水平荷载作用下冷弯薄壁型钢剪力墙的失效机制与设计方法

吴函恒 隋 璐 李 展 陈腾飞 周天华

(长安大学建筑工程学院, 西安 710061)

近年来,冷弯薄壁型钢房屋结构因具有轻质高强、保温隔热、工业化生产、装配式建造等诸多优势,已广泛应用于民用住宅、校舍建筑、康养文旅、特色小镇等低层房屋体系.在多层房屋体系中,冷弯薄壁型钢房屋结构也逐步开始得到应用.《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》(JGJ 227—2011)[1]和《冷弯薄壁型钢多层住宅技术标准》(JGJ/T 421—2018)[2]的相继颁布促进了冷弯薄壁型钢房屋结构在我国的推广与应用.

冷弯薄壁型钢剪力墙是冷弯薄壁型钢房屋结构体系主要的抗侧力构件,其抗侧力性能对房屋结构体系至关重要.冷弯薄壁型钢结构多应用于低层房屋体系,国内外学者针对剪力墙抗侧力机制的研究也往往集中在受剪性能方面.文献[3-8]指出,影响冷弯薄壁型钢剪力墙受剪性能的主要因素是墙面板作为应力蒙皮的支撑性能,而蒙皮支撑性能则取决于墙面板材料自身、墙面板与龙骨之间的螺钉连接、墙体洞口配置以及墙面板的拼缝构造等.由于影响因素众多,国内外设计规范[1-2,9-10]针对冷弯薄壁型钢剪力墙所采用的抗侧刚度和受剪承载力等相关指标往往通过试验值确定.

实际上,在水平荷载作用下,冷弯薄壁型钢剪力墙承受轴力、(倾覆)弯矩和剪力的共同作用.该类结构体系自重较轻,当剪力墙的边龙骨配置不足时,边龙骨存在因承担倾覆弯矩而产生的轴压失稳的风险,冷弯薄壁型钢剪力墙将发生面内弯曲破坏.文献[11-14]将薄钢板作为墙面板,以提升剪力墙的受剪能力,其抗侧刚度和受剪承载力也可得到大幅度提高,但剪力墙的边龙骨在倾覆弯矩作用下容易发生失稳破坏,从而影响墙体的延性.文献[15-16]分别采用多肢拼合冷弯型钢构件和冷弯型钢方管混凝土柱作为剪力墙的边龙骨,墙体的抗(倾覆)弯矩能力显著提升.对于大高宽比冷弯薄壁型钢剪力墙,由于倾覆弯矩作用的影响较为显著,AISI S400[10]和《冷弯薄壁型钢多层住宅技术标准》(JGJ/T 421—2018)[2]均通过高宽比参数对受剪承载力进行折减,以考虑倾覆弯矩的不利影响.

随着冷弯薄壁型钢结构向多层房屋体系发展,剪力墙的高宽比增大,其倾覆(受弯)效应也逐步明显,但目前针对冷弯薄壁型钢剪力墙抗倾覆受弯问题的系统研究相对较少.剪力墙倾覆(受弯)破坏与受剪破坏的失效机制以及相应的承载能力和延性等问题亟待解决.鉴于此,本文通过试验研究和理论分析,考察墙面板、边龙骨和高宽比等因素对冷弯薄壁型钢剪力墙失效机制的影响,研究了墙体受剪性能与抗倾覆(受弯)性能的匹配性问题,进而提出相应的设计方法,以期为后续理论研究和工程应用提供参考.

1 试验

1.1 试件设计

参照《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》(JGJ 227—2011)[1]和《冷弯薄壁型钢多层住宅技术标准》(JGJ/T 421—2018)[2],通过改变蒙皮材料、边龙骨配置和高宽比等参数,分别设计和制作了6个冷弯薄壁型钢剪力墙足尺试件,以期呈现不同的破坏模式.试件设计参数见表1.

表1 试件设计参数

按照试件的高宽比以及边龙骨配置的强弱关系,将6个试件分为3组.第1组试件(W1和W2)为中小高宽比弱边龙骨组,试件的高宽比为1.25,边龙骨为2肢冷弯薄壁C形钢拼合柱;第2组试件(W3和W4)为中小高宽比强边龙骨组,试件的高宽比为1.5,边龙骨分别为4肢冷弯薄壁C形钢拼合柱和冷弯型钢方钢管柱;第3组试件(W5和W6)为大高宽比强边龙骨组,试件的高宽比为3.0,边龙骨分别为4肢冷弯薄壁C形钢拼合柱和冷弯型钢方钢管.

试件的高度为6 000或3 000 mm,其中一层墙体试件的高度为3 000 mm,两层试件的高度为6 000 mm,试件宽度为2 000或2 400 mm.墙体的中龙骨柱采用单根冷弯薄壁C形钢,边龙骨柱分别为2肢冷弯薄壁C形钢拼合柱、4肢冷弯薄壁C形钢拼合柱和冷弯型钢方钢管柱.墙体导轨采用冷弯U形钢,规格为U150 mm×45 mm×2.0 mm.墙面板分别采用厚12 mm的石膏板、厚9 mm的OSB板和厚1 mm的薄钢板.墙面板与墙体龙骨之间通过ST4.8级自攻螺钉进行连接,四周螺钉间距为150 mm,内部螺钉间距为300 mm.试件几何尺寸及构造示意图见图1和图2.

(a) 试件W1

(b) 试件W2

(d) 试件W4

(e) 试件W5

(f) 试件W6

(a) 中龙骨截面

(b) W1和W2边龙骨截面

(c) W3和W4边龙骨截面

(d) W5和W6边龙骨截面

(e) 顶导轨和底导轨截面

(f) 楼层处导轨截面

(g) 抗拔件

墙体试件的底角处设置抗拔件(hold-down)连接边龙骨与地锚梁,其中2肢拼合冷弯薄壁C形钢边龙骨柱的底端采用1个抗拔件,4肢拼合冷弯薄壁C形钢边龙骨柱和冷弯型钢方钢管边龙骨柱的底端采用2个抗拔件.每个抗拔件通过16个ST6.3自攻自钻螺钉与边龙骨连接,并通过1根M20高强螺杆(10.9级)与地锚梁固定连接.此外,在2个龙骨中间位置设置抗剪螺栓(M12,4.8级)连接导轨与地锚梁以及导轨与加载顶梁.

两层墙体试件的中龙骨柱在楼层处不贯通,通过自攻螺钉与导轨连接.对于边龙骨柱,试件W5的边龙骨为4肢拼合冷弯薄壁C形钢柱,其在楼层处不贯通,上下层的边龙骨通过抗拔件和M20高强螺杆连接.试件W6的边龙骨为冷弯型钢方钢管柱,其在楼层处贯通,导轨与边龙骨柱侧面通过自攻螺钉连接.

除试件W4和W6的边龙骨外,其余墙体试件的边龙骨、中龙骨、导轨及薄钢板蒙皮的钢材等级为《连续热镀锌和锌合金镀层钢板及钢带》(GB/T 2518—2019)[17]中规定的S320级结构钢,单面镀锌厚度为20～30 μm.试件W4和W6的边龙骨采用未镀锌的冷弯型钢方钢管,钢材为Q355B级.按照《金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法》(GB/T 228.1—2010)[18]的规定进行钢材拉伸试验,材性试验结果见表2.

表2 钢材的力学性能

1.2 试验加载与测试方案

试验加载装置示意图见图3.墙体试件的下导轨与固定在试验台座上的地锚梁连接,上导轨与加载顶梁连接.水平加载设备采用MTS电液伺服程控结构试验机系统,作动器极限推拉力为1 000 kN,行程为±250 mm.竖向荷载采用电液伺服作动器进行加载,作动器顶部与门架梁之间设置聚四氟乙烯滑动装置,该装置可确保在水平加载的同时不产生水平摩擦力.按照6层房屋结构进行竖向荷载计算,折合成底部墙体单元的竖向力为70 kN,分3级施加竖向荷载,并在水平加载过程中保持恒定.试验前对试件进行有限元分析,初步确定墙体试件的屈服荷载Py和屈服位移Δy的预估值.将荷载均分为5级,单循环加载至预估屈服点,之后以每级0.5Δy的位移级差进行位移控制加载,每级循环3次.加载至水平荷载下降到峰值荷载的85%时,停止加载.

(a) 一层试件(试件W1～W4)

(b) 二层试件(试件W5和W6)

按图4所示布置位移计,用于测试墙体试件加载过程中的变形.位移计D1、D2分别用于测试墙

体试件加载顶梁和试件顶部的水平位移值;位移计D3用于测试墙体试件与地锚梁之间的相对水平位移值;位移计D4、D5用于测试墙体试件相对地锚梁的竖向位移值.对于双层墙体试件,在楼层处布置位移计D6,用于测试墙体在楼层处的水平位移值.此外,在边龙骨柱底端设置应变片,用于测试边龙骨柱在加载过程中的应变值.

2 试验现象及破坏特征

2.1 中小高宽比弱边龙骨组

试件W1和W2的边龙骨均为2肢冷弯薄壁C形钢拼合柱,高宽比为1.25.试件W1的蒙皮板一侧为石膏板,另一侧为OSB板;而试件W2的蒙皮板为单侧薄钢板.蒙皮板与冷弯薄壁型钢龙骨之间的自攻螺钉连接在剪力作用下,螺钉倾斜变形(见图5(a)),试件W1的石膏板、OSB板在螺钉的剪切作用下局部挤压破坏,最终蒙皮板因螺钉连接破坏失去对墙体骨架的支撑作用,墙体抗侧力失效(见图5(b)),应变数据表明边龙骨未达到屈服状态.对于试件W2,由于采用薄钢板蒙皮,在水平力作用下,薄钢板蒙皮出现斜向压力场失稳的现象(见图5(c)),而蒙皮支撑作用仅体现在拉力场.由于薄钢板蒙皮自身及螺钉连接强度较高,而边龙骨的配置偏弱,最终在倾覆弯矩的作用下,边龙骨柱端部因畸变屈曲而压溃失效(见图5(d)).因畸变屈曲,应变数据显示边龙骨部分监测点的应力达到屈服,而此时薄钢板对墙体骨架的支撑作用尚未失效.

(a) 自攻螺钉受剪破坏

(b) OSB板蒙皮支撑失效

(c) 薄钢板蒙皮受剪屈曲

(d) 边龙骨压溃失效

2.2 中小高宽比强边龙骨组

试件W3和W4的高宽比为1.5,分别采用4肢冷弯薄壁C形钢拼合柱和冷弯方钢管柱作为墙体试件的边龙骨,蒙皮板材料均为薄钢板.在水平力的作用下,薄钢板蒙皮因受剪屈曲而出现波屈变形(见图6(a)).自攻螺钉因承担剪力而发生倾斜,进而被拔出或剪断(见图6(c)).由于边龙骨采用加强设计,试件W3和W4的边龙骨在整个加载过程中未见破坏(见图6(b)).同时,应变监测结果表明,试件W3和W4的边龙骨仍然处在弹性阶段.随着薄钢板四周及拼缝处的螺钉大部分被剪断,蒙皮板的支撑作用失效(见图6(d)),试件宣告破坏.

(a) 薄钢板蒙皮受剪屈曲

(b) 边龙骨未见破坏

(c) 自攻螺钉受剪破坏

(d) 薄钢板蒙皮支撑失效

2.3 大高宽比强边龙骨组

试件W5和W6为两层试件,高宽比为3.0,边龙骨分别采用4肢冷弯薄壁C形钢拼合柱和冷弯方钢管柱,蒙皮板材料均为薄钢板.与试件W3和W4相同,薄钢板在剪切作用下沿斜向压力场发生波屈变形(见图7(a)和(c)),波屈方向随往复荷载方向变化而改变.自攻螺钉因剪力作用被拔出或剪断,导致薄钢板蒙皮支撑作用失效(见图7(b)).由于试件的高宽比较大,倾覆作用明显,试件W5的4肢冷弯薄壁C形钢边龙骨柱在轴向力的作用下发生屈曲变形(见图7(d)),最终失稳破坏,部分监测点的应变超过屈服应变.而对于试件W6,其边龙骨为冷弯方钢管柱,闭口截面稳定承载力高,在整个加载过程中未见破坏,应变监测也表明边龙骨处于弹性阶段,因此其失效模式仍为因自攻螺钉剪切破坏所引起的蒙皮支撑作用失效.

(a) 薄钢板蒙皮受剪屈曲

(b) 薄钢板蒙皮支撑失效

(c) 薄钢板受剪屈曲变形

(d) 边龙骨压屈破坏图7 试件W5和W6的试验现象

2.4 破坏特征

水平荷载作用下,对6个试件进行低周往复加载试验研究.当加载至峰值荷载时,承载力开始下降.根据其下降原因,将冷弯薄壁型钢剪力墙的破坏特征分为剪切破坏和弯曲破坏2类.

剪切破坏的特点主要为墙体龙骨与墙面板之间自攻螺钉连接的剪切破坏,进而导致墙面板蒙皮支撑作用失效.由于冷弯薄壁型钢墙体龙骨墙架抗侧刚度和承载力微弱,墙面板蒙皮支撑作用失效后剪力墙便失去承载能力.

弯曲破坏的特点主要为冷弯型钢剪力墙边龙骨在倾覆弯矩作用下因承担轴向作用力而发生受压失稳破坏,导致剪力墙失去承载能力.

由图5～图7可知,试件W1、W3、W4、W6发生剪切破坏,试件W2和W5发生弯曲破坏.影响冷弯薄壁型钢剪力墙破坏特征的主要因素如下:

1) 高宽比.中小高宽比剪力墙(试件W1、W3、W4)易于发生剪切破坏,而大高宽比剪力墙(试件W5)因倾覆作用明显,倾向于发生弯曲破坏.

2) 墙面板与边龙骨的配置关系.以试件W2和W6为例,前者的高宽比为1.25,属于中小高宽比剪力墙,但因墙面蒙皮板配置较强,边龙骨配置相对较弱,试件最终的破坏模式为弯曲破坏;而后者的高宽比为3.0,属于大高宽比剪力墙,但因为边龙骨配置较强,试件最终发生剪切破坏.

由此可见,除墙体高宽比外,墙面板与边龙骨的强弱配置关系也是影响冷弯薄壁型钢剪力墙破坏特征的主要因素.墙面板及自攻螺钉连接主要影响墙体的抗剪性能,而边龙骨主要影响墙体的抗倾覆能力.当墙体的边龙骨配置较弱而导致抗倾覆能力不足时,即使是中小高宽比剪力墙也有可能出现弯曲破坏;当墙体的边龙骨配置较强而墙面板配置相对较弱时,大高宽比剪力墙也可能出现剪切破坏.

3 试验结果和分析

3.1 滞回曲线

冷弯薄壁型钢剪力墙在水平荷载作用下发生剪切变形和弯曲变形.根据位移计测试的变形值,除去加载顶梁和试件顶部的相对水平变形差以及试件底部与地锚梁之间的相对水平变形差,可以得到墙体试件的顶点水平净位移Δ,进而得到墙体的顶点位移角δ.图8给出了试件水平荷载P与顶点位移Δ的滞回曲线.由图可知,在加载初期,试件呈现弹性特征,但很快进入弹塑性阶段,滞回曲线呈梭形.继续加载,冷弯薄壁型钢龙骨与墙面板之间的自攻螺钉连接因承担往复作用的剪力而逐步破坏,墙体试件刚度逐渐退化,自攻螺钉连接处破坏严重,开始产生滑移,滞回曲线出现明显的捏缩和滑移现象,呈现为反S形.

(a) 试件W1

(c) 试件W3

(d) 试件W4

(e) 试件W5

(f) 试件W6

试件W1的墙面板为OSB板和石膏板,强度较低,自攻螺钉连接处墙面板损伤累积较严重,因此其滞回曲线捏缩和滑移现象较明显,滞回曲线在加载后续发展为Z形.试件W2和W5在加载后期出现边龙骨柱失稳而倾覆破坏,承载力急剧下降,属于弯曲破坏的范畴,滞回曲线的捏缩和滑移现象较其他试件不明显.

3.2 骨架曲线

图9(a)和(b)给出了墙体试件水平荷载P与顶点位移Δ的骨架曲线.可以看出,冷弯薄壁型钢剪力墙试件弹性阶段较短.随着位移的增大,骨架曲线呈现一定的非线性.达到峰值荷载后,对于发生剪切破坏的墙体试件W1、W3、W4和W6,由于自攻螺钉连接破坏相继发生,承载力下降较为缓慢,呈现出良好的变形能力;而对于发生弯曲破坏的试件W2和W5,由于边龙骨在倾覆弯矩作用下因轴力过大发生失稳破坏,承载力急剧下降,骨架曲线下降段明显.

(a) 试件W1～W4

(b) 试件W5和W6

(c) 试件W3和W5

(d) 试件W4和W6

通过位移计D6的测试,可以得到试件W5和W6上下两层的层间位移,进而得到骨架曲线.分别与构造相同的单层试件W3和W4的骨架曲线进行对比,结果见图9(c)和(d).图中,W5-1、W5-2分别表示试件W5的一层、二层层间测试结果;W6-1、W6-2分别表示试件W6的一层、二层层间测试结果.

3.3 结果分析

参照JGJ 227—2011[1]中建议的方法确定骨架曲线上各特征点(见图10).屈服点采用能量等效面积法确定.当直线与试验曲线围成的面积A1与A2相等时,得到屈服荷载Py和屈服位移Δy;破坏点为峰值荷载下降85%时的对应点,并由此确定极限荷载Pu和极限位移Δu;位移延性系数μ为极限位移Δu与屈服位移Δy的比值;试件的弹性抗侧刚度K0由墙体侧移为层高1/300时的割线刚度确定.由此确定各试件的弹性抗侧刚度K0、位移延性系数μ以及屈服点、峰值点和破坏点分别对应的荷载(Py、Pmax、Pu)、层间位移(Δy、Δmax、Δu)和层间位移角(δy、δmax、δu),结果见表3.

图10 特征点确定方法

表3 骨架曲线特征点实测结果

1) 由于薄钢板的蒙皮支撑效应优于OSB板和石膏板,因此,薄钢板蒙皮墙体的抗侧刚度和承载力均高于OSB板和石膏板蒙皮墙体.以峰值荷载为例,中小高宽比薄钢板蒙皮墙体试件W2、W3和W4的承载力分别为53.66、64.67 和82.60 kN,分别为OSB板和石膏板蒙皮墙体试件W1承载力(36.12 kN)的1.49、1.79和2.29倍.

2) 随着边龙骨配置的增强,冷弯薄壁型钢剪力墙的抗侧刚度和承载力能力均可得到提升.中小高宽比试件W4的抗侧刚度和承载力分别为试件W3的1.34和1.28倍;而大高宽比试件W6的抗侧刚度和承载力分别为试件W5的1.43和1.22倍.

3) 随着墙体高宽比的增大,墙体承担更大的倾覆弯矩,抗侧刚度和承载力能力均逐渐减小.在龙骨与蒙皮板配置相同的情况下,大高宽比墙体W5和W6的峰值荷载分别为中小高宽比墙体W3和W4峰值荷载的89.9%和86.2%。

4) 因倾覆弯矩作用,大高宽比墙体的一层抗侧刚度低于相同配置的中小高宽比墙体的抗侧刚度.水平荷载作用下,大高宽比墙体的二层层间变形均大于一层层间变形,可见水平荷载作用下大高宽比墙体以弯曲变形为主.

5) 因边龙骨配置不足,试件W2和W5发生弯曲破坏,其实质为边龙骨在倾覆弯矩作用下发生受压失稳,突然破坏,承载力急剧下降,因此试件W2和W5的位移延性系数小于2.0.而对于发生剪切破坏的墙体试件W1、W3、W4和W6,延性性能良好,延性系数分别为4.34、3.39、3.88和3.84,均大于3.0.究其原因在于,剪切破坏主要表现为墙体龙骨与墙面板之间自攻螺钉连接的破坏,因蒙皮板与冷弯薄壁型钢龙骨之间的自攻螺钉连接数目较多,水平荷载下螺钉相继发生剪切破坏,故其延性性能良好.

4 强弯弱剪设计方法

为提高冷弯薄壁型钢剪力墙在水平荷载作用下的抗倾覆能力,JGJ 227—2011[1]和JGJ/T 421—2018[2]均假定墙体倾覆弯矩产生的轴向力N由边龙骨承担,并给出设计建议式为

(1)

式中,Ni为第i层剪力墙边龙骨承担因倾覆弯矩产生的附加轴力;Vj为作用于第j(j=i,i+1,…,n)楼层的水平荷载;Hj为水平荷载Vj作用下楼层距第i层的总高度;B为计算墙体的宽度.

按照式(1)计算冷弯薄壁型钢剪力墙边龙骨因倾覆弯矩产生的附加轴向力,并与竖向荷载作用下龙骨柱承担的轴向力进行叠加,从而对边龙骨柱进行设计与验算,确保结构安全.

从冷弯薄壁型钢剪力墙的失效机制与抗力匹配关系角度而言,剪力墙存在弯曲性破坏和剪切破坏2种典型的失效机制(见图11),弯曲破坏因边龙骨承担轴力失稳,属于脆性破坏的范畴,而剪切破坏变形能力强,属于延性破坏的范畴.本文试验研究发现,除墙体高宽比外,冷弯薄壁型钢剪力墙抗剪能力与抗弯能力的强弱配置关系是影响墙体破坏机制的重要因素.

(a) 弯曲破坏

(b) 剪切破坏

基于文献[19-20],提出冷弯型钢结构基于性能的抗震设计方法,按照“高承载力低延性”和“低承载力高延性”的抗震性能化设计思路,将冷弯型钢结构的抗震性能目标划分为4类,并给出相应的承载力与延性配置等级(见表4).在此基础上,提出了设防地震下构件的承载力抗震验算公式为

表4 冷弯型钢结构的抗震性能目标及承载力、延性配置关系

SE=SGE+ΩSEhk+0.4SEvk

(2)

式中,SE为地震作用效应和其他荷载效应基本组合的标准值;SGE为重力荷载代表值;SEhk为水平设防地震作用标准值;SEvk为竖向设防地震作用标准值;Ω为构件的性能系数.不同性能目标下的最小性能系数见表5.以性能Ⅰ为例,因强调高承载力,故其最小性能系数最大.

表5 性能系数最小值Ωmin

基于性能的抗震设计方法可根据不同构件承载力与延性的配置关系进行差异化设计.针对抗震性能等级为性能Ⅲ和性能Ⅳ的冷弯薄壁型钢剪力墙,构件应具备较高的延性,因此设计时应避免弯曲破坏,建议满足强弯弱剪的设计要求,即

(3)

式中,Mu为冷弯薄壁型钢剪力墙抗弯承载力标准值;Nu为剪力墙边龙骨轴压稳定承载力标准值,取边龙骨各种屈曲模式对应的承载力最小值,计算时材料强度应以屈服强度fy代入计算;N为重力荷载代表值作用下墙体边龙骨承担的轴向力;Vu为剪力墙受剪承载力标准值,可参照JGJ 227—2011[1]和JGJ/T 421—2018[2]的相关规定,不考虑抗力分项系数的影响;H和W分别为冷弯薄壁型钢剪力墙的高度和宽度;η为确保强弯弱剪的增大系数,参照规范[20]抗震性能化设计中强柱弱梁的要求,建议取为1.1.

按照式(3),针对本文试验中的6个墙体试件,反算出增大系数η,结果见表6.其中,边龙骨轴压稳定承载力Nu参照《冷弯薄壁型钢技术规程》(GB 50018—2002)[21]进行计算,而对于2肢、4肢冷弯薄壁C形钢拼合边龙骨柱,由于存在畸变屈曲模式,采用AISI S100[22]中建议的直接强度法计算畸变屈曲承载力,并与采用GB 50018—2002计算的局部及整体屈曲的承载力相比较,取二者中的较小值.对于重力荷载代表值作用下墙体边龙骨承担的轴向力N,取为试验时边龙骨分担的施加于剪力墙顶部的轴力.通过计算可以看出,试件W2和W5发生弯曲破坏,η<1.0;而其余试件均发生剪切破坏,η>1.0,且边龙骨配置越强、高宽比越小,η值越大.

表6 增大系数η的计算结果

对于抗震性能等级为性能Ⅰ和性能Ⅱ的冷弯薄壁型钢剪力墙,当墙体的承载力能满足高性能系数的要求时,可不用遵循强弯弱剪的设计建议.

5 结论

1) 水平荷载作用下冷弯薄壁型钢剪力墙的破坏模式可以分为剪切破坏和弯曲破坏2类.剪切破坏的特点主要为冷弯薄壁型钢龙骨与墙面板之间的自攻螺钉连接的剪切破坏,进而导致墙面板蒙皮支撑作用失效.弯曲破坏的特点主要为剪力墙的边龙骨在倾覆弯矩作用下,因承担轴向作用力而发生受压失稳破坏.

2) 中小高宽比剪力墙易于发生剪切破坏,大高宽比剪力墙因倾覆作用明显,倾向于发生弯曲破坏.除墙体高宽比外,冷弯薄壁型钢剪力墙抗剪能力与抗弯能力的强弱配置关系是影响墙体破坏机制的重要因素.

3) 冷弯薄壁型钢剪力墙的弯曲破坏由边龙骨承担轴力失稳导致,延性系数小于2.0,属于脆性破坏的范畴;而剪切破坏是由于连接蒙皮板的自攻螺钉逐步失效所致,承载力退化慢,延性系数大于3.0,属于延性破坏的范畴.

4) 针对抗震性能等级为性能Ⅲ和性能Ⅳ的冷弯薄壁型钢剪力墙,建议进行强弯弱剪验算,放大系数建议取为1.1,以确保冷弯薄壁型钢剪力墙在地震作用下具备良好的延性.