带有延时保护支撑的冷弯薄壁型钢组合墙抗震性能试验研究

闫维明， 田 宇， 虞 诚,2， 谢志强

(1.北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室， 北京 100124；2.北得克萨斯大学工程技术系， 登顿 76207； 3.北京建筑大学土木与交通工程学院， 北京 100044)

波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢组合墙由于其承载力高，初始抗侧刚度大，引起国内外学者的广泛关注与研究. 早在2004年，Fülöp等[1]对3种不同覆面板材料的墙体试件进行试验研究，其中就包括覆面板为波纹钢板的组合墙. 2007年，Stojadinovic等[2]对44组单面或双面覆波纹钢板的组合墙进行循环往复加载试验. 所有墙体试件均采用14.30mm肋高的波纹钢板. 然而，与常规的龙骨式剪力墙不同，Stojadinovic和Tipping的试验中，所有试件墙体的边立柱均采用截面尺寸为152.00 mm×102.00 mm×9.50 mm的热轧方钢管进行加固. 这种做法避免边立柱的破坏，并且不需要再另外设置抗拔件.

早在2006年，我国学者便对冷弯薄壁型钢组合墙开展大量的试验与理论研究. 周绪红等[3]进行冷弯薄壁型钢组合墙抗剪性能试验研究，研究结果表明：墙面板材料对组合墙的抗剪承载力影响较大. 石宇等[4]对10块冷弯薄壁型钢组合墙进行低周往复加载试验并建立冷弯薄壁型钢组合墙退化四线型恢复力模型. 何保康等[5]、周天华等[6]对高强冷弯薄壁型钢组合墙进行受剪性能试验研究，研究结果表明，各类墙体单调加载试件抗剪承载力均比低周往复加载试件的高. 李元齐等[7]对S350冷弯薄壁型钢龙骨式复合墙体进行抗剪性能试验，以研究开洞尺寸及位置对复合墙体抗剪性能的影响. 谢志强等[8]、闫维明等[9]将锁铆连接引入冷弯薄壁型钢结构领域，对该连接方式进行可行性研究，并提出其本构模型.

近年来，北德克萨斯大学对波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢组合墙开展一系列试验与理论研究. Yu等[10]对该种剪力墙试验研究发现，与采用平钢板、胶合木面板和定向刨花板相比，波纹钢板覆面组合墙具有更高的抗侧刚度和抗剪强度，但其延性最差. Zhang等[11]对水平荷载和竖向/重力荷载同时作用下的波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢组合墙足尺试件进行试验研究，试验结果表明在施加适量水平重力荷载作用下，组合墙的抗剪强度和初始刚度略有增加，但其存在承载力突降，延性差等问题. 为了提高延性，Yu等[12-13]、Zhang等[14]、赵洋等[15]尝试将波纹钢板开洞缝来改变剪力墙破坏模式，提高延性，但组合墙整体承载力会有很大削减，在面板上开口损失结构面板抗火穿透和防潮优势，增加波纹钢板锈蚀等问题.

本文为解决波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢组合墙延性差、变形能力差等问题，提出了一种带有延时保护支撑的冷弯薄壁型钢组合墙，并对其进行抗震性能试验，探究该墙体的破坏模式及破坏机理，分析不同支撑滑动距离对其抗震性能的影响.

1 延时保护支撑的构造与工作原理

1.1 延时保护支撑的构造

该延时保护支撑的构造见图1(a)，由延时保护保险丝、螺纹圆钢、螺纹套筒和杆端轴承组成. 其中延时保护保险丝的构造见图1(b)，由限位钢板、可滑动钢拉条、限位螺栓、连接杆组成.

可滑动钢拉条两端各有2个螺栓活动孔，螺栓可在螺栓活动孔内左右滑动. 可滑动钢拉条每端用2块限位钢板夹持，连接杆焊接在每端的限位钢板上，一是便于与螺纹圆钢相连，二是将2块限位钢板连接形成夹具. 螺栓穿过限位钢板上的预留孔并施加一定的预压力固定滑动钢拉条使其保持稳定. 此时，夹具可在外力作用下左右滑动改变延时保护保险丝长度. 延时保护保险丝通过螺纹套筒与螺纹圆钢相连，螺纹圆钢两端通过螺纹套筒与杆端轴承相连组成整体，最后将杆端轴承和墙体抗拔连接件上的预留孔通过螺栓相连以形成墙体对角支撑，如图2所示.

1.2 延时保护支撑的工作原理

本文提出的带有延时保护支撑的冷弯薄壁型钢组合墙工作理想机制为：覆面板在多遇地震与设防地震作用下为主要的剪力承载构件，此时支撑处于滑移阶段，不参与受力工作，即延时保护支撑在组合墙设计荷载下不承担荷载. 在罕遇地震作用下，覆面板所承载的水平力越过最大值进入峰值后阶段，此时覆面板承担的剪力值不断降低，延时保护支撑达到最大滑移距离进入受力工作状态，协同覆面板共同承担荷载并提供附加刚度，以防止墙体快速失去承载能力. 随着墙体顶部位移的增大，支撑可滑动钢拉条进入屈服状态，以提高墙体的耗能能力. 支撑理想工作曲线与带有延时保护支撑的冷弯薄壁型钢组合墙理想工作曲线见图3.

延时保护支撑的目的为：在不改变组合墙极限承载能力的基础上，改善组合墙的极限变形能力及延性，提高墙体在大震下的工作能力.

由以上讨论可知，延时保护支撑共有3个工作阶段：1) 滑移阶段；2) 弹性阶段；3) 屈服阶段. 支撑与面板的协同受力关系可简化为并联关系. 在支撑设计时应先确定墙体的目标性能点，即墙体的目标极限位移. 通过未安装支撑的冷弯薄壁型钢组合墙荷载位移曲线的各性能点(峰值点、目标极限位移点)来确定支撑的相关参数(承载力、刚度)，进而确定支撑工作状态临界点(工作点、屈服点).

2 试验概况

2.1 试件设计

本次试验共包含4个足尺组合墙试件，主要包括未安装支撑的波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢组合墙和不同支撑滑动距离的带有延时保护支撑的波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢组合墙2种墙体类型. 试验的墙体均在现场组装完成. 试验墙体的高度均为2.44 m，宽度为1.22 m. 为了研究延时保护支撑滑移距离对组合墙性能的影响，试件支撑的滑移距离分别为12.70、 19.05、0 mm. 支撑的尺寸与选材根据预设目标极限位移角为5%的目标性能点确定，支撑详细参数见表1. 试件分组、编号及加载方式见表2. 墙体龙骨构件采用钢铁制造协会SSMA的立柱和导轨. 试件的立柱采用C型钢，型号为350S162-68. 上下导轨采用U型钢，型号为350T125-68. 以立柱为例350代表截面高度，S代表构件类型，162代表截面宽度，68代表截面厚度. 本次试验所用的墙体骨架构件的截面形式及尺寸见图4，延时保护支撑板件尺寸见图5.

表1 延时保护滑动支撑各参数Table 1 Parameters of brace with function of delay protection mm

表2 墙体试件编号及加载方式Table 2 Tests matrix

所有试件的边立柱采用双柱截面，2根C型钢背靠背放置，并通过双排No.12×1-1/4(5.50 mm×31.80 mm)六角头自攻螺钉连接，螺钉间距为152 mm. 中立柱为单根C型钢. 抗拔连接件采用型号为S/HD15S抗拔连接件，并在其侧壁上打孔便于安装延时保护支撑. 墙体设置有4个抗拔连接件，分别置于墙体的4个角部. 底部抗拔连接件一端通过M20螺栓与底部基础梁相连，另一端通过No.14×1(6.30 mm×25.40 mm) 六角头自攻螺钉与边立柱腹板相连. 顶部抗拔连接件通过No.14×1(6.30 mm×25.40 mm)六角头自攻螺钉直接与边立柱腹板相连. 当立柱腹板在与抗拔连接件连接的地方有设备孔时，另在孔洞处焊接补强. 除抗拔螺栓外，另设置2个M16抗剪螺栓将墙体底部导轨固定在基础梁上.

面板采用型号为Vulcraft 0.6C的波纹钢板，单块波纹钢板尺寸为 938.00 mm×1 220.00 mm×0.87 mm(长×宽×厚)，肋高14.3 mm，横截面形状见图6. 布置面板时应使波纹方向水平. 考虑到波纹钢板的波纹波长为64 mm及面板螺钉应该位于波谷的情况，波纹钢板与边立柱以及导轨连接的螺钉间距为128 mm，波纹钢板与边立柱连接的螺钉间距为256 mm. 限于波纹钢板的尺寸，墙体的覆面板由3块波纹钢板组成.

钢面板在接缝区域重叠宽度为2个波长的波纹，并通过单排自攻螺钉相连，重叠区域内面板与龙骨连接的螺钉加密. 墙体试件结构布置图与组合墙现场图分别见图7、8所示.

2.2 试验装置与测点布置

所有试件的试验在北德克萨斯大学工程技术系结构实验室完成. 试验装置与测点布置示意图见图9.

作动器头部通过铰接装置与加载梁相连对试件施加水平力. 组合墙的上导轨通过自攻螺钉与T形加载梁连接，下导轨通过普通螺栓与基础梁连接，以传递试验装置与试件之间的水平力. 为防止试验中剪力墙顶部产生平面外位移，在加载梁两侧布置有侧向滚轴支撑. 试验中共布置5个位移计，分别记录墙体试件顶部的水平位移和墙体底部的水平和竖向位移. 水平力通过加载梁和作动器之间的力传感器采集.

2.3 加载制度

低周往复加载依照美国《建筑抗侧体系竖向构件抗剪承载力低周往复加载试验标准》ASTM E2126[16]中的CUREE加载制度，加载频率为0.2 Hz. 标准的CUREE加载制度包含40个循环，为了观察墙体试件的后屈曲特性，此次试验在40个标准循环的基础上又增加3个循环，为便于试验结果比较，最大位移幅值对所有试件取统一值，即Δ=114.3 mm. 低周往复加载位移时间关系曲线见图10.

2.4 材性实验

为确定钢龙骨、波纹钢板、可滑动钢拉条的材料性能，根据ASTM A370[17]的相关规定对各构件的材料性能进行测试，试验结果见表3.

表3 构件材料特性Table 3 Material properties of members

3 试验现象

3.1 无支撑试件

试件破坏模式主要为：1) 底部面板屈曲；2) 螺钉连接失效；3)边立柱局部屈曲.

在试验加载初期，试件处于弹性阶段；随着位移的增加，墙体底部面板出现明显的剪切屈曲变形，从墙体受压侧的底部面板中上部至墙体受拉侧的底部面板中下部形成一条明显的受拉带，方向约呈15°. 在拉力场作用下，面板与龙骨连接的螺钉发生倾斜，并挤压面板使得钉孔扩张，此时墙体整体剪切变形加大，表现出明显的弹塑性行为. 当墙体达到峰值荷载时，位于受拉带范围内的螺钉受到很大的剪力，钉孔撕裂扩张，导致面板从螺钉头侧拔出，面板与龙骨的螺钉连接失效，发生承压破坏. 面板缺少螺钉的约束发生鼓曲，使边立柱部分螺钉被拔出. 越来越多的螺钉失效导致承载力迅速降低至峰值荷载的80%以下，墙体达到极限状态. 墙体的破坏模式见图11.

3.2 有支撑试件

各试件的破坏模式基本类似，主要有：1)底部面板屈曲；2)螺钉连接失效；3)边立柱局部屈曲；4)支撑钢拉条屈服.

各试件的试验现象在峰值荷载前与未安装支撑的试件基本相同，主要表现在底部面板的屈曲和面板与龙骨连接螺钉的倾斜. 当试验墙体达到峰值荷载后，位于受拉带范围内的螺钉受到很大的剪力，钉孔撕裂扩张，导致面板从螺钉头侧拔出，面板与龙骨的螺钉连接失效，发生承压破坏. 面板缺少螺钉的约束发生鼓曲，使边立柱部分螺钉被拔出. 支撑开始受力工作，其滑移距离达到最大值. 由于支撑拉紧限制了墙体对角线方向的变形，使墙体面板整体性加强，在墙体中上部面板形成多条明显的受拉带，支撑的存在提高了墙体面板与龙骨之间连接的利用率. 随着组合墙水平位移增大，支撑可滑动钢拉条拉力不断提高，减缓了组合墙承载力的下降，当支撑可滑动钢拉条进入屈服阶段后，组合墙极限位移达到预设目标，墙体进入极限状态. 墙体的破坏模式见图12.

4 试验结果与分析

4.1 荷载转角曲线

各试件的荷载- 转角(P-γ)曲线见图13. 各试件的骨架曲线见图14. 由图13、14可以看出，所有墙体的滞回曲线走向和形状大体相似. 在试验初始阶段，墙体属于弹性阶段，滞回曲线基本呈1条直线且刚度基本保持不变；随着位移的增加，墙体逐渐进入弹塑性阶段，滞回曲线呈弓形，滞回环面积增大，当卸载至零时存在残余变形. 位移持续增大，滞回曲线向反S形发展，滞回环面积更大，耗能增加，滞回曲线表现出明显的“捏拢”现象. 这是由于在往复加载过程中自攻螺钉挤压波纹钢板产生孔壁扩张，导致螺钉孔出现较大的“旷动量”，进而使墙体出现空载滑移现象. 螺钉孔闭合过程中，墙体刚度很小，一旦钉孔闭合，墙体刚度立刻上升. 在墙体达到峰值荷载后，墙体进入极限状态，螺钉孔扩张更加严重，导致墙体面板与龙骨连接接连失效，出现更为明显的空载滑移现象，滞回环“捏拢”现象更加严重，滞回曲线呈现出扁而平的Z形特征. 滞回曲线表现出明显的刚度退化和强度退化现象.

4.2 各试件的抗震性能指标的确定

根据美国ASTM E2126-11[16]的规定，确定各试件的最大荷载Pmax及其变形Δmax、初始刚度Ke、屈服荷载Py、屈服位移Δy、极限荷载Pu、极限位移Δu、延性系数μ及其耗能E. 各试件的抗震性能指标见表4.Ke取0.4Pmax与Δe的比值.Py和Δy采用等效能量法(EEEP)来确定. 试件的μ为Δu和Δy的比值. 试件各抗震性能指标确定见图15. 试件的耗能用耗散能量E表示，低周往复荷载作用下，取所有滞回环的面积和.

4.3 试验参数分析

为了研究支撑滑动距离对墙体抗震性能的影响，对各试件抗震性能指标的变化进行对比分析. 以标准试件SW4×8-CWB为基准，对各试件的峰值荷载、延性系数、耗能进行归一化处理.

如图16所示，相比试件SW4×8-CWB，试件SW4×8-C050和SW4×8-C075的峰值荷载分别提高13.1%、11.2%，试件SW4×8-CFB的峰值荷载提高21.1%. 在墙体峰值后阶段的初期，承载力下降速率比较缓慢，此时支撑提供刚度较大，导致墙体抗剪承载力均有一定程度的提高.

如图16所示，相比试件SW4×8-CWB，试件SW4×8-C050和SW4×8-C075的延性系数分别提高38.2%、27.5%，试件SW4×8-CFB的延性系数降低21.8%；试件SW4×8-CFB由于在试验加载初期支撑已经拉紧工作，当墙体面板即将破坏时，支撑钢拉条已经进入屈服状态，此时支撑只能提供固定的承载力，不能提供刚度，故当墙体承载力快速下降时，支撑未能提供额外的承载力使得墙体迅速进入极限状态而破坏.

如图16所示，相比试件SW4×8-CWB，各试件耗能均有所提高，尤其是试件SW4×8-C050，其耗散能量提高45.9%. 一方面是在试验加载后期支撑可滑动钢拉条屈服，提高了墙体的耗能能力，另一方面由于支撑的存在提高了墙体面板的利用率，使墙体的多处面板均发生屈曲. 相比未安装支撑试件，试件SW4×8-C050面板屈曲程度更加严重，且上中下面板均发生不同程度的屈曲和损伤，使得墙体的耗能能力有所提升.

如表5所示，相比于标准试件SW4×8-CWB的极限位移角γu0，各试件的极限位移角γui均有所上升. 尤其试件SW4×8-C050，其γui提高35.8%. 这表明，在组合墙面板与龙骨连接螺钉失效后，支撑工作为组合墙提供附加承载力，延缓其承载力下降，进而提高墙体的极限位移.

表5 各试件的极限位移角Table 5 Ultimate drift of specimens

该延时保护支撑作为波纹钢板覆面冷弯薄壁型钢组合墙的安全储备，支撑对于墙体抗剪承载力的贡献不应考虑在内. 因此提出等效极限位移角的概念，取各试件峰值点后承载力等于未加支撑的组合墙的峰值荷载的80%所对应点的层间位移角，记为γuE. 各试件的等效极限位移角见图17. 相比未安装支撑试件SW4×8-CWB，试件SW4×8-C075、SW4×8-C050的等效极限位移分别提高24.2%、52.0%. 由于试件SW4×8-C050达到最大加载位移时，其承载力尚未下降到标准试件峰值荷载的80%，故其荷载位移曲线下降段斜率保守取未加支撑组合墙下降段斜率，进而推算出其等效极限位移角.

试件在反复荷载作用下，随着循环次数和位移的不断加大，波纹钢板发生屈曲，墙体发生破坏，试件的刚度不断退化，具体表现为相同荷载水平下对应的位移随循环次数的增加而增加. 为了反映试件的刚度退化情况，本文根据《建筑抗震试验方法规程》[18]规定，计算等效割线刚度K来反映试件整体抗侧刚度的变化情况. 图18给出各试件的刚度退化曲线.

由表4和图18可知，各试件的刚度退化曲线趋势大致相同. 各试件在试件达到峰值荷载之前，其初始刚度差异小于10%，相同层间位移角下各试件的刚度退化差异较小. 各试件达到最大加载位移时，支撑滑动距离为12.7 mm的试件SW4×8-C050残余刚度明显高于其余试件，相比于未安装支撑试件SW4×8-CWB，其残余刚度提高约118%，且刚度退化速率明显低于试件SW4×8-CWB. 支撑滑动距离为零的试件SW4×8-CFB的刚度退化曲线在峰值荷载处有明显的拐点，这是由于支撑限制了龙骨框架的变形，使得波纹钢板与龙骨之间的相对变形增加，导致面板与龙骨之间自攻螺钉连接大量失效，此时支撑可滑动钢拉条已经屈服，无法继续为墙体提供刚度，墙体抗侧刚度和承载能力迅速降低. 可见，安装具有较优支撑滑动距离的延时保护支撑可有效提高组合墙残余刚度，延缓其刚度退化. 这对于提高墙体的峰值后性能和改善其抗震性能是十分有意义的.

综上所述，试件SW4X8-C050各方面表现均优于其余试件. 相比于标准试件SW4X8-CWB，试件SW4X8-C050的各指标均有一定程度的提高. 分析结果表明，支撑滑动距离存在较优值，且较优范围在12.7 mm附近. 安装较优滑动距离的支撑可有效提高组合墙的抗震性能.

5 结论

本文为研究带有延时保护支撑冷弯薄壁型钢组合墙的抗震性能，对考虑不同支撑滑动距离影响的5面足尺组合墙进行抗震性能试验，得出以下结论：

1) 延时保护滑动支撑的工作机理为：在多遇和设防地震作用下，支撑滑移且不参与受力；在罕遇地震作用超过组合墙的抗剪承载力时，支撑达到最大滑移距离并进入受力状态，与面板共同提供抗力和刚度，防止承载能力急剧降低.

2) 新型组合墙的破坏模式为：波纹钢板屈曲、面板与边立柱间螺钉连接失效、支撑可滑动钢拉条屈服.

3) 延时保护支撑的滑移距离是影响组合墙抗震性能的重要因素，该距离存在较优值. 较优滑移距离的支撑可较大提高组合墙的延性、极限位移及其耗能，延缓其刚度退化，有效改善其抗震性能.