黃正均，張 棟，吳冠德，李青翔，劉 鈺，陳倩男

(1.北京科技大學土木與資源工程學院，北京 100083; 2.北京科技大學 城市地下空間工程北京市重點實驗室，北京 100083;3.清華大學建筑設計研究院有限公司，北京 100084)

0 引 言

近年來，隨著社會經(jīng)濟和工程建設的快速發(fā)展，保障工程建設和應急救災等工作順利開展所必需的臨時建筑的使用需求和功能要求愈顯突出。臨時建筑主要以各種活動板房和帳篷為主[1]，多以中小型建筑為主，往往對生態(tài)環(huán)保、低成本、拆裝便捷、防水防火等要求較高，但同時也不可忽視其結構安全性和可靠性。

目前，臨時建筑中對竹木、纖維、紙材等新型環(huán)保材料的使用越來越多。傳統(tǒng)材料和環(huán)保材料的性能對比如表1所示[2-3]。其中，紙質材料的優(yōu)點較為明顯，如具有無污染、低成本、可循環(huán)利用、保溫隔熱性好等，部分學者及建筑師也對此較為關注。如日本建筑大師坂茂自20世紀80年代進行紙質建筑設計，取得了很多成功案例，并在2008年汶川地震后赴中國為西南交通大學和華林小學建立了過渡安置房和臨時校舍，是紙筒建筑在國內成功應用的典范[4-7]。Steven等[8]利用回收紙管設計在大型臨時戶外雕塑建造中。解本豪[2]用紙質材料進行了臨時建筑方案設計和相應的結構分析。

表1 傳統(tǒng)材料與新型環(huán)保材料對比[2-3]

但是，作為臨建結構基礎材料的紙管、紙板等性能研究方面，相關研究卻較少見，僅有少數(shù)學者對紙材的基礎性能或組合結構的性能有見介紹。如Kawasaki等[9]采用三點彎曲法測得其彈性模量為2.0 GPa或更大。Suda等[10]研究指出紙管有明顯的各向異性，會產生層間斷裂，研究了其拉伸壓縮和剝離等力學性能，分析了橫向壓縮后的斷裂性能，發(fā)現(xiàn)紙管的初始斷裂在紙管內部而非分層之間，且剝離性能對橫向壓縮有顯著影響。采用萬能試驗機進行不同種類紙板和層數(shù)紙管的橫向壓縮性能測試，分析紙管壓縮過程的斷裂機理，并用Is-dyna軟件模擬分析橫向壓縮過程中紙管的應力分布。此外，還對浸漬在熱固性樹脂中的紙管和混合紙管進行測試分析，研究其在橫向壓縮載荷下紙管和層壓紙與聚合物復合的變形和斷裂行為。Yang等[11]將V形缺口梁測試方法應用于紙蜂窩層壓板，獲得了紙蜂窩在剪切和壓縮載荷作用下的破壞模式和剪切特性。王志剛等[12]對紙帶、紙桿進行了單向拉伸破壞實驗，分析了紙桿的拉伸力學特性。陳昱[13]針對瓦楞紙箱進行了壓縮性能測試。Mamush等[14]研究了紙管RC空心板的強度、開裂載荷、剛度和延展性等結構性能。

以上研究主要在紙材應用和結構設計及紙管拉伸性能方面，對于紙筒（紙管）的軸向壓縮性能和變形特征方面未見涉及。本文以薄壁紙筒為研究對象，對其單軸壓縮和變形特性進行了詳細的試驗分析，以便為紙筒材料在臨建結構設計應用時提供準確、合理的基礎性能參數(shù)，保障紙筒結構的功能使用和結構安全。

1 實驗設計

1.1 實驗樣品及設備

本文結合某實際臨建工程需求，選用符合標準（BB/T 0032—2006《包裝行業(yè)標準——紙管》）生產的A類紙筒進行試驗。紙筒尺寸：內徑152 mm，外徑182 mm，壁厚15 mm，高度300 mm。其中，外內徑比為1.197≤1.2，故其結構形式為薄壁圓筒，樣品截面示意及照片見圖1。

圖1 試驗用紙筒截面尺寸及實物照片

試驗采用WAW-300型電子伺服萬能試驗機（最大負荷300 kN）和uT7110Y靜態(tài)應變儀分別進行試驗加載和應變采集，如圖2所示。

圖2 實驗用儀器設備

1.2 實驗方法及加載方案

目前，針對紙筒材料還沒有專門的試驗方法標準，文獻中僅有Suda等[11-13]提到采用萬能試驗機測試紙管的橫向壓縮性能。本文考慮紙筒材料特性，采用參考巖石、混凝土等試驗方法標準進行試驗設計[15-16]。采用應變片和加載位移兩種方式進行彈性模量測試。

單軸壓縮試驗時，在紙筒試樣兩側1/4、1/2、3/4高度處分別粘貼應變片，以測量壓縮過程中的縱橫向應變[17-18]。加載時采用載荷控制的方式進行，速率0.5 kN/s，至最大載荷后保持位移s、速率恒定，直至位移量達20 mm左右停止，測量方案如圖3所示，加載過程設計如圖4所示。

圖3 單軸壓縮及彈性模量測試方案

圖4 加載過程及控制方式

2 試驗結果

2.1 實驗數(shù)據(jù)及計算

試驗共完成18件紙筒試樣，分為A、B兩組，其中A組為原狀結構，B組為浸泡過防水涂料后的試樣，目的是為了驗證選用的防水涂料是否會影響其強度等力學性能。紙筒的物理參數(shù)見表2。

表2 試驗用試樣的基本物理參數(shù)

參照巖石壓縮試驗計算方法，分別采用應變片所測應變和壓縮位移計算彈性模量，包括切線模量和割線模量，計算公式如下：

式中：σc——紙筒單軸抗壓強度，MPa；

Pmax——紙筒最大破壞載荷，N；

E、E′——割線彈性模量和切線彈性模量，GPa；

σc(50)——單軸抗壓強度的50%，MPa；

σ1、σ2——彈性段不同時刻的軸向壓應力，MPa；

εh(50)、εd(50)——σc(50)處對應的軸向和橫向應變；

εh1、εh2——彈性段σ1、σ2處對應的軸向壓縮應變；

A——試件受壓面積，mm2。

部分試驗過程照片見圖5所示。

圖5 單軸壓縮及變形試驗過程照片

2.2 實驗結果及分析

根據(jù)式（1）～（4）的計算結果，兩組紙筒試樣的單軸抗壓強度結果見表3，彈性模量結果見表4。

表3 單軸抗壓強度計算結果

不同試樣的單軸抗壓強度分布如圖6。從表3、表4和圖6可以看出，同為A組原狀紙筒，但不同批次強度差異明顯，第一批次平均強度為9.38 MPa，第二批次平均為7.16 MPa，兩批次強度相差約30%，與生產工藝、生產用原紙材料等有很大關系。同批次之間強度差異也明顯不同，統(tǒng)計分析可得：第一批A組不同樣間標準差SD值為1.20 MPa，離散系數(shù)C.V值為0.128；B組單軸強度SD值為0.78 MPa，C.V值為0.085。第二批A組不同樣間SD值為1.28 MPa，C.V值為0.178。表明第二批生產的紙筒材料質量明顯不如第一批（如圖6(a)），但從紙筒外觀尺寸、結構上無明顯區(qū)別，可能為紙材本身或生產工藝的影響。

圖6 紙筒單軸抗壓強度分布圖

表4 彈性模量計算結果（應變2：中間位置）1）

此外，B組（浸泡過防水涂料后的紙筒）單軸抗壓強度平均為9.22 MPa，與同批次A組（未浸泡）9.38 MPa相比，強度僅降低1.70%，表明該涂料的浸泡對紙筒強度基本沒有明顯影響。

圖7～圖8為部分典型試樣單軸壓縮過程中的應力-應變和應力-位移曲線（應變2），圖9～圖10分別為A、B兩組（原狀和浸泡過防水涂料）全部試樣的應力-應變及應力-位移曲線，各組試樣的彈性模量分布如圖11所示。

圖7 AT-1應力-位移以及應力-應變曲線

圖8 BT-1應力-位移及應力-應變曲線

圖9 A組試樣應力-位移及應力-應變曲線

圖11 紙筒試樣彈性模量取值分布

從表4和圖7～圖10可以看出，由中間位置應變（應變2）計算所得的割線模量略大于切線模量，整體位移計算的割線模量略小于切線模量，且位移遠大于應變結果（3～5倍）。紙筒中部最大應力時的縱向應變基本約5 000～6 000個微應變( 0.5%～0.6%)。這是由于測量位移為試驗機自身所帶傳感器測量結果，包含試驗機系統(tǒng)誤差（設備間隙、傳感器誤差等），故切線模量大于割線模量（割線模量計算所取位移包含更多的系統(tǒng)誤差）。同時，應變片測量實際僅為中部50 mm長度表層區(qū)域的應變，且紙筒本身會發(fā)生分層破壞，其應力-應變呈典型的非線彈性變化特征。隨著應力增加，塑性表現(xiàn)越為明顯，而割線模量為50%強度處的應力/應變比值，切線模量取值為20%～70%之間的應力差/應變差，故割線模量大于切線模量。因此，考慮以中部位置的應變測量進行彈性模量計算取值。

因此，第一批試樣去掉偏高較多的AT-2后平均值為2.11 GPa，其標準差SD值為0.59 GPa，離散系數(shù) C.V值為 0.281，不去掉 AT-2的平均值為2.40 GPa，SD值為 0.84 GPa，C.V值為 0.350。綜合分析后本次紙筒A組彈性模量取為2.11 GPa，即中部應變片測量結果切線模量平均值（不含AT-2，見圖11(a)）。同理，B組彈性模量可取為1.90 GPa，即中部應變片測量結果切線模量平均值（見圖11(b)）。此外，對比圖11(a)、(b)可見，A、B組紙筒的彈性模量誤差分布明顯不同，表明經(jīng)浸泡防水涂料后可明顯改善紙筒試樣的變形特征。

圖12為同一個紙筒試樣在壓縮過程中不同部位的應力-應變曲線。從中可知，薄壁圓筒結構同樣會受壓縮過程中端部效應的影響，導致上下兩端的軸向應變小于中部，且上部小于下部，其徑向應變上部最小進一步說明了該現(xiàn)象；上部和下部破壞時的軸向應變又重新一致。徑向應變上部最小，下部應變與中間規(guī)律一致，數(shù)值略小一點。根據(jù)中間應變計算其泊松比約0.245，上部應變計算為0.132，下部應變計算為0.272。

圖12 單軸壓縮不同部位的應力-應變曲線

2.3 紙筒試樣破壞形態(tài)分析

圖13為單軸壓縮試驗破壞后的紙筒試樣照片。由圖可知，紙筒在單軸壓縮過程中，由于受端部效應和試驗機結構及工作原理（上端固定，下端上升式作動加載）的影響，試樣上、下端呈現(xiàn)不同的變形破壞形態(tài)。上部固定端側變形明顯大于下部移動端側，且A組（原狀）大于B組（浸泡過防水涂料）。紙筒在壓縮過程中整體呈斜向條帶狀破壞，且沿筒壁結構順時針分別向下朝內、外側旋轉鼓出，表明薄壁紙筒在單軸壓縮荷載作用下，其破壞主要呈分層鼓出破壞模式，右側試樣照片可見明顯的分層剝離現(xiàn)象，與Suda等提出的紙筒具有明顯的層壓結構，且在橫向壓縮荷載下呈現(xiàn)明顯的各向異性特征完全吻合，說明紙筒不僅在橫向壓縮，在軸向壓縮下也具有明顯的各向異性和層壓結構破壞特征。

圖13 單軸壓縮試樣破壞后照片

3 結束語

3.1 結論

通過本次試驗分析，可得出如下結論：

1）本次試驗用薄壁紙筒的單軸抗壓強度第一批原狀樣品平均為9.38 MPa，浸泡防水涂料后為9.22 MPa，基本不受防水涂料浸泡影響；第二批所送紙筒平均強度約為7.16 MPa，明顯低于第一批，說明不同批次、不同工藝、不同原料的紙筒強度差異較為明顯。

2）圓筒試樣同樣會受端部效應影響，不同位置的軸向應變有明顯差異，建議以中間位置應變計算模量和泊松比，即彈模約2.11 GPa，泊松比約為0.25。

3）紙筒材料在橫向和軸向壓縮下均具有明顯的各向異性力學行為和層壓結構破壞特征。

4）薄壁紙筒具有較好的抗壓性能，其單軸抗壓強度與普通砂漿、砌塊磚強度相當，且具有零污染、低成本、輕質、可變空間等優(yōu)勢，在作為臨建結構的重要材料方面具有良好的應用前景。

3.2 討論

1）薄壁紙筒與巖石、混凝土材料等類似，其強度與試樣尺寸，尤其是高徑比密切相關。一般情況下，高徑比越大，所測強度應越小，由于篇幅和時間有限，本次試驗未開展不同高度（高徑比）下的對比分析，而直接借鑒巖石、混凝土試驗標準，選用高徑比2∶1的圓筒試樣進行試驗研究，后續(xù)將考慮就高徑比、壁厚、直徑等不同因素對紙筒壓縮強度的影響開展進一步的試驗研究。

2）文中圖7～圖10所示兩組紙筒的應力-應曲線，峰值強度后期（峰后階段）均有來回抖動現(xiàn)象，分析認為主要是由于紙筒的分層結構特征導致壓縮過程中出現(xiàn)分層破壞，故峰值強度后貼有應變片的外層結構出現(xiàn)局部剝離，在持續(xù)荷載作用下會反復出現(xiàn)松弛、變形，導致出現(xiàn)明顯抖動。