新型波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙抗震性能研究

张文莹，徐祥智，虞 诚

(1.北京工业大学 建筑工程学院，北京 100124；2.北德克萨斯州大学 工程系，美国 丹顿 76207)

冷弯薄壁型钢结构体系是近30余年发展形成的一种新型结构体系，与传统的热轧型钢和钢筋混凝土结构相比，冷弯型钢结构具有轻质高强，可实现工厂标准化生产，施工安装简便且施工周期短，绿色环保等优点[1-7]。覆面冷弯薄壁型钢龙骨式复合墙体在国外的研究和应用已比较成熟，其设计方法已写入了北美[8-9]及欧洲的规范中。覆面材料包括石膏板、OSB板、水泥纤维板及薄钢板，龙骨骨架的形式主要为墙柱形式布置。国外的一些研究者对其抗剪性能、抗震性能及力学性能进行了大量的试验研究及少许理论研究。该种墙体主要在低多层冷弯薄壁型钢结构中用作传递竖向力和水平力的受力墙，如住宅及商业建筑。层数限制严重地制约了冷弯薄壁型钢龙骨式复合墙体的广泛应用，为了将其应用推广到主流的多层、小高层建筑领域，急需开发一种抗侧刚度、抗剪强度均较大且延性较好的新型墙体。

在冷弯薄壁型钢结构的各类面板中，胶合板和OSB板都是合成木板，且均为可燃材料，防火性能较差；平钢板虽是不可燃材料，但抗剪强度低、剪切变形较大，也不适宜在中高层住宅和商业建筑中使用。而波纹钢板由于其独特的截面形状，抗剪承载力得到明显提高[10-15]，且采用波纹钢板为覆面板的建筑体系属于全钢结构，具有不可燃性，因此是冷弯薄壁型钢结构在中高层建筑领域应用的首选方案。但是波纹钢板覆面剪力墙存在延性性能较差等问题。为了解决此问题，需要进一步的研究开缝波纹钢板覆面剪力墙的抗震性能。

1 试验概况

1.1 试件设计

为了研究面板开缝的波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙在水平单调加载及循环往复加载两种情况下的破坏模式及抗剪性能，并分析面板开缝对剪力墙承载力的影响，本次试验共设计4块足尺墙体试件，试件分组及编号见表1.试验编号规则如下：第一项的PSW表示墙体类别为开缝剪力墙；4×8表示墙体尺寸(宽×高)为1.22 m×2.44 m，2×8表示墙体尺寸(宽×高)为0.61 m×2.44 m，6×8表示墙体尺寸(宽×高)为1.83 m×2.44 m；M代表加载方式为水平单调加载，C代表加载方式为循环往复加载。

表1 墙体试件编号及加载方式Table 1 Test label and loading method

试件的立柱采用C型截面，上下导梁采用U形截面。导梁和立柱构件的命名规则如图1所示。其中，构件代码为字母S时代表构件类型为立柱，为字母T则代表构件类型为导梁。截面高度和宽度的单位为25.4×10-5m，厚度的单位为25.4×10-6m.需要注意的是，导梁构件的长宽是从构件外表面到外表面，而立柱构件的长宽是从内表面到内表面。这样的命名方式是为了方便墙体骨架的组装，使用相同高度的构件就能够进行组装。本次试验所用墙体骨架构件的截面形式及尺寸如图2所示。

图1 构件型号命名规则Fig.1 Naming rules of structural components

图2 立柱、导梁截面尺寸图(单位：mm)Fig.2 Sectional dimension of stud and track(units:mm)

试件的边立柱采用双柱截面，两根C型钢背靠背放置，并通过双排自攻螺钉连接而成，螺钉间距为152 mm.中间立柱为单根C形截面。每个剪力墙试件设置有两个S/HD15S抗拔件，两侧边立柱各一个。除抗拔件螺栓外，另设置2个A490 5/8(M16)抗剪螺栓将墙体底部导梁固定在底梁上。覆面板型号为Verco Decking SV36，单块波纹钢板尺寸为914 mm×1 220 mm×0.69 mm(长×宽×厚)，肋高14.3 mm.限于波纹钢板的尺寸，0.61 m宽及1.22 m宽(高宽比为4∶1及2∶1)的墙体试件，其覆面板是由3块面板组合而成；宽度1.83 m(高宽比为4∶3)的墙体试件，其覆面板由6块面板组合而成。布置波纹钢板时应使波纹方向呈水平。面板与墙体骨架的连接螺钉间距沿面板四周为76 mm，在面板内部为152 mm.钢面板沿高度方向的接缝区域重叠宽度为2个波长的波纹，并通过单排自攻螺钉连接，螺钉间距为76 mm.墙体试件骨架构件之间的连接、面板与钢骨架的连接、面板接缝处的连接全部采用No.12×31.8 mm(5.5 mm×31.8 mm)六角头自攻螺钉。开缝剪力墙在面板上开有宽1.1 mm，高51 mm的狭长缝。各墙体试件的结构布置见图3.

图3 墙体试件结构布置图(单位：mm)Fig.3 Schematic drawings of wall configuration(units:mm)

1.2 材料特性

材性试验依据《钢产品力学性能试验标准试验方法及定义》ASTM A370[16]的规定制作标准拉伸试件，每种构件制作试件数量3个，试验时先将镀铝锌涂层除去再进行标准拉伸试验。立柱和导梁构件的材性试件取自腹板部分，取样为平行轧制方向。波纹钢板的材性试件取平板部分，取样为平行轧制方向。对3个标准拉伸试样材性结果取平均值，结果见表2.

表2 材性试验结果平均值Table 2 Mean value of material tests

1.3 试验装置及测点布置

试验装置主要由T形加载梁、底梁、侧向支撑、液压伺服作动器及反力架组成。复合墙体试件的上下导梁分别与加载梁及底梁连接，以传递试验装置与试件之间的水平力。为了防止试验中复合墙体顶部产生面外位移，在加载梁的两侧布置有侧向滚动支撑。竖向荷载是通过两个重力加载箱施加的。两个重力加载箱穿过T形钢梁悬挂在墙体试件两侧。为防止在试验过程中重力加载箱与试件发生接触，墙体两侧设置有侧向支承框架。试验加载装置见图4.

试验中共布置有5个位移计，分别用以记录墙体试件顶部水平位移和墙体底部两侧的水平和竖向位移。作动器头部与加载梁之间放置有量程为156 kN的力传感器，用以测量所施加的水平力。所有的传感器均连接到可以实现自动采集数据的采集设备。侧向力通过作动器与加载梁之间的力传感器采集。

肿瘤干细胞是肿瘤中具有极强自我更新能力和不对称分化能力的干细胞样细胞，是恶性肿瘤发生、发展和转移的重要因素。神经作为“干细胞巢”中的一部分，在维持、保护和调节干细胞中有一定的作用。目前，肠神经系统（enteric nervous system，ENS）中神经元来源和肠上皮中非神经元来源的乙酰胆碱（acetylcholine，ACh）均已被发现能响应于内部或外部刺激而产生，并通过烟碱型乙酰胆碱受体（nicotinic acetylcholine receptors，nAChR）和毒蕈碱型乙酰胆碱受体（muscarine acetylcholine receptors，mAChR）调节细胞活性。

图4 试验装置图Fig.4 Test setup

1.4 加载制度

试验时首先将竖向荷载一次加载到位，并保持恒定不变，记录此时各位移计的初始读数。水平荷载的施加采用的是位移控制加载。单调加载为在复合墙体顶部以位移速率0.19 mm/s匀速施加面内位移，位移加载直到层间位移角达到10%(顶部位移96 mm).循环往复加载采用ICC-ES AC130[17]中的CUREE加载制度，加载频率为0.2 Hz，包含43个循环，各级循环加载的位移见表3.循环加载的荷载时间关系见图5.

表3 CUREE加载制度Table 3 CUREE loading protocol

图5 CUREE加载图示Fig.5 CUREE loading protocol

2 试验现象

2.1 单调加载试验

为提高剪力墙的延性，PSW4×8-M试件在面板上开有狭长缝。加载初期，墙体的主要变形集中在面板开缝处。随着荷载增加，缝隙沿竖向逐步发展；达到峰值荷载时，下部覆面板有平面变形，墙体骨架和螺钉无破坏。峰值点过后，随着位移进一步增加，覆面板平面外变形严重，面板被撕裂。加载结束后，上下缝隙贯通，且墙体立柱发生严重扭转屈曲及局部屈曲变形。尽管如此，墙体依然没有失去承受竖向荷载的能力。试验所达到的最大位移为254 mm，最大层间位移角为10%.并且，由于开缝的存在，墙体在峰值荷载之后承载力没有即刻丧失，而是缓慢逐渐降低。也就是说，面板开缝的构想达到了预期的效果，墙体结构的延性得到提高。开缝剪力墙试件在单调加载下的破坏模式见图6.

2.2 循环往复加载试验

PSW4×8-C是循环荷载试验，墙体的破坏机理与单调加载时类似。加载初期墙体变形主要集中在面板开缝处，随着荷载增加缝隙沿竖向发展，达到峰值荷载时覆面板被撕裂且有出平面变形，峰值点过后，随着缝隙进一步扩大，墙体抗剪承载力逐渐降低。循环加载试验记录的最大层间位移角为4.7%.整个加载过程中墙体骨架和螺钉无破坏。PSW4×8-C试件的破坏模式见图7.

类似地，PSW2×8-C墙体试件在循环荷载作用下的破坏模式主要表现为面板在开缝处的撕裂破坏及平面外变形。峰值荷载过后随着裂缝进一步发展，剪力墙强度和刚度缓慢降低。整个加载过程中没有出现墙体骨架或螺钉的破坏。PSW2×8-C试件的破坏模式见图8.

图6 开缝剪力墙在单调加载下的试验过程及破坏模式Fig.6 Failure modes of shear wall with slits under monotonic loading

图7 PSW4×8-C墙体试件试验过程及破坏模式Fig.7 Failure modes of wall specimen PSW4×8-C

图8 PSW2×8-C墙体试件试验过程及破坏模式Fig.8 Failure modes of wall specimen PSW2×8-C

PSW6×8-C是高宽比为4∶3的开缝剪力墙试件，墙体的表现与PSW4×8-C剪力墙相似。观察到的主要破坏模式是覆面板的撕裂破坏及出平面变形，加载结束后，底部面板缝隙上下贯通且平面外变形严重，导致面板竖向拼缝处的连接螺钉松动。同时，边立柱柱脚发生局压破坏，边立柱及中间立柱上有畸变屈曲变形出现。此外，由于组装不当面板边缘螺钉边距过小，边立柱上钢面板因端距太小而发生撕裂破坏。PSW6×8-C试件的破坏模式如图9所示。

图9 PSW6×8-C墙体试件试验过程及破坏模式Fig.9 Failure modes of wall specimen PSW6×8-C

3 试验结果

试件的荷载-位移(F-Δ)曲线见图10.从各组单调加载墙体曲线可以看出，开缝剪力墙试件在峰值荷载后曲线下降较为平缓。从各组循环加载墙体曲线可以看出，所有墙体的滞回曲线走向大体相似，试件的滞回环形状随着反复加载循环次数的变化而变化。弹性阶段，试件的整体性能较好，滞回曲线基本为直线，刚度保持不变；随着荷载的增大，试件逐步进入弹塑性阶段，滞回曲线呈弓形，滞回环的面积也明显增大，卸载至零时出现残余变形。荷载继续增加，滞回曲线向反S形发展，滞回环面积更大，荷载-位移曲线出现“捏拢”现象，这是由于自攻螺钉挤压墙面板，产生的孔壁张合引起的。在螺钉孔闭合的过程中，试件刚度较小，一旦闭合，刚度立即上升。破坏阶段，试件达到最大荷载后，试件表现出显著的刚度退化和强度退化现象，滑移现象突出，滞回环中部的“捏拢”现象越来越明显，滞回曲线呈明显Z形。

图10 开缝剪力墙试件的荷载-位移(F-Δ)曲线Fig.9 Load-displacement (F-Δ) curves of shear walls with slits in sheathing

4 试验数据结果

分析试验结果得到了每个墙体试件的性能参数，如表4所示。屈服荷载、初始刚度及延性系数的确定采用北美冷弯薄壁型钢规范AISI S400中的等效能量法(EEEP)。初始刚度K取0.4点(A点)的割线刚度、延性系数。墙体的耗能E单调加载时取荷载位移曲线所包围的面积，循环往复加载时取所有滞回环的面积和。对于循环加载试验，破坏荷载及相应位移应取试件在最大荷载出现之后随变形增加而荷载下降至最大荷载的80%时的相应荷载和变形；对于单调加载试验，破坏荷载及相应变形取最后一个数据点的相应荷载和变形，且应满足Fu≥0.8Fmax，见图11.

表4 各试件主要力学性能参数表Table 4 Main mechanical properties of each specimen

图11 基于能量等效的弹塑性分析模型(EEEP模型)Fig.11 Elastoplastic analysis model based on energy equivalence (EEEP model)

5 实验结果分析

5.1 加载方式的影响

相同墙体试件在不同加载方式下的对比见图12.可以看出，同种构造的墙体在峰值荷载之前，循环往复加载试验的骨架曲线与单调加载试验的荷载-位移曲线基本重合，但峰值荷载略低一点，这是由于循环加载的累积损伤作用产生的。从表4可知，对于开缝剪力墙试件，循环加载比单调加载抗剪强度降低3.4%.

图12 开缝剪力墙不同加载方式F-Δ曲线对比图Fig.12 Comparison of F-Δ curves of shear walls with slits in sheathing under different loading methods

因此，对于波纹钢板覆面的冷弯薄壁型钢龙骨式复合墙体，循环荷载作用引起的累积损伤作用不明显，墙体抗剪承载力与单调加载相比下降幅度不大。

5.2 开缝的影响

不开缝墙体与开缝墙体的荷载-位移曲线对比见图13.可以看出，弹性阶段内，开缝剪力墙与不开缝剪力墙的荷载-位移曲线基本重合，之后开缝剪力墙率先进入塑性；峰值点过后，1.83 m宽及1.22 m宽的不开缝剪力墙荷载即刻降低，而同高宽比的开缝剪力墙荷载降低比较缓慢；0.61 m宽剪力墙破坏不明显，墙体尚未达到极限状态，因此开缝与不开缝差别不明显。从表4可以看出，单调荷载作用下，与同宽度不开缝剪力墙相比，宽1.22 m开缝剪力墙的抗剪承载力降低了26.4%，而延性提高了67.3%；循环荷载作用下，与同宽度不开缝剪力墙相比，宽1.83 m，1.22 m和0.61 m开缝剪力墙的抗剪承载力分别降低了19.4%，21.9%和15.8%，延性分别提高了27.6%，82.0%和42.9%.这是因为开缝使得面板刚度局部被削弱，从而墙体的破坏模式和耗能机制发生改变，从面板屈曲破坏和螺钉连接破坏转为材料屈服和孔洞边缘面板撕裂及出平面变形。因此，面板开缝是一种有效的提高墙体延性的方法。

图13 不开缝剪力墙与开缝剪力墙F-Δ曲线对比图Fig.13 Comparison of F-Δ curves of shear walls with slits and without slits in sheathing

5.3 高宽比的影响

为研究高宽比对抗剪性能的影响，试验的开缝剪力墙试件有3种宽度：0.61 m，1.22 m和1.83 m，相应的墙体高宽比为4∶1，2∶1或4∶3.三组试件的荷载位移曲线比较见图14，抗剪承载力的比较见表5.墙体抗剪承载力随高宽比的变化如图15所示，可以看出，墙体抗剪承载力随高宽比增大而降低，但降低程度远低于北美规范规定的2b/h.我国规范并未考虑墙体高宽比对抗剪承载力的影响，这样的做法对于大高宽比试件是偏于不安全的。

图14 不同高宽比剪力墙F-Δ曲线对比图Fig.14 Comparison of F-Δ curves of shear walls with different aspect ratios

试件编号高宽比抗剪强度/(kN·m-1)承载力折减系数实测值ηPSW6×8-C4∶356.401.001.0PSW4×8-C2∶148.690.861.0PSW2×8-C4∶146.510.820.5注:η为AISI规范规定的抗剪承载力折减系数;承载力折减系数实测值以高宽比4∶3剪力强为基准。

图15 高宽比对抗剪承载力的影响Fig.15 Influence of aspect ratio on shear strength

6 数值模拟

为了研究剪力墙在整体结构中的性能，采用非线性动力分析软件OpenSees建立两层整体结构的有限元模型(如图16).原型建筑来源于NEES-CFS[20]报告中的办公楼建筑。结构采用两种不同剪力墙形式：不开缝剪力墙和开缝剪力墙。

在OpenSees模型中，每层的质量平均地分布在楼层的四个角点上，剪力墙的模拟采用交叉支撑加边缘竖向构件的简化模型，对角斜撑采用Pinching4捏缩材料模型模拟，并采用刚性楼板假定对楼面及屋盖体系进行模拟。

图16 原型建筑的OpenSees模型(单位：mm)Fig.16 OpenSees model for building archetypes(units:mm)

本文采用增量动力时程分析研究两种整体结构的抗震性能。图17展示了两种整体结构的IDA分析结果。倒塌易损性曲线见图18.曲线对比分析结果显示，在波纹钢板剪力墙上开缝，可使2层办公楼的倒塌概率从52%降到35%，这表明了采用面板开缝的波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙可提高结构的抗倒塌能力。

图17 两种整体结构的IDA曲线Fig.17 IDA curves

图18 两种整体结构的倒塌易损性曲线比较Fig.18 Comparison of collapse fragility curve

7 结论

1) 面板开缝的波纹钢板覆面剪力墙，在试验过程中抗剪承载力下降主要是由孔洞边缘面板撕裂破坏和出平面变形引起的。

2) 单调试验过程中，墙体试件始终能够承担所有的竖向荷载，开缝剪力墙试件所达到的最大层间位移角达10%.建议对开缝波纹钢板覆面剪力墙取7%作为结构的倒塌位移角限值。

3) 波纹钢板覆面的冷弯薄壁型钢龙骨式复合墙体在循环荷载作用下的累积损伤作用不明显，对于开缝剪力墙试件，循环加载比单调加载抗剪强度降低3.4%.

4) 剪力墙抗剪承载力随高宽比增大而降低，但降低程度远低于北美规范规定的2b/h(b为墙宽，h为墙高)。我国规范并未考虑墙体高宽比对抗剪承载力的影响，这样的做法对于大高宽比试件是偏于不安全的。

5) 在波纹钢板剪力墙上开缝，可使2层办公楼的倒塌概率从52%降到35%，这表明采用面板开缝的波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙可提高结构的抗倒塌能力。