严寒地区开孔龙骨复合墙体受弯性能试验

李健辉,王英豪,魏顺利,敖 斌,杨志坚

(1.沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁 沈阳 110168;2.国网内蒙古东部电力有限公司,内蒙古 呼和浩特 001020;3.安徽华电工程咨询设计有限公司,安徽 合肥 230022)

随着建筑工业化技术的发展,新一代智能变电站主张采用模块化建设理念,即标准化设计、模块化组合等提高变电站的建设效率。建设过程中多采用装配式围墙、装配式防火墙作为外围护结构。开孔龙骨复合墙体因其具有装配化程度高、节能环保及保温材料无机化等优点被广泛应用于北欧、美国等发达国家地区[1]。作为外围护结构,不承受建筑物竖向荷载,轻钢龙骨主要以受弯为主,因此对力学性能要求不高,可将其应用于变电站建设中。在我国严寒地区推广使用开孔龙骨复合墙体,不仅可以提高建筑物的装配化程度,又能达到节能环保的要求。

近年来,国内外学者对腹板开孔型轻钢龙骨墙体的受弯性能展开了一系列研究。A.Simaan等[2]对覆以石膏板的轻钢龙骨构件进行了压弯性能研究。Y.S.Tian等[3]对C形龙骨在无墙板、单侧或两侧附有墙板三种情况下组合墙体进行了试验,对墙体类型、螺钉间距对承载力的影响进行了分析。G.J.Hancock等[4-6]对C形轻钢龙骨的畸变屈曲问题进行研究,并完成了计算公式的推导。T.Sharaf等[7-8]对预制外挂墙板的受弯性能进行试验研究,结果表明保温芯材密度对墙板抗弯性能具有影响。耿悦等[9]对两片足尺腹板开孔轻钢龙骨墙体抗弯性能进行了试验,并结合有限元模型与试验对比验证。杨晓杰等[10-12]通过有限元软件对腹板开孔轻钢龙骨墙体在均布荷载作用下进行建模分析,研究了腹板开孔排数、腹板高度、窗洞口所占比例等因素下墙体的破坏形式及抗弯性能。周博[13]通过对9个纤维水泥压力板复合外挂墙板进行抗弯性能试验,分析了龙骨间距、室内外堆载等对墙体受弯性能的影响。刘振岐[14]改龙骨截面形状C型为S型,采用试验与有限元结合对装配式S型轻钢龙骨保温复合墙板进行保温及抗弯性能研究。谈成龙[15]对轻钢龙骨复合外挂墙板在开洞条件下的抗弯性能研究,提出了不同条件下的墙板规格参数。

通过阅读相关文献发现,已有研究多集中在覆面板材采用石膏板的轻钢龙骨复合墙体,而对以新型板材-纤维水泥压力板(FCP板)为覆面板的开孔龙骨复合墙体标准单元体抗弯性能研究有限。基于此,笔者通过多点重物加载法模拟均布风荷载法对8片覆面板采用FCP板的开孔龙骨复合墙体进行试验研究,分析腹板开孔参数、龙骨厚度及龙骨腹板高度对其抗弯性能的影响,从而确定合理的设计参数,为实际工程提供设计参考。

1 试 验

1.1 试件设计

试验共设计了8个试件,参数见表1。

表1 试件参数Table 1 Specimen parameters

墙体高×宽为3 000 mm×1 200 mm。试件由两根面对面放置的竖龙骨、两端的天地龙骨和两侧FCP板组成,为方便观察竖龙骨腹板试验现象,且考虑岩棉对墙体力学性能影响较小,故只在两竖龙骨间填充岩棉,试件设计如图1所示。试件中各腹板开孔龙骨开孔宽度均取2 mm、开孔纵向间距均取20 mm、开孔横向间距均取8 mm。为减小开孔端部应力集中,在端部作倒圆角处理。天地龙骨与竖龙骨腹板开孔参数相同,且与其等厚。

图1 试件设计示意图Fig.1 Schematic diagram of test piece design

1.2 材性试验

对试验所用厚度1 mm和2 mm钢板进行材性试验,用于材性试验的拉伸试件与墙体轻钢龙骨为同一批次钢材,材性试验根据《金属材料拉伸试验:第1部分:室温试验方法》(GB/T 228.1—2010)中的相关规定进行[16],结果见表2。

表2 轻钢龙骨材性试验结果Table 2 Light-gague steel studs test results

最终测得钢材屈服强度为253.16 MPa,抗拉强度为340.32 MPa,弹性模量为194 562.44 MPa,泊松比为0.3。FCP板材性试验根据《人造板及饰面人造板理化性能试验方法》(GB/T 17657—2013)中相关规定进行[17],测得其极限荷载为0.233 kN,静曲强度为17.41 MPa,弹性模量为15 730 MPa。

1.3 加载方案

试验于沈阳建筑大学结构工程试验室进行,采用多点重物加载进行,以此模拟风荷载的均布面荷载。采用等质量铁块与沙袋进行多点加载,试验装置如图2所示。铁块质量为10 kg、20 kg,沙袋质量为2.5 kg、5 kg及10 kg。试验中铁块均匀地布置于竖龙骨上翼缘中心线上,以避免无填充岩棉处纤维水泥压力板先于墙板破坏前板被压碎。在加载过程中,由多人实现同步加载,避免因荷载不均匀,局部荷载过大而导致试件局部破坏。

图2 试验加载装置Fig.2 Test loading layout

加载时采用分级对称分布加载。将墙板分为10个加载区域,相邻加载区域间隔150 mm,距端部天地龙骨100 mm,各加载区域中铁块间隔为50 mm,防止重物间距过近产生自拱效应。加载时,加载块由外及内中心对称分布放置。加载初期采用铁块进行加载,当竖龙骨产生明显变形或跨中挠度过大时,改用沙袋进行加载,荷载增量减小,持载时间也随之减少,采用沙袋加载直至试件破坏,以得到较为准确的墙体承载力。采用静态电阻应变仪对测点数据进行采集。

1.4 测试内容

试验测量内容包括:每级荷载值、关键点挠度、支座沉降值、龙骨和覆面板测点应变。竖龙骨应变片布置见图3,在竖龙骨跨中及四分点处腹板、翼缘均贴有应变片。在FCP板受压侧、受拉侧均贴有电阻应变片。受拉侧应变片布置于跨中及四分点处,受压侧仅布置于跨中处(见图4)。在试件两端、跨中及跨中位置共布置有7个竖向位移计。

图3 龙骨应变片布置图Fig.3 Layout of steel stud strain gauges

图4 覆面板应变片布置图Fig.4 Layout of FCP strain gauges

2 试验结果与分析

2.1 试验结果

各试件极限承载力及破坏形态见表3,其中试件BFCP-5由于加载过程中沙袋堆积较高发生倒塌,未测得最终极限承载力。通过试验结果可知,各试件破坏形态有所不同,但墙体轻钢龙骨均未发生整体屈曲破坏,表明FCP板可有效限制轻钢龙骨的整体屈曲变形。根据《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012),风荷载计算按我国严寒地区C区中辽宁地区工况进行计算[18],地面粗糙类型取为B型,100 m高层建筑外围护结构考虑,基本风压取为0.6 kPa,计算得到墙体正常使用荷载标准值为1.8 kPa。试验中所有试件极限承载力均大于正常使用荷载标准值,可满足使用要求。

表3 试验结果Table 3 Test results

试件破坏形态如图5所示。从图中可以看出,试件BFCP-1在均布荷载作用下,竖龙骨支座附近形成剪切屈曲波,随着荷载增加,端部变形向龙骨中部逐渐延伸,在墙板跨中附近出现明显的局部屈曲及畸变屈曲变形。最终在施加11.11 kPa级荷载过程中,试件挠度迅速增大,两翼FCP板被压碎,试件发生破坏。试件BFCP-2在支座附近形成剪切屈曲波,由竖龙骨两端向中间延伸相交形成贯通鼓曲波。在跨中位置处出现局部屈曲、畸变屈曲。试件BFCP-3、BFCP-8与BFCP-2破坏形态大致相同,试件BFCP-4与BFCP-1破坏形态相似。试件BFCP-5在加载过程中,堆积沙袋过高发生倒塌,竖龙骨支座附近已出现明显塑性变形,跨中位置尚未发生明显破坏,试验停止。试件BFCP-6在竖龙骨跨中位置出现畸变屈曲,支座附近无屈曲变形。试件BFCP-7竖龙骨由两端的剪切屈曲波延伸成贯通的鼓曲波。

2.2 典型试件分析

以标准件BFCP-2为例,对开孔龙骨复合墙体在均布荷载作用下的破坏过程进行分析。该试件荷载共分13级施加,试件在前5级荷载作用下处于弹性工作状态,无明显变化;第6级荷载施加后,两侧竖龙骨端部出现剪切屈曲变形(见图6),此时跨中位移为11.34 mm;加载至第9级荷载后,跨中位移达到17.77 mm,竖龙骨与天地龙骨连接处,竖龙骨开孔处发生明显翘曲,端部竖龙骨变形加剧并向墙体跨中延伸相交形成贯通鼓曲波;加载至第12级荷载后,龙骨发出连续响声,施加第13级荷载后,覆面板材产生明显裂缝(见图7),受压侧覆面板板跨中自攻钉被拔出,试件发生破坏。试件破坏时跨中位移为28.06 mm,极限承载力为4.58 kPa。

图5 试件破坏形态Fig.5 Failure modes of specimens

图6 竖龙骨端部剪切屈曲

图7 覆面板产生裂缝Fig.7 Cracks in the cladding panel

BFCP-2竖龙骨跨中及四分点处荷载-应变曲线见图8。从图中可以看出,加载初期,龙骨应变与荷载呈线性增长关系,在加载至4.03 kPa时,斜率开始逐渐减小,龙骨进入屈服阶段,竖龙骨腹板处产生局部屈曲变形。在施加至4.72 kPa时,轻钢龙骨应变增量减小,试件发生破坏。受拉侧FCP板跨中及四分点处荷载-应变曲线见图9。从图中可以看出,在荷载施加至4.03 kPa前,两条曲线大致走势相同,基本呈线性增长关系。由于FCP板跨中变形较大,在腹板中部产生裂缝,跨中处应变不再增加，而四分点处FCP板未发生破坏,其应变继续呈线性增长。

图8 龙骨荷载-应变曲线Fig.8 Load-strain curves of steel stud

图9 FCP板荷载-应变曲线Fig.9 Load-strain curves of FCP

2.3 试件变形曲线

试件BFCP-2、BFCP-6加载阶段变形曲线见图10,各位移由沿试件长度方向布置的位移计测量后得到。从图中可以看出,试件两侧位移对称分布,呈正弦半波曲线,挠度最大值位于试件跨中位置。

图10 典型试件挠度曲线Fig.10 Deflection curve of typical test piece

3 参数分析

3.1 龙骨厚度

不同龙骨厚度下墙体荷载-挠度曲线对比见图11。从图中可以看出,随着龙骨厚度的增加,墙体抗弯承载力和抗弯刚度明显提高。龙骨厚度由1 mm增加至2 mm,抗弯刚度提高了137%,承载力提高了141%。由此可见,龙骨厚度对墙体抗弯性能影响很大。

图11 不同龙骨厚度墙体荷载-挠度曲线

3.2 龙骨腹板高度

比较试件BFCP-2、BFCP-3及BFCP-4可知龙骨腹板高度对试件抗弯承载力的影响,3个试件具有相同的开孔比例(分别为41.3%、42%及41%)。不同龙骨腹板高度下墙体荷载-挠度曲线对比见图12。从图中可以看出,随着龙骨腹板高度增加,墙体抗弯刚度与抗弯承载力均提高。与腹板高度100 mm试件相比,腹板高度为150 mm与200 mm的试件抗弯刚度分别提高了76.86%和241.69%,抗弯承载力分别提高了24.45%和52.45%。由此可知,龙骨腹板高度对墙体抗弯性能也有较大影响。

图12 不同龙骨腹板高度墙体荷载-挠度曲线

3.3 龙骨腹板开孔排数

比较试件BFCP-2、BFCP-5及BFCP-6可知龙开孔排数对试件抗弯承载力的影响,龙骨腹板开孔排数不同时墙体荷载-挠度曲线见图13。

图13 不同开孔排数墙体荷载-挠度曲线

由图可知,随着开孔排数的增加,墙体抗弯刚度与抗弯承载力减小。与未开孔试件相比,开设7排孔与5排孔的试件抗弯刚度分别降低了20.72%和16.75%,龙骨腹板开7排孔时与未开孔试件相比其承载力降低了35%,试件延性有所提高。

3.4 开孔长度

比较试件BFCP-2、BFCP-7及BFCP-8可知龙开孔长度对试件抗弯承载力的影响,龙骨腹板开孔长度不同时墙体荷载-挠度曲线对比见图14。由图可知,随开孔长度增加,墙体抗弯承载力不断减小。与开孔长度50 mm相比,开孔长度90 mm与70 mm的试件抗弯刚度分别降低了33.89%、28.13%,抗弯承载力分别降低了25.04%、28.31%。

图14 不同开孔长度墙体荷载-挠度曲线

4 结 论

(1)龙骨腹板开孔削弱了墙体抗弯性能,但削弱程度较小。开孔长度增加,使开孔区域增加,墙体抗弯承载力减小,开孔长度90 mm试件相比于50 mm试件,承载力降低了28.31%。

(2)龙骨厚度对墙体的抗弯性能影响很大,龙骨厚度越大,极限承载力越高,龙骨厚度2 mm试件相比于1 mm试件,承载力提高了141%。

(3)选取相同开孔比例研究龙骨腹板高度对墙体抗弯性能的影响,墙体抗弯承载力随龙骨腹板高度增加而增加,腹板高度200 mm试件相比于100 mm试件,承载力提高了52.45%。