姚謙峰，李 挺,2，郭 猛，袁 泉

(1. 北京交通大學土木建筑工程學院，北京 100044；2. 城市建設研究院，北京 100029)

密肋輕鋼龍骨復合墻體的抗剪性能

姚謙峰1，李 挺1,2，郭 猛1，袁 泉1

(1. 北京交通大學土木建筑工程學院，北京 100044；2. 城市建設研究院，北京 100029)

密肋輕鋼龍骨復合墻體是密肋結構體系中的一種新型墻體構件形式，具有現(xiàn)場施工連接方便，易于工廠成批化加工等優(yōu)點．為了研究其墻體的承載性能，對1/2比例密肋輕鋼龍骨復合墻體與普通密肋復合墻體進行了低周反復荷載試驗，對比研究了密肋輕鋼龍骨復合墻體的破壞形態(tài)、鋼骨應變變化規(guī)律、抗剪承載力影響因素及其實用計算公式等．試驗結果表明，兩者的破壞形態(tài)基本一致，輕鋼龍骨復合墻體的承載力明顯高于普通密肋復合墻體．最后結合試驗數(shù)據(jù)給出了密肋輕鋼龍骨復合墻體的開裂荷載與極限抗剪承載力的建議計算公式．

密肋結構；密肋輕鋼龍骨復合墻體；試驗研究；開裂荷載；抗剪承載力

密肋結構是一種新的結構形式，其研究始于20世紀90年代初，是一種具有生態(tài)環(huán)保、節(jié)能抗震的新型建筑結構體系[1-4]．其結構構造由預制密肋復合墻板與隱形外框及樓蓋裝砌整澆而成．其中，密肋復合墻板是以截面及配筋較小的混凝土框格為骨架，內(nèi)嵌以爐渣、粉煤灰等工業(yè)廢料為主要原料的輕質(zhì)混凝土砌塊預制而成．

密肋輕鋼龍骨復合墻體是將普通密肋墻體肋格中鋼筋骨架用輕鋼代替，并適當配以構造鋼筋，使密肋結構向大開間、中高層建筑發(fā)展成為可能，優(yōu)點如下：①輕鋼龍骨自重小，強度高，可工業(yè)化生產(chǎn)；②輕鋼龍骨在墻體中既可作為骨架支撐，又可作為受力構件，與隱性外框有很好的連接；③橫向與豎向輕鋼龍骨通過焊接或螺栓連接形成骨架，整體性更好；④輕鋼與混凝土相結合，克服了單純輕鋼結構抗側(cè)剛度小，保溫、隔音、防火性能差等缺點．

筆者對密肋輕鋼龍骨復合墻體與普通密肋復合墻體進行低周反復加載試驗，通過與普通復合墻的對比分析，重點介紹密肋輕鋼龍骨復合墻體的破壞形態(tài)、鋼骨應變變化規(guī)律和承載力試驗，根據(jù)試驗結果提出承載力計算公式，為新型復合墻體在密肋結構體系中的應用研究提供科學依據(jù)．

1 試驗研究

1.1 試件設計

本文試驗共選墻體試件兩榀，一榀是密肋輕鋼龍骨復合墻體(編號DW-5)，另一榀為普通密肋墻體(編號DW-6)．研究目的是在相同截面尺寸、含鋼率及加荷條件下對比兩者承載力的差異．

DW-5中肋梁、肋柱截面均為100,mm×50,mm，邊框柱、邊框梁截面均為100,mm×100,mm，邊框梁縱筋選用4Ф6，外框柱縱筋為4Ф14，肋格中輕鋼龍骨選用8根輕鋼L30×30×3，屈服強度為307,MPa，極限強度429,MPa，端部采用封頭板增強在外框中的錨固．截面尺寸配筋見圖1，混凝土、砌塊材料特性見表1和表2．

圖1 試件配筋Fig.1 Reinforcement details of specimen

表2 輕質(zhì)加氣混凝土砌塊材料特性Tab.2 Masonry material parameters

1.2 試驗裝置及加載方式

本試驗試件采用水平低周反復加載，試驗加載裝置如圖2，加載方式如下．

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Experimental set-up

(1)豎向加載．設計豎向荷載值為110 kN，通過千斤頂施加在分配梁上，經(jīng)二次分配后分別作用于肋柱和框柱上．待豎向荷載穩(wěn)定后開始施加水平荷載，同時保持豎向荷載不變．

(2)水平加載．采用作動器：推力640,kN，拉力445,kN，沖程為±250,mm．試驗采用混合加載方式，試件屈服前采用荷載控制，之后采用位移控制加載，以級差3,mm、4,mm、5,mm遞增，每級循環(huán)3次，加載至位移約為3倍屈服位移時停止反復加載．之后進行單調(diào)加載直至試件破壞．

2 試驗結果及分析

2.1 破壞過程與現(xiàn)象

從應力應變曲線可知：復合墻體的破壞大致經(jīng)歷3個階段：①當荷載達到最大值約40%以前，荷載位移曲線接近線性變化，為彈性工作階段；②荷載達到最大值的80%～85%，墻體裂縫發(fā)展明顯，荷載位移曲線剛度顯著下降，為彈塑性工作階段；③荷載繼續(xù)增加，當達到極限荷載時，試件破壞現(xiàn)象嚴重，墻體承載力隨位移的增加而下降，為墻體的破壞階段．

彈性工作階段：此階段墻體作為一個整體受力構件，砌塊、肋格、外框變形協(xié)調(diào)，力學性能可視為一種復合材料等效彈性板．荷載位移曲線基本呈線性，試件卸載后殘余變形很小，曲線上顯示剛度基本無變化．隨著荷載的增加，曲線上出現(xiàn)明顯拐點，即達到開裂荷載，此時密肋輕鋼龍骨復合墻體個別砌塊在拼縫處或周邊出現(xiàn)微裂縫．DW-5的開裂荷載為38.7,kN，DW-6的開裂荷載為25.2,kN．

彈塑性工作階段：隨著荷載的繼續(xù)增加，砌塊裂縫增加明顯，部分裂縫延伸進入肋梁、肋柱中，外框中也出現(xiàn)了部分微裂縫．但由于肋梁、肋柱、外框所形成的框格整體性較好，其相對于內(nèi)嵌輕質(zhì)混凝土砌塊的強度、彈性模量都有所增大，從而有效地約束了砌塊中裂縫的發(fā)展．當達到屈服荷載時，DW-5多條裂縫延伸到肋梁中，個別出現(xiàn)貫通現(xiàn)象．此時砌塊出現(xiàn)輕微剝落，肋柱中出現(xiàn)裂縫較少，兩側(cè)外框柱均在中下部產(chǎn)生少量水平裂縫，并延伸至墻體側(cè)面．此時墻體剛度退化明顯，滯回環(huán)面積增大，卸載后殘余變形大，塑性變形顯著．

破壞階段：荷載繼續(xù)增加，DW-5中的裂縫已在部分肋梁中貫通，延伸至框柱，并逐步形成沿對角線方向貫通整個墻體的彌散裂縫，各層砌塊出現(xiàn)破碎剝落現(xiàn)象，并逐步退出工作，壓區(qū)混凝土部分壓碎．當達到極限位移時，墻體出現(xiàn)剪切滑移變形，肋梁上混凝土表皮脫落明顯，最終退化成僅由肋格和外框組成的純框架，且在肋梁上出現(xiàn)多處塑形鉸區(qū)．此時雖達到極限狀態(tài)，但仍可以承擔全部的豎向荷載，具有良好的抗倒塌能力．試驗得到DW-5的極限荷載為124.8,kN，DW-6的極限荷載為81.5,kN．兩榀試件的最終破壞狀況如圖3所示．

2.2 破壞現(xiàn)象分析

密肋輕鋼龍骨復合墻體與普通密肋復合墻體在試驗中的破壞形態(tài)大致相同，均是遵循“砌塊—肋格—外框”的破壞順序，屬剪切型破壞特征．

分析兩者墻體破壞現(xiàn)象的差別可知，密肋輕鋼龍骨復合墻體肋格表皮脫落現(xiàn)象較普通墻板嚴重，其中個別肋梁表皮大面積脫落，梁內(nèi)部的輕鋼龍骨清晰可見，表明肋格混凝土與輕鋼龍骨粘結性能較普通鋼筋混凝土差；輕鋼龍骨密肋墻體中砌塊的破壞程度也遠較標準墻體嚴重．產(chǎn)生上述差別的原因是：①由于肋格的截面較小，限制了輕鋼龍骨的擺放并致使混凝土的保護層厚度偏??；②肋格中未配置必要的構造縱筋及箍筋；③輕鋼龍骨節(jié)點處由焊接形成骨架，由于其整體性強、剛度大，在加載過程中發(fā)生變形，存儲了相當大的彈性應變能，當內(nèi)填砌塊達到極限強度后，輕鋼龍骨因受力減小而恢復變形，即刻釋放能量，導致砌塊、混凝土破碎甚至脫落，所以DW-5的砌塊開裂破壞現(xiàn)象表現(xiàn)得更為充分．

圖3 試件破壞外觀Fig.3 Failure model of specimens

2.3 承載力分析

密肋輕鋼龍骨復合墻體與標準密肋復合墻體的抗震承載力試驗實測值見表3，兩者骨架曲線對比見圖4．

表3 試件荷載特征點Tab.3 Characteristic points of load of specimens

從圖4中可以得到墻體的開裂荷載點、屈服荷載點、最大荷載點和極限位移點，為承載力的對比提供依據(jù)．

其中，開裂荷載確定是以滯回曲線出現(xiàn)較明顯拐點且滿足其為極限荷載的30%～40%為依據(jù)，屈服荷載采用圖解法且滿足其為極限荷載的80%～85%的方法確定，極限荷載取實測的荷載最大值，破壞荷載按實際位移確定，即層間位移角為1/50時認為墻體達到破壞，以上荷載及位移值均取正反方向的平均值．

圖4 試件骨架曲線Fig.4 Skeleton curves of specimen

由表3及圖4分析可知：

(1)密肋輕鋼龍骨復合墻體開裂荷載比普通墻板提高了53%，說明肋格中輕鋼龍骨的存在延緩了墻體裂縫的出現(xiàn)．其原因是當側(cè)向荷載引起的框格混凝土與砌體之間的界面應力超過這兩種不同材料間的化學膠著強度時，填充砌體在某些部位與外框格分離，形成砌體斜壓桿并出現(xiàn)裂縫，此時達到開裂荷載；而輕鋼龍骨增加了密肋墻體的剛度，限制了墻體位移，有效減小了框格混凝土與砌體間的界面應力，從而大幅提高了墻體開裂荷載；

(2)密肋輕鋼龍骨框格復合墻體的屈服、極限荷載較標準墻板分別提高了54%和53%，承載力增加明顯．這是因為輕鋼強度高，且通過焊接形成骨架，整體性好，自身節(jié)點承載性能強，作為骨架支撐時可更好的保護外框節(jié)點；同時，與隱性外框有很好的結合，二者協(xié)同工作性能強；

(3)屈強比是屈服強度與極限強度的比值，從表中看出DW-5與DW-6相差不大，從屈服到極限荷載發(fā)展過程所對應的位移較長，也就是有約束的屈服段較長，安全儲備大．破壞時，DW-5實測位移為30.0,mm，對應荷載仍在極限荷載的90%以上，反映出墻體在大震下有很好的抗倒塌能力．

2.4 鋼筋應變分析

2.4.1 外框柱鋼筋應變

如圖5(a)所示，外框柱鋼筋在低周反復荷載下受墻體整體彎曲作用明顯，表現(xiàn)為一側(cè)受拉一側(cè)受壓，但DW-5表現(xiàn)出同側(cè)受拉應變要明顯大于受壓應變，其原因在于輕鋼龍骨有更好的支撐作用，在受壓時肋柱分擔了部分壓應力，而受拉時作用不大；開裂前整體性強，墻體協(xié)同工作，外框柱鋼筋應變小且隨荷載的增減呈線性變化．進入彈塑性階段后，砌塊逐漸開裂且退出工作，墻體內(nèi)力重分布，外框柱鋼筋值突然增大．從DW-5鋼筋應變可以看出，在達屈服荷載后，外框柱鋼筋開始屈服，依然主要承受拉、壓應力．

2.4.2 肋柱輕鋼龍骨應變

肋柱按其在墻體中位置不同可分為邊肋柱與內(nèi)肋柱，應變?nèi)鐖D5(b)和(c)所示．

(1)邊肋柱．邊肋柱輕鋼應變較小，在開裂前呈拉壓線性變化，而開裂后其應變逐漸由拉壓型向受拉型轉(zhuǎn)變，破壞時有少量屈服．開裂前砌塊的抗剪作用大，應變呈拉壓線性變化說明邊肋柱主要與外框柱共同抵抗彎矩，開裂后砌塊承擔的剪力卸載給附近的肋梁和肋柱，墻體的力學模型由整體彈性板過渡為剛架斜壓桿，邊肋柱通過銷栓作用承擔部分剪力，而墻體最后破壞現(xiàn)象可以看出邊肋柱混凝土裂縫很少，即所承擔的銷栓力小，所以邊肋柱應變?。c普通墻板DW-6相比，輕鋼龍骨應變要遠小于鋼筋龍骨的應變，這與DW-5內(nèi)墻板和外框柱整體性更好、輕鋼龍骨強度更高有關．

(2)內(nèi)肋柱．墻體開裂前輕鋼龍骨應變較小，開裂后應變有較小的突增，在骨架曲線超過極值點進入下降段后，部分輕鋼龍骨開始屈服．內(nèi)肋柱輕鋼龍骨主要通過銷栓作用承擔剪力，對裂縫的開展與擴張起到限制作用．

2.4.3 肋梁輕鋼龍骨應變

肋梁由于與肋柱相交的關系可分為內(nèi)肋柱間肋梁和內(nèi)肋柱與邊肋柱間肋梁，應變?nèi)鐖D5(d)和(e)所示．

(1)內(nèi)肋柱間肋梁．在達開裂荷載前，輕鋼龍骨應變較?。划攭w開裂且裂縫延伸到肋梁中時，輕鋼龍骨應變有較明顯突變但總體應變值不大；進入破壞階段后，應變值繼續(xù)增長，但均未達到屈服．

(2)內(nèi)肋柱與邊肋柱間肋梁．開裂荷載前內(nèi)肋柱與邊肋柱間肋梁應變較?。粔w開裂后應變有突變；進入破壞階段后，內(nèi)肋柱與邊肋柱間肋梁逐漸屈服，表現(xiàn)出左右兩側(cè)的砌塊開裂比中間砌塊要嚴重，肋梁貫通裂縫多，表皮混凝土開裂明顯．

綜上所述，砌塊對墻體的抗側(cè)剛度貢獻較大，分擔部分水平荷載；肋梁主要承擔水平剪力，并對砌塊形成有效約束，限制砌塊裂縫的延伸與發(fā)展；邊肋柱在彈性階段分擔部分整體彎矩，彈塑性階段承擔部分水平荷載；內(nèi)肋柱通過銷栓作用分擔部分水平荷載；外框柱主要承擔整體彎矩．

圖5 應變曲線Fig.5 Strain curves

3 抗剪承載力計算

3.1 墻體開裂荷載計算公式

開裂荷載指墻板砌塊在均勻分布細小微裂縫的基礎上突然出現(xiàn)明顯裂縫時試件所承擔的荷載，骨架曲線表現(xiàn)為曲率有一定的突變．本文以第1批明顯裂縫的出現(xiàn)作為衡量標準．

彈性階段，墻體可視為一種以輕質(zhì)砌塊為基體，混凝土肋梁、肋柱、外框為增強纖維的復合材料等效彈性板，所以在達開裂荷載時密肋輕鋼龍骨復合墻體與普通密肋復合墻體計算方法相同．這里取密肋輕鋼龍骨復合墻體開裂荷載計算公式為

式中：qtf為砌塊抗拉強度；qσ為砌塊正應力；zη為肋梁肋柱對砌塊的約束效應及混凝土漿液滲入系數(shù)．對于普通密肋復合墻體，根據(jù)試驗結果建議zη的取值為1.05，而對于密肋輕鋼龍骨復合墻體，由于輕鋼龍骨的存在肋梁肋柱對砌塊的約束明顯加強，故zη的取值必然增大，由試驗實測開裂數(shù)據(jù)回代反算得zη為1.61．則密肋輕鋼龍骨復合墻體的開裂荷載計算公式為

3.2 墻體抗剪承載力計算公式

根據(jù)前期對密肋復合墻斜截面承載力的研究結論[4]，墻體抗剪性能主要是由肋梁鋼筋抗拉作用、砌塊裂縫面咬合作用、豎向壓力作用以及肋柱和框架柱中垂直鋼筋的銷栓作用等組成，影響因素主要有剪跨比、軸壓比、加載方式、肋格含鋼率、肋格劃分及截面面積、混凝土強度、輕鋼翼緣寬度與肋格寬度之比等．文獻[5]中普通密肋復合墻體的抗剪承載力的計算公式為

式中：Ac為混凝土的截面面積；ft為混凝土抗拉強度；Aq為砌塊截面面積； fyh為肋梁縱筋設計強度；Ash為單個肋梁的鋼筋面積．

對于密肋輕鋼龍骨復合墻體，由于肋格中改用輕鋼，所以肋梁的抗剪承載力改為(m?1)fahAah，m為肋格的層數(shù)，fah為肋梁輕鋼抗拉強度，Aah為單個肋梁中輕鋼的截面面積．參考《型鋼混凝土組合結構技術規(guī)程》(JGJ 138—2001)、型鋼剪力墻抗剪公式及內(nèi)加型鋼剪力墻中型鋼的抗剪作用[6-7]，本文提出肋柱中輕鋼的銷栓作用為其中：fav為肋柱中輕鋼的抗剪強度；Aav為單個肋柱中輕鋼的截面面積；n為墻體中肋格的跨數(shù)．所以密肋輕鋼龍骨復合墻體的抗剪承載力計算公式為

式中1α、2α分別為肋梁肋柱的影響系數(shù)，因為輕鋼與混凝土粘結性較鋼筋與混凝土粘結性差，再由試驗知達最大承載力時，輕鋼的應變小于鋼筋應變，且內(nèi)肋柱貢獻小于外框柱，所以通過試驗及理論分析本文將公式調(diào)整系數(shù)定為α1=0.88，α2=0.6．

4 墻體設計建議與應用前景展望

4.1 設計建議

(1)在肋格中加入適量縱筋及箍筋，增大輕鋼龍骨與混凝土的共同工作性能，并適當調(diào)整外框柱配筋，防止墻體發(fā)生彎曲破壞．

(2)軸壓力在一定范圍內(nèi)對抗剪有利，但過大的軸壓應力可使墻體發(fā)生端部混凝土被壓碎，屬于不利的破壞模式，建議N≤0.2fcb h ．

(3)剪跨比決定著墻體受力過程中彎曲和剪切作用的比例，本文借鑒課題組前期研究成果及型鋼混凝土組合技術規(guī)程，建議剪跨比λ取值范圍為1.0＜λ＜2.2．

4.2 應用前景

試驗研究及理論分析表明：對于墻體構件來說，密肋輕鋼龍骨復合墻體具有整體性好、抗側(cè)剛度大、可工業(yè)化生產(chǎn)、保溫、隔音、防火性好等優(yōu)點．對于結構體系來說，密肋輕鋼龍骨復合墻體結構是一種理想的結構形式，它有效地將密肋復合墻體和輕鋼混凝土結構優(yōu)化成一種結合性較好、承載力較高、抗震性能優(yōu)良、生態(tài)環(huán)保的結構體系，它不僅豐富了密肋結構在工業(yè)民用建筑的應用范圍，而且使密肋結構向大開間、中高層建筑發(fā)展成為可能，在進一步的試驗與理論研究后會有廣闊的應用前景．

5 結 論

(1)密肋輕鋼龍骨復合墻體低周反復荷載試驗表明，墻體的破壞經(jīng)歷3個階段：彈性工作階段、彈塑性工作階段和破壞階段，破壞形態(tài)與普通密肋復合墻體大致相同．輕鋼龍骨密肋復合墻體的承載力明顯優(yōu)于普通密肋復合墻體，延性與后者基本相同，是一種用于中高層及大跨密肋結構中的理想的新型復合墻體．

(2)根據(jù)試驗結果提出了密肋輕鋼龍骨復合墻體開裂荷載的計算公式及抗剪承載力的計算公式，為該新型密肋墻體承載力的進一步研究提供了依據(jù)．

(3)與普通密肋復合墻對比可知，密肋輕鋼龍骨復合墻體中的肋梁肋柱采用輕鋼龍骨后，在提高承載力的同時，也帶來一些不利的破壞現(xiàn)象；為使其得到工程應用，需要更合理地設計肋格截面，配置適量的構造縱筋及箍筋，同時還要調(diào)整外框柱的配筋，在保證墻體發(fā)生剪切破壞的理想破壞狀態(tài)下充分發(fā)揮外框柱鋼筋的作用．

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Shear Bearing Capacity on Multi-Ribbed Composite Wall with Light-Gauge Steel

YAO Qian-feng1，LI Ting1,2，GUO Meng1，YUAN Quan1
(1. School of Civil Engineering，Beijing Jiaotong University，Beijing 100044，China；
2. China Urban Construction Design and Research Institute，Beijing 100029，China)

Multi-ribbed composite wall with light-gauge steel was a new wall with the benefits of easily construct connection、convenient factory cure and so on. In order to study the bearing capacity of multi-ribbed composite wall，based on experiment of two 1/2 scare composite walls，one of which was general composite wall and the other was composite wall with light-gauge steel，under low frequency cyclic and reversed lateral load，failure type and earthquake behavior about bearing capacity on them were studied. The results show that both of them have the same failure type，but the bearing capacity of the composite wall with light-gauge steel is better than the general composite wall. According to the experiment statistics，calculation formulae for cracking load and shear bearing capacity of multi-ribbed composite wall with light-gauge steel were given.

multi-ribbed structure；multi-ribbed composite wall with light-gauge steel；testing research；cracking load；shear bearing capacity

TU375

A

0493-2137(2011)07-0587-06

2010-03-12；

2010-05-31.

“十一五”國家科技支撐計劃資助項目(2006BAJ04A02-05).

姚謙峰（1956—2010），男，教授.

李 挺，tingting8107@hotmail.com.