秸秆草砖窗间墙抗震性能的试验研究

孙园淞，曹宝珠，王 芳，栗 剑

(1.海南大学 土木建筑工程学院，海南 海口 570228；2.海口经济学院 建筑工程学院，海南 海口571127；3. 吉林建筑大学 土木工程学院，吉林 长春130118)

秸秆草砖窗间墙抗震性能的试验研究

孙园淞1，曹宝珠1，王 芳2，栗 剑3

(1.海南大学 土木建筑工程学院，海南 海口 570228；2.海口经济学院 建筑工程学院，海南 海口571127；3. 吉林建筑大学 土木工程学院，吉林 长春130118)

为研究秸秆草砖窗间墙的抗震性能，本研究对外涂水泥砂浆的水稻秸秆草砖窗间墙进行了拟静力试验，研究与分析了其在水平低周往复荷载作用下的受力性能、破坏模式、延性和耗能能力等，结果表明：外涂水泥砂浆草砖墙的滞回曲线饱满，能量耗散系数和等效粘滞阻尼系数较大，说明外涂水泥砂浆的秸秆草砖窗间墙具有较好的抗震性能；同时还发现草砖窗间墙具有较好的延性，其受破坏的过程缓慢，破坏前有明显的征兆，因而可采用偏小的计算安全系数或可靠度.

草砖； 窗间墙； 抗震性能； 拟静力试验

秸秆草砖作为一种新兴的绿色环保建筑材料，以其为材料砌筑的房屋在我国农村开始得到推广和兴建[1-5].草砖结构多应用于农村的低层建筑，考虑到要满足建筑通风、采光等方面的要求，一般纵墙门窗开洞率普遍较高，这严重削弱了结构纵向墙体的有效抗剪面积，导致窗间墙体成为结构抗震的薄弱环节.因此，有必要对草砖窗间墙的抗震性能进行研究，这对明确草砖结构受地震破坏机理和抗震设计具有重要意义.

草砖结构的研究在我国起步较晚，其研究成果主要集中于草砖的物理和力学性能研究[6-10]，有关草砖结构构件的研究成果很少.国外对草砖墙体的力学性能已有一定的研究成果[11-12]，认为抹灰可以提高草砖墙的承载力.Ash 和schheim[13]对外涂砂浆的足尺小麦秸秆草砖墙体进行了拟静力试验 ，结果草砖墙(房)没有倒塌，因此认为草砖墙(房)具有良好的抗震性能.

为研究秸秆草砖窗间墙的抗震性能，本文对外涂水泥砂浆的水稻秸秆草砖窗间墙进行了拟静力试验，研究了草砖窗间墙在水平低周往复荷载作用下的受力性能、破坏模式、延性和耗能能力等.研究结果可以为今后秸秆草砖窗间墙体的设计和施工提供依据.

1 试验概况

1.1试件设计以足尺窗间秸秆草砖墙体为研究对象，墙体的高度为1 500 mm，宽度为1 200 mm，厚度为420 mm.草砖墙由两种不同尺寸的水稻秸秆草砖交错布置砌筑，草砖的长×宽×高尺寸分别为800 mm×500 mm×380 mm(侧放)和500 mm×400 mm×380 mm(竖放).为了更好地固定和加载，在草砖墙的底部和顶部分别设置了钢筋混凝土基础梁和加载梁.草砖墙试件各部分的尺寸和构造如图1所示.

1.2试块制作秸秆草砖墙是由水稻秸秆草砖交错布置、钢丝网挂面和水泥砂浆抹面而成的，制作步骤如图2所示.先将经秸秆打包机压缩成型的水稻秸秆草砖交错砌筑到基础梁上，砌筑过程中为防止草砖墙平面向外倾倒，需在墙体平面外布置辅助支撑；待草砖墙砌筑完成后，再吊装加载梁到墙上，此时草砖墙有轻微压缩下沉；当草砖墙变形稳定后，在墙面布设直径为0.8 mm、网孔大小为10 mm×10 mm的钢丝网，内外钢丝网间用铁丝拉结，拉结间距为300～500 mm.草砖墙水泥砂浆抹面分2次进行，2次抹面厚度均为10 mm，并且两次抹面的时间间隔为5 h.

图1 试件尺寸及构造

1.3材性试验采用微机控制电液伺服万能试验机对长×宽×高均为500 mm×400 mm×380 mm的三块竖放秸秆草砖进行力学性能试验，得到草砖极限抗压强度的实测平均值为81 kN·m-2.

根据《建筑砂浆基本性能试验方法标准》JGJ/T70—2009(简称《标准》)对两组水泥砂浆标准试块进行立方体抗压强度试验，得到两组试块的立方体抗压强度的实测平均值分别为17.7 MPa和18.7 MPa.《标准》中指出以实测平均值的1.3倍作为砂浆试块立方体抗压强度的平均值，故水泥砂浆试块立方体的抗压强度平均值为23.6 Mpa.

1.4加载装置和加载方案试验加载装置如图3所示.基础梁通过地锚螺栓、锚梁和限位钢梁固定于试验台座.加载梁通过丝杆、端板与MTS液压伺服作动器(最大推力为649 kN,最大拉力为445 kN，量程为500 mm)相连，同时控制MTS液压伺服作动器的加载位置在加载梁侧面的中心位置.

图2 试验装置

试验前将准备好的配载砝码按一定次序放置到加载梁上，并确保试验过程中竖向荷载(以钢屋架-秸秆草砖墙结构形式的单层住宅为模型，计算得到窗间墙上部竖向荷载设计值为5.5 kN)不发生变化.水平荷载采用低周反复加载方案，加载方法为位移控制法，每级位移循环2次，级差为2 mm.为检验加载装置和测量仪器是否正常工作，正式加载前预加反复位移2次，预加水平荷载取预估开裂荷载的20%.加载到试件承载力下降至峰值水平荷载的75%以下时，试验停止.

1.5测试内容和测点布置试验的测试内容包括水平往复荷载和秸秆墙的水平位移，其中水平往复荷载由MTS液压伺服作动器端部的力传感器得到.草砖墙的水平位移通过位移计得到，位移计的测点布置如图4所示.加载梁侧面中心布置位移计W1；草砖墙侧面中心线位置布置位移计W2～W4；草砖墙正面中心位置布置位移计W5，测量加载过程中草砖平面向外位移.

2 试验过程

为便于描述试验现象，定义MTS液压伺服作动器推加载梁方向为正向，拉加载梁方向为负向.草砖墙受力全过程可以分为三个阶段：开裂阶段，裂缝发展阶段和破坏阶段.秸秆草砖窗间墙的最终破坏形态见图5所示.

图3 试验装置

图4 试验装置

图5 草砖墙破坏形态

在加载初期，草砖墙体没有明显的现象，草砖砌块、钢丝网和水泥砂浆协同工作.随着位移逐渐增大，草砖墙下端与基础梁的连接处发出劈裂声音，此时的位移是8 mm.当位移增加到16 mm时，草砖墙体正面左上端和底部以及背面与加载梁连接位置均出现45°方向斜裂缝；随着位移的增加，墙体正面左上端的斜裂缝逐渐发展，并伴有劈裂响声，同时在距离草砖墙底部约2/3高度处出现水平裂缝.当位移增加到25 mm时，草砖墙体正面左上端的斜裂缝向下迅速发展，并出现许多水平细小裂缝，墙体背面与加载梁连接位置有小块水泥砂浆脱落，同时伴有响声.当位移增加到42 mm时，墙体正面上部的斜裂缝与下部的水平裂缝贯通，墙体侧面与加载梁连接位置有水泥砂浆脱落.当位移增加到58 mm时，草砖墙体的裂缝基本不再变，加载梁和墙体有向上滑移的现象.

3 试验结果及分析

3.1滞回曲线秸秆草砖墙试件的顶点水平力F-位移Δ滞回曲线如图6所示，从图6中可以看出，草砖墙体滞回曲线基本呈现梭形，形状饱满，以原点对称.墙体未开裂前，加载曲线斜率变化小，但卸载后残余变形较大，此时墙体已经处于非弹性工作阶段，且正反向加卸载各一次所构成的滞回环较为明显.随着加载位移增大，草砖墙体开裂，加载曲线斜率开始逐渐减小，卸载后残余变形也逐渐增加；墙体表面斜裂缝迅速发展过程中，不同滞回环下的加载曲线较为重合，斜率变化较小，但卸载后残余变形仍有增加，较为明显，但增长速率变小；墙面斜裂缝与水平裂缝贯通后，加载曲线的斜率略有减小，极值点对应荷载的增长速率较小，卸载后残余变形基本开始保持不变.滞回曲线极值点荷载达峰值荷载后，试件的极值点开始缓慢下降.

图6 试件顶点水平力-位移滞回曲线

图7 试件顶点水平力-位移骨架曲线

3.2骨架曲线《建筑抗震试验方法规程》JGJ 101—96(简称《规程》)指出：取试件滞回曲线中各加载级第一循环的极值点所连成的包络线作为试件的骨架曲线.秸秆草砖墙试件的顶点水平力F-位移Δ骨架曲线如图7所示.

从图7中可以看出，草砖墙体骨架曲线呈倾斜的S形，没有屈服平台.为便于分析，取试件开裂位移对应点作为屈服点.按照该方法所确定的名义屈服荷载Py、名义屈服位移Δy、峰值荷载Pu、峰值荷载对应的位移Δu、极限荷载Pd、极限荷载对应的位移Δd如表1所示.

表1 屈服状态、极限状态和破坏状态对应的荷载和位移(三线粗细应不同)

3.3延性系数通常采用位移延性系数作为衡量试件延性的量化参数，其值为极限位移与屈服位移之比[14].根据表1中草砖墙的极限位移和屈服位移，计算得到正/反向加载时试件的位移延性系数分别为4.73、4.75.草砖墙试件的正/反向位移延性系数均大于3，具有良好的延性性能.

图8 试件割线刚度-位移曲线

3.4割线刚度《规程》指出以骨架曲线中各点的割线刚度表示试件的刚度，因此可以得到试件割线刚度随加载位移幅值变化的关系曲线，如图8所示.从图8中可以看出，草砖墙体未开裂前，割线刚度变化较小；草砖墙体开裂后，割线刚度逐渐减小，但其变化速率逐渐减慢；割线刚度退化持续、均匀，表明草砖墙体受力性能比较稳定.

3.5耗能能力基于试件荷载-位移滞回曲线，可以定量计算出试件的能量耗散系数E(《规程》中公式5.5.6)，进而得到等效粘滞阻尼系数ξeq=E/2π.草砖墙试件达到屈服、峰值和极限时的能量耗散系数和等效粘滞阻尼系数计算结果如表2所示.

表2 等效粘滞阻尼系数

从表2中可以看出，草砖墙体从出现裂缝到最终达到极限状态，能量耗散系数和等效粘滞阻尼系数逐渐降低，表明随着加载位移的增加，草砖墙体的耗能能力逐渐降低；出现裂缝到达到峰值状态，等效粘滞阻尼系数降低18.32%，峰值状态到极限状态，等效粘滞阻尼系数降低0.47%，表明随着加载位移的增加，草砖墙体的耗能能力变化速率逐渐降低.

4 结 论

(1)外涂水泥砂浆草砖墙的滞回曲线饱满，能量耗散系数和等效粘滞阻尼系数较大，表明外涂水泥砂浆的秸秆草砖窗间墙具有较好的抗震性能.

(2)外涂水泥砂浆的草砖窗间墙具有较好的延性，破坏过程缓慢，其受破坏前有明显的征兆，因而可采用偏小的计算安全系数或可靠度.

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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

国家自然科学基金(51368016)

孙园淞(1993-)，男，吉林白城人，海南大学土木建筑工程学院2014级硕士研究生.E-mail:250814967@qq.com

曹宝珠(1970-)，男，黑龙江林口县人，博士，教授.研究方向：钢结构与组合结构研究，E-mail:caobaozhu.e@163.com

1004-1729(2017)03-0290-05