吳函恒 隋 璐 李 展 陳騰飛 周天華

(長安大學(xué)建筑工程學(xué)院, 西安 710061)

近年來,冷彎薄壁型鋼房屋結(jié)構(gòu)因具有輕質(zhì)高強(qiáng)、保溫隔熱、工業(yè)化生產(chǎn)、裝配式建造等諸多優(yōu)勢,已廣泛應(yīng)用于民用住宅、校舍建筑、康養(yǎng)文旅、特色小鎮(zhèn)等低層房屋體系.在多層房屋體系中,冷彎薄壁型鋼房屋結(jié)構(gòu)也逐步開始得到應(yīng)用.《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[1]和《冷彎薄壁型鋼多層住宅技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 421—2018)[2]的相繼頒布促進(jìn)了冷彎薄壁型鋼房屋結(jié)構(gòu)在我國的推廣與應(yīng)用.

冷彎薄壁型鋼剪力墻是冷彎薄壁型鋼房屋結(jié)構(gòu)體系主要的抗側(cè)力構(gòu)件,其抗側(cè)力性能對房屋結(jié)構(gòu)體系至關(guān)重要.冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)多應(yīng)用于低層房屋體系,國內(nèi)外學(xué)者針對剪力墻抗側(cè)力機(jī)制的研究也往往集中在受剪性能方面.文獻(xiàn)[3-8]指出,影響冷彎薄壁型鋼剪力墻受剪性能的主要因素是墻面板作為應(yīng)力蒙皮的支撐性能,而蒙皮支撐性能則取決于墻面板材料自身、墻面板與龍骨之間的螺釘連接、墻體洞口配置以及墻面板的拼縫構(gòu)造等.由于影響因素眾多,國內(nèi)外設(shè)計(jì)規(guī)范[1-2,9-10]針對冷彎薄壁型鋼剪力墻所采用的抗側(cè)剛度和受剪承載力等相關(guān)指標(biāo)往往通過試驗(yàn)值確定.

實(shí)際上,在水平荷載作用下,冷彎薄壁型鋼剪力墻承受軸力、(傾覆)彎矩和剪力的共同作用.該類結(jié)構(gòu)體系自重較輕,當(dāng)剪力墻的邊龍骨配置不足時,邊龍骨存在因承擔(dān)傾覆彎矩而產(chǎn)生的軸壓失穩(wěn)的風(fēng)險,冷彎薄壁型鋼剪力墻將發(fā)生面內(nèi)彎曲破壞.文獻(xiàn)[11-14]將薄鋼板作為墻面板,以提升剪力墻的受剪能力,其抗側(cè)剛度和受剪承載力也可得到大幅度提高,但剪力墻的邊龍骨在傾覆彎矩作用下容易發(fā)生失穩(wěn)破壞,從而影響墻體的延性.文獻(xiàn)[15-16]分別采用多肢拼合冷彎型鋼構(gòu)件和冷彎型鋼方管混凝土柱作為剪力墻的邊龍骨,墻體的抗(傾覆)彎矩能力顯著提升.對于大高寬比冷彎薄壁型鋼剪力墻,由于傾覆彎矩作用的影響較為顯著,AISI S400[10]和《冷彎薄壁型鋼多層住宅技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 421—2018)[2]均通過高寬比參數(shù)對受剪承載力進(jìn)行折減,以考慮傾覆彎矩的不利影響.

隨著冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)向多層房屋體系發(fā)展,剪力墻的高寬比增大,其傾覆(受彎)效應(yīng)也逐步明顯,但目前針對冷彎薄壁型鋼剪力墻抗傾覆受彎問題的系統(tǒng)研究相對較少.剪力墻傾覆(受彎)破壞與受剪破壞的失效機(jī)制以及相應(yīng)的承載能力和延性等問題亟待解決.鑒于此,本文通過試驗(yàn)研究和理論分析,考察墻面板、邊龍骨和高寬比等因素對冷彎薄壁型鋼剪力墻失效機(jī)制的影響,研究了墻體受剪性能與抗傾覆(受彎)性能的匹配性問題,進(jìn)而提出相應(yīng)的設(shè)計(jì)方法,以期為后續(xù)理論研究和工程應(yīng)用提供參考.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

參照《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227—2011)[1]和《冷彎薄壁型鋼多層住宅技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 421—2018)[2],通過改變蒙皮材料、邊龍骨配置和高寬比等參數(shù),分別設(shè)計(jì)和制作了6個冷彎薄壁型鋼剪力墻足尺試件,以期呈現(xiàn)不同的破壞模式.試件設(shè)計(jì)參數(shù)見表1.

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

按照試件的高寬比以及邊龍骨配置的強(qiáng)弱關(guān)系,將6個試件分為3組.第1組試件(W1和W2)為中小高寬比弱邊龍骨組,試件的高寬比為1.25,邊龍骨為2肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱;第2組試件(W3和W4)為中小高寬比強(qiáng)邊龍骨組,試件的高寬比為1.5,邊龍骨分別為4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎型鋼方鋼管柱;第3組試件(W5和W6)為大高寬比強(qiáng)邊龍骨組,試件的高寬比為3.0,邊龍骨分別為4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎型鋼方鋼管.

試件的高度為6 000或3 000 mm,其中一層墻體試件的高度為3 000 mm,兩層試件的高度為6 000 mm,試件寬度為2 000或2 400 mm.墻體的中龍骨柱采用單根冷彎薄壁C形鋼,邊龍骨柱分別為2肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱、4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎型鋼方鋼管柱.墻體導(dǎo)軌采用冷彎U形鋼,規(guī)格為U150 mm×45 mm×2.0 mm.墻面板分別采用厚12 mm的石膏板、厚9 mm的OSB板和厚1 mm的薄鋼板.墻面板與墻體龍骨之間通過ST4.8級自攻螺釘進(jìn)行連接,四周螺釘間距為150 mm,內(nèi)部螺釘間距為300 mm.試件幾何尺寸及構(gòu)造示意圖見圖1和圖2.

(a) 試件W1

(b) 試件W2

(d) 試件W4

(e) 試件W5

(f) 試件W6

(a) 中龍骨截面

(b) W1和W2邊龍骨截面

(c) W3和W4邊龍骨截面

(d) W5和W6邊龍骨截面

(e) 頂導(dǎo)軌和底導(dǎo)軌截面

(f) 樓層處導(dǎo)軌截面

(g) 抗拔件

墻體試件的底角處設(shè)置抗拔件(hold-down)連接邊龍骨與地錨梁,其中2肢拼合冷彎薄壁C形鋼邊龍骨柱的底端采用1個抗拔件,4肢拼合冷彎薄壁C形鋼邊龍骨柱和冷彎型鋼方鋼管邊龍骨柱的底端采用2個抗拔件.每個抗拔件通過16個ST6.3自攻自鉆螺釘與邊龍骨連接,并通過1根M20高強(qiáng)螺桿(10.9級)與地錨梁固定連接.此外,在2個龍骨中間位置設(shè)置抗剪螺栓(M12,4.8級)連接導(dǎo)軌與地錨梁以及導(dǎo)軌與加載頂梁.

兩層墻體試件的中龍骨柱在樓層處不貫通,通過自攻螺釘與導(dǎo)軌連接.對于邊龍骨柱,試件W5的邊龍骨為4肢拼合冷彎薄壁C形鋼柱,其在樓層處不貫通,上下層的邊龍骨通過抗拔件和M20高強(qiáng)螺桿連接.試件W6的邊龍骨為冷彎型鋼方鋼管柱,其在樓層處貫通,導(dǎo)軌與邊龍骨柱側(cè)面通過自攻螺釘連接.

除試件W4和W6的邊龍骨外,其余墻體試件的邊龍骨、中龍骨、導(dǎo)軌及薄鋼板蒙皮的鋼材等級為《連續(xù)熱鍍鋅和鋅合金鍍層鋼板及鋼帶》(GB/T 2518—2019)[17]中規(guī)定的S320級結(jié)構(gòu)鋼,單面鍍鋅厚度為20～30 μm.試件W4和W6的邊龍骨采用未鍍鋅的冷彎型鋼方鋼管,鋼材為Q355B級.按照《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)[18]的規(guī)定進(jìn)行鋼材拉伸試驗(yàn),材性試驗(yàn)結(jié)果見表2.

表2 鋼材的力學(xué)性能

1.2 試驗(yàn)加載與測試方案

試驗(yàn)加載裝置示意圖見圖3.墻體試件的下導(dǎo)軌與固定在試驗(yàn)臺座上的地錨梁連接,上導(dǎo)軌與加載頂梁連接.水平加載設(shè)備采用MTS電液伺服程控結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng),作動器極限推拉力為1 000 kN,行程為±250 mm.豎向荷載采用電液伺服作動器進(jìn)行加載,作動器頂部與門架梁之間設(shè)置聚四氟乙烯滑動裝置,該裝置可確保在水平加載的同時不產(chǎn)生水平摩擦力.按照6層房屋結(jié)構(gòu)進(jìn)行豎向荷載計(jì)算,折合成底部墻體單元的豎向力為70 kN,分3級施加豎向荷載,并在水平加載過程中保持恒定.試驗(yàn)前對試件進(jìn)行有限元分析,初步確定墻體試件的屈服荷載Py和屈服位移Δy的預(yù)估值.將荷載均分為5級,單循環(huán)加載至預(yù)估屈服點(diǎn),之后以每級0.5Δy的位移級差進(jìn)行位移控制加載,每級循環(huán)3次.加載至水平荷載下降到峰值荷載的85%時,停止加載.

(a) 一層試件(試件W1～W4)

(b) 二層試件(試件W5和W6)

按圖4所示布置位移計(jì),用于測試墻體試件加載過程中的變形.位移計(jì)D1、D2分別用于測試墻

體試件加載頂梁和試件頂部的水平位移值;位移計(jì)D3用于測試墻體試件與地錨梁之間的相對水平位移值;位移計(jì)D4、D5用于測試墻體試件相對地錨梁的豎向位移值.對于雙層墻體試件,在樓層處布置位移計(jì)D6,用于測試墻體在樓層處的水平位移值.此外,在邊龍骨柱底端設(shè)置應(yīng)變片,用于測試邊龍骨柱在加載過程中的應(yīng)變值.

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征

2.1 中小高寬比弱邊龍骨組

試件W1和W2的邊龍骨均為2肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱,高寬比為1.25.試件W1的蒙皮板一側(cè)為石膏板,另一側(cè)為OSB板;而試件W2的蒙皮板為單側(cè)薄鋼板.蒙皮板與冷彎薄壁型鋼龍骨之間的自攻螺釘連接在剪力作用下,螺釘傾斜變形(見圖5(a)),試件W1的石膏板、OSB板在螺釘?shù)募羟凶饔孟戮植繑D壓破壞,最終蒙皮板因螺釘連接破壞失去對墻體骨架的支撐作用,墻體抗側(cè)力失效(見圖5(b)),應(yīng)變數(shù)據(jù)表明邊龍骨未達(dá)到屈服狀態(tài).對于試件W2,由于采用薄鋼板蒙皮,在水平力作用下,薄鋼板蒙皮出現(xiàn)斜向壓力場失穩(wěn)的現(xiàn)象(見圖5(c)),而蒙皮支撐作用僅體現(xiàn)在拉力場.由于薄鋼板蒙皮自身及螺釘連接強(qiáng)度較高,而邊龍骨的配置偏弱,最終在傾覆彎矩的作用下,邊龍骨柱端部因畸變屈曲而壓潰失效(見圖5(d)).因畸變屈曲,應(yīng)變數(shù)據(jù)顯示邊龍骨部分監(jiān)測點(diǎn)的應(yīng)力達(dá)到屈服,而此時薄鋼板對墻體骨架的支撐作用尚未失效.

(a) 自攻螺釘受剪破壞

(b) OSB板蒙皮支撐失效

(c) 薄鋼板蒙皮受剪屈曲

(d) 邊龍骨壓潰失效

2.2 中小高寬比強(qiáng)邊龍骨組

試件W3和W4的高寬比為1.5,分別采用4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎方鋼管柱作為墻體試件的邊龍骨,蒙皮板材料均為薄鋼板.在水平力的作用下,薄鋼板蒙皮因受剪屈曲而出現(xiàn)波屈變形(見圖6(a)).自攻螺釘因承擔(dān)剪力而發(fā)生傾斜,進(jìn)而被拔出或剪斷(見圖6(c)).由于邊龍骨采用加強(qiáng)設(shè)計(jì),試件W3和W4的邊龍骨在整個加載過程中未見破壞(見圖6(b)).同時,應(yīng)變監(jiān)測結(jié)果表明,試件W3和W4的邊龍骨仍然處在彈性階段.隨著薄鋼板四周及拼縫處的螺釘大部分被剪斷,蒙皮板的支撐作用失效(見圖6(d)),試件宣告破壞.

(a) 薄鋼板蒙皮受剪屈曲

(b) 邊龍骨未見破壞

(c) 自攻螺釘受剪破壞

(d) 薄鋼板蒙皮支撐失效

2.3 大高寬比強(qiáng)邊龍骨組

試件W5和W6為兩層試件,高寬比為3.0,邊龍骨分別采用4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎方鋼管柱,蒙皮板材料均為薄鋼板.與試件W3和W4相同,薄鋼板在剪切作用下沿斜向壓力場發(fā)生波屈變形(見圖7(a)和(c)),波屈方向隨往復(fù)荷載方向變化而改變.自攻螺釘因剪力作用被拔出或剪斷,導(dǎo)致薄鋼板蒙皮支撐作用失效(見圖7(b)).由于試件的高寬比較大,傾覆作用明顯,試件W5的4肢冷彎薄壁C形鋼邊龍骨柱在軸向力的作用下發(fā)生屈曲變形(見圖7(d)),最終失穩(wěn)破壞,部分監(jiān)測點(diǎn)的應(yīng)變超過屈服應(yīng)變.而對于試件W6,其邊龍骨為冷彎方鋼管柱,閉口截面穩(wěn)定承載力高,在整個加載過程中未見破壞,應(yīng)變監(jiān)測也表明邊龍骨處于彈性階段,因此其失效模式仍為因自攻螺釘剪切破壞所引起的蒙皮支撐作用失效.

(a) 薄鋼板蒙皮受剪屈曲

(b) 薄鋼板蒙皮支撐失效

(c) 薄鋼板受剪屈曲變形

(d) 邊龍骨壓屈破壞圖7 試件W5和W6的試驗(yàn)現(xiàn)象

2.4 破壞特征

水平荷載作用下,對6個試件進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究.當(dāng)加載至峰值荷載時,承載力開始下降.根據(jù)其下降原因,將冷彎薄壁型鋼剪力墻的破壞特征分為剪切破壞和彎曲破壞2類.

剪切破壞的特點(diǎn)主要為墻體龍骨與墻面板之間自攻螺釘連接的剪切破壞,進(jìn)而導(dǎo)致墻面板蒙皮支撐作用失效.由于冷彎薄壁型鋼墻體龍骨墻架抗側(cè)剛度和承載力微弱,墻面板蒙皮支撐作用失效后剪力墻便失去承載能力.

彎曲破壞的特點(diǎn)主要為冷彎型鋼剪力墻邊龍骨在傾覆彎矩作用下因承擔(dān)軸向作用力而發(fā)生受壓失穩(wěn)破壞,導(dǎo)致剪力墻失去承載能力.

由圖5～圖7可知,試件W1、W3、W4、W6發(fā)生剪切破壞,試件W2和W5發(fā)生彎曲破壞.影響冷彎薄壁型鋼剪力墻破壞特征的主要因素如下:

1) 高寬比.中小高寬比剪力墻(試件W1、W3、W4)易于發(fā)生剪切破壞,而大高寬比剪力墻(試件W5)因傾覆作用明顯,傾向于發(fā)生彎曲破壞.

2) 墻面板與邊龍骨的配置關(guān)系.以試件W2和W6為例,前者的高寬比為1.25,屬于中小高寬比剪力墻,但因墻面蒙皮板配置較強(qiáng),邊龍骨配置相對較弱,試件最終的破壞模式為彎曲破壞;而后者的高寬比為3.0,屬于大高寬比剪力墻,但因?yàn)檫咠埞桥渲幂^強(qiáng),試件最終發(fā)生剪切破壞.

由此可見,除墻體高寬比外,墻面板與邊龍骨的強(qiáng)弱配置關(guān)系也是影響冷彎薄壁型鋼剪力墻破壞特征的主要因素.墻面板及自攻螺釘連接主要影響墻體的抗剪性能,而邊龍骨主要影響墻體的抗傾覆能力.當(dāng)墻體的邊龍骨配置較弱而導(dǎo)致抗傾覆能力不足時,即使是中小高寬比剪力墻也有可能出現(xiàn)彎曲破壞;當(dāng)墻體的邊龍骨配置較強(qiáng)而墻面板配置相對較弱時,大高寬比剪力墻也可能出現(xiàn)剪切破壞.

3 試驗(yàn)結(jié)果和分析

3.1 滯回曲線

冷彎薄壁型鋼剪力墻在水平荷載作用下發(fā)生剪切變形和彎曲變形.根據(jù)位移計(jì)測試的變形值,除去加載頂梁和試件頂部的相對水平變形差以及試件底部與地錨梁之間的相對水平變形差,可以得到墻體試件的頂點(diǎn)水平凈位移Δ,進(jìn)而得到墻體的頂點(diǎn)位移角δ.圖8給出了試件水平荷載P與頂點(diǎn)位移Δ的滯回曲線.由圖可知,在加載初期,試件呈現(xiàn)彈性特征,但很快進(jìn)入彈塑性階段,滯回曲線呈梭形.繼續(xù)加載,冷彎薄壁型鋼龍骨與墻面板之間的自攻螺釘連接因承擔(dān)往復(fù)作用的剪力而逐步破壞,墻體試件剛度逐漸退化,自攻螺釘連接處破壞嚴(yán)重,開始產(chǎn)生滑移,滯回曲線出現(xiàn)明顯的捏縮和滑移現(xiàn)象,呈現(xiàn)為反S形.

(a) 試件W1

(c) 試件W3

(d) 試件W4

(e) 試件W5

(f) 試件W6

試件W1的墻面板為OSB板和石膏板,強(qiáng)度較低,自攻螺釘連接處墻面板損傷累積較嚴(yán)重,因此其滯回曲線捏縮和滑移現(xiàn)象較明顯,滯回曲線在加載后續(xù)發(fā)展為Z形.試件W2和W5在加載后期出現(xiàn)邊龍骨柱失穩(wěn)而傾覆破壞,承載力急劇下降,屬于彎曲破壞的范疇,滯回曲線的捏縮和滑移現(xiàn)象較其他試件不明顯.

3.2 骨架曲線

圖9(a)和(b)給出了墻體試件水平荷載P與頂點(diǎn)位移Δ的骨架曲線.可以看出,冷彎薄壁型鋼剪力墻試件彈性階段較短.隨著位移的增大,骨架曲線呈現(xiàn)一定的非線性.達(dá)到峰值荷載后,對于發(fā)生剪切破壞的墻體試件W1、W3、W4和W6,由于自攻螺釘連接破壞相繼發(fā)生,承載力下降較為緩慢,呈現(xiàn)出良好的變形能力;而對于發(fā)生彎曲破壞的試件W2和W5,由于邊龍骨在傾覆彎矩作用下因軸力過大發(fā)生失穩(wěn)破壞,承載力急劇下降,骨架曲線下降段明顯.

(a) 試件W1～W4

(b) 試件W5和W6

(c) 試件W3和W5

(d) 試件W4和W6

通過位移計(jì)D6的測試,可以得到試件W5和W6上下兩層的層間位移,進(jìn)而得到骨架曲線.分別與構(gòu)造相同的單層試件W3和W4的骨架曲線進(jìn)行對比,結(jié)果見圖9(c)和(d).圖中,W5-1、W5-2分別表示試件W5的一層、二層層間測試結(jié)果;W6-1、W6-2分別表示試件W6的一層、二層層間測試結(jié)果.

3.3 結(jié)果分析

參照J(rèn)GJ 227—2011[1]中建議的方法確定骨架曲線上各特征點(diǎn)(見圖10).屈服點(diǎn)采用能量等效面積法確定.當(dāng)直線與試驗(yàn)曲線圍成的面積A1與A2相等時,得到屈服荷載Py和屈服位移Δy;破壞點(diǎn)為峰值荷載下降85%時的對應(yīng)點(diǎn),并由此確定極限荷載Pu和極限位移Δu;位移延性系數(shù)μ為極限位移Δu與屈服位移Δy的比值;試件的彈性抗側(cè)剛度K0由墻體側(cè)移為層高1/300時的割線剛度確定.由此確定各試件的彈性抗側(cè)剛度K0、位移延性系數(shù)μ以及屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和破壞點(diǎn)分別對應(yīng)的荷載(Py、Pmax、Pu)、層間位移(Δy、Δmax、Δu)和層間位移角(δy、δmax、δu),結(jié)果見表3.

圖10 特征點(diǎn)確定方法

表3 骨架曲線特征點(diǎn)實(shí)測結(jié)果

1) 由于薄鋼板的蒙皮支撐效應(yīng)優(yōu)于OSB板和石膏板,因此,薄鋼板蒙皮墻體的抗側(cè)剛度和承載力均高于OSB板和石膏板蒙皮墻體.以峰值荷載為例,中小高寬比薄鋼板蒙皮墻體試件W2、W3和W4的承載力分別為53.66、64.67 和82.60 kN,分別為OSB板和石膏板蒙皮墻體試件W1承載力(36.12 kN)的1.49、1.79和2.29倍.

2) 隨著邊龍骨配置的增強(qiáng),冷彎薄壁型鋼剪力墻的抗側(cè)剛度和承載力能力均可得到提升.中小高寬比試件W4的抗側(cè)剛度和承載力分別為試件W3的1.34和1.28倍;而大高寬比試件W6的抗側(cè)剛度和承載力分別為試件W5的1.43和1.22倍.

3) 隨著墻體高寬比的增大,墻體承擔(dān)更大的傾覆彎矩,抗側(cè)剛度和承載力能力均逐漸減小.在龍骨與蒙皮板配置相同的情況下,大高寬比墻體W5和W6的峰值荷載分別為中小高寬比墻體W3和W4峰值荷載的89.9%和86.2%。

4) 因傾覆彎矩作用,大高寬比墻體的一層抗側(cè)剛度低于相同配置的中小高寬比墻體的抗側(cè)剛度.水平荷載作用下,大高寬比墻體的二層層間變形均大于一層層間變形,可見水平荷載作用下大高寬比墻體以彎曲變形為主.

5) 因邊龍骨配置不足,試件W2和W5發(fā)生彎曲破壞,其實(shí)質(zhì)為邊龍骨在傾覆彎矩作用下發(fā)生受壓失穩(wěn),突然破壞,承載力急劇下降,因此試件W2和W5的位移延性系數(shù)小于2.0.而對于發(fā)生剪切破壞的墻體試件W1、W3、W4和W6,延性性能良好,延性系數(shù)分別為4.34、3.39、3.88和3.84,均大于3.0.究其原因在于,剪切破壞主要表現(xiàn)為墻體龍骨與墻面板之間自攻螺釘連接的破壞,因蒙皮板與冷彎薄壁型鋼龍骨之間的自攻螺釘連接數(shù)目較多,水平荷載下螺釘相繼發(fā)生剪切破壞,故其延性性能良好.

4 強(qiáng)彎弱剪設(shè)計(jì)方法

為提高冷彎薄壁型鋼剪力墻在水平荷載作用下的抗傾覆能力,JGJ 227—2011[1]和JGJ/T 421—2018[2]均假定墻體傾覆彎矩產(chǎn)生的軸向力N由邊龍骨承擔(dān),并給出設(shè)計(jì)建議式為

(1)

式中,Ni為第i層剪力墻邊龍骨承擔(dān)因傾覆彎矩產(chǎn)生的附加軸力;Vj為作用于第j(j=i,i+1,…,n)樓層的水平荷載;Hj為水平荷載Vj作用下樓層距第i層的總高度;B為計(jì)算墻體的寬度.

按照式(1)計(jì)算冷彎薄壁型鋼剪力墻邊龍骨因傾覆彎矩產(chǎn)生的附加軸向力,并與豎向荷載作用下龍骨柱承擔(dān)的軸向力進(jìn)行疊加,從而對邊龍骨柱進(jìn)行設(shè)計(jì)與驗(yàn)算,確保結(jié)構(gòu)安全.

從冷彎薄壁型鋼剪力墻的失效機(jī)制與抗力匹配關(guān)系角度而言,剪力墻存在彎曲性破壞和剪切破壞2種典型的失效機(jī)制(見圖11),彎曲破壞因邊龍骨承擔(dān)軸力失穩(wěn),屬于脆性破壞的范疇,而剪切破壞變形能力強(qiáng),屬于延性破壞的范疇.本文試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn),除墻體高寬比外,冷彎薄壁型鋼剪力墻抗剪能力與抗彎能力的強(qiáng)弱配置關(guān)系是影響墻體破壞機(jī)制的重要因素.

(a) 彎曲破壞

(b) 剪切破壞

基于文獻(xiàn)[19-20],提出冷彎型鋼結(jié)構(gòu)基于性能的抗震設(shè)計(jì)方法,按照“高承載力低延性”和“低承載力高延性”的抗震性能化設(shè)計(jì)思路,將冷彎型鋼結(jié)構(gòu)的抗震性能目標(biāo)劃分為4類,并給出相應(yīng)的承載力與延性配置等級(見表4).在此基礎(chǔ)上,提出了設(shè)防地震下構(gòu)件的承載力抗震驗(yàn)算公式為

表4 冷彎型鋼結(jié)構(gòu)的抗震性能目標(biāo)及承載力、延性配置關(guān)系

SE=SGE+ΩSEhk+0.4SEvk

(2)

式中,SE為地震作用效應(yīng)和其他荷載效應(yīng)基本組合的標(biāo)準(zhǔn)值;SGE為重力荷載代表值;SEhk為水平設(shè)防地震作用標(biāo)準(zhǔn)值;SEvk為豎向設(shè)防地震作用標(biāo)準(zhǔn)值;Ω為構(gòu)件的性能系數(shù).不同性能目標(biāo)下的最小性能系數(shù)見表5.以性能Ⅰ為例,因強(qiáng)調(diào)高承載力,故其最小性能系數(shù)最大.

表5 性能系數(shù)最小值Ωmin

基于性能的抗震設(shè)計(jì)方法可根據(jù)不同構(gòu)件承載力與延性的配置關(guān)系進(jìn)行差異化設(shè)計(jì).針對抗震性能等級為性能Ⅲ和性能Ⅳ的冷彎薄壁型鋼剪力墻,構(gòu)件應(yīng)具備較高的延性,因此設(shè)計(jì)時應(yīng)避免彎曲破壞,建議滿足強(qiáng)彎弱剪的設(shè)計(jì)要求,即

(3)

式中,Mu為冷彎薄壁型鋼剪力墻抗彎承載力標(biāo)準(zhǔn)值;Nu為剪力墻邊龍骨軸壓穩(wěn)定承載力標(biāo)準(zhǔn)值,取邊龍骨各種屈曲模式對應(yīng)的承載力最小值,計(jì)算時材料強(qiáng)度應(yīng)以屈服強(qiáng)度fy代入計(jì)算;N為重力荷載代表值作用下墻體邊龍骨承擔(dān)的軸向力;Vu為剪力墻受剪承載力標(biāo)準(zhǔn)值,可參照J(rèn)GJ 227—2011[1]和JGJ/T 421—2018[2]的相關(guān)規(guī)定,不考慮抗力分項(xiàng)系數(shù)的影響;H和W分別為冷彎薄壁型鋼剪力墻的高度和寬度;η為確保強(qiáng)彎弱剪的增大系數(shù),參照規(guī)范[20]抗震性能化設(shè)計(jì)中強(qiáng)柱弱梁的要求,建議取為1.1.

按照式(3),針對本文試驗(yàn)中的6個墻體試件,反算出增大系數(shù)η,結(jié)果見表6.其中,邊龍骨軸壓穩(wěn)定承載力Nu參照《冷彎薄壁型鋼技術(shù)規(guī)程》(GB 50018—2002)[21]進(jìn)行計(jì)算,而對于2肢、4肢冷彎薄壁C形鋼拼合邊龍骨柱,由于存在畸變屈曲模式,采用AISI S100[22]中建議的直接強(qiáng)度法計(jì)算畸變屈曲承載力,并與采用GB 50018—2002計(jì)算的局部及整體屈曲的承載力相比較,取二者中的較小值.對于重力荷載代表值作用下墻體邊龍骨承擔(dān)的軸向力N,取為試驗(yàn)時邊龍骨分擔(dān)的施加于剪力墻頂部的軸力.通過計(jì)算可以看出,試件W2和W5發(fā)生彎曲破壞,η<1.0;而其余試件均發(fā)生剪切破壞,η>1.0,且邊龍骨配置越強(qiáng)、高寬比越小,η值越大.

表6 增大系數(shù)η的計(jì)算結(jié)果

對于抗震性能等級為性能Ⅰ和性能Ⅱ的冷彎薄壁型鋼剪力墻,當(dāng)墻體的承載力能滿足高性能系數(shù)的要求時,可不用遵循強(qiáng)彎弱剪的設(shè)計(jì)建議.

5 結(jié)論

1) 水平荷載作用下冷彎薄壁型鋼剪力墻的破壞模式可以分為剪切破壞和彎曲破壞2類.剪切破壞的特點(diǎn)主要為冷彎薄壁型鋼龍骨與墻面板之間的自攻螺釘連接的剪切破壞,進(jìn)而導(dǎo)致墻面板蒙皮支撐作用失效.彎曲破壞的特點(diǎn)主要為剪力墻的邊龍骨在傾覆彎矩作用下,因承擔(dān)軸向作用力而發(fā)生受壓失穩(wěn)破壞.

2) 中小高寬比剪力墻易于發(fā)生剪切破壞,大高寬比剪力墻因傾覆作用明顯,傾向于發(fā)生彎曲破壞.除墻體高寬比外,冷彎薄壁型鋼剪力墻抗剪能力與抗彎能力的強(qiáng)弱配置關(guān)系是影響墻體破壞機(jī)制的重要因素.

3) 冷彎薄壁型鋼剪力墻的彎曲破壞由邊龍骨承擔(dān)軸力失穩(wěn)導(dǎo)致,延性系數(shù)小于2.0,屬于脆性破壞的范疇;而剪切破壞是由于連接蒙皮板的自攻螺釘逐步失效所致,承載力退化慢,延性系數(shù)大于3.0,屬于延性破壞的范疇.

4) 針對抗震性能等級為性能Ⅲ和性能Ⅳ的冷彎薄壁型鋼剪力墻,建議進(jìn)行強(qiáng)彎弱剪驗(yàn)算,放大系數(shù)建議取為1.1,以確保冷彎薄壁型鋼剪力墻在地震作用下具備良好的延性.