冷彎薄壁型鋼-石膏板組合墻體抗側(cè)性能研究

馬全濤，涂濤，姚欣梅，鄒昱瑄

(山海大象集團(tuán)，山東 日照 276599)(林同棪(重慶)國際工程技術(shù)有限公司，重慶 401121)(長安大學(xué)建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710061)

冷彎薄壁型鋼組合墻體作為冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)體系的主要抗側(cè)力及承重構(gòu)件，由自攻自鉆螺釘連接墻面板與冷彎薄壁型鋼骨架，面板的蒙皮效應(yīng)使組合墻體具有較高的抗側(cè)性能。目前國內(nèi)外學(xué)者已對(duì)傳統(tǒng)組合墻體的抗側(cè)性能進(jìn)行了深入研究，發(fā)現(xiàn)其抗側(cè)性能的影響因素眾多，主要包括面板類型(紙面石膏板、定向刨花板、鋼板等)、加載方式(單調(diào)加載、低周反復(fù)加載、豎向荷載)、墻體高寬比及螺釘間距等。隨著人們對(duì)冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)抗震性能要求的提高，新型冷彎薄壁型鋼組合墻體及其受力性能也得到廣泛關(guān)注。Yu C等[1～3]對(duì)采用薄鋼板作為墻面板的冷彎型鋼組合墻體抗側(cè)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，試件主要發(fā)生螺釘連接失效及薄鋼板屈曲破壞，應(yīng)對(duì)端柱底部進(jìn)行局部加強(qiáng)防止其因受力較大而發(fā)生屈曲，并提出墻體抗剪承載力修正系數(shù)以考慮高寬比的影響。高宛成[4]研究了單調(diào)及低周反復(fù)荷載作用下覆竹膠合板及不覆板的冷彎薄壁型鋼組合墻體的受力特性，發(fā)現(xiàn)以竹膠合板作為墻面板可顯著增強(qiáng)組合墻體的抗側(cè)性能，實(shí)用性較強(qiáng)。葉繼紅等[5]對(duì)不同構(gòu)造形式的雙層雙側(cè)覆墻面板的冷彎薄壁型鋼組合墻體進(jìn)行抗剪性能試驗(yàn)研究，以玻鎂板為面層的墻體峰值荷載高于現(xiàn)行規(guī)范極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值，以硅酸鈣板為面層的墻體發(fā)生脆性破壞，延性較差。劉斌等[6]采用低周反復(fù)加載試驗(yàn)對(duì)噴涂式輕質(zhì)砂漿-冷彎薄壁型鋼組合墻體的抗剪性能進(jìn)行研究，試件破壞模式為端墻架柱下部局部壓屈及冷彎薄壁型鋼框架與輕質(zhì)砂漿之間發(fā)生粘結(jié)滑移；墻體抗側(cè)剛度受斜撐的影響較小，但隨立柱軸壓比增大墻體抗側(cè)剛度提高；提高斜撐節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度及減小立柱軸壓比均可提高墻體的抗剪承載力。田惠文等[7]對(duì)冷彎薄壁型鋼桁架剪力墻進(jìn)行試驗(yàn)研究，桁架剪力墻的極限承載力較傳統(tǒng)冷彎薄壁型鋼墻體有明顯提高，并進(jìn)一步對(duì)此桁架剪力墻的不同參數(shù)進(jìn)行分析。Zhang W等[8]對(duì)以壓型鋼板作為面板的冷彎薄壁型鋼墻體抗側(cè)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，施加豎向荷載對(duì)墻體的抗剪承載力及初始剛度有提高作用，并建議將7%作為該類組合墻體的水平位移限值。Mohebbi S等[9]研究了覆石膏板及水泥纖維板冷彎薄壁型鋼組合墻體的抗剪性能，覆墻面板使組合墻體的抗側(cè)剛度、受剪承載力及耗能能力分別提高67%、80%及76%。徐敬文[10]通過研究薄鋼板作為墻面板的冷彎薄壁型鋼墻體的抗剪性能，表明加密螺釘間距、減小立柱間距、提高龍骨厚度或強(qiáng)度均可明顯提高墻體抗剪承載力，而薄鋼板強(qiáng)度對(duì)墻體抗剪承載力影響較小。李元齊等[11]通過將冷彎型鋼龍骨與墻面板螺釘連接的恢復(fù)力模型引入基于自攻自鉆螺釘連接性能的冷彎型鋼龍骨式剪力墻有限元模型中，可準(zhǔn)確體現(xiàn)墻體滯回性能，并提出龍骨式剪力墻數(shù)值模擬簡化方法。王星星[12]采用試驗(yàn)方法研究了強(qiáng)邊柱冷彎薄壁型鋼組合墻體的抗剪性能，方鋼管混凝土邊柱可有效抑制螺釘傾斜；與傳統(tǒng)雙肢拼合C形邊柱相比，強(qiáng)邊柱冷彎薄壁型鋼墻體的抗剪強(qiáng)度及剛度均明顯提高。

冷彎薄壁型鋼組合墻體的抗側(cè)性能影響因素較多，仍需深入研究。因此，筆者采用單調(diào)及低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究5個(gè)12mm石膏板冷彎薄壁型鋼組合墻體試件的抗側(cè)性能，并分析加載方式、高寬比等因素對(duì)試件抗剪承載力等抗側(cè)指標(biāo)的影響，以期為冷彎薄壁型鋼組合墻體的設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)介紹

1.1 試件設(shè)計(jì)

按照1∶1比例設(shè)計(jì)2組共5個(gè)單面覆12mm石膏板的冷彎薄壁型鋼組合墻體試件，試驗(yàn)主要參數(shù)見表1。W-A墻體試件包括冷彎薄壁型鋼立柱 (規(guī)格為C89×44mm×12mm×1mm)、上下U形導(dǎo)軌(規(guī)格為U89×44mm×1mm)、扁鋼帶(規(guī)格為50mm×1mm(寬×厚))及12mm厚石膏板組成，其中W-A1、W-A2的尺寸為3m×2.4m(見圖1(a))，W-A3的尺寸為3.3m×2.4m(見圖1(b))。墻體端柱采用雙肢C形立柱背靠背拼合而成，立柱間距為600mm。試件中C形立柱與U形導(dǎo)軌的連接及石膏板與冷彎薄壁型鋼龍骨的連接均采用ST4.8自攻螺釘，連接間距為150/300mm(面板四周/內(nèi)部)，在墻面板接縫處布置水平扁鋼帶。

表1 試件編號(hào)及參數(shù)

試件W-B的構(gòu)造如圖1(c)所示，墻體尺寸為3.3m×2.4m，在墻體中間高度位置設(shè)置規(guī)格為U89×44×1.0mm的水平橫撐，墻體所有螺釘間距為150mm，其他構(gòu)造與W-A相同。

圖1 試件構(gòu)造尺寸詳圖(單位：mm)

1.2 材料材性

試驗(yàn)選用1.0mm厚Q345B級(jí)鍍鋁鋅鋼板，鋼材材性根據(jù)《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第一部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)[13]進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)得，鋼材屈服強(qiáng)度fy=320MPa，抗拉強(qiáng)度fu=379 MPa，彈性模量E=2.23×105MPa，伸長率為34%，試驗(yàn)選用12mm厚石膏板，其材性參考文獻(xiàn)[14]。

1.3 試驗(yàn)裝置及位移計(jì)布置

在試件頂部通過分配梁中點(diǎn)與豎向千斤頂連接，可對(duì)試件施加豎向荷載。水平荷載采用拉、壓千斤頂作用在墻頂部的加載頂梁上。為防止組合墻體發(fā)生平面外傾斜，在加載頂梁兩側(cè)布置側(cè)向滾動(dòng)支撐。試驗(yàn)裝置和試件的位移計(jì)D1～D9布置如圖2和圖3所示，具體量測(cè)內(nèi)容參考文獻(xiàn)[15]。

圖2 試驗(yàn)裝置 圖3 位移計(jì)布置圖

1.4 加載制度

若試件需要施加豎向荷載，則首先通過豎向千斤頂對(duì)墻體施加35kN豎向力并保持恒定不變。對(duì)于水平單調(diào)加載試件，以0.02mm/s的速率及位移控制加載，當(dāng)荷載降至峰值荷載85%時(shí)表明試件破壞，停止加載。對(duì)于低周反復(fù)加載試件，根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[16]，在試件屈服前按4級(jí)單循環(huán)加載至屈服荷載Py，Py依據(jù)單調(diào)加載試驗(yàn)確定。在試件屈服后，位移極差為0.5Δy，Δy為屈服位移，每級(jí)循環(huán)3次，當(dāng)荷載降至峰值荷載85%時(shí)表明試件破壞，停止加載。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖4 組合墻體破壞特征

以W-A1試驗(yàn)現(xiàn)象為例，試件破壞特征如圖4所示。當(dāng)荷載為3kN時(shí)，2塊石膏板中間接縫上下錯(cuò)位約3mm；隨荷逐漸增大，石膏板之間的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)加大；當(dāng)荷載達(dá)到峰值荷載Pmax=9.12kN時(shí)石膏板與自攻螺釘之間的剪切擠壓破壞嚴(yán)重，釘頭嵌入石膏板內(nèi)；隨墻體水平位移增大，石膏板周邊的自攻螺釘逐漸傾斜失效，直到徹底破壞，但試驗(yàn)過程中石膏板中部的螺釘連接并未破壞。低周反復(fù)加載的試件，由于石膏板屬于脆性材料，在水平荷載反復(fù)作用下，螺釘孔壁受損嚴(yán)重，釘孔不斷擴(kuò)大，導(dǎo)致螺釘與面板之間的連接松動(dòng)，型鋼龍骨不能與面板同時(shí)受力，表現(xiàn)為空載滑移現(xiàn)象。此外，由于端柱受力較大，在無面板一側(cè)的下導(dǎo)軌端部翼緣處發(fā)生屈曲。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

墻體實(shí)際剪切變形依據(jù)《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[17]B.0.6計(jì)算得到， W-A、W-B系列試件的P-Δ(荷載-位移)曲線如圖5和圖6所示，骨架曲線對(duì)比如圖7所示。

圖5 W-A試件的P-Δ曲線

圖6 W-B試件的P-Δ曲線

圖7 骨架曲線對(duì)比圖

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[16]規(guī)定，峰值荷載Pmax、峰值位移Δmax分別為組合墻體骨架曲線中峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載及位移；屈服荷載Py、屈服位移Δy采用能量等效面積法[11]作圖確定，破壞荷載Pu、破壞位移Δu分別為荷載降低至85%峰值荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載及位移。單調(diào)及低周反復(fù)加載的試件單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計(jì)值Sh，分別參考《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[17]8.2.4款條文說明及參考文獻(xiàn)[6]進(jìn)行計(jì)算。試件的主要試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

3.2 主要試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

1)同組試件結(jié)果比較。由圖5所示的W-A荷載-位移曲線可知，試件初始剛度較大，曲線較為飽滿，耗能性能較好，但隨荷載增加，剛度退化嚴(yán)重；試件在加載過程中出現(xiàn)空載滑移現(xiàn)象；加載后期，滯回環(huán)水平段很長，說明墻體滑移量較大，耗能能力降低。對(duì)比圖7(a)所示的骨架曲線及表2可知，單調(diào)加載試件與低周反復(fù)加載試件的荷載-位移曲線并無明顯差別，但低周反復(fù)加載試件的屈服前剛度較單調(diào)加載試件偏低。將W-A1與W-A2進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明低周反復(fù)加載W-A2的屈服荷載、峰值荷載及單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計(jì)值較W-A1依次降低1.74%、5.92%、27.62%。將W-A2與W-A3進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明將墻體高寬比由1.25增大為1.375，屈服荷載、峰值荷載及單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計(jì)值依次提高6.12%、4.9%、3.57%。

由圖6可知，W-B系列試件滯回曲線與W-A試件類似，剛度退化嚴(yán)重，加載過程中出現(xiàn)空載滑移現(xiàn)象。比較圖7(b)所示骨架曲線及表2可知，在試件屈服前單調(diào)加載試件W-B1的剛度明顯高于低周反復(fù)加載試件，原因?yàn)閱握{(diào)加載試件無反復(fù)加載累積損傷。W-B2與W-B1相比，屈服荷載Py約降低9.6%，峰值荷載約降低15.5%。且W-B試件在單調(diào)加載時(shí)單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計(jì)值為2.20kN/m，在低周反復(fù)加載時(shí)為1.47kN/m，約降低33.2%。

2組試件試驗(yàn)結(jié)果均說明以下幾點(diǎn)：低周反復(fù)加載試件由于加載過程中的累積損傷，其屈服前剛度、屈服荷載、峰值荷載及單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計(jì)值低于單調(diào)加載試件；增大墻體高寬比，可提高墻體的抗側(cè)性能，但影響不大。

2)各組試件之間結(jié)果對(duì)比。根據(jù)表2對(duì)比W-A3與W-B2試件，二者墻體高寬比相同，在W-B2試件的螺釘間距小于W-A3的情況下，W-B2的屈服荷載、峰值荷載及單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計(jì)值較W-A3依次降低29.49%、25.66%、24.62%，則說明施加豎向荷載會(huì)降低組合墻體的抗側(cè)性能。

表2 試驗(yàn)結(jié)果

4 結(jié)論

采用單調(diào)及低周反復(fù)加載試驗(yàn)對(duì)5個(gè)冷彎薄壁型鋼-石膏板組合墻體的抗側(cè)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論：

1)低周反復(fù)加載試件的屈服前剛度、屈服荷載、峰值荷載及單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計(jì)值均低于單調(diào)加載試件，說明加載方式對(duì)該類石膏板覆面墻體抗側(cè)性能影響較大。

2)將墻體高寬比由1.25增大為1.375，屈服荷載、峰值荷載及單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計(jì)值依次提高6.12%、4.9%、3.57%，說明增大墻體高寬比，可提高墻體的抗側(cè)性能，但影響有限。

3)施加豎向荷載會(huì)降低組合墻體的抗側(cè)性能。