装配式钢框架-内嵌墙体新型连接件平面外承载性能研究

Study on Out-of-Plane Bearing Performance of a New Connector for Prefabricated Steel Frame-Embedded Wall

摘要

本文研究了一种新型装配式钢框架-内嵌墙体连接件的墙体平面外受力性能。相比于外挂式墙体，内嵌式墙体避免了露梁露柱问题，提升了装配式钢结构建筑使用功能和舒适度。然而，传统内嵌式墙体构造中存在内嵌墙体与钢框架抗侧刚度不匹配问题，水平荷载作用下墙体与框架会相互挤压，导致连接部位产生裂缝甚至破坏，影响建筑正常使用。为此，本文提出一种新型S形连接件，旨在协调钢框架的侧向变形，同时能抵抗垂直作用于墙体的平面外荷载（如风荷载）。设计了4种不同厚度和平直段长度的S形连接件，并与钢框架和内嵌墙体组合进行平面外承载力试验。试验结果表明，连接件的厚度越大，平直段越短，剪切初始刚度越大，相同位移下拉压承载力越大，但产生紧固螺栓松动破坏的位移越小；厚度对于连接件垂直于墙体平面剪切刚度和承载力的影响较平直段长度更为显著。基于试验结果建立的有限元模型能够较准确模拟连接件的变形特征与承载性能。

Abstract

This study investigates the out-of-plane bearing performance of a novel connector for prefabricated steel frame-embedded wall systems. Compared with traditional external wall systems， embedded walls eliminate exposed beams and columns， enhancing the functionality and comfort of prefabricated steel buildings. However， traditional embedded configurations often suffer from stiffness incompatibility between the wall and steel frame， leading to mutual compression under horizontal loads and resulting in cracks or even failure at the connection， compromising structural serviceability. For this reason， this paper proposes an innovative S-shaped connector， designed to coordinate the lateral deformation of the frame while resisting vertical out-of-plane loads on the wall， such as wind loads. Four types of S-shaped connectors with different thicknesses and straight segment lengths were designed and tested together with steel frames and embedded walls. The test results show that larger thickness and shorter straight segments significantly increase initial shear stiffness and compressive bearing capacity under equal displacement， but reduce the displacement at which bolt-loosening failure occurs. The influence of thickness on out-of-plane shear stiffness and capacity is more significant than that of the straight segment length. A finite element model was developed and validated against test results， accurately capturing the deformation and load-bearing behavior of the connectors under out-of-plane loads.

Graphical abstract

关键词

装配式钢结构 / 内嵌墙体 / S形连接件 / 平面外连接性能

Key words

prefabricated steel structure / embedded wall / S-shaped connector / out-of-plane connection performance

0 引 言

近年来，随着我国建筑行业的快速发展，传统的钢筋混凝土结构已逐渐面临着资源消耗、环境污染、劳动力短缺和施工周期长等问题。为满足我国建筑行业高质量发展的新要求，装配式建筑作为一种新型的建筑方式，得到了广泛推广和应用。特别是在2016年《国务院办公厅关于大力发展装配式建筑的指导意见》发布后，装配式钢结构建筑逐渐成为我国建筑业未来发展的重要方向之一。相较于装配式混凝土结构，装配式钢结构具有多项优势，包括无需现场湿作业、施工质量可控、抗震性能较强、运输效率高以及钢材可回收利用等。此外，钢结构梁柱截面较小，空间利用率高，能够提供更大的建筑使用面积。

在装配式钢结构建筑中，外围护墙体的设计至关重要，尤其是墙体的强度、刚度、保温隔热性能以及与主体结构之间的变形协调性，直接影响着建筑的舒适性与使用功能。因此，外围护墙体与主体结构的连接节点设计，成为推动装配式钢结构住宅高质量发展的关键因素之一。根据墙体材料的不同，钢结构建筑的外围护墙体可分为以下两类：①轻质条板类外墙体，如纤维水泥外墙体、蒸压加气混凝土外墙体等；②复合类外墙体，通常由多层不同材料复合而成，旨在提高保温、隔热、防水等性能，常见的如预制混凝土夹心保温外挂墙体和轻钢龙骨组合外墙体等。

对于轻质条板墙体和复合类外墙体，研究人员分别提出了多种新型的装配式墙体-主体结构连接构造，并研究了节点的力学性能以及和主体结构的变形协调能力。刘华等^［1］提出一种预埋件式减震摇摆节点，该节点能够解决ALC外墙板与主体结构变形协调问题，保护墙板不受到损伤。通过理论分析、节点静力试验、平面推覆试验、振动台试验等方法，验证了该连接节点的安全性、可靠性、实用性。曹石等^［2］提出一种新型外挂墙体连接节点，研究了其角钢肢厚和焊接螺栓的尺寸对节点承载力的影响。结果表明，角钢厚度较小时破坏模式为承重孔壁压坏，角钢厚度较大时，破坏模式为焊接螺栓剪切破坏。设置加劲板可以提高节点承载力，但加劲板厚度对承载力和面外刚度影响不大。Pinelli等^［3］提出了一种新的外挂墙体与钢框架连接方式，并研究了节点的滞回性能。结果显示，新节点通过转动来降低墙体位移，保护结构，同时具备良好的延性和耗能能力。冯伟凯等^［4］研究了采用钩头螺栓连接和对拉高强螺栓连接的ALC墙体-钢框架整体在低周往复荷载作用下的响应。结果表明采用对拉高强螺栓连接的框架整体滞回曲线饱满圆润，初始刚度、屈服荷载、峰值荷载、极限荷载均比采用钩头螺栓连接的框架整体有所提升。李九阳等^［5］设计了一种复合墙体与钢框架的柔性螺栓连接方式，研究了节点的力学性能。结果表明，柔性螺栓连接承载力、耗能能力等优于焊接连接。

目前的许多研究集中于外挂墙体连接节点的力学性能、变形能力及承载性能。针对内嵌墙体与钢框架之间的变形协调性及连接件面外抗风承载性能的研究较为缺乏。在内嵌墙体的设计中，框架平面内连接件的刚度需要尽量小，以避免钢框架变形时对墙体产生过大的水平推力，从而导致墙体开裂甚至破坏；而框架平面外要求连接件具有足够的承载力和较大的刚度，以确保在风荷载作用下连接件不会发生破坏，并且出平面方向墙体相对于框架不会产生过大的位移。

为了解决上述问题，本研究提出了一种S形连接件，并设计了相应的连接套件，S形连接件开孔一侧与钢框架用螺栓连接，另一侧插入连接套件，并通过拧紧螺栓挤压固定，连接套件两侧卡住墙体，通过自攻螺钉或者贯穿螺栓与墙体固定，连接件构造及连接方式如图1所示。通过试验研究和有限元模拟，本文重点探讨了该连接件在墙体平面外方向的抗剪性能，以期为装配式钢结构建筑中的内嵌墙体连接设计提供理论依据和技术支持。

1 试验概况

1.1　试件设计

连接件在墙体平面外的承载性能试验的试件由连接件、钢框架、内嵌墙体和十字分配梁四部分组成。其中，以连接件厚度t、平直段长度L为主要参数，设计了4种规格的连接件，其几何尺寸如图2所示。连接厚度有3 mm和5 mm两种。各连接件的命名含义如下，以t3L80为例，其代表壁厚为3 mm、平直段长度为80 mm的S形连接件。连接件全部采用薄钢板冷弯成型，转折处倒角内径为10 mm。

内嵌墙体的骨架为轻钢龙骨，覆面板为OSB板，内嵌墙的整体尺寸为1184 mm×820 mm，总厚度为220 mm。内嵌式轻钢龙骨构造如下：横向龙骨上下各1根，间距为820 mm，纵向龙骨4根，中间间距为300 mm，两边间距为337 mm。边缘两根纵向龙骨为两根龙骨叠加，目的是加强与连接套件连接位置处的强度，保证墙体边缘不发生弯曲。龙骨均采用冷弯薄壁C型钢，截面规格为C200×70×20×2.2 （mm），材质为Q235。龙骨两侧各覆10 mm厚OSB板作为覆面板，内嵌墙体的构造如图3（b）所示。

钢框架平面放置，总长度为2 000 mm、总宽度为1 020 mm，为了节约内部空间，将4根框架梁设计为高度100 mm，宽度200 mm，即采用焊接H型钢H100×200×6×10 （mm），材质为Q235。钢框架内部空间长度为1 600 mm，宽度为840 mm，长度方向比内嵌墙体多出的空间用于安装连接件，宽度方向比内嵌墙体多出20 mm则是为了方便内嵌墙体的安装。钢框架具体构造如图3（a）所示。

为了将作动器荷载较为均匀地施加在墙体上，设计了十字分配梁，如图4所示。十字分配梁纵向长680 mm，比墙体纵向长度小140 mm，目的是留下空间布置位移计；横向长1 184 mm，与墙体横向长度一致。纵横梁均采用焊接H型钢H100×100×6×10 （mm），每隔150 mm设置一道加劲肋，目的是防止其出现局部屈曲。十字梁中心上方焊接10 mm厚300 mm×300 mm的端板，端板开孔用来与作动器进行连接。十字分配梁下表面直接与墙体贴合。

1.2　材性试验

所有规格的连接件试件均采用Q235钢材。材性试件拉伸试样依据国家标准《钢及钢产品 力学性能试验取样位置及试样制备》（GB/T 2975—2018）^［6］，和试件采用同一批钢材加工。由于连接件试验试件厚度为3 mm和5 mm，对应设计了厚度为3 mm、5 mm两种材性试件，每种3个，共6个试件，试件尺寸如图5所示。

材性试验采用SHT4305万能试验机对试件进行加载。加载制度按照国家标准《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2021）^［7］，在弹性范围内单调加载速率为0.2 mm/min，当应力大于名义屈服强度后以1 mm/min速度将试件拉断。每种厚度材性试件重复试验3次。所有试件的应力-应变曲线汇总如图6所示，各试件的弹性模量、屈服强度和抗拉强度实测值和平均值见表1。根据材性试验数据可知本试验所用钢材均符合国家标准要求。

1.3　加载方案

试验前，先将框架竖直放置，装入内嵌墙体，并连接同型号4个连接件，连接件均为对称布置。然后将装配好的框架水平放置在反力架上，将十字分配梁上端板与作动器相连接，并调节至水平。调整框架位置使分配梁十字中心与内嵌墙体中心对齐，安装完成后的框架如图7所示。

缓慢落下分配梁直到作动器力数值大于0，代表梁下表面与墙体上表面贴合，之后开始预加载，消除构件之间的空隙。以0.1 mm/s的速率进行预加载，同时观察应变片数据和荷载-位移曲线，检查在应变小于1 000微应变时，是否有位移突变、力突变等情况。若有上述情况，则卸载后重新加载，直到荷载-位移曲线平滑，然后卸载至力数据为0。

预加载完成后，进行正式加载。本试验采用位移控制单向加载。在十字分配梁端板连接20 t作动器施加，以加载端竖直位移作为加载控制位移，加载速率控制在0.1 mm/s，出现试件破坏、紧固螺栓松动导致连接件从辅助套件中滑出等现象时，停止加载。

1.4　测点布置

试验中，期望测量出S形连接件的两端面竖向相对位移（即连接件剪切相对位移）、墙体的竖向位移和连接件两平直段中线位置应变。

在墙体边缘线以内50 mm位置，沿墙体一周布置10个位移计，如图8所示。其中D7—D10位移计测量连接件与墙体连接位置竖向位移，忽略外侧钢框架梁的挠度，以此位移作为连接件两端面竖向相对位移。由于十字分配梁并不能将作动器荷载均匀分配到整个墙面上，墙体边缘会产生弯曲变形，所以在墙体一边布置D1、D2、D3三个位移计，三个位移取均值作为墙体该边竖向位移，其他三边同理。在每个连接件两平直段外凸表面中线左右两端、距边10 mm位置各布置一个纵向应变片，测量每个连接件两平直段外凸表面中线位置应变，共布置16个应变片。

2 试验结果及分析

钢框架-连接件-内嵌墙体整体试验初始状态和加载完成状态如图9所示（图片为t3L80连接件试验）。四种连接件初始状态和最终变形状态如图10所示。其中，t3L80连接件在作动器达到最大量程时并未破坏，仍具备承载能力，且刚度没有下降，而其余3种连接件均发生了紧固螺栓松动现象，紧固螺栓松动后，连接件在连接套件中产生瞬间滑移，导致承载力骤降，认为其已经发生破坏，但是此时滑移导致连接件侧边缘与套件内侧接触，连接件仍具备一定的承载力，可作为承载力储备。

试验荷载数值为作动器压力数值P，忽略墙体转动的影响，平均每个连接件承受荷载为F=P/4。位移U₃为S形连接件的两端面竖向相对位移，由于内嵌墙体内部设置轻钢龙骨骨架，墙体整体刚度远大于连接件平面外刚度，且边缘两根纵向龙骨为两根龙骨叠加，墙体边缘几乎不发生弯曲或剪切变形，因此U₃取位移计D7—D10数据平均值。4种连接件剪切荷载-位移曲线如图11所示。

由荷载-位移曲线可知，厚度t对于连接件抗剪刚度的影响比平直段L要大得多。厚度t越大，平直段长度L越短，抗剪刚度越大，相同位移下承受荷载越大。

t5L50连接件墙体面外抗剪刚度最大，但在位移为35.9 mm时，紧固螺栓压紧钢板提供的摩擦力不再足够，连接件在墙体一端产生松动，导致荷载骤降，连接件不再具备承载能力，此时极限荷载为21.1 kN。t5L80连接件抗剪刚度其次，在位移为40.2 mm时紧固螺栓松动导致破坏，此时极限荷载为13.3 kN。t3L50连接件抗剪刚度再次，在位移为56.6 mm时紧固螺栓松动破坏，此时极限荷载为7.1 kN。t3L80连接件抗剪刚度最小，但没有发生紧固螺栓松动的现象，因此具有很好的变形能力，位移达到84.0 mm时到达作动器位移极限，仍未破坏，此时极限荷载为8.4 kN。

取图11所示位置的连接件上应变测点，绘制荷载-应变曲线，如图12所示，其中，S1、S2为连接件靠近框架的平直段中线两端应变片数据，S3、S4为连接件靠近内嵌墙体的平直段中线两端应变片数据。由曲线可知，随着加载荷载增加，S1、S2两应变测点位置一侧受拉一侧受压，平直段长度越小，S1、S2两应变测点位置拉伸和压缩应变绝对值越接近，这是因为平直段较短，增加了扭转刚度，因此在相同荷载下扭转角减小，在较小扭转变形时，两测点拉压应变表现对称。随着加载荷载增加，S4应变测点位置受压，因为平直段扭转在S4测点位置钢板受压；S3应变测点位置先受压后受拉，因为与墙体连接依靠连接套件，在初始阶段连接套件的钢板对连接件钢板扭转产生足够的约束作用，使得S3应变测点位置受压，随着加载进行，连接件钢板扭转程度越来越大，连接套件钢板渐渐不能承担对其的约束作用，因此S3应变测点位置在脱离约束后，向下加载位移引起的拉伸作用逐渐大于扭转引起的压缩作用，所以逐渐转变为受拉状态。

根据荷载-位移曲线，将曲线初始直线段斜率作为连接件平面外剪切初始刚度K_s；由于荷载-位移曲线没有明显的屈服点，本文参照屈服荷载的计算方法定义剪切名义承载力F_S，按照几何作图法^［8］得到；将破坏荷载作为连接件的平面外的剪切极限承载力F_Su，见表2。

分析以上试验结果可知，加载过程中虽然连接件发生了明显的剪切变形，但连接件本身并未发生材料破坏，连接件平面外受力的主要失效模式为紧固螺栓松动导致连接件在连接套件中相对滑移，并伴随承载力骤降。由于连接件是插入连接套件的两块夹板间，并通过紧固螺栓挤压固定，紧固螺栓松动代表着连接件与夹板间的摩擦力不再能抵抗剪切荷载。拆下试件观察，夹板无明显变形，说明不存在夹板弯曲导致螺栓松动的情况，螺栓松动主要是由于连接件抵抗剪切变形所需摩擦力达到当前预紧力下的临界滑移摩擦力。因此认为：试验中连接件平面外受力失效原因为连接件与连接套件夹板间摩擦力不足。

在夹板刚度足够的情况下，摩擦力由螺栓预紧力、螺栓数量以及摩擦系数共同决定，因此针对提出以下构造改进措施：一是增加螺栓预紧力并采用防松螺母；二是增加螺栓数量并合理排布，如可增设为4个螺栓、双排排布；三是在连接板及连接套件夹板上粘贴摩擦片或增加防滑齿。

3 数值模拟

3.1　有限元模型的建立

连接件有限元模型采用三折线的钢材本构模型，如图13所示。根据材性试验结果取真实应力应变数据，3 mm厚度钢材取f_y=255.35 MPa，f_u=371.66 MPa，E=1.98×10⁵ MPa；5 mm厚度钢材取f_y=280.77 MPa，f_u=423.84 MPa，E=2.09×10⁵ MPa；切线模量E'=0.005E，泊松比\nu=0.3。

有限元模拟中涉及的接触包括：①连接件与钢框架之间的接触；②连接件与连接套件之间的接触；③连接套件与内嵌墙体之间的接触；④螺栓与连接件、钢框架之间的接触；⑤紧固螺栓和连接套件、连接件之间的接触。试验中钢框架侧并未出现螺栓松动的情况，所以螺栓与连接件、钢框架之间采用TIE约束；紧固螺栓由于拧入连接套件螺栓孔，二者之间采用TIE约束；连接套件与内嵌墙体采用自攻螺钉连接，试验中并未出现相对滑动，二者之间采用TIE约束；由于试验中观察到连接件与连接套件夹板有相对滑移现象，为更真实地模拟螺栓的传力机制和潜在的滑移行为，紧固螺栓与连接件接触、连接件与钢框架接触、连接件与连接套件的接触均采用面面接触，即法向采用硬接触，切向采用摩擦接触、各向同性罚函数，摩擦系数取0.3。

所有部件均采用C3D8R单元，网格均采用六面体网格。连接件和连接套件的网格尺寸为5 mm，钢框架、内嵌墙体钢龙骨和覆面板的网格尺寸为50 mm，连接件和框架柱之间连接螺栓网格取3 mm。连接件、连接套件和钢框架厚度方向均为两层网格。划分网格后的模型如图14所示。

边界条件为框架与反力架接触位置完全固定。加载分为两个分析步加载。在模型内嵌墙体覆面板中心位置建立参考点RP1，将RP1与覆面板用Coupling约束进行耦合。在点RP1施加竖向位移荷载U₃。竖向位移U₃取试验中位移计D1—D10数据平均值。边界条件和加载方式如图15所示。

3.2　有限元分析结果

有限元模拟计算结果应力云图如图16所示，模拟荷载-位移曲线与试验曲线对比如图17所示。

分析曲线可知，有限元模拟曲线与试验曲线对照良好，验证了有限元模型准确性，但加载后期有限元曲线略大于试验曲线。加载后期连接件抵抗剪切变形所需摩擦力较大，且变形在连接件内产生较大的拉力，拉力会进一步削弱紧固螺栓预紧力，导致连接件与远端夹板间的摩擦力减小，连接件在连接套件中产生滑移。

由应力云图可知，t3L80连接件在加载末期进入塑性区域面积较小，若不产生滑移破坏，其承载力仍有一定的上升空间。t3L50、t5L80连接件加载末期应力分布与t3L80连接件类似，应力较大区域集中在钢板折角两侧，这是平直段钢板扭转导致的。而t5L50连接件两平直段有较大区域进入塑性，这是因为平直段越短、厚度越大，扭转作用越强。

4 结 论

本文通过4种规格的连接件在墙体平面外的承载性能试验，研究了一种新型装配式钢框架-内嵌墙体连接件垂直于墙体方向的受力性能，主要结论如下：

（1） 连接件的主要破坏模式为加载后期紧固螺栓松动、连接件在连接套件中相对滑移；可通过增加螺栓预紧力、采用防松螺母、增加螺栓数量及排布、在连接板与连接套件夹板上粘贴摩擦片或增加防滑齿等措施进一步提高连接件极限承载力。

（2） 厚度t越大，平直段长度L越短，剪切初始刚度越大，相同位移下拉压承载力越大，但产生紧固螺栓松动破坏时的加载位移越小；厚度t对于连接件垂直于墙体平面剪切刚度和承载力的影响比平直段L大。

（3） 厚度为3 mm的连接件，平面外剪切荷载-位移曲线表现出良好的线性特征；厚度为5 mm的连接件，平面外剪切荷载-位移曲线斜率（即剪切刚度）逐渐下降。

（4） 本文方法建立的有限元模型模拟结果与试验情况对照良好，可以有效模拟出连接件在受到平面外荷载时的变形特征及承载力。

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