新型波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼龍骨式剪力墻抗震性能研究

張文瑩，徐祥智，虞 誠

(1.北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京 100124；2.北德克薩斯州大學(xué) 工程系，美國 丹頓 76207)

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)體系是近30余年發(fā)展形成的一種新型結(jié)構(gòu)體系，與傳統(tǒng)的熱軋型鋼和鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)相比，冷彎型鋼結(jié)構(gòu)具有輕質(zhì)高強(qiáng)，可實(shí)現(xiàn)工廠標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)，施工安裝簡便且施工周期短，綠色環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)[1-7]。覆面冷彎薄壁型鋼龍骨式復(fù)合墻體在國外的研究和應(yīng)用已比較成熟，其設(shè)計(jì)方法已寫入了北美[8-9]及歐洲的規(guī)范中。覆面材料包括石膏板、OSB板、水泥纖維板及薄鋼板，龍骨骨架的形式主要為墻柱形式布置。國外的一些研究者對(duì)其抗剪性能、抗震性能及力學(xué)性能進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究及少許理論研究。該種墻體主要在低多層冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)中用作傳遞豎向力和水平力的受力墻，如住宅及商業(yè)建筑。層數(shù)限制嚴(yán)重地制約了冷彎薄壁型鋼龍骨式復(fù)合墻體的廣泛應(yīng)用，為了將其應(yīng)用推廣到主流的多層、小高層建筑領(lǐng)域，急需開發(fā)一種抗側(cè)剛度、抗剪強(qiáng)度均較大且延性較好的新型墻體。

在冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)的各類面板中，膠合板和OSB板都是合成木板，且均為可燃材料，防火性能較差；平鋼板雖是不可燃材料，但抗剪強(qiáng)度低、剪切變形較大，也不適宜在中高層住宅和商業(yè)建筑中使用。而波紋鋼板由于其獨(dú)特的截面形狀，抗剪承載力得到明顯提高[10-15]，且采用波紋鋼板為覆面板的建筑體系屬于全鋼結(jié)構(gòu)，具有不可燃性，因此是冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)在中高層建筑領(lǐng)域應(yīng)用的首選方案。但是波紋鋼板覆面剪力墻存在延性性能較差等問題。為了解決此問題，需要進(jìn)一步的研究開縫波紋鋼板覆面剪力墻的抗震性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

為了研究面板開縫的波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼龍骨式剪力墻在水平單調(diào)加載及循環(huán)往復(fù)加載兩種情況下的破壞模式及抗剪性能，并分析面板開縫對(duì)剪力墻承載力的影響，本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)4塊足尺墻體試件，試件分組及編號(hào)見表1.試驗(yàn)編號(hào)規(guī)則如下：第一項(xiàng)的PSW表示墻體類別為開縫剪力墻；4×8表示墻體尺寸(寬×高)為1.22 m×2.44 m，2×8表示墻體尺寸(寬×高)為0.61 m×2.44 m，6×8表示墻體尺寸(寬×高)為1.83 m×2.44 m；M代表加載方式為水平單調(diào)加載，C代表加載方式為循環(huán)往復(fù)加載。

表1 墻體試件編號(hào)及加載方式Table 1 Test label and loading method

試件的立柱采用C型截面，上下導(dǎo)梁采用U形截面。導(dǎo)梁和立柱構(gòu)件的命名規(guī)則如圖1所示。其中，構(gòu)件代碼為字母S時(shí)代表構(gòu)件類型為立柱，為字母T則代表構(gòu)件類型為導(dǎo)梁。截面高度和寬度的單位為25.4×10-5m，厚度的單位為25.4×10-6m.需要注意的是，導(dǎo)梁構(gòu)件的長寬是從構(gòu)件外表面到外表面，而立柱構(gòu)件的長寬是從內(nèi)表面到內(nèi)表面。這樣的命名方式是為了方便墻體骨架的組裝，使用相同高度的構(gòu)件就能夠進(jìn)行組裝。本次試驗(yàn)所用墻體骨架構(gòu)件的截面形式及尺寸如圖2所示。

圖1 構(gòu)件型號(hào)命名規(guī)則Fig.1 Naming rules of structural components

圖2 立柱、導(dǎo)梁截面尺寸圖(單位：mm)Fig.2 Sectional dimension of stud and track(units:mm)

試件的邊立柱采用雙柱截面，兩根C型鋼背靠背放置，并通過雙排自攻螺釘連接而成，螺釘間距為152 mm.中間立柱為單根C形截面。每個(gè)剪力墻試件設(shè)置有兩個(gè)S/HD15S抗拔件，兩側(cè)邊立柱各一個(gè)。除抗拔件螺栓外，另設(shè)置2個(gè)A490 5/8(M16)抗剪螺栓將墻體底部導(dǎo)梁固定在底梁上。覆面板型號(hào)為Verco Decking SV36，單塊波紋鋼板尺寸為914 mm×1 220 mm×0.69 mm(長×寬×厚)，肋高14.3 mm.限于波紋鋼板的尺寸，0.61 m寬及1.22 m寬(高寬比為4∶1及2∶1)的墻體試件，其覆面板是由3塊面板組合而成；寬度1.83 m(高寬比為4∶3)的墻體試件，其覆面板由6塊面板組合而成。布置波紋鋼板時(shí)應(yīng)使波紋方向呈水平。面板與墻體骨架的連接螺釘間距沿面板四周為76 mm，在面板內(nèi)部為152 mm.鋼面板沿高度方向的接縫區(qū)域重疊寬度為2個(gè)波長的波紋，并通過單排自攻螺釘連接，螺釘間距為76 mm.墻體試件骨架構(gòu)件之間的連接、面板與鋼骨架的連接、面板接縫處的連接全部采用No.12×31.8 mm(5.5 mm×31.8 mm)六角頭自攻螺釘。開縫剪力墻在面板上開有寬1.1 mm，高51 mm的狹長縫。各墻體試件的結(jié)構(gòu)布置見圖3.

圖3 墻體試件結(jié)構(gòu)布置圖(單位：mm)Fig.3 Schematic drawings of wall configuration(units:mm)

1.2 材料特性

材性試驗(yàn)依據(jù)《鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法及定義》ASTM A370[16]的規(guī)定制作標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件，每種構(gòu)件制作試件數(shù)量3個(gè)，試驗(yàn)時(shí)先將鍍鋁鋅涂層除去再進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)。立柱和導(dǎo)梁構(gòu)件的材性試件取自腹板部分，取樣為平行軋制方向。波紋鋼板的材性試件取平板部分，取樣為平行軋制方向。對(duì)3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣材性結(jié)果取平均值，結(jié)果見表2.

表2 材性試驗(yàn)結(jié)果平均值Table 2 Mean value of material tests

1.3 試驗(yàn)裝置及測點(diǎn)布置

試驗(yàn)裝置主要由T形加載梁、底梁、側(cè)向支撐、液壓伺服作動(dòng)器及反力架組成。復(fù)合墻體試件的上下導(dǎo)梁分別與加載梁及底梁連接，以傳遞試驗(yàn)裝置與試件之間的水平力。為了防止試驗(yàn)中復(fù)合墻體頂部產(chǎn)生面外位移，在加載梁的兩側(cè)布置有側(cè)向滾動(dòng)支撐。豎向荷載是通過兩個(gè)重力加載箱施加的。兩個(gè)重力加載箱穿過T形鋼梁懸掛在墻體試件兩側(cè)。為防止在試驗(yàn)過程中重力加載箱與試件發(fā)生接觸，墻體兩側(cè)設(shè)置有側(cè)向支承框架。試驗(yàn)加載裝置見圖4.

試驗(yàn)中共布置有5個(gè)位移計(jì)，分別用以記錄墻體試件頂部水平位移和墻體底部兩側(cè)的水平和豎向位移。作動(dòng)器頭部與加載梁之間放置有量程為156 kN的力傳感器，用以測量所施加的水平力。所有的傳感器均連接到可以實(shí)現(xiàn)自動(dòng)采集數(shù)據(jù)的采集設(shè)備。側(cè)向力通過作動(dòng)器與加載梁之間的力傳感器采集。

腫瘤干細(xì)胞是腫瘤中具有極強(qiáng)自我更新能力和不對(duì)稱分化能力的干細(xì)胞樣細(xì)胞，是惡性腫瘤發(fā)生、發(fā)展和轉(zhuǎn)移的重要因素。神經(jīng)作為“干細(xì)胞巢”中的一部分，在維持、保護(hù)和調(diào)節(jié)干細(xì)胞中有一定的作用。目前，腸神經(jīng)系統(tǒng)（enteric nervous system，ENS）中神經(jīng)元來源和腸上皮中非神經(jīng)元來源的乙酰膽堿（acetylcholine，ACh）均已被發(fā)現(xiàn)能響應(yīng)于內(nèi)部或外部刺激而產(chǎn)生，并通過煙堿型乙酰膽堿受體（nicotinic acetylcholine receptors，nAChR）和毒蕈堿型乙酰膽堿受體（muscarine acetylcholine receptors，mAChR）調(diào)節(jié)細(xì)胞活性。

圖4 試驗(yàn)裝置圖Fig.4 Test setup

1.4 加載制度

試驗(yàn)時(shí)首先將豎向荷載一次加載到位，并保持恒定不變，記錄此時(shí)各位移計(jì)的初始讀數(shù)。水平荷載的施加采用的是位移控制加載。單調(diào)加載為在復(fù)合墻體頂部以位移速率0.19 mm/s勻速施加面內(nèi)位移，位移加載直到層間位移角達(dá)到10%(頂部位移96 mm).循環(huán)往復(fù)加載采用ICC-ES AC130[17]中的CUREE加載制度，加載頻率為0.2 Hz，包含43個(gè)循環(huán)，各級(jí)循環(huán)加載的位移見表3.循環(huán)加載的荷載時(shí)間關(guān)系見圖5.

表3 CUREE加載制度Table 3 CUREE loading protocol

圖5 CUREE加載圖示Fig.5 CUREE loading protocol

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 單調(diào)加載試驗(yàn)

為提高剪力墻的延性，PSW4×8-M試件在面板上開有狹長縫。加載初期，墻體的主要變形集中在面板開縫處。隨著荷載增加，縫隙沿豎向逐步發(fā)展；達(dá)到峰值荷載時(shí)，下部覆面板有平面變形，墻體骨架和螺釘無破壞。峰值點(diǎn)過后，隨著位移進(jìn)一步增加，覆面板平面外變形嚴(yán)重，面板被撕裂。加載結(jié)束后，上下縫隙貫通，且墻體立柱發(fā)生嚴(yán)重扭轉(zhuǎn)屈曲及局部屈曲變形。盡管如此，墻體依然沒有失去承受豎向荷載的能力。試驗(yàn)所達(dá)到的最大位移為254 mm，最大層間位移角為10%.并且，由于開縫的存在，墻體在峰值荷載之后承載力沒有即刻喪失，而是緩慢逐漸降低。也就是說，面板開縫的構(gòu)想達(dá)到了預(yù)期的效果，墻體結(jié)構(gòu)的延性得到提高。開縫剪力墻試件在單調(diào)加載下的破壞模式見圖6.

2.2 循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)

PSW4×8-C是循環(huán)荷載試驗(yàn)，墻體的破壞機(jī)理與單調(diào)加載時(shí)類似。加載初期墻體變形主要集中在面板開縫處，隨著荷載增加縫隙沿豎向發(fā)展，達(dá)到峰值荷載時(shí)覆面板被撕裂且有出平面變形，峰值點(diǎn)過后，隨著縫隙進(jìn)一步擴(kuò)大，墻體抗剪承載力逐漸降低。循環(huán)加載試驗(yàn)記錄的最大層間位移角為4.7%.整個(gè)加載過程中墻體骨架和螺釘無破壞。PSW4×8-C試件的破壞模式見圖7.

類似地，PSW2×8-C墻體試件在循環(huán)荷載作用下的破壞模式主要表現(xiàn)為面板在開縫處的撕裂破壞及平面外變形。峰值荷載過后隨著裂縫進(jìn)一步發(fā)展，剪力墻強(qiáng)度和剛度緩慢降低。整個(gè)加載過程中沒有出現(xiàn)墻體骨架或螺釘?shù)钠茐摹SW2×8-C試件的破壞模式見圖8.

圖6 開縫剪力墻在單調(diào)加載下的試驗(yàn)過程及破壞模式Fig.6 Failure modes of shear wall with slits under monotonic loading

圖7 PSW4×8-C墻體試件試驗(yàn)過程及破壞模式Fig.7 Failure modes of wall specimen PSW4×8-C

圖8 PSW2×8-C墻體試件試驗(yàn)過程及破壞模式Fig.8 Failure modes of wall specimen PSW2×8-C

PSW6×8-C是高寬比為4∶3的開縫剪力墻試件，墻體的表現(xiàn)與PSW4×8-C剪力墻相似。觀察到的主要破壞模式是覆面板的撕裂破壞及出平面變形，加載結(jié)束后，底部面板縫隙上下貫通且平面外變形嚴(yán)重，導(dǎo)致面板豎向拼縫處的連接螺釘松動(dòng)。同時(shí)，邊立柱柱腳發(fā)生局壓破壞，邊立柱及中間立柱上有畸變屈曲變形出現(xiàn)。此外，由于組裝不當(dāng)面板邊緣螺釘邊距過小，邊立柱上鋼面板因端距太小而發(fā)生撕裂破壞。PSW6×8-C試件的破壞模式如圖9所示。

圖9 PSW6×8-C墻體試件試驗(yàn)過程及破壞模式Fig.9 Failure modes of wall specimen PSW6×8-C

3 試驗(yàn)結(jié)果

試件的荷載-位移(F-Δ)曲線見圖10.從各組單調(diào)加載墻體曲線可以看出，開縫剪力墻試件在峰值荷載后曲線下降較為平緩。從各組循環(huán)加載墻體曲線可以看出，所有墻體的滯回曲線走向大體相似，試件的滯回環(huán)形狀隨著反復(fù)加載循環(huán)次數(shù)的變化而變化。彈性階段，試件的整體性能較好，滯回曲線基本為直線，剛度保持不變；隨著荷載的增大，試件逐步進(jìn)入彈塑性階段，滯回曲線呈弓形，滯回環(huán)的面積也明顯增大，卸載至零時(shí)出現(xiàn)殘余變形。荷載繼續(xù)增加，滯回曲線向反S形發(fā)展，滯回環(huán)面積更大，荷載-位移曲線出現(xiàn)“捏攏”現(xiàn)象，這是由于自攻螺釘擠壓墻面板，產(chǎn)生的孔壁張合引起的。在螺釘孔閉合的過程中，試件剛度較小，一旦閉合，剛度立即上升。破壞階段，試件達(dá)到最大荷載后，試件表現(xiàn)出顯著的剛度退化和強(qiáng)度退化現(xiàn)象，滑移現(xiàn)象突出，滯回環(huán)中部的“捏攏”現(xiàn)象越來越明顯，滯回曲線呈明顯Z形。

圖10 開縫剪力墻試件的荷載-位移(F-Δ)曲線Fig.9 Load-displacement (F-Δ) curves of shear walls with slits in sheathing

4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果

分析試驗(yàn)結(jié)果得到了每個(gè)墻體試件的性能參數(shù)，如表4所示。屈服荷載、初始剛度及延性系數(shù)的確定采用北美冷彎薄壁型鋼規(guī)范AISI S400中的等效能量法(EEEP)。初始剛度K取0.4點(diǎn)(A點(diǎn))的割線剛度、延性系數(shù)。墻體的耗能E單調(diào)加載時(shí)取荷載位移曲線所包圍的面積，循環(huán)往復(fù)加載時(shí)取所有滯回環(huán)的面積和。對(duì)于循環(huán)加載試驗(yàn)，破壞荷載及相應(yīng)位移應(yīng)取試件在最大荷載出現(xiàn)之后隨變形增加而荷載下降至最大荷載的80%時(shí)的相應(yīng)荷載和變形；對(duì)于單調(diào)加載試驗(yàn)，破壞荷載及相應(yīng)變形取最后一個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)的相應(yīng)荷載和變形，且應(yīng)滿足Fu≥0.8Fmax，見圖11.

表4 各試件主要力學(xué)性能參數(shù)表Table 4 Main mechanical properties of each specimen

圖11 基于能量等效的彈塑性分析模型(EEEP模型)Fig.11 Elastoplastic analysis model based on energy equivalence (EEEP model)

5 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

5.1 加載方式的影響

相同墻體試件在不同加載方式下的對(duì)比見圖12.可以看出，同種構(gòu)造的墻體在峰值荷載之前，循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)的骨架曲線與單調(diào)加載試驗(yàn)的荷載-位移曲線基本重合，但峰值荷載略低一點(diǎn)，這是由于循環(huán)加載的累積損傷作用產(chǎn)生的。從表4可知，對(duì)于開縫剪力墻試件，循環(huán)加載比單調(diào)加載抗剪強(qiáng)度降低3.4%.

圖12 開縫剪力墻不同加載方式F-Δ曲線對(duì)比圖Fig.12 Comparison of F-Δ curves of shear walls with slits in sheathing under different loading methods

因此，對(duì)于波紋鋼板覆面的冷彎薄壁型鋼龍骨式復(fù)合墻體，循環(huán)荷載作用引起的累積損傷作用不明顯，墻體抗剪承載力與單調(diào)加載相比下降幅度不大。

5.2 開縫的影響

不開縫墻體與開縫墻體的荷載-位移曲線對(duì)比見圖13.可以看出，彈性階段內(nèi)，開縫剪力墻與不開縫剪力墻的荷載-位移曲線基本重合，之后開縫剪力墻率先進(jìn)入塑性；峰值點(diǎn)過后，1.83 m寬及1.22 m寬的不開縫剪力墻荷載即刻降低，而同高寬比的開縫剪力墻荷載降低比較緩慢；0.61 m寬剪力墻破壞不明顯，墻體尚未達(dá)到極限狀態(tài)，因此開縫與不開縫差別不明顯。從表4可以看出，單調(diào)荷載作用下，與同寬度不開縫剪力墻相比，寬1.22 m開縫剪力墻的抗剪承載力降低了26.4%，而延性提高了67.3%；循環(huán)荷載作用下，與同寬度不開縫剪力墻相比，寬1.83 m，1.22 m和0.61 m開縫剪力墻的抗剪承載力分別降低了19.4%，21.9%和15.8%，延性分別提高了27.6%，82.0%和42.9%.這是因?yàn)殚_縫使得面板剛度局部被削弱，從而墻體的破壞模式和耗能機(jī)制發(fā)生改變，從面板屈曲破壞和螺釘連接破壞轉(zhuǎn)為材料屈服和孔洞邊緣面板撕裂及出平面變形。因此，面板開縫是一種有效的提高墻體延性的方法。

圖13 不開縫剪力墻與開縫剪力墻F-Δ曲線對(duì)比圖Fig.13 Comparison of F-Δ curves of shear walls with slits and without slits in sheathing

5.3 高寬比的影響

為研究高寬比對(duì)抗剪性能的影響，試驗(yàn)的開縫剪力墻試件有3種寬度：0.61 m，1.22 m和1.83 m，相應(yīng)的墻體高寬比為4∶1，2∶1或4∶3.三組試件的荷載位移曲線比較見圖14，抗剪承載力的比較見表5.墻體抗剪承載力隨高寬比的變化如圖15所示，可以看出，墻體抗剪承載力隨高寬比增大而降低，但降低程度遠(yuǎn)低于北美規(guī)范規(guī)定的2b/h.我國規(guī)范并未考慮墻體高寬比對(duì)抗剪承載力的影響，這樣的做法對(duì)于大高寬比試件是偏于不安全的。

圖14 不同高寬比剪力墻F-Δ曲線對(duì)比圖Fig.14 Comparison of F-Δ curves of shear walls with different aspect ratios

試件編號(hào)高寬比抗剪強(qiáng)度/(kN·m-1)承載力折減系數(shù)實(shí)測值ηPSW6×8-C4∶356.401.001.0PSW4×8-C2∶148.690.861.0PSW2×8-C4∶146.510.820.5注:η為AISI規(guī)范規(guī)定的抗剪承載力折減系數(shù);承載力折減系數(shù)實(shí)測值以高寬比4∶3剪力強(qiáng)為基準(zhǔn)。

圖15 高寬比對(duì)抗剪承載力的影響Fig.15 Influence of aspect ratio on shear strength

6 數(shù)值模擬

為了研究剪力墻在整體結(jié)構(gòu)中的性能，采用非線性動(dòng)力分析軟件OpenSees建立兩層整體結(jié)構(gòu)的有限元模型(如圖16).原型建筑來源于NEES-CFS[20]報(bào)告中的辦公樓建筑。結(jié)構(gòu)采用兩種不同剪力墻形式：不開縫剪力墻和開縫剪力墻。

在OpenSees模型中，每層的質(zhì)量平均地分布在樓層的四個(gè)角點(diǎn)上，剪力墻的模擬采用交叉支撐加邊緣豎向構(gòu)件的簡化模型，對(duì)角斜撐采用Pinching4捏縮材料模型模擬，并采用剛性樓板假定對(duì)樓面及屋蓋體系進(jìn)行模擬。

圖16 原型建筑的OpenSees模型(單位：mm)Fig.16 OpenSees model for building archetypes(units:mm)

本文采用增量動(dòng)力時(shí)程分析研究兩種整體結(jié)構(gòu)的抗震性能。圖17展示了兩種整體結(jié)構(gòu)的IDA分析結(jié)果。倒塌易損性曲線見圖18.曲線對(duì)比分析結(jié)果顯示，在波紋鋼板剪力墻上開縫，可使2層辦公樓的倒塌概率從52%降到35%，這表明了采用面板開縫的波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼龍骨式剪力墻可提高結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力。

圖17 兩種整體結(jié)構(gòu)的IDA曲線Fig.17 IDA curves

圖18 兩種整體結(jié)構(gòu)的倒塌易損性曲線比較Fig.18 Comparison of collapse fragility curve

7 結(jié)論

1) 面板開縫的波紋鋼板覆面剪力墻，在試驗(yàn)過程中抗剪承載力下降主要是由孔洞邊緣面板撕裂破壞和出平面變形引起的。

2) 單調(diào)試驗(yàn)過程中，墻體試件始終能夠承擔(dān)所有的豎向荷載，開縫剪力墻試件所達(dá)到的最大層間位移角達(dá)10%.建議對(duì)開縫波紋鋼板覆面剪力墻取7%作為結(jié)構(gòu)的倒塌位移角限值。

3) 波紋鋼板覆面的冷彎薄壁型鋼龍骨式復(fù)合墻體在循環(huán)荷載作用下的累積損傷作用不明顯，對(duì)于開縫剪力墻試件，循環(huán)加載比單調(diào)加載抗剪強(qiáng)度降低3.4%.

4) 剪力墻抗剪承載力隨高寬比增大而降低，但降低程度遠(yuǎn)低于北美規(guī)范規(guī)定的2b/h(b為墻寬，h為墻高)。我國規(guī)范并未考慮墻體高寬比對(duì)抗剪承載力的影響，這樣的做法對(duì)于大高寬比試件是偏于不安全的。

5) 在波紋鋼板剪力墻上開縫，可使2層辦公樓的倒塌概率從52%降到35%，這表明采用面板開縫的波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼龍骨式剪力墻可提高結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力。