钢带加强螺钉孔型冷弯型钢组合墙体抗震性能

袁涛涛，隋 璐，吴函恒，续丛丛

(1. 中铁第一勘察设计院集团有限公司，陕西 西安 710043； 2. 长安大学 建筑工程学院，陕西 西安 710061)

0 引 言

近年来，中国大力提倡发展“绿色”建筑，不断提高建筑的装配化程度。冷弯型钢房屋住宅体系顺应了“绿色装配化”的发展趋势[1]，较传统住宅体系，该体系具有“绿色、环保、节能、抗震”等优良性能。随着《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》(JGJ 227—2011)[2]和《冷弯薄壁型钢多层住宅技术标准》(JGJ/T 421—2018)[3]的相继颁布，冷弯型钢房屋结构在中国得到迅速发展。

在冷弯型钢房屋结构中，冷弯型钢组合墙体为主要的水平承重构件。为充分考察墙体在水平荷载作用下的受力性能，美国、澳大利亚、日本、中国等学者对冷弯型钢组合墙体试件进行了系统的试验研究和理论分析[4-11]，深入考察构造方式、龙骨尺寸、龙骨间距、螺钉间距、面板材料和支撑配置等因素的影响。Fiorino等[12]对石膏板冷弯型钢墙体的抗震性能进行分析；Yu等[13]对1.83 m和2.44 m宽的冷弯型钢钢板剪力墙进行单调加载和低周反复加载试验研究，并给出构造建议；Zeynalian等[14]对水泥纤维板冷弯型钢组合墙体开展试验研究，并给出了结构影响系数R的建议值；Gao等[15]对冷弯型钢竹胶板覆面墙体进行水平加载试验，给出了名义抗剪强度的建议值。闫维明等[16]通过低周往复加载试验研究了基于锁铆连接的冷弯型钢组合墙体的抗震性能。为了提高冷弯型钢组合墙体的抗剪刚度和承载力，王宇航等[17]对带斜撑冷弯薄壁型钢墙体进行抗震性能试验研究，结果表明斜撑能有效提高墙体的抗侧力性能；Wu等[18-19]对脱硫石膏改性材料填充冷弯型钢组合墙体进行了试验研究，结果表明内填材料能显著提高墙体的受剪承载力和抗侧刚度。刘斌等[20]对喷射砂浆冷弯薄壁型钢复合式墙体进行了试验，研究了无支撑和有交叉支撑2种不同骨架形式对墙体抗震性能的影响。此外，叶继红等[21]通过OpenSEES有限元软件研究冷弯薄壁型钢复合墙体在低周往复加载下的滞回性能，并提出了墙板螺钉的简化力流模型。

对于冷弯型钢组合墙体，墙面板作为“应力蒙皮”对冷弯型钢龙骨柱提供支撑作用，使墙体获得抗侧刚度和承载力。国内外学者研究发现：在水平力作用下，组合墙体的主要破坏特征为墙面板与立柱之间的螺钉连接破坏和墙面板拼缝滑移。当发生拼接缝滑移或螺钉连接破坏时，墙面板自身并不能充分发挥其蒙皮支撑作用。为解决这一问题，本文提出一种钢带加强螺钉孔型冷弯型钢组合墙体(图1)，利用下料废弃钢带在墙面板外部对螺钉进行加强，以期改善螺钉孔的受力特性，从而提高组合墙体的刚度和承载力。

图1 钢带加强螺钉孔型冷弯型钢组合墙体Fig.1 Cold-formed Steel Framing Wall with Strengthened Steel Strip in Screw Hole

本文为研究钢带加强螺钉孔型冷弯型钢组合墙体在循环水平荷载下的破坏形式、受力特点和耗能性能，设计了3个足尺试件进行水平低周往复加载试验，并提出了基于OpenSEES的数值模型，为今后该结构体系的理论研究与工程应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

本文针对冷弯型钢组合墙体共设计3个足尺试件，其中HS-140-A为对比试件，未对螺钉进行加强；HS-140-B为钢带加强龙骨螺钉的墙体试件；HS-140-C为钢带加强墙面板拼缝处螺钉的墙体试件，3个试件的详细构造如图2所示，试件的设计和制作均参照《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》(JGJ 227—2011)[2]建议的试验方法。

图2 试件几何尺寸及构造(单位:mm)Fig.2 Construction and Geometric Dimension of Specimens (Unit:mm)

所有冷弯薄壁型钢组合墙体试件的规格均为高3 000 mm，宽2 400 mm，其中墙体试件的立柱采用C形冷弯薄壁型钢构件，规格为C 140×40×15×1.5，立柱长3 000 mm，间距均为600 mm。C形冷弯薄壁型钢立柱上下端嵌套U形截面冷弯薄壁型钢导轨，其规格为U144×35×1.5，长1 200 mm。墙面板为双面石膏板，其中石膏板由尺寸分别为2 440 mm×1 200 mm和560 mm×1 200 mm各4块板材拼接而成，厚度均为12 mm，在组合墙体距底部560 mm的水平拼缝处内设扁钢衬带(长2 400 mm，宽60 mm，厚1.2 mm)，以便于墙面板的连接。在C形立柱与U形导轨相交部位以及扁钢衬带与C形立柱相交部位均采用ST4.8级自攻自钻螺钉连接。纸面石膏板采用ST4.2级自攻螺钉与墙体骨架连接。为加强边柱、中柱以及水平和竖向拼接处的螺钉孔而设置钢带，钢带尺寸分别为：3 000 mm×60 mm×1.5 mm，3 000 mm×40 mm×1.5 mm，2 400 mm×60 mm×1.5 mm，3 000 mm×60 mm×1.5 mm；竖向墙面板拼缝处所用钢带尺寸为3 000 mm×60 mm×1.5 mm，水平墙面板拼缝处采用2 400 mm×60 mm×1.5 mm钢带。螺钉的间距为150 mm(周边)和300 mm(内部)。

墙体试件骨架及钢带采用冷弯薄壁型钢镀锌板材，基材厚度为1.5 mm，单侧镀层厚度为20～30 μm，拉伸试验参照《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》(GB/T 228.1—2010)[22]进行，得到的结果见表1。

表1 镀锌钢板的力学性能Tab.1 Mechanical Properties of Galvanized Steel Sheet

1.2 试验装置与加载制度

采用MTS电液伺服作动器进行水平加载。采用500 kN的油压千斤顶进行竖向加载，在门架大梁和竖向加载装置间设置聚四氟乙烯板消除摩擦力；L形水平反力墙的主墙尺寸为12.5 m×18 m×2.5 m，其基底总承受剪力为4 000 kN，总承受弯矩为37 000 kN·m。试验数据由500通道IMP输力强数据采集仪采集。试件所承受的水平荷载通过顶梁均匀传递到墙体顶部。为防止试件发生平面外失稳并模拟楼板对墙体的约束，在试件顶部设置侧向滚动支撑。试件采用钢结构底梁，底梁四周与加载平台采用螺栓固定，在墙体4个角部布置抗拔件，将顶梁和底梁用M16螺栓固定连接，墙体上下导轨设有间距600 mm的M12螺栓，M12螺栓与顶梁、底梁固定连接。试验加载装置如图3所示。

图3 试验装置Fig.3 Test Setup

首先施加恒定竖向荷载，取值参照层高为3 m的3层住宅底层墙体的荷载值。经计算，其荷载值约为80 kN。将竖向荷载加载到位，开始施加水平荷载，试验采用位移增量控制加载。试验开始时，以2 mm为增量，每级循环1次；当位移达到10 mm时，改为以5 mm为增量，每级进行3次循环；当位移超过40 mm时，将增量改为10 mm，每级进行3次循环；当加载至水平荷载下降到荷载最大值Pt的85%后，再进行1次循环后停止加载。

1.3 测点布置与量测内容

位移计按图4进行布置，以得到组合墙体的净剪切变形值。位移计D1，D2分别测试水平方向底座相对地面及试件相对底座的位移值；D3，D4分别测试竖直方向底座相对地面的位移值；D5测试墙体的平面外位移值；D6，D7分别测试试件垂直方向相对底座的位移值；D9，D8分别测试试件加载顶梁和试件顶部随作动器变化的位移值。

图4 位移计布置(单位:mm)Fig.4 Arrangement of Displacement Meters (Unit:mm)

2 试验现象及破坏特征

2.1 试件HS-140-A

由于石膏板为脆性材料，在反复拉伸和挤压下容易发生破坏。面板的十字拼缝处作为组合墙体的最薄弱部位，在循环荷载作用下容易产生拉压应力。以位移计D9的数据为准，当墙体位移加载至-12 mm时，螺钉孔变大，部分螺钉开始内陷，十字拼缝处的石膏板开始掉渣[图5(a)]；继续施加荷载，当加载位移至16 mm时，石膏板连带螺钉在拼缝处一起发生错动，且螺钉内陷[图5(b)]，十字拼缝处石膏板竖向错动达到6 mm，水平错动2 mm；当位移加至20 mm时，螺钉孔显著增大，螺钉愈发倾斜，并与石膏板发生错位，螺钉孔周围石膏板鼓起，石膏板开裂[图5(c)]，石膏板竖直方向螺钉孔变大，此时水平荷载达到峰值，此后荷载随着水平位移的增加逐渐减小；当加载位移至32 mm时，石膏板在十字拼接处完全挤压开裂，螺钉最大程度地倾斜内陷，使螺钉孔壁损坏严重；当加载位移至44 mm时，试件各部位破坏程度加剧，并伴有连续响声；当加至68 mm时，石膏板四周边上螺钉均明显内陷进入板内部，石膏板十字拼缝处显著破坏，水平缝开口达35 mm。继续增加位移，使水平荷载降低到85%Pt，则试验完成。

图5 试件HS-140-A的试验现象Fig.5 Test Phenomenon of Specimen HS-140-A

2.2 试件HS-140-B

试件HS-140-B为钢带加强龙骨螺钉孔型墙体试件，其试验现象及破坏特征如下：对墙体试件施加位移荷载，当水平位移达8 mm时，石膏板受到螺钉的挤压，沿水平拼缝处两侧的螺钉孔在水平方向开始挤压扩张；随着位移的增加，十字拼缝处的石膏板上板和下板在水平方向产生2 mm相对位移，下部石膏板角部位置出现拉裂，并沿钢带发生斜裂缝，随后拼缝处其他角部也相继破坏[图6(a)]；位移达到35 mm时，石膏板水平错动10 mm，十字拼缝处面板被挤碎、破坏严重[图6(b)]；随后，螺钉孔周围石膏板开裂严重，大部分螺钉失效，底部端部螺钉被拔断，钢带鼓起[图6(c)]；在位移继续增大过程中，墙面板出现明显的相对转动[图6(d)]，直到位移加载至90 mm，墙体出现较大倾斜，墙面板因为墙体内部龙骨部分上的螺钉连接没有被破坏而未发生脱落。试验结束后，除去墙面板观察内部，龙骨位置的螺钉孔几乎未被破坏，边柱及上下导轨的螺钉孔出现较大的旷动，拼缝处的螺钉孔破坏最为严重，石膏被拉裂，螺钉完全失效[图6(e)]，部分螺钉倾斜、被拔断。边柱柱脚翼缘部分发生局部屈曲[图6(f)]。

图6 试件HS-140-B的试验现象Fig.6 Test Phenomenon of Specimen HS-140-B

2.3 试件HS-140-C

试件HS-140-C为钢带加强墙面板拼缝处螺钉孔型墙体试件，其试验现象及破坏特征如下：当位移施加到15 mm时，中间立柱的螺钉孔发生扩张[图7(a)]；继续施加荷载，当位移达到35 mm时，墙体角部石膏板被拉裂[图7(b)]；随着位移的增加，十字拼缝处的4个角部均发生破坏[图7(c)]；试验结束时，墙体各角部均被拉裂，中间立柱处上部的少数螺钉孔发生较大的旷动，大多数嵌入石膏板内[图7(d)]；拆除面板后发现边柱处螺钉孔旷动较大，拼缝处石膏板在推拉过程中已经完全破碎[图7(e)]；墙体端部部分螺钉被拔断，边柱翼缘局部屈曲[图7(f)]。

图7 试件HS-140-C的试验现象Fig.7 Test Phenomenon of Specimen HS-140-C

2.4 试件破坏特征

试件HS-140-A为螺钉孔未进行加强墙体试件,其破坏特征为：冷弯型钢立柱与石膏板之间自攻螺钉连接的剪切破坏，墙面板竖向拼缝和水平拼缝处产生滑移，最终墙面板不能充分发挥应力蒙皮作用而导致墙体失效。

试件HS-140-B为钢带加强龙骨螺钉孔型墙体试件，其破坏特征为：墙面板拼缝处冷弯型钢立柱与石膏板之间自攻螺钉连接的破坏，拼缝滑移导致墙体失效。

试件HS-140-C为钢带加强墙面板拼缝处螺钉孔型墙体试件，其破坏特征为：墙面板拼缝处石膏板的拉裂与挤压破坏导致墙体失效。

3 试验结果和分析

3.1 滞回曲线

按照图4所示进行位移计布置，测得墙体试件的剪切变形值，根据《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》(JGJ 227—2011)[2]建议的试验方法，得到墙体试件在每个阶段的剪切变形值Δ。图8给出试件水平荷载P与剪切变形值Δ的滞回曲线，其中δ为试件的层间位移角。

图8 试件的滞回曲线Fig.8 Hysteretic Curves of Specimens

3个试件的滞回曲线形状较为相近，试验开始阶段，水平荷载-侧移曲线均呈梭形，滑移量基本为0；随着水平位移的不断增加，滑移量不断增大，力与位移曲线呈反S形发展。墙体试件在低周往复荷载作用下，不断推、拉，致使试件出现滑移现象，而卸载存在残余变形。由于位移和循环次数不断增加，墙体的刚度不断退化。当荷载达到峰值后，承载力并未由于位移增加而发生显著下降，而墙体滑移量较大，远大于规范中H/300(H为墙高)的规定，致使滞回环的水平段很长，曲线呈Z形，不能继续承载。

3.2 骨架曲线、承载力、变形性能及延性

根据墙体剪切变形值Δ和水平荷载P之间的关系，可以绘制得到墙体的骨架曲线(图9)。可以看出：在微小变形下，3块墙体均呈现出一定程度的非线性，而无明显的屈服点。依据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[23]规定，当荷载逐渐降低至最大值Pmax的85%时，此时相对应的荷载和位移即为破坏荷载Pu和相应位移Δu；根据等面积法确定屈服荷载Py，相应的侧移即为屈服点位移Δy，如图10所示(Δmax为峰值点对应的位移)。

图9 试件骨架曲线Fig.9 Skeleton Curves of Specimens

图10 特征点确定方法Fig.10 Definition Method of Characteristic Points

根据《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》(JGJ 227—2011)[2]的建议，取墙体侧移为1/300层高时对应的割线刚度，作为墙体的弹性抗侧刚度；另外，延性系数根据μ=Δu/Δy得到，其大小反映了结构的塑性变形性能，是评价结构抗震性能的一个重要参数。根据上述数据处理原则得到各墙体试件主要特征点的试验数据，见表2。通过表2可以得出以下结论：

表2 骨架曲线特征点实测结果Tab.2 Measured Results of Characteristic Points on Skeleton Curves

(1)利用钢带对螺栓钉孔进行加强后，组合墙体的受剪承载力显著提高。3个试件的荷载最大值Pmax分别为22.74，30.13，35.95 kN，试件HS-140-B和HS-140-C的承载力相对于HS-140-A分别提高了32.5%，58.1%。

(2)由于钢带对墙体薄弱部位的加强，使墙面板能够充分发挥“蒙皮作用”，致使试件的抗侧刚度得到了明显的提高，3个试件的弹性抗侧刚度依次为2.05，2.70，3.26 kN·mm-1，试件HS-140-B和HS-140-C的抗侧刚度相对于HS-140-A分别提高了31.7%，59.3%。

(3)试件HS-140-A与HS-140-C的位移延性系数μ分别为6.57，12.94，可以看出空腔的组合墙体延性及变形性能很好；试件HS-140-B的顶端侧移达到99.024 mm时，荷载并没有降低至0.85Pmax，其变形能力较强，延性好。

(4)试件HS-140-B与HS-140-C相比，后者承载力提高较多，是因为拼缝处作为组合墙体最薄弱的部位，利用钢带加强拼缝处的螺钉孔对整个墙体承载力的提高最为有效。

3.3 耗能性能

以能量耗散系数E衡量试件的耗能性能。按照规程[23]中的计算方法，得到3个试件的能量耗散系数分别为9.45，12.55，14.98。由此可知，通过钢带加强螺钉孔的墙体，其耗能能力得到了显著提高。究其原因是钢带加强促使螺钉孔的破坏延迟，墙面板的作用得到充分发挥，使其耗能能力增强。

3.4 刚度退化

为描述刚度退化，对骨架曲线采用“点对点”的割线刚度，可按下式计算

(1)

图11 试件的刚度退化曲线Fig.11 Stiffness Degradation Curves of Specimens

根据刚度退化曲线可以得出：试件刚度退化规律基本一致，在加载初期，刚度退化较快，当荷载位移达到30 mm后，刚度退化变慢并逐渐趋于平缓；当加载位移至70 mm后，试件刚度不再变化，其大小趋于0，此时各试件已发生较大破坏。

4 基于OpenSEES的有限元分析

4.1 模型建立

采用OpenSEES对加强螺钉孔型冷弯型钢组合墙体进行数值模拟。墙体由冷弯型钢骨架、墙面板和自攻螺钉三部分组成的。采用基于位移的非线性梁柱单元用来模拟立柱和导轨，立柱和导轨截面类型采用纤维截面，由于立柱和导轨连接的转动刚度较弱，所以它们之间的连接定义为铰接。立柱和导轨在每个自攻螺钉连接部位建立节点，相邻2个节点之间定义为单元。采用弹性壳单元来模拟墙面板。墙面板和骨架之间的连接则采用零长度单元模拟。数值模型如图12所示。

图12 基于OpenSEES的数值模型Fig.12 Numerical Models Based on OpenSEES

数值分析采用位移控制的加载方式，位移幅值大小与试验相同，模型的材料特性和边界条件也与试验保持一致。

4.2 Pinching04的参数确定

试验研究表明，墙面板蒙皮效应是影响冷弯型钢组合墙体抗侧力性能的主要因素。墙面板蒙皮效应的发挥主要取决于“冷弯型钢龙骨-自攻螺钉-墙面板”的连接。冷弯型钢组合墙体的破坏主要发生在自攻螺钉连接处，因此自攻螺钉连接模拟的准确性对墙体模拟的准确性有着重要的影响。由于OpenSEES有限元软件中的Pinching04材料能够模拟强度和刚度退化以及捏缩、滑移效应，所以零长度单元被赋予Pinching04材料，以考虑自攻螺钉连接的滞回性能。

如图13所示，Pinching04材料的本构模型主要由骨架曲线、卸载/再加载路径和破坏准则三部分组成，其中，f1，f2，f3，f4分别为正向骨架曲线的弹性点、屈服点、峰值点和破坏点处的荷载值，而d1，d2，d3，d4分别为正向骨架曲线在弹性点、屈服点、峰值点和破坏点处的变形值。骨架曲线呈四线型，卸载/再加载曲线呈三线型。通常需要16个参数来定义Pinching04材料的骨架曲线，但是大多数结构的骨架曲线在正负向基本对称，因此只需用正向的8个参数来定义骨架曲线，骨架曲线的参数取自相应的试验数据。另外，卸载/再加载路径需要用6个参数来确定，正负向对称规则同样适用于卸载/再加载路径，所以只需要用正向的3个参数来定义卸载/再加载路径，即再加载点变形值与最大变形值的比值为rD，再加载点荷载值与最大荷载的比值为rF，卸载点荷载值与最大荷载的比值为uF。强度退化通过5个参数来控制，卸载刚度退化和再加载刚度的退化也分别需要5个参数来定义。能量耗散和破坏类型需要用2个参数来定义。已对加强型和非加强型自攻螺钉连接开展了低周反复加载试验研究[18-19]，本文参照取值，可确定Pinching04材料的相应参数。

图13 试件的刚度退化曲线Fig.13 Stiffness Degradation Curves of Specimens

4.3 分析结果对比

采用上述方法对墙体进行数值模拟，可以得到试件的滞回曲线和骨架曲线，其与试验曲线的对比如图14所示。可以看出：有限元模拟得到的曲线和试验曲线较为相似，模型能够反映冷弯型钢墙体的非线性行为，并能反映出墙体捏缩滑移的滞回特征。

图14 骨架曲线对比Fig.14 Comparison of Skeleton Curves

根据第3.2节所述方法，可得到有限元模型的荷载和位移特征值，计算结果见表2。通过表2中数据可知，有限元和试验的荷载特征值和抗侧刚度计算结果较为吻合，相对误差均在10%以内，仅个别试件位移特征值相差较大，但相对误差不超过15%。同时，根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[23]相关规定，荷载-位移滞回曲线所包围的面积用来衡量试件的耗能能力。得到试验曲线和有限元曲线的累积耗能量，如图15所示，有限元模拟得到的累积耗能量略小于试验值。

图15 耗能对比Fig.15 Comparison of Energy Dissipation

通过对试件的滞回曲线、骨架曲线、荷载与位移特征值以及耗能性能的对比分析可知，有限元模型能较好地模拟试件在低周往复加载时的非线性行为，模拟精度较好，该模型可为后续结构体系的相关分析提供参考。

5 结 语

(1)对于传统的冷弯型钢组合墙体试件，面板拼缝处螺钉孔、面板与立柱连接处的螺钉孔是墙体损坏的薄弱部位，利用钢带对这些部位进行加强，能够有效地改善墙体的受力性能，使墙面板充分发挥“蒙皮作用”。

(2)利用钢带对龙骨处和面板拼缝处的螺钉孔进行加强，可有效提高墙体的抗侧刚度和受剪承载力，与未加强墙体试件相比，其抗侧刚度提高31.7%～59.3%，承载力提高32.5%～58.1%。钢带加强螺钉孔型组合墙体试件的耗能和延性性能也得到显著增强。

(3)加强龙骨螺钉孔墙体试件与加强墙面板拼缝螺钉孔墙体试件相比，在提高承载力、抗侧刚度、耗能能力等方面，后者更为有效。

(4)基于OpenSEES建立墙体数值分析模型，模拟结果与试验结果较为一致，模型具有较高的精度，该模型能反映冷弯型钢墙体的非线性本质。