镁晶板覆面冷弯薄壁型钢剪力墙抗侧性能试验研究及工程应用分析

熊刚、吴家峰、杨秀红、姚迎钦、冉晓伟、

刘玉清

摘要：对三块全尺寸镁晶板覆盖刚性斜撑冷弯薄壁钢剪力墙进行水平单调低周往复加载试验，测试冷弯薄壁剪力墙的抗侧力性能。钢剪力墙。 。通过试验观察该类型剪力墙的破坏过程，得到墙体的单调荷载-位移曲线、滞回曲线和骨架曲线，以及剪力墙的延性、耗能能力、抗剪承载力、刚度退化和损伤等。结构进行了分析。特点进行了分析。试验结果表明，边柱屈曲后墙体刚度迅速下降，墙板在接缝处和边柱处逐渐与框架分离，表明试件已发生破坏。实际工程中，此类墙体应采用与边柱刚度相匹配的防拔出件，采用全面覆盖面板，并加强边柱上的接缝和螺钉连接。最后将测试结果与其他文献中剪力墙的力学性能进行了比较。结果表明，试验墙在保证高水平承载力的同时，仍具有良好的延性和耗能性能。

关键词：冷弯薄壁型钢剪力墙；刚性斜撑；镁晶板；单调加载测试；低周往复加载试验；抗侧向性能

摘要: 为了研究其侧向性能，对三块带刚性支撑和镁晶板护套的全尺寸冷弯薄壁钢剪力墙进行了水平单调低循环荷载试验。观察试件的破坏过程，得到单调载荷-位移曲线、滞回曲线、骨架曲线。进一步分析了墙体的延性、耗能能力、侧向承载力、刚度退化和破坏特征。

试验结果表明，边柱屈曲后刚度迅速下降，墙板在节点处及边柱处与冷弯型钢框架完全脱离，试件发生破坏。应采用刚度适当的抗拉构件锚固墙体，采用整体护板和框架与护板之间的局部加强螺钉连接可增强侧向性能。最后，将本文的实验结果与其他文献的实验结果进行比较，本文提出的冷弯型钢剪力墙在满足侧向承载能力的情况下，仍然表现出较好的延性和耗能性能。

关键词：冷弯薄壁型钢剪力墙；刚性支撑；镁晶板；单调加载测试；低循环负荷试验；横向性能

冷弯薄壁钢结构房屋用钢量低，重量轻，装配效率高。钢材可100%回收，其他绿色环保材料回收率可达70%~80%，符合国家倡导的“绿色、低碳、节能”。 “环境保护和可持续发展”和“工业化”建设要求。冷弯薄壁钢组合墙作为其重要的抗侧力构件之一，引起了国内外学者的广泛关注。

苏明洲等. [1]对10个全尺寸冷弯薄壁复合墙体进行了低周往复加载试验。结果表明：斜支撑的设置在一定程度上提高了单柱墙的受剪承载力，但并未提高双柱墙的受剪承载力。本体抗剪承载力增加幅度很小。试验过程中，柱的应变响应最大，水平支撑次之，斜支撑的应变响应最小。田等人。文献[2]对十字扁钢支撑冷弯薄壁钢墙体骨架进行了理论分析，采用角位移法进行一阶弹性分析，预测了墙体骨架的剪切承载力；梁凤举[3]通过有限元分析软件ANSYS对三种类型的X型刚性剪力支撑冷弯薄壁复合墙体进行了数值模拟。结果表明，加密X形剪力支撑间距的设置对墙体的侧向阻力影响不大；刘斌等.文献[4]研究了喷射式轻质砂浆-冷弯薄壁钢复合墙体的抗剪性能，发现在采用K型刚性支撑的墙体试件中添加了节点板以加强支撑。试验结果表明，节点加固后，刚性斜撑的设置对试验加载前期墙体刚度影响不大，但有效提高了加载后期墙体的抗剪承载力。和整体刚度。王春刚等. [5]比较了八种冷弯薄壁复合墙体不同形式刚性斜撑的抗剪性能。王等人。文献[6]对K型刚性支撑和钢管混凝土端柱组成的新型冷弯薄壁钢剪力墙进行了试验研究。结果表明：与普通K型刚性支撑双肢端柱墙体相比，该墙体的抗剪承载力、屈服强度和弹性刚度均得到较大提高。施等人。文献[7]研究了是否开孔、是否设置斜撑、螺钉间距等因素对冷弯薄壁钢组合墙抗侧力性能的影响。试验结果表明，刚性斜撑的设置可以有效提高墙体的抗侧力。剪力承载力、刚度和耗能能力，但由于斜撑与横撑连接节点处横撑翼缘的屈曲，墙体承载力的提高有限。

镁晶板是一种新型板材，它不仅具有有机板的柔韧性、易加工性能，而且还具有无机板的环保、防火、防潮等特点。本文提出了一种新型冷弯薄壁钢剪力墙，其上覆盖镁晶板并配备刚性斜撑。在施加竖向荷载的同时，对其进行单调、低周往复加载试验，观察该墙体的特性。研究失效模式及其承载力、延性、刚度等性能指标，指导实际工程设计。

1 试件设计

1.1 试件结构

对三块3m×2.4m（高×宽）全尺寸冷弯薄壁钢墙体的抗侧力性能进行了试验研究。试件参数及尺寸见表1。冷弯薄壁钢墙柱距为600mm。中心柱、斜撑采用单腿C89mm×50mm×10mm×1mm截面。边柱采用2根C89mm×50mm×10mm×1.6mm和1根U90mm×50mm。 ×1.6mm冷弯薄壁型钢由双排ST5525六角头螺钉组成，水平间距40mm，垂直间距300mm。横撑采用单肢U90mm×50mm×1mm截面，上下导轨采用U90mm×50mm×1.6mm截面。如图1a）所示，冷弯薄壁复合墙钢龙骨各构件通过ST4819自攻自钻螺钉相互连接，斜撑两端局部用节点板加固厚度为1.6mm。横撑通过两端的U形短柱与侧柱连接，腹板上开槽，方便中心柱通过。墙板周边螺钉间距为150mm，内部螺钉间距为300mm。墙体一侧覆盖12mm厚的耐火石膏板，如图1b）所示。三块石膏板由水平铺设的50mm×1mm扁钢带与中心柱通过ST4832自攻自钻螺钉拼接而成，间距为150mm；另一面覆盖8mm厚的镁晶板，如图1c)所示。墙板竖向接缝的拼接方法与防火石膏板相同。如图2所示，防拔出部分底板厚度为10mm，背板和侧加强板厚度为8mm。边柱与防拔出部分通过26颗ST552六角头钻尾螺钉连接。墙体四个角的防拔件与承重梁采用12.9级M18防拔螺栓连接。上下导轨与加载梁采用8颗12.9级M16螺栓固定。通过扭力扳手对每个螺栓施加130kN以上的预紧力。以保证连接强度。

图1 试件结构（单位：mm）

图1 试件细节（单位：mm）

图2 防拔出件结构（单位：mm）

图2 抗拉组件详图（单位：mm）

1.2 材料特性

试件冷弯薄壁钢龙骨采用Q355薄钢板制成。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）[8]的相关规定，采用与试件同批次的材料，制作了8项材料性能根据两块钢板的厚度。测试样本用于确定钢的材料性能。试验设备采用CMT5305微机控制电子万能试验机。根据位移控制加载，速率控制在10mm·min-1左右。材料性能测试结果见表2。厂家提供的镁晶板和防火石膏板的性能指标见表3。

2 测试加载方案

2.1 加载装置及加载系统

试验在重庆大学结构实验室进行，加载装置如图3所示。通过500kN液压千斤顶，行程±150mm对墙顶施加水平荷载。承载顶梁由槽钢和等边角钢组成。条带之间的间隙使拉拔螺栓和剪力螺栓的安装更加方便；侧向约束装置由侧向约束梁和侧向滚动支架组成。通过钢丝绳吊重对5根立柱均匀施加80kN的垂直载荷。每根立柱与承载梁之间设置90mm×90mm×32mm（长×宽×高）垫板，保证竖向荷载直接传递到承载梁上。底梁保证墙板能在平面内自由转动。

图3 加载装置

图3 加载装置

DHDAS动态信号采集分析系统全程记录测试数据。对于SP-1试件，荷载以每级2kN的荷载步长递增，每级荷载持续约3分钟，直至墙体损坏。对于SP-2和SP-3试件，根据位移增量控制加载。首先，施加 5 个单周期荷载水平直至壁屈服，然后使用 1Δy 作为差动荷载。每个加载级别循环3次，直到墙体加载完毕。当其下降至峰值的85%时终止测试。

2.2 测点布置

参照《低层冷弯薄壁钢结构建筑施工技术规程》（JGJ 227-2011）[9]布置各试件测点，如图4所示。位移计D1、D2为用于测量试件加载顶梁中心和试件顶部随着作动器变化的位移值； D3、D4用于测量试件与加载底座之间的相对滑动位移； D5、D6用于测量试件两侧端柱相对底梁的竖向位移； D7、D8用于测量试件两侧底梁相对于地面的垂直位移。垂直位移值。图4中a=300mm代表位移计D1、D2之间的距离； b=c=150mm分别代表位移计D5、D6与墙体两端立柱的距离。

图4 位移计布置

图4 位移计布置

3 试验现象及结果分析

3.1 实验现象

(1) SP-1测试现象

SP-1为单调加载试件，试验初期无明显现象（图5a））；加载至60kN时，镁晶板侧面螺钉无明显变形，耐火石膏板（以下简称石膏板）墙体挤压变形A周围螺钉孔出现轻微孔洞（图5b））；当加载至65kN时，镁晶板在接头端部螺钉周围出现斜裂纹；当荷载达到70kN时，墙体两侧面板竖向接缝处的螺钉出现明显的倾斜变形，部分螺钉孔遭受孔壁压力破坏（图5c）），但拼接板的螺钉中心部分变形轻微；当荷载为76kN时，墙体抗拉拔，加劲侧板上方的立柱发生屈曲（图5d）），覆面板与框架分离，螺钉深深陷入板内；此后，随着荷载的不断增加，边柱两侧板上的螺钉一一陷入板内，墙板接缝处螺钉孔的变形逐渐增大；当荷载达到80kN时，石膏板水平接缝产生45°斜裂缝；当加载到峰值载荷时，镁晶板侧柱和连接处的螺钉完全沉入板内，部分螺钉孔出现冲孔损坏（图5e））；继续加载，墙体两侧面板周围的螺钉几乎完全失效，试件的承载能力下降至其峰值的85%后停止试验。

图5 试件SP-1的损伤现象

图5 试件SP-1的失效现象

(2) SP-2测试现象

SP-2是低周往复加载试件。当加载至Δy位移水平时，石膏板侧垂直接缝端部螺孔产生约1mm的挤压变形，水平接缝端部出现局部挤压破坏（图6a））。镁晶板一侧无明显现象。 。当第一个周期加载至2Δy时，镁晶板侧面垂直接缝处的螺钉略有倾斜（图6b））；在第三次循环中，石膏板水平接缝处的螺孔出现明显的挤压变形（图6c））。当第一个周期加载至3Δy时，石膏板侧柱上的螺钉孔被严重破坏（图6d）），面板对骨架的支撑作用减弱，镁板连接处的螺钉水晶板暴露出来。

倾斜并挤压周围的板至其凸起（图 6e））。当第二周期加载至4Δy时，墙体受压区边柱明显屈曲，石膏板B与石膏板C接缝角部脱落（图6f））。当第一个周期加载到5Δy时，镁晶板的侧柱螺钉基本停止工作，两块拼接板的接缝移出平面（图6g）），石膏的T形接缝木板相互挤压并移出。变形非常严重；第一个循环结束时，石膏板C中部向外鼓起（图6h）），试件承载力下降至峰值的85%，加载结束。

图6 试件SP-2和SP-3的损伤现象

图6 试件SP-2和SP-3的失效现象

(3) SP-3测试现象

SP-3也是低周往复加载试件。当试验加载至Δy位移水平时，石膏板侧角处的螺孔受到轻微挤压。当第一个周期载荷达到2Δy时，石膏板A角处的螺钉陷入板内；在第二个循环中，石膏板侧面T形接缝处的拼接板被挤压在一起产生裂缝。当第一个周期加载至3Δy时，镁晶板连接处的部分螺钉陷入板内，墙体受压区边柱翼缘出现轻微屈曲变形。第一个周期加载至4Δy时，墙体受压区边柱明显屈曲，石膏板A、C的水平拉杆处螺孔变形严重，垂直接缝处下板在与框架分离的石膏板一侧。当第二次循环加载至5Δy时，石膏板A、C有较大的相对旋转；石膏板C中部向外凸出，镁晶板周边基本与龙骨分离，试件承载力下降至峰值载荷的85%。测试结束后，将镁晶板取下。墙体框架如图6i)所示。刚性斜撑与节点板之间的螺钉连接保持完好。斜撑末端在往复拉伸和压缩载荷作用下弯曲并断裂（图6j）。 ))，中心柱轻微弯曲(图6k))，横撑保持完好。墙体骨架的损坏底部比顶部更严重。

4 测试结果与分析

4.1 试件载荷特征值的定义

屈服荷载Py根据《建筑物抗震试验规程》（JGJ/T 101-2015）[10]确定，即根据骨架曲线围成等面积法确定，对应的位移Δy为屈服点位移。如图7所示，过Pmax画一条水平线，从原点O画一条割线与水平线相交于M点，使面积①和面积②相等。过M点画垂线交于N点，N点对应的荷载为屈服荷载Py，对应的位移为屈服位移Δy。取试件的最大载荷Pmax和相应的变形Δ作为试件滞后曲线上的最大载荷值和相应的位移；失效载荷Pu和相应的位移Δu取最大载荷85%时的相应载荷和位移；延性系数μ为极限位移Δu与屈服位移Δy之比（式（1））。耗能系数E用来衡量试件的耗能能力。其计算原理和公式如图8和式（2）所示。

图7 等面积法

图7 等效面积法

图8 能量耗散系数E的计算方法

图8 能量耗散系数E的计算方法

4.2 墙体净剪力值的确定

试验时测得的墙体顶部侧向位移δ0由墙体相对于底梁刚体转动引起的顶部侧向位移δφ、墙体相对于底梁刚体平移侧向位移δl组成。底梁和墙体的实际剪切变形。 δ由三部分组成，如图9所示。

图9 墙体净剪切变形

图9 墙体纯剪切变形

则墙体的实际净剪切变形为：

4.3 测试结果及分析

4.3.1 载荷-位移曲线

试样SP-1的载荷-位移曲线如图10所示。载荷-位移曲线在试验开始时近似线性增加。随着荷载的不断增加，墙体刚度逐渐减小；当荷载达到60kN左右时，壁刚度由弹性状态转变为弹塑性状态，边柱上的螺孔已对孔壁产生轻微的压力破坏。随着螺孔损伤程度逐渐加深，壁体逐渐由弹塑性状态发展为塑性状态。当荷载达到76kN左右时，墙柱发生屈曲，墙体刚度迅速下降，最终墙体进入塑性状态。从图中可以看出，试件的载荷-位移曲线在达到峰值后仍有较长的下降段，体现了试件良好的延性。

图10 试件SP-1的载荷-位移曲线

图10 SP-1试件的载荷-位移曲线

试件SP-2和SP-3的滞回曲线和骨架曲线如图11和图12所示。试验加载初期滞回曲线呈现完整的纺锤形，试件基本无残余变形。当施加的位移达到一定程度后，墙板螺孔在拉压往复载荷的作用下膨胀成椭圆形，滞回曲线呈现一定的“收缩”现象，由梭形发展为弓形。墙体屈服后，每个位移荷载水平循环3次。在相同位移加载水平下，试件后两个周期的峰值载荷明显低于第一个周期的峰值载荷；磁滞回线所围成的面积也随着循环次数的增加而增大，强度随着循环次数的增加而减小，表明试件的强度已出现一定程度的恶化。随着加载位移的增加，滞回曲线逐渐变成“倒S”形，夹紧效应进一步增强。当边柱屈曲时，墙体刚度严重恶化，试件在往复荷载作用下表现出非常明显的“空载滑移”现象，磁滞回线由“倒S”形变为“Z”形;试件的卸载曲线斜率也逐渐变小，残余变形较大，试件基本进入塑性状态，两个试件骨架曲线的变化趋势基本相同。

图11 试件SP-2和SP-3的滞回曲线

图11 试样SP-2和SP-3的滞后曲线

图12 标本SP-2和SP-3的骨架曲线

图12 试样SP-2和SP-3的骨架曲线

(1)强度和刚度退化曲线

根据滞回曲线各位移加载级别第一周期峰值点计算得到的刚度退化曲线如图 13 所示。试件 SP-2 和 SP-3 的刚度变化规律基本相同：曲线为整体平稳，没有刚度的突变。观点。试件屈服前，曲线斜率较大，刚度退化较快，曲线具有明显的非线性特征；试件屈服后，刚度退化率变小，曲线最终趋于平稳。试件的强度退化系数λ由同一位移加载水平下最后一个周期的最大载荷与前一个周期的最大载荷之比确定。 λ2为相同载荷水平下第二个周期的最大载荷与第一个周期的最大载荷之比。 λ3为同一载荷水平下的最大载荷。第3个循环的最大负载与第2个循环的最大负载之比。图14a)和b)分别为试件SP-2和SP-3的强度退化系数λ2和λ3与位移的关系曲线。从曲线可以看出，随着位移的增加，试件的强度退化系数在0.7~1.0范围内逐渐变小，墙体承载力没有明显退化。

图13 试件SP-2和SP-3的刚度退化曲线

图13 试件SP-2和SP-3的刚度退化曲线

图14 试件SP-2和SP-3的强度退化系数曲线

图14 试件SP-2和SP-3的强度退化系数曲线

4.3.2 墙体刚度计算

根据《低层冷弯薄壁钢结构建筑施工技术规程》（JGJ 227-2011）[9]的相关指示，在正常使用极限状态下，冷弯层间侧两侧覆板的成型薄壁钢复合墙体位移与层高之比不宜大于1/300。墙体单元宽度的侧向刚度Kw取如下，单位为kN·m-1·rad-1：

式中：V300为墙顶横向位移达到1/300rad时的剪力； lw 是墙的宽度。

试件各电阻面的性能指标如表4所示。

4.3.3 测试结果与其他文献的比较

本文的测试结果与其他文献中的实际测试结果进行了对比，如图15、表5和表6所示。

与文献[7]相比，本研究在斜撑、横撑与中心柱之间的薄弱连接处设置了节点板，避免了连接处过早的局部屈曲，有效提高了墙体的延性；与文献[4]、[6]和[12]相比，本文的全墙刚性斜支撑可以显着提高墙体骨架的完整性，从而进一步提高墙体的侧向承载力。另外，包镁水晶板和石膏板对于提高墙体的初始刚度和屈服荷载有一定的积极贡献。综上所述，本文提出的新型冷弯薄壁复合墙体不仅具有较高的承载能力，而且还具有良好的延性和耗能能力。

图15 文献中墙体斜撑形式

图15 文献中墙体斜支撑形式

5 结论

本文通过足尺模型试验研究了刚性斜撑冷弯薄壁钢剪力墙的横向性能。可以得出以下主要结论：

(1)该类墙体的损坏最初仍是由拉拔件顶部边柱局部屈曲造成的。可以采用与边柱刚度相匹配的拉出构件来减少那里的应力集中，或者对面板进行局部加固，如加密螺钉等。

（2）该类墙体的最终破坏特征是边柱屈曲后接缝处面板的冲切破坏，以及该区域钢带扭转造成的局部撕裂。上述损坏的发生会导致墙体的承载力急剧下降。因此，应尽量采用整块覆盖面板，或者对拼接面板的接缝处进行加固，防止钢带扭曲。此外，水平接缝处采用型钢代替扁钢、采用双腿柱连接竖向接缝、加宽柱翼缘以增加接缝处螺钉余量等施工措施，可有效避免接缝。接缝过早失效。

(3)本文采用的斜撑布置方式可以有效提高墙体的侧向承载力。同时，节点板的应用加强了斜撑、横撑和中心柱之间的薄弱连接，防止了局部屈曲。 ，有利于提高墙体的延展性。

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