輕鋼密肋龍骨墻體抗剪承載力研究

趙欣　劉華陽(yáng)　范宇岐　耿珺　王舒揚(yáng)

文章編號(hào)：1007-2373（2022）01-0082-06

摘要 通過(guò)對(duì)2.8 m×2.4 m（高×寬）輕鋼密肋龍骨墻體足尺試件水平加載試驗(yàn)，分析墻體受力過(guò)程和破壞模式;對(duì)墻體抗剪承載力進(jìn)行研究。試驗(yàn)結(jié)果表明：所研究墻體屈服始于下導(dǎo)軌的抗拔件位置，最終破壞是由于墻體立柱與下導(dǎo)軌焊縫被拉斷或下導(dǎo)軌焊縫附近金屬撕裂破壞。利用ABAQUS對(duì)龍骨墻體進(jìn)行有限元模擬及參數(shù)分析，模擬結(jié)果表明：撐桿間距加密的純龍骨墻體抗剪承載力有所增加，而其抗側(cè)剛度明顯有所提高;隨著立柱的截面寬度以及立柱截面的壁厚增加，純龍骨墻體的抗剪承載力及剛度也有所增加。

關(guān) 鍵 詞 輕鋼龍骨;單調(diào)加載;ABAQUS;有限元分析;影響因素;抗剪承載力

中圖分類號(hào) TU392.5;TU317.1? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼 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

冷彎薄壁型鋼在目前低層裝配式住宅中應(yīng)用較多，主要有以下兩方面優(yōu)勢(shì)：經(jīng)濟(jì)性好，冷彎薄壁型鋼構(gòu)件與熱軋型鋼構(gòu)件截面面積相同時(shí)，前者的回轉(zhuǎn)半徑約為后者的1.5倍;輕質(zhì)高強(qiáng)，相同質(zhì)量的冷彎薄壁輕型鋼構(gòu)件與普通鋼筋混凝土構(gòu)件相比，前者的承載力遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于后者。

低層輕鋼住宅一般采用輕鋼龍骨組合墻體體系，組合墻體由密肋龍骨、填充材料和裝飾結(jié)構(gòu)等組成，輕質(zhì)高強(qiáng)，滿足結(jié)構(gòu)承載力需要的同時(shí)具備圍護(hù)體系與保溫材料的功能，工程應(yīng)用廣泛。何?？档萚1-2]、李元齊等[3]和周緒紅等[4]國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)輕鋼龍骨兩側(cè)掛板的組合墻體進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究，劉斌等[5-7]和郝際平等[8]主要研究了輕鋼龍骨區(qū)格內(nèi)噴涂保溫材料組合墻體。密肋龍骨在這兩種類型的墻體中都提供了主要承載力和剛度。為進(jìn)一步提高輕鋼密肋龍骨墻體的抗剪性能，本文采用試驗(yàn)和ABAQUS有限元模擬研究輕鋼密肋龍骨墻體的破壞模式和受力特點(diǎn)，對(duì)影響龍骨抗墻體剪性能的因素進(jìn)行分析。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試件高2.8 m，立柱間距600 mm，墻寬2.4 m。龍骨布置如圖1所示，龍骨之間采用焊接連接，龍骨鋼材為Q235B，主立柱和上下導(dǎo)軌為C140 × 70 × 20 × 1.5，次立柱為C100 × 50 × 20 × 1.5，立柱之間撐桿采用扁鋼管□20 × 40 × 1.0。上導(dǎo)軌設(shè)2個(gè)M16固定螺栓與加載裝置中的帽梁相連，下導(dǎo)軌亦通過(guò)2個(gè)M16螺栓與加載裝置的地梁相連。在墻體兩側(cè)邊立柱內(nèi)側(cè)固定螺栓位置分別設(shè)抗拔件，抗拔件構(gòu)造如圖1a）所示。

1.2 試驗(yàn)裝置及加載制度

本試驗(yàn)裝置由地梁、帽梁、側(cè)向支撐、電液伺服作動(dòng)器組成，如圖2所示。地梁通過(guò)錨栓與地面固定，為防止其產(chǎn)生滑動(dòng)，用千斤頂頂緊反力墻與龍門架;墻體試件與地梁、帽梁采用M16固定螺栓連接，側(cè)向支撐與龍門架固定。

本試驗(yàn)依據(jù)國(guó)標(biāo)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》（JGJ/T101—2015）中的相關(guān)規(guī)定與要求，采用力與位移聯(lián)合控制的加載方式如下：先采用荷載控制，以2 kN為增量增加荷載，直至試件出現(xiàn)屈服;屈服后以每級(jí)0.5Δy（Δy 為屈服位移）施加位移荷載，每級(jí)循環(huán)3次施加。記錄試件荷載-位移曲線，隨著位移增加荷載增加的幅度明顯降低時(shí)，標(biāo)志試件屈服。荷載降到峰值荷載的85%時(shí)，停止加載。

1.3 測(cè)試方案

利用位移計(jì)測(cè)試墻體的變形，位移計(jì)在試件上的布置如圖3所示。位移計(jì)D1、D2分別用于測(cè)量加載裝置的頂梁和試件頂部隨作動(dòng)器變化產(chǎn)生的位移值，位移計(jì)D3、D4用于測(cè)量試件與加載裝置的地梁底座之間的相對(duì)滑動(dòng)位移值，D5、D6分別測(cè)量試件垂直方向的位移值，D7、D8分別測(cè)量加載裝置的底座相對(duì)地面的垂直方向的位移值，D9測(cè)量試驗(yàn)過(guò)程中墻體試件的平面外位移值。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期，鋼絲網(wǎng)與立柱之間出現(xiàn)相互錯(cuò)動(dòng)，產(chǎn)生輕微響聲;加載到第3級(jí)時(shí)，墻體受拉側(cè)的主立柱翹起3 mm左右，受壓側(cè)主立柱沒(méi)有出現(xiàn)任何明顯變化;第8級(jí)加載過(guò)程中，產(chǎn)生一聲巨響，墻體的鋼絲網(wǎng)與骨架構(gòu)件之間的焊縫撕裂，且墻體產(chǎn)生明顯側(cè)移，此時(shí)位移計(jì)D9與墻體脫離。進(jìn)行第11級(jí)加載時(shí)，墻體受拉側(cè)主立柱底部向上翹起15 mm，可以看出墻體下導(dǎo)軌出現(xiàn)明顯屈曲;整個(gè)墻體骨架桿件之間區(qū)格由矩形變?yōu)榱庑危ㄈ鐖D4a）），由位移計(jì)測(cè)量結(jié)果得知此時(shí)墻體頂部水平位移為110 mm。試件屈服后的加載以位移控制，以10 mm為級(jí)數(shù)逐級(jí)加載。加載位移達(dá)到130 mm時(shí)，墻體試件骨架的最下側(cè)剛性撐桿與受壓區(qū)主立柱之間的焊縫出現(xiàn)裂紋;加載到150 mm時(shí)，墻體骨架中靠近受拉側(cè)的次立柱與下導(dǎo)軌之間的焊縫出現(xiàn)輕微開(kāi)裂（圖4b）），受壓側(cè)的主立柱與下導(dǎo)軌之間的斜焊縫明顯已經(jīng)撕裂，裂縫寬度5 mm（圖4c））。最終，墻體由于受拉區(qū)主次立柱失去承載能力，下導(dǎo)軌屈曲變形過(guò)大（圖4d））而破壞。墻體試件破壞現(xiàn)象如圖4所示。

2.2 墻體荷載-側(cè)移曲線

墻體側(cè)移參照文獻(xiàn)[10]條文說(shuō)明附錄B中方法計(jì)算，其中，試件承受極限荷載為17.24 kN，此時(shí)對(duì)應(yīng)墻體頂部絕對(duì)位移為55.43 mm;當(dāng)墻體頂部絕對(duì)位移為H/300、即9.33 mm時(shí)，墻體承受的荷載為7.2 kN。

根據(jù)我國(guó)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》（JGJ/T101—2015）中的4.5.1，試件極限荷載[Pmax]和變形[Δmax]是指試體所能承受的最大荷載值和側(cè)移值;試件的破壞荷載[Pu]和變形[Δu]，是指極限荷載下降85%時(shí)的荷載值和側(cè)移。墻體試件的荷載-位移曲線如圖5所示，墻體試件的屈服荷載為15 kN，對(duì)應(yīng)屈服位移33.42 mm;破壞荷載為14.65 kN，對(duì)應(yīng)破壞位移96.49 mm。

3 有限元模擬

3.1 模型驗(yàn)證

3.1.1 單元類型

采用ABAQUS有限元軟件對(duì)龍骨墻體抗剪承載力進(jìn)行模擬，龍骨的上下導(dǎo)軌、主立柱、次立柱和撐桿均選用殼單元S4R（四節(jié)點(diǎn)減縮積分殼單元）來(lái)模擬。鋼材性能如表1所示。

3.1.2 邊界條件和加載條件

試件的邊界條件是利用4個(gè)高強(qiáng)螺栓把下導(dǎo)軌與地梁完全固定。利用作動(dòng)器對(duì)試件施加水平推力，作動(dòng)器和墻體上部接觸面的面積為100 mm × 140 mm。因而模擬加載時(shí)，在主立柱上端劃分出載面，并設(shè)參考點(diǎn)與加載面耦合，以參考點(diǎn)作為加載位置。

3.1.3 有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較

分析對(duì)純龍骨墻體荷載-側(cè)移曲線和破壞模式，并對(duì)比有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果。由有限元分析結(jié)果可知，純龍骨墻體模型的整體變形為剪切變形。根據(jù)有限元結(jié)果輸出的應(yīng)力云圖（圖6a））可知，墻體立柱下側(cè)柱腳位置應(yīng)力最大，對(duì)墻體整體而言受拉區(qū)應(yīng)力較大，以上區(qū)域最先出現(xiàn)斷裂。由墻體整體變形可知，受拉區(qū)域變形偏大，整體變形表現(xiàn)為剪切變形。

1）墻體破壞特征

由墻體模型屈服時(shí)的應(yīng)力云圖以及試驗(yàn)試件變形圖可以看出，墻體主立柱的中間位置凸出，其中間部位變形相對(duì)較小;墻體立柱與上導(dǎo)軌、下導(dǎo)軌的焊縫位置的變形，受拉區(qū)主立柱變形最大，其次為受壓區(qū)主立柱，次立柱與下導(dǎo)軌連接處應(yīng)變最小。由此可知，有限元模擬的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

2）墻體荷載-位移曲線對(duì)比分析

有限元模型的荷載-位移曲線與試驗(yàn)試件的荷載-位移曲線對(duì)比如圖7。墻體位移由墻體整體的平動(dòng)位移、轉(zhuǎn)動(dòng)位移與墻體主立柱翹起產(chǎn)生的位移共同組成。對(duì)比兩條曲線可得：在彈性階段，模型的荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果基本完全重合;荷載加載到10 kN之后，有限元模型剛度出現(xiàn)明顯降低，進(jìn)入塑性階段，但荷載仍繼續(xù)增加;而墻體試件在荷載達(dá)到15 kN之后剛度下降明顯，荷載基本不再增加。

可見(jiàn)，有限元結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果在破壞特征、荷載-位移曲線、屈服荷載與極限承載力等方面都基本吻合，因此，本文所建立的墻體有限元模型是正確有效的。

3.2 影響龍骨抗剪性能的參數(shù)分析

在有限元模型的合理性和可靠性已得到試驗(yàn)驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，對(duì)影響墻體抗剪承載力的一系列相關(guān)因素進(jìn)行參數(shù)分析。分析參數(shù)包括撐桿間距及龍骨立柱截面尺寸。

3.2.1 撐桿間距對(duì)龍骨墻抗剪承載性能的影響

剛性撐桿可有效減小龍骨立柱自由長(zhǎng)度。墻體試件撐桿間距為400 mm，故本節(jié)將墻體撐桿間距調(diào)整為460 mm、560 mm和700 mm，以便于研究剛性撐桿間距對(duì)純龍骨墻體抗剪承載力的影響。分析的過(guò)程中嚴(yán)格控制變量，除剛性撐桿間距外，其他條件與3.1節(jié)保持一致，便于進(jìn)行同等條件下的對(duì)比與分析。分別建立剛性撐桿間距為400 mm、460 mm、560 mm、700 mm的純龍骨墻體有限元模型，按上文所述方法對(duì)模型施加水平力并進(jìn)行求解。

從ABAQUS有限元分析得到的墻體破壞應(yīng)變?cè)茍D中可看出，不同撐桿間距的墻體變形及破壞特征與3.1節(jié)中的有限元墻體均相同，故在此不重復(fù)敘述。在加載初始階段四個(gè)墻體模型抗側(cè)移剛度基本相同，可從圖8中清晰地看出，4個(gè)墻體模型的荷載-位移曲線在加載初期基本重合，隨著荷載增加斜率出顯著不同，接近極限荷載差異逐漸減小。撐桿間距越小墻體的抗剪承載能力越大，但提高的幅度有限。

由以上分析可得出結(jié)論：純龍骨墻體撐桿間距加密后，其抗剪承載力增加有限，但其抗側(cè)剛度提高顯著。

3.2.2 立柱截面尺寸對(duì)龍骨墻抗剪承載性能的影響

上節(jié)有限元模型中的墻體次立柱規(guī)格為C100 × 50 × 10 × 2.5，故本節(jié)保持其他條件不變，只改變墻體次立柱截面，將其調(diào)整為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體模型，分析其對(duì)純龍骨墻體抗剪承載力與剛度的影響。控制次立柱以外的條件與3.1節(jié)完全相同，以便于進(jìn)行同等條件下的對(duì)比分析并得到準(zhǔn)確結(jié)果。

從ABAQUS模型計(jì)算得到的墻體應(yīng)力云圖中可看出，墻體模型變形及破壞特征不隨次立柱截面尺寸改變而產(chǎn)生明顯變化，與 3.1 節(jié)中的有限元墻體模型基本相同，故在此不重復(fù)敘述。不同次立柱截面尺寸墻體模型的荷載—位移曲線如圖9和圖10所示。

從圖9可看出，盡管立柱截面不同，但是在加載初期墻體初始剛度值相近，隨后隨著荷載值的增加，立柱截面寬度對(duì)墻體抗側(cè)移剛度的貢獻(xiàn)明顯，立柱截面寬度較小的模型先于立柱截面寬度較大的墻體模型出現(xiàn)屈服，從荷載-位移曲線（圖10）對(duì)比可以得知，立柱截面高寬一致時(shí)，截面壁厚對(duì)于墻體抗剪承載力具有一定貢獻(xiàn)，壁厚越大，墻體承載力越大。由此可知，加大立柱截面寬度與壁厚，有利于純龍骨墻體抗剪承載力和剛度。因此建議未來(lái)的工程應(yīng)用中，此類墻體立柱截面壁厚宜取1.5～2.5 mm。

4 結(jié)論

1）本文所研究冷彎薄壁型鋼龍骨墻屈服始于墻體下導(dǎo)軌的抗拔件位置，最終破壞是由于墻體立柱與下導(dǎo)軌焊縫被拉斷或下導(dǎo)軌焊縫附近金屬撕裂破壞。

2）本文所建立的有限元模型分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在破壞特征、荷載-位移曲線以及抗剪承載能力3個(gè)方面均吻合良好。墻體破壞均發(fā)生在立柱與下導(dǎo)軌連接處和撐桿和立柱連接處;有限元模型與試驗(yàn)曲線形狀和走勢(shì)較為一致;采用有限元分析得到的墻體屈服荷載、最大荷載及破壞荷載3項(xiàng)荷載指標(biāo)比較相近。

3）撐桿間距和立柱截面尺寸均對(duì)純龍骨墻抗剪承載性能有顯著影響。隨著撐桿間距減小，純龍骨墻體抗剪承載力增加，但其增加幅度不大，而抗側(cè)剛度明顯提高。建議在工程中撐桿間距取500～700 mm;立柱截面高度和立柱截面板件厚度越大，純龍骨墻體抗剪承載力及剛度越大。

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收稿日期：2018-05-04

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金（51708168）

第一作者：趙欣（1972—），女，副教授，博士。