双片OSB覆面冷弯薄壁型钢墙体滞回性能研究

摘要： 为了研究墙体构造对双片OSB覆面冷弯薄壁型钢墙体滞回性能的影响，进行了单调和低周反复荷载下6个冷弯薄壁型钢墙体的试验研究，分析了边梁、石膏板及副龙骨等参数对墙体抗剪承载力、滞回性能及延性的影响，试验结果表明：边梁的存在使墙体承载力提高了12%左右；内侧添加石膏板使组合墙的初始刚度提高了20%左右，但对延性比和极限承载力对应位移影响较小，说明试件荷载-位移曲线下降段的力学性能主要是依靠更强的OSB和冷弯型钢框架的连接；减小副龙骨的厚度和强度会降低组合墙的承载力、初始刚度及极限承载力对应位移。试件破坏集中在组合墙边立柱下部的1/3处、底部导轨及垂直板缝处，未见副龙骨局部屈曲破坏；试件破坏模式为螺钉左右倾斜并拔出OSB，组合墙角部出现螺钉剪断及OSB被撕裂。试件滞回曲线呈“捏缩”状，荷载-位移曲线下降段的承载力衰减和刚度退化明显，且耗能较低。

关键词： 冷弯薄壁型钢墙体；滞回性能；OSB；石膏板；板缝

Abstract： In order to study the influence of wall structure on the hysteretic behavior of double OSB sheathed cold-formed steel wall，six cold-formed thin-walled steel walls under monotonic and low-cycle cyclic loading are tested. The influence of parameters such as edge beam，gypsum board and auxiliary stud on shear capacity，hysteretic performance and ductility of the wall are studied. The test results show that the edge beam can increase the bearing capacity of the wall by 12%. The addition of gypsum board improves the initial stiffness of the composite wall for 20%，but the impact to the ductility ratio and displacement corresponding to the ultimate bearing capacity is small，indicating that the mechanical properties of the load drop section of the specimen mainly rely on the connection between the stronger OSB and the cold-formed steel frame. Reducing the thickness and strength of the auxiliary stud will reduce the bearing capacity，initial stiffness and displacement corresponding to the ultimate bearing capacity of the composite wall. The damage of specimen is concentrated in the lower 1/3 of the column on the side of the combined wall，the bottom guide rail and the vertical board seam. No partial buckling damage of the auxiliary stud is observed. The failure mode of specimen is that the screw tilts left and right and the OSB is pulled out. The screw is found to be sheared at the corner of the combined wall，and the OSB is torn. The hysteretic curve of the specimen shows a "pinch" shape，the bearing capacity attenuation and stiffness degradation at the declining section of the load-displacement curve are obvious，and the energy dissipation is low.

Keywords： cold-formed steel wall；hysteretic performance；OSB；gypsum board；seam

OSB覆面冷弯薄壁钢组合墙是抗侧力体系的基本单元，冷弯薄壁型钢的抗侧力体系主要由冷弯薄壁型钢框架和多片OSB覆面连接形成，因此，研究多片墙面板的组合墙的力学性能和破坏机理对研究整体抗侧力系统有着现实意义。近年来，OSB覆面冷弯薄壁型钢组合墙的力学性能受到了研究人员的关注，并进行了系列研究，特别是组合墙体的抗剪性能和抗震性能方面[1-10]。其中，FULOP等 ^[1-2] 和RINCHEN等 ^[3] 对OSB覆面冷弯薄壁型钢组合墙龙骨强度、抗剪性能等进行了相关的理论和试验研究，并且通过数值模拟对相关影响因素进行系统的可靠性分析；SELVARAJ等 ^[4] 和YAO等 ^[5] 分别基于不同构造截面的组合墙体进行了数值研究，根据相关参数的对比提出了组合墙体的强度增强和局部几何缺陷的预测模型；吴函恒等 ^[6] 研究了轻质脱硫石膏改性材料填充冷弯型钢组合墙体的抗震性能，研究表明与空腔墙体相比，填充墙体的受剪承载力和抗侧刚度均有大幅度的提高；苏明周等 ^[7] 和石宇等 ^[8] 为了研究冷弯薄壁型钢组合墙体的抗震性能，通过考虑试件刚度退化、滑移及捏拢效应等影响，建立了组合墙体的恢复力模型；李元齐等 ^[9] 研究了开洞尺寸及位置对墙体抗剪性能的影响，研究发现构件破坏时，洞口附近的带肋波纹钢板发生剪切屈曲，墙体边立柱脚部屈曲；此外，周绪红等 ^[10] 进行了组合墙体的水平单调和循环加载试验研究，以探究墙面板材料、高宽比及竖向荷载对墙体抗剪性能和抗震性能的影响，研究结果表明石膏板墙体和OSB组合墙体的抗剪承载力可近似看作是单片石膏板和单片OSB墙体的抗剪承载力之和。

目前，针对施工构造细节，如冷弯薄壁型钢墙体OSB拼接缝位置和边梁等对墙体受力性能影响的研究相对较少。为此，本文进行了6个以双片OSB为墙面板的组合墙的静力和循环加载试验研究，分析了边梁、内侧石膏板及副龙骨等主要因素对组合墙抗剪性能和滞回性能的影响，研究结果可为实际工程应用提供参考。

1　试验概况

1.1　试件设计

试验共设计制作了6个双片OSB覆面冷弯薄壁型钢组合墙试件，设计参考了实际工程中的做法 ^[11-12] ，墙体边立柱采用两根C形钢，通过双排自钻螺钉（直径为4.8mm，间距为300mm）背靠背形成工字形拼合面；边梁在墙体上部，采用6个自钻螺钉（直径为4.8mm，间距为50mm）与立柱连接；墙体型钢框架采用40mm×1.5mm槽钢在墙体中部进行加劲，并通过角钢与立柱自钻螺钉连接；上、下导轨采用U形钢，立柱与导轨通过自钻螺钉连接，OSB和石膏板厚度为12mm；OSB水平拼接缝采用宽度为40mm、厚度为1.5mm的钢条通过双排自钻螺钉连接，立柱与覆面板通过双排自钻螺钉连接。连接背靠背边立柱与覆面板的自钻螺钉采用交叉排列，螺钉间距为150/300mm。采用3个副龙骨，间距为600mm，副龙骨的螺钉间距为300mm，拼接板缝处螺钉间距为150mm。在试件两侧边立柱底部内侧布置预偏转紧固件，防止加载过程中边立柱底部发生局部屈曲。副龙骨、边立柱背靠背连接及导轨尺寸如图1所示。墙体的构造及几何尺寸如图2所示。墙面板采用两片1.22m×2.44m OSB，水平缝位置在2.44m高度处。试件编号及参数如表1所示。

图1　组合墙立柱及导轨截面尺寸（单位：mm）

Fig.1　Sectional dimensions of stud and track of composite wall（Unit：mm）

图2　墙体构造及几何尺寸（单位：mm）

Fig.2　Detail and geometric dimension of the wall（Unit：mm）

1.2　材料性能

对试验所采用的钢材都进行了材性试验，试验结果如表2所示。材性试验采用Instron 4482测试设备，保持匀速加载速率1.27mm·min ^-1 。立柱采用600S162-54型，自攻螺钉采用Simpson高强8号螺钉。

材性试验结果表明，试验所使用的钢板都去掉镀层后，其厚度都满足北美规范AISI S201-07 ^[11] 的最小厚度要求；所有试件都满足北美规范AISI S100—2007 ^[12] 中对延性的要求，即拉伸强度和屈服强度的比值都大于1.08且伸长率都大于10%。

1.3　加载测试及位移测量

加载装置采用MTS电液伺服控制系统，液压伺服作动器的水平推力为150kN，作动器行程为±127mm，试验数据由NI数据采集系统采集。试件顶部导轨与热轧T形钢梁采用螺钉连接以传递水平推力，水平T形钢梁与作动器铰接；为了保证加载过程中试件在平面内运动，定制了两排钢辊轮，并固定于顶部反力架上，水平T形钢梁嵌入钢辊轮以保证平面内受力，试验加载装置如图3所示。底部导轨通过螺栓固定，螺栓间距及布置如图4所示，图中大实心圆点代表预偏转紧螺栓的位置，小实心圆点代表底部导轨螺栓的位置。

图3　试验装置（单位：mm）

Fig.3　Test setup（Unit：mm）

图4　试件底部螺栓间距（单位：mm）

Fig.4　Spacing of bolts at the bottom of specimen（Unit：mm）

采用5个位移计测量试件的水平位移和垂直位移，具体布置如图5所示。位移计1、4和5、6分别测量加载过程中试件底部的垂直位移和水平位移；位移计3测量加载过程中试件顶部的水平位移。

单调加载和循环反复加载都采用位移控制的方式。循环加载采用CUREE（consortium of universities for research in earthquake engineering）准则，加载制度曲线如图6所示。其中，控制位移取为单调加载时极限位移。

图5　位移计布置

Fig.5　Layout of displacement meters

图6　CUREE加载制度

Fig.6　CUREE loading system

使用CUREE准则前首先需要确定参考位移，参考位移能够衡量构件在承受循环荷载时的变形能力，可以通过以前相同试验的经验数值，或者通过一个相同参数的静力试验确定。本文依据ASTM E2126 ^[13] 中的CUREE准则进行循环加载试验，具体步骤如下：

（1）计算参考位移。根据本次静力试验的极限承载力对应的位移乘以相应的系数计算得出参考位移。

（2）循环反复加载时以单调加载极限承载力对应位移乘以相应扩大系数作为基本位移；每次循环加载位移为基本位移相应百分比所得出的位移值，试验采取43次循环加载、频率为0.2Hz的循环加载规则。

2　试验现象

试件破坏模式为螺钉拔出OSB、角部螺钉剪切破坏和OSB撕裂破坏。试件DSW-11c采用单调加载方式，随着荷载的增加，位移逐渐增大，破坏出现在水平板缝处，其中一侧OSB侧向螺钉连接全部被拔出OSB，如图7a）所示。DSW-12、DSW-13及DSW-16为带边梁组合墙，随着循环的增加，DSW-12的位移逐渐增大，水平板缝处出现破坏，循环继续增加，其底部导轨和OSB的连接全部被破坏，破坏同时发生在边立柱下方1/3高度处，如图7b）所示；DSW-13立柱底部与OSB的连接发生破坏，石膏板和OSB底部连接螺钉发生拔出破坏，OSB一侧的底部导轨螺钉连接全部被破坏，石膏板上方角部发生剪切破坏，OSB缝处和边柱的连接并未发现破坏如图7c）所示；DSW-16仅有内侧石膏板，石膏板的顶部螺钉和边立柱底部的螺钉连接发生拔出石膏板破坏，墙角部发生螺钉剪切破坏，石膏板与钢框架剥离，如图7f）所示。

DSW-14、DSW-15为无边梁组合墙，在加载过程中，水平缝的相对运动较小，说明墙体整体性更好。DSW-14底部导轨和OSB的螺钉发生受剪破坏，边柱底部1/3处高度处OSB连接发生螺钉拔出破坏从而导致OSB破坏，如图7d）所示。DSW-15采用厚度和强度较小的副龙骨，其水平板缝处发生少许相对错动，随着循环继续增加，位移逐渐增大，水平板缝处相对错动加剧，OSB与中间厚度副龙骨连接全部发生拔出破坏，如图7e）所示。

图7　试件破坏模式

Fig.7　Failure modes of specimens

3　试验结果及分析

试验得到的组合墙的初始刚度、荷载下降至抗剪承载力的80%时对应的位移、抗剪承载力对应的位移及延性比如图8所示。从图中可以看出，内侧石膏板的存在提高了组合墙的初始刚度和抗剪承载力，但对抗剪承载力对应位移以及荷载下降至抗剪承载力的80%时对应位移影响较小。边梁的存在可以使承载力提高12%左右。较弱副龙骨的存在降低了试件的初始刚度和承载力，但对荷载下降至抗剪承载力的80%时对应位移的影响较小。试验得到的承载力及位移结果，如表3所示。

图8　双片OSB覆面组合墙试验结果

Fig.8　Test results of double OSB sheathed composite wall

3.1　抗剪承载力

双片OSB组合墙试件抗剪承载力的对比如图9所示，DSW-13的抗剪承载力最大，DSW-16的抗剪承载力最小。将试件抗剪承载力与北美轻钢规范AISI S213-07 ^{[ 14]} 所规定的承载力进行了对比，除DSW-15和DSW-16外，其他所有试件的抗剪承载力都高出了规范规定的抗剪承载力。

图9　双片板组合墙抗剪承载力

Fig.9　Shear capacity of double panel composite wall

3.2　滞回曲线

各试件的荷载-位移滞回曲线如图10所示。从图中可以看出，在静力加载条件下，荷载-位移曲线没有明显的屈服平台，组合墙达到抗剪承载力后，荷载急剧下降，如图10a）所示；循环加载条件下，加载初期组合墙的滞回循环比较稳定，组合墙达到最大荷载后，荷载明显降低，循环耗能较小，循环加载下的荷载-位移滞回曲线“捏缩”效应明显。从组合墙试件DSW-12和DSW-13的滞回曲线中可以看出，试件DSW-13荷载-位移曲线下降段的耗能表现要好于试件DSW-12荷载-位移曲线下降段的耗能表现。达到最大荷载的下一个循环中，由于石膏板的存在，试件DSW-13的耗能明显大于试件DSW-12的耗能。组合墙试件DSW-14的滞回曲线如图10d）所示，试件DSW-12（带边梁）荷载-位移曲线下降段的耗能明显优于试件DSW-14（不带边梁）荷载-位移曲线下降段的耗能。组合墙试件DSW-15的滞回曲线如图10e）所示。试件DSW-15（有较弱副龙骨）与试件DSW-12相比，虽然前者的承载力在达到峰值后并没有出现较大的衰减，但是副龙骨的存在使得其承载力降低了，试件DSW-12的耗能表现好于试件DSW-15的耗能表现。组合墙试件DSW-16的滞回曲线如图10f）所示。试件DSW-16由于石膏板和螺钉连接较弱，其抗剪承载力和耗能都明显降低。

图10　组合墙静力加载和循环加载滞回曲线

Fig.10　Hysteretic curves of composite wall under static load and cyclic load

3.2.1　骨架曲线

由试验得到的试件的骨架曲线如图11所示，图中横坐标偏移数值为墙体水平位移除以墙体高度。从图中可以看出，试件DSW-13的承载力最大。与试件DSW-12相比，没有边梁的试件DSW-14的抗剪承载力较低。较弱副龙骨的存在不但降低了试件DSW-15的抗剪承载力，同时对其初始刚度有一定的削弱。试件DSW-16的墙面板为石膏板，相比于以OSB为墙面板的试件DSW-12，试件DSW-16有较长的屈服平台和良好的延性，但其抗剪承载力是所有试件中最低的。整体来看，在循环荷载作用下，试件取得最大抗剪承载力后，其荷载均有较大的下降。

图11　试件骨架曲线

Fig.11　Skeleton curves of specimens

3.2.2　最大荷载循环

由试验得到的最大荷载所在的循环如图12所示，图中横坐标偏移数值为墙体水平位移除以墙体高度。从图中可以看出，组合墙试件DSW-13最大荷载所在循环包围的面积最大，即耗能最优。试件DSW-12与试件DSW-14相比，带边梁的试件DSW-12的耗能好于不带边梁的试件DSW-14的耗能。试件DSW-15的耗能是以OSB为外墙面板的试件中最低的，副龙骨的厚度和强度不但使其抗剪承载力降低了，同时也影响了试件的耗能能力。由于以石膏板为外墙面板，试件DSW-16的耗能是所有试件中最低的。

图12　最大荷载下的滞回曲线

Fig.12　Hysteretic curves under maximum load

3.3　边梁

双片OSB覆面组合墙的边梁高度为2.44m，对比试件DSW-11c与DSW-14发现，边梁的存在使试件的初始刚度降低，但使抗剪承载力略有提高，二者的抗剪承载力对应位移、承载力下降到抗剪承载力的80%时对应位移以及延性比等参数基本相同，如图8所示。

3.4　石膏板

试验得到的试件DSW-12和DSW-13的荷载-位移曲线如图10b）、c）所示。从图中可以看出，DSW-13的滞回曲线比DSW-12的滞回曲线略显饱满。通过试件DSW-12和DSW-13承载力的对比可知，内置石膏板使组合墙的抗剪承载力提高了5.7%；石膏板的存在一定程度上提高了抗剪强度和初始刚度，但荷载-位移曲线下降段的滞回性能主要依靠更强的立柱和OSB的连接，带石膏板的试件DSW-13的延性比与不带石膏板的试件DSW-12的延性比基本相同，说明OSB对组合墙延性的贡献较小。

3.5　副龙骨

冷弯薄壁钢结构组合墙副龙骨的作用是支撑框架提供抗侧刚度并承担竖向的重力荷载。本次试验通过改变副龙骨厚度和强度，研究了副龙骨对组合墙力学性能的影响。试件DSW-14副龙骨的厚度为1.37mm，强度为345MPa；试件DSW-15副龙骨的厚度为0.84mm，强度为283MPa，两个试件的立柱、边梁、导轨以及墙面板等参数完全相同。试验结果对比如图11所示。从图中可以看出，试件DSW-14的抗剪承载力比试件DSW-15的抗剪承载力提高了16%，初始刚度提高了28%，二者延性比和抗剪承载力对应位移相差较小。由于两个试件螺钉的周长相同，耗能机理都是螺钉连接处OSB围绕着螺杆转动来消耗能量，由于副龙骨的强度和厚度不同，导致副龙骨处螺钉连接的强度降低从而影响到整个组合墙试件的抗剪承载力。

4　结  论

通过6个双片OSB覆面冷弯薄壁型钢组合墙的静力加载和循环加载试验及分析结果，可以得出以下主要结论：

（1）除了试件DSW-15的破坏发生在水平缝外，其余试件的破坏均发生在组合墙边立柱的底部与OSB的连接处和垂直板缝处，未发生立柱的局部屈曲破坏，破坏模式为螺钉左右倾斜并被拔出OSB，组合墙角部发生螺钉剪断及OSB被撕裂。试件达到极限承载力后，承载力的衰减和刚度退化较大。

（2）低周循环加载试件的抗剪承载力比单调加载试件的抗剪承载力高5%左右；双片OSB组合墙水平板缝在2.44m处，即边梁与水平板缝在同一高度，边梁的存在使组合墙的承载力提高了12%左右。

（3）石膏板+OSB+边梁的试件的抗剪承载力最大，内侧设置石膏板使组合墙的初始刚度提高了20%左右，但对延性比和承载力对应位移影响较小。

参考文献：

[1]FULOP L A,DUBINA D.Performance of wall-stud cold-formed shear panels under monotonic and cyclic loading:part II:numerical modelling and performance analysis[J].Thin-Walled Structures,2004,42(2):339-349.DOI:10.1016/S0263-8231(03)00064-8.

[2]FULOP L A,DUBINA D.Seismic performance of wall-stud shear walls[C]//Proceedings of the 16th International Specialty Conference on Cold-Formed Steel Structures.Orlando:[s.n.],2002,483-500.

[3]RINCHEN,RASMUSSEN K J R,ZHANG H.Design of cold-formed steel single C-section portal frames[J].Journal of Constructional Steel Research,2019,162:105722.DOI:10.1016/j.jcsr.2019.105722.

[4]SELVARAJ S,MADHAVAN M.Behaviour of gypsum sheathed point-symmetric cold-formed steel members:assessment of AISI design method[J].Structures,2019,22:76-97.DOI:10.1016/j.istruc.2019.06.005.

[5]YAO Y,QUACH W M,YOUNG B.Cross-section behavior of cold-formed steel elliptical hollow sections—a numerical study[J].Engineering Structures,2019,201:109797.DOI:10.1016/j.engstruct.2019.109797.

[6]吴函恒,晁思思,刘向斌,等.轻质脱硫石膏改性材料填充冷弯型钢组合墙体抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2020,41(1):42-50.DOI:10.14006/j.jzjgxb.2017.0437.WU Hanheng,CHAO Sisi,LIU Xiangbin,et al.Experimental study on seismic behavior of cold-formed steel framing walls infilled with lightweight modified FGD gypsum[J].Journal of Building Structures,2020,41(1):42-50.DOI:10.14006/j.jzjgxb.2017.0437.(in Chinese)

[7]苏明周,黄智光,孙健,等.冷弯薄壁型钢组合墙体循环荷载下抗剪性能试验研究[J].土木工程学报,2011,44(8):42-51.DOI:10.15951/j.tmgcxb.2011.08.016.SU Mingzhou,HUANG Zhiguang,SUN Jian,et al.Experimental study of the shearing behavior of cold-formed steel wall panels under cyclic load[J].China Civil Engineering Journal,2011,44(8):42-51.DOI:10.15951/j.tmgcxb.2011.08.016.(in Chinese)

[8]石宇,周绪红,聂少锋,等.冷弯薄壁型钢组合墙体的抗震性能研究[J].土木工程学报,2010,43(S1):124-129.DOI:10.15951/j.tmgcxb.2010.s1.094.SHI Yu,ZHOU Xuhong,NIE Shaofeng,et al.Research on the seismic performance of cold-formed steel stud wall[J].China Civil Engineering Journal,2010,43(S1):124-129.DOI:10.15951/j.tmgcxb.2010.s1.094.(in Chinese)

[9]李元齐,刘飞,沈祖炎,等.S350冷弯薄壁型钢龙骨式复合墙体抗震性能试验研究[J].土木工程学报,2012,45(12):83-90.DOI:10.15951/j.tmgcxb.2012.12.016.LI Yuanqi,LIU Fei,SHEN Zuyan,et al.Experimental investigation on seismic behavior of S350 light-gauge composite framing walls[J].China Civil Engineering Journal,2012,45(12):83-90.DOI:10.15951/j.tmgcxb.2012.12.016.(in Chinese)

[10]周绪红,石宇,周天华,等.冷弯薄壁型钢结构住宅组合墙体受剪性能研究[J].建筑结构学报,2006,27(3):42-47.DOI:10.14006/j.jzjgxb.2006.03.006.ZHOU Xuhong,SHI Yu,ZHOU Tianhua,et al.Study on the shear performance of cold-formed thin-wall steel structure residential composite wall[J].Journal of Building Structures,2006,27(3):42-47.DOI:10.14006/j.jzjgxb.2006.03.006.(in Chinese)

[11]American Iron and Steel Institute.North American Standard for Cold-Formed Steel Framing—Product Data:AISI S201-07[S].Washington,D.C.:American lron and Steel Institute,2007.[12]American Iron and Steel Institute.North American Specification for the Design of Cold-Formed Steel Structural Members:AISI S100—2007[S].Washington,D.C.:American lron and Steel Institute,2007.

[13]ASTM International.Standard Test Methods for Cyclic (Reversed) Load Test for Shear Resistance of Vertical Elements of the Lateral Force Resisting Systems for Buildings:ASTM E2126[S].West Conshohocken:ASTM International,2006.

[14]American Iron and Steel Institute.North American Standard for Cold-Formed Steel Framing—Lateral Design:AISI S213-07[S].Washington,D.C.:American Iron and Steel Institute,2007.