閆維明， 田 宇， 虞 誠,2， 謝志強

(1.北京工業(yè)大學工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點實驗室， 北京 100124；2.北得克薩斯大學工程技術(shù)系， 登頓 76207； 3.北京建筑大學土木與交通工程學院， 北京 100044)

波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼組合墻由于其承載力高，初始抗側(cè)剛度大，引起國內(nèi)外學者的廣泛關注與研究. 早在2004年，F(xiàn)ül?p等[1]對3種不同覆面板材料的墻體試件進行試驗研究，其中就包括覆面板為波紋鋼板的組合墻. 2007年，Stojadinovic等[2]對44組單面或雙面覆波紋鋼板的組合墻進行循環(huán)往復加載試驗. 所有墻體試件均采用14.30mm肋高的波紋鋼板. 然而，與常規(guī)的龍骨式剪力墻不同，Stojadinovic和Tipping的試驗中，所有試件墻體的邊立柱均采用截面尺寸為152.00 mm×102.00 mm×9.50 mm的熱軋方鋼管進行加固. 這種做法避免邊立柱的破壞，并且不需要再另外設置抗拔件.

早在2006年，我國學者便對冷彎薄壁型鋼組合墻開展大量的試驗與理論研究. 周緒紅等[3]進行冷彎薄壁型鋼組合墻抗剪性能試驗研究，研究結(jié)果表明：墻面板材料對組合墻的抗剪承載力影響較大. 石宇等[4]對10塊冷彎薄壁型鋼組合墻進行低周往復加載試驗并建立冷彎薄壁型鋼組合墻退化四線型恢復力模型. 何保康等[5]、周天華等[6]對高強冷彎薄壁型鋼組合墻進行受剪性能試驗研究，研究結(jié)果表明，各類墻體單調(diào)加載試件抗剪承載力均比低周往復加載試件的高. 李元齊等[7]對S350冷彎薄壁型鋼龍骨式復合墻體進行抗剪性能試驗，以研究開洞尺寸及位置對復合墻體抗剪性能的影響. 謝志強等[8]、閆維明等[9]將鎖鉚連接引入冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)領域，對該連接方式進行可行性研究，并提出其本構(gòu)模型.

近年來，北德克薩斯大學對波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼組合墻開展一系列試驗與理論研究. Yu等[10]對該種剪力墻試驗研究發(fā)現(xiàn)，與采用平鋼板、膠合木面板和定向刨花板相比，波紋鋼板覆面組合墻具有更高的抗側(cè)剛度和抗剪強度，但其延性最差. Zhang等[11]對水平荷載和豎向/重力荷載同時作用下的波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼組合墻足尺試件進行試驗研究，試驗結(jié)果表明在施加適量水平重力荷載作用下，組合墻的抗剪強度和初始剛度略有增加，但其存在承載力突降，延性差等問題. 為了提高延性，Yu等[12-13]、Zhang等[14]、趙洋等[15]嘗試將波紋鋼板開洞縫來改變剪力墻破壞模式，提高延性，但組合墻整體承載力會有很大削減，在面板上開口損失結(jié)構(gòu)面板抗火穿透和防潮優(yōu)勢，增加波紋鋼板銹蝕等問題.

本文為解決波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼組合墻延性差、變形能力差等問題，提出了一種帶有延時保護支撐的冷彎薄壁型鋼組合墻，并對其進行抗震性能試驗，探究該墻體的破壞模式及破壞機理，分析不同支撐滑動距離對其抗震性能的影響.

1 延時保護支撐的構(gòu)造與工作原理

1.1 延時保護支撐的構(gòu)造

該延時保護支撐的構(gòu)造見圖1(a)，由延時保護保險絲、螺紋圓鋼、螺紋套筒和桿端軸承組成. 其中延時保護保險絲的構(gòu)造見圖1(b)，由限位鋼板、可滑動鋼拉條、限位螺栓、連接桿組成.

可滑動鋼拉條兩端各有2個螺栓活動孔，螺栓可在螺栓活動孔內(nèi)左右滑動. 可滑動鋼拉條每端用2塊限位鋼板夾持，連接桿焊接在每端的限位鋼板上，一是便于與螺紋圓鋼相連，二是將2塊限位鋼板連接形成夾具. 螺栓穿過限位鋼板上的預留孔并施加一定的預壓力固定滑動鋼拉條使其保持穩(wěn)定. 此時，夾具可在外力作用下左右滑動改變延時保護保險絲長度. 延時保護保險絲通過螺紋套筒與螺紋圓鋼相連，螺紋圓鋼兩端通過螺紋套筒與桿端軸承相連組成整體，最后將桿端軸承和墻體抗拔連接件上的預留孔通過螺栓相連以形成墻體對角支撐，如圖2所示.

1.2 延時保護支撐的工作原理

本文提出的帶有延時保護支撐的冷彎薄壁型鋼組合墻工作理想機制為：覆面板在多遇地震與設防地震作用下為主要的剪力承載構(gòu)件，此時支撐處于滑移階段，不參與受力工作，即延時保護支撐在組合墻設計荷載下不承擔荷載. 在罕遇地震作用下，覆面板所承載的水平力越過最大值進入峰值后階段，此時覆面板承擔的剪力值不斷降低，延時保護支撐達到最大滑移距離進入受力工作狀態(tài)，協(xié)同覆面板共同承擔荷載并提供附加剛度，以防止墻體快速失去承載能力. 隨著墻體頂部位移的增大，支撐可滑動鋼拉條進入屈服狀態(tài)，以提高墻體的耗能能力. 支撐理想工作曲線與帶有延時保護支撐的冷彎薄壁型鋼組合墻理想工作曲線見圖3.

延時保護支撐的目的為：在不改變組合墻極限承載能力的基礎上，改善組合墻的極限變形能力及延性，提高墻體在大震下的工作能力.

由以上討論可知，延時保護支撐共有3個工作階段：1) 滑移階段；2) 彈性階段；3) 屈服階段. 支撐與面板的協(xié)同受力關系可簡化為并聯(lián)關系. 在支撐設計時應先確定墻體的目標性能點，即墻體的目標極限位移. 通過未安裝支撐的冷彎薄壁型鋼組合墻荷載位移曲線的各性能點(峰值點、目標極限位移點)來確定支撐的相關參數(shù)(承載力、剛度)，進而確定支撐工作狀態(tài)臨界點(工作點、屈服點).

2 試驗概況

2.1 試件設計

本次試驗共包含4個足尺組合墻試件，主要包括未安裝支撐的波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼組合墻和不同支撐滑動距離的帶有延時保護支撐的波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼組合墻2種墻體類型. 試驗的墻體均在現(xiàn)場組裝完成. 試驗墻體的高度均為2.44 m，寬度為1.22 m. 為了研究延時保護支撐滑移距離對組合墻性能的影響，試件支撐的滑移距離分別為12.70、 19.05、0 mm. 支撐的尺寸與選材根據(jù)預設目標極限位移角為5%的目標性能點確定，支撐詳細參數(shù)見表1. 試件分組、編號及加載方式見表2. 墻體龍骨構(gòu)件采用鋼鐵制造協(xié)會SSMA的立柱和導軌. 試件的立柱采用C型鋼，型號為350S162-68. 上下導軌采用U型鋼，型號為350T125-68. 以立柱為例350代表截面高度，S代表構(gòu)件類型，162代表截面寬度，68代表截面厚度. 本次試驗所用的墻體骨架構(gòu)件的截面形式及尺寸見圖4，延時保護支撐板件尺寸見圖5.

表1 延時保護滑動支撐各參數(shù)Table 1 Parameters of brace with function of delay protection mm

表2 墻體試件編號及加載方式Table 2 Tests matrix

所有試件的邊立柱采用雙柱截面，2根C型鋼背靠背放置，并通過雙排No.12×1-1/4(5.50 mm×31.80 mm)六角頭自攻螺釘連接，螺釘間距為152 mm. 中立柱為單根C型鋼. 抗拔連接件采用型號為S/HD15S抗拔連接件，并在其側(cè)壁上打孔便于安裝延時保護支撐. 墻體設置有4個抗拔連接件，分別置于墻體的4個角部. 底部抗拔連接件一端通過M20螺栓與底部基礎梁相連，另一端通過No.14×1(6.30 mm×25.40 mm) 六角頭自攻螺釘與邊立柱腹板相連. 頂部抗拔連接件通過No.14×1(6.30 mm×25.40 mm)六角頭自攻螺釘直接與邊立柱腹板相連. 當立柱腹板在與抗拔連接件連接的地方有設備孔時，另在孔洞處焊接補強. 除抗拔螺栓外，另設置2個M16抗剪螺栓將墻體底部導軌固定在基礎梁上.

面板采用型號為Vulcraft 0.6C的波紋鋼板，單塊波紋鋼板尺寸為 938.00 mm×1 220.00 mm×0.87 mm(長×寬×厚)，肋高14.3 mm，橫截面形狀見圖6. 布置面板時應使波紋方向水平. 考慮到波紋鋼板的波紋波長為64 mm及面板螺釘應該位于波谷的情況，波紋鋼板與邊立柱以及導軌連接的螺釘間距為128 mm，波紋鋼板與邊立柱連接的螺釘間距為256 mm. 限于波紋鋼板的尺寸，墻體的覆面板由3塊波紋鋼板組成.

鋼面板在接縫區(qū)域重疊寬度為2個波長的波紋，并通過單排自攻螺釘相連，重疊區(qū)域內(nèi)面板與龍骨連接的螺釘加密. 墻體試件結(jié)構(gòu)布置圖與組合墻現(xiàn)場圖分別見圖7、8所示.

2.2 試驗裝置與測點布置

所有試件的試驗在北德克薩斯大學工程技術(shù)系結(jié)構(gòu)實驗室完成. 試驗裝置與測點布置示意圖見圖9.

作動器頭部通過鉸接裝置與加載梁相連對試件施加水平力. 組合墻的上導軌通過自攻螺釘與T形加載梁連接，下導軌通過普通螺栓與基礎梁連接，以傳遞試驗裝置與試件之間的水平力. 為防止試驗中剪力墻頂部產(chǎn)生平面外位移，在加載梁兩側(cè)布置有側(cè)向滾軸支撐. 試驗中共布置5個位移計，分別記錄墻體試件頂部的水平位移和墻體底部的水平和豎向位移. 水平力通過加載梁和作動器之間的力傳感器采集.

2.3 加載制度

低周往復加載依照美國《建筑抗側(cè)體系豎向構(gòu)件抗剪承載力低周往復加載試驗標準》ASTM E2126[16]中的CUREE加載制度，加載頻率為0.2 Hz. 標準的CUREE加載制度包含40個循環(huán)，為了觀察墻體試件的后屈曲特性，此次試驗在40個標準循環(huán)的基礎上又增加3個循環(huán)，為便于試驗結(jié)果比較，最大位移幅值對所有試件取統(tǒng)一值，即Δ=114.3 mm. 低周往復加載位移時間關系曲線見圖10.

2.4 材性實驗

為確定鋼龍骨、波紋鋼板、可滑動鋼拉條的材料性能，根據(jù)ASTM A370[17]的相關規(guī)定對各構(gòu)件的材料性能進行測試，試驗結(jié)果見表3.

表3 構(gòu)件材料特性Table 3 Material properties of members

3 試驗現(xiàn)象

3.1 無支撐試件

試件破壞模式主要為：1) 底部面板屈曲；2) 螺釘連接失效；3)邊立柱局部屈曲.

在試驗加載初期，試件處于彈性階段；隨著位移的增加，墻體底部面板出現(xiàn)明顯的剪切屈曲變形，從墻體受壓側(cè)的底部面板中上部至墻體受拉側(cè)的底部面板中下部形成一條明顯的受拉帶，方向約呈15°. 在拉力場作用下，面板與龍骨連接的螺釘發(fā)生傾斜，并擠壓面板使得釘孔擴張，此時墻體整體剪切變形加大，表現(xiàn)出明顯的彈塑性行為. 當墻體達到峰值荷載時，位于受拉帶范圍內(nèi)的螺釘受到很大的剪力，釘孔撕裂擴張，導致面板從螺釘頭側(cè)拔出，面板與龍骨的螺釘連接失效，發(fā)生承壓破壞. 面板缺少螺釘?shù)募s束發(fā)生鼓曲，使邊立柱部分螺釘被拔出. 越來越多的螺釘失效導致承載力迅速降低至峰值荷載的80%以下，墻體達到極限狀態(tài). 墻體的破壞模式見圖11.

3.2 有支撐試件

各試件的破壞模式基本類似，主要有：1)底部面板屈曲；2)螺釘連接失效；3)邊立柱局部屈曲；4)支撐鋼拉條屈服.

各試件的試驗現(xiàn)象在峰值荷載前與未安裝支撐的試件基本相同，主要表現(xiàn)在底部面板的屈曲和面板與龍骨連接螺釘?shù)膬A斜. 當試驗墻體達到峰值荷載后，位于受拉帶范圍內(nèi)的螺釘受到很大的剪力，釘孔撕裂擴張，導致面板從螺釘頭側(cè)拔出，面板與龍骨的螺釘連接失效，發(fā)生承壓破壞. 面板缺少螺釘?shù)募s束發(fā)生鼓曲，使邊立柱部分螺釘被拔出. 支撐開始受力工作，其滑移距離達到最大值. 由于支撐拉緊限制了墻體對角線方向的變形，使墻體面板整體性加強，在墻體中上部面板形成多條明顯的受拉帶，支撐的存在提高了墻體面板與龍骨之間連接的利用率. 隨著組合墻水平位移增大，支撐可滑動鋼拉條拉力不斷提高，減緩了組合墻承載力的下降，當支撐可滑動鋼拉條進入屈服階段后，組合墻極限位移達到預設目標，墻體進入極限狀態(tài). 墻體的破壞模式見圖12.

4 試驗結(jié)果與分析

4.1 荷載轉(zhuǎn)角曲線

各試件的荷載- 轉(zhuǎn)角(P-γ)曲線見圖13. 各試件的骨架曲線見圖14. 由圖13、14可以看出，所有墻體的滯回曲線走向和形狀大體相似. 在試驗初始階段，墻體屬于彈性階段，滯回曲線基本呈1條直線且剛度基本保持不變；隨著位移的增加，墻體逐漸進入彈塑性階段，滯回曲線呈弓形，滯回環(huán)面積增大，當卸載至零時存在殘余變形. 位移持續(xù)增大，滯回曲線向反S形發(fā)展，滯回環(huán)面積更大，耗能增加，滯回曲線表現(xiàn)出明顯的“捏攏”現(xiàn)象. 這是由于在往復加載過程中自攻螺釘擠壓波紋鋼板產(chǎn)生孔壁擴張，導致螺釘孔出現(xiàn)較大的“曠動量”，進而使墻體出現(xiàn)空載滑移現(xiàn)象. 螺釘孔閉合過程中，墻體剛度很小，一旦釘孔閉合，墻體剛度立刻上升. 在墻體達到峰值荷載后，墻體進入極限狀態(tài)，螺釘孔擴張更加嚴重，導致墻體面板與龍骨連接接連失效，出現(xiàn)更為明顯的空載滑移現(xiàn)象，滯回環(huán)“捏攏”現(xiàn)象更加嚴重，滯回曲線呈現(xiàn)出扁而平的Z形特征. 滯回曲線表現(xiàn)出明顯的剛度退化和強度退化現(xiàn)象.

4.2 各試件的抗震性能指標的確定

根據(jù)美國ASTM E2126-11[16]的規(guī)定，確定各試件的最大荷載Pmax及其變形Δmax、初始剛度Ke、屈服荷載Py、屈服位移Δy、極限荷載Pu、極限位移Δu、延性系數(shù)μ及其耗能E. 各試件的抗震性能指標見表4.Ke取0.4Pmax與Δe的比值.Py和Δy采用等效能量法(EEEP)來確定. 試件的μ為Δu和Δy的比值. 試件各抗震性能指標確定見圖15. 試件的耗能用耗散能量E表示，低周往復荷載作用下，取所有滯回環(huán)的面積和.

4.3 試驗參數(shù)分析

為了研究支撐滑動距離對墻體抗震性能的影響，對各試件抗震性能指標的變化進行對比分析. 以標準試件SW4×8-CWB為基準，對各試件的峰值荷載、延性系數(shù)、耗能進行歸一化處理.

如圖16所示，相比試件SW4×8-CWB，試件SW4×8-C050和SW4×8-C075的峰值荷載分別提高13.1%、11.2%，試件SW4×8-CFB的峰值荷載提高21.1%. 在墻體峰值后階段的初期，承載力下降速率比較緩慢，此時支撐提供剛度較大，導致墻體抗剪承載力均有一定程度的提高.

如圖16所示，相比試件SW4×8-CWB，試件SW4×8-C050和SW4×8-C075的延性系數(shù)分別提高38.2%、27.5%，試件SW4×8-CFB的延性系數(shù)降低21.8%；試件SW4×8-CFB由于在試驗加載初期支撐已經(jīng)拉緊工作，當墻體面板即將破壞時，支撐鋼拉條已經(jīng)進入屈服狀態(tài)，此時支撐只能提供固定的承載力，不能提供剛度，故當墻體承載力快速下降時，支撐未能提供額外的承載力使得墻體迅速進入極限狀態(tài)而破壞.

如圖16所示，相比試件SW4×8-CWB，各試件耗能均有所提高，尤其是試件SW4×8-C050，其耗散能量提高45.9%. 一方面是在試驗加載后期支撐可滑動鋼拉條屈服，提高了墻體的耗能能力，另一方面由于支撐的存在提高了墻體面板的利用率，使墻體的多處面板均發(fā)生屈曲. 相比未安裝支撐試件，試件SW4×8-C050面板屈曲程度更加嚴重，且上中下面板均發(fā)生不同程度的屈曲和損傷，使得墻體的耗能能力有所提升.

如表5所示，相比于標準試件SW4×8-CWB的極限位移角γu0，各試件的極限位移角γui均有所上升. 尤其試件SW4×8-C050，其γui提高35.8%. 這表明，在組合墻面板與龍骨連接螺釘失效后，支撐工作為組合墻提供附加承載力，延緩其承載力下降，進而提高墻體的極限位移.

表5 各試件的極限位移角Table 5 Ultimate drift of specimens

該延時保護支撐作為波紋鋼板覆面冷彎薄壁型鋼組合墻的安全儲備，支撐對于墻體抗剪承載力的貢獻不應考慮在內(nèi). 因此提出等效極限位移角的概念，取各試件峰值點后承載力等于未加支撐的組合墻的峰值荷載的80%所對應點的層間位移角，記為γuE. 各試件的等效極限位移角見圖17. 相比未安裝支撐試件SW4×8-CWB，試件SW4×8-C075、SW4×8-C050的等效極限位移分別提高24.2%、52.0%. 由于試件SW4×8-C050達到最大加載位移時，其承載力尚未下降到標準試件峰值荷載的80%，故其荷載位移曲線下降段斜率保守取未加支撐組合墻下降段斜率，進而推算出其等效極限位移角.

試件在反復荷載作用下，隨著循環(huán)次數(shù)和位移的不斷加大，波紋鋼板發(fā)生屈曲，墻體發(fā)生破壞，試件的剛度不斷退化，具體表現(xiàn)為相同荷載水平下對應的位移隨循環(huán)次數(shù)的增加而增加. 為了反映試件的剛度退化情況，本文根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[18]規(guī)定，計算等效割線剛度K來反映試件整體抗側(cè)剛度的變化情況. 圖18給出各試件的剛度退化曲線.

由表4和圖18可知，各試件的剛度退化曲線趨勢大致相同. 各試件在試件達到峰值荷載之前，其初始剛度差異小于10%，相同層間位移角下各試件的剛度退化差異較小. 各試件達到最大加載位移時，支撐滑動距離為12.7 mm的試件SW4×8-C050殘余剛度明顯高于其余試件，相比于未安裝支撐試件SW4×8-CWB，其殘余剛度提高約118%，且剛度退化速率明顯低于試件SW4×8-CWB. 支撐滑動距離為零的試件SW4×8-CFB的剛度退化曲線在峰值荷載處有明顯的拐點，這是由于支撐限制了龍骨框架的變形，使得波紋鋼板與龍骨之間的相對變形增加，導致面板與龍骨之間自攻螺釘連接大量失效，此時支撐可滑動鋼拉條已經(jīng)屈服，無法繼續(xù)為墻體提供剛度，墻體抗側(cè)剛度和承載能力迅速降低. 可見，安裝具有較優(yōu)支撐滑動距離的延時保護支撐可有效提高組合墻殘余剛度，延緩其剛度退化. 這對于提高墻體的峰值后性能和改善其抗震性能是十分有意義的.

綜上所述，試件SW4X8-C050各方面表現(xiàn)均優(yōu)于其余試件. 相比于標準試件SW4X8-CWB，試件SW4X8-C050的各指標均有一定程度的提高. 分析結(jié)果表明，支撐滑動距離存在較優(yōu)值，且較優(yōu)范圍在12.7 mm附近. 安裝較優(yōu)滑動距離的支撐可有效提高組合墻的抗震性能.

5 結(jié)論

本文為研究帶有延時保護支撐冷彎薄壁型鋼組合墻的抗震性能，對考慮不同支撐滑動距離影響的5面足尺組合墻進行抗震性能試驗，得出以下結(jié)論：

1) 延時保護滑動支撐的工作機理為：在多遇和設防地震作用下，支撐滑移且不參與受力；在罕遇地震作用超過組合墻的抗剪承載力時，支撐達到最大滑移距離并進入受力狀態(tài)，與面板共同提供抗力和剛度，防止承載能力急劇降低.

2) 新型組合墻的破壞模式為：波紋鋼板屈曲、面板與邊立柱間螺釘連接失效、支撐可滑動鋼拉條屈服.

3) 延時保護支撐的滑移距離是影響組合墻抗震性能的重要因素，該距離存在較優(yōu)值. 較優(yōu)滑移距離的支撐可較大提高組合墻的延性、極限位移及其耗能，延緩其剛度退化，有效改善其抗震性能.