-7基本相类似，不同之处在于：当荷载到达Fu时，试件上部处的泡沫混凝土挤压破碎严重，且与轻钢立柱基本脱离；承载力主要由立柱承担，立柱顶部呈现严重畸变屈曲破坏，且距顶部约1.3 m范围内有明显的水平向凹凸波形纹。
对于未填充泡沫混凝土墙体，试件最终破坏模态为轻钢立柱端部的局部畸变屈曲破坏，秸秆板顶部有轻微褶皱，除此之外构件其余部位基本完好。
对于填充泡沫混凝土的剪力墙，试件破坏最终形式稍有差异，但破坏模态大体相同。SSRC剪力墙的破坏主要特征如下：1) 破坏始于墙体顶部泡沫混凝土受压产生斜向下裂缝，并随着轴心竖向荷载的增加，裂缝向墙体中部发展且变宽，顶部泡沫混凝土被分割成条状后呈现局部压酥破坏；2) 轻钢立柱在竖向荷载作用下，端立柱顶部处的腹板出现水平向凹凸波形纹和局部轻微外鼓，最终发展成局部屈曲破坏；同时试件内部发生内力重分布，中立柱受力增加，最后呈局部屈曲破坏；3) 当达到峰值荷载时，墙体顶部秸秆板出现少量水平褶皱。
图7为试件的荷载-竖向位移曲线。可以看出，填充泡沫混凝土试件的曲线斜率均大于未填充试件曲线斜率。采用刚度系数表征试件的竖向刚度，其数值等于极限荷载除以相应竖向位移。相比于未填充泡沫混凝土试件W-1，填充A05级泡沫混凝土试件W-3的竖向刚度提高了约2.2倍，填充A07级泡沫混凝土的提高了3.1倍。这是因为泡沫混凝土的存在：一是可以承受竖向荷载，提高试件竖向承载力；二是将C型轻钢立柱包裹起来，提高立柱抗畸变屈曲和扭曲的能力，增加立柱的竖向承载力。这说明墙体填充泡沫混凝土可以有效地提高墙体竖向承载力和竖向刚度，减少竖向位移。
相比于不考虑秸秆板作用的试件 W-6，试件W-3的承载力和位移分别提高了约 6.8%和减少了约4.0%。这说明对试件竖向承载力而言，秸秆板所起的作用有限，偏于安全考虑，可以忽略不计。其原因是由秸秆板的自身性质决定的，秸秆板是将松散的许多整根稻草或麦秸秆通过机械单向压缩成型，板子四周边缘较为松软，竖向刚度很低且变形较大，不能与立柱和泡沫混凝土有效地协同受力，只起到免拆模板的作用，这与规程[19]的相关规定相一致。因此，建议提出的承载公式中不包括秸秆板的贡献。
从图7可以看出，在达到极限荷载前，填充泡沫混凝土试件的荷载-位移曲线呈非线性增长，可简化为双折线型，其分界点位移约为3.5 mm，且后期直线斜率大于前期斜率，约为2.30倍。其主要原因是由泡沫混凝土自身特点决定的：泡沫混凝土内部具有均匀的封闭气孔，当试件处在加载的初始阶段，其内部的封闭气孔逐渐闭合，密实度不断提高，抗压承载力逐渐增加，但增加幅度较小，故试件前期直线斜率较小；当泡沫混凝土的密实度达到一定程度后，其抗压承载力提高幅度较大，直到泡沫混凝土被压碎破坏为止，故试件后期刚度较大。
图7 试件荷载-竖向位移曲线
Fig.7 Vertical load-displacement curves of specimens
如图8所示为平面外3个位移计在极限荷载时测得试件平面外位移的平均值。从图中可以看出，当试件达到极限荷载时，试件的平面外位移相对较小，对应的平面外转角在1/542～1/1402之间，这说明试件在试验过程中并未发生明显的整体失稳变形，这与前面的试验现象描述和后面的应变分析结果均相一致。其原因是墙体两侧秸秆板的总厚度相对较大，且与轻钢立柱的宽度相差不大；当试件达到极限荷载时，受力较小的秸秆板可以避免墙体发生平面外整体失稳变形，有利于提高墙体的平面外稳定性。
图8 试件侧向位移
Fig.8 Lateral displacement of specimens
2.4.1 未填充泡沫混凝土试件W-2
从图9(a)可以看出，当试件立柱出现轻微鼓出变形前(荷载约90 kN)，除测点4之外，各测点所得荷载-应变曲线基本呈线性增长，应变大小基本一致，表明试件整体处于均匀受压状态，立柱协同受力，轻钢骨架整体性较好；当立柱出现局部鼓起屈曲变形后，各测点所得曲线曲率变小，且测点3的应变均大于其余测点，说明边立柱腹板所受荷载较大，故首先出现屈曲，这与试验现象相一致。
从图9(b)可以看出，在立柱的同一截面上，边立柱各测点数值相差较大，测点7和测点10的应变始终小于测点8和测点12的应变，表明立柱截面受压不均匀，立柱自由边所受压力小于立柱其它部位所受压力，这主要原因是立柱制作有初始缺陷、安装误差等使得立柱在试验过程中处于偏心受压状态，立柱出现绕弱轴(y轴)发生轻微弯曲。从图9(c)可以看出，中立柱在1/4高度处的各测点所得荷载-应变曲线基本呈线性增长，应变大小基本一致，表明中立柱在 1/4高度处的截面处于均匀受压状态，未出现屈曲破坏，与试验现象相符合。当试件所受荷载90 kN前，中立柱在1/2高度处的各测点所得荷载-应变曲线基本呈线性增长，但是应变大小相差较大，测点5的翼缘应变始终大于测点6的腹板应变，测点6的应变始终大于测点4的自由边应变，表明中立柱在1/2高度处截面处于不均匀受压状态，所受压力主要由翼缘和腹板承受，最终导致立柱腹板出现局部屈曲，这与试验现象相符合。立柱1/4高度和1/2高度处的各测点作对比可以看出立柱在绕弱轴发生轻微弯曲变形时，同时发生绕自身轴轻微扭曲变形。
2.4.2 填充泡沫混凝土试件W-4
从图 9(d)可以看出，当试件所受荷载达到约200 kN(极限荷载的64%)时，各测点所得荷载-应变曲线基本呈线性增长，应变大小基本一致，表明整个试件基本处于均匀受压状态，立柱的截面压应力基本相同，所有立柱协同受力，轻钢骨架整体性较好，与试验现象相符合，这主要是因为泡沫混凝土对立柱的包裹作用提高了立柱抗畸变屈曲的能力，使立柱截面均匀承受压应力。当试件所受荷载超过200 kN后，各测点所得曲线曲率变小，表明轻钢立柱趋于屈服，主要原因是试件顶部泡沫混凝土被挤压破碎，对立柱的包裹作用减弱。
图9 试件荷载-应变曲线
F i g.9 L o a d-s t r a i n c u r v e s o f s p e c i m e n s
从图9(e)可以看出，在立柱的同一截面上，各测点所得荷载-应变曲线基本呈现线性增长，应变大小基本相同，表明试件在试验过程中处在均匀受压状态，立柱截面受压均匀，未出现绕弱轴弯曲变形。从图9(f)可以看出，中立柱在1/4高度和1/2高度处的各测点所得荷载-应变曲线基本呈线性增长，大小基本一致，表明中立柱下半部分的各个截面所受压力是均匀的，未出现绕自身轴扭曲变形，其主要原因在于泡沫混凝土的存在提高了立柱抗扭曲变形能力，使得立柱截面均匀承受压应力。
2.4.3 试件的极限荷载应变
图10给出了试件W-1～试件W-7达到极限荷载时各测点应变。从图中可以看出，未填充泡沫混凝土试件W-1和试件W-2的应变离散性较大，立柱的主要受力部位的应变主要集中在 600 με～1000 με之间，填充泡沫混凝土试件W-3～试件W-7的应变较为集中，立柱各部位的应变主要集中在1000 με～1300 με之间。这说明：泡沫混凝土对立柱的包裹作用可有效地提高立柱抗畸变屈曲和抗扭曲的能力，有利于立柱截面均匀受压；相比于未填充泡沫混凝土试件，填充泡沫混凝土可以使立柱的屈服强度得到较充分发挥，但未完全利用，在后面的公式推导中建议对钢材屈服强度进行折减。
从表5可以看出，未填充泡沫混凝土试件W-1和试件W-2，其承载力较小且竖向位移较大，破坏模态主要是立柱端部出现局部畸变屈曲破坏，这与覆盖传统板材(石膏板、玻镁板、定向刨花板和纤维增强硅酸钙板等)的轻钢组合墙体承载力和破坏模态基本相同[19]。相比于试件W-1和试件W-2，填充泡沫混凝土试件W-3和试件W-4，其承载力均有大幅度提高，竖向位移却降低；其破坏模态发生变化，立柱上部出现局部屈曲，试件上部的泡沫混凝土出现大量斜裂缝，顶部发生局部挤压破碎。通过对比试件W-3和W-5可以看出，泡沫混凝土抗压强度的提高可以增加试件极限承载力，破坏模态却基本相同。通过对比试件W-3和W-6可以看出，双面覆盖秸秆板对提高试件的极限承载力贡献很小，可以忽略不计。通过对比试件W-3和W-7可以看出，荷载下降至85%Fu之前泡沫混凝土已完全破坏。
图10 试件应变
Fig.10 Strain of specimens
表5 试件极限荷载及其对应竖向位移
Table 5 Ultimate load and corresponding vertical Displacement of specimens
2.6.1 泡沫混凝土
通过试件W-1与试件W-3的对比和试件W-2与试件W-5的对比，可以看出在覆板和立柱类型均相同条件下，填充A05级泡沫混凝土可以将试件极限承载力提高了1.2倍～1.6倍，相应的竖向位移降低了约 20%。这是因为填充泡沫混凝土的作用如下：1) 泡沫混凝土承担了部分竖向荷载，推迟了轻钢立柱的腹板鼓起和局部屈曲；2) 泡沫混凝土握裹C型立柱，可有效地增强立柱抗畸变屈曲、抗弯曲和抗扭曲的能力，使立柱屈服强度得到较充分发挥，提高了试件竖向承载力，同时减少试件竖向位移。这说明填充泡沫混凝土可以有效地改善墙体的轴心受压性能。与试件W-3相比，填充A07级泡沫混凝土试件 W-5的极限承载力仅提高了约26.5%，其竖向位移基本相同。这是因为墙体的竖向承载力主要由轻钢立柱和泡沫混凝土两部分承担，在轻钢立柱类型相同的条件下，泡沫混凝土的抗压强度增加1倍并不能将墙体的整体竖向承载力提高1倍。这说明单独提高泡沫混凝土抗压强度的措施并不能大幅度增加墙体的整体竖向承载力。
2.6.2 秸秆板
通过对比试件W-3和试件W-6可以看出，在泡沫混凝土等级和立柱类型相同条件下，覆盖秸秆板可以将试件极限承载力提高6.8%，相应竖向位移降低4.0%。这说明覆盖秸秆板对试件竖向承载力的影响较小，可以忽略不计。其主要原因是由秸秆板自身性质决定的：1) 其抗压强度较低，是泡沫混凝土抗压强度的 19.4%，轻钢屈服强度的 1.6‰；2)弹性模量较小，是泡沫混凝土的 75%，是轻钢的1.1‰。因此，对该剪力墙进行轴心受压承载力公式推导中建议忽略秸秆板的作用。
通过对比表5和表6可以看出，在墙体宽度、高度和立柱尺寸完全相同的条件下，覆盖秸秆板与覆盖传统板材的墙体极限承载力相差不大，基本相同。其中，相比于石膏板，覆盖秸秆板的墙体极限承载力提高了15.6%；相比于玻镁板、定向刨花板和纤维增强硅酸钙板，覆盖秸秆板的墙体极限承载力分别降低了8.7%、3.5%和5.0%～11.1%。这说明改变墙板类型并不能有效地提高墙体的极限承载力。同时，覆盖秸秆板与覆盖传统板材的墙体破坏模态有所差别。除因石膏板与螺钉握裹力较弱外，其余传统板材均发生了板材压坏现象和螺钉被剪断，这与覆盖秸秆板的墙体破坏形式完全不同。其主要原因是秸秆板由稻草或麦秸秆单向压缩成型，相比于经制浆成型工艺制成的传统板材，秸秆板内部较为松软，并且秸秆板厚度较大，使得其与螺钉接触面积较大，导致秸秆板不会被螺钉压坏和螺钉被剪断。这说明相比于传统板材，在综合考虑墙体承载力和破坏模态的因素下，覆盖秸秆板的墙体更能保证了墙体的完整性，延长了墙体的使用寿命。
2.6.3 墙体厚度和立柱类型
由于秸秆板厚度是固定值，墙体厚度主要由立柱类型决定。通过试件W-1和试件W-2作对比，可以看出在无泡沫混凝土填充的条件下，采用C140立柱试件的竖向极限承载力比采用C89立柱试件提高了69%。这说明增加立柱宽度可以有效提高墙体竖向极限承载力。通过试件W-3和试件W-4作对比，可以看出在填充A05级泡沫混凝土条件下，采用C140立柱试件的竖向极限承载力比采用C89立柱试件提高59%。这说明通过增加立柱宽度墙厚，同样可以有效地提高墙体的竖向极限承载力。
表6 覆传统板材试件极限荷载及其破坏模态
Table 6 Ultimate load and failure mode of specimens with traditional sheathing
GB 50018―2002《冷弯薄壁型钢结构技术规范》[30]中规定，轴心受压构件的稳定性承载力应符合：
式中：N为轴压力；φ为轴心受压构件的稳定系数；Ae为轻钢立柱的有效截面面积；fy为轻钢的屈服强度；l0为构件的计算长度；b为矩形截面的短边尺寸。
JGJ 383―2016《轻钢轻混凝土结构技术规程》[26]中规定，轻钢轻混凝土剪力墙正截面轴心受压承载力应符合：
式中：N为轴向压力设计值；φ为受压构件的稳定系数，见式(2)；fc为轻混凝土轴心抗压强度设计值；Ac为剪力墙截面净面积；fa′为轻钢抗压强度设计值；Aa′为剪力墙配置的纵向轻钢截面面积；bw为剪力墙厚度，不包括免拆模板的厚度；hw为剪力墙截面高度；Aak为矩形或B型轻钢所围面积之和。
美国规范 ACI-14[31]中给出非预应力轴心受压构件的承载力计算公式：
式中：0.80为考虑构件初始偏心距的折减系数；ϕ为强度折减系数，取0.65；fc′为混凝土圆柱体抗压强度标准值；A为构件毛截面面积；Ast为纵向钢筋或型钢总截面面积；fy为纵向钢筋或型钢强度设计值。
Mydin等[8]通过对12片外包轻钢龙骨内填泡沫混凝土墙体的单调轴心受压试验，得出不同轻钢厚度和边界条件下的墙体轴压承载力计算公式：
式中：Ac为泡沫混凝土受压面积；fcu为泡沫混凝土的立方体抗压强度设计值；beff为轻钢的有效截面面积；t为轻钢厚度；fy为轻钢抗压强度设计值；k为轻钢弹性屈曲系数；Es为轻钢弹性模量；ν为轻钢泊松比；b为轻钢宽度。
翟培蕾[24]对6片发泡混凝土复合墙体进行了轴心受压试验研究，得出不同厚度和是否覆面层条件下，发泡水泥复合墙体在竖向荷载作用下的承载力经验公式：
式中：N为墙体轴压承载力；1η为型钢骨架强度利用系数(有面层时，当墙厚≤160 mm 时，取 0.9；当墙厚＞160 mm，取 0.8；无面层时，当墙厚≤160 mm时，取0.8；当墙厚＞160 mm，取0.7)；2η为发泡水泥芯材强度利用系数，取0.22；3η为水泥砂浆面层抗剪强度利用系数(有面层时，当墙厚≤160 mm时，取0.5；当墙厚＞160 mm，取0.4；无面层时取 0)；fy为型钢抗压强度设计值；fy′钢筋抗压强度设计值；fcf为发泡水泥芯材抗压强度设计值；Aks为墙体型钢立柱截面积之和；Ag′s为墙体内钢筋桁架截面积之和；Axc为发泡水泥芯材截面积之和；τ为水泥砂浆抗剪强度，墙宽方向b100 kN/m τ= ，墙高方向 τh= 70 kN/m ；φ为墙体稳定系数；β为墙体的高厚比。
表7 各公式计算值及与试验值比较
Table 7 Comparison between test results and calculation results by different formulas
注：1) 中国规范1指GB 50018―2002《冷弯薄壁型钢结构技术规范》，中国规范2指JGJ 383―2016《轻钢轻混凝土结构技术规程》。2) 中国规
范1只适用计算未填充泡沫混凝土的轻钢组合墙体。3) 美国规范及其他文献公式中泡沫混凝土强度按文献[32－33]给出的公式将实测泡沫混凝土立方体抗压强度换算成圆柱体抗压强度标准值，A05级和A07级换算结果为2.60 MPa和5.08 MPa，轻钢和型钢屈服强度同中国规范取值。
从上述轴心受压承载力计算公式可以看出：1) 中国规范和翟培蕾都考虑了墙体高厚比对墙体承载力的影响，但两者通过高厚比得到的墙体稳定系数公式不同；美国规范[31]和Mydin等[8]未考虑高厚比对承载力的影响；2) 对于轻钢立柱承载力计算：中国规范1[30]和Mydin等[8]考虑轻钢立柱的局部屈曲对立柱整体刚度的影响，采用有效截面法计算墙体立柱承载力；美国规范[31]和翟培蕾[24]通过采用型钢骨架强度利用系数对墙体立柱强度进行折减，进而得到墙体立柱承载力；3) 对于泡沫混凝土承载力计算，美国规范[31]、Mydin[8]和翟培蕾[24]等均通过采用固定的强度折减系数来降低混凝土强度，进而得到折减后的泡沫混凝土承载力。对于墙体中面层承载力计算，以上所有的墙体承载力公式均未考虑面层自身强度对承载力的贡献值。
从表7可以看出，相比于试验值，美国规范公式计算值均偏大，翟培蕾公式计算值基本偏小，且两者均与试验值相差不大；其余公式与试验值相差较大。以上公式并不能准备地计算出秸秆板轻钢高强泡沫混凝土剪力墙的轴心受压承载力。
以上公式并不能准确地计算出秸秆板轻钢高强泡沫混凝土剪力墙的轴心受压承载力，现根据以上公式的特点提出适合该新型墙体正截面轴压承载力的计算公式。同时，从墙体构造形式和受力机理上分析，秸秆板轻钢高强泡沫混凝土剪力墙应属于轻钢轻混凝土剪力墙范畴，但现有的 JGJ 383―2016《轻钢轻混凝土结构技术规程》[26]并未规定本次研究的SSRC剪力墙的正截面轴心受压承载力计算公式。因此，此次提出的墙体正截面轴心受压承载力计算公式形式力求趋向于规程中计算公式形式，便于将SSRC剪力墙编入规程[26]时作为参考公式使用。
基于以上考虑和以上公式的特点，提出 SSRC剪力墙轴心受压承载力的简化计算公式，如式(11)～式(13)所示。同时进行如下基本假定：1) 不考虑秸秆板的作用；2) 泡沫混凝土的抗压强度和轻钢立柱屈服强度并未充分发挥，对其强度乘以相应的强度折减系数；3) 忽略轻钢与泡沫混凝土的粘结滑移效应。
式中：φ为墙体稳定系数；α为泡沫混凝土轴心受压强度折减系数；β为轻钢立柱屈服强度折减系数；其余符合定义见规程[26]。
由表5可以得出：当墙体达到极限荷载时，填充泡沫混凝土剪力墙的竖向位移主要集中在9.80 mm左右，由胡克定律得到A05级和A07级泡沫混凝土的受压强度分别为1.05 MPa和1.96 MPa，分别是A05级和A07级泡沫混凝土轴心抗压强度fc的0.37倍和0.35倍。偏于安全考虑，建议公式中泡沫混凝土轴心抗压强度折减系数α采用0.35。
根据前面的试验现象和数据分析可以得出：1)秸秆板对SSRC剪力墙的轴压承载力的影响较小，偏于安全考虑，可以忽略不计；2)当墙体达到极限荷载时，填充泡沫混凝土墙体中轻钢立柱的应变集中在 1000 με～1300 με之间，对应的应力为 210 MPa～273 MPa，是轻钢屈服强度fy的 0.60倍～0.77倍，其中试件W6对应约为0.60，即β=0.60，其余试件对应为0.70左右，即β=0.70；未填充泡沫混凝土墙体中轻钢立柱的应变集中在 600 με～1000 με之间，对应的应力为126 MPa～210 MPa，是fy的0.32～0.53，取平均值近为0.42，即β=0.45。
综上所述，对公式中折减系数α和β做如下规定：1) 泡沫混凝土折减系数α，当墙体未填充泡沫混凝土时取0，当墙体填充泡沫混凝土等级为A05级～A07级时取 0.35；2) 轻钢折减系数 β，当墙体未填充泡沫混凝土且覆盖秸秆板时取0.45，当墙体填充泡沫混凝土且覆盖秸秆板时取0.70，当墙体填充泡沫混凝土且未覆盖秸秆板时取0.60。
将墙体各试件的参数代入式(11)～式(13)得到计算值和试验值的比较见表8。从表7和表8的对比可以看出，新提出的计算公式(11)～式(13)得到的计算值与试验值整体吻合较好。针对墙体的不同构造形式，提出轻钢立柱和泡沫混凝土强度的不同折减系数，使得公式计算值能较准确地预测墙体轴压承载力。
表8 轴压承载力计算值与试验值对比
Table 8 Comparison between calculated and measured results
本文通过7片秸秆板轻钢高强泡沫混凝土剪力墙试件的轴压试验和理论分析，对该新型剪力墙的轴心受压性能进行了系统研究，得出以下结论：
(1) 秸秆板轻钢高强泡沫混凝土剪力墙轴心受压的破坏模态主要是轻钢立柱的局部屈曲破坏和泡沫混凝土的局部压碎破坏。在墙体达到极限承载力时，轻钢和泡沫混凝土的应力均未达到屈服强度fy和轴心抗压强度fc。
(2) 高强泡沫混凝土对墙体提供竖向承载力，同时对C型钢立柱的握裹效应，可以增强立柱抗畸变屈曲、抗弯曲和抗扭曲变形的能力，使立柱屈服强度得到有效发挥，提高了墙体轴压承载力，减小竖向变形。与未填充泡沫混凝土墙体相比，填充A05级泡沫混凝土的竖向承载力和竖向刚度分别提高1.6倍和2.2倍，填充A07级泡沫混凝土可以提高2.2倍和3.1倍，相应竖向位移均减少约20%。
(3) 在填充泡沫混凝土条件下，秸秆板对墙体竖向承载力的影响较小，极限承载力仅提高6.8%，偏于安全考虑，建议在墙体正截面轴心受压承载力计算公式不予考虑其作用。
(4) 通过增加墙体厚度和轻钢立柱宽度可以有效地提高墙体的轴压承载力。相比于采用C89立柱墙体，采用 C140立柱墙体的轴压承载力提高了60%～70%，相应的墙体厚度由 205 mm增加到256 mm。
(5) 基于国内外相关规范和文献对轻钢泡沫混凝土墙体的轴心受压承载力计算公式，提出秸秆板轻钢高强泡沫混凝土剪力墙的轴心受压承载力简化设计公式及对应的基本假定，其计算值与试验值吻合较好。
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STUDY OF LIGHTWEIGHT STEEL HIGH-STRENGTH FOAMED CONCRETE SHEAR WALL COVERED WITH STRAW BOARD SUBJECTED TO AXIAL LOADING
XU Zhi-feng1, CHEN Zhong-fan1, ZHU Song-song1,2, LIU Ji1, YIN Zhi-qi1
(1. Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China;2. ARTS Group Co., Ltd, Suzhou 215000, China)
Abstract:To study the mechanical property, failure mode, and bearing capacity of the SSRC shear walls under axial load, seven full-scale lightweight steel high-strength foamed concrete shear walls covered with straw boards(SSRC shear wall) were tested under axial compression. The impact of various parameters, such as whether sheathed with or without straw boards, whether pouring foamed concrete or not, foamed concrete strength and thickness of the walls, was analyzed. The test results show that the failure modes of the SSRC shear wall are mainly local buckling failure of lightweight steel stud and local crushing of foamed concrete. Compared with the specimen without pouring foamed concrete, the vertical bearing capacity and the vertical stiffness of pouring A05-grade foamed concrete specimen are increased by approximately 1.6 times and 2.2 times, respectively, while the vertical bearing capacity and the vertical stiffness of pouring A07-grade foamed concrete specimen are increased by approximately 2.2 times and 3.1 times, respectively. The test results also show that the whether sheathed with or without straw boards has little effect on their vertical bearing capacity especially for the specimens with pouring foamed concrete. Moreover, when the width of specimen changed from 205 mm to 256 mm by increasing the width of stud from 89 mm to 140 mm, the vertical bearing capacity of the specimen is increased by 60% to 70%. Finally, based on the mechanical property and the failure modes of SSRC shear walls, a simplified calculation formula for predicting the SSRC shear walls’ bearing capacity under axial loading was proposed by summarizing the calculation formulas for calculating the bearing capacity of the axial compression members from the Chinese code, American code and existing research results. The calculated results agreed well with the experimental results.
Key words:light steel foamed concrete shear wall; high-strength foamed concrete; vertical bearing capacity;axial compression test; design method
中图分类号：TU398.2; TU317.1
文献标志码：A
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.03.0262
文章编号：1000-4750(2018)07-0219-13
收稿日期：2017-03-31；修改日期：2017-06-20
基金项目：国家“十二五”科技支撑计划项目(2015BAL03B02-02)
通讯作者：陈忠范(1961―)，男，江苏人，教授，博士，博导，主要从事防灾减灾及防护工程研究(E-mail: 101003944@seu.edu.cn).
作者简介：
徐志峰(1984―)，男，山东人，博士生，主要从事轻钢混凝土结构及其抗震性能研究(E-mail: zhf-xu@seu.edu.cn);
朱松松(1990―)，男，江苏人，硕士生，主要从事轻钢混凝土结构及其抗震性能研究(E-mail: zhusongsong@artsgroup.cn );
刘 吉(1992―)，男，江苏人，硕士生，主要从事轻钢混凝土结构及其抗震性能研究(E-mail: 220140914@seu.edu.cn);
殷之祺(1991―)，男，河南人，硕士生，主要从事轻钢混凝土结构及其抗震性能研究(E-mail: 220151096@seu.edu.cn).