冷弯薄壁型蒙皮复合抗震墙结构的制作方法

本发明属于中、高烈度地震地区的抗侧力体系技术领域，具体公开了一种冷弯薄壁型蒙皮复合抗震墙结构。

背景技术：

我国拥有多条地震多发断裂带，地震区特别是高烈度地区迫切需求一套由轻质、高强、高耗能材料组成的安全可靠且抗倒塌能力强的结构体系。近20年来，冷弯薄壁型钢结构已发展为替代传统木结构和砌体结构的工业化新型结构体系。冷弯薄壁型钢因其自重轻、强度高、生产工业化程度高，易于加工和运输等特点已成为建筑工业化体系中最为成熟的建筑产品之一。

传统冷弯薄壁型结构抗侧力结构体系抗侧刚度较低，耗能的能力较弱，结构体系冗余度较少，影响了此种结构体系在地震中、高烈度地区的应用和推广。房屋建筑技术规程中对冷弯薄壁型钢做了详细说明，明确要求冷弯薄壁型钢所使用的低层建筑的层数不大于3层，檐口高度不大于12m。

根据现有的行业规范，目前冷弯薄壁型钢主要适用于民用建筑，且在墙体开洞时，只能是实现小开洞。如附图1所示，现有的低层冷弯薄壁型钢房屋墙体结构的承重墙主要由钢带斜拉条1、二层墙体立柱 2、顶导梁3、墙结构面板4、底导梁5、过梁6、洞口柱7、钢带水平拉条8、刚性撑杆9、角柱10等部件组成。非承重墙可不设置钢带水平拉条8、刚性撑杆9，墙体立柱的间距宜为400mm～600mm，墙体洞口的开洞尺寸：洞口宽度b≤400mm，洞口高度h≤600mm。

现随着城市的发展和工程的需要，逐渐将冷弯薄型钢结构应用到公用建筑上，但是根据目前的行业标准规范，只能实现小开洞，然而在公用建筑上，对采光面积的需求远大于民用建筑，故需要对墙体提出的大开洞的需求(即：洞口宽度b≥1800mm，洞口高度h≥2400mm)。发明人经多次分析发现，现有的低层冷弯薄壁型钢房屋墙体结构的承重墙之所以不能在中、高烈度地震地区实现大开洞的一大难题在于本身的结构设计体现存在缺陷，首先对于地震带而言，地震发生所传递出来的地震波即包括横波也包括纵波，从图1中可以发现，该种结构对于纵波有较强的抵抗作用，但是对于横波则没有较好的抵抗作用。然而对于地震波(纵波与横波混杂)而言，该种结构抗震性能较弱，开洞越大，则整体的结构受力抗震性更弱。

技术实现要素：

本发明的目的在提供一种冷弯薄壁型蒙皮复合抗震墙结构，以解决现有技术冷弯薄壁墙体结构不能实现大开洞的技术问题。

为了达到上述目的，本发明的基础方案为：冷弯薄壁型蒙皮复合抗震墙结构，包括格构密肋冷成型钢骨架，所述格构密肋冷成型钢骨架包括蒙皮和至少两个连续的承载受力格构密肋单元，所述承载受力格构密肋单元包括顶梁、底梁和若干根相互平行的钢柱，所述钢柱位于顶梁和底梁之间，所述顶梁、底梁和钢柱相互之间通过自钻自攻螺钉或钉子或螺栓或拉铆钉实现相互连接；所述钢柱上设有钢密肋，相邻钢柱之间设有若干相互平行的水平腹杆，相邻水平腹杆和相邻两个钢柱形成的格构空间内设有斜腹杆，斜腹杆将格构空间分割为两个三角形空间；所述钢柱、水平腹杆和斜腹杆均是通过自钻自攻螺钉或钉子或螺栓或拉铆钉实现与蒙皮连接，钢柱、水平腹杆和斜腹杆相互之间均是通过自钻自攻螺钉或钉子或螺栓或拉铆钉实现连接；所述格构密肋冷成型钢骨架整体为桁架结构体系。

本方案中的水平腹杆和斜腹杆，在实际应用中，可以是水平腹板或斜腹板等。钢柱上设有钢密肋的结构在应用过程中也可以直接选用钢密肋板，一方面是结构上的性能高，另一方面钢密肋板的材料自身性能强度较高。

本基础方案的有益效果在于：采用承载受力格构密肋单元形成规格化制造，在相邻的钢柱之间通过设置水平腹杆、斜腹杆和蒙皮作用提高了墙体的抗横波和纵波的冲击性能。在该墙体上设计开洞时，由于在每一层水平高度的格构空间中，由于斜腹杆将格构空间分割为两个三角形空间，故整个墙体结构就由若干个三角形结构形成，从而墙体的抗横波和抗纵波的冲击性能。此外，由于钢柱、水平腹杆和斜腹杆均是通过自钻自攻螺钉或钉子或螺栓或拉铆钉实现与蒙皮连接，由此可见每个格构空间内的三角形结构上均是有蒙皮连着，此时蒙皮结构进一步将三角形结构的各边进行连接，增强整个三角形结构的抗冲击能力，由于整个墙体结构分割为若干单元的三角形结构，且还通过蒙皮结构增加其稳定性。克服了传统的冷弯薄壁结构形成的墙体不能实现大开洞的问题。此外，本方案的整个抗震墙体所有连接方式全部是通过自钻自攻螺钉或钉子或螺栓或拉铆钉来实现连，使整个抗震墙体结构形成一个桁架结构体系，提高抗震性能。此外还克服了冷弯薄壁型钢因厚度比较薄不能采用焊接(焊接会将冷弯薄壁型钢焊穿)，在传统的框架体系中需要单独设计钢接的框架(钢梁和钢柱之间采用焊接等方式)作为主支撑框架的缺陷。此处的钢接指：刚性连接，如焊接。

本方案的抗震墙体结构所有的零部件之间均是采用自钻自攻螺钉或钉子或螺栓或拉铆钉实现相互连接，一方面是方便材料的运输和现场的组装，另一方面还方便材料的后期拆卸回收。

优选方案一：作为基础方案的优选，所述格构密肋冷成型钢骨架呈“一”字形、“L”字形或“T”字形，所述承载受力格构密肋单元在竖直方向的数量至少为2个，所述水平腹杆和斜腹杆分别与钢密肋连接。可根据实际的现场需求情况，对格构密肋冷成型钢骨架进行形状调整，以增加其现场施工的适用性。水平腹杆与斜腹杆通过与钢密肋连接时在拆卸安装方面降低制作难度，在整个墙体的安装制作难度也相应较低。

优选方案二：作为基础方案或优选方案一的优选，所述固定件为自钻自攻螺钉，同一高度处的相邻承载受力格构密肋单元中的斜腹杆形成“八”字形或“V”字形；蒙皮上分布的自钻自攻螺钉或钉子或螺栓或拉铆钉采用密集型分布。本方案在同一高度所在区域的相邻斜腹杆形成“八”字形或“V”字形，能有效提高整体墙体结构的力学性能；此外，采用密集型分布能有效的提高三角形结构的受力点(类似于在三角形的框架上相邻边上安装有分布比较密集的两端铰接的拉梁。)，使相邻的杆件之间的稳定性更高。

优选方案三：作为选方案二的优选，相邻承载受力格构密肋单元共用一根钢柱，在不降低整体强度的情况下，降低制作成本。

优选方案四：作为基础方案或优选方案一或优选方案三的优选，还包括用于连接相邻蒙皮的钢带，所述蒙皮与钢带通过自钻自攻螺钉或钉子或拉铆钉实现相互连接。在相邻的蒙皮拼接处，通过钢带实现连接，然后在通过自钻自攻螺钉或钉子或拉铆钉实现连接，一方面确保了相邻蒙皮处的连接处理，另一方面，也方便后续的拆卸工作。

附图说明

图1是现有技术冷弯薄壁型钢结构墙体的结构示意图；

图2是本发明冷弯薄壁型蒙皮复合抗震墙结构实施例一的结构示意图；

图3是图2的俯视图；

图4是“L”字形冷弯薄壁型蒙皮复合抗震墙结构的示意图；

图5是“T”字形冷弯薄壁型蒙皮复合抗震墙结构的示意图；

图6是抗拔件构造图；

图7是图6的左视图；

图8是W-1试件构造图；

图9是图8的俯视图；

图10是W-2试件构造图；

图11是图10的俯视图；

图12是W-3试件构造图；

图13是图12的俯视图；

图14是W-4试件构造图；

图15是图14的俯视图；

图16是W-5试件构造图；

图17是图16的俯视图；

图18是W-6试件构造图；

图19是图18的俯视图；

图20是三肢拼合墙架柱拼合截面形式图；

图21是墙体抗剪试验装置简图；

图22是图21的左视图；

图23是墙体试件位移计布置简图；

图24是墙体实际剪切变形图；

图25是墙体转动位移图；

图26是按面积互等确定屈服点图；

图27是能量耗散系数E的确定图；

图28是W-1A试件滞回曲线图；

图29是W-1A试件骨架曲线图；

图30是W-1B试件滞回曲线图；

图31是W-1B试件骨架曲线图；

图32是W-2A试件滞回曲线图；

图33是W-2A试件骨架曲线图；

图34是W-2B试件滞回曲线图；

图35是W-2B试件骨架曲线图；

图36是W-3A试件滞回曲线图；

图37是W-3A试件骨架曲线图；

图38是W-3B试件滞回曲线图；

图39是W-3B试件骨架曲线图；

图40是W-4A试件滞回曲线图；

图41是W-4A试件骨架曲线图；

图42是W-4B试件滞回曲线图；

图43是W-4B试件骨架曲线图；

图44是W-5A试件滞回曲线图；

图45是W-5A试件骨架曲线图；

图46是W-5B试件滞回曲线图；

图47是W-5B试件骨架曲线图；

图48是W-6A试件滞回曲线图；

图49是W-6A试件骨架曲线图；

图50是W-6B试件滞回曲线图；

图51是W-6B试件骨架曲线图；

图52是柱间桁架影响对比图；

图53是洞口影响对比图；

图54是双面覆板影响对比图；

图55是螺钉间距影响对比图；

图56是竖向荷载影响对比图；

图57是总体骨架曲线对比图。

具体实施方式

下面通过具体实施方式对本发明作进一步详细的说明：

说明书附图中的附图标记包括：钢带斜拉条1、二层墙体立柱2、顶导梁3、墙结构面板4、底导梁 5、过梁6、洞口柱7、钢带水平拉条8、刚性撑杆9、角柱10；钢柱20、水平腹杆21、斜腹杆22、钢带 23、OSB板24。

实施例一

如图2、图3所示，冷弯薄壁型蒙皮复合抗震墙结构，包括四个纵向承载受力格构密肋单元、一个横向承载受力格构密肋单元和两块OSB板24。将4个纵向的承载受力格构密肋单元分为两组，横向承载受力格构密肋单元位于两组纵向格构密肋的顶部之间，两组纵向承载受力格构密肋单元之间的底部连接有横向拉梁，进而形成一个矩形的大开洞(宽b＝1800mm、高h＝2400mm)。纵向承载受力格构密肋单元主要由钢柱20、水平腹杆21和斜腹杆22等组成，钢柱20、水平腹杆21和斜腹杆22相互间通过自钻自攻螺钉连接，此外也还可以选择钉子或拉铆钉等方式连接。

左、右两组纵向承载受力格构密肋单元的中间钢柱20为槽钢，两边的钢柱20为由两根槽钢背对背拼焊而成的工字型钢，槽钢选用C140x40x11x1.5mm规格。每一组纵向承载受力格构密肋单元中，同一水平高度处的相邻两根斜腹杆22形成“八”字形。OSB板24与水平腹杆21、斜腹杆22和曹钢均通过分布密集的自钻自攻螺钉连接。当OSB板24的长度不够完成一个完整的纵向承载受力格构密肋单元的覆盖时，可采用拼接方式实现，并在拼接位置处，通过安装钢带23使用自钻自攻螺钉实现连接，进而提高材料的利用率。此OSB板就是指蒙皮。

水平承载受力格构密肋单元的结构形式和材料与纵向承载受力格构密肋单元相同，不同之处在于：水平承载受力格构密肋单元中的相邻水平腹杆21的间距较小，这可提高水平承载受力格构密肋单元中钢柱20的受力点。横向拉梁上的水平腹杆21之间焊接有斜腹杆22。整个墙体结构经水平腹杆21和斜腹杆22分割为若干个三角形区域，一方面增加其各板块区域的稳定性，另一方面增加各梁、柱的受力点，进而增加整个墙体的承重性和抗震性，无论是横波还是纵波，冲击该墙体时，墙体都是以内部结构为三角形的结构进行抵抗(因三角形结构的稳定性比较高)。此外，横向承载受力格构密肋单元、纵向承载受力格构密肋单元和横向拉梁的表面均安装有OSB板24，并且是通过分布比较密集的自钻自攻螺钉连接，这就进一步提高了每一个三角形区域的结构强度，因为在一个三角形区域中，可将OSB板抽象为由非常密集的拉杆组成，而每根拉杆的两端连接在三角形区域的两条边上，此处说的三角形区域是指由钢柱20、水平腹杆21和斜腹杆22形成的区域。

此外，可根据现场的施工的设计需要，整个墙体结构形式还可以设计为“L”字形或“T”字形的墙体结构，如图4、图5所示。

实施例二

制作墙体试件进行各性能验证分析，所有墙体试件的墙架柱均为C形冷弯薄壁型钢，规格 C140×40×11×1.2mm；顶梁、底梁为冷弯槽钢，规格U140×35×1.2mm，钢材的屈服强度为345N/mm²；OSB 板厚度均为12mm，采用ST4.8型自攻自钻螺钉与墙架柱连接；组合墙体的墙板与钢骨架连接的自钻自攻螺钉在墙体周边间距为100mm或50mm，内部间距为300mm。组合墙体试件编号及抗剪试验研究内容见表1.1，试件的详细构造图见图8～19。其中带支撑试件的水平支撑采用U140×35×1.2mm，斜向支撑采用 C140×40×11×1.2mm，支撑与墙架柱之间通过ST4.8型自攻自钻螺钉进行连接。抗拔件尺寸如图6和图7 所示，钢材的屈服强度为345N/mm²，通过10.9级的M24抗拔螺栓将抗拔件连接于加载梁和底座。

表1.1组合墙体试件编号及抗剪试验研究内容

端墙架柱设计:

第一批墙体试件(W-1～W-3)端墙架柱均采用冷弯薄壁三肢C140×40×11×1.2mm拼合截面形式，其构造如图20所示。墙架柱高度为3250mm，柱端部纵向螺钉间距为125mm，中间纵向螺钉间距为300mm。

第二批墙体试件(W-4～W-6)的端墙架柱均采用冷弯薄壁四肢C140×40×11×1.2mm拼合截面形式。墙架柱高度为3250mm，柱端部纵向螺钉间距为125mm，中间纵向螺钉间距为300mm。

洞口处墙架柱设计：

洞口处墙架柱选用三肢C140×40×11×1.2mm拼合墙架柱，开洞尺寸为1800×2400mm(宽×高)，墙架柱间距为400mm。

试验装置

试验在大象房屋轻钢集成房屋技术专项试验室进行。水平推拉力采用液压伺服作动器加载，该作动器一端与加载梁端部连接，另一端支承在反力架上，在墙架柱对应的上、下导轨腹板处放置20cm厚的钢垫板，以确保正确的竖向荷载传力路径。试件上下顶梁和底梁通过间距400mm的8.8级M12抗剪螺栓连接于加载梁和底座；试件上下4个抗拔件通过10.9级的M24抗拔螺栓连接于加载梁和底座。试验全过程由伺服加载控制器及微机控制，试验数据由360通道7D－602数据采集仪采集。组合墙体试验装置及构造见图21和图22。

测点布置

墙体试件按图23所示布置了位移计，D1为作动器中配置的位移传感器，用于测试墙体加载梁的水平方向位移；D2为架设在加载梁底部并抵住墙体顶部位置，用于测试墙体顶部与加载梁之间的水平方向位移差值；D3、D4分别测试试件与加载底座的水平方向滑移值；D5、D6分别测试试件两端相对于底座间的竖向位移值；D7、D8分别测试底座相对地面的竖向位移值。此外，在试件两边端柱腹板上布置了电阻应变片以测试端立柱的拉压力变化情况。

如图23所示各位移计的布置，试验过程中墙体顶部实测得的位移δ0是由墙体转动时的顶部位移δφ、墙体与台座相对滑动位移δl以及墙体的实际剪切变形δ三部分组成(如图24所示)。墙体的实际剪切变形δ包括面板的剪切变形和螺钉连接处的累积变形。

故墙体的实际剪切变形为：Δ＝δ＝δ0-δl-δφ

式中，δ0—为试验过程中墙体顶部实测得到的侧移值，D2的读数考虑高度折减后的数值，(加载梁高320mm，梁高一半再加上100等于260)；

δl—为试件的水平滑移，即位移计D3和D4的差值：δl＝D3-D4；

—为墙体转动引起的顶部位移，按图25所示计算：

其中，δα＝(D6-D8)-(D5-D7)；L为墙体长度，A、B分别代表位移计D5、D6距墙体端部的距离，为55mm(见图25)。

综上，可求出各试件扣除各种影响因素的实际剪切变形值Δ。利用计算出的Δ值与对应的水平荷载值P，即可画出各试件的荷载－位移(P-Δ)曲线。

加载制度

本次试验对W-1～W-5试件施加水平低周反复荷载，对W-6试件先施加竖向荷载后水平循环加载。其中，竖向荷载的取值80kN。参照一般三层冷弯薄壁型钢结构房屋(层高3m)的底层墙体计算结果，墙体竖向荷载的取值折合竖向千斤顶荷载约80kN。

(1)竖向荷载

将竖向荷载一次加载到位，并保持恒定不变，试件的竖向荷载数值取为80kN，待试件变形稳定后，记录各位移计和应变片的初始读数。

(2)水平荷载

试验采用位移增量控制加载，试验开始时，以4mm为增量，每级循环1次；当位移达到20mm时，改为以10mm为增量，每级循环3次；直至试验结束。水平荷载P推为“+”，拉为“—”。

数据处理方法

组合墙体试件屈服点、破坏点的确定

按照介绍的方法，由试验数据可以确定出墙体顶部的净侧移Δ。对于低周反复加载试验中的墙体，将其滞回曲线的所有峰值点(开始卸载点)连接起来，就可得到该试件的骨架曲线。骨架曲线反映了试件的屈服荷载和极限承载力，其形状大体和单调加载曲线相似，但其极限荷载则略低于单调加载试件的极限荷载。

由试验数据所得到的荷载～侧移(P-Δ)曲线没有明显屈服点，借鉴现行的行业标准《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101-2015)的规定，试件承受的最大荷载Pmax和相应的变形Δ取试件的荷载～侧移(P-Δ)曲线上的荷载最大值和相应的侧移；破坏荷载Pu和相应侧移Δu取试件在最大荷载出现后，随侧移的增加而荷载降至最大荷载的85％时的相应荷载和相应侧移；屈服荷载Py按照骨架曲线所包面积互等的办法确定，相应的侧移Δy为屈服点位移。如图26所示，过Pmax点作水平线，由原点O作割线与该水平线相交于A点，使面积①与面积②相等。过A点作垂线交荷载～侧移曲线于B点，B点对应的荷载为屈服荷载 Py，对应的位移为屈服位移Δy。

延性系数μ＝Δu/Δy，是反应结构塑性变形能力和衡量其抗震性能的一个重要指标。

用能力耗散系数E来衡量试件的能量耗散能力(如图27)。本次试验数据处理过程中，能量耗散系数E按Pmax时计算：

抗剪墙体的抗剪刚度K的确定

根据JGJ227-2011 5.2.4节的条文说明，试件的抗剪刚度值可分别由1:1组合墙体模型试验的单调加载的荷载—位移(P-Δ)曲线和滞回加载时荷载—位移(P-Δ)滞回曲线的骨架曲线确定。

对风荷载作用下，可得墙体的侧移1/300rad时的刚度为：

每米宽墙体的刚度为：则有：

同理，地震作用下抗剪组合墙体的水平侧向刚度也可由试件的荷载—位移(P-Δ)滞回曲线的骨架曲线确定如下：

多遇地震作用下的抗剪组合墙体的水平侧向弹性变形限值取为1/300层高，每米宽墙体的刚度为：

表中的抗剪刚度值，根据相关试验结果确定并作调整而得。

试验数据处理结果

各试件的抗震性能指标如表2.1所示。

表2.1各试件主要抗震性能试验结果

注：根据《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》(JGJ 227-2011)中8.2.4节的规定，W-3试件洞口尺寸为2400×1800mm，洞口宽度超过400mm，且洞口高度超过600mm限值，故不考虑洞口连接处的抗剪承载力，故W-3试件的计算宽度lw仅考虑窗肢墙的宽度，即取为2000mm；其他试件lw取为2400mm。

各试件的滞回曲线图及骨架曲线图

(1)第一组试件：单面覆OSB板+无柱间支撑+无洞口+螺钉间距为100/300mm

见图28～图31。

注：W-1A为双面覆OSB板的试件，试验时由于加载至位移70mm时抗拔件破坏，故承载力下降，后试验方案中对W-1B试件改为单面覆OSB板。

(2)第二组试件：单面覆OSB板+加柱间支撑+无洞口+螺钉间距为100/300mm见图32～图35。

(3)第三组试件：单面覆OSB板+加柱间支撑+开洞口+螺钉间距为100/300mm见图36～39。

(4)第四组试件：双面覆OSB板+加柱间支撑+开洞口+螺钉间距为100/300mm见图40～43。

(5)第五组试件：单面覆OSB板+加柱间支撑+不开洞口+螺钉间距为50/300mm见图44～47。

注：W-5A端柱采用三肢拼合，试验过程中，发现在低周反复荷载作用下，端柱底部靠近抗拔件上方柱截面发生严重折曲，最终两侧端柱在该位置处发生断裂；W-5B端柱采用四肢拼合，试验过程中，在低周反复荷载作用下，端柱并未发生严重折曲及断裂，但由于加载至位移为90mm时，覆面板处螺钉完全失效，故导致承载力突然下降。

(6)第六组试件：单面覆OSB板+加柱间支撑+不开洞口+螺钉间距为100/300mm+竖向荷载见图 48～51。

试验结果分析

6个墙体试件骨架曲线对比见图52～57。

墙架柱间带桁架对墙体抗震性能的影响

由图52及表2.1可知：墙架柱间带桁架组合墙体与不带桁架组合墙体相比，屈服荷载提高了26.13％，峰值荷载提高了27.95％，抗侧刚度提高了10.99％；由于支撑对组合墙体型钢骨架的变形起到了一定的约束作用，因此墙体延性降低约13.54％。

墙体开洞对墙体抗震性能的影响

由图53及表2.1可知：开洞口组合墙体与不开洞口组合墙体相比，屈服荷载降低了17.93％，峰值荷载降低了17.05％；抗侧刚度提高了2.76％，但开洞组合墙体的延性较无开洞组合墙体的延性提高约7％。单面墙面板和双面墙面板组合墙体的抗震性能分析

由图54及表2.1可知：双面覆OSB板的组合墙体与单面覆OSB板的组合墙体相比，屈服荷载提高了67.97％，峰值荷载提高了72.46％，抗侧刚度提高了77.34％，延性提高了9.60％。

螺钉间距对墙体抗震性能的影响

由图55及表2.1可知：螺钉间距为50/300mm的组合墙体与螺钉间距为100/300mm的组合墙体相比，屈服荷载提高了56.11％，峰值荷载提高了56.29％，抗侧刚度提高了29.97％。

竖向荷载对墙体抗震性能的影响

由图56及表2.1可知：对W-6组合墙体施加了竖向荷载80kN，与不施加竖向荷载的W-2组合墙体相比，屈服荷载降低了2.69％，峰值荷载降低了1.73％，但竖向荷载的施加，使抗侧刚度提高了22.37％，延性提高了10.10％。