陳英杰， 董睿成， 魏敬徽， 朱 磊， 王俊平

（新疆農(nóng)業(yè)大學水利與土木工程學院，烏魯木齊 830052）

裝配式建筑作為一種高效，環(huán)保，節(jié)能的建筑體系，近幾年在國內(nèi)得到了大范圍的推廣［1］. 隨著裝配式建筑的大規(guī)模建造，各種性能優(yōu)異的建筑外圍護結構也層出不窮［2-7］，在裝配式建筑中外圍護體系應同時滿足建筑節(jié)能保溫的要求和建筑結構圍護的要求［8］，并應充分發(fā)揮裝配式建筑的優(yōu)勢［9］. 輕鋼結構外墻掛板結構形式靈活，施工方便，即可以滿足圍護結構的性能要求也可以體現(xiàn)出裝配式建筑的優(yōu)點［10］，是一種優(yōu)秀的裝配式圍護構件，開展輕鋼結構外墻掛板受力性能研究可以有效地推動我國裝配式建筑的發(fā)展. 國內(nèi)外學者對鋼結構外墻掛板進行了一系列的研究，Sharaf［11-12］對預制外墻掛板的受彎性能進行了試驗研究，結果表明保溫芯材密度對墻板抗彎具有影響；戎賢等［13］對不同插筋狀態(tài)下的聚苯板保溫外墻掛板的抗彎性能及剛度進行了分析，并得出了掛板最優(yōu)插筋形式；完海鷹等［14-16］對采用桁架筋為龍骨的混凝土夾芯外墻板進行了抗彎性能研究，得出了墻板的受力特性及龍骨布置，談成龍［17］在此基礎上對輕鋼結構夾芯復合外掛墻板在開洞條件下的抗彎性能研究，并提出了不同條件下的墻板規(guī)格參數(shù)；謝劍［18］、黃遠［19-20］研究了鋼筋混凝土結構外墻掛板的抗震性能，認為外掛板同樣具有提高結構體系抗震的作用. 綜上所述，國內(nèi)學者對外墻掛板已經(jīng)進行了大量的研究，在此基礎上本文提出一種新型的輕鋼結構裝配式外墻掛板. 輕鋼龍骨聚氨酯外墻掛板主要由桁架筋主龍骨、硬質(zhì)聚氨酯保溫層以及內(nèi)外飾面層三部分組成，掛板具有輕質(zhì)高強，保溫節(jié)能效果良好，易于安裝轉運的特點，輕鋼龍骨聚氨酯外墻掛板的推廣使用可以增強裝配式建筑的物理性能并且有效地提高裝配式建筑的施工效率.

為促進輕鋼龍骨聚氨酯外墻掛板的安全使用，有必要深入研究其抗彎性能. 因此本文對4組不同因素影響下的輕鋼龍骨聚氨酯外墻掛板進行了有限元模擬，研究了龍骨高度、龍骨布置間距、龍骨鋼筋等級以及龍骨鋼筋直徑對輕鋼結構外墻掛板抗彎性能的影響，旨在探究墻板彎曲與上述影響因素的相關性，為輕鋼結構外墻掛板的方案設計以及理論研究提供依據(jù).

1 建立有限元模型

1.1 試件設計

輕鋼龍骨聚氨酯外墻掛板由桁架筋龍骨、硬質(zhì)聚氨酯和硅酸鈣板復合成型，為了研究墻板的抗彎性能設計了尺寸為3000 mm×1200 mm×146 mm的墻板作為實驗板. 實驗板采用110 mm高的桁架龍骨，其布置間距為525 mm，桁架筋采取豎向布置的方式，每根桁架筋龍骨通過上下兩端的連接板與薄壁鍍鋅C型鋼外邊框鉚接形成整體. 桁架龍骨采用鋼筋焊接成型，上下弦鋼筋直徑均為10 mm，腹桿鋼筋直徑為5 mm，上下兩端與連接板焊接. 墻板的內(nèi)外兩側分別設置厚度為8 mm 的硅酸鈣板，通過柔性尼龍拉結件的拉力將硅酸鈣板與桁架筋拉結在一起. 在墻體空腔內(nèi)沖筑聚氨酯，通過高溫加壓發(fā)泡的方式將桁架龍骨包裹其中形成桁架—聚氨酯復合構件，填充的同時聚氨酯通過黏性將內(nèi)外硅酸鈣板與桁架筋黏接形成整塊墻板. 輕鋼龍骨聚氨酯外墻掛板實驗板的構造圖如圖1 所示，墻板的龍骨布置示意圖如圖2所示.

圖1 墻板構造圖Fig.1 Structure of wall panel

圖2 墻板龍骨布置示意圖Fig.2 Schematic layout of wall panel truss

1.2 建立模型及計算假設

采用ANSYS SplaceClaim軟件根據(jù)實驗板實際尺寸建立基本板A1 的三維模型進行墻板抗彎性能模型分析，模型示意如圖3所示. 實驗板接觸狀態(tài)復雜，墻板中部分結構試件在抗彎過程中影響相對較低，計算模型應進行相應簡化. 模型中未設置柔性尼龍拉接件，內(nèi)外硅酸鈣板只依靠硬質(zhì)聚氨酯的黏聚力粘接在聚氨酯保溫層上，模擬時設置為摩擦接觸（Frictional），設置摩擦系數(shù)為0.356［21］；模型中聚氨酯保溫層一次生成，模型設計為均質(zhì)整體性的材料，聚氨酯與鋼筋桁架之間設置為摩擦接觸（Frictional），取摩擦系數(shù)為0.18［22］；為更好地研究桁架筋龍骨與聚氨酯形成的復合體的抗彎性能，模型中對板面四周的C 型鋼外邊框進行了簡化，計算模型中桁架之間無橫向連接；為模擬墻體實際的抗彎狀態(tài)，模型中將約束施加在位于每個試件板左右兩側桁架上的連接板，連接板焊接于桁架筋下弦之間，位于距離桁架上下兩端150 mm，連接板的位置如圖1所示，在連接板上的邊界條件限定為固定約束.

對模型中的各個構件材料進行設計. 模型中桁架筋采用的鋼材其應力-應變關系根據(jù)鋼材非線性的特點其本構關系模型采用雙線性等向強化模型，由鋼筋組成的桁架筋各個節(jié)點實際構造為焊接，在模型中設置為綁定接觸（Bonded）；硬質(zhì)聚氨酯材料屈服強度取0.19 MPa，彈性模量為39.5 MPa，泊松比取0.42，設計中為均質(zhì)整體構件；硅酸鈣板彈性模量為0.12×105MPa，屈服強度為15 MPa，泊松比為0.4，兩側硅酸鈣板均為單一的整體板.

根據(jù)模型的受力狀況和邊界條件，對本次實驗模擬做出以下基本假設：

1）假定硬質(zhì)聚氨酯材料為均質(zhì)的彈性材料，聚氨酯發(fā)泡率對墻體的影響忽略不計；

2）由于實際工程中硬質(zhì)聚氨酯通過高溫高壓沖筑的方式填充在桁架筋與硅酸鈣板之間，故假定聚氨酯與兩者接觸面均勻，連接良好；

3）建模時不考慮柔性連接件和C型鋼邊框的抗彎強度貢獻.

圖3 輕鋼龍骨聚氨酯外墻掛板有限元模型Fig.3 Finite element model of light steel keel polyurethane composite wall panel

2 基本板p-δ曲線分析

2.1 模型驗證

根據(jù)實驗板抗彎實驗數(shù)據(jù)繪制成p-δ曲線并與基本板A1的p-δ曲線進行對比，由圖4可以發(fā)現(xiàn)實驗板與基本板A1在彈性階段上升趨勢相同，曲線基本重合，墻板在5.83 kN/m2時有限元分析結果為42.3 mm，比實驗結果39.87 mm大了5.1%，且A1的p-δ曲線在實驗板的p-δ曲線下，有限元分析的結果始終大于實驗的結果，說明有限元分析得出的墻板剛度值偏小，結果較為保守. 結合實驗中的復雜因素，可以認為有限元模擬具有較高的可信度.

2.2 基本板p-δ曲線分析

研究在水平荷載作用下墻板的彎曲響應，得到基本試件板A1的最大撓度位置的水平均布荷載（p）-撓度（δ）關系曲線，如圖4所示.

圖4 實驗板與基本墻板p-δ曲線Fig.4 p-δ curves of experiment board and basic wall board

由基本試件板A1的p-δ曲線可以看出，基本試件板A1的抗彎彈性極限荷載值為5.83 kN/m2，此時墻板的撓度值隨荷載增大呈現(xiàn)線性變化，上下硅酸鈣板未達到屈服強度，墻板整體處于彈性階段；荷載值大于5.827 kN/m2后，支承面硅酸鈣板跨中首先達到屈服強度，隨著荷載的增加硅酸鈣板屈服的面積逐漸增大，此過程中聚氨酯層迅速屈服，墻板整體處于塑性變形階段；取墻板變形量為L/50時的荷載值P（L/50）為墻板的承載力極限荷載值，基本試件板A1的P（L/50）為7.979 kN/m2，此時墻板處于塑性變形階段，但此時桁架筋龍骨依舊處于彈性狀態(tài)具有一定承載力，墻板具有較好的塑性變形能力；取墻板變形量為板長的L/200時的荷載值P（L/200）為墻板正常使用極限荷載值，基本試件板A1的P（L/200）=2.070 kN/m2，此時墻板處于彈性變形階段可以正常使用.

從曲線發(fā)展上看，基本試件板A1彈性階段發(fā)展到塑性階段過程中p-δ曲線的斜率變化相對較小，可看出聚氨酯層及硅酸鈣板飾面層對墻板抗彎剛度貢獻相對較低；超過抗彎彈性極限荷載后，曲線轉折迅速，墻體剛度退化快，但剛度退化后又趨于穩(wěn)定，可見墻板的塑性變形過程處于桁架龍骨的彈性變形過程中，使墻體具有良好的彈塑性變形能力.

3 數(shù)值分析

3.1 變量因素

實際工程中對輕鋼龍骨聚氨酯外墻掛板抗彎性能產(chǎn)生影響的因素有很多，為了探究不同因素對工程設計的影響，通過有限元模擬的方式建立不同因素下墻板的p-δ 曲線分析，因素包括：桁架龍骨高度、桁架間距、鋼筋等級以及上下弦鋼筋直徑. 不同因素下設計構件的因素水平如表1所示.

表1 墻板構件設計因素及水平Tab.1 Design factors and levels of wall panel components

3.2 桁架高度

通過ANSYS有限元分析得到在桁架龍骨高度改變過程中墻板的p-δ 關系曲線如圖5所示. 通過曲線可知B組試件墻板抗彎彈性極限的荷載值、承載力極限荷載值、正常使用極限荷載值，結果如表2所示.

對B組試件進行分析并與A組對比，可以得到桁架高度因素對墻板抗彎性能的影響. 如表2所示，隨著桁架龍骨高度的增加墻板的抗彎性能增加，當桁架高度從90 mm提高到130 mm時墻板抗彎彈性極限的荷載值提升了12.6%、承載力極限荷載值提升了26.7%、正常使用極限荷載值P（L/200）提升了27.5%，隨著桁架高度的增加，上下弦鋼筋距離中性軸的距離增加，抗彎截面的力臂長度增長，提升了墻板的慣性矩，從而增加墻體抗彎承載力.

圖5 不同桁架高度下墻板的p-δ關系曲線Fig.5 The p-δ relation curves of wall panels under different truss heights

表2 不同桁架高度因素下墻板的模擬參數(shù)Tab.2 Simulation parameters of wall panels under different truss height factors 單位：kN·m-2

從曲線發(fā)展上看，B1，B2，A1試件在墻板彈性階段剛度相近，彈性階段結束后B2試件的p-δ關系曲線轉折最為明顯，剛度變化最大. B2試件中彈性階段由桁架龍骨、聚氨酯及硅酸鈣板共同承擔荷載，進入塑性階段硅酸鈣板產(chǎn)生裂縫后逐漸退出工作狀態(tài)，破壞墻體的復合結構受力狀態(tài)，且B2 試件中桁架龍骨高度抵抗彎承載力最低，但此時復合體受力更加均勻，聚氨酯及硅酸鈣板起到的抗彎作用更加明顯，故B2 曲線彈性階段結束后產(chǎn)生較大的剛度變化.

3.3 桁架間距

采用ANSYS有限元分析C組試件在桁架龍骨間距分別為300、375、450 mm時墻板的p-δ關系曲線并與A組試件對比，如圖6所示. 通過曲線可知C組試件墻板抗彎彈性極限的荷載值、承載力極限荷值、正常使用極限荷載值，結果如表3所示.

圖6 不同桁架間距下墻板的p-δ關系曲線Fig.6 The p-δ relation curves of wall panels under different truss spacings

表3 不同桁架間距因素下墻板的模擬參數(shù)Tab.3 Simulation parameters of wall panels under different truss spacing factors 單位：kN·m-2

對C組試件進行分析并與A組對比，可以得到桁架間距變化對墻板抗彎性能的影響. 如表3所示，隨著桁架龍骨間距的增加墻板的抗彎性能逐漸降低，當桁架間距從525 mm降低到300 mm時墻板抗彎彈性極限的荷載值提升了24.9%、承載力極限荷載值提升了34.7%、正常使用極限荷載值P（L/200）提升了50.7%；隨著桁架間距的降低，桁架越來越密集，墻板作為桁架——聚氨酯復合材料，桁架的密集度提升增加了墻板的配筋率，提升了墻板的抗彎性能. P（L/200）提升幅度較大，反映出桁架間距的提升對墻板的剛度提升較大，是由于鋼筋桁架在復合板的剛度貢獻較大.

從曲線發(fā)展上看，C1、C2、C3、A1 試件在變形過程中趨勢相近，圖6 中各試件曲線由上到下剛度逐漸降低，但其中C1試件的p-δ關系曲線較C2的p-δ關系曲線增長幅度的最為明顯，結合表3中的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)隨著桁架間距的提升，墻板剛度的降低更為迅速. 這是由于復合板為非均質(zhì)材料剛度分布不均勻，桁架的分布在硬質(zhì)聚氨酯中，對聚氨酯的影響并不是完全線性的，達到一定的間距后桁架的影響效果更為明顯，兩桁架之間的聚氨酯距離桁架越遠受到桁架的影響越薄弱，導致其抗彎能力越低.

3.4 鋼筋等級

D1、D2和D3試件分別為選用HPB300、HRB335和HRB500鋼筋制成的桁架龍骨，采用ANSYS有限元軟件對D組試件進行分析，得到墻板的p-δ關系曲線并與采用HRB400鋼筋制成桁架的A組試件對比，p-δ關系曲線如圖7所示. 通過曲線可知D組試件墻板抗彎彈性極限的荷載值、承載力極限荷值、正常使用極限荷載值，結果如表4所示.

圖7 采用不同鋼筋等級的桁架時墻板的p-δ關系曲線Fig.7 The p-δ relation curves of the wall panel with different reinforcement grades of trusses

表4 采用不同鋼筋等級的桁架時墻板的模擬參數(shù)Tab.4 Simulation parameters of wall panels with different reinforcement grades of trusses 單位：kN·m-2

對D組試件進行分析并與A組試件對比，可以得到采用不同鋼筋等級桁架對墻板抗彎性能的影響. 如表4 所示，隨著桁架龍骨選用的鋼筋等級提高墻板的抗彎性能逐漸提高，當桁架筋等級從HPB300 提升到HRB500時墻板抗彎彈性極限的荷載值提升了27.3%、承載力極限荷載值提升了10.33%、正常使用極限荷載值P（L/200）提升了6.82%；隨著桁架鋼筋等級的提升，墻體抗彎彈性極限的荷載值提升較大，由于單個桁架的抗彎承載力增加，從而提高復合墻體的抗彎承載力，提升墻板整體的抗彎性能.

從曲線發(fā)展上看，D1、D2、A1、D3試件在彈性變形階段中曲線發(fā)展狀態(tài)基本一致，圖7中各試件曲線彈性階段剛度相近，但隨著選用的桁架鋼筋等級提高復合墻體的抗彎承載力相應提高，結合表4的數(shù)據(jù)其中承載力極限荷載值提升的并不高，是由于采用撓度指標作為承載力的標準，撓度變形達到標準時處于墻體的塑性變形階段但桁架龍骨并未屈服，故通過抗彎彈性極限的荷載值側面反應墻體的荷載提升效果較為合理. 綜上所述，提高桁架鋼筋等級是提升墻板抗彎承載力的有效途徑.

3.5 鋼筋直徑

E1、E2和E3試件分別為選用直徑為6、10、12 mm鋼筋制成的桁架龍骨，采用ANSYS有限元軟件對E組試件進行分析，得到墻板的p-δ關系曲線并與采用直徑8 mm鋼筋制成桁架的A組試件對比，p-δ關系曲線如圖8所示. 通過曲線可知E組試件墻板抗彎彈性極限的荷載值、承載力極限荷值、正常使用極限荷載值，結果如表5所示.

表5 采用不同鋼筋直徑的桁架時墻板的模擬參數(shù)Tab.5 Simulation parameters of wall panel with different steel bar diameters of trusses 單位：kN·m-2

對E組試件進行分析并與A組試件對比，可以得到采用不同鋼筋直徑桁架對墻板抗彎性能的影響. 如表5所示，隨著桁架龍骨選用的鋼筋直徑增大墻板的抗彎性能逐漸提高，當桁架直徑從6 mm提升到12 mm時墻板抗彎彈性極限的荷載值提升了42.2%、承載力極限荷載值提升了14.3%、正常使用極限荷載值P（L/200）提升了23.84%；隨著桁架筋直徑的增大，墻體抗彎彈性極限的荷載值得到較大提升，由于桁架承擔抗彎荷載時，由上弦鋼筋受壓下弦鋼筋受拉，提升鋼筋的面積提升了單個桁架的強度，從而提高復合墻體的抗彎承載力，提升墻板整體的抗彎性能.

從曲線發(fā)展上看，E1、E2、A1、E3 試件在彈性變形階段中曲線發(fā)展趨勢相近，但可以看出當桁架龍骨采用較大直徑的鋼筋時，對墻體彈性階段剛度具有提升作用；圖7 中各試件曲線彈性階段剛度相近，但隨著選用的桁架鋼筋直徑提高復合墻體的抗彎承載力相應提高；由此可見，提高桁架鋼筋直徑可以提升墻板抗彎能力.

4 結論

通過ANSYS有限元模擬對不同因素下的輕鋼龍骨聚氨酯墻板試件進行抗彎性能分析，根據(jù)試件的p-δ關系曲線和荷載指標分析得出以下結論：

1）輕鋼桁架龍骨聚氨酯外墻掛板結構靈活，通過設計可以達到外圍護體系的變形撓度要求和抗彎承載力要求，具有良好的延性，是一種適用于裝配式結構的新型輕鋼結構外墻掛板.

2）布置桁架時，加大桁架龍骨高度或者降低桁架龍骨的間距可以有效提升墻板的剛度和承載力，其中加密桁架龍骨的布置是提高外墻板剛度的最優(yōu)方法，可以有效控制墻板的變形.

3）選用桁架龍骨時，采用鋼筋等級更高的桁架或者采用鋼筋直徑更大的桁架可以有效提高墻板的抗彎承載力，其中采用大直徑的鋼筋桁架更有利于提高墻板的抗彎承載力，提升墻板的抗彎安全儲備.