均布荷载作用下保温龙骨足尺墙体的抗弯性能

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关于墙板抗弯承载试验的探讨

测工作。
２均布荷载法
实际上， “ 布荷载法 ” 不是真正意义上的均此均并布荷载法，名思义，顾均布荷载指荷载连续作用，且并
大小各处相等，以应该是分无限极施加荷载才是真所
正意义上的均布荷载法，而实际试验是不可能做到然的，法理应是等效均布荷载。虽然此法是现有所有此墙板标准中唯一的抗弯承载试验方法，但是此法板其板自重是不不同的，即使是同一种板也不能保证每块板的自重一样，因此每级施加荷载为板自重的３Ｏ％这一项比较难
Ｄｉｃｓｉｎｎｎｄｎｇｔｓｆｗａｌｐｎｅｓｕｓｏｏｂｅｉｅｔｏｌａｌ
ＹＡＮＧＺｈＳａｎＨＡＯＳａｎＭＡＩＪｉｇ－ｏｈｎｂ
Ａｂｔａｔｈｈｒｇｓｏｎ￣ｒｌａｏｅｔｂｎｉｇｓｒｎｔｆｗａｌｐｎｌａｅａａｙｅｃｏｄｎｏｓｒｃ：ＴｅｓｏｔｅｆｕｉｍｏｄｆｒｔｓｅｄｎｔｇｈｏｌａｅｒｎｌｚｄａｃｒｉｇｔａｅｎｔｎｌｌｐｎｌｓａｄｒｔｐｅｅｔＳｍｕｔｎｉ，ｑｉａｅｔｕｉｒｌａｎｏｃｎｒｔｄｌａｒｕａｉａｌａｅｔｎａｄａｒｓｎ．ｉｌｅｔｅｕｖｌｎｎｆｍｏｄａｄｃｎｅｔａｅｏｄａｅｐｔｏｗａａｙｏｆｒｒｎｅｃｎｅｔｎｂｔｅｅｔｒｅｍｅｈｄＳａＳｉｃｓｅｙｂｎｉｇｍｏｎａｅｌｔｎｏｅｏｗａｄａｄｔｏｎｃｉｅｗｅｎｔｅｔｏｓｉｌＯｄｓｕｓｄｂｅｄｎｍｅｔｌｕａｉｎｔｈｏｈｈｃｏｈ

有关隔墙板等各种板材抗弯性能的试验方法介绍

有关隔墙板等各种板材抗弯性能的试验方法介绍WDW-20隔墙板抗弯试验机适用于金属棒材、金属板材和橡胶、皮革、塑料、海/泡棉、防水材料、电线电缆、纺织物、网绳、无纺布等材料在高温或低温条件下的拉伸、压缩、弯曲、剥离、剪切、撕裂、顶破、戳穿、疲乏等试验，实为帮助业界提升品质的利器。

可以实现试验方法：1金属高温拉压测试:2金属低温拉压测试，3橡胶高处与低处温拉压测试，4胶带环形初粘力检测，5胶带粘合强度检测，6胶带90度剥离强度检测，7胶带180度剥离强度检测，8金属三点弯曲试验测试，9塑料三点弯曲试验测试，10较大量程内的其他产品的拉伸压缩试验等。

依据标准：GBT 2792-2023 胶粘带剥离强度的试验方法GB_T 4850-2023 压敏胶粘带低速解卷强度的测定GBT 2790-1995胶粘剂180°剥离强度试验方法GB_T 7122-1996 高强度胶粘剂剥离强度的测定浮滚法FINAT 环形初粘性测试方法GB T 2943-2023 胶粘剂术语标准GB T 7124-2023 胶粘剂拉伸剪切强度的测定（刚性材料对刚性材料）标准GB/T 7753-1987 压敏胶粘带拉伸性能试验方法GB/T4338-1995 ISO783:1989《金属材料高温拉伸试验》GB/T13239-2023 ISO15579:2000《金属材料低温拉伸试验方法》GB/T228-2023 ISO6892:1998《金属材料室温拉伸试验方法》HG/T 3868-2023 《硫化橡胶高温拉伸强度和拉断伸长率的测定》 HG/T2491《汽车用输水橡胶软管和纯胶管-拉伸强度试验》ISO37-2023《硫化橡胶或热塑性橡胶--拉伸应力应变特性的测定》 ASTMD 412 《硫化橡胶和热塑性弹性体拉伸试验方法》重要技术指标：1. 较大试验力：20kN 300N 50N 各一个2. 试验力测量范围：0.4%--99%3. 试验力示值精度：优于示值0.5%4. 试验力辨别力：1/300000(全程不分档或等效6档)5. 横梁位移测量精度：辨别率高于0.0025mm6. 变形测量精度：0.5%（在0.2—10mm范围内）7. 试验速度范围：0.001—1000mm/min,无级调速8. 速度掌控精度：0.5%9. 常温试验空间： A：拉伸空间:600mm B：压缩空间:700mm C:有效宽度：400mm10.高处与低处温湿度箱内尺寸：220（W）*280（D）*800（H）mm11.湿度：10-98%12.温度：-40℃-150℃，控温精度：2%加热方式：热风循环；制冷方式：进口原装压缩机；13. 整机电源：单相220V10%,50Hz14. 工作环境：室温—35℃,相对湿度不超过80%15. 主机尺寸：650×450×1300mm（定制产品，以实际为准）16. 重量：350 kg（大约）17.可给高处与低处温箱推开，万能材料试验机在常温下测试。

轻钢龙骨房屋足尺模型低周反复试验

第31卷第5期2011年10月地震工程与工程振动JOURNAL OF EARTHQUAKE ENGINEERING AND ENGINEERING VIBRATION Vol．31No．5Oct．2011收稿日期：2010－03－10；修订日期：2011－08－10基金项目：江苏省自然科学基金资助项目（BK2005116）；国家自然科学基金资助项目（50878105）作者简介：董军（1964－），男，教授，博士，主要从事钢结构理论及应用、结构抗震抗风与结构控制研究.E-mail ：dongjun@njut．edu．cn 文章编号：1000－1301（2011）05－0043－07轻钢龙骨房屋足尺模型低周反复试验董军，马庆平，周伟（南京工业大学新型钢结构研究所，江苏南京210009）摘要：对一个具有完整边界条件的轻钢龙骨体系房屋足尺模型进行了低周反复试验。

试验主要考虑转角墙对轻钢龙骨体系房屋抗震性能的影响，以及龙骨壁厚对复合承载墙体破坏模式的影响，研究房屋在低周反复荷载作用下的变形过程、破坏特征和滞回性能等。

试验结果表明：轻钢龙骨房屋的抗震性能与自攻螺钉连接性能密切相关。

自攻螺钉的连接性能决定了轻钢龙骨房屋的耗能机制、耗能能力以及破坏形态。

由于螺钉在该结构中分布广泛，使得结构的侧向变形能力和耗能能力较好，同时，试验验证了轻钢龙骨复合墙体抗剪承载力计算时关于自攻螺钉连接受力方向的假设和受力大小分析结果的正确性。

关键词：轻钢龙骨；低周反复试验；滞回性能；捏缩；刚度退化中图分类号：P315．69文献标志码：AThe reversed cyclic loading test of a full-sizelight-gauge steel framed residenceDONG Jun ，MA Qingping ，ZHOU Wei（Research Institute of Steel Structures ，Nanjing University of Technology ，Nanjing 210009，China ）Abstract ：The paper presents a reversed cyclic loading test on a full-size light-gauge steel framed specimen with full boundary conditions．The test mainly considers the influence of corner wall on seismic performance of light-gauge steel framed residences and the influence of stud thickness on failure modes of composite walls．The paper studies the specimen ’s distortion process ，failure modes and hysteretic performance．The results show that ：the seismic be-havior of light gauge steel framed structure is closely related to the performance of screw connections ，which decide its energy dissipation capacity and failure modes．Because of wide distribution of screw ，the structure shows good lateral distortion and energy dissipation capacities．The test also verifies the correctness of the assumption about di-rections and distributions of sheathing fastener forces used in shear strength of light －gauge steel framed composite walls．Key words ：light-gauge steel framed ；reversed cyclic loading test ；hysteretic performance ；pinching ；stiffness dete-rioration引言轻钢龙骨复合承载墙体由冷弯薄壁型钢龙骨和结构罩面板经自攻螺钉连接组成，是轻钢龙骨体系住宅的主要承载单元，它不仅承受房屋的竖向荷载，还承受风和地震等水平荷载。

预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体抗震性能研究

预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体抗震性能研究一、内容概述随着我国建筑业的快速发展，预制装配式建筑技术在建筑工程中的应用越来越广泛。

其中预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体作为一种新型的结构形式，具有施工速度快、质量可控、环保节能等优点。

然而由于其抗震性能的要求较高，如何提高预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体的抗震性能成为了亟待解决的问题。

A. 研究背景和意义随着社会经济的快速发展，建筑工程在城市化进程中扮演着越来越重要的角色。

预制装配式建筑作为一种新型建筑方式，以其高效、节能、环保等优点逐渐受到广泛关注。

钢筋混凝土一体化剪力墙体作为预制装配式建筑的重要组成部分，其抗震性能对于保障建筑物的安全使用具有重要意义。

然而目前关于预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体抗震性能的研究尚不充分，尤其是在地震作用下的抗震性能评估方面存在一定的局限性。

因此开展预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体抗震性能研究具有重要的理论价值和实际应用意义。

首先研究预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体的抗震性能有助于提高建筑物的整体抗震能力。

通过对墙体结构的抗震性能分析，可以为设计单位提供合理的结构设计方案，从而提高建筑物在地震作用下的安全性。

同时研究结果还可以为相关政策制定者提供科学依据，以便制定更加严格的抗震设计标准和规范。

其次研究预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体的抗震性能有助于推动预制装配式建筑的发展。

随着我国对建筑产业现代化的大力推进，预制装配式建筑已经成为建筑行业的重要发展方向。

而高性能的钢筋混凝土一体化剪力墙体是实现预制装配式建筑可持续发展的关键因素之一。

因此深入研究其抗震性能，对于推动预制装配式建筑行业的技术进步和产业升级具有重要意义。

研究预制装配式钢筋混凝土一体化剪力墙体的抗震性能有助于提高公众对建筑安全的认识。

随着地震灾害频发，公众对建筑物抗震性能的要求越来越高。

通过研究成果的传播和普及，可以提高公众对预制装配式建筑抗震性能的认知度，从而引导公众选择更加安全、可靠的建筑产品。

CFRP布加固冻融后素混凝土梁的抗弯性能

CFRP布加固冻融后素混凝土梁的抗弯性能周乐;吴佳奇【摘要】In order to study the flexural bearing capacity of freeze-thaw damaged concrete beams strengthened with CFRP sheets, model tests were used to measure the flexural capacity of concrete specimens after different freezing-thawing cycles, and the test data of ultimate bearing capacity were recorded.A reasonable damage model of concrete freeze-thaw damage was used to deduce the formula of the flexural bearing capacity of specimens in a ideal failure state, the error was reasonable by comparing the theoretical value calculated by the derived formula with the experimental value, the rationality of the formula was verified.%为探讨由CFRP (碳纤维) 布全包加固经过冻融后的混凝土试件梁的正截面抗弯承载力, 选用模型试验, 得到试件梁在经过不同次数冻融之后的极限抗弯承载力试验值, 并记录破坏值.采用合理的混凝土冻融损伤模型, 推导出CFRP布全包加固的冻融损伤试件梁在理想破坏状态下的抗弯承载力公式, 将试验数据与由抗弯承载力公式计算得出的计算值对比可知误差合理, 检验了公式的合理性.【期刊名称】《沈阳大学学报》【年(卷),期】2019(031)001【总页数】7页(P44-50)【关键词】冻融损伤;CFRP布;加固混凝土梁;模型试验;承载力计算公式【作者】周乐;吴佳奇【作者单位】沈阳大学建筑工程学院,辽宁沈阳 110044;沈阳大学建筑工程学院,辽宁沈阳 110044【正文语种】中文【中图分类】TU312社会发展遵循的可持续发展战略提高了新增建筑物的建设标准,现有建筑物的使用年限各不相同,部分建筑物在前期设计和施工过程中可能存在不合理问题及后期维护使用不当和自然因素作用的不利影响,导致建筑物的结构承载能力降低而提前进入衰退期.为使建筑物保持原有使用功能,采取在原有结构上进行加固的方法既可以节省拆除重建的成本,又实施了节能环保的理念.此方法要求对需加固的建筑物进行可靠性鉴定,若鉴定结果不满足要求则考虑在原有的结构上进行加固[1].纤维复合增强材料(FRP)在工程加固领域应用广泛,将FRP材料与钢筋的力学性能作比较,其强度是钢筋的几倍到十几倍,当选用FRP材料对结构进行加固时,加固构件在破坏形态、极限承载力、可靠性等方面出现了新的值得探讨的问题[2].中国的钢结构及混凝土规范与欧洲的相应规范是同一种计算体系,在构造方面的要求相似,而中国组合结构规范的构造要求与欧洲的规范却不是同一种计算体系[3].因此,在进行理论计算时不能完全参考规范,需根据工程实际情况综合考量建设经验和造价因素调整设计方案[4].周乐等[5]探讨了FRP材料在建筑物结构加固中的运用,完善了构件在承载方面的不足,结果表明FRP材料显著提高了建筑构件的承载能力,该结论可应用于工程实践.导致钢筋混凝土结构大部分破坏性损伤的环境因素离不开冻融循环[6].冻融作用是降低混凝土构件承载力的原因之一,反复冻融作用会引起混凝土部件冻胀和面层掉渣,甚至粗骨料外露等不良现象,从而降低混凝土部件的承载力.混凝土构件的抗冻性能与受冻龄期有关,冻龄期越长,抗冻性越好,这是因为混凝土部件的冻龄越长越有助于试件中的水泥进行充分的水化作用,综上分析,在气候变化显著的地区,考虑冻融作用对混凝土结构承载力的影响是非常有必要的[7].1 国内外混凝土结构加固技术研究动态混凝土材料因其取材方便、抗压性能高、耐腐蚀性能好、可塑性强及施工方法多样等优点,在现实工程建设中被普遍使用,但由于其组成材料的多样性及施工过程的多变性使得其存在一定的不足[8],对混凝土结构的使用功能和寿命都有一定的影响.从20世纪50年代至今,结构加固成为快速成长的一门新领域,其中运用在混凝土结构中的防震加固、危旧建筑物维护及施工过程中的紧急意外处置等许多现实案例功效显著[9].混凝土结构加固的主要方法有4种.(1) 截面增大法.此方法是直接对结构构件进行加固,采取在混凝土受压构件周围或受弯构件受压区浇筑混凝土或采用钢筋混凝土材料进行加固的施工方法,达到增大建筑物构件的截面积或受压区高度的目的,但与此同时也限制了原建筑物净空间的利用,施工完成后通过现加固部分与原待加固部分二者的联合作用获得增大原来混凝土构件承载能力使其得到加固的理想结果[10].(2) 粘钢法.此方法是一种直接加固方法,采用专用胶将钢板或其他型钢粘贴在素混凝土构件或钢筋混凝土构件的外面层.外粘贴钢板法只适用在不小于《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[11]中最小纵筋配筋率规定值的建筑物结构构件中[12].此方法较其他加固方法优越,施工快速,加固之后几乎不影响净空间的使用,而且构件的承载力提高明显.(3) 粘贴纤维增强复合材料法.FRP材料中GFRP、CFRP和AFRP应用最为普遍,具有抗拉能力高、耐腐蚀、质量轻、与混凝土材料协同作用好等优点,因此未来在建筑物结构修补增强和加固之中得到更普遍的应用.在具体施工操作时首先要处理建筑物构件的外表面,之后粘贴纤维材料.此种方法操作简便,但是在设计中需要考量建筑物的防火等级要求[13].(4) 预应力法.是一种当待加固建筑物结构构件不易卸载时采用的非直接进行加固的方法.此方法集卸荷、调整混凝土构件内力和补强加固3种形式于一体.此种方法加固的构件具有强度高、耐久性优越、构件截面尺寸较小等优点.但对于施工技术方面要求较高,需要有专业设备、操作人员等,而且预应力钢筋进行张拉时要考虑张拉值的大小,张拉值与待加固建筑物的使用龄期、混凝土自身徐变及钢筋生锈等方面因素有关[10].2 试验概况与因素分析混凝土试件因存在微裂缝和孔隙,浸水吸收水分后会膨胀,在经过冻融循环试验机的冻融作用之后,试件自身微裂缝和孔隙浸入的水分会结成冰,造成混凝土试件上原有的裂缝和孔隙体积变大,随着冻融循环作用次数的不断增加,导致混凝土试件出现不同程度的损伤[14].本文采用CFRP布全包加固损伤混凝土试件后进行抗弯试验,观察试件的破坏形态,分析承载力等参数.通过理论推导分析,将经过计算得到的理论值与试验测得的实际值进行对比,验证公式的合理性.2.1 CFRP布的力学特性本试验中的CFRP布由辽宁省建设科学研究院制造,基本的力学特性参数如表1所示,黏结剂采用建筑结构用胶,由辽宁省建筑研究院制造,基本力学特性参数如表2所示.表1 CFRP布力学特性参数表Table 1 The mechanical parameters table of CFRP sheets计算厚度/mm弹性模量Ecf/GPa极限拉应变εcfu极限抗拉强度fcfu/MPa0.16725000.0153700表2 黏结剂力学特性参数表Table 2 The mechanical parameters table of the binder材料名称弹性模量En/GPa伸长率/%抗拉强度fnt/MPa抗弯强度fnm/MPaJGN碳纤维布黏合剂(A级)>2500>1.5>40>70(1) 冻融后混凝土试件的表层处理.本文主要研究对象为经过加固后的冻融损伤混凝土试件的抗弯承载力,因为试件在经过冻融作用后,试件的表层会有不同程度的冻裂、蜂窝和剥落,所以在粘贴CFRP布之前需对试件的表面进行仔细处理,以保证试验结果的可靠性.首先用角磨机处理混凝土试件表面的凹凸部分和倒角位置,直到露出新的混凝土平整表面,并用砂纸去除混凝土梁表面的油污和粉尘,使混凝土梁表面平整、清洁.最后用酒精擦拭表面,不再用手触碰,方便后续CFRP布的粘贴.(2) CFRP布的粘贴.首先需要调配黏合剂,根据JGN碳纤维黏合剂(A级)的用法说明,将甲、乙胶按质量比为3∶1的比例配合,并用木棍搅匀,将碳纤维布提前进行清洗保持清洁并检查CFRP布表面是否有缺失,在CFRP布完整的前提下对其进行测量,确定尺寸后裁剪.之后用小刷子将黏合剂均匀涂抹于混凝土试件梁上,将CFRP布放在指定的位置,用刮板或滚筒在CFRP布表面沿同一方向涂刮、滚压以去除气泡,不得来回刮,最后使CFRP布充分浸透黏合剂,胶层平均厚度2 mm,整体的贴补过程在1 h内完成.2.3 试件制作与分组本试验连续浇筑了15根混凝土梁,试验分为4组,每组3个试件.为了减小试验的误差,试件成型脱模在标准养护室养护24 d后,随机选取3个试件进行抗压强度测试,符合标准后开始冻融试验,将冻融试验之后受损伤的混凝土试件用CFRP布进行全包加固,作为试验中的抗弯试件,其基本参数见表3.试件编号中字母W代表未采用CFRP布进行全包加固;L代表梁试件;数字代表冻融次数.表3 加固试件的基本参数Table 3 Basic parameters of reinforced specimens试件编号试件尺寸/mm长宽高加固方式数量混凝土强度等级L010*******全包3C30L50100100400全包3C30L200100100400全包3C30WL200100100400未加固3C30WL010*******未加固3C30模型试验采用速冻法,冻融次数分别定为0、50和200次.每次在快速冻融循环试验机中冻融循环2～4 h, 之后进行CFRP布单层全包加固,将冻融后的加固混凝土小梁试件在300 kN的压力机上进行抗弯试验.试验期间混凝土试件被压断、受拉区CFRP布被拉断都看作混凝土抗弯试件达到承载能力极限状态,同时将反复冻融次数为0、50和200次的混凝土抗弯试件的抗弯承载力记录下来.本测试采用两点对称力加载方法,采取300 kN的压力机施载至分配梁上分荷,具体操作是在混凝土小梁抗弯试件需要加载的位置安放直径为30 mm的钢轴,压力机加载时,压力机顶板施加的载荷传递到钢轴上,由钢轴将载荷传递到混凝土小梁抗弯试件,完成分荷,加载位置即钢轴位置,距离支座90 mm,两个对称加载点即两钢轴的距离,为180 mm,具体加载方式见图1.采用控制载荷加载法单调连续加载,具体加载位置见图2,具体步骤如下.图1 压力机加载图Fig.1 Loading diagram of pressure machine图2 抗弯构件示意图(单位:mm)Fig.2 The schematic diagram of flexural member (unit: mm)(1) 保证仪器处于正常工作的状态,将压力机卸载至压力为零,操作步骤按沈阳大学结构试验室压力机的操作规程进行.(2) 抗弯试验施行逐级持续加载的方式,起初使压力机的加载速度为50 N·s-1,在持续加载过程中要仔细观察混凝土小梁抗弯试件的开裂变形和CFRP布的变化情况,当载荷达到估量极限载荷的80%时,加载速度变为30 N·s-1,持续至试件出现破坏特征.(3) 保留试验过程中的数据和试验照片.2.5 试验现象冻融200次,但未经过CFRP布加固的混凝土小梁试件突然断裂破坏,破坏载荷仅为0.049 kN·m,表4记录了加固冻融损伤混凝土小梁抗弯试件的试验现象与破坏载荷. 表4 抗弯试验的试验结果和破坏情况Table 4 Test results of bending test and failure form of specimens试件编号加载水平破坏载荷/(kN·m)试件破坏情况L0加载至试件破坏4.294试件外包的CFRP布开裂,跨中位置混凝土破坏裂开L50加载至试件破坏3.285试件外包的CFRP布开裂,混凝土小梁试件破坏裂开L200加载至试件破坏0.385试件外包的CFRP布开裂,混凝土断裂深度加大,破坏3 CFRP布全包加固冻融损伤混凝土试件抗弯承载力计算方法3.1 基本假定CFRP布全包加固的混凝土小梁试件正截面抗弯承载力按下列基本假设进行推导:(1) 适用于平截面假说;(2) 试件达到极限承载力状态时,混凝土部分开展裂缝较深,所以不考虑受损混凝土部分的抗拉强度;(3) 由混凝土结构设计规范[11]的原则定义混凝土的应力-应变关系;(4) 由混凝土结构加固设计规范[15],CFRP布的应力-应变关系选取直线式;(5) CFRP布与混凝土面层之间没有黏结剥离现象发生.3.2 CFRP布与混凝土的本构关系根据文献[15],CFRP布的应力-应变关系选取直线式,当εcf<εcfu时,σcf=εcfEcf.(1)根据文献[11],给出混凝土的应力-应变关系公式,当εc≤ε0时,(2)当ε0≤εc≤εcu时,式(1)～式(6)中:σcf为CFRP布的拉应变为εcf时的拉应力;σc为混凝土压应变为εc时的混凝土压应力;fc为混凝土轴心抗压强度设计值;ε0为混凝土压应力达到fc 时的混凝土压应变,当计算的ε0值小于0.002时,取0.002;εcu为正截面的混凝土极限压应变,当处于非均匀受压且按式(6)的计算值大于0.003 3时,取0.003 3,当处于轴心受压时取ε0;fcu,k为混凝土的立方体抗压强度;n为系数,n≤2.3.3 承载力计算对于加固受损混凝土小梁试件而言,承载力是由CFRP布、结构黏结剂和混凝土3部分协同工作的,当试件达到承载力极限状态时,理想的破坏状态是受拉区损伤,混凝土被压碎,且CFRP布断裂.(1) CFRP布抗拉强度修正.由文献[16]可知,CFRP布参加工作的程度会随着粘贴层数的增加而降低,因为CFRP布层数增多后,各层CFRP布之间的协同承载能力会降低;另外,CFRP布只能有限地提高试件抗弯刚度,施加载荷后期CFRP布加入受力工作部分时,试件的挠度迅速增加,有可能导致CFRP布还未完全承载试件就已破坏;根据谢剑等[16]的研究,CFRP布在承载过程中会突然破坏.综合以上原因,应对应用于结构加固中的CFRP布进行强度上的折减修正,见式(7).fcf=1 800εβγ.(7)式中: fcf为CFRP布抗拉强度设计值; ε为环境折减系数, 对于处于室内环境的CFRP布, ε取值为0.95[17]; β为CFRP布层数折减系数, 单层β取值为1; γ为CFRP布强度折减系数, 取值为0.85.(2) 冻融损伤混凝土受压区高度的修正.试件在理想破坏状态时,文献[18]根据平截面假说下混凝土和CFRP布的应变关系推导出折算后的受压区高度,见式(8).(8)由混凝土结构设计规范[11]规定,x=β1x0.(9)式(8)、式(9)中:x为等效矩形应力图的受压区高度;x0为适用于平截面假说的中和轴高度;β1为系数,混凝土强度等级不超过C50时取0.8,混凝土强度等级为C80时取0.74,混凝土强度等级介于C50与C80之间时按线性插值法取值;εcfu为CFRP 布极限拉应变.由于选用的试件是在冻融循环试验设备中经过反复冻融循环后,经CFRP布单层全包加固后进行试验,所以在计算抗弯承载力时要确定与未经过冻融损伤试件压力等效的矩形应力图.因为试件在加固以前已经受零至多次不等的反复冻融作用,所以在计算受压区混凝土的抗压承载力时应对受冻融损伤的混凝土小梁试件的受压区高度进行修正.文献[19]从应力图等效原理出发,提出受压区混凝土等效矩形应力图中的受压区高度x在经过N次冻融循环之后与中和轴高度x0的比例系数μn,取值见表5.表5 受压区高度修正系数Table 5 Height correction coefficient of compressive zoneN/次050200μn0.80000.88590.8726(10)(3) CFRP布加固冻融损伤混凝土梁的极限抗弯承载力公式.首先需要考虑冻融损伤作用下混凝土界面与CFRP布的黏结力,Gangarao等[20]通过采用试验的方法研究了纤维布外包加固混凝土梁在冻融循环作用下纤维布与混凝土试件二者接触面的黏结强度,指出加固试件经过冻融作用后二者的黏结强度降低了16%;任慧韬等[21]的试验研究表明,冻融环境中的FRP-混凝土界面黏结力变化较大,所以在设计FRP布加固混凝土构件的承载力时,需充分考虑冻融环境对降低加固构件承载力的影响因素,其中主要原因是受冻后的混凝土强度缩减,自身内部的微裂缝发展等.综上所述,FRP-混凝土接触面粘结作用主要考虑混凝土受冻后的强度修正.参照混凝土结构设计规范[11]中的正截面抗弯承载力的计算公式和计算图,由文献[22]得到经过反复冻融作用之后修正的混凝土抗压强度fdc与未经冻融作用的混凝土抗压强度的数值关系,见式(11).通过引用相关系数来修正混凝土经过冻融损伤作用对承载力的影响,可以推导出CFRP布全包加固冻融损伤混凝土小梁试件的正截面抗弯承载力,见式(12),计算简图见图3.(11)综合以上分析,由∑Mcf侧=0可得出CFRP布全包加固后冻融损伤混凝土小梁的极限抗弯承载力公式,式中:α1为系数,混凝土强度等级不超过C50时取1,混凝土强度等级为C80时取0.94,混凝土强度等级介于C50与C80之间时按线性插值法取值;fdc为混凝土经过反复冻融作用之后修正的抗压强度;fcf为CFRP布的抗拉强度;Acf为CFRP布的截面面积;b为混凝土小梁的宽度;hf为混凝土受压区边缘距底层CFRP布的高度.图3 计算简图Fig.3 Calculation diagram由式(11)得到冻融0、50、200次的混凝土抗压强度见表6.由式(12)计算得出本文试验中CFRP布单层全包加固混凝土小梁试件的极限弯矩值见表7,可见通过式(12)得出的计算值均小于试验值,试验值与式(12)的计算值误差在10%以内,验证了公式的合理性.表6 混凝土抗压强度修正表Table 6 Compressive strength correction chart of concreteN/次050200fdc/(N·mm-2)14.2110.32-1.34表7 极限弯矩理论值与试验值对比Table 7 Comparison of experimental andtheoretical valuesN/次计算值kN·m试验值kN·m误差/%03.9764.2947.406503.0033.2858.5761000.3470.3859.9824 结论(1) 对不同冻融循环次数的损伤混凝土小梁试件全包加固后进行抗弯试验,观察其破坏现象并分析可知:采用CFRP布加固对冻融损伤混凝土试件的抗弯承载力影响很大;选取CFRP布全包加固冻融损伤混凝土试件能有效提高其承载力;当冻融循环次数为200次时,加固试件较未加固的试件抗弯承载力提高了84.5%.(2) 加固试件在不同次数冻融作用下存在临界载荷值,在临界值之前仍能适用于平截面假定,但随着冻融次数的不断增加,试件的极限承载力迅速降低,经历的冻融次数越多,试件越来越快地不符合平截面假定.(3) 本文通过CFRP布加固冻融损伤混凝土小梁的抗弯模型试验,得到了试件极限抗弯承载力的试验数据,考虑冻融循环作用的影响对混凝土受压区高度提出修正,综合分析推导出式(12),将式(12)得出的承载力计算值与试验值进行对比,误差控制在10%以下,验证了公式的合理性.(4) 本文的模型试验变量比较少,后续应该展开其他变量对冻融损伤混凝土梁试件抗弯效果影响的试验研究,比如CFRP布的粘贴长度、粘贴层数、胶体厚度等.参考文献:【相关文献】[1]黄兴棣,黄钢. 建筑结构加固设计使用年限的探讨[J]. 工业建筑, 2007,37(10):98-100.HUANG X D,HUANG G. Discussion on design working life for strengthening of building structure[J]. Industrial Construction, 2007,37(10):98-100.[2]陈小兵,李荣. FRP加固混凝土结构的设计原则及国外设计标准[J]. 工业建筑, 2001,31(4):17-18. CHEN X B,LI R. Design principles and foreign standards of concrete structuresstrengthened with FRP[J]. Industrial Construction, 2001,31(4):17-18.[3]日本建筑学会. 钢骨钢筋混凝土结构计算标准及解说[M]. 北京:原子能出版社, 1998. Japanese Architectural Society. Calculation standard and explanation of steel reinforced concrete structure[M]. Beijing: Energy Press, 1998.[4]唐伟明,王元清,贾连光,等. 各国规范中型钢混凝土结构设计构造与抗裂措施比较分析[C]∥中国钢结构协会结构稳定与疲劳分会第14届(ISSF-2014)学术交流会暨教学研讨会论文集, 2014. TANG W M,WANG Y Q,JIA L G,et al. Comparative analysis of design specifications on normal cross section bearing capacity of steel reinforced concretecolumn[C]∥Proceedings of the 14th (ISSF-2014) Academic Exchange Conference and Teaching Seminar of the Structural Stability and Fatigue Branch of China Steel Structure Association, 2014.[5]ZHOU L,WANG L G,ZONG L,et al. 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半透空式房屋墙体承载力验算

半透空式房屋墙体承载力验算
1、当两洞口间墙体的中部有与其相垂直的墙体或抗洪柱时，可沿洞高取一单位高度的墙体(α1～α2)作为悬臂梁（图F.0.1）验算其在波浪荷载作用下，平面外沿齿缝的受弯承载力。

等效均布荷载可按下式确定：
q1＝0.9q d(F.0.1)
式中：q1——等效均布荷载(kN/m2)；
q d——静水面处洞口间墙体所受波浪水平压强(kN/m2)。

2、距水底面z处砖、石墙体水平截面的受剪承载力可按下列公式计算：
V z≤0.8(f V＋0.18σm)A z(F.0.2-1)
V z≤0.8(f V＋αμσm)A z(F.0.2-2)
μ＝0.26－0.082σ0/f (F.0.2-3)
式中：V z——墙体剪力设计值(kN)；
f V——墙体的抗剪强度设计值(kN/m2)，可按现行国家标准《砌体结构设计规范》GB 50003采用；
σm——重力荷载在z处产生的平均压应力(kN/m2)；
σ0——永久荷载设计值，在z处产生的水平截面平均压应力(kN/m2)；α——修正系数，砖、石砌体可取0.6；
μ——剪压复合受力影响系数；
A z——z处墙体的水平截面面积(m2)；
f——墙体的抗压强度设计值(kN/m2)。

【专业知识】外墙保温材料的性能指标

【专业知识】外墙保温材料的性能指标【学员问题】外墙保温材料的性能指标？【解答】保温材料的性能指标主要有：热导率、容重、最高使用温度、抗压强度、含水率、线膨胀系数、抗折强度和ph值等。

（1）热导率热导率即导热系数。

保温材料传递热量的性质称为导热性。

它是保温材料传递热量能力大小的参数，反映了材料的导热能力，是保温材料的主要热物理特性。

热导率与材料的其他一些物理性能（如密度和含水率）密切相关，还与材料的内部结构有关，也与保温层尺寸有关。

（2）容重在温度为llOoC时经过烘干且呈松散状态的保温材料，其单位体积的质量即为材料的容重。

它存在一个最佳容重值的问题，即在最佳容重下，它才具有较小的热导率和较好的保温效果。

在工程中为节约能源和减少保温管道支吊架结构荷重，应尽量采用容重小的保温材料。

一般软质和半硬质材料的容重不得大于150kg/m3，硬质材料的容重不得大于220kg/m3.（3）最高使用温度最高使用温度是指保温材料长期安全可靠地工作所能承受的极限温度。

一般保温材料的使用温度是指保温材料在该温度下长期使用，其理化性能稳定，符合设计和运行的技术要求。

（4）抗压强度和抗折强度抗压强度是材料受到压缩力作用而破损时，每单位原始横截面上承受的最大压力负荷。

材料的抗压强度与加工工艺、材料孔隙率等有密切关系。

《设备及管道保温技术导则））（GB427292）规定硬质制品抗压强度不应小于0.3MPa.对于软质、半硬质及松散状绝热材料，～般受到压缩荷载时不会损坏，因此抗压强度未作规定。

抗折强度是材料在受到弯曲负荷作用下破坏时，单位面积上所受的力偶矩。

（5）含水率保温材料吸收水的性质称为吸水性。

材料单位体积吸水的程度用吸水率来表示。

保温材料的吸湿性，对其保温效果有很大的影响，吸收的水蒸气遇冷会凝聚成水或结成冰，从而大大地提高了其热导率，甚至引起材料开裂，破坏保温结构。

另外，为了降低保温材料吸收的水分，除了在施工中应注意防水外，还可以适当地在保温材料中加入憎水剂，如憎水矿棉板和憎水珍珠岩等。

预制带肋复合墙板的抗弯性能试验与理论研究

预制带肋复合墙板的抗弯性能试验与理论研究随着国家经济的发展和人口红利的消失,装配式建筑已是我国建筑业的未来发展方向。

在各种装配式建筑体系中,钢结构建筑能够很好地实现构件的预制化工厂生产,是较为理想的装配式建筑体系。

目前制约钢结构建筑发展的关键因素是与之相配套的围护体系,尤其是外墙板始终困扰钢结构建筑的发展。

相比于传统加气砼砌块,复合墙板是现代化工厂的流水线产品,质量可靠,便于安装,因此施工周期短,是钢结构建筑体系的理想围护体系。

复合墙板在我国更多的是作为一种非承重的外挂墙板与装配式钢结构体系配套使用,复合墙板自重越小,则越有利于结构的抗震和墙板连接节点的设计,因此轻质复合墙板一直是复合墙板研究的重点。

传统的复合墙板都是三明治式平板结构,本文对平板复合墙板进行截面配置优化,对平板混凝土层中的部分混凝土进行去除形成带肋混凝土面层,从而降低复合墙板的自重。

为了探究新型带肋复合墙板的抗弯性能,本文对新型带肋复合墙板进行了均布荷载下的抗弯试验、理论推导以及有限元分析。

通过对传统平板复合墙板和新型带肋复合墙板的抗弯静载试验,探究了新型带肋复合墙板的开裂荷载、极限荷载、挠度及裂缝开展等力学性能,并与传统平板复合墙板进行了对比,分析了减重优化后的带肋复合墙板的抗弯性能。

试验结果表明,新型带肋复合墙板能够有效降低传统复合墙板的自重,在均布荷载下,新型带肋复合墙板与传统平板复合墙板有着较为相似的弯曲行为。

相比于传统平板复合墙板,新型带肋复合墙板的抗弯承载力有所降低,并且新型带肋复合墙板自重越小,试件的抗弯承载力也就越小,但与质量降低的幅度相比,抗弯承载力的降幅远低于自重降幅。

通过分析承载力、应变及板底位移等试验数据,根据传统的力学抗弯理论假定,深化抗弯理论模型,提出了新型带肋复合墙板的开裂荷载及极限荷载计算公式,并基于塑性铰理论,提出了新型带肋复合墙板的挠度计算公式。

理论结算结果与试验值吻合良好,可以方便地应用于实际工程的设计当中。

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第４６卷㊀第８期２０１４年８月㊀哈㊀尔㊀滨㊀工㊀业㊀大㊀学㊀学㊀报ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＨＡＲＢＩＮＩＮＳＴＩＴＵＴＥＯＦＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ㊀Ｖｏｌ４６Ｎｏ８Ａｕｇ．２０１４㊀㊀㊀㊀㊀㊀均布荷载作用下保温龙骨足尺墙体的抗弯性能耿㊀悦１，２，王玉银１，２，林敬木１（１．哈尔滨工业大学土木工程学院，１５００９０哈尔滨；２．哈尔滨工业大学结构工程灾变与控制教育部重点实验室，１５００９０哈尔滨）摘㊀要：为研究腹板开孔的轻钢龙骨墙体在均布荷载作用下的抗弯性能，考虑腹板高度的影响，进行３０ｍˑ３０ｍ足尺试件试验研究．分析了不同腹板高度的墙体在均布荷载作用下的破坏模式及腹板高度对墙体抗弯性能的影响．在此基础上，采用ＡＢＡＱＵＳ建立墙体的有限元模型，与试验结果进行对比分析，验证了有限元模型的可靠性．分析结果表明：石膏板可很好地限制竖龙骨的整体屈曲，当龙骨腹板高度为１５０ｍｍ时，墙体竖龙骨在支座附近发生腹板剪切屈曲，同时在跨中位置发生畸变与局部屈曲的相关屈曲破坏；当龙骨腹板高度为１００ｍｍ时，墙体竖龙骨在跨中位置发生畸变与局部屈曲的相关屈曲破坏；当不考虑窗洞口影响时，腹板高度为１００ｍｍ的保温龙骨外围护墙体可满足我国全部地区建筑高度不超过５０ｍ的城市建筑外围护墙体的抗风要求．关键词：腹板开孔轻钢龙骨；抗弯；足尺；试验研究；ＡＢＡＱＵＳ中图分类号：ＴＵ３９２文献标志码：Ａ文章编号：０３６７－６２３４（２０１４）０８－００１６－０５Ｂｅｎｄｉｎｇｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｆｕｌｌ⁃ｓｃａｌｅｗａｌｌｓｗｉｔｈｌｉｇｈｔ⁃ｇａｕｇｅｓｌｏｔｔｅｄｓｔｅｅｌｓｔｕｄｓｓｕｂｊｅｃｔｅｄｔｏｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄｌｏａｄｉｎｇＧＥＮＧＹｕｅ１，２，ＷＡＮＧＹｕｙｉｎ１，２，ＬＩＮＪｉｎｇｍｕ１（１．ＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＨａｒｂｉｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，１５００９０Ｈａｒｂｉｎ，Ｃｈｉｎａ；２．ＫｅｙＬａｂｏｆＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓＤｙｎａｍｉｃＢｅｈａｖｉｏｒａｎｄＣｏｎｔｒｏｌ，ＭｉｎｉｓｔｒｙｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎ，ＨａｒｂｉｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，１５００９０Ｈａｒｂｉｎ，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｆｕｌｌ⁃ｓｃａｌｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓｗｅｒｅｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｓｔａｔｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｓｏｆｌｉｇｈｔ⁃ｇａｕｇｅｓｌｏｔｔｅｄｓｔｅｅｌｓｔｕｄｗａｌｌｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｗｅｂｈｅｉｇｈｔｓｓｕｂｊｅｃｔｅｄｔｏｕｎｉｆｏｒｍｌｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｌｏａｄｉｎｇ．Ｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓｆｏｒｔｈｅｗａｌｌｓｗｅｒｅｄｅｐｉｃｔｅｄ．Ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｗｅｂｈｅｉｇｈｔｏｎｔｈｅｓｔａｔｉｃｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｔｈｉｓｎｅｗｋｉｎｄｏｆｌｉｇｈｔ⁃ｇａｕｇｅｓｔｅｅｌｓｔｕｄｗａｌｌｓｗａｓａｎａｌｙｚｅｄ．ＢｙｍｅａｎｓｏｆＡＢＡＱＵＳ，ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｗａｓｂｕｉｌｔｔｏｎｕｍｅｒｉｃａｌｌｙｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｂｅｎｄｉｎｇｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｔｈｅｆｕｌｌ⁃ｓｃａｌｅｌｉｇｈｔ⁃ｇａｕｇｅｓｌｏｔｔｅｄｓｔｅｅｌｓｔｕｄｗａｌｌｓ．Ｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｒｅｓｕｌｔｓｗｅｒｅｂｅｎｃｈｍａｒｋｅｄａｇａｉｎｓｔｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｏｎｅｓ．Ｉｔｗａｓｃｏｎｃｌｕｄｅｄｔｈａｔｔｈｅｇｙｐｓｕｍｂｏａｒｄｃａｎｐｒｅｖｅｎｔｔｈｅｓｔｕｄｓｆｒｏｍｏｖｅｒａｌｌｂｕｃｋｌｉｎｇ．Ｔｈｅｓｔｕｄｗａｌｌｗｉｔｈｗｅｂｈｅｉｇｈｔｏｆ１５０ｍｍｆａｉｌｅｄｉｎｓｈｅａｒｍｏｄｅａｔｔｈｅｓｕｐｐｏｒｔａｎｄｂｕｃｋｌｅｄｉｎｂｏｔｈｔｈｅｌｏｃａｌａｎｄｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎａｌｍｏｄｅａｔｔｈｅｍｉｄｓｐａｎ，ｗｈｉｌｅｔｈｅｓｔｕｄｗａｌｌｗｉｔｈｗｅｂｈｅｉｇｈｔｏｆ１００ｍｍｏｎｌｙｆａｉｌｅｄｗｉｔｈｌｏｃａｌａｎｄｄｉｓｔｏｒｔｉｏｎａｌｂｕｃｋｌｉｎｇａｔｔｈｅｍｉｄｓｐａｎ．Ｗｈｅｎｔｈｅｒｅｉｓｎｏｗｉｎｄｏｗｈｏｌｅ，ｔｈｅｓｌｏｔｔｅｄｓｔｅｅｌｓｔｕｄｗａｌｌｗｉｔｈａｗｅｂｈｅｉｇｈｔｏｆ１００ｍｍｃａｎｒｅｓｉｓｔｔｈｅｗｉｎｄｌｏａｄｉｎｇｉｎＣｈｉｎａｆｏｒｔｈｅｂｕｉｌｄｉｎｇｗｉｔｈｔｈｅｈｅｉｇｈｔｌｏｗｅｒｔｈａｎ５０ｍ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｌｉｇｈｔ⁃ｇａｕｇｅｓｌｏｔｔｅｄｓｔｅｅｌｓｔｕｄｓ；ｂｅｎｄｉｎｇｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ；ｆｕｌｌｓｃａｌｅ；ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ；ＡＢＡＱＵＳ收稿日期：２０１３－１１－１５．基金项目：哈尔滨市科技创新人才研究专项资金项目（２０１２ＲＦＬＸＧ０２５）．作者简介：耿㊀悦（１９８３），女，博士，讲师；王玉银（１９７５），男，教授，博士生导师．通信作者：王玉银，ｗａｎｇｙｕｙｉｎ＠ｈｉｔ．ｅｄｕ．ｃｎ．㊀㊀轻钢龙骨墙体质量轻㊁施工装配化程度高．但是，轻钢龙骨外围护墙体热桥效应较为严重，在严寒地区甚至难以满足建筑保温要求．为改善轻钢龙骨的热桥效应，可在龙骨腹板上开设细长孔洞以增加传热路径［１］，称为保温龙骨，如图１所示．目前保温龙骨的应用主要集中在北欧地区，且主要用于承重墙体，开孔排数有限［２－４］．外围护墙体不承受建筑结构竖向荷载，因此对龙骨力学性能的要求不高，在外围护墙体中采用保温龙骨可增加开孔排数，对墙体保温性能的改善效果更好．此外，外围护墙体中的轻钢龙骨以受弯为主，将细长孔洞开设在龙骨腹板中和轴附近对其抗弯性能的影响较小．在建筑结构中采用保温龙骨外围护墙体既提高了建筑的工业化程度，又有利于实现我国绿色建筑和建筑节能的总体目标，具有广阔的应用前景．热量室内室外图１㊀保温龙骨㊀㊀目前国内外学者已对保温龙骨的轴压［４］㊁抗弯［３］㊁抗剪［２］及抗火［５］性能展开了系列研究．同时，北欧国家的学者对采用不同龙骨截面形式及墙体覆面形式的保温龙骨墙体标准单元在轴压㊁偏压及压弯作用下的受力性能进行了系统的试验研究［１，６－８］．但是，目前针对保温龙骨外围护墙体抗弯性能的试验研究较少．１９９２年，丹麦学者Ｆｒｅｄｅｒｉｋｓｅｎ等［７］对５组１２片两侧覆石膏板的保温龙骨外围护墙体标准单元进行了抗弯试验，考虑参数包括：龙骨腹板高度（１５０ｍｍ㊁２００ｍｍ）㊁腹板厚度（１ｍｍ㊁１５ｍｍ）．１９９７年，Ｂｏｒｇｌｕｎｄ等［８］对１组２片两侧覆石膏板的保温龙骨外围护墙体标准单元在均布荷载作用下的抗弯性能进行了试验研究，试件龙骨腹板高为１５０ｍｍ，厚１０ｍｍ．目前，关于保温龙骨外围护墙体抗弯性能的试验研究仅针对腹板高度在１５０ｍｍ以上的墙体，且均为墙体标准单元．本文对２片腹板开孔的轻钢龙骨墙体足尺试件进行均布荷载作用下的抗弯性能试验研究．龙骨腹板高度分别为１００ｍｍ与１５０ｍｍ．分析墙体的破坏模式及龙骨腹板高度对墙体抗弯性能的影响，验证该类墙体用于建筑外围护墙体的可靠性．同时，采用ＡＢＡＱＵＳ建立腹板开孔的轻钢龙骨墙体足尺试件的有限元模型，分析其在均布荷载作用下的抗弯性能．将分析结果与试验结果进行对比，验证有限元模型的可靠性，为后续参数分析及设计公式的提出奠定基础．２㊀材性试验２１㊀轻钢龙骨材性试验所有用于材性试验的标准拉伸试件均取自制作Ｃ形截面龙骨的同批钢板．拉伸试件取样依据‘钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备“（ＧＢＴ２９７５１９９８）中的相关规定进行．材性试验在ＷＤＷ－１００Ｄ微机控制电子式万能试验机上进行．具体材性试验结果见表１．表１㊀龙骨材性试验结果编号屈服强度ｆｙ／ＭＰａ抗拉强度ｆｕ／ＭＰａ弹性模量Ｅｓ／ＭＰａ泊松比γ伸长率／％Ｓ－１２５１８３３０４１６９９９８０３０３１８Ｓ－２２５７３３４３９１８９９１２０２７３３６均值２５４６３３７１１８０００００２８３２７２２㊀石膏板材性试验按照‘人造板及饰面人造板理化性能试验方法“中的相关规定，石膏板材性试验的试件尺寸为２９０ｍｍˑ５０ｍｍ．采用标准三点弯曲试验方法，测定石膏板的弹性模量及静曲强度．将试件安置于间距ｌ＝２４０ｍｍ的支座上（支座间距为石膏板厚度的２０倍），在试件中部作用一向下的集中荷载，测定试件中点处荷载和挠度的关系，从而确定石膏板的弹性模量和静曲强度，见表２，其中静曲强度σｂ＝３ˑＮｕˑｌ２ˑＢｇˑｌ２．表２㊀石膏板材性试验结果编号试件宽度Ｂｇ／ｍｍ试件厚度ｔｇ／ｍｍ极限承载力Ｎｕ／ｋＮ静曲强度σｂ／ＭＰａ弹性模量Ｅｇ／ＭＰａＧ－１５０１２００９９４９４１０１０Ｇ－２５０１２０１０３５１５７８２Ｇ－３５０１２０１０６５２７６９８均值５０１２０１０５５２１７４０３㊀足尺试验３１㊀试件参数墙体足尺试件尺寸为３０００ｍｍˑ３０００ｍｍ，见图２．设６根Ｃ形卷边冷弯薄壁型钢竖龙骨，龙骨间距取６００ｍｍ．竖龙骨两端插入长３０００ｍｍ的天地龙骨中．龙骨均采用１０ｍｍ厚Ｑ２３５级冷轧钢板卷制而成．竖龙骨与天地龙骨腹板均通长开设细长孔洞［９］，采用文献［１０］所确定的龙骨开孔形式，见图３．选取腹板高度（ｈ）为１００ｍｍ㊁１５０ｍｍ的竖龙骨拼制足尺墙体，根据保温试验分析结果［１１］，腹板分别开５排㊁７排孔．龙骨两侧覆１２ｍｍ厚的纸质石膏板，内填岩棉．竖龙骨与天地龙骨翼缘间通过拉铆钉联接，腹板间通过联接角钢联接．石膏板与龙骨间采用自攻螺钉联接．石膏板与天地龙骨间自攻螺钉间距１５０ｍｍ，石膏板与竖龙骨间自攻螺钉间距３００ｍｍ．试件具体参数见表３．㊃７１㊃第８期耿悦，等：均布荷载作用下保温龙骨足尺墙体的抗弯性能600600600600600300012h 龙骨填充岩棉石膏板300300300300600连接件1501503000标准板带图２㊀腹板开孔轻钢龙骨墙体试件（ｍｍ）40159315h202570h（ａ）龙骨截面㊀㊀㊀㊀㊀（ｂ）开孔布置图３㊀轻钢龙骨开孔形式（ｍｍ）表３㊀试件参数编号试件尺寸／ｍｍ竖龙骨腹板高度／ｍｍ钢板厚度／ｍｍ开孔排数试件破坏模式ＺＣ－１００－５３０００ˑ３０００１００１０５Ｌ＋Ｄ２ＺＣ－１５０－７３０００ˑ３０００１５０１０７Ｓ＋Ｌ＋Ｄ注：１．ＺＣ－１００－５表示竖龙骨腹板高１００ｍｍ，腹板开５排孔的足尺墙体；２．Ｌ表示局部屈曲，Ｄ表示畸变屈曲，Ｓ表示剪切屈曲．３２㊀试验方案采用直接重力加载法对两端铰接的墙体试件施加均布荷载，研究其抗弯性能．加载块采用铸铁块，所有铸铁块堆积于竖龙骨上，加载块中心线与龙骨翼缘中心线对齐．试件中部４根竖龙骨上使用尺寸为３００ｍｍˑ１５０ｍｍˑ６０ｍｍ的铸铁块作加载块，每块铸铁块重２０ｋｇ；试件边缘竖龙骨由于只承担一半荷载，因而采用尺寸为３００ｍｍˑ１５０ｍｍˑ３０ｍｍ的１０ｋｇ重铸铁块．铸铁块间净距为２０ｍｍ，有效避免了试验加载后期，加载块因堆积过密而形成自拱效应．每级荷载采用４块或５块加载块进行施加，加载块沿试件跨度方向均匀布置，从而保证所施加的荷载满足均布荷载要求．施加荷载并持荷１ｍｉｎ后，采集数据．根据试件承载力的不同，荷载分６８级施加．试件两端的边界条件为铰接（图４）．试件计算跨度为２８００ｍｍ．以不影响试件挠曲为前提，在试件下方设置保护墩，以保证试验安全．采用９个ＬＶＤＴ位移计测量试件跨中㊁１／４跨及支座处竖向位移及支座处水平位移．测点包括：试件中部跨中㊁１／４跨位置，试件边缘竖龙骨跨中㊁１／４跨及试件支座处沿试件宽度方向中心位置，具体见图５．加载块足尺墙体试件200m m ?10m m 钢垫板d =100m m 钢滚轴H W250?250支座混凝土支座图４㊀墙体足尺试件抗弯性能试验加载方案745681233000位移计7891(4)2(5)3(6)位移计3000图５㊀位移计布置（ｍｍ）３３㊀试验结果３３１㊀试件破坏现象墙体试件在整个试验过程中均未发生自攻钉滑移或拔出或滑移现象．石膏板与竖龙骨协同工作状态良好．各试件破坏后，将石膏板覆面拆除，发现龙骨均未发生整体屈曲，说明石膏板可以有效限制龙骨的整体屈曲变形．两试件的边缘竖龙骨均未发生破坏，但中部四根竖龙骨在均布荷载作用下均发生了局部屈曲．腹板高度不同的两片墙体试件所发生的局部屈曲模态不同．ＺＣ－１５０－７试件在支座附近剪力较大处形成腹板剪切屈曲波，同时跨中出现局部屈曲与畸变屈曲耦合的相关屈曲波（图６）．ＺＣ－１００－５试件则仅表现为跨中龙骨的局部屈曲与畸变屈曲的耦合破坏（图７）．３３２㊀试件荷载－位移曲线图８所示为不同腹板高度的两片墙体足尺试件的荷载－位移曲线对比结果，ｐ为作用于单根轻钢龙骨上的线荷载，ｕ为危墙体跨中挠度．可以看出，随着龙骨腹板高度的增加，墙体刚度与承载力均有提高．与腹板高１００ｍｍ的试件相比，腹板高１５０ｍｍ的试件极限承载力提高５５％，刚度提高１３１％．对于腹板高度为１００ｍｍ的试件，当墙体位移达到‘建筑幕墙“（ＧＢＴ２１０８６２００７）规定的正㊃８１㊃哈㊀尔㊀滨㊀工㊀业㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第４６卷㊀常使用阶段挠度允许值ｌ／２５０（ｌ为墙体跨度，本墙体允许值为１２ｍｍ）时，墙体能承受的均布荷载为５９ｋＮ／ｍ２，根据‘建筑幕墙“的规定，该墙体的抗风压性能等级为９级，可满足中国建筑高度不超过５０ｍ的城市建筑外围护墙体的抗风要求［１２］．①支座附近—腹板剪切屈曲波②跨中—畸变+局部相关屈曲波图６㊀ＺＣ－１５０－７试件的Ｓ＋Ｌ＋Ｄ破坏模式①支座附近—无屈曲②跨中—畸变+局部相关屈曲图７㊀ＺＣ－１００－５试件的Ｌ＋Ｄ破坏模式试验Z C 100 5试验Z C 150 7有限元Z C 100 5有限元Z C 150 7峰值:9.2峰值:7.4Z C 100 5Z C 150 71.63.7116.09.39630510152025303540u /m mp /(k N ?m -1)图８㊀不同龙骨腹板高度墙体荷载－位移曲线４㊀有限元分析４１㊀有限元建模采用ＡＢＡＱＵＳ分析足尺墙体试件在均布荷载作用下的抗弯性能．为提高计算效率，取足尺墙体中的一个标准板带（图２）建立有限元模型，见图９．分析时不考虑岩棉对墙体抗弯性能的贡献．轻钢龙骨及石膏板采用Ｓ４Ｒ壳单元进行模拟，厚度方向设５个积分点．Ｓ４Ｒ壳单元有４个节点，每个节点有６个自由度．该种单元可考虑大应变㊁大挠度㊁大转动的几何非线性及材料弹塑性．经试算，最终确定轻钢龙骨模型的网格尺寸为１０ｍｍˑ１０ｍｍ（腹板高度１００ｍｍ或１５０ｍｍ），石膏板网格划分见图９．关于x 轴对称边界条件约束x 向及y 向位移z 向位移约束图９㊀墙体有限元模型㊀㊀通过对竖龙骨与天地龙骨（石膏板）在拉铆钉（自攻螺钉）联接位置进行节点耦合，模拟拉铆钉（自攻螺钉）的联接作用．竖龙骨与天地龙骨腹板的角钢联接则通过将竖龙骨腹板与天地龙骨腹板在交线处节点耦合实现．标准墙体单元两侧采用关于Ｘ轴对称的边界条件，即Ｕｘ＝ＵＲｙ＝ＵＲｚ＝０．天地龙骨下翼缘与腹板交界处约束Ｘ向及Ｙ向位移，在墙体跨中位置约束Ｚ向位移，以实现简支边界条件的模拟．具体边界条件的模拟见图９．分析时考虑几何非线性与材料非线性．初始几何缺陷以构件的一阶模态形式施加，幅值根据美国轻钢规范（ＡＩＳＩＳ１００２００７）［１３］的相关规定取龙骨截面高度的１／２００．材料材性定义各参数按材性试验结果取值．其中，石膏板为各向异性板，但分析发现按照各项异性材料定义与按照各项同性材料定义分析所得墙体的弹性刚度与极限承载力分别仅相差１２％与２２％．因此，为简化分析模型，石膏板按各向同性材料模拟．４２㊀有限元模型验证采用有限元模型对各试件的抗弯性能进行分析，将分析所得不同腹板高度的墙体标准单元试件荷载－位移曲线与试验结果进行对比，见图８．分析曲线与试验曲线吻合较好，具体见表４．表４㊀试件极限承载力与抗弯刚度验证编号极限承载力ｐ／（ｋＮ㊃ｍ－１）试验有限元差别／％弹性阶段刚度ｋ／１０６（Ｎ㊃ｍ－２）试验有限元差别／％ＺＣ－１００－５６０７４１８９３７３４６８ＺＣ－１５０－７９３９２１１１６１４１７７５㊀结㊀论１）在试验过程中，石膏板可有效限制龙骨的整体失稳，且与龙骨间不发生相对滑移．２）当龙骨腹板高度为１５０ｍｍ时，墙体龙骨在支座附近发生剪切屈曲而破坏，同时在跨中位置发生畸变与局部屈曲的相关屈曲．㊃９１㊃第８期耿悦，等：均布荷载作用下保温龙骨足尺墙体的抗弯性能３）当龙骨腹板高度为１００ｍｍ时，墙体龙骨在跨中位置发生畸变与局部屈曲的相关屈曲，在支座处腹板不发生剪切屈曲．４）与腹板高１００ｍｍ的试件相比，腹板高１５０ｍｍ的试件极限承载力提高５５％，刚度提高１３１％．５）采用本文建立的有限元模型进行腹板开孔轻钢龙骨墙体在均布荷载作用下的抗弯性能分析，其分析结果与试验结果吻合较好．６）当不考虑窗洞口影响时，腹板高度为１００ｍｍ的保温龙骨外围护墙体的抗风压等级为９级，可满足中国全部地区建筑高度不超过５０ｍ的城市建筑外围护墙体的抗风要求．参考文献［１］ＩＦＥＬＷ．Ｔｈｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｎｃｏｌｄ⁃ｆｏｒｍｅｄｓｔｅｅｌｐｒｏｄｕｃｔｓｉｎｈｏｕｓｉｎｇ［Ｃ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ３ｒｄＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＣｏｌｄ⁃ＦｏｒｍｅｄＳｔｅｅｌＤｅｓｉｇｎａｎｄＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ．Ｌｏｕｉｓ：Ｍｉｓｓｏｕｒｉ，１９７５：６２１－６６７．［２］ＴＨǑＹＲǍＴ．Ｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｓｌｏｔｔｅｄｓｔｅｅｌｓｔｕｄｓ［Ｄ］．Ｓｗｅｄｅｎ：ＲｏｙａｌＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００１．［３］ＨÖＧＬＵＮＤＴ，ＢＵＲＳＴＲＡＮＤＨ．Ｓｌｏｔｔｅｄｓｔｅｅｌｓｔｕｄｓｔｏｒｅｄｕｃｅｔｈｅｒｍａｌｂｒｉｄｇｅｓｉｎｉｎｓｕｌａｔｅｄｗａｌｌｓ［Ｊ］．Ｔｈｉｎ⁃ＷａｌｌｅｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，１９９８，３２（１／２／３）：８１－１０９．［４］ＫＥＳＴＩＪ，ＭÄＫＥＬÄＩＮＥＮＰ．Ｄｅｓｉｇｎｏｆｇｙｐｓｕｍ⁃ｓｈｅａｔｈｅｄｐｅｒｆｏｒａｔｅｄｓｔｅｅｌｗａｌｌｓｔｕｄｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎａｌＳｔｅｅｌＲｅｓｅａｒｃｈ，１９９８，４６（１／２／３）：２１５－２１６．［５］ＳＡＬＨＡＢＢ，ＷＡＮＧＹＣ．Ａｓｔｕｄｙｏｆｔｈｅｔｈｅｒｍａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｃｏｌｄ⁃ｆｏｒｍｅｄｔｈｉｎ⁃ｗａｌｌｅｄｐｅｒｆｏｒａｔｅｄｓｔｅｅｌｓｔｕｄｓ（ＴｈｅｒｍａｌＳｔｕｄｓ）ｉｎｆｉｒｅ［Ｃ］／／ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＮｉｎｔｈＢｉｅｎｎｉａｌＡＳＣＥＡｅｒｏｓｐａｃｅＤｉｖｉｓｉｏｎＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ，ａｎｄＯｐｅｒａｔｉｏｎｓｉｎＣｈａｌｌｅｎｇｉｎｇＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｓ．Ｈｏｕｓｔｏｎ：［ｓ．ｎ．］，２００４：６８８－６９５．［６］ＳＡＬＭＩＰ．Ｄｅｓｉｇｎｏｆｗｅｂ⁃ｐｅｒｆｏｒａｔｅｄｓｔｅｅｌｗａｌｌｓｔｕｄｓ［Ｃ］／／４ｔｈＦｉｎｎｉｓｈＳｔｅｅｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓＲ＆ＤＤａｙｓ．Ｌａｐｐｅｅｎｒａｎｔａ，Ｆｉｎｌａｎｄ：［ｓ．ｎ．］，１９９８．［７］ＦＲＥＤＥＲＩＫＳＥＮＪＯ，ＳＰＡＮＧＥＨ．Ｄａｎｏｇｉｐｓｓｔåｌｂｙｇｇｅｓｙｓｔｅｍ［Ｒ］．Ｄｅｎｍａｒｋ：Ｕｎｄｅｒｓøｇｅｌｓｅａｆｂæｒｅｅｖｎｅｎａｆｌｅｔｔｅｙｄｅｒｖæｇｇｅ，ＢｙｇｇｅｔｅｋｎｉｓｋＩｎｓｔｉｔｕｔ，１９９２．［８］ＢＯＲＧＬＵＮＤＪ，ＪＯＮＳＳＯＮＪ．Ｂäｒｆöｒｍåｇａｆöｒｓｌｉｔｓａｄｅｓｔåｌｒｅｇｌａｒ［Ｄ］．Ｄｅｎｍａｒｋ：Ｅｘａｍｅｎｓａｒｂｅｔｅ８４，ＩｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎｅｎｆöｒＢｙｇｇｋｏｎｓｔｒｕｋｔｉｏｎ，１９９７．［９］石敬斌，董晓晨，杨晓杰，等．腹板开孔轻钢龙骨在均布荷载作用下的抗弯性能有限元分析［Ｊ］．建筑钢结构进展，２０１３，１５（４）：１－７．［１０］殷大伟．轻钢龙骨墙体传热与受弯性能分析［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，２００６．［１１］颜於腾．腹板开孔轻钢龙骨围护墙体保温性能研究［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，２０１２．［１２］石敬斌，张磊，王玉银，等．开窗的保温龙骨墙体抗弯性能有限元分析［Ｊ］．广西大学学报，２０１４，３９（１）：７－１３．［１３］ＡＩＳＩＣｏｄｅ．ＮｏｒｔｈＡｍｅｒｉｃａｎｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎｆｏｒｔｈｅｄｅｓｉｇｎｏｆｃｏｌｄ⁃ｆｏｒｍｅｄｓｔｅｅｌｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｍｅｍｂｅｒｓ［Ｓ］．ＷａｓｈｉｎｇｔｏｎＤＣ：ＡｍｅｒｉｃａｎＩｒｏｎａｎｄＳｔｅｅｌＩｎｓｔｉｔｕｔｅ，２００７．（编辑㊀赵丽莹）㊃０２㊃哈㊀尔㊀滨㊀工㊀业㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第４６卷㊀。