嚴(yán)寒地區(qū)開(kāi)孔龍骨復(fù)合墻體受彎性能試驗(yàn)

李健輝,王英豪,魏順利,敖 斌,楊志堅(jiān)

(1.沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110168;2.國(guó)網(wǎng)內(nèi)蒙古東部電力有限公司,內(nèi)蒙古 呼和浩特 001020;3.安徽華電工程咨詢?cè)O(shè)計(jì)有限公司,安徽 合肥 230022)

隨著建筑工業(yè)化技術(shù)的發(fā)展,新一代智能變電站主張采用模塊化建設(shè)理念,即標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)、模塊化組合等提高變電站的建設(shè)效率。建設(shè)過(guò)程中多采用裝配式圍墻、裝配式防火墻作為外圍護(hù)結(jié)構(gòu)。開(kāi)孔龍骨復(fù)合墻體因其具有裝配化程度高、節(jié)能環(huán)保及保溫材料無(wú)機(jī)化等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于北歐、美國(guó)等發(fā)達(dá)國(guó)家地區(qū)[1]。作為外圍護(hù)結(jié)構(gòu),不承受建筑物豎向荷載,輕鋼龍骨主要以受彎為主,因此對(duì)力學(xué)性能要求不高,可將其應(yīng)用于變電站建設(shè)中。在我國(guó)嚴(yán)寒地區(qū)推廣使用開(kāi)孔龍骨復(fù)合墻體,不僅可以提高建筑物的裝配化程度,又能達(dá)到節(jié)能環(huán)保的要求。

近年來(lái),國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)腹板開(kāi)孔型輕鋼龍骨墻體的受彎性能展開(kāi)了一系列研究。A.Simaan等[2]對(duì)覆以石膏板的輕鋼龍骨構(gòu)件進(jìn)行了壓彎性能研究。Y.S.Tian等[3]對(duì)C形龍骨在無(wú)墻板、單側(cè)或兩側(cè)附有墻板三種情況下組合墻體進(jìn)行了試驗(yàn),對(duì)墻體類型、螺釘間距對(duì)承載力的影響進(jìn)行了分析。G.J.Hancock等[4-6]對(duì)C形輕鋼龍骨的畸變屈曲問(wèn)題進(jìn)行研究,并完成了計(jì)算公式的推導(dǎo)。T.Sharaf等[7-8]對(duì)預(yù)制外掛墻板的受彎性能進(jìn)行試驗(yàn)研究,結(jié)果表明保溫芯材密度對(duì)墻板抗彎性能具有影響。耿悅等[9]對(duì)兩片足尺腹板開(kāi)孔輕鋼龍骨墻體抗彎性能進(jìn)行了試驗(yàn),并結(jié)合有限元模型與試驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證。楊曉杰等[10-12]通過(guò)有限元軟件對(duì)腹板開(kāi)孔輕鋼龍骨墻體在均布荷載作用下進(jìn)行建模分析,研究了腹板開(kāi)孔排數(shù)、腹板高度、窗洞口所占比例等因素下墻體的破壞形式及抗彎性能。周博[13]通過(guò)對(duì)9個(gè)纖維水泥壓力板復(fù)合外掛墻板進(jìn)行抗彎性能試驗(yàn),分析了龍骨間距、室內(nèi)外堆載等對(duì)墻體受彎性能的影響。劉振岐[14]改龍骨截面形狀C型為S型,采用試驗(yàn)與有限元結(jié)合對(duì)裝配式S型輕鋼龍骨保溫復(fù)合墻板進(jìn)行保溫及抗彎性能研究。談成龍[15]對(duì)輕鋼龍骨復(fù)合外掛墻板在開(kāi)洞條件下的抗彎性能研究,提出了不同條件下的墻板規(guī)格參數(shù)。

通過(guò)閱讀相關(guān)文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn),已有研究多集中在覆面板材采用石膏板的輕鋼龍骨復(fù)合墻體,而對(duì)以新型板材-纖維水泥壓力板(FCP板)為覆面板的開(kāi)孔龍骨復(fù)合墻體標(biāo)準(zhǔn)單元體抗彎性能研究有限?；诖?筆者通過(guò)多點(diǎn)重物加載法模擬均布風(fēng)荷載法對(duì)8片覆面板采用FCP板的開(kāi)孔龍骨復(fù)合墻體進(jìn)行試驗(yàn)研究,分析腹板開(kāi)孔參數(shù)、龍骨厚度及龍骨腹板高度對(duì)其抗彎性能的影響,從而確定合理的設(shè)計(jì)參數(shù),為實(shí)際工程提供設(shè)計(jì)參考。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了8個(gè)試件,參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

墻體高×寬為3 000 mm×1 200 mm。試件由兩根面對(duì)面放置的豎龍骨、兩端的天地龍骨和兩側(cè)FCP板組成,為方便觀察豎龍骨腹板試驗(yàn)現(xiàn)象,且考慮巖棉對(duì)墻體力學(xué)性能影響較小,故只在兩豎龍骨間填充巖棉,試件設(shè)計(jì)如圖1所示。試件中各腹板開(kāi)孔龍骨開(kāi)孔寬度均取2 mm、開(kāi)孔縱向間距均取20 mm、開(kāi)孔橫向間距均取8 mm。為減小開(kāi)孔端部應(yīng)力集中,在端部作倒圓角處理。天地龍骨與豎龍骨腹板開(kāi)孔參數(shù)相同,且與其等厚。

圖1 試件設(shè)計(jì)示意圖Fig.1 Schematic diagram of test piece design

1.2 材性試驗(yàn)

對(duì)試驗(yàn)所用厚度1 mm和2 mm鋼板進(jìn)行材性試驗(yàn),用于材性試驗(yàn)的拉伸試件與墻體輕鋼龍骨為同一批次鋼材,材性試驗(yàn)根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn):第1部分:室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)中的相關(guān)規(guī)定進(jìn)行[16],結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 輕鋼龍骨材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Light-gague steel studs test results

最終測(cè)得鋼材屈服強(qiáng)度為253.16 MPa,抗拉強(qiáng)度為340.32 MPa,彈性模量為194 562.44 MPa,泊松比為0.3。FCP板材性試驗(yàn)根據(jù)《人造板及飾面人造板理化性能試驗(yàn)方法》(GB/T 17657—2013)中相關(guān)規(guī)定進(jìn)行[17],測(cè)得其極限荷載為0.233 kN,靜曲強(qiáng)度為17.41 MPa,彈性模量為15 730 MPa。

1.3 加載方案

試驗(yàn)于沈陽(yáng)建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)工程試驗(yàn)室進(jìn)行,采用多點(diǎn)重物加載進(jìn)行,以此模擬風(fēng)荷載的均布面荷載。采用等質(zhì)量鐵塊與沙袋進(jìn)行多點(diǎn)加載,試驗(yàn)裝置如圖2所示。鐵塊質(zhì)量為10 kg、20 kg,沙袋質(zhì)量為2.5 kg、5 kg及10 kg。試驗(yàn)中鐵塊均勻地布置于豎龍骨上翼緣中心線上,以避免無(wú)填充巖棉處纖維水泥壓力板先于墻板破壞前板被壓碎。在加載過(guò)程中,由多人實(shí)現(xiàn)同步加載,避免因荷載不均勻,局部荷載過(guò)大而導(dǎo)致試件局部破壞。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test loading layout

加載時(shí)采用分級(jí)對(duì)稱分布加載。將墻板分為10個(gè)加載區(qū)域,相鄰加載區(qū)域間隔150 mm,距端部天地龍骨100 mm,各加載區(qū)域中鐵塊間隔為50 mm,防止重物間距過(guò)近產(chǎn)生自拱效應(yīng)。加載時(shí),加載塊由外及內(nèi)中心對(duì)稱分布放置。加載初期采用鐵塊進(jìn)行加載,當(dāng)豎龍骨產(chǎn)生明顯變形或跨中撓度過(guò)大時(shí),改用沙袋進(jìn)行加載,荷載增量減小,持載時(shí)間也隨之減少,采用沙袋加載直至試件破壞,以得到較為準(zhǔn)確的墻體承載力。采用靜態(tài)電阻應(yīng)變儀對(duì)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集。

1.4 測(cè)試內(nèi)容

試驗(yàn)測(cè)量?jī)?nèi)容包括:每級(jí)荷載值、關(guān)鍵點(diǎn)撓度、支座沉降值、龍骨和覆面板測(cè)點(diǎn)應(yīng)變。豎龍骨應(yīng)變片布置見(jiàn)圖3,在豎龍骨跨中及四分點(diǎn)處腹板、翼緣均貼有應(yīng)變片。在FCP板受壓側(cè)、受拉側(cè)均貼有電阻應(yīng)變片。受拉側(cè)應(yīng)變片布置于跨中及四分點(diǎn)處,受壓側(cè)僅布置于跨中處(見(jiàn)圖4)。在試件兩端、跨中及跨中位置共布置有7個(gè)豎向位移計(jì)。

圖3 龍骨應(yīng)變片布置圖Fig.3 Layout of steel stud strain gauges

圖4 覆面板應(yīng)變片布置圖Fig.4 Layout of FCP strain gauges

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

各試件極限承載力及破壞形態(tài)見(jiàn)表3,其中試件BFCP-5由于加載過(guò)程中沙袋堆積較高發(fā)生倒塌,未測(cè)得最終極限承載力。通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果可知,各試件破壞形態(tài)有所不同,但墻體輕鋼龍骨均未發(fā)生整體屈曲破壞,表明FCP板可有效限制輕鋼龍骨的整體屈曲變形。根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012),風(fēng)荷載計(jì)算按我國(guó)嚴(yán)寒地區(qū)C區(qū)中遼寧地區(qū)工況進(jìn)行計(jì)算[18],地面粗糙類型取為B型,100 m高層建筑外圍護(hù)結(jié)構(gòu)考慮,基本風(fēng)壓取為0.6 kPa,計(jì)算得到墻體正常使用荷載標(biāo)準(zhǔn)值為1.8 kPa。試驗(yàn)中所有試件極限承載力均大于正常使用荷載標(biāo)準(zhǔn)值,可滿足使用要求。

表3 試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results

試件破壞形態(tài)如圖5所示。從圖中可以看出,試件BFCP-1在均布荷載作用下,豎龍骨支座附近形成剪切屈曲波,隨著荷載增加,端部變形向龍骨中部逐漸延伸,在墻板跨中附近出現(xiàn)明顯的局部屈曲及畸變屈曲變形。最終在施加11.11 kPa級(jí)荷載過(guò)程中,試件撓度迅速增大,兩翼FCP板被壓碎,試件發(fā)生破壞。試件BFCP-2在支座附近形成剪切屈曲波,由豎龍骨兩端向中間延伸相交形成貫通鼓曲波。在跨中位置處出現(xiàn)局部屈曲、畸變屈曲。試件BFCP-3、BFCP-8與BFCP-2破壞形態(tài)大致相同,試件BFCP-4與BFCP-1破壞形態(tài)相似。試件BFCP-5在加載過(guò)程中,堆積沙袋過(guò)高發(fā)生倒塌,豎龍骨支座附近已出現(xiàn)明顯塑性變形,跨中位置尚未發(fā)生明顯破壞,試驗(yàn)停止。試件BFCP-6在豎龍骨跨中位置出現(xiàn)畸變屈曲,支座附近無(wú)屈曲變形。試件BFCP-7豎龍骨由兩端的剪切屈曲波延伸成貫通的鼓曲波。

2.2 典型試件分析

以標(biāo)準(zhǔn)件BFCP-2為例,對(duì)開(kāi)孔龍骨復(fù)合墻體在均布荷載作用下的破壞過(guò)程進(jìn)行分析。該試件荷載共分13級(jí)施加,試件在前5級(jí)荷載作用下處于彈性工作狀態(tài),無(wú)明顯變化;第6級(jí)荷載施加后,兩側(cè)豎龍骨端部出現(xiàn)剪切屈曲變形(見(jiàn)圖6),此時(shí)跨中位移為11.34 mm;加載至第9級(jí)荷載后,跨中位移達(dá)到17.77 mm,豎龍骨與天地龍骨連接處,豎龍骨開(kāi)孔處發(fā)生明顯翹曲,端部豎龍骨變形加劇并向墻體跨中延伸相交形成貫通鼓曲波;加載至第12級(jí)荷載后,龍骨發(fā)出連續(xù)響聲,施加第13級(jí)荷載后,覆面板材產(chǎn)生明顯裂縫(見(jiàn)圖7),受壓側(cè)覆面板板跨中自攻釘被拔出,試件發(fā)生破壞。試件破壞時(shí)跨中位移為28.06 mm,極限承載力為4.58 kPa。

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of specimens

圖6 豎龍骨端部剪切屈曲

圖7 覆面板產(chǎn)生裂縫Fig.7 Cracks in the cladding panel

BFCP-2豎龍骨跨中及四分點(diǎn)處荷載-應(yīng)變曲線見(jiàn)圖8。從圖中可以看出,加載初期,龍骨應(yīng)變與荷載呈線性增長(zhǎng)關(guān)系,在加載至4.03 kPa時(shí),斜率開(kāi)始逐漸減小,龍骨進(jìn)入屈服階段,豎龍骨腹板處產(chǎn)生局部屈曲變形。在施加至4.72 kPa時(shí),輕鋼龍骨應(yīng)變?cè)隽繙p小,試件發(fā)生破壞。受拉側(cè)FCP板跨中及四分點(diǎn)處荷載-應(yīng)變曲線見(jiàn)圖9。從圖中可以看出,在荷載施加至4.03 kPa前,兩條曲線大致走勢(shì)相同,基本呈線性增長(zhǎng)關(guān)系。由于FCP板跨中變形較大,在腹板中部產(chǎn)生裂縫,跨中處應(yīng)變不再增加，而四分點(diǎn)處FCP板未發(fā)生破壞,其應(yīng)變繼續(xù)呈線性增長(zhǎng)。

圖8 龍骨荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Load-strain curves of steel stud

圖9 FCP板荷載-應(yīng)變曲線Fig.9 Load-strain curves of FCP

2.3 試件變形曲線

試件BFCP-2、BFCP-6加載階段變形曲線見(jiàn)圖10,各位移由沿試件長(zhǎng)度方向布置的位移計(jì)測(cè)量后得到。從圖中可以看出,試件兩側(cè)位移對(duì)稱分布,呈正弦半波曲線,撓度最大值位于試件跨中位置。

圖10 典型試件撓度曲線Fig.10 Deflection curve of typical test piece

3 參數(shù)分析

3.1 龍骨厚度

不同龍骨厚度下墻體荷載-撓度曲線對(duì)比見(jiàn)圖11。從圖中可以看出,隨著龍骨厚度的增加,墻體抗彎承載力和抗彎剛度明顯提高。龍骨厚度由1 mm增加至2 mm,抗彎剛度提高了137%,承載力提高了141%。由此可見(jiàn),龍骨厚度對(duì)墻體抗彎性能影響很大。

圖11 不同龍骨厚度墻體荷載-撓度曲線

3.2 龍骨腹板高度

比較試件BFCP-2、BFCP-3及BFCP-4可知龍骨腹板高度對(duì)試件抗彎承載力的影響,3個(gè)試件具有相同的開(kāi)孔比例(分別為41.3%、42%及41%)。不同龍骨腹板高度下墻體荷載-撓度曲線對(duì)比見(jiàn)圖12。從圖中可以看出,隨著龍骨腹板高度增加,墻體抗彎剛度與抗彎承載力均提高。與腹板高度100 mm試件相比,腹板高度為150 mm與200 mm的試件抗彎剛度分別提高了76.86%和241.69%,抗彎承載力分別提高了24.45%和52.45%。由此可知,龍骨腹板高度對(duì)墻體抗彎性能也有較大影響。

圖12 不同龍骨腹板高度墻體荷載-撓度曲線

3.3 龍骨腹板開(kāi)孔排數(shù)

比較試件BFCP-2、BFCP-5及BFCP-6可知龍開(kāi)孔排數(shù)對(duì)試件抗彎承載力的影響,龍骨腹板開(kāi)孔排數(shù)不同時(shí)墻體荷載-撓度曲線見(jiàn)圖13。

圖13 不同開(kāi)孔排數(shù)墻體荷載-撓度曲線

由圖可知,隨著開(kāi)孔排數(shù)的增加,墻體抗彎剛度與抗彎承載力減小。與未開(kāi)孔試件相比,開(kāi)設(shè)7排孔與5排孔的試件抗彎剛度分別降低了20.72%和16.75%,龍骨腹板開(kāi)7排孔時(shí)與未開(kāi)孔試件相比其承載力降低了35%,試件延性有所提高。

3.4 開(kāi)孔長(zhǎng)度

比較試件BFCP-2、BFCP-7及BFCP-8可知龍開(kāi)孔長(zhǎng)度對(duì)試件抗彎承載力的影響,龍骨腹板開(kāi)孔長(zhǎng)度不同時(shí)墻體荷載-撓度曲線對(duì)比見(jiàn)圖14。由圖可知,隨開(kāi)孔長(zhǎng)度增加,墻體抗彎承載力不斷減小。與開(kāi)孔長(zhǎng)度50 mm相比,開(kāi)孔長(zhǎng)度90 mm與70 mm的試件抗彎剛度分別降低了33.89%、28.13%,抗彎承載力分別降低了25.04%、28.31%。

圖14 不同開(kāi)孔長(zhǎng)度墻體荷載-撓度曲線

4 結(jié) 論

(1)龍骨腹板開(kāi)孔削弱了墻體抗彎性能,但削弱程度較小。開(kāi)孔長(zhǎng)度增加,使開(kāi)孔區(qū)域增加,墻體抗彎承載力減小,開(kāi)孔長(zhǎng)度90 mm試件相比于50 mm試件,承載力降低了28.31%。

(2)龍骨厚度對(duì)墻體的抗彎性能影響很大,龍骨厚度越大,極限承載力越高,龍骨厚度2 mm試件相比于1 mm試件,承載力提高了141%。

(3)選取相同開(kāi)孔比例研究龍骨腹板高度對(duì)墻體抗彎性能的影響,墻體抗彎承載力隨龍骨腹板高度增加而增加,腹板高度200 mm試件相比于100 mm試件,承載力提高了52.45%。