密肋轻钢龙骨复合墙体的抗剪性能

姚谦峰，李 挺,2，郭 猛，袁 泉

(1. 北京交通大学土木建筑工程学院，北京 100044；2. 城市建设研究院，北京 100029)

密肋轻钢龙骨复合墙体的抗剪性能

姚谦峰1，李 挺1,2，郭 猛1，袁 泉1

(1. 北京交通大学土木建筑工程学院，北京 100044；2. 城市建设研究院，北京 100029)

密肋轻钢龙骨复合墙体是密肋结构体系中的一种新型墙体构件形式，具有现场施工连接方便，易于工厂成批化加工等优点．为了研究其墙体的承载性能，对1/2比例密肋轻钢龙骨复合墙体与普通密肋复合墙体进行了低周反复荷载试验，对比研究了密肋轻钢龙骨复合墙体的破坏形态、钢骨应变变化规律、抗剪承载力影响因素及其实用计算公式等．试验结果表明，两者的破坏形态基本一致，轻钢龙骨复合墙体的承载力明显高于普通密肋复合墙体．最后结合试验数据给出了密肋轻钢龙骨复合墙体的开裂荷载与极限抗剪承载力的建议计算公式．

密肋结构；密肋轻钢龙骨复合墙体；试验研究；开裂荷载；抗剪承载力

密肋结构是一种新的结构形式，其研究始于20世纪90年代初，是一种具有生态环保、节能抗震的新型建筑结构体系[1-4]．其结构构造由预制密肋复合墙板与隐形外框及楼盖装砌整浇而成．其中，密肋复合墙板是以截面及配筋较小的混凝土框格为骨架，内嵌以炉渣、粉煤灰等工业废料为主要原料的轻质混凝土砌块预制而成．

密肋轻钢龙骨复合墙体是将普通密肋墙体肋格中钢筋骨架用轻钢代替，并适当配以构造钢筋，使密肋结构向大开间、中高层建筑发展成为可能，优点如下：①轻钢龙骨自重小，强度高，可工业化生产；②轻钢龙骨在墙体中既可作为骨架支撑，又可作为受力构件，与隐性外框有很好的连接；③横向与竖向轻钢龙骨通过焊接或螺栓连接形成骨架，整体性更好；④轻钢与混凝土相结合，克服了单纯轻钢结构抗侧刚度小，保温、隔音、防火性能差等缺点．

笔者对密肋轻钢龙骨复合墙体与普通密肋复合墙体进行低周反复加载试验，通过与普通复合墙的对比分析，重点介绍密肋轻钢龙骨复合墙体的破坏形态、钢骨应变变化规律和承载力试验，根据试验结果提出承载力计算公式，为新型复合墙体在密肋结构体系中的应用研究提供科学依据．

1 试验研究

1.1 试件设计

本文试验共选墙体试件两榀，一榀是密肋轻钢龙骨复合墙体(编号DW-5)，另一榀为普通密肋墙体(编号DW-6)．研究目的是在相同截面尺寸、含钢率及加荷条件下对比两者承载力的差异．

DW-5中肋梁、肋柱截面均为100,mm×50,mm，边框柱、边框梁截面均为100,mm×100,mm，边框梁纵筋选用4Ф6，外框柱纵筋为4Ф14，肋格中轻钢龙骨选用8根轻钢L30×30×3，屈服强度为307,MPa，极限强度429,MPa，端部采用封头板增强在外框中的锚固．截面尺寸配筋见图1，混凝土、砌块材料特性见表1和表2．

图1 试件配筋Fig.1 Reinforcement details of specimen

表2 轻质加气混凝土砌块材料特性Tab.2 Masonry material parameters

1.2 试验装置及加载方式

本试验试件采用水平低周反复加载，试验加载装置如图2，加载方式如下．

图2 试验加载装置Fig.2 Experimental set-up

(1)竖向加载．设计竖向荷载值为110 kN，通过千斤顶施加在分配梁上，经二次分配后分别作用于肋柱和框柱上．待竖向荷载稳定后开始施加水平荷载，同时保持竖向荷载不变．

(2)水平加载．采用作动器：推力640,kN，拉力445,kN，冲程为±250,mm．试验采用混合加载方式，试件屈服前采用荷载控制，之后采用位移控制加载，以级差3,mm、4,mm、5,mm递增，每级循环3次，加载至位移约为3倍屈服位移时停止反复加载．之后进行单调加载直至试件破坏．

2 试验结果及分析

2.1 破坏过程与现象

从应力应变曲线可知：复合墙体的破坏大致经历3个阶段：①当荷载达到最大值约40%以前，荷载位移曲线接近线性变化，为弹性工作阶段；②荷载达到最大值的80%～85%，墙体裂缝发展明显，荷载位移曲线刚度显著下降，为弹塑性工作阶段；③荷载继续增加，当达到极限荷载时，试件破坏现象严重，墙体承载力随位移的增加而下降，为墙体的破坏阶段．

弹性工作阶段：此阶段墙体作为一个整体受力构件，砌块、肋格、外框变形协调，力学性能可视为一种复合材料等效弹性板．荷载位移曲线基本呈线性，试件卸载后残余变形很小，曲线上显示刚度基本无变化．随着荷载的增加，曲线上出现明显拐点，即达到开裂荷载，此时密肋轻钢龙骨复合墙体个别砌块在拼缝处或周边出现微裂缝．DW-5的开裂荷载为38.7,kN，DW-6的开裂荷载为25.2,kN．

弹塑性工作阶段：随着荷载的继续增加，砌块裂缝增加明显，部分裂缝延伸进入肋梁、肋柱中，外框中也出现了部分微裂缝．但由于肋梁、肋柱、外框所形成的框格整体性较好，其相对于内嵌轻质混凝土砌块的强度、弹性模量都有所增大，从而有效地约束了砌块中裂缝的发展．当达到屈服荷载时，DW-5多条裂缝延伸到肋梁中，个别出现贯通现象．此时砌块出现轻微剥落，肋柱中出现裂缝较少，两侧外框柱均在中下部产生少量水平裂缝，并延伸至墙体侧面．此时墙体刚度退化明显，滞回环面积增大，卸载后残余变形大，塑性变形显著．

破坏阶段：荷载继续增加，DW-5中的裂缝已在部分肋梁中贯通，延伸至框柱，并逐步形成沿对角线方向贯通整个墙体的弥散裂缝，各层砌块出现破碎剥落现象，并逐步退出工作，压区混凝土部分压碎．当达到极限位移时，墙体出现剪切滑移变形，肋梁上混凝土表皮脱落明显，最终退化成仅由肋格和外框组成的纯框架，且在肋梁上出现多处塑形铰区．此时虽达到极限状态，但仍可以承担全部的竖向荷载，具有良好的抗倒塌能力．试验得到DW-5的极限荷载为124.8,kN，DW-6的极限荷载为81.5,kN．两榀试件的最终破坏状况如图3所示．

2.2 破坏现象分析

密肋轻钢龙骨复合墙体与普通密肋复合墙体在试验中的破坏形态大致相同，均是遵循“砌块—肋格—外框”的破坏顺序，属剪切型破坏特征．

分析两者墙体破坏现象的差别可知，密肋轻钢龙骨复合墙体肋格表皮脱落现象较普通墙板严重，其中个别肋梁表皮大面积脱落，梁内部的轻钢龙骨清晰可见，表明肋格混凝土与轻钢龙骨粘结性能较普通钢筋混凝土差；轻钢龙骨密肋墙体中砌块的破坏程度也远较标准墙体严重．产生上述差别的原因是：①由于肋格的截面较小，限制了轻钢龙骨的摆放并致使混凝土的保护层厚度偏小；②肋格中未配置必要的构造纵筋及箍筋；③轻钢龙骨节点处由焊接形成骨架，由于其整体性强、刚度大，在加载过程中发生变形，存储了相当大的弹性应变能，当内填砌块达到极限强度后，轻钢龙骨因受力减小而恢复变形，即刻释放能量，导致砌块、混凝土破碎甚至脱落，所以DW-5的砌块开裂破坏现象表现得更为充分．

图3 试件破坏外观Fig.3 Failure model of specimens

2.3 承载力分析

密肋轻钢龙骨复合墙体与标准密肋复合墙体的抗震承载力试验实测值见表3，两者骨架曲线对比见图4．

表3 试件荷载特征点Tab.3 Characteristic points of load of specimens

从图4中可以得到墙体的开裂荷载点、屈服荷载点、最大荷载点和极限位移点，为承载力的对比提供依据．

其中，开裂荷载确定是以滞回曲线出现较明显拐点且满足其为极限荷载的30%～40%为依据，屈服荷载采用图解法且满足其为极限荷载的80%～85%的方法确定，极限荷载取实测的荷载最大值，破坏荷载按实际位移确定，即层间位移角为1/50时认为墙体达到破坏，以上荷载及位移值均取正反方向的平均值．

图4 试件骨架曲线Fig.4 Skeleton curves of specimen

由表3及图4分析可知：

(1)密肋轻钢龙骨复合墙体开裂荷载比普通墙板提高了53%，说明肋格中轻钢龙骨的存在延缓了墙体裂缝的出现．其原因是当侧向荷载引起的框格混凝土与砌体之间的界面应力超过这两种不同材料间的化学胶着强度时，填充砌体在某些部位与外框格分离，形成砌体斜压杆并出现裂缝，此时达到开裂荷载；而轻钢龙骨增加了密肋墙体的刚度，限制了墙体位移，有效减小了框格混凝土与砌体间的界面应力，从而大幅提高了墙体开裂荷载；

(2)密肋轻钢龙骨框格复合墙体的屈服、极限荷载较标准墙板分别提高了54%和53%，承载力增加明显．这是因为轻钢强度高，且通过焊接形成骨架，整体性好，自身节点承载性能强，作为骨架支撑时可更好的保护外框节点；同时，与隐性外框有很好的结合，二者协同工作性能强；

(3)屈强比是屈服强度与极限强度的比值，从表中看出DW-5与DW-6相差不大，从屈服到极限荷载发展过程所对应的位移较长，也就是有约束的屈服段较长，安全储备大．破坏时，DW-5实测位移为30.0,mm，对应荷载仍在极限荷载的90%以上，反映出墙体在大震下有很好的抗倒塌能力．

2.4 钢筋应变分析

2.4.1 外框柱钢筋应变

如图5(a)所示，外框柱钢筋在低周反复荷载下受墙体整体弯曲作用明显，表现为一侧受拉一侧受压，但DW-5表现出同侧受拉应变要明显大于受压应变，其原因在于轻钢龙骨有更好的支撑作用，在受压时肋柱分担了部分压应力，而受拉时作用不大；开裂前整体性强，墙体协同工作，外框柱钢筋应变小且随荷载的增减呈线性变化．进入弹塑性阶段后，砌块逐渐开裂且退出工作，墙体内力重分布，外框柱钢筋值突然增大．从DW-5钢筋应变可以看出，在达屈服荷载后，外框柱钢筋开始屈服，依然主要承受拉、压应力．

2.4.2 肋柱轻钢龙骨应变

肋柱按其在墙体中位置不同可分为边肋柱与内肋柱，应变如图5(b)和(c)所示．

(1)边肋柱．边肋柱轻钢应变较小，在开裂前呈拉压线性变化，而开裂后其应变逐渐由拉压型向受拉型转变，破坏时有少量屈服．开裂前砌块的抗剪作用大，应变呈拉压线性变化说明边肋柱主要与外框柱共同抵抗弯矩，开裂后砌块承担的剪力卸载给附近的肋梁和肋柱，墙体的力学模型由整体弹性板过渡为刚架斜压杆，边肋柱通过销栓作用承担部分剪力，而墙体最后破坏现象可以看出边肋柱混凝土裂缝很少，即所承担的销栓力小，所以边肋柱应变小．与普通墙板DW-6相比，轻钢龙骨应变要远小于钢筋龙骨的应变，这与DW-5内墙板和外框柱整体性更好、轻钢龙骨强度更高有关．

(2)内肋柱．墙体开裂前轻钢龙骨应变较小，开裂后应变有较小的突增，在骨架曲线超过极值点进入下降段后，部分轻钢龙骨开始屈服．内肋柱轻钢龙骨主要通过销栓作用承担剪力，对裂缝的开展与扩张起到限制作用．

2.4.3 肋梁轻钢龙骨应变

肋梁由于与肋柱相交的关系可分为内肋柱间肋梁和内肋柱与边肋柱间肋梁，应变如图5(d)和(e)所示．

(1)内肋柱间肋梁．在达开裂荷载前，轻钢龙骨应变较小；当墙体开裂且裂缝延伸到肋梁中时，轻钢龙骨应变有较明显突变但总体应变值不大；进入破坏阶段后，应变值继续增长，但均未达到屈服．

(2)内肋柱与边肋柱间肋梁．开裂荷载前内肋柱与边肋柱间肋梁应变较小；墙体开裂后应变有突变；进入破坏阶段后，内肋柱与边肋柱间肋梁逐渐屈服，表现出左右两侧的砌块开裂比中间砌块要严重，肋梁贯通裂缝多，表皮混凝土开裂明显．

综上所述，砌块对墙体的抗侧刚度贡献较大，分担部分水平荷载；肋梁主要承担水平剪力，并对砌块形成有效约束，限制砌块裂缝的延伸与发展；边肋柱在弹性阶段分担部分整体弯矩，弹塑性阶段承担部分水平荷载；内肋柱通过销栓作用分担部分水平荷载；外框柱主要承担整体弯矩．

图5 应变曲线Fig.5 Strain curves

3 抗剪承载力计算

3.1 墙体开裂荷载计算公式

开裂荷载指墙板砌块在均匀分布细小微裂缝的基础上突然出现明显裂缝时试件所承担的荷载，骨架曲线表现为曲率有一定的突变．本文以第1批明显裂缝的出现作为衡量标准．

弹性阶段，墙体可视为一种以轻质砌块为基体，混凝土肋梁、肋柱、外框为增强纤维的复合材料等效弹性板，所以在达开裂荷载时密肋轻钢龙骨复合墙体与普通密肋复合墙体计算方法相同．这里取密肋轻钢龙骨复合墙体开裂荷载计算公式为

式中：qtf为砌块抗拉强度；qσ为砌块正应力；zη为肋梁肋柱对砌块的约束效应及混凝土浆液渗入系数．对于普通密肋复合墙体，根据试验结果建议zη的取值为1.05，而对于密肋轻钢龙骨复合墙体，由于轻钢龙骨的存在肋梁肋柱对砌块的约束明显加强，故zη的取值必然增大，由试验实测开裂数据回代反算得zη为1.61．则密肋轻钢龙骨复合墙体的开裂荷载计算公式为

3.2 墙体抗剪承载力计算公式

根据前期对密肋复合墙斜截面承载力的研究结论[4]，墙体抗剪性能主要是由肋梁钢筋抗拉作用、砌块裂缝面咬合作用、竖向压力作用以及肋柱和框架柱中垂直钢筋的销栓作用等组成，影响因素主要有剪跨比、轴压比、加载方式、肋格含钢率、肋格划分及截面面积、混凝土强度、轻钢翼缘宽度与肋格宽度之比等．文献[5]中普通密肋复合墙体的抗剪承载力的计算公式为

式中：Ac为混凝土的截面面积；ft为混凝土抗拉强度；Aq为砌块截面面积； fyh为肋梁纵筋设计强度；Ash为单个肋梁的钢筋面积．

对于密肋轻钢龙骨复合墙体，由于肋格中改用轻钢，所以肋梁的抗剪承载力改为(m−1)fahAah，m为肋格的层数，fah为肋梁轻钢抗拉强度，Aah为单个肋梁中轻钢的截面面积．参考《型钢混凝土组合结构技术规程》(JGJ 138—2001)、型钢剪力墙抗剪公式及内加型钢剪力墙中型钢的抗剪作用[6-7]，本文提出肋柱中轻钢的销栓作用为其中：fav为肋柱中轻钢的抗剪强度；Aav为单个肋柱中轻钢的截面面积；n为墙体中肋格的跨数．所以密肋轻钢龙骨复合墙体的抗剪承载力计算公式为

式中1α、2α分别为肋梁肋柱的影响系数，因为轻钢与混凝土粘结性较钢筋与混凝土粘结性差，再由试验知达最大承载力时，轻钢的应变小于钢筋应变，且内肋柱贡献小于外框柱，所以通过试验及理论分析本文将公式调整系数定为α1=0.88，α2=0.6．

4 墙体设计建议与应用前景展望

4.1 设计建议

(1)在肋格中加入适量纵筋及箍筋，增大轻钢龙骨与混凝土的共同工作性能，并适当调整外框柱配筋，防止墙体发生弯曲破坏．

(2)轴压力在一定范围内对抗剪有利，但过大的轴压应力可使墙体发生端部混凝土被压碎，属于不利的破坏模式，建议N≤0.2fcb h ．

(3)剪跨比决定着墙体受力过程中弯曲和剪切作用的比例，本文借鉴课题组前期研究成果及型钢混凝土组合技术规程，建议剪跨比λ取值范围为1.0＜λ＜2.2．

4.2 应用前景

试验研究及理论分析表明：对于墙体构件来说，密肋轻钢龙骨复合墙体具有整体性好、抗侧刚度大、可工业化生产、保温、隔音、防火性好等优点．对于结构体系来说，密肋轻钢龙骨复合墙体结构是一种理想的结构形式，它有效地将密肋复合墙体和轻钢混凝土结构优化成一种结合性较好、承载力较高、抗震性能优良、生态环保的结构体系，它不仅丰富了密肋结构在工业民用建筑的应用范围，而且使密肋结构向大开间、中高层建筑发展成为可能，在进一步的试验与理论研究后会有广阔的应用前景．

5 结 论

(1)密肋轻钢龙骨复合墙体低周反复荷载试验表明，墙体的破坏经历3个阶段：弹性工作阶段、弹塑性工作阶段和破坏阶段，破坏形态与普通密肋复合墙体大致相同．轻钢龙骨密肋复合墙体的承载力明显优于普通密肋复合墙体，延性与后者基本相同，是一种用于中高层及大跨密肋结构中的理想的新型复合墙体．

(2)根据试验结果提出了密肋轻钢龙骨复合墙体开裂荷载的计算公式及抗剪承载力的计算公式，为该新型密肋墙体承载力的进一步研究提供了依据．

(3)与普通密肋复合墙对比可知，密肋轻钢龙骨复合墙体中的肋梁肋柱采用轻钢龙骨后，在提高承载力的同时，也带来一些不利的破坏现象；为使其得到工程应用，需要更合理地设计肋格截面，配置适量的构造纵筋及箍筋，同时还要调整外框柱的配筋，在保证墙体发生剪切破坏的理想破坏状态下充分发挥外框柱钢筋的作用．

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Shear Bearing Capacity on Multi-Ribbed Composite Wall with Light-Gauge Steel

YAO Qian-feng1，LI Ting1,2，GUO Meng1，YUAN Quan1
(1. School of Civil Engineering，Beijing Jiaotong University，Beijing 100044，China；
2. China Urban Construction Design and Research Institute，Beijing 100029，China)

Multi-ribbed composite wall with light-gauge steel was a new wall with the benefits of easily construct connection、convenient factory cure and so on. In order to study the bearing capacity of multi-ribbed composite wall，based on experiment of two 1/2 scare composite walls，one of which was general composite wall and the other was composite wall with light-gauge steel，under low frequency cyclic and reversed lateral load，failure type and earthquake behavior about bearing capacity on them were studied. The results show that both of them have the same failure type，but the bearing capacity of the composite wall with light-gauge steel is better than the general composite wall. According to the experiment statistics，calculation formulae for cracking load and shear bearing capacity of multi-ribbed composite wall with light-gauge steel were given.

multi-ribbed structure；multi-ribbed composite wall with light-gauge steel；testing research；cracking load；shear bearing capacity

TU375

A

0493-2137(2011)07-0587-06

2010-03-12；

2010-05-31.

“十一五”国家科技支撑计划资助项目(2006BAJ04A02-05).

姚谦峰（1956—2010），男，教授.

李 挺，tingting8107@hotmail.com.