轻钢密肋龙骨墙体抗剪承载力研究

赵欣　刘华阳　范宇岐　耿珺　王舒扬

文章编号：1007-2373（2022）01-0082-06

摘要 通过对2.8 m×2.4 m（高×宽）轻钢密肋龙骨墙体足尺试件水平加载试验，分析墙体受力过程和破坏模式;对墙体抗剪承载力进行研究。试验结果表明：所研究墙体屈服始于下导轨的抗拔件位置，最终破坏是由于墙体立柱与下导轨焊缝被拉断或下导轨焊缝附近金属撕裂破坏。利用ABAQUS对龙骨墙体进行有限元模拟及参数分析，模拟结果表明：撑杆间距加密的纯龙骨墙体抗剪承载力有所增加，而其抗侧刚度明显有所提高;随着立柱的截面宽度以及立柱截面的壁厚增加，纯龙骨墙体的抗剪承载力及刚度也有所增加。

关 键 词 轻钢龙骨;单调加载;ABAQUS;有限元分析;影响因素;抗剪承载力

中图分类号 TU392.5;TU317.1     文献标志码 A

Shear behavior of light steel keel rib wall

ZHAO Xin1， LIU Huayang1， FAN Yuqi2， GENG Jun3， WANG Shuyang4

（1. School of Civil Engineering and Transportation， Hebei University of Technology， Tianjin 300401，China; 2. Tenio Architectture and Engineering Co. Ltd.， Tianjin 300401， China; 3. College of Construction Engineering， Jilin University， Changchun， Jilin 130012，China; 4. School of Architecture & Art Design， Hebei University of Technology， Tianjin 300401， China）

Abstract Through the horizontal loading test of 2.8 m×2.4 m （height×width） keel of light gauge steel combination wall specimens， the process and failure modes of the keel were analyzed; the shear capacity of the wall was studied. The results show that the combination of the wall with the resistant piece at the lower rail yields first. The final damage is caused by the tensile fracture of the wall column and the lower rail weld or the metal torn near the lower rail weld. Using ABAQUS， The simulation results show that the shear bearing capacity of the pure keel wall encrypted by spacer spacing increases， but the increase of bearing capacity is smaller; the larger the cross-section dimension of the pillar and the thickness of the pillar cross section， the greater the shear bearing capacity and rigidity of the pure keel wall.

Key words light gauge steel; monotonic loading; ABAQUS; FEA; influence factor; shear behavior

0 引言

冷弯薄壁型钢在目前低层装配式住宅中应用较多，主要有以下两方面优势：经济性好，冷弯薄壁型钢构件与热轧型钢构件截面面积相同时，前者的回转半径约为后者的1.5倍;轻质高强，相同质量的冷弯薄壁轻型钢构件与普通钢筋混凝土构件相比，前者的承载力远远高于后者。

低层轻钢住宅一般采用轻钢龙骨组合墙体体系，组合墙体由密肋龙骨、填充材料和装飾结构等组成，轻质高强，满足结构承载力需要的同时具备围护体系与保温材料的功能，工程应用广泛。何保康等[1-2]、李元齐等[3]和周绪红等[4]国内学者对轻钢龙骨两侧挂板的组合墙体进行了大量试验研究，刘斌等[5-7]和郝际平等[8]主要研究了轻钢龙骨区格内喷涂保温材料组合墙体。密肋龙骨在这两种类型的墙体中都提供了主要承载力和刚度。为进一步提高轻钢密肋龙骨墙体的抗剪性能，本文采用试验和ABAQUS有限元模拟研究轻钢密肋龙骨墙体的破坏模式和受力特点，对影响龙骨抗墙体剪性能的因素进行分析。

1 试验概况

1.1 试件设计

试件高2.8 m，立柱间距600 mm，墙宽2.4 m。龙骨布置如图1所示，龙骨之间采用焊接连接，龙骨钢材为Q235B，主立柱和上下导轨为C140 × 70 × 20 × 1.5，次立柱为C100 × 50 × 20 × 1.5，立柱之间撑杆采用扁钢管□20 × 40 × 1.0。上导轨设2个M16固定螺栓与加载装置中的帽梁相连，下导轨亦通过2个M16螺栓与加载装置的地梁相连。在墙体两侧边立柱内侧固定螺栓位置分别设抗拔件，抗拔件构造如图1a）所示。

1.2 试验装置及加载制度

本试验装置由地梁、帽梁、侧向支撑、电液伺服作动器组成，如图2所示。地梁通过锚栓与地面固定，为防止其产生滑动，用千斤顶顶紧反力墙与龙门架;墙体试件与地梁、帽梁采用M16固定螺栓连接，侧向支撑与龙门架固定。

本试验依据国标《建筑抗震试验规程》（JGJ/T101—2015）中的相关规定与要求，采用力与位移联合控制的加载方式如下：先采用荷载控制，以2 kN为增量增加荷载，直至试件出现屈服;屈服后以每级0.5Δy（Δy 为屈服位移）施加位移荷载，每级循环3次施加。记录试件荷载-位移曲线，随着位移增加荷载增加的幅度明显降低时，标志试件屈服。荷载降到峰值荷载的85%时，停止加载。

1.3 测试方案

利用位移计测试墙体的变形，位移计在试件上的布置如图3所示。位移计D1、D2分别用于测量加载装置的顶梁和试件顶部随作动器变化产生的位移值，位移计D3、D4用于测量试件与加载装置的地梁底座之间的相对滑动位移值，D5、D6分别测量试件垂直方向的位移值，D7、D8分别测量加载装置的底座相对地面的垂直方向的位移值，D9测量试验过程中墙体试件的平面外位移值。

2 试验结果分析

2.1 试验现象

加载初期，钢丝网与立柱之间出现相互错动，产生轻微响声;加载到第3级时，墙体受拉侧的主立柱翘起3 mm左右，受压侧主立柱没有出现任何明显变化;第8级加载过程中，产生一声巨响，墙体的钢丝网与骨架构件之间的焊缝撕裂，且墙体产生明显侧移，此时位移计D9与墙体脱离。进行第11级加载时，墙体受拉侧主立柱底部向上翘起15 mm，可以看出墙体下导轨出现明显屈曲;整个墙体骨架杆件之间区格由矩形变为菱形（如图4a）），由位移计测量结果得知此时墙体顶部水平位移为110 mm。试件屈服后的加载以位移控制，以10 mm为级数逐级加载。加载位移达到130 mm时，墙体试件骨架的最下侧刚性撑杆与受压区主立柱之间的焊缝出现裂纹;加载到150 mm时，墙体骨架中靠近受拉侧的次立柱与下导轨之间的焊缝出现轻微开裂（图4b）），受压侧的主立柱与下导轨之间的斜焊缝明显已经撕裂，裂缝宽度5 mm（图4c））。最终，墙体由于受拉区主次立柱失去承载能力，下导轨屈曲变形过大（图4d））而破坏。墙体试件破坏现象如图4所示。

2.2 墙体荷载-侧移曲线

墙体侧移参照文献[10]条文说明附录B中方法计算，其中，试件承受极限荷载为17.24 kN，此时对应墙体顶部绝对位移为55.43 mm;当墙体顶部绝对位移为H/300、即9.33 mm时，墙体承受的荷载为7.2 kN。

根据我国《建筑抗震试验规程》（JGJ/T101—2015）中的4.5.1，试件极限荷载[Pmax]和变形[Δmax]是指试体所能承受的最大荷载值和侧移值;试件的破坏荷载[Pu]和变形[Δu]，是指极限荷载下降85%时的荷载值和侧移。墙体试件的荷载-位移曲线如图5所示，墙体试件的屈服荷载为15 kN，对应屈服位移33.42 mm;破坏荷载为14.65 kN，对应破坏位移96.49 mm。

3 有限元模拟

3.1 模型验证

3.1.1 单元类型

采用ABAQUS有限元软件对龙骨墙体抗剪承载力进行模拟，龙骨的上下导轨、主立柱、次立柱和撑杆均选用壳单元S4R（四节点减缩积分壳单元）来模拟。钢材性能如表1所示。

3.1.2 边界条件和加载条件

试件的边界条件是利用4个高强螺栓把下导轨与地梁完全固定。利用作动器对试件施加水平推力，作动器和墙体上部接触面的面积为100 mm × 140 mm。因而模拟加载时，在主立柱上端划分出载面，并设参考点与加载面耦合，以参考点作为加载位置。

3.1.3 有限元计算结果与试验结果的比较

分析对纯龙骨墙体荷载-侧移曲线和破坏模式，并对比有限元计算结果与试验结果。由有限元分析结果可知，纯龙骨墙体模型的整体变形为剪切变形。根据有限元结果输出的应力云图（图6a））可知，墙体立柱下侧柱脚位置应力最大，对墙体整体而言受拉区应力较大，以上区域最先出现断裂。由墙体整体变形可知，受拉区域变形偏大，整体变形表现为剪切变形。

1）墙体破坏特征

由墙体模型屈服时的应力云图以及试验试件变形图可以看出，墙体主立柱的中间位置凸出，其中间部位变形相对较小;墙体立柱与上导轨、下导轨的焊缝位置的变形，受拉区主立柱变形最大，其次为受压区主立柱，次立柱与下导轨连接处应变最小。由此可知，有限元模拟的结果与试验结果吻合较好。

2）墙体荷载-位移曲线对比分析

有限元模型的荷载-位移曲线与试验试件的荷载-位移曲线对比如图7。墙体位移由墙体整体的平动位移、转动位移与墙体主立柱翘起产生的位移共同组成。对比两条曲线可得：在弹性阶段，模型的荷載-位移曲线与试验结果基本完全重合;荷载加载到10 kN之后，有限元模型刚度出现明显降低，进入塑性阶段，但荷载仍继续增加;而墙体试件在荷载达到15 kN之后刚度下降明显，荷载基本不再增加。

可见，有限元结果和试验结果在破坏特征、荷载-位移曲线、屈服荷载与极限承载力等方面都基本吻合，因此，本文所建立的墙体有限元模型是正确有效的。

3.2 影响龙骨抗剪性能的参数分析

在有限元模型的合理性和可靠性已得到试验验证的基础上，对影响墙体抗剪承载力的一系列相关因素进行参数分析。分析参数包括撑杆间距及龙骨立柱截面尺寸。

3.2.1 撑杆间距对龙骨墙抗剪承载性能的影响

刚性撑杆可有效减小龙骨立柱自由长度。墙体试件撑杆间距为400 mm，故本节将墙体撑杆间距调整为460 mm、560 mm和700 mm，以便于研究刚性撑杆间距对纯龙骨墙体抗剪承载力的影响。分析的过程中严格控制变量，除刚性撑杆间距外，其他条件与3.1节保持一致，便于进行同等条件下的对比与分析。分别建立刚性撑杆间距为400 mm、460 mm、560 mm、700 mm的纯龙骨墙体有限元模型，按上文所述方法对模型施加水平力并进行求解。

从ABAQUS有限元分析得到的墙体破坏应变云图中可看出，不同撑杆间距的墙体变形及破坏特征与3.1节中的有限元墙体均相同，故在此不重复叙述。在加载初始阶段四个墙体模型抗侧移刚度基本相同，可从图8中清晰地看出，4个墙体模型的荷载-位移曲线在加载初期基本重合，随着荷载增加斜率出显著不同，接近极限荷载差异逐渐减小。撑杆间距越小墙体的抗剪承载能力越大，但提高的幅度有限。

由以上分析可得出结论：纯龙骨墙体撑杆间距加密后，其抗剪承载力增加有限，但其抗侧刚度提高显著。

3.2.2 立柱截面尺寸对龙骨墙抗剪承载性能的影响

上节有限元模型中的墙体次立柱规格为C100 × 50 × 10 × 2.5，故本节保持其他条件不变，只改变墙体次立柱截面，将其调整为C100 × 40 × 10 × 2.5、C100 × 30 × 10 × 2.5、C100 × 60 × 10 × 2.5、C100 × 50 × 10 × 2.0、C100 × 50 × 10 × 1.5和C100 × 50 × 10 × 1.0，并按上文所述建模分析方法，建立不同次立柱截面的墻体模型，分析其对纯龙骨墙体抗剪承载力与刚度的影响。控制次立柱以外的条件与3.1节完全相同，以便于进行同等条件下的对比分析并得到准确结果。

从ABAQUS模型计算得到的墙体应力云图中可看出，墙体模型变形及破坏特征不随次立柱截面尺寸改变而产生明显变化，与 3.1 节中的有限元墙体模型基本相同，故在此不重复叙述。不同次立柱截面尺寸墙体模型的荷载—位移曲线如图9和图10所示。

从图9可看出，尽管立柱截面不同，但是在加载初期墙体初始刚度值相近，随后随着荷载值的增加，立柱截面宽度对墙体抗侧移刚度的贡献明显，立柱截面宽度较小的模型先于立柱截面宽度较大的墙体模型出现屈服，从荷载-位移曲线（图10）对比可以得知，立柱截面高宽一致时，截面壁厚对于墙体抗剪承载力具有一定贡献，壁厚越大，墙体承载力越大。由此可知，加大立柱截面宽度与壁厚，有利于纯龙骨墙体抗剪承载力和刚度。因此建议未来的工程应用中，此类墙体立柱截面壁厚宜取1.5～2.5 mm。

4 结论

1）本文所研究冷弯薄壁型钢龙骨墙屈服始于墙体下导轨的抗拔件位置，最终破坏是由于墙体立柱与下导轨焊缝被拉断或下导轨焊缝附近金属撕裂破坏。

2）本文所建立的有限元模型分析结果与试验结果在破坏特征、荷载-位移曲线以及抗剪承载能力3个方面均吻合良好。墙体破坏均发生在立柱与下导轨连接处和撑杆和立柱连接处;有限元模型与试验曲线形状和走势较为一致;采用有限元分析得到的墙体屈服荷载、最大荷载及破坏荷载3项荷载指标比较相近。

3）撑杆间距和立柱截面尺寸均对纯龙骨墙抗剪承载性能有显著影响。随着撑杆间距减小，纯龙骨墙体抗剪承载力增加，但其增加幅度不大，而抗侧刚度明显提高。建议在工程中撑杆间距取500～700 mm;立柱截面高度和立柱截面板件厚度越大，纯龙骨墙体抗剪承载力及刚度越大。

参考文献：

[1]    郭鹏. 冷弯型钢骨架墙体抗剪性能试验与理论研究[D]. 西安：西安建筑科技大学，2008.

[2]    何保康，郭鹏，王彦敏，等. 高强冷弯型钢骨架墙体抗剪性能试验研究[J]. 建筑结构学报，2008，29（2）：7278，113.

[3]    李元齐，马荣奎. 冷弯薄壁型钢龙骨式剪力墙抗震性能简化及精细化数值模拟研究[J]. 建筑钢结构进展，2017，19（6）：2534.

[4]    周绪红，管宇，石宇. 多层冷弯薄壁型钢结构住宅抗震性能分析[J]. 建筑钢结构进展，2017，19（6）：1015，50.

[5]    刘斌，郝际平，李科龙，等. 喷涂式轻质砂浆冷弯薄壁型钢组合墙体抗剪性能试验研究[J]. 土木工程学报，2015，48（4）：3141.

[6]    刘斌，郝际平，邵大余，等. 低周反复荷载作用下复合式冷弯薄壁型钢墙体抗震性能试验研究[J]. 地震工程与工程振动，2014，34（6）：169178.

[7]    刘斌，郝际平，李科龙，等. 喷涂式轻质砂浆冷弯薄壁型钢组合墙体抗剪性能试验研究[J]. 土木工程学报，2015，48（4）：3141.

[8]    郝际平，刘斌，邵大余，等. 交叉钢带支撑冷弯薄壁型钢骨架喷涂轻质砂浆组合墙体受剪性能试验研究[J]. 建筑结构学报，2014，35（12）：2028.

[9]    JGJ/T 101—2015，建筑抗震试验规程 [S]. 北京：中国建筑工业出版社，2015.

[10]  JGJ227—2011，低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2011.

收稿日期：2018-05-04

基金项目：国家自然科学基金（51708168）

第一作者：赵欣（1972—），女，副教授，博士。