冷彎薄壁型鋼-定向刨花板組合墻體抗側(cè)性能研究

馬全濤

(山海大象集團，山東 日照 276800)

姚欣梅，鄒昱瑄

(長安大學(xué)建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710061)

涂濤

(林同棪(重慶)國際工程技術(shù)有限公司，重慶 401121)

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)因其自重小、抗震性能優(yōu)越、施工周期短、裝配化程度高等特點，在國內(nèi)外已得到廣泛應(yīng)用。冷彎薄壁型鋼組合墻體作為主要抗側(cè)力及承重構(gòu)件，在我國嚴(yán)格的抗震設(shè)防要求下，應(yīng)具有良好的抗側(cè)性能。

國內(nèi)外學(xué)者已從覆板類型、加載方式、螺釘間距、墻體高寬比等因素對傳統(tǒng)冷彎薄壁型鋼組合墻體的抗側(cè)性能進行了大量試驗研究，近年來新型冷彎薄壁型鋼組合墻體也層出不窮。Yu C.[1～3]將傳統(tǒng)輕質(zhì)墻板替換為薄鋼板，形成冷彎薄壁型鋼薄鋼板剪力墻，并對不同厚度鋼板的墻體進行水平加載試驗，墻體的破壞形式為薄鋼板的屈曲和螺釘處的連接破壞；需要對邊墻架柱底部進行局部加強，以保證墻體的承載能力和延性；當(dāng)墻體的高寬比大于2時，需要在現(xiàn)行規(guī)范AISI S213-07[4]規(guī)定的受剪承載力設(shè)計值基礎(chǔ)上，乘以修正系數(shù)2w/h(w和h分別為墻寬和墻高)，以考慮高寬比對墻體承載力的影響。高宛成[5]對覆竹膠合板及不覆板的冷彎薄壁型鋼組合墻體進行抗剪試驗，單面覆板組合墻體的變形性能良好，竹膠合板覆面可明顯提高鋼框架墻體的抗剪性能，具有較好的實用性。劉斌等[6]通過對噴涂式輕質(zhì)砂漿-冷彎薄壁型鋼組合墻體的抗剪性能進行試驗研究，墻體破壞主要表現(xiàn)為邊立柱下端局部受壓屈曲和型鋼骨架與兩側(cè)輕質(zhì)砂漿之間的滑移失效；斜撐對墻體的抗側(cè)剛度影響較小，對斜撐節(jié)點進行加強可以提高墻體的受剪承載力；增加立柱軸壓比將提高墻體的抗側(cè)剛度，但承載能力和延性有所降低。Zhang W.等[7]研究了采用壓型鋼板覆面的冷彎薄壁型鋼墻體的抗剪性能，施加豎向荷載會增大墻體的受剪承載力及初始剛度，并建議該新型組合墻體的最大水平位移限值為7%。徐敬文[8]對采用薄鋼板覆面冷彎薄壁型鋼墻體抗剪性能進行研究，墻體受剪承載力受螺釘或立柱間距、立柱厚度及強度影響較大，而受薄鋼板強度影響較小。李元齊等[9]在基于自攻螺釘連接性能的冷彎薄壁型鋼龍骨式剪力墻數(shù)值模型中引入龍骨與覆面板螺釘連接的恢復(fù)力模型，可準(zhǔn)確反映墻體滯回性能，并提出龍骨式剪力墻數(shù)值模擬簡化方法。

為了推廣冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)體系在我國的發(fā)展，繼續(xù)深入研究組合墻體的抗震性能十分必要。為此，筆者采用單調(diào)加載及低周反復(fù)加載對8個9mm冷彎薄壁型鋼-定向刨花板組合墻體進行試驗研究，分析墻面板及加載方式對其抗側(cè)性能指標(biāo)的影響，旨在為冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)相關(guān)規(guī)范的完善提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗共設(shè)計了2組共8個1∶1足尺單面覆9mm定向刨花板的冷彎薄壁型鋼組合墻體試件，其編號及主要參數(shù)見表1。

表1 試件編號及參數(shù)

W-A墻體試件由立柱、上下導(dǎo)軌、扁鋼帶及9mm厚定向刨花板組成，墻體尺寸為3.0m×2.4m，立柱間距為600mm。試件的鋼材強度等級為Q345B，立柱為C89×44×12×1.0mm，上下導(dǎo)軌為U89×44×1.0mm，在面板水平接縫處設(shè)置50mm×1.0mm(寬×厚)鋼帶。采用ST4.8自攻自鉆螺釘連接冷彎薄壁型鋼構(gòu)件，定向刨花版與立柱的螺釘連接間距為面板四邊間距為150mm，面板內(nèi)部螺釘間距為300mm，W-A墻體試件構(gòu)造尺寸如圖1(a)所示。

試件W-B的尺寸為3.3m×2.4m，在立柱中部設(shè)置水平橫撐，規(guī)格為U89×44×1.0mm，墻面板與立柱連接的螺釘間距均為150mm，其他構(gòu)造與W-A相同，W-B墻體試件構(gòu)造尺寸如圖1(b)所示。

圖1 試件構(gòu)造尺寸詳圖(單位：mm)

1.2 材料材性

鋼材材性依據(jù)《金屬材料拉伸試驗：第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)[10]測得，鋼材屈服強度fy=320N/mm2，抗拉強度fu=379N/mm2，彈性模量E=2.23×105MPa，伸長率為34%。

1.3 試驗裝置及加載制度

豎向荷載采用千斤頂作用在分配梁的中點，千斤頂?shù)锥斯潭ㄔ诜峙淞荷?，頂端可以在反力梁上滾動，因此豎向荷載的位置相對于剪力墻試件不會發(fā)生變化，實現(xiàn)荷載的跟動。水平荷載采用拉、壓千斤頂作用在墻頂部的剛性梁上，千斤頂和墻體的頂梁有效連接，可以實現(xiàn)對墻體施加往復(fù)的拉、壓作用，試驗裝置如圖2所示。在試件頂端兩側(cè)布置側(cè)向支撐，防止墻體在試驗過程中發(fā)生面外傾斜。對于不施加豎向荷載的墻體試件，只需將豎向千斤頂上升并拆去分配梁。

圖2 試驗裝置

對于單調(diào)加載，首先施加豎向荷載至35kN，試驗過程中豎向荷載保持不變。水平加載采用位移控制，以0.02mm/s的速度遞增加載，直至試件破壞。若不進行豎向加載，可直接進行水平單調(diào)加載。

圖3 位移計布置圖

對于低周反復(fù)加載，根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101-2015)[11]，首先施加豎向荷載至35kN并保持不變。對于低周反復(fù)水平加載，在試件屈服前按4級單循環(huán)加載至屈服荷載Py，在試件屈服后每級位移極差為0.5Δy，循環(huán)3次直到試件破壞，其中屈服荷載依據(jù)單調(diào)加載試驗確定。若不進行豎向加載，可直接進行低周反復(fù)水平加載。

1.4 測點布置

試件的位移計布置如圖3所示，D1用于測量試件加載頂梁水平位移，D2用于測量加載梁頂與試件頂部的相對水平位移，D3用于測量試件底部相對地面的水平位移，D4用于測量加載底梁相對地面的水平位移，D5、D6及D7、D8用于測量試件相對加載底梁的垂直方向的位移，D9用于測量試件中部的平面外位移。

2 試驗現(xiàn)象

所有墻體試件的主要破壞均發(fā)生在定向刨花板與鋼龍骨的連接處，以W-B1試驗現(xiàn)象為例，組合墻體破壞特征如圖4所示。當(dāng)位移加至35mm時，部分螺釘傾斜、接縫處定向刨花板起鼓；當(dāng)位移加至77mm時，螺釘釘頭凹陷；加載至84mm時，定向刨花板周邊及角部螺釘拉脫。墻面板對鋼龍骨立柱提供了有效的側(cè)向支撐效應(yīng)，當(dāng)連接處發(fā)生破壞后，墻面板與鋼龍骨立柱不能共同工作，覆面板對立柱的支撐作用減少，立柱承載力降低，墻面板的破壞明顯。對于低周反復(fù)加載的試件，破壞部位及特征與單調(diào)加載基本一致，但在正、負荷載循環(huán)作用下，破壞現(xiàn)象更嚴(yán)重。

圖4 組合墻體破壞特征

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 試驗結(jié)果

墻體實際剪切變形依據(jù)《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227-2011)[12]B.0.6計算得到，W-A組合墻體試件的荷載-位移曲線(P-Δ曲線)如圖5所示，W-B組合墻體試件的荷載-位移曲線如圖6所示，骨架曲線對比如圖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

根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101-2015)[11]規(guī)定，將P-Δ骨架曲線中峰值點對應(yīng)的荷載及位移定義為峰值荷載Pmax及峰值位移Δmax，將荷載降至85%時對應(yīng)的荷載及位移定義為破壞荷載Pu及破壞位移Δu，采用能量等效面積法[11]確定屈服荷載Py及屈服位移Δy。試件單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計值Sh，在單調(diào)水平加載時，按照《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ227-2011)[12]8.2.4款條文說明進行計算，在低周反復(fù)加載時，參照文獻[6]的計算方法進行計算。各試件的主要試驗結(jié)果如表2所示。

3.2 主要試驗結(jié)果對比分析

1)同組試件結(jié)果比較。由圖5滯回曲線可知，W-A系列試件試驗加載初期，曲線較為飽滿；隨荷載增大，滑移量逐漸增大，試件在加載過程中出現(xiàn)空載滑移現(xiàn)象；加載后期，墻體滑移量很大且剛度明顯降低，耗能明顯減弱。比較圖7(a)所示的骨架曲線可知，在試件屈服前單調(diào)加載與低周反復(fù)加載試件的剛度基本相同。由表2可知，單調(diào)加載與反復(fù)加載相比，屈服荷載Py增加約2.4%～10.3%，峰值荷載增加約4.9%～15.9%，破壞荷載增加約4.9%～15.9%。試件單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計值在單調(diào)加載時為7.55kN/m，在低周反復(fù)加載時為5.02～5.54kN/m，低周反復(fù)加載與單調(diào)加載相比約降低26.6%～33.5%。

由圖6滯回曲線可知，W-B系列試件在加載初期與W-A試件類似，曲線較為飽滿；但隨著荷載增加，W-B3試件荷載陡降，W-B4試件突然發(fā)生破壞，主要原因為墻面板與墻架柱的螺釘連接大部分發(fā)生破壞，面板的側(cè)向支撐效應(yīng)失效，導(dǎo)致承載力降低。比較圖7(b)所示骨架曲線可知，W-B1與W-B2試件設(shè)計一致，試驗結(jié)果卻相差較大，且在加載初期，單調(diào)加載試件W-B2與低周反復(fù)加載試件的剛度基本相同，而W-B1試件剛度偏小，這與W-A系列試件結(jié)果不一致，原因為安裝誤差及定向刨花板材性相差較大。當(dāng)W-B1試件的荷載增加至35mm時，墻架柱發(fā)生屈曲，因此W-B1試件數(shù)據(jù)不能真實反應(yīng)組合墻體的抗側(cè)性能，后續(xù)分析W-B單調(diào)加載系列試件時以W-B2的試驗結(jié)果為準(zhǔn)。由表2可知，單調(diào)加載與反復(fù)加載相比，屈服荷載Py增加約5.8%～9.3%，峰值荷載增加約6.9%～11%，破壞荷載增加約6.9%～11%。W-B試件單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計值Sh在單調(diào)加載時為5.68kN/m，在低周反復(fù)加載時為3.94～4.10kN/m，低周反復(fù)加載與單調(diào)加載相比約降低27.8%～30.6%。

圖7 骨架曲線對比圖

試件編號屈服點Py/kNΔy/mm峰值點Pmax/kNΔmax/mm破壞點Pu/kNΔu/mmSh/(kN·m-1)W-A121.5023.9026.8451.2122.8168.007.55W-A220.2517.1024.5040.0020.8362.805.31W-A319.5016.7023.1635.7019.6962.405.02W-A421.0017.8025.5935.5021.7560.805.54W-B122.5040.1023.7046.2020.1556.006.67W-B216.5034.5020.2069.2017.1781.705.68W-B315.6024.1018.9035.1016.0735.504.10W-B415.1020.8018.2034.7015.4748.603.94

2組試件試驗結(jié)果均說明以下幾點：試件屈服前單調(diào)加載和反復(fù)加載的墻體剛度基本相同，但單調(diào)加載的屈服荷載、峰值荷載及破壞荷載均高于反復(fù)加載試件；2組試件單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計值在低周反復(fù)加載時均低于單調(diào)加載，約降低29.6%。

2)各組試件之間結(jié)果對比。由圖7(c)可知，W-A系列試件各項抗側(cè)性能指標(biāo)均優(yōu)于W-B，減小W-B系列試件的中間螺釘間距并不能有效提高墻體的受剪承載力，且由文獻[13]可知，墻體高度從3m增加至3.3m，尺寸效應(yīng)不明顯，則說明施加豎向荷載降低了組合墻體的抗側(cè)性能。

4 結(jié)論

1)試件屈服前單調(diào)加載和反復(fù)加載的墻體剛度基本相同，但單調(diào)加載的屈服荷載、峰值荷載及破壞荷載均高于反復(fù)加載試件，說明加載方式對墻體屈服前的剛度影響不明顯，僅影響墻體的受剪承載能力。

2)W-A系列試件單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計值在單調(diào)加載時為7.55kN/m，在低周反復(fù)加載時為5.02～5.54kN/m，低周反復(fù)加載與單調(diào)加載相比約降低26.6%～33.5%；W-B系列試件單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計值在單調(diào)加載時為5.68kN/m，在低周反復(fù)加載時為3.94～4.10kN/m，低周反復(fù)加載與單調(diào)加載相比約降低27.8%～30.6%，說明2組試件單位長度抗剪墻的受剪承載力設(shè)計值在低周反復(fù)加載時均低于單調(diào)加載，約降低29.6%。

3)減小試件中間的螺釘間距不能有效提高組合墻體的受剪承載力。在組合墻體尺寸效應(yīng)不明顯的情況下，施加豎向荷載的試件各項抗側(cè)性能指標(biāo)均低于未施加豎向荷載的試件，說明施加豎向荷載會降低組合墻體的抗側(cè)性能。

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