鋼帶加強螺釘孔型冷彎型鋼組合墻體抗震性能

袁濤濤，隋 璐，吳函恒，續(xù)叢叢

(1. 中鐵第一勘察設(shè)計院集團有限公司，陜西 西安 710043； 2. 長安大學(xué) 建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710061)

0 引 言

近年來，中國大力提倡發(fā)展“綠色”建筑，不斷提高建筑的裝配化程度。冷彎型鋼房屋住宅體系順應(yīng)了“綠色裝配化”的發(fā)展趨勢[1]，較傳統(tǒng)住宅體系，該體系具有“綠色、環(huán)保、節(jié)能、抗震”等優(yōu)良性能。隨著《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[2]和《冷彎薄壁型鋼多層住宅技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 421—2018)[3]的相繼頒布，冷彎型鋼房屋結(jié)構(gòu)在中國得到迅速發(fā)展。

在冷彎型鋼房屋結(jié)構(gòu)中，冷彎型鋼組合墻體為主要的水平承重構(gòu)件。為充分考察墻體在水平荷載作用下的受力性能，美國、澳大利亞、日本、中國等學(xué)者對冷彎型鋼組合墻體試件進行了系統(tǒng)的試驗研究和理論分析[4-11]，深入考察構(gòu)造方式、龍骨尺寸、龍骨間距、螺釘間距、面板材料和支撐配置等因素的影響。Fiorino等[12]對石膏板冷彎型鋼墻體的抗震性能進行分析；Yu等[13]對1.83 m和2.44 m寬的冷彎型鋼鋼板剪力墻進行單調(diào)加載和低周反復(fù)加載試驗研究，并給出構(gòu)造建議；Zeynalian等[14]對水泥纖維板冷彎型鋼組合墻體開展試驗研究，并給出了結(jié)構(gòu)影響系數(shù)R的建議值；Gao等[15]對冷彎型鋼竹膠板覆面墻體進行水平加載試驗，給出了名義抗剪強度的建議值。閆維明等[16]通過低周往復(fù)加載試驗研究了基于鎖鉚連接的冷彎型鋼組合墻體的抗震性能。為了提高冷彎型鋼組合墻體的抗剪剛度和承載力，王宇航等[17]對帶斜撐冷彎薄壁型鋼墻體進行抗震性能試驗研究，結(jié)果表明斜撐能有效提高墻體的抗側(cè)力性能；Wu等[18-19]對脫硫石膏改性材料填充冷彎型鋼組合墻體進行了試驗研究，結(jié)果表明內(nèi)填材料能顯著提高墻體的受剪承載力和抗側(cè)剛度。劉斌等[20]對噴射砂漿冷彎薄壁型鋼復(fù)合式墻體進行了試驗，研究了無支撐和有交叉支撐2種不同骨架形式對墻體抗震性能的影響。此外，葉繼紅等[21]通過OpenSEES有限元軟件研究冷彎薄壁型鋼復(fù)合墻體在低周往復(fù)加載下的滯回性能，并提出了墻板螺釘?shù)暮喕α髂Ｐ汀?/p>

對于冷彎型鋼組合墻體，墻面板作為“應(yīng)力蒙皮”對冷彎型鋼龍骨柱提供支撐作用，使墻體獲得抗側(cè)剛度和承載力。國內(nèi)外學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)：在水平力作用下，組合墻體的主要破壞特征為墻面板與立柱之間的螺釘連接破壞和墻面板拼縫滑移。當(dāng)發(fā)生拼接縫滑移或螺釘連接破壞時，墻面板自身并不能充分發(fā)揮其蒙皮支撐作用。為解決這一問題，本文提出一種鋼帶加強螺釘孔型冷彎型鋼組合墻體(圖1)，利用下料廢棄鋼帶在墻面板外部對螺釘進行加強，以期改善螺釘孔的受力特性，從而提高組合墻體的剛度和承載力。

圖1 鋼帶加強螺釘孔型冷彎型鋼組合墻體Fig.1 Cold-formed Steel Framing Wall with Strengthened Steel Strip in Screw Hole

本文為研究鋼帶加強螺釘孔型冷彎型鋼組合墻體在循環(huán)水平荷載下的破壞形式、受力特點和耗能性能，設(shè)計了3個足尺試件進行水平低周往復(fù)加載試驗，并提出了基于OpenSEES的數(shù)值模型，為今后該結(jié)構(gòu)體系的理論研究與工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本文針對冷彎型鋼組合墻體共設(shè)計3個足尺試件，其中HS-140-A為對比試件，未對螺釘進行加強；HS-140-B為鋼帶加強龍骨螺釘?shù)膲w試件；HS-140-C為鋼帶加強墻面板拼縫處螺釘?shù)膲w試件，3個試件的詳細構(gòu)造如圖2所示，試件的設(shè)計和制作均參照《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[2]建議的試驗方法。

圖2 試件幾何尺寸及構(gòu)造(單位:mm)Fig.2 Construction and Geometric Dimension of Specimens (Unit:mm)

所有冷彎薄壁型鋼組合墻體試件的規(guī)格均為高3 000 mm，寬2 400 mm，其中墻體試件的立柱采用C形冷彎薄壁型鋼構(gòu)件，規(guī)格為C 140×40×15×1.5，立柱長3 000 mm，間距均為600 mm。C形冷彎薄壁型鋼立柱上下端嵌套U形截面冷彎薄壁型鋼導(dǎo)軌，其規(guī)格為U144×35×1.5，長1 200 mm。墻面板為雙面石膏板，其中石膏板由尺寸分別為2 440 mm×1 200 mm和560 mm×1 200 mm各4塊板材拼接而成，厚度均為12 mm，在組合墻體距底部560 mm的水平拼縫處內(nèi)設(shè)扁鋼襯帶(長2 400 mm，寬60 mm，厚1.2 mm)，以便于墻面板的連接。在C形立柱與U形導(dǎo)軌相交部位以及扁鋼襯帶與C形立柱相交部位均采用ST4.8級自攻自鉆螺釘連接。紙面石膏板采用ST4.2級自攻螺釘與墻體骨架連接。為加強邊柱、中柱以及水平和豎向拼接處的螺釘孔而設(shè)置鋼帶，鋼帶尺寸分別為：3 000 mm×60 mm×1.5 mm，3 000 mm×40 mm×1.5 mm，2 400 mm×60 mm×1.5 mm，3 000 mm×60 mm×1.5 mm；豎向墻面板拼縫處所用鋼帶尺寸為3 000 mm×60 mm×1.5 mm，水平墻面板拼縫處采用2 400 mm×60 mm×1.5 mm鋼帶。螺釘?shù)拈g距為150 mm(周邊)和300 mm(內(nèi)部)。

墻體試件骨架及鋼帶采用冷彎薄壁型鋼鍍鋅板材，基材厚度為1.5 mm，單側(cè)鍍層厚度為20～30 μm，拉伸試驗參照《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[22]進行，得到的結(jié)果見表1。

表1 鍍鋅鋼板的力學(xué)性能Tab.1 Mechanical Properties of Galvanized Steel Sheet

1.2 試驗裝置與加載制度

采用MTS電液伺服作動器進行水平加載。采用500 kN的油壓千斤頂進行豎向加載，在門架大梁和豎向加載裝置間設(shè)置聚四氟乙烯板消除摩擦力；L形水平反力墻的主墻尺寸為12.5 m×18 m×2.5 m，其基底總承受剪力為4 000 kN，總承受彎矩為37 000 kN·m。試驗數(shù)據(jù)由500通道IMP輸力強數(shù)據(jù)采集儀采集。試件所承受的水平荷載通過頂梁均勻傳遞到墻體頂部。為防止試件發(fā)生平面外失穩(wěn)并模擬樓板對墻體的約束，在試件頂部設(shè)置側(cè)向滾動支撐。試件采用鋼結(jié)構(gòu)底梁，底梁四周與加載平臺采用螺栓固定，在墻體4個角部布置抗拔件，將頂梁和底梁用M16螺栓固定連接，墻體上下導(dǎo)軌設(shè)有間距600 mm的M12螺栓，M12螺栓與頂梁、底梁固定連接。試驗加載裝置如圖3所示。

圖3 試驗裝置Fig.3 Test Setup

首先施加恒定豎向荷載，取值參照層高為3 m的3層住宅底層墻體的荷載值。經(jīng)計算，其荷載值約為80 kN。將豎向荷載加載到位，開始施加水平荷載，試驗采用位移增量控制加載。試驗開始時，以2 mm為增量，每級循環(huán)1次；當(dāng)位移達到10 mm時，改為以5 mm為增量，每級進行3次循環(huán)；當(dāng)位移超過40 mm時，將增量改為10 mm，每級進行3次循環(huán)；當(dāng)加載至水平荷載下降到荷載最大值Pt的85%后，再進行1次循環(huán)后停止加載。

1.3 測點布置與量測內(nèi)容

位移計按圖4進行布置，以得到組合墻體的凈剪切變形值。位移計D1，D2分別測試水平方向底座相對地面及試件相對底座的位移值；D3，D4分別測試豎直方向底座相對地面的位移值；D5測試墻體的平面外位移值；D6，D7分別測試試件垂直方向相對底座的位移值；D9，D8分別測試試件加載頂梁和試件頂部隨作動器變化的位移值。

圖4 位移計布置(單位:mm)Fig.4 Arrangement of Displacement Meters (Unit:mm)

2 試驗現(xiàn)象及破壞特征

2.1 試件HS-140-A

由于石膏板為脆性材料，在反復(fù)拉伸和擠壓下容易發(fā)生破壞。面板的十字拼縫處作為組合墻體的最薄弱部位，在循環(huán)荷載作用下容易產(chǎn)生拉壓應(yīng)力。以位移計D9的數(shù)據(jù)為準(zhǔn)，當(dāng)墻體位移加載至-12 mm時，螺釘孔變大，部分螺釘開始內(nèi)陷，十字拼縫處的石膏板開始掉渣[圖5(a)]；繼續(xù)施加荷載，當(dāng)加載位移至16 mm時，石膏板連帶螺釘在拼縫處一起發(fā)生錯動，且螺釘內(nèi)陷[圖5(b)]，十字拼縫處石膏板豎向錯動達到6 mm，水平錯動2 mm；當(dāng)位移加至20 mm時，螺釘孔顯著增大，螺釘愈發(fā)傾斜，并與石膏板發(fā)生錯位，螺釘孔周圍石膏板鼓起，石膏板開裂[圖5(c)]，石膏板豎直方向螺釘孔變大，此時水平荷載達到峰值，此后荷載隨著水平位移的增加逐漸減?。划?dāng)加載位移至32 mm時，石膏板在十字拼接處完全擠壓開裂，螺釘最大程度地傾斜內(nèi)陷，使螺釘孔壁損壞嚴(yán)重；當(dāng)加載位移至44 mm時，試件各部位破壞程度加劇，并伴有連續(xù)響聲；當(dāng)加至68 mm時，石膏板四周邊上螺釘均明顯內(nèi)陷進入板內(nèi)部，石膏板十字拼縫處顯著破壞，水平縫開口達35 mm。繼續(xù)增加位移，使水平荷載降低到85%Pt，則試驗完成。

圖5 試件HS-140-A的試驗現(xiàn)象Fig.5 Test Phenomenon of Specimen HS-140-A

2.2 試件HS-140-B

試件HS-140-B為鋼帶加強龍骨螺釘孔型墻體試件，其試驗現(xiàn)象及破壞特征如下：對墻體試件施加位移荷載，當(dāng)水平位移達8 mm時，石膏板受到螺釘?shù)臄D壓，沿水平拼縫處兩側(cè)的螺釘孔在水平方向開始擠壓擴張；隨著位移的增加，十字拼縫處的石膏板上板和下板在水平方向產(chǎn)生2 mm相對位移，下部石膏板角部位置出現(xiàn)拉裂，并沿鋼帶發(fā)生斜裂縫，隨后拼縫處其他角部也相繼破壞[圖6(a)]；位移達到35 mm時，石膏板水平錯動10 mm，十字拼縫處面板被擠碎、破壞嚴(yán)重[圖6(b)]；隨后，螺釘孔周圍石膏板開裂嚴(yán)重，大部分螺釘失效，底部端部螺釘被拔斷，鋼帶鼓起[圖6(c)]；在位移繼續(xù)增大過程中，墻面板出現(xiàn)明顯的相對轉(zhuǎn)動[圖6(d)]，直到位移加載至90 mm，墻體出現(xiàn)較大傾斜，墻面板因為墻體內(nèi)部龍骨部分上的螺釘連接沒有被破壞而未發(fā)生脫落。試驗結(jié)束后，除去墻面板觀察內(nèi)部，龍骨位置的螺釘孔幾乎未被破壞，邊柱及上下導(dǎo)軌的螺釘孔出現(xiàn)較大的曠動，拼縫處的螺釘孔破壞最為嚴(yán)重，石膏被拉裂，螺釘完全失效[圖6(e)]，部分螺釘傾斜、被拔斷。邊柱柱腳翼緣部分發(fā)生局部屈曲[圖6(f)]。

圖6 試件HS-140-B的試驗現(xiàn)象Fig.6 Test Phenomenon of Specimen HS-140-B

2.3 試件HS-140-C

試件HS-140-C為鋼帶加強墻面板拼縫處螺釘孔型墻體試件，其試驗現(xiàn)象及破壞特征如下：當(dāng)位移施加到15 mm時，中間立柱的螺釘孔發(fā)生擴張[圖7(a)]；繼續(xù)施加荷載，當(dāng)位移達到35 mm時，墻體角部石膏板被拉裂[圖7(b)]；隨著位移的增加，十字拼縫處的4個角部均發(fā)生破壞[圖7(c)]；試驗結(jié)束時，墻體各角部均被拉裂，中間立柱處上部的少數(shù)螺釘孔發(fā)生較大的曠動，大多數(shù)嵌入石膏板內(nèi)[圖7(d)]；拆除面板后發(fā)現(xiàn)邊柱處螺釘孔曠動較大，拼縫處石膏板在推拉過程中已經(jīng)完全破碎[圖7(e)]；墻體端部部分螺釘被拔斷，邊柱翼緣局部屈曲[圖7(f)]。

圖7 試件HS-140-C的試驗現(xiàn)象Fig.7 Test Phenomenon of Specimen HS-140-C

2.4 試件破壞特征

試件HS-140-A為螺釘孔未進行加強墻體試件,其破壞特征為：冷彎型鋼立柱與石膏板之間自攻螺釘連接的剪切破壞，墻面板豎向拼縫和水平拼縫處產(chǎn)生滑移，最終墻面板不能充分發(fā)揮應(yīng)力蒙皮作用而導(dǎo)致墻體失效。

試件HS-140-B為鋼帶加強龍骨螺釘孔型墻體試件，其破壞特征為：墻面板拼縫處冷彎型鋼立柱與石膏板之間自攻螺釘連接的破壞，拼縫滑移導(dǎo)致墻體失效。

試件HS-140-C為鋼帶加強墻面板拼縫處螺釘孔型墻體試件，其破壞特征為：墻面板拼縫處石膏板的拉裂與擠壓破壞導(dǎo)致墻體失效。

3 試驗結(jié)果和分析

3.1 滯回曲線

按照圖4所示進行位移計布置，測得墻體試件的剪切變形值，根據(jù)《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[2]建議的試驗方法，得到墻體試件在每個階段的剪切變形值Δ。圖8給出試件水平荷載P與剪切變形值Δ的滯回曲線，其中δ為試件的層間位移角。

圖8 試件的滯回曲線Fig.8 Hysteretic Curves of Specimens

3個試件的滯回曲線形狀較為相近，試驗開始階段，水平荷載-側(cè)移曲線均呈梭形，滑移量基本為0；隨著水平位移的不斷增加，滑移量不斷增大，力與位移曲線呈反S形發(fā)展。墻體試件在低周往復(fù)荷載作用下，不斷推、拉，致使試件出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，而卸載存在殘余變形。由于位移和循環(huán)次數(shù)不斷增加，墻體的剛度不斷退化。當(dāng)荷載達到峰值后，承載力并未由于位移增加而發(fā)生顯著下降，而墻體滑移量較大，遠大于規(guī)范中H/300(H為墻高)的規(guī)定，致使滯回環(huán)的水平段很長，曲線呈Z形，不能繼續(xù)承載。

3.2 骨架曲線、承載力、變形性能及延性

根據(jù)墻體剪切變形值Δ和水平荷載P之間的關(guān)系，可以繪制得到墻體的骨架曲線(圖9)?？梢钥闯觯涸谖⑿∽冃蜗拢?塊墻體均呈現(xiàn)出一定程度的非線性，而無明顯的屈服點。依據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[23]規(guī)定，當(dāng)荷載逐漸降低至最大值Pmax的85%時，此時相對應(yīng)的荷載和位移即為破壞荷載Pu和相應(yīng)位移Δu；根據(jù)等面積法確定屈服荷載Py，相應(yīng)的側(cè)移即為屈服點位移Δy，如圖10所示(Δmax為峰值點對應(yīng)的位移)。

圖9 試件骨架曲線Fig.9 Skeleton Curves of Specimens

圖10 特征點確定方法Fig.10 Definition Method of Characteristic Points

根據(jù)《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[2]的建議，取墻體側(cè)移為1/300層高時對應(yīng)的割線剛度，作為墻體的彈性抗側(cè)剛度；另外，延性系數(shù)根據(jù)μ=Δu/Δy得到，其大小反映了結(jié)構(gòu)的塑性變形性能，是評價結(jié)構(gòu)抗震性能的一個重要參數(shù)。根據(jù)上述數(shù)據(jù)處理原則得到各墻體試件主要特征點的試驗數(shù)據(jù)，見表2。通過表2可以得出以下結(jié)論：

表2 骨架曲線特征點實測結(jié)果Tab.2 Measured Results of Characteristic Points on Skeleton Curves

(1)利用鋼帶對螺栓釘孔進行加強后，組合墻體的受剪承載力顯著提高。3個試件的荷載最大值Pmax分別為22.74，30.13，35.95 kN，試件HS-140-B和HS-140-C的承載力相對于HS-140-A分別提高了32.5%，58.1%。

(2)由于鋼帶對墻體薄弱部位的加強，使墻面板能夠充分發(fā)揮“蒙皮作用”，致使試件的抗側(cè)剛度得到了明顯的提高，3個試件的彈性抗側(cè)剛度依次為2.05，2.70，3.26 kN·mm-1，試件HS-140-B和HS-140-C的抗側(cè)剛度相對于HS-140-A分別提高了31.7%，59.3%。

(3)試件HS-140-A與HS-140-C的位移延性系數(shù)μ分別為6.57，12.94，可以看出空腔的組合墻體延性及變形性能很好；試件HS-140-B的頂端側(cè)移達到99.024 mm時，荷載并沒有降低至0.85Pmax，其變形能力較強，延性好。

(4)試件HS-140-B與HS-140-C相比，后者承載力提高較多，是因為拼縫處作為組合墻體最薄弱的部位，利用鋼帶加強拼縫處的螺釘孔對整個墻體承載力的提高最為有效。

3.3 耗能性能

以能量耗散系數(shù)E衡量試件的耗能性能。按照規(guī)程[23]中的計算方法，得到3個試件的能量耗散系數(shù)分別為9.45，12.55，14.98。由此可知，通過鋼帶加強螺釘孔的墻體，其耗能能力得到了顯著提高。究其原因是鋼帶加強促使螺釘孔的破壞延遲，墻面板的作用得到充分發(fā)揮，使其耗能能力增強。

3.4 剛度退化

為描述剛度退化，對骨架曲線采用“點對點”的割線剛度，可按下式計算

(1)

圖11 試件的剛度退化曲線Fig.11 Stiffness Degradation Curves of Specimens

根據(jù)剛度退化曲線可以得出：試件剛度退化規(guī)律基本一致，在加載初期，剛度退化較快，當(dāng)荷載位移達到30 mm后，剛度退化變慢并逐漸趨于平緩；當(dāng)加載位移至70 mm后，試件剛度不再變化，其大小趨于0，此時各試件已發(fā)生較大破壞。

4 基于OpenSEES的有限元分析

4.1 模型建立

采用OpenSEES對加強螺釘孔型冷彎型鋼組合墻體進行數(shù)值模擬。墻體由冷彎型鋼骨架、墻面板和自攻螺釘三部分組成的。采用基于位移的非線性梁柱單元用來模擬立柱和導(dǎo)軌，立柱和導(dǎo)軌截面類型采用纖維截面，由于立柱和導(dǎo)軌連接的轉(zhuǎn)動剛度較弱，所以它們之間的連接定義為鉸接。立柱和導(dǎo)軌在每個自攻螺釘連接部位建立節(jié)點，相鄰2個節(jié)點之間定義為單元。采用彈性殼單元來模擬墻面板。墻面板和骨架之間的連接則采用零長度單元模擬。數(shù)值模型如圖12所示。

圖12 基于OpenSEES的數(shù)值模型Fig.12 Numerical Models Based on OpenSEES

數(shù)值分析采用位移控制的加載方式，位移幅值大小與試驗相同，模型的材料特性和邊界條件也與試驗保持一致。

4.2 Pinching04的參數(shù)確定

試驗研究表明，墻面板蒙皮效應(yīng)是影響冷彎型鋼組合墻體抗側(cè)力性能的主要因素。墻面板蒙皮效應(yīng)的發(fā)揮主要取決于“冷彎型鋼龍骨-自攻螺釘-墻面板”的連接。冷彎型鋼組合墻體的破壞主要發(fā)生在自攻螺釘連接處，因此自攻螺釘連接模擬的準(zhǔn)確性對墻體模擬的準(zhǔn)確性有著重要的影響。由于OpenSEES有限元軟件中的Pinching04材料能夠模擬強度和剛度退化以及捏縮、滑移效應(yīng)，所以零長度單元被賦予Pinching04材料，以考慮自攻螺釘連接的滯回性能。

如圖13所示，Pinching04材料的本構(gòu)模型主要由骨架曲線、卸載/再加載路徑和破壞準(zhǔn)則三部分組成，其中，f1，f2，f3，f4分別為正向骨架曲線的彈性點、屈服點、峰值點和破壞點處的荷載值，而d1，d2，d3，d4分別為正向骨架曲線在彈性點、屈服點、峰值點和破壞點處的變形值。骨架曲線呈四線型，卸載/再加載曲線呈三線型。通常需要16個參數(shù)來定義Pinching04材料的骨架曲線，但是大多數(shù)結(jié)構(gòu)的骨架曲線在正負向基本對稱，因此只需用正向的8個參數(shù)來定義骨架曲線，骨架曲線的參數(shù)取自相應(yīng)的試驗數(shù)據(jù)。另外，卸載/再加載路徑需要用6個參數(shù)來確定，正負向?qū)ΨQ規(guī)則同樣適用于卸載/再加載路徑，所以只需要用正向的3個參數(shù)來定義卸載/再加載路徑，即再加載點變形值與最大變形值的比值為rD，再加載點荷載值與最大荷載的比值為rF，卸載點荷載值與最大荷載的比值為uF。強度退化通過5個參數(shù)來控制，卸載剛度退化和再加載剛度的退化也分別需要5個參數(shù)來定義。能量耗散和破壞類型需要用2個參數(shù)來定義。已對加強型和非加強型自攻螺釘連接開展了低周反復(fù)加載試驗研究[18-19]，本文參照取值，可確定Pinching04材料的相應(yīng)參數(shù)。

圖13 試件的剛度退化曲線Fig.13 Stiffness Degradation Curves of Specimens

4.3 分析結(jié)果對比

采用上述方法對墻體進行數(shù)值模擬，可以得到試件的滯回曲線和骨架曲線，其與試驗曲線的對比如圖14所示?？梢钥闯觯河邢拊M得到的曲線和試驗曲線較為相似，模型能夠反映冷彎型鋼墻體的非線性行為，并能反映出墻體捏縮滑移的滯回特征。

圖14 骨架曲線對比Fig.14 Comparison of Skeleton Curves

根據(jù)第3.2節(jié)所述方法，可得到有限元模型的荷載和位移特征值，計算結(jié)果見表2。通過表2中數(shù)據(jù)可知，有限元和試驗的荷載特征值和抗側(cè)剛度計算結(jié)果較為吻合，相對誤差均在10%以內(nèi)，僅個別試件位移特征值相差較大，但相對誤差不超過15%。同時，根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[23]相關(guān)規(guī)定，荷載-位移滯回曲線所包圍的面積用來衡量試件的耗能能力。得到試驗曲線和有限元曲線的累積耗能量，如圖15所示，有限元模擬得到的累積耗能量略小于試驗值。

圖15 耗能對比Fig.15 Comparison of Energy Dissipation

通過對試件的滯回曲線、骨架曲線、荷載與位移特征值以及耗能性能的對比分析可知，有限元模型能較好地模擬試件在低周往復(fù)加載時的非線性行為，模擬精度較好，該模型可為后續(xù)結(jié)構(gòu)體系的相關(guān)分析提供參考。

5 結(jié) 語

(1)對于傳統(tǒng)的冷彎型鋼組合墻體試件，面板拼縫處螺釘孔、面板與立柱連接處的螺釘孔是墻體損壞的薄弱部位，利用鋼帶對這些部位進行加強，能夠有效地改善墻體的受力性能，使墻面板充分發(fā)揮“蒙皮作用”。

(2)利用鋼帶對龍骨處和面板拼縫處的螺釘孔進行加強，可有效提高墻體的抗側(cè)剛度和受剪承載力，與未加強墻體試件相比，其抗側(cè)剛度提高31.7%～59.3%，承載力提高32.5%～58.1%。鋼帶加強螺釘孔型組合墻體試件的耗能和延性性能也得到顯著增強。

(3)加強龍骨螺釘孔墻體試件與加強墻面板拼縫螺釘孔墻體試件相比，在提高承載力、抗側(cè)剛度、耗能能力等方面，后者更為有效。

(4)基于OpenSEES建立墻體數(shù)值分析模型，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果較為一致，模型具有較高的精度，該模型能反映冷彎型鋼墻體的非線性本質(zhì)。