全 文 ：30 Industrial Construction Vol. 44，No. 10，2014 工业建筑 2014 年第 44 卷第 10 期
玻璃纤维夹芯泡桐木复合材料墙板承载性能研究*
杨曙兰 刘伟庆 方 海 王 璐
(南京工业大学土木工程学院，南京 210009)
摘 要:以乙烯基树脂浸渍双轴向无碱玻璃纤维布而成的玻璃钢为面板，以泡桐木为芯材，通过真空导
入成型工艺将二者有机复合为一体，制备出具有高性价比的新型复合材料墙板，不仅成本低廉，而且具有轻
质、高强、节能、环保等诸多优点。通过试验测试总结了三种不同高厚比的足尺墙板在轴压状态下其破坏形
式为失稳破坏，随着复合材料墙板高厚比的减小，轴压荷载下试件的极限承载力变大。
关键词:新型墙体材料;夹层结构;真空导入;泡桐木;承载力
DOI:10. 13204 /j． gyjz201410007
EXPEＲIMENT STUDY OF COMPOSITE WALL BOAＲDS
WITH GFＲP FACE SHEETS AND A PAULOWNIA WOOD COＲE
Yang Shulan Liu Weiqing Fang Hai Wang Lu
(College of Civil Engineering，Nanjing University of Technology，Nanjing 210009，China)
Abstract:A simple and innovative composite panel with GFＲP face sheets and a paulownia wood core，manufactured
by vacuum assisted resin infusion process，was developed． These panels could be employed in the civil engineering
due to their advantages of low cost，high strength to weight ratios and convenient usage． An experimental study was
carried out to validate the effectiveness of this panel． Three full-scale specimens with different height / thickness ratio
were tested under in-plane axial compression loading． Experiments show that the ultimate loading capacity is
increased with the composite wall thickness ratio decreases and failure mode is instability failure．
Keywords:new wall board material;sandwich structure;vacuum infusion;paulownia wood;bearing capacity
* 国家自然科学基金重点项目(51238003) ;博士点基金博导类课题
(20103221110008)。
第一作者:杨曙兰，女，1989 年出生，博士研究生。
电子信箱:zhuxuan0826@ 126． com
收稿日期:2014 － 01 － 06
复合材料是指两种以上的异质、异形、异性的材
料，经过复合而形成的新材料，它除了保留原组分材
料的主要特点外，还能通过复合效应获得原有组分
材料所不具备的新的优异性能［1］。作为墙板的芯
材，泡桐木的顺纹抗压强度与混凝土接近，其在国内
分布广泛、性能优越、易于加工且价格低廉。中国林
业科学研究院对 40 种木材的研究［2］表明，泡桐木材
的导热系数最小，因此，它是理想的隔热、电绝缘材
料。由于干缩系数小，泡桐木不易挠曲开裂和变形。
另外，其燃点高达 425 ℃［3］，还具有耐腐蚀、耐酸
碱、耐磨损、隔潮性好等优点。以上特点决定了泡桐
木作为夹芯材料用于制备低成本轻质高强复合材料
夹层结构的可行性。作为面板的玻璃钢材料，它轻
质高强、耐腐蚀、电绝缘、可设计性好、工艺性优良。
另外，玻璃钢导热系数低，室温下为 1. 25 ～
1. 67 kJ /(m·h·K) ，只有金属的 1 /100 ～ 1 /1 000，是
优良的绝热材料［4］。采用树脂基纤维面板和泡沫
或轻木芯材的复合材料夹层结构可以达到理想的结
构性能(强度、刚度、疲劳和冲击韧性等) ，且具有轻
质、耐腐蚀、电磁屏蔽等特征，可替代钢结构面板制
造各种结构构件，从而大幅度提高军事设施、车辆、
舰船、建筑、桥梁等的结构性能和使用效果。本课题
以乙烯基树脂浸渍双轴向无碱玻璃纤维布而成的玻
璃钢为面板，以泡桐木为芯材，通过真空导入成型工
艺将二者有机复合为一体，制成轻质板材。在板材
的制备上，真空导入成型工艺方法灵活，能够一次成
型带有夹芯、加筋、预埋的大型结构件，且成型工艺
绿色环保，已成为复合材料领域的重要发展方向之
一［5］。本文对墙板的组分材料开展力学性能的试
验，在墙板宽度不变的情况下，测试总结三种不同高
厚比的足尺墙板在轴压状态下的极限承载力及其破
坏状态以及足尺墙板在常规竖向荷载与水平风荷载
共同作用下等效的偏压承载性能。
玻璃纤维夹芯泡桐木复合材料墙板承载性能研究———杨曙兰，等 31
1 制备工艺
1. 1 试验材料
选取泡桐木作为夹芯材料，应用点阵式界面增
强技术［6］和真空导入工艺制备轻质高强的夹层墙
板。另外，还选用了少量的聚氨酯泡沫作为夹芯材
料制备出夹层板，用于材性试验的对比研究。
乙烯基酯树脂:901 ～ 200 P，15 ℃时需要 1. 5%
固化剂，经测试，黏度为 400 MPa·s，胶化时间为
23 min /10 s，上纬(上海)精细化工有限公司;泡桐
木:源于江苏省徐州市，经过林场的初加工后，泡桐
木条厚度约为 5 cm，且无孔洞与结疤，密度为 250 ～
280 kg /m3;增强材料铺设:400 g /m2双轴向无碱玻
璃纤维布;白乳胶:木工专用。
1. 2 泡桐木加工
国内低成本大型复合材料结构件大多以泡沫或
Balsa轻木为芯材，但高性能泡沫芯材尚未能国产
化，Balsa 轻木仅生长于南美洲，资源有限，价格较
高。因此选用我国量大面广的轻质泡桐木为原料。
首先将木条放进烘箱干燥，干燥温度设定在
120 ℃左右，至木条含水率降到大约 10%时将其取
出。然后将烘干后的泡桐木条用木乳胶涂刷并拼接
成板，将拼接好后的板置于压力机上，使木条之间具
有一定的压力以便胶结牢固。大约 12 h 后，木胶自
然干燥，此时取出木板，将木板表面做刨光处理，使
木条拼缝处无凹凸不平的现象，同时将木板边缘切
割修边，每块板顺纹方向长 80 cm，垂直纹理方向长
90 cm。用开槽机和钻孔机分别对拼接的木板进行
双面开槽并钻孔，槽宽 2 mm，按 30 mm × 30 mm 间
距均匀布置，在纵横槽交叉处每隔 60 mm 钻孔，孔
径 3 mm。仔细清理芯材中的槽孔，以防止槽孔堵
塞，影响树脂流动。加工顺序如图 1 所示。
图 1 泡桐木芯材的加工
Fig． 1 Manufacture of paulownia wood core
1. 3 真空导入制备过程
泡桐木芯材经过上述加工后，便可在工作台上
进行下一步的制备工作。本试验涉及的复合材料墙
板的两面均铺设两层玻璃纤维布，取上述三块已经
过开槽钻孔处理的泡桐板，将板沿顺纹方向拼接，使
之成为 2. 4 m ×0. 9 m 的芯材板。对铺设好的玻纤
布依照芯材板尺寸进行裁剪，铺设及真空导入树脂
的做法如图 2 所示。
图 2 板材的铺设与制备
Fig． 2 Vacuum assisted resin infusion process of the panel
整个制备流程参照了前期研究的试验步
骤［6 － 7］，具体过程如下:洁模剂擦拭模具→均匀涂抹
脱模剂→铺放两层玻璃纤维布→铺放芯材→铺放两
层玻璃纤维布→铺放脱模布→铺放导流布→布置导
流管→铺放真空袋并用胶带密封→布置树脂管→安
装抽气管路→抽真空检验系统密闭性→调配树脂→
树脂导入→固化成型→脱模并切割修边。
复合材料墙板的组分材料主要包括:复合材料
夹层结构纤维面板面板和经加工后的泡桐木。面板
的受拉和受压性能由测试得，其弹性模量为
12 607. 9 MPa，拉伸强度为 347. 5 MPa，泊松比为
0. 17。可以看出，用此种玻璃纤维布作为增强材料
的面板具有较高的抗拉强度和弹性模量，用作夹层
墙板的面板时可以充分体现其轻质高强的优点。
2 力学性能试验
2. 1 组分材料物理力学性能测试
将制备好的聚氨酯泡沫夹芯板切割成三块相同
尺寸的试样，试样长 340 mm，宽 200 mm，泡沫芯材
厚 50 mm，试样两侧面板厚度与受拉试验面板的厚
度相同，同样采用电子万能试验机对试样进行动态
连续加载，加载参数同上，利用 DH3817N 动态信号
采集分析系统同步采集数据。试验表明，聚氨酯泡
沫芯材夹层结构轴向抗压强度仅为 0. 694 MPa。可
见，若为单独的面板，其承受面内压缩荷载的能力很
小。经加工后泡桐木由测试可得，顺纹抗压强度
30. 59 MPa，弹性模量为 3 952 MPa，泊松比为 0. 35。
由试验结果可以看出，泡桐木的顺纹抗压强度与
C30 混凝土的相当，由此可见，将其顺纹方向上优良
的力学性能应用于复合材料墙体材料中具有一定的
可行性。
32 工业建筑 2014 年第 44 卷第 10 期
2. 2 泡桐木芯材夹层结构试样的轴压试验
共制作了五块泡桐木夹层结构试样，其中有三
块试样其内部的芯材为整块连续的泡桐木板，另两
块试样内部的泡桐木芯材为沿顺纹方向通过木乳胶
拼接而成。试样的泡桐木夹芯厚 45 mm，宽度均为
200 mm，其中四块长 340 mm，一块长 640 mm。而
泡桐木芯材夹层结构试样的轴压试验结果参见表
1，在相同尺寸情况下，连续泡桐木芯材的试样其极
限抗压强度略高于拼接泡桐木芯材的试样，而在不
同尺寸情况下，短试样的极限抗压强度要高于长试
样。对于拼接泡桐木芯材的试样来说，在相同宽度
情况下，高厚比较小的试样中的泡桐木芯材承担的
荷载较大，泡桐木芯材的顺纹抗压能力被有效利用，
而较大高厚比的试样失稳现象明显。与聚氨酯泡沫
芯材夹层结构轴向抗压强度相比平均值提高了
3 912. 97%，与泡桐木顺纹抗压强度相比低了
8. 87%。由此可说明，泡桐木芯材夹层结构试样的
轴向抗压强度相比于聚氨酯泡沫芯材夹层结构试样
得到了明显的提高，但相比于泡桐木顺纹抗压强度
效果不明显。
表 1 泡桐木芯材夹层结构试样的轴压试验结果
Table 1 Tested meterial properties of paulownia wood specimens
编号
试件宽度 b /
mm
芯材厚度 d /
mm
无支承高度 H0 /
mm
总高度 H /
mm
试验值 /
MPa
平均值 /
MPa 变异系数
Pc － 1 200 45 300 340 28. 56 27. 85 2. 5
Pc － 2 200 45 300 340 27. 34 27. 85 2. 5
Pc － 3 200 45 300 340 27. 65 27. 85 2. 5
Pc － 4 200 45 300 340 25. 10
Pc － 5 200 45 600 640 18. 74
3 承载力性能研究
3. 1 试验设计
对复合材料墙板的足尺试件进行承载力试验研
究，足尺试验类型有轴压和偏压两种，通过真空导入
工艺制备，四块试件为轴压，一块试件为偏压。其
中，偏压试件的偏心距离为同时考虑偏压与受弯状
态后所定。制备的足尺试件具体尺寸如表 2 所示，
每块试件的两面均铺设两层 400 g /m2双轴向无碱
玻璃纤维布，经树脂浸渍固化后的面板厚度约为
0. 8 mm，泡桐木芯材顺纹方向平行于板的长方向和
玻璃纤维布的纵向纤维，通过真空导入含有固化剂
和促进剂的乙烯基树脂。试验使用的钢板夹具如图
3，夹具分为两个部分，一部分由带有螺栓孔的钢板
与不带螺栓孔的钢板焊接而成，另一部分为带有螺
栓孔的可拆卸钢板，两部分钢板的长度相同。试件
1 与试件 2 的加载装置相同，所用到的加载设备主
要有小型龙门加载架、液压千斤顶。首先将墙板两
端用夹具组装好，将其吊装至加载架下进行限位，装
置如图 4 所示。为了使加载过程更加安全，施加荷
载的两个液压千斤顶对称布置于板的底端，采用手
动控制，对墙板同步施加向上的轴压荷载。梁，以均
匀传递千斤顶传至上部墙板的荷载。试件 3 与试件
4 的高厚比相对于前两个试件较小，其承载力会有
所增加，试件 5 属于偏压试件，偏压加载时板中会有
较大的挠度。本次足尺试验在测试复合的挠度与面
板的应变做了相应的测试，其测点布置如图 5 所示，
装置一侧放置铁架，将铁架底部固定使之不会产生
晃动，分别在测点对应位置安置位移计。试验采用
分级加载制度［8］，通过控制施加荷载，对复合材料
墙板进行轴压和偏压试验。
表 2 足尺试件尺寸参数表
Table 2 The dimension of specimens
试验
类型
试件编号
试件宽度 b /
mm
面板厚度 f /
mm
芯材厚度 d /
mm
试件高度 H /
mm
偏心距 e /
mm
轴压 试件 1 900 0. 8 45 2 400 0
轴压 试件 2 900 0. 8 45 2 400 0
轴压 试件 3 900 0. 8 45 1 800 0
轴压 试件 4 900 0. 8 45 1 200 0
偏压 试件 5 900 0. 8 45 2 400 60
3. 2 试验过程
试件 1 和试件 2 的高度与实际墙板接近，采用
图 4 的加载装置进行试验，DH3818 数据采集系统。
由于试件两端与夹具连接并不紧密，整个装置也有
局部未接触牢靠，因此当千斤顶开始加载时，装置中
发出清脆的响声，继续加载后响声消失。随着荷
玻璃纤维夹芯泡桐木复合材料墙板承载性能研究———杨曙兰，等 33
1—焊接;2—可移动钢板;3—荷载;4—螺栓柠紧
图 3 钢板夹具示意
Fig． 3 The details of armor plate clamp
a—正面;b—侧面
1—钢卡固定;2—夹具;3—墙板试件;4—防护钢管;
5—加载小梁;6—限位钢管;7—限位垫块;8—千斤顶
图 4 加载装置示意
Fig． 4 The chart of loading device
a—板长 2. 4 m(轴压与偏压) ;b—板长 1. 8 m;c—板长 1. 2 m
1—水平位移量测点;2—板面应变量测点(双面布置) ;
3—竖向位移量测点
图 5 测点布置示意
Fig． 5 The sketch map of test point disposal
载的逐渐增加，试件中部的挠度逐渐显现并增大。
当荷载达到 150 kN后，板中开始间断地发出清脆的
响声，板中挠度明显，沿竖直方向发生明显的弯曲，
在受压一侧，面板发生褶皱现象，受拉一侧的面板局
部发生拉断破坏，两侧面板均在芯材拼接处发生最
终的破坏。试验中墙板的破坏模式如图 6a。
试件3的高厚比相对于试件1、试件2较小，采用
了加固后的试验装置进行加载。开始加载时，装置中
发出清脆的响声，在轴压荷载的作用下，装置中的各
部位接触牢靠，再继续加载时响声消失。当加载至
350 kN左右时，板开始发出清脆的响声，板中部的挠
度明显，受压一侧面板在芯材拼接处出现一道明显的
褶皱。当荷载达到 380 kN 时，板中沿芯材拼接处发
生严重弯曲变形，试件破坏，破坏形态如图 6b。
试件 4 的高厚比最小，当加载开始时，装置同样
发出了清脆的响声，之后很长一段时间内，在轴压荷
载作用下，板的变形并不明显，板中也无响声发出，
当荷载超过 500 kN 后，板中挠度略有显现，荷载达
到 570 kN时，板受压侧面板出现了明显的褶皱及局
部脱层现象，当荷载达到 575 kN 左右时，板中在芯
材拼接部位突然发生严重的弯曲变形，同时发出响
声，此时荷载已不能继续增加，试件破坏，破坏形态
如图 6c。
试件 5 为偏压试件，在完成对前几个轴压试件
的加载试验后，将两组夹具背面中部分别焊接两块
条形钢，尺寸为 300 mm ×30 mm ×15 mm，条形钢中
心偏离夹具组装后试件中心的距离为 60 mm，将夹
具与试件五组装好后吊装至加载装置中，由于有了
夹具中后焊接条形钢的存在，当千斤顶施加荷载时，
上部与底部的大梁首先与条形钢接触，并在此部位
形成偏于墙板轴心的偏心荷载，从而达到偏压的效
果，此时，板上下两端虽然不能水平移动，但却可以
围绕板面自由转动，因此两端可视为铰接。
仍采用 DH3818 静态数据采集系统来采集数
据，油压控制千斤顶加载，当底部大梁与板底部条形
a—试件 1;b—试件 2;c—试件 3;d—试件 4
图 6 试件的轴压破坏形态
Fig． 6 Failure mode of specimens under axial compression
34 工业建筑 2014 年第 44 卷第 10 期
钢接触后，将系统清零。开始加载时，板中不断发出
清脆的响声，板的弯曲很快显现出来，开始的弯曲变
形主要为弹性变形，当荷载继续增加，达到 50 kN左
右时，受压一侧面板在芯材拼接处出现局部褶皱现
象，随着荷载的加大，褶皱程度越来越严重，当荷载
达到 60 kN 左右时，受拉侧面板断裂，试件破坏，破
坏形态如图 6d。
复合材料墙板在轴压荷载下的最终破坏形式
为失稳破坏，当复合材料墙板失稳即将破坏时，受
压面板产生局部褶皱，部分试件的受拉侧面板被
拉断，芯材在拼接部位呈现拉剪裂纹;随着复合材
料墙板高厚比的减小，轴压荷载下试件的极限承
载力变大。高厚比大的试件变形破坏较为缓和，
显示出“延性”破坏的特征;而高厚比小的试件在
加载过程中变形较小，面板大多呈现受压状态，当
荷载接近极限承载力时破坏比较突然，显示出“脆
性”破坏的特征。
对边简支薄板的轴压失稳。将足尺试验中墙板
的边界条件看作是薄板的两对边简支且另外两对边
自由，当在两个简支边作用有均匀压力时，薄板的稳
定问题通常被看作是压杆稳定问题［9］。在墙板的
足尺试验中，墙板的高厚比很大，在轴压荷载作用下
的变形为失稳变形，因此可以近似用压杆稳定理论
对墙板进行分析。将墙板看作是沿竖直方向上的一
根杆件，于是，可以用欧拉公式［10］对板的极限承载
力进行计算。
Pcr =
π2EI
(μl)2
(1)
式中:μ为长度系数，与板端的约束条件有关，l为薄
板的长度;E 为材料的弹性模量;I 为板材横截面对
弯曲中性轴的惯性矩;EI为板材横截面的整体等效
抗弯刚度［6］。
式(1)为两对边在特定的约束条件下薄板的轴
压失稳临界荷载计算公式。板材横截面的整体等效
抗弯刚度可由式(2)表示:
EI = 2 (EI)f + (EI)0 + (EI)c =
E f
bt3f
6 + E f
btfd
2
2 + Ec
bt3c
12 (2)
式中:tf、tc分别为外覆玻璃钢、芯材的厚度，mm;E f、
Ec 分别为外覆玻璃钢、芯材的弹性模量。
本研究的墙板中，b = 900 mm，tf = 0. 8 mm，
d = 45. 8 mm，因 tf d，所以可以忽略上式中的第一
项，从而墙板的抗弯刚度可近似表示为:
EI = E f
btfd
2
2 + Ec
bt3c
12 (3)
从材性试验结果可知，E f = 1 2607. 9 MPa，Ec =
3 952 MPa，将两种材料弹性模量的数值连同墙板的
截面尺寸参数代入式(3) ，可得出复合材料墙板的
抗弯刚度 EI = 36 530. 31 × 106 MPa。
对于两对边简支、两对边自由的矩形板在简支
边受轴压的临界荷载问题，文献［11］通过将板的位
移与临界压力函数展开成幂级数形式进行了讨论分
析，并通过五种不同材料的临界压力进行对比，得出
只有当 b /a→∞时，式(1)的解才是较为准确的，因
此本文在使用式(1)中的欧拉公式时，需对其进行
折减，对照其研究分析结果并结合本文所研究复合
材料墙板的材料性质，本文取折减系数为 0. 98，因
此式(1)可变为:
Pcr = k
π2EI
(μl)2
(4)
式中:k为 0. 98，对于 2. 4 m长的试件 1 和试件 2，板
端边界条件可看为顶端刚性连接，底端半刚性连接，
因此，可取 μ = 0. 6，将各参数、系数代入式(4) ，得出
试件 1、试件 2 的轴压临界荷载 Pcr = 170. 2 kN。由
式(4)计算出来的轴压临界荷载值同试件 1 与试件
2 的实际受轴压极限承载力较为接近，表 3 列出了
从试件 1 到试件 4 的轴压荷载理论极限承载力与实
际极限承载力的数值对比。
表 3 轴压荷载下墙板极限承载力的理论值与试验值对比
Table 3 Comparison between theoretical and tested
results of ultimate bearing capacity of wallboard
under axis load
试件 理论值 /kN 试验值 /kN 误差率 /%
试件 1(μ = 0. 6) 170. 22 168 1. 3
试件 2(μ = 0. 6) 170. 22 169 0. 7
试件 3(μ = 0. 5) 444. 66 380 17. 0
试件 4(μ = 0. 5) 1 000. 48 575 74. 0
从表 3 中可以看出，试件 1 与试件 2 在轴压荷
载下的极限承载力理论值与试验值误差率小于
2%，而试件 3 的误差率达到 17%，试件 4 的则达到
74%，由此可见，随着墙板高厚比的减小，用欧拉公
式计算出来的轴压理论值越来越偏大于实际值。由
于欧拉公式只适用于长细比较大的构件，因此其使
用范围可以解释误差偏大的现象。对于墙板来说，
则是需要在较大高厚比的条件下使用式(4) ，才能
较为准确地计算出轴压临界荷载，本文所研究的墙
板中，试件 1 与试件 2 的尺寸与实际应用中的墙板
尺寸最为接近，由此看出，式(4)可较为准确地计算
出实际工程应用中复合材料墙板的轴压临界荷载。
竖向荷载时表现出了较好的弹性变形性能，如表 4
所示，通过数据采集，得出了各试件的极限承载力。
玻璃纤维夹芯泡桐木复合材料墙板承载性能研究———杨曙兰，等 35
表 4 试件极限承载力
Table 4 The ultimate load capacities of specimens
编号 试件 1 试件 2 试件 3 试件 4 试件 5
承载力 /kN 168 169 380 575 60
3. 3 试验结论
上述足尺试件的试验表明，复合材料墙板承受
竖向荷载作用下，墙板发生一定的挠曲变形，当墙板
在弹性变形范围内挠曲时，挠度太大将会影响其正
常使用，本文所研究复合材料墙板厚度小，高厚比
大，竖向受荷时能否有较为理想的形变，这是决定其
能否作为承重墙板使用的关键因素，因此，在进行足
尺受压试验的同时，对每块足尺试件发生最大挠度
的测点进行了测定，如图 7 所示。
a—试件 1;b—试件 2;c—试件 3;d—试件 4;e—试件 5
注:负值表示位移计端部伸长。
图 7 试件的荷载 －变形曲线
Fig． 7 The load-deflection curves of specimens
如图 7a 与图 7b 所示，当荷载达到 100 kN 时，
板中位移最大的测点处挠度约为 11 mm，小于墙板
高度的 1 /200［1］。当荷载最初增加时位移较大，之
后随着荷载的增加，位移的增量显著减小，板最终破
坏时，板底部的位移在 20 mm 以内。从图 7c 与图
7d的荷载 －变形曲线图可以看出，板中测点的挠度
在加载过程中和板破坏时仍然为最大，但数值明显
小于试件 1 和试件 2，其中，试件 4 各测点的挠度最
小。荷载 －位移曲线中，试件 3 与试件 4 板底部的
位移在加载过程中较为平均，曲线中段接近直线，试
件破坏时底部的位移小于 20 mm。从图 7e 的荷载
－挠度曲线可知，试件破坏时达到了 150 mm。板底
部的位移相比前几个试件较大，当荷载达到极限时，
板底部位移接近35 mm。
对比五个试件的荷载 －变形曲线图可知，对于
尺寸最接近实际工程应用的复合材料墙板试件来
说，其在偏压荷载下的极限承载力明显小于轴压荷
载下的极限承载力。当承受的轴压荷载达到100 kN
时，试件的最大挠度为 11 mm，小于试件高度的
1 /200，体现出良好的刚度;高厚比较小的试件在轴
压荷载下失稳破坏时的挠度较小，而在承受偏压荷
载时，墙板的形变较大。足尺试验的结果表明，复合
材料墙板具有较好的竖向承载能力与变形性能，可
在低层建筑之中作为承重墙板使用。
4 结 语
通过对足尺墙板在轴压状态下的极限承载力及
其破坏状态、在常规竖向荷载与水平风荷载共同作
用下等效的偏压承载性能进行试验，可以得到以下
结论:
1)真空导入成型工艺对墙板为一次成型，成型
速度快，制备出的墙板内部缺陷少，机械性能高。
2)复合材料夹层结构墙板在芯材拼接铺设时，
将泡桐木的顺纹方向与墙板承载力方向平行，有利
于提高其的抗压性能。
3)夹层结构的轴压和抗剪性能与芯材连接方
式有关，与芯材连续相比，芯材拼接情况下夹层结构
的轴压和抗剪性能略有下降。
4)复合材料墙板在轴压荷载下的最终破坏形
式为失稳破坏，随着复合材料墙板高厚比的减小，轴
压荷载下试件的极限承载力变大;复合材料墙板具
有较好的竖向承载能力与变形性能，可在低层建筑
之中作为承重墙板使用。
(下转第 102 页)
102 工业建筑 2014 年第 44 卷第 10 期
3 结 语
在考虑土体切向振动对横向振动影响的基础上
建立土体振动模型，然后系统地分析了影响因素和
所对应的变化规律，在与经典模型比较的基础上可
以得出以下结论:
1)大直径桩的尺寸效应以及桩土相对刚度对
于基础的水平和摇摆动力特性均有着显著的影响。
2)土体的滞回阻尼比对大直径端承桩的水平
和摇摆振动幅值有显著影响。
3)在同条件下大直径端承桩的摇摆阻抗远远
大于其水平阻抗，土体简化模型虽然能够在高频时
反映大直径端承桩的水平和摇摆振动特性，但是不
能准确给出大直径端承桩的水平和摇摆的振动幅
值，为工程设计埋下安全隐患。
本文模型在经典模型的基础上做了一定改进，
但研究中为了简化计算，忽略了桩顶基础质量，在以
后的研究中仍需进一步的完善。
参考文献
［1］ Novak M． Piles Under Dynamic Loads［C］/ /State of the Art，2nd
International Conference on Ｒecent Advances in Geotechnical
Earthquake Engineering and Soil Dynamics． 1991:2433 － 2456．
［2］ Pender M． Aseismic Pile Foundation Design Analysis ［J］．
Bulletin of the New Zealand National Society for Earthquake
Engineering，1993，26(1) :149 － 160．
［3］ Mylonakis G ，Gazetas G． Lateral Vibration and Internal Forces of
Grouped Piles in Layered Soil［J］． Journal of Geotechnical and
Geoenvironmental Engineering，1999，125(1) :16 － 25．
［4］ Gerolymos N ，Gazetas G． Phenomenological Model Applied to
Inelastic Ｒesponse of Soil-Pile Interaction Systems［J］． Soils and
Foundations，2005，45(4) :119 － 132．
［5］ Gerolymos N ，Gazetas G． Constitutive Model for 1-D Cyclic Soil
Behaviour Applied to Seismic Analysis of Layered Deposits［J］．
Soils and Foundations，2005，45(3) :147 － 159．
［6］ Novak M，Toyoaki N ，Fakhry A E． Dynamic Soil Ｒeactions for
Plane Strain Case ［J］． Journal of the Engineering Mechanics
Division，1978，104(4) :953 － 959．
［7］ Novak M ，John F H． Dynamic Ｒesponse of Pile Foundations in
Torsion［J］． Journal of the Geotechnical Engineering Division，
1978，104(5) :535 － 552．
［8］ Novak M，Toyoaki N，Fakhry A E． Impedance Functions of Piles
in Layered Media ［J］． Journal of the Engineering Mechanics
Division，1978，104(3) :643 － 661．
［9］ Gazetas G ，Dobry Ｒ． Horizontal Ｒesponse of Piles in Layered Soil
［J］． Journal of Geotechnical Engineering，1984，110(1) :20 －
40．
［10］ Makris N ，Gazetas G． Dynamic Pile-Soil-Pile Interaction． Part
II:Lateral and Seismic Ｒesponse［J］． Earthquake Engineering
and Structural Dynamics，1992，21(2) :145 － 162．
［11］ Mylonakis G． Elastodynamic Model for Large-Diameter End
Bearing Shafts［J］． Soils and Foundations，2001，41(3) :31 －
44．
［12］ 蒯行成，沈蒲生． 层状介质中群桩水平动力阻抗的简化计算
方法［J］． 振动工程学报，1998，11(3) :258 － 264．
［13］ 黄茂松，吴志明，任青． 层状地基中群桩水平振动特性［J］．
岩土工程学报，2007，29(1) :32 － 38．
［14］ 高广运，赵元一，高萌，等． 分层土中群桩水平动力阻抗的改
进计算［J］． 岩土力学，2010，31(2) :509 － 515．
［15］ Wu G ，Finn W D L． Dynamic Elastic Analysis of Pile Foundations
Using Finite Element Method in the Frequency Domain ［J］．
Canadian Geotechnical Journal，1996，34(1) :34 －43．
［16］ Nogami T ，Novak M． Ｒesistance of Soil to a Horizontally
Vibrating Pile ［J］． Earthquake Engineering and Structural
Dynamics，1977，5(3) :249 － 261．
［17］ Nielsen M T． Ｒesistance of a Soil Layer to Horizontal Vibration of
a Pile ［J］． Earthquake Engineering and Structural Dynamics，
1982，10(3) :497 － 510．
［18］ NＲCC 47666． Canadian Commission on Building and Fire Codes
［S］． Otlawa National Ｒesearch Council of Canada，2005．
［19］ Gazetas G ，Dobry Ｒ． Simple Ｒadiation Damping Model for Piles
and Footings［J］． Journal of Engineering Mechanics，1984，110
(6) :937 － 956．
［20］ Mylonakis G． Contributions to Static and Seismic Analysis of Piles
and Pile-Supported Bridge Piers［D］． Buffalo:State University of
New York，1995．
(上接第 35 页)
参考文献
［1］ Jones Ｒ M． Mechanics of Composite Materials［M］． London:
Taylor ＆ Francis，Inc，1999.
［2］ 泡桐属植物种类分布及综合特性研究［EB /OL］． http:/ /www．
forestry． ac． cn /newcaf /cgk /cgk． cfm?x = 252，1990.
［3］ 东明三信木业有限公司［EB /OL］． http:/ /www． wood21. cn /
chinese /app． asp，2007.
［4］ 王禹阶，崔鹏． 玻璃钢与复合材料的生产及应用［M］． 合肥:
合肥工业大学出版社，2005.
［5］ 李新华，祝颖丹，王继辉，等． 沟槽型真空注射成型工艺的研究
［J］．复合材料学报，2003，20(4) :111 － 116．
［6］ 方海． 新型复合材料夹层结构受力性能及其道面垫板应用研
究［D］． 南京:南京工业大学，2008.
［7］ 万里． 新型聚氨酯泡沫夹芯玻璃纤维复合材料模板研究［D］．
南京:南京工业大学，2008.
［8］ 王天稳． 土木工程结构试验［M］． 武汉:武汉理工大学出版
社，2003.
［9］ 徐芝纶． 弹性力学(下册) ［M］． 北京:人民教育出版社，1979.
［10］ 蒋桐，郭光林． 工程力学(下册) ［M］． 北京:知识产权出版社，
2004.
［11］ 陈建康，刘成云，杨鼎久． 两对边简支两对边自由矩形板的临
界荷载［J］． 江苏农学院学报，1997，18(2) :74 － 76.