壓型鋼板蒙皮作用抗剪性能試驗

       近年來壓型鋼板因其施工速度快、強度高、自重輕、抗震性能好等優點得到了快速發展，大部分輕鋼結構都選用壓型鋼板作為其墻面板或屋面板。壓型鋼板與周邊構件通過自攻螺釘、拉鉚釘、焊接等方式進行可靠連接時參與結構的整體受力，改變結構內力分布，以較大的抗剪強度替整體結構分擔荷載，這種作用就稱為蒙皮效應。壓型鋼板的蒙皮不僅可以提高結構整體的側向剛度，還可以取代或者部分取代支撐結構。設計人員可通過對結構的優化設計，適當減小框架結構的梁柱尺寸，甚至簡化節點的連接構造，用鉸接替代剛接。近幾十年來，國外對金屬壓型鋼板的抗剪蒙皮性能進行了大量研究，并頒布了相適應的規程。中國自1992年成立蒙皮規程設計組以來也進行了許多試驗研究工作，針對V840型、HV225型、HV248型、HV490B型等壓型鋼板進行了深入研究。本文試驗采用的是中國常用的YX35125750型壓型鋼板，旨在彌補中國試驗壓型鋼板板型單一、試驗數據有限的缺陷。本文主要研究檁條間距、板厚、連接件間距與布置形式對蒙皮抗剪性能的影響，為蒙皮效應在實際工程中的應用提供試驗及理論依據，也為中國今后的蒙皮規程提供數據參考。 
　　1 試驗概況 
　　1.1 試驗布置 
　　試驗采用懸臂梁式加載方案（圖1）。蒙皮結構一端采用固定支座，另一端采用滑動支座（梁下墊滾軸），以保證整個結構在平面內自由運動。由于加載點位于框架梁的中心位置，進行整體加載時對整個蒙皮體有偏心力矩作用（偏心距為60 mm），為防止蒙皮體在施加荷載時產生平面外變形，需在加載端框架梁上的三分點處添加防翹曲裝置（圖2）。 
　　1.2 試驗材料 
　　歐洲規范[1]建議，進行蒙皮體抗剪試驗時壓型鋼板不得少于4塊，本文采用4塊YX35125750型壓型鋼板。檁條采用C120×50×20×2.5，框架梁為2根I20。檁托板與框架梁焊接連接，檁條與檁托板則通過2顆M12普通螺栓固定，檁條通過檁托板與框架梁組成一個整體，具體連接情況見圖3。 
　　1.3 試驗分組 
　　本文在現有研究[214]基礎上分析一定蒙皮體尺寸情況下連接件間距與布置形式、檁條數量和板厚的變化對蒙皮體抗剪性能的影響。試驗開始前先對未加壓型鋼板的裸框架進行加載，觀察裸框架承載力情況，然后開始鋪壓型鋼板進行蒙皮試驗，第1組為基本的對比組，做2個試件，荷載取平均值，板與板的搭接接縫處不做處理，只在檁條處用自攻螺釘連接。具體分組情況見表1。 
　　1.4 試驗測量與加載 
　　試驗加載的測量裝置如圖1所示，在框架梁端分別放置6個量程為200 mm的位移計，加載時記錄每級荷載下的位移值。試驗采用20 kN的油壓作動器，由計算機控制加載，作動器一端固定在反力墻上，另一端與蒙皮體相連。為了消除組裝過程中操作不當引起的間隙或支座滑移，每次試驗開始前施加5 kN水平荷載進行預壓。預壓過后進行正式加載，加載時采用分級加載模式，每級施加1 kN的荷載，每級荷載持續5 min，當加載到一定程度蒙皮體的位移開始出現不穩定變化時，施加的每級荷載變為0.5 kN，持續加載直至大部分板孔撕裂和蒙皮失 去作用，蒙皮體位移變化過大或位移突變過大時視為達到極限承載力，蒙皮體失效。
       2 試驗過程與結果分析 
　　2.1 試驗過程 
　　按照中國在鋼結構工程中的常規施工方法進行安裝，試驗開始前首先對未鋪壓型鋼板的裸框架進行加載，方便后面與加壓型鋼板的試件進行對比，裸框架的加載與荷載位移曲線如圖4所示。 
　　從圖4可以看出，裸框架的承載能力非常小，在很小的荷載下位移變化卻很大。當荷載為0.89 kN時，位移已經達到91 mm。裸框架加載完畢后分別按照表1中的順序對試件GJ1～GJ5分別進行加載。 
　　2.2 試驗現象 
　　GJ11連接件數量較少，板與框架檁條僅在波谷處用自攻螺釘隔波相連，共42顆。在加載到6 kN之前為線彈性范圍，試件變形較小，加載時伴隨著啪啪的聲響，隨著荷載逐級增加，邊緣板孔的自攻螺釘開始出現傾斜，荷載繼續增加時，板孔開始出現撕裂現象。由于連接件數量少且板與板之間的板縫處未做處理，板與板之間開始產生錯位[圖5（a）]，并越來越大，直至荷載達到10.448 kN時蒙皮體上大部分板孔撕裂蒙皮失去作用，整體位移過大，視為失效。GJ12連接情況與GJ11完全相同，試驗過程中的現象也基本類似，但GJ12的承載力略低于GJ11，其極限荷載為9.647 kN。 
　　GJ2的連接情況與GJ1相同，但是壓型鋼板的厚度由0.5 mm變成0.6 mm。在加載到8 kN之前位移較小，試件處于線彈性范圍。加載初期發出啪啪的響聲，隨著荷載的逐級施加，波谷處板與邊緣檁條連接的自攻螺釘首先開始傾斜，隨后與中間檁條部分連接的自攻螺釘開始傾斜。邊緣板孔處最先發生撕裂[圖5（b）]，由于連接件數量與GJ1相同，數量較少，板與板之間也發生錯位，最后當荷載到達12.5 kN時蒙皮體大部分板孔撕裂使蒙皮失去作用，整體位移過大，視為失效。 　　GJ3在GJ1的基礎上在每條板與板的接縫處增加了11顆自攻螺釘，連接件間距為300 mm，在加載到10 kN之前為線彈性階段，位移較小。加載初期也伴隨著啪啪的響聲，隨著荷載的增加，邊緣構件處的自攻螺釘首先出現傾斜，荷載繼續增大，板接縫處的自攻螺釘也開始出現傾斜[圖5（c）]。由于增加了板與板連接件的數量，所以沒有像GJ1與GJ2一樣出現板與板之間的錯位，隨著荷載的增大，壓型鋼板開始出現局部翹曲變形，部分板縫處自攻螺釘被拔出[圖5（d）]，檁條也發生變形，板整體出現翹曲變形[圖5（e）]，當荷載達到16.771 kN時，蒙皮體大部分板孔撕裂，整體位移過大，視為失效。 
　　GJ4在板與檁條連接的波谷處采用每波相連的方法。在加載到9 kN之前位移都很小，試件處于線彈性范圍內。在加載初期伴隨著啪啪的聲音，隨著荷載的逐級增加，由于應力集中，邊緣檁條處的自攻螺釘最先開始傾斜，繼而板與中間檁條連接處的自攻螺釘也出現傾斜，隨著荷載繼續增加，板孔也發生撕裂，檁條逐漸產生變形，板與板之間產生錯位，但錯位對于GJ1與GJ2來說很小。當荷載達到15.804 kN時，蒙皮體大部分板孔撕裂蒙皮失去作用，整體位移過大，視為失效。 
　　GJ5增加了1根檁條，板與檁條的連接方式是在波谷處隔波相連。在加載到8 kN之前，試件處于線彈性范圍，位移較小。在加載初期伴隨著啪啪的聲音，隨著荷載的逐級增加，仍是邊緣檁條處的連接件最先發生傾斜后板孔出現撕裂，由于檁條數量增加，板開始時并未出現錯位，但隨著荷載的增大，板局部開始屈曲，最后導致壓型鋼板的整體屈曲[圖5（f）]，整體屈曲后板開始出現嚴重傾斜并產生大錯位。當荷載達到14.333 kN時，蒙皮體大部分板孔撕裂，蒙皮失去作用，整體位移過大，視為失效。 
　　2.3 試驗荷載位移曲線 
　　試件加載時為分級加載，每級荷載增加量為1 kN，對應于每級荷載，位移計都會測得其具體的位移值Di（i為位移計編號），蒙皮體試件的剪切變形Δ可以按式（1）計算，即 
　　Δ=D3-[D4+LbcLab（D5+D6）] 
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　　式中：Lbc為平行于加載方向的長度；Lab為垂直于加載方向的長度。 
　　式（1）中包含了彎曲變形和剪切變形兩部分。試件的荷載位移曲線如圖6所示。 
　　2.5 蒙皮體極限抗剪強度與剛度 
　　蒙皮體極限抗剪強度與剛度是由試驗得到的極限荷載來確定的，其中最主要的有2種確定方式：一種是美國冷彎型鋼蒙皮設計規定的方法（AISI法）[15]，另一種是歐洲蒙皮設計建議規定的方法（ECCS法）[1]。雖然二者的計算方法和規定的指標不同，但計算結果大體一致。本文采用AISI法計算蒙皮體極限抗剪強度與剛度。 
　　2.5.1 抗剪極限強度 
　　AISI法中規定蒙皮體的抗剪強度Sult按式（2）進行計算，即 
　　Sult=PultLab 
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　　2.5.2 抗剪剛度 
　　AISI法按荷載P=0.4Pult時對應的剪切變形來確定蒙皮體的抗剪剛度。在這個階段可認為蒙皮體仍處于彈性階段，因此可以根據懸臂梁端部受集中力時的彈性位移公式計算蒙皮體在外力作用點的彎曲變形理論值ΔLab，進而計算剪切變形Δs，即 
　　Δs=Δ-ΔLab 
　?。?） 
　　式（3）中的Δ是按式（1）修正后的荷載位移曲線上荷載級別為0.4Pult時的平均變形值，ΔLab由式（4）確定，即 
　　ΔLab=PL3bc3EI 
　?。?） 
　　式中：E為鋼材的彈性模量；I為梁翼緣框架構件對蒙皮體形心軸的慣性矩。 
　　蒙皮體抗剪剛度G可由式（5）計算，即 
　　G=0.4Pult/LabΔs/Lbc 
　?。?） 
　　本文試驗按AISI法計算的蒙皮體抗剪極限強度和剛度結果見表3。 
　　從表2，3以及每組的試驗結果中可以發現： 
　?。?）每組試件都會出現板孔撕裂的現象，原因是按照常規的施工做法連接間距過大，由于應力集中板孔受擠壓的一側會發生屈曲，自攻螺釘傾斜，隨著荷載逐漸增大，板孔處被撕裂，連接件的內力會重新分布，隨著連接處的板孔撕裂越來越明顯，最終導致板孔撕裂破壞的現象發生。 
　?。?）板縫搭接處的錯位往往發生在連接件較少或板縫處沒有連接件的情況下。本文試驗中除了試件GJ3之外，其他組試件都或多或少發生了板縫錯位的情況，而試件GJ3在板縫處做了加強，按300 mm的間距布置了自攻螺釘，直至蒙皮體位移過大失效為止都未發生板縫之間的錯位，抗剪極限承載力得到了極大提高，而且最終檁條發生了變形，若換用剛度較大的型鋼作為檁條，整體的承載力還可以進一步提高。GJ3是試驗中惟一未發生板縫錯位現象的試件。 
　?。?）檁條數量增加時，蒙皮體抗剪切荷載開始時并未出現板縫的錯位，但隨著剪切力的增加，作為蒙皮的壓型鋼板開始出現局部屈曲現象，伴隨著板孔的撕裂，板縫開始出現小錯位，當板發生整體屈曲時板開始出現大的錯位。GJ5在GJ1的基礎上僅增加了1根檁條，結果就出現了這種現象。 
　?。?）本文試驗中GJ2的板厚為0.6 mm，相對于GJ1的板厚增加了0.1 mm，抗剪強度增加了24.402%，剛度提高了22.434%。在最后增加的1組試驗中板厚為0.7 mm，試驗結果較板厚為0.6 mm的抗剪強度卻增加了34.736%。這是因為在平面蒙皮中蒙皮板的抗剪強度基本和板厚呈正比關系，但對于壓型鋼板，由于板形狀的變化，剪力由框架構件經板肋傳遞到板上，雖然抗剪強度會隨板厚增加，但與板厚不呈線性遞增關系。
3 結 語 
　?。?）裸框架近似鉸接，承受平面荷載的能力很小。壓型鋼板通過連接件的有效連接，作為蒙皮在裸框架上形成一個整體時可大幅度提高平面內剪切荷載的承受能力和抗剪剛度。合理地布置連接件、安排板跨間距或選用板厚都可以適當地提高結構的整體抗剪強度與剛度，按常規的施工做法可通過合理調控以上各因素控制蒙皮效應對整體結構的影響。 　　
      （2）檁條的變形一般發生在連接件較多的情況下，5組試件中GJ3與GJ4都出現了檁條的變形；連接件的布置間距在很大程度上決定了蒙皮結構體系的抗剪承載力與剛度，GJ4由隔波相連改成每波相連，采用較少連接件的蒙皮結構最終是以連接件周邊板因局部承壓強度不足或因剪切撕裂而破壞。當連接件數量多或檁條數量較多時，蒙皮結構的承載力大幅度提高，最終發生蒙皮板的整體屈曲破壞；板的跨度越小，蒙皮體的抗剪強度越大。隨著檁條間距的減小，蒙皮體的抗剪承載力提高，GJ5較GJ1提高了42.572%，尤其在壓型鋼板越薄的情況下承載力提高的程度越明顯。 
　?。?）通過5組試驗數據綜合對比發現，GJ3較其他幾組試件抗剪極限承載力提升幅度最大，剛度也提升最大，原因是GJ3通過板縫處自攻螺釘的連接增加了蒙皮板的整體剛度，GJ2和GJ4雖然分別增加了0.1 mm的板厚和板與周邊構件連接件的數目，但4塊壓型鋼板最終呈獨立抗剪形式并產生一定的錯位。GJ5增加了1根檁條，蒙皮板與周邊構件連接件數量也相對增加，但其4塊壓型鋼板同GJ2與GJ4一樣當接近極限荷載時仍呈獨立抗剪形式，每塊壓型鋼板屈曲后構件產生較大變形，其抗剪承載力和剛度仍低于GJ3。