水平荷載作用下冷彎薄壁型鋼剪力墻的失效機制與設計方法

吳函恒 隋 璐 李 展 陳騰飛 周天華

(長安大學建筑工程學院, 西安 710061)

近年來,冷彎薄壁型鋼房屋結構因具有輕質高強、保溫隔熱、工業化生產、裝配式建造等諸多優勢,已廣泛應用于民用住宅、校舍建筑、康養文旅、特色小鎮等低層房屋體系.在多層房屋體系中,冷彎薄壁型鋼房屋結構也逐步開始得到應用.《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術規程》(JGJ 227—2011)[1]和《冷彎薄壁型鋼多層住宅技術標準》(JGJ/T 421—2018)[2]的相繼頒布促進了冷彎薄壁型鋼房屋結構在我國的推廣與應用.

冷彎薄壁型鋼剪力墻是冷彎薄壁型鋼房屋結構體系主要的抗側力構件,其抗側力性能對房屋結構體系至關重要.冷彎薄壁型鋼結構多應用于低層房屋體系,國內外學者針對剪力墻抗側力機制的研究也往往集中在受剪性能方面.文獻[3-8]指出,影響冷彎薄壁型鋼剪力墻受剪性能的主要因素是墻面板作為應力蒙皮的支撐性能,而蒙皮支撐性能則取決于墻面板材料自身、墻面板與龍骨之間的螺釘連接、墻體洞口配置以及墻面板的拼縫構造等.由于影響因素眾多,國內外設計規范[1-2,9-10]針對冷彎薄壁型鋼剪力墻所采用的抗側剛度和受剪承載力等相關指標往往通過試驗值確定.

實際上,在水平荷載作用下,冷彎薄壁型鋼剪力墻承受軸力、(傾覆)彎矩和剪力的共同作用.該類結構體系自重較輕,當剪力墻的邊龍骨配置不足時,邊龍骨存在因承擔傾覆彎矩而產生的軸壓失穩的風險,冷彎薄壁型鋼剪力墻將發生面內彎曲破壞.文獻[11-14]將薄鋼板作為墻面板,以提升剪力墻的受剪能力,其抗側剛度和受剪承載力也可得到大幅度提高,但剪力墻的邊龍骨在傾覆彎矩作用下容易發生失穩破壞,從而影響墻體的延性.文獻[15-16]分別采用多肢拼合冷彎型鋼構件和冷彎型鋼方管混凝土柱作為剪力墻的邊龍骨,墻體的抗(傾覆)彎矩能力顯著提升.對于大高寬比冷彎薄壁型鋼剪力墻,由于傾覆彎矩作用的影響較為顯著,AISI S400[10]和《冷彎薄壁型鋼多層住宅技術標準》(JGJ/T 421—2018)[2]均通過高寬比參數對受剪承載力進行折減,以考慮傾覆彎矩的不利影響.

隨著冷彎薄壁型鋼結構向多層房屋體系發展,剪力墻的高寬比增大,其傾覆(受彎)效應也逐步明顯,但目前針對冷彎薄壁型鋼剪力墻抗傾覆受彎問題的系統研究相對較少.剪力墻傾覆(受彎)破壞與受剪破壞的失效機制以及相應的承載能力和延性等問題亟待解決.鑒于此,本文通過試驗研究和理論分析,考察墻面板、邊龍骨和高寬比等因素對冷彎薄壁型鋼剪力墻失效機制的影響,研究了墻體受剪性能與抗傾覆(受彎)性能的匹配性問題,進而提出相應的設計方法,以期為后續理論研究和工程應用提供參考.

1 試驗

1.1 試件設計

參照《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術規程》(JGJ 227—2011)[1]和《冷彎薄壁型鋼多層住宅技術標準》(JGJ/T 421—2018)[2],通過改變蒙皮材料、邊龍骨配置和高寬比等參數,分別設計和制作了6個冷彎薄壁型鋼剪力墻足尺試件,以期呈現不同的破壞模式.試件設計參數見表1.

表1 試件設計參數

按照試件的高寬比以及邊龍骨配置的強弱關系,將6個試件分為3組.第1組試件(W1和W2)為中小高寬比弱邊龍骨組,試件的高寬比為1.25,邊龍骨為2肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱;第2組試件(W3和W4)為中小高寬比強邊龍骨組,試件的高寬比為1.5,邊龍骨分別為4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎型鋼方鋼管柱;第3組試件(W5和W6)為大高寬比強邊龍骨組,試件的高寬比為3.0,邊龍骨分別為4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎型鋼方鋼管.

試件的高度為6 000或3 000 mm,其中一層墻體試件的高度為3 000 mm,兩層試件的高度為6 000 mm,試件寬度為2 000或2 400 mm.墻體的中龍骨柱采用單根冷彎薄壁C形鋼,邊龍骨柱分別為2肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱、4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎型鋼方鋼管柱.墻體導軌采用冷彎U形鋼,規格為U150 mm×45 mm×2.0 mm.墻面板分別采用厚12 mm的石膏板、厚9 mm的OSB板和厚1 mm的薄鋼板.墻面板與墻體龍骨之間通過ST4.8級自攻螺釘進行連接,四周螺釘間距為150 mm,內部螺釘間距為300 mm.試件幾何尺寸及構造示意圖見圖1和圖2.

(a) 試件W1

(b) 試件W2

(d) 試件W4

(e) 試件W5

(f) 試件W6

(a) 中龍骨截面

(b) W1和W2邊龍骨截面

(c) W3和W4邊龍骨截面

(d) W5和W6邊龍骨截面

(e) 頂導軌和底導軌截面

(f) 樓層處導軌截面

(g) 抗拔件

墻體試件的底角處設置抗拔件(hold-down)連接邊龍骨與地錨梁,其中2肢拼合冷彎薄壁C形鋼邊龍骨柱的底端采用1個抗拔件,4肢拼合冷彎薄壁C形鋼邊龍骨柱和冷彎型鋼方鋼管邊龍骨柱的底端采用2個抗拔件.每個抗拔件通過16個ST6.3自攻自鉆螺釘與邊龍骨連接,并通過1根M20高強螺桿(10.9級)與地錨梁固定連接.此外,在2個龍骨中間位置設置抗剪螺栓(M12,4.8級)連接導軌與地錨梁以及導軌與加載頂梁.

兩層墻體試件的中龍骨柱在樓層處不貫通,通過自攻螺釘與導軌連接.對于邊龍骨柱,試件W5的邊龍骨為4肢拼合冷彎薄壁C形鋼柱,其在樓層處不貫通,上下層的邊龍骨通過抗拔件和M20高強螺桿連接.試件W6的邊龍骨為冷彎型鋼方鋼管柱,其在樓層處貫通,導軌與邊龍骨柱側面通過自攻螺釘連接.

除試件W4和W6的邊龍骨外,其余墻體試件的邊龍骨、中龍骨、導軌及薄鋼板蒙皮的鋼材等級為《連續熱鍍鋅和鋅合金鍍層鋼板及鋼帶》(GB/T 2518—2019)[17]中規定的S320級結構鋼,單面鍍鋅厚度為20～30 μm.試件W4和W6的邊龍骨采用未鍍鋅的冷彎型鋼方鋼管,鋼材為Q355B級.按照《金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[18]的規定進行鋼材拉伸試驗,材性試驗結果見表2.

表2 鋼材的力學性能

1.2 試驗加載與測試方案

試驗加載裝置示意圖見圖3.墻體試件的下導軌與固定在試驗臺座上的地錨梁連接,上導軌與加載頂梁連接.水平加載設備采用MTS電液伺服程控結構試驗機系統,作動器極限推拉力為1 000 kN,行程為±250 mm.豎向荷載采用電液伺服作動器進行加載,作動器頂部與門架梁之間設置聚四氟乙烯滑動裝置,該裝置可確保在水平加載的同時不產生水平摩擦力.按照6層房屋結構進行豎向荷載計算,折合成底部墻體單元的豎向力為70 kN,分3級施加豎向荷載,并在水平加載過程中保持恒定.試驗前對試件進行有限元分析,初步確定墻體試件的屈服荷載Py和屈服位移Δy的預估值.將荷載均分為5級,單循環加載至預估屈服點,之后以每級0.5Δy的位移級差進行位移控制加載,每級循環3次.加載至水平荷載下降到峰值荷載的85%時,停止加載.

(a) 一層試件(試件W1～W4)

(b) 二層試件(試件W5和W6)

按圖4所示布置位移計,用于測試墻體試件加載過程中的變形.位移計D1、D2分別用于測試墻

體試件加載頂梁和試件頂部的水平位移值;位移計D3用于測試墻體試件與地錨梁之間的相對水平位移值;位移計D4、D5用于測試墻體試件相對地錨梁的豎向位移值.對于雙層墻體試件,在樓層處布置位移計D6,用于測試墻體在樓層處的水平位移值.此外,在邊龍骨柱底端設置應變片,用于測試邊龍骨柱在加載過程中的應變值.

2 試驗現象及破壞特征

2.1 中小高寬比弱邊龍骨組

試件W1和W2的邊龍骨均為2肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱,高寬比為1.25.試件W1的蒙皮板一側為石膏板,另一側為OSB板;而試件W2的蒙皮板為單側薄鋼板.蒙皮板與冷彎薄壁型鋼龍骨之間的自攻螺釘連接在剪力作用下,螺釘傾斜變形(見圖5(a)),試件W1的石膏板、OSB板在螺釘的剪切作用下局部擠壓破壞,最終蒙皮板因螺釘連接破壞失去對墻體骨架的支撐作用,墻體抗側力失效(見圖5(b)),應變數據表明邊龍骨未達到屈服狀態.對于試件W2,由于采用薄鋼板蒙皮,在水平力作用下,薄鋼板蒙皮出現斜向壓力場失穩的現象(見圖5(c)),而蒙皮支撐作用僅體現在拉力場.由于薄鋼板蒙皮自身及螺釘連接強度較高,而邊龍骨的配置偏弱,最終在傾覆彎矩的作用下,邊龍骨柱端部因畸變屈曲而壓潰失效(見圖5(d)).因畸變屈曲,應變數據顯示邊龍骨部分監測點的應力達到屈服,而此時薄鋼板對墻體骨架的支撐作用尚未失效.

(a) 自攻螺釘受剪破壞

(b) OSB板蒙皮支撐失效

(c) 薄鋼板蒙皮受剪屈曲

(d) 邊龍骨壓潰失效

2.2 中小高寬比強邊龍骨組

試件W3和W4的高寬比為1.5,分別采用4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎方鋼管柱作為墻體試件的邊龍骨,蒙皮板材料均為薄鋼板.在水平力的作用下,薄鋼板蒙皮因受剪屈曲而出現波屈變形(見圖6(a)).自攻螺釘因承擔剪力而發生傾斜,進而被拔出或剪斷(見圖6(c)).由于邊龍骨采用加強設計,試件W3和W4的邊龍骨在整個加載過程中未見破壞(見圖6(b)).同時,應變監測結果表明,試件W3和W4的邊龍骨仍然處在彈性階段.隨著薄鋼板四周及拼縫處的螺釘大部分被剪斷,蒙皮板的支撐作用失效(見圖6(d)),試件宣告破壞.

(a) 薄鋼板蒙皮受剪屈曲

(b) 邊龍骨未見破壞

(c) 自攻螺釘受剪破壞

(d) 薄鋼板蒙皮支撐失效

2.3 大高寬比強邊龍骨組

試件W5和W6為兩層試件,高寬比為3.0,邊龍骨分別采用4肢冷彎薄壁C形鋼拼合柱和冷彎方鋼管柱,蒙皮板材料均為薄鋼板.與試件W3和W4相同,薄鋼板在剪切作用下沿斜向壓力場發生波屈變形(見圖7(a)和(c)),波屈方向隨往復荷載方向變化而改變.自攻螺釘因剪力作用被拔出或剪斷,導致薄鋼板蒙皮支撐作用失效(見圖7(b)).由于試件的高寬比較大,傾覆作用明顯,試件W5的4肢冷彎薄壁C形鋼邊龍骨柱在軸向力的作用下發生屈曲變形(見圖7(d)),最終失穩破壞,部分監測點的應變超過屈服應變.而對于試件W6,其邊龍骨為冷彎方鋼管柱,閉口截面穩定承載力高,在整個加載過程中未見破壞,應變監測也表明邊龍骨處于彈性階段,因此其失效模式仍為因自攻螺釘剪切破壞所引起的蒙皮支撐作用失效.

(a) 薄鋼板蒙皮受剪屈曲

(b) 薄鋼板蒙皮支撐失效

(c) 薄鋼板受剪屈曲變形

(d) 邊龍骨壓屈破壞圖7 試件W5和W6的試驗現象

2.4 破壞特征

水平荷載作用下,對6個試件進行低周往復加載試驗研究.當加載至峰值荷載時,承載力開始下降.根據其下降原因,將冷彎薄壁型鋼剪力墻的破壞特征分為剪切破壞和彎曲破壞2類.

剪切破壞的特點主要為墻體龍骨與墻面板之間自攻螺釘連接的剪切破壞,進而導致墻面板蒙皮支撐作用失效.由于冷彎薄壁型鋼墻體龍骨墻架抗側剛度和承載力微弱,墻面板蒙皮支撐作用失效后剪力墻便失去承載能力.

彎曲破壞的特點主要為冷彎型鋼剪力墻邊龍骨在傾覆彎矩作用下因承擔軸向作用力而發生受壓失穩破壞,導致剪力墻失去承載能力.

由圖5～圖7可知,試件W1、W3、W4、W6發生剪切破壞,試件W2和W5發生彎曲破壞.影響冷彎薄壁型鋼剪力墻破壞特征的主要因素如下:

1) 高寬比.中小高寬比剪力墻(試件W1、W3、W4)易于發生剪切破壞,而大高寬比剪力墻(試件W5)因傾覆作用明顯,傾向于發生彎曲破壞.

2) 墻面板與邊龍骨的配置關系.以試件W2和W6為例,前者的高寬比為1.25,屬于中小高寬比剪力墻,但因墻面蒙皮板配置較強,邊龍骨配置相對較弱,試件最終的破壞模式為彎曲破壞;而后者的高寬比為3.0,屬于大高寬比剪力墻,但因為邊龍骨配置較強,試件最終發生剪切破壞.

由此可見,除墻體高寬比外,墻面板與邊龍骨的強弱配置關系也是影響冷彎薄壁型鋼剪力墻破壞特征的主要因素.墻面板及自攻螺釘連接主要影響墻體的抗剪性能,而邊龍骨主要影響墻體的抗傾覆能力.當墻體的邊龍骨配置較弱而導致抗傾覆能力不足時,即使是中小高寬比剪力墻也有可能出現彎曲破壞;當墻體的邊龍骨配置較強而墻面板配置相對較弱時,大高寬比剪力墻也可能出現剪切破壞.

3 試驗結果和分析

3.1 滯回曲線

冷彎薄壁型鋼剪力墻在水平荷載作用下發生剪切變形和彎曲變形.根據位移計測試的變形值,除去加載頂梁和試件頂部的相對水平變形差以及試件底部與地錨梁之間的相對水平變形差,可以得到墻體試件的頂點水平凈位移Δ,進而得到墻體的頂點位移角δ.圖8給出了試件水平荷載P與頂點位移Δ的滯回曲線.由圖可知,在加載初期,試件呈現彈性特征,但很快進入彈塑性階段,滯回曲線呈梭形.繼續加載,冷彎薄壁型鋼龍骨與墻面板之間的自攻螺釘連接因承擔往復作用的剪力而逐步破壞,墻體試件剛度逐漸退化,自攻螺釘連接處破壞嚴重,開始產生滑移,滯回曲線出現明顯的捏縮和滑移現象,呈現為反S形.

(a) 試件W1

(c) 試件W3

(d) 試件W4

(e) 試件W5

(f) 試件W6

試件W1的墻面板為OSB板和石膏板,強度較低,自攻螺釘連接處墻面板損傷累積較嚴重,因此其滯回曲線捏縮和滑移現象較明顯,滯回曲線在加載后續發展為Z形.試件W2和W5在加載后期出現邊龍骨柱失穩而傾覆破壞,承載力急劇下降,屬于彎曲破壞的范疇,滯回曲線的捏縮和滑移現象較其他試件不明顯.

3.2 骨架曲線

圖9(a)和(b)給出了墻體試件水平荷載P與頂點位移Δ的骨架曲線.可以看出,冷彎薄壁型鋼剪力墻試件彈性階段較短.隨著位移的增大,骨架曲線呈現一定的非線性.達到峰值荷載后,對于發生剪切破壞的墻體試件W1、W3、W4和W6,由于自攻螺釘連接破壞相繼發生,承載力下降較為緩慢,呈現出良好的變形能力;而對于發生彎曲破壞的試件W2和W5,由于邊龍骨在傾覆彎矩作用下因軸力過大發生失穩破壞,承載力急劇下降,骨架曲線下降段明顯.

(a) 試件W1～W4

(b) 試件W5和W6

(c) 試件W3和W5

(d) 試件W4和W6

通過位移計D6的測試,可以得到試件W5和W6上下兩層的層間位移,進而得到骨架曲線.分別與構造相同的單層試件W3和W4的骨架曲線進行對比,結果見圖9(c)和(d).圖中,W5-1、W5-2分別表示試件W5的一層、二層層間測試結果;W6-1、W6-2分別表示試件W6的一層、二層層間測試結果.

3.3 結果分析

參照JGJ 227—2011[1]中建議的方法確定骨架曲線上各特征點(見圖10).屈服點采用能量等效面積法確定.當直線與試驗曲線圍成的面積A1與A2相等時,得到屈服荷載Py和屈服位移Δy;破壞點為峰值荷載下降85%時的對應點,并由此確定極限荷載Pu和極限位移Δu;位移延性系數μ為極限位移Δu與屈服位移Δy的比值;試件的彈性抗側剛度K0由墻體側移為層高1/300時的割線剛度確定.由此確定各試件的彈性抗側剛度K0、位移延性系數μ以及屈服點、峰值點和破壞點分別對應的荷載(Py、Pmax、Pu)、層間位移(Δy、Δmax、Δu)和層間位移角(δy、δmax、δu),結果見表3.

圖10 特征點確定方法

表3 骨架曲線特征點實測結果

1) 由于薄鋼板的蒙皮支撐效應優于OSB板和石膏板,因此,薄鋼板蒙皮墻體的抗側剛度和承載力均高于OSB板和石膏板蒙皮墻體.以峰值荷載為例,中小高寬比薄鋼板蒙皮墻體試件W2、W3和W4的承載力分別為53.66、64.67 和82.60 kN,分別為OSB板和石膏板蒙皮墻體試件W1承載力(36.12 kN)的1.49、1.79和2.29倍.

2) 隨著邊龍骨配置的增強,冷彎薄壁型鋼剪力墻的抗側剛度和承載力能力均可得到提升.中小高寬比試件W4的抗側剛度和承載力分別為試件W3的1.34和1.28倍;而大高寬比試件W6的抗側剛度和承載力分別為試件W5的1.43和1.22倍.

3) 隨著墻體高寬比的增大,墻體承擔更大的傾覆彎矩,抗側剛度和承載力能力均逐漸減小.在龍骨與蒙皮板配置相同的情況下,大高寬比墻體W5和W6的峰值荷載分別為中小高寬比墻體W3和W4峰值荷載的89.9%和86.2%。

4) 因傾覆彎矩作用,大高寬比墻體的一層抗側剛度低于相同配置的中小高寬比墻體的抗側剛度.水平荷載作用下,大高寬比墻體的二層層間變形均大于一層層間變形,可見水平荷載作用下大高寬比墻體以彎曲變形為主.

5) 因邊龍骨配置不足,試件W2和W5發生彎曲破壞,其實質為邊龍骨在傾覆彎矩作用下發生受壓失穩,突然破壞,承載力急劇下降,因此試件W2和W5的位移延性系數小于2.0.而對于發生剪切破壞的墻體試件W1、W3、W4和W6,延性性能良好,延性系數分別為4.34、3.39、3.88和3.84,均大于3.0.究其原因在于,剪切破壞主要表現為墻體龍骨與墻面板之間自攻螺釘連接的破壞,因蒙皮板與冷彎薄壁型鋼龍骨之間的自攻螺釘連接數目較多,水平荷載下螺釘相繼發生剪切破壞,故其延性性能良好.

4 強彎弱剪設計方法

為提高冷彎薄壁型鋼剪力墻在水平荷載作用下的抗傾覆能力,JGJ 227—2011[1]和JGJ/T 421—2018[2]均假定墻體傾覆彎矩產生的軸向力N由邊龍骨承擔,并給出設計建議式為

(1)

式中,Ni為第i層剪力墻邊龍骨承擔因傾覆彎矩產生的附加軸力;Vj為作用于第j(j=i,i+1,…,n)樓層的水平荷載;Hj為水平荷載Vj作用下樓層距第i層的總高度;B為計算墻體的寬度.

按照式(1)計算冷彎薄壁型鋼剪力墻邊龍骨因傾覆彎矩產生的附加軸向力,并與豎向荷載作用下龍骨柱承擔的軸向力進行疊加,從而對邊龍骨柱進行設計與驗算,確保結構安全.

從冷彎薄壁型鋼剪力墻的失效機制與抗力匹配關系角度而言,剪力墻存在彎曲性破壞和剪切破壞2種典型的失效機制(見圖11),彎曲破壞因邊龍骨承擔軸力失穩,屬于脆性破壞的范疇,而剪切破壞變形能力強,屬于延性破壞的范疇.本文試驗研究發現,除墻體高寬比外,冷彎薄壁型鋼剪力墻抗剪能力與抗彎能力的強弱配置關系是影響墻體破壞機制的重要因素.

(a) 彎曲破壞

(b) 剪切破壞

基于文獻[19-20],提出冷彎型鋼結構基于性能的抗震設計方法,按照“高承載力低延性”和“低承載力高延性”的抗震性能化設計思路,將冷彎型鋼結構的抗震性能目標劃分為4類,并給出相應的承載力與延性配置等級(見表4).在此基礎上,提出了設防地震下構件的承載力抗震驗算公式為

表4 冷彎型鋼結構的抗震性能目標及承載力、延性配置關系

SE=SGE+ΩSEhk+0.4SEvk

(2)

式中,SE為地震作用效應和其他荷載效應基本組合的標準值;SGE為重力荷載代表值;SEhk為水平設防地震作用標準值;SEvk為豎向設防地震作用標準值;Ω為構件的性能系數.不同性能目標下的最小性能系數見表5.以性能Ⅰ為例,因強調高承載力,故其最小性能系數最大.

表5 性能系數最小值Ωmin

基于性能的抗震設計方法可根據不同構件承載力與延性的配置關系進行差異化設計.針對抗震性能等級為性能Ⅲ和性能Ⅳ的冷彎薄壁型鋼剪力墻,構件應具備較高的延性,因此設計時應避免彎曲破壞,建議滿足強彎弱剪的設計要求,即

(3)

式中,Mu為冷彎薄壁型鋼剪力墻抗彎承載力標準值;Nu為剪力墻邊龍骨軸壓穩定承載力標準值,取邊龍骨各種屈曲模式對應的承載力最小值,計算時材料強度應以屈服強度fy代入計算;N為重力荷載代表值作用下墻體邊龍骨承擔的軸向力;Vu為剪力墻受剪承載力標準值,可參照JGJ 227—2011[1]和JGJ/T 421—2018[2]的相關規定,不考慮抗力分項系數的影響;H和W分別為冷彎薄壁型鋼剪力墻的高度和寬度;η為確保強彎弱剪的增大系數,參照規范[20]抗震性能化設計中強柱弱梁的要求,建議取為1.1.

按照式(3),針對本文試驗中的6個墻體試件,反算出增大系數η,結果見表6.其中,邊龍骨軸壓穩定承載力Nu參照《冷彎薄壁型鋼技術規程》(GB 50018—2002)[21]進行計算,而對于2肢、4肢冷彎薄壁C形鋼拼合邊龍骨柱,由于存在畸變屈曲模式,采用AISI S100[22]中建議的直接強度法計算畸變屈曲承載力,并與采用GB 50018—2002計算的局部及整體屈曲的承載力相比較,取二者中的較小值.對于重力荷載代表值作用下墻體邊龍骨承擔的軸向力N,取為試驗時邊龍骨分擔的施加于剪力墻頂部的軸力.通過計算可以看出,試件W2和W5發生彎曲破壞,η<1.0;而其余試件均發生剪切破壞,η>1.0,且邊龍骨配置越強、高寬比越小,η值越大.

表6 增大系數η的計算結果

對于抗震性能等級為性能Ⅰ和性能Ⅱ的冷彎薄壁型鋼剪力墻,當墻體的承載力能滿足高性能系數的要求時,可不用遵循強彎弱剪的設計建議.

5 結論

1) 水平荷載作用下冷彎薄壁型鋼剪力墻的破壞模式可以分為剪切破壞和彎曲破壞2類.剪切破壞的特點主要為冷彎薄壁型鋼龍骨與墻面板之間的自攻螺釘連接的剪切破壞,進而導致墻面板蒙皮支撐作用失效.彎曲破壞的特點主要為剪力墻的邊龍骨在傾覆彎矩作用下,因承擔軸向作用力而發生受壓失穩破壞.

2) 中小高寬比剪力墻易于發生剪切破壞,大高寬比剪力墻因傾覆作用明顯,傾向于發生彎曲破壞.除墻體高寬比外,冷彎薄壁型鋼剪力墻抗剪能力與抗彎能力的強弱配置關系是影響墻體破壞機制的重要因素.

3) 冷彎薄壁型鋼剪力墻的彎曲破壞由邊龍骨承擔軸力失穩導致,延性系數小于2.0,屬于脆性破壞的范疇;而剪切破壞是由于連接蒙皮板的自攻螺釘逐步失效所致,承載力退化慢,延性系數大于3.0,屬于延性破壞的范疇.

4) 針對抗震性能等級為性能Ⅲ和性能Ⅳ的冷彎薄壁型鋼剪力墻,建議進行強彎弱剪驗算,放大系數建議取為1.1,以確保冷彎薄壁型鋼剪力墻在地震作用下具備良好的延性.