摘要：采用常用于墙面的YX35125750型压型钢板，结合实际工程中的常规施工做法，组装以自攻螺钉作为连接件的蒙皮结构并进行抗剪试验，探究自攻螺钉间距与布置形式、压型钢板板厚、檩条数量变化对蒙皮结构抗剪强度与刚度的影响规律，通过对试验现象的分析论述了5组试件的最终破坏形态，探讨了不同变化因素对蒙皮效应的影响；介绍了美国冷弯型钢蒙皮设计规定方法（AISI法）中的简化计算公式，并运用简化公式对蒙皮试件的极限抗剪强度与刚度进行了详细计算。结果表明：合理地布置连接件、安排板跨间距或选用板厚都可以适当提高结构的整体抗剪强度与刚度，按常规的施工做法可通过合理调控以上各因素以控制蒙皮效应对整体结构的影响。

关键词：压型钢板；抗剪性能；刚度；自攻螺钉；蒙皮

中图分类号：TU398 文献标志码：A

0 引 言

近年来压型钢板因其施工速度快、强度高、自重轻、抗震性能好等优点得到了快速发展，大部分轻钢结构都选用压型钢板作为其墙面板或屋面板。压型钢板与周边构件通过自攻螺钉、拉铆钉、焊接等方式进行可靠连接时参与结构的整体受力，改变结构内力分布，以较大的抗剪强度替整体结构分担荷载，这种作用就称为蒙皮效应。压型钢板的蒙皮不仅可以提高结构整体的侧向刚度，还可以取代或者部分取代支撑结构。设计人员可通过对结构的优化设计，适当减小框架结构的梁柱尺寸，甚至简化节点的连接构造，用铰接替代刚接。近几十年来，国外对金属压型钢板的抗剪蒙皮性能进行了大量研究，并颁布了相适应的规程。中国自1992年成立蒙皮规程设计组以来也进行了许多试验研究工作，针对V840型、HV225型、HV248型、HV490B型等压型钢板进行了深入研究。本文试验采用的是中国常用的YX35125750型压型钢板，旨在弥补中国试验压型钢板板型单一、试验数据有限的缺陷。本文主要研究檩条间距、板厚、连接件间距与布置形式对蒙皮抗剪性能的影响，为蒙皮效应在实际工程中的应用提供试验及理论依据，也为中国今后的蒙皮规程提供数据参考。

1 试验概况

1.1 试验布置

试验采用悬臂梁式加载方案（图1）。蒙皮结构一端采用固定支座，另一端采用滑动支座（梁下垫滚轴），以保证整个结构在平面内自由运动。由于加载点位于框架梁的中心位置，进行整体加载时对整个蒙皮体有偏心力矩作用（偏心距为60 mm），为防止蒙皮体在施加荷载时产生平面外变形，需在加载端框架梁上的三分点处添加防翘曲装置（图2）。

1.2 试验材料

欧洲规范[1]建议，进行蒙皮体抗剪试验时压型钢板不得少于4块，本文采用4块YX35125750型压型钢板。檩条采用C120×50×20×2.5，框架梁为2根I20。檩托板与框架梁焊接连接，檩条与檩托板则通过2颗M12普通螺栓固定，檩条通过檩托板与框架梁组成一个整体，具体连接情况见图3。

1.3 试验分组

本文在现有研究[214]基础上分析一定蒙皮体尺寸情况下连接件间距与布置形式、檩条数量和板厚的变化对蒙皮体抗剪性能的影响。试验开始前先对未加压型钢板的裸框架进行加载，观察裸框架承载力情况，然后开始铺压型钢板进行蒙皮试验，第1组为基本的对比组，做2个试件，荷载取平均值，板与板的搭接接缝处不做处理，只在檩条处用自攻螺钉连接。具体分组情况见表1。

1.4 试验测量与加载

试验加载的测量装置如图1所示，在框架梁端分别放置6个量程为200 mm的位移计，加载时记录每级荷载下的位移值。试验采用20 kN的油压作动器，由计算机控制加载，作动器一端固定在反力墙上，另一端与蒙皮体相连。为了消除组装过程中操作不当引起的间隙或支座滑移，每次试验开始前施加5 kN水平荷载进行预压。预压过后进行正式加载，加载时采用分级加载模式，每级施加1 kN的荷载，每级荷载持续5 min，当加载到一定程度蒙皮体的位移开始出现不稳定变化时，施加的每级荷载变为0.5 kN，持续加载直至大部分板孔撕裂和蒙皮失 去作用，蒙皮体位移变化过大或位移突变过大时视为达到极限承载力，蒙皮体失效。2 试验过程与结果分析

2.1 试验过程

按照中国在钢结构工程中的常规施工方法进行安装，试验开始前首先对未铺压型钢板的裸框架进行加载，方便后面与加压型钢板的试件进行对比，裸框架的加载与荷载位移曲线如图4所示。

从图4可以看出，裸框架的承载能力非常小，在很小的荷载下位移变化却很大。当荷载为0.89 kN时，位移已经达到91 mm。裸框架加载完毕后分别按照表1中的顺序对试件GJ1～GJ5分别进行加载。

2.2 试验现象

GJ11连接件数量较少，板与框架檩条仅在波谷处用自攻螺钉隔波相连，共42颗。在加载到6 kN之前为线弹性范围，试件变形较小，加载时伴随着啪啪的声响，随着荷载逐级增加，边缘板孔的自攻螺钉开始出现倾斜，荷载继续增加时，板孔开始出现撕裂现象。由于连接件数量少且板与板之间的板缝处未做处理，板与板之间开始产生错位[图5（a）]，并越来越大，直至荷载达到10.448 kN时蒙皮体上大部分板孔撕裂蒙皮失去作用，整体位移过大，视为失效。GJ12连接情况与GJ11完全相同，试验过程中的现象也基本类似，但GJ12的承载力略低于GJ11，其极限荷载为9.647 kN。

GJ2的连接情况与GJ1相同，但是压型钢板的厚度由0.5 mm变成0.6 mm。在加载到8 kN之前位移较小，试件处于线弹性范围。加载初期发出啪啪的响声，随着荷载的逐级施加，波谷处板与边缘檩条连接的自攻螺钉首先开始倾斜，随后与中间檩条部分连接的自攻螺钉开始倾斜。边缘板孔处最先发生撕裂[图5（b）]，由于连接件数量与GJ1相同，数量较少，板与板之间也发生错位，最后当荷载到达12.5 kN时蒙皮体大部分板孔撕裂使蒙皮失去作用，整体位移过大，视为失效。 GJ3在GJ1的基础上在每条板与板的接缝处增加了11颗自攻螺钉，连接件间距为300 mm，在加载到10 kN之前为线弹性阶段，位移较小。加载初期也伴随着啪啪的响声，随着荷载的增加，边缘构件处的自攻螺钉首先出现倾斜，荷载继续增大，板接缝处的自攻螺钉也开始出现倾斜[图5（c）]。由于增加了板与板连接件的数量，所以没有像GJ1与GJ2一样出现板与板之间的错位，随着荷载的增大，压型钢板开始出现局部翘曲变形，部分板缝处自攻螺钉被拔出[图5（d）]，檩条也发生变形，板整体出现翘曲变形[图5（e）]，当荷载达到16.771 kN时，蒙皮体大部分板孔撕裂，整体位移过大，视为失效。

GJ4在板与檩条连接的波谷处采用每波相连的方法。在加载到9 kN之前位移都很小，试件处于线弹性范围内。在加载初期伴随着啪啪的声音，随着荷载的逐级增加，由于应力集中，边缘檩条处的自攻螺钉最先开始倾斜，继而板与中间檩条连接处的自攻螺钉也出现倾斜，随着荷载继续增加，板孔也发生撕裂，檩条逐渐产生变形，板与板之间产生错位，但错位对于GJ1与GJ2来说很小。当荷载达到15.804 kN时，蒙皮体大部分板孔撕裂蒙皮失去作用，整体位移过大，视为失效。

GJ5增加了1根檩条，板与檩条的连接方式是在波谷处隔波相连。在加载到8 kN之前，试件处于线弹性范围，位移较小。在加载初期伴随着啪啪的声音，随着荷载的逐级增加，仍是边缘檩条处的连接件最先发生倾斜后板孔出现撕裂，由于檩条数量增加，板开始时并未出现错位，但随着荷载的增大，板局部开始屈曲，最后导致压型钢板的整体屈曲[图5（f）]，整体屈曲后板开始出现严重倾斜并产生大错位。当荷载达到14.333 kN时，蒙皮体大部分板孔撕裂，蒙皮失去作用，整体位移过大，视为失效。

2.3 试验荷载位移曲线

试件加载时为分级加载，每级荷载增加量为1 kN，对应于每级荷载，位移计都会测得其具体的位移值Di（i为位移计编号），蒙皮体试件的剪切变形Δ可以按式（1）计算，即

Δ=D3-[D4+LbcLab（D5+D6）]

（1）

式中：Lbc为平行于加载方向的长度；Lab为垂直于加载方向的长度。

式（1）中包含了弯曲变形和剪切变形两部分。试件的荷载位移曲线如图6所示。

2.5 蒙皮体极限抗剪强度与刚度

蒙皮体极限抗剪强度与刚度是由试验得到的极限荷载来确定的，其中最主要的有2种确定方式：一种是美国冷弯型钢蒙皮设计规定的方法（AISI法）[15]，另一种是欧洲蒙皮设计建议规定的方法（ECCS法）[1]。虽然二者的计算方法和规定的指标不同，但计算结果大体一致。本文采用AISI法计算蒙皮体极限抗剪强度与刚度。

2.5.1 抗剪极限强度

AISI法中规定蒙皮体的抗剪强度Sult按式（2）进行计算，即

Sult=PultLab

（2）

2.5.2 抗剪刚度

AISI法按荷载P=0.4Pult时对应的剪切变形来确定蒙皮体的抗剪刚度。在这个阶段可认为蒙皮体仍处于弹性阶段，因此可以根据悬臂梁端部受集中力时的弹性位移公式计算蒙皮体在外力作用点的弯曲变形理论值ΔLab，进而计算剪切变形Δs，即

Δs=Δ-ΔLab

（3）

式（3）中的Δ是按式（1）修正后的荷载位移曲线上荷载级别为0.4Pult时的平均变形值，ΔLab由式（4）确定，即

ΔLab=PL3bc3EI

（4）

式中：E为钢材的弹性模量；I为梁翼缘框架构件对蒙皮体形心轴的惯性矩。

蒙皮体抗剪刚度G可由式（5）计算，即

G=0.4Pult/LabΔs/Lbc

（5）

本文试验按AISI法计算的蒙皮体抗剪极限强度和刚度结果见表3。

从表2，3以及每组的试验结果中可以发现：

（1）每组试件都会出现板孔撕裂的现象，原因是按照常规的施工做法连接间距过大，由于应力集中板孔受挤压的一侧会发生屈曲，自攻螺钉倾斜，随着荷载逐渐增大，板孔处被撕裂，连接件的内力会重新分布，随着连接处的板孔撕裂越来越明显，最终导致板孔撕裂破坏的现象发生。

（2）板缝搭接处的错位往往发生在连接件较少或板缝处没有连接件的情况下。本文试验中除了试件GJ3之外，其他组试件都或多或少发生了板缝错位的情况，而试件GJ3在板缝处做了加强，按300 mm的间距布置了自攻螺钉，直至蒙皮体位移过大失效为止都未发生板缝之间的错位，抗剪极限承载力得到了极大提高，而且最终檩条发生了变形，若换用刚度较大的型钢作为檩条，整体的承载力还可以进一步提高。GJ3是试验中惟一未发生板缝错位现象的试件。

（3）檩条数量增加时，蒙皮体抗剪切荷载开始时并未出现板缝的错位，但随着剪切力的增加，作为蒙皮的压型钢板开始出现局部屈曲现象，伴随着板孔的撕裂，板缝开始出现小错位，当板发生整体屈曲时板开始出现大的错位。GJ5在GJ1的基础上仅增加了1根檩条，结果就出现了这种现象。

（4）本文试验中GJ2的板厚为0.6 mm，相对于GJ1的板厚增加了0.1 mm，抗剪强度增加了24.402%，刚度提高了22.434%。在最后增加的1组试验中板厚为0.7 mm，试验结果较板厚为0.6 mm的抗剪强度却增加了34.736%。这是因为在平面蒙皮中蒙皮板的抗剪强度基本和板厚呈正比关系，但对于压型钢板，由于板形状的变化，剪力由框架构件经板肋传递到板上，虽然抗剪强度会随板厚增加，但与板厚不呈线性递增关系。3 结 语

（1）裸框架近似铰接，承受平面荷载的能力很小。压型钢板通过连接件的有效连接，作为蒙皮在裸框架上形成一个整体时可大幅度提高平面内剪切荷载的承受能力和抗剪刚度。合理地布置连接件、安排板跨间距或选用板厚都可以适当地提高结构的整体抗剪强度与刚度，按常规的施工做法可通过合理调控以上各因素控制蒙皮效应对整体结构的影响。 （2）檩条的变形一般发生在连接件较多的情况下，5组试件中GJ3与GJ4都出现了檩条的变形；连接件的布置间距在很大程度上决定了蒙皮结构体系的抗剪承载力与刚度，GJ4由隔波相连改成每波相连，采用较少连接件的蒙皮结构最终是以连接件周边板因局部承压强度不足或因剪切撕裂而破坏。当连接件数量多或檩条数量较多时，蒙皮结构的承载力大幅度提高，最终发生蒙皮板的整体屈曲破坏；板的跨度越小，蒙皮体的抗剪强度越大。随着檩条间距的减小，蒙皮体的抗剪承载力提高，GJ5较GJ1提高了42.572%，尤其在压型钢板越薄的情况下承载力提高的程度越明显。

（3）通过5组试验数据综合对比发现，GJ3较其他几组试件抗剪极限承载力提升幅度最大，刚度也提升最大，原因是GJ3通过板缝处自攻螺钉的连接增加了蒙皮板的整体刚度，GJ2和GJ4虽然分别增加了0.1 mm的板厚和板与周边构件连接件的数目，但4块压型钢板最终呈独立抗剪形式并产生一定的错位。GJ5增加了1根檩条，蒙皮板与周边构件连接件数量也相对增加，但其4块压型钢板同GJ2与GJ4一样当接近极限荷载时仍呈独立抗剪形式，每块压型钢板屈曲后构件产生较大变形，其抗剪承载力和刚度仍低于GJ3。

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