吊頂龍骨節(jié)點和拼接點軸向受力性能試驗研究

蔣歡軍，王 勇，吳 宸

(1. 同濟大學土木工程防災國家重點試驗室，上海 200092；2. 同濟大學土木工程學院結構防災減災工程系，上海 200092)

隨著社會的不斷進步和技術的日益成熟，結構的抗震性能研究越來越深入，相應的規(guī)范標準也不斷完善。與結構構件相比，非結構構件的抗震研究相對比較滯后[1?2]。隨著人們對美好生活的不斷追求和建筑投資的日趨上漲，非結構構件的投資占比越來越高。根據(jù)美國聯(lián)邦應急管理署出版的FEMA E-74的統(tǒng)計結果[3]，商業(yè)建筑中非結構構件的投資占比為75%～85%。Taghavi等的統(tǒng)計[4]表明，辦公樓、賓館和醫(yī)院中的非結構構件的投資占比分別高達82%、87%和92%。地震發(fā)生時建筑中非結構構件的破壞會顯著影響建筑的使用功能，其破壞造成的經(jīng)濟損失往往會超過結構構件，這與非結構構件巨大的投資和其抗震能力嚴重不足有關。

吊頂是一類關鍵的非結構構件，對維持建筑使用功能起到十分重要的作用。吊頂在近年發(fā)生的地震中震害突出。2010年智利地震[5]、2011年基督城地震[6]和2013年蘆山地震[7]的震后調(diào)研發(fā)現(xiàn)，建筑中的吊頂破壞非常嚴重，典型的震害表現(xiàn)為：面板的錯位和墜落，吊頂龍骨節(jié)點及拼接點的破壞，龍骨構件的屈曲和掉落，以及吊頂?shù)拇竺娣e坍塌。其中，吊頂龍骨節(jié)點或拼接點失效是引起吊頂破壞的主要原因之一。

鑒于吊頂系統(tǒng)抗震能力較弱，國內(nèi)外學者主要采用振動臺試驗手段對吊頂?shù)目拐鹦阅苓M行了研究[8?16]。研究發(fā)現(xiàn)，吊頂龍骨節(jié)點和拼接點是吊頂系統(tǒng)中的抗震薄弱部位，其抗震性能的好壞直接影響了吊頂整體的抗震能力。相較于振動臺試驗研究，國內(nèi)外對吊頂節(jié)點層次的研究相對欠缺。Paganotti及其研究團隊[17?18]對吊頂主龍骨拼接點、主次龍骨節(jié)點和帶鉚釘?shù)倪吂?jié)點進行了靜力試驗，獲得了各類節(jié)點的破壞模式，并以節(jié)點的極限承載力為需求參數(shù)建立了節(jié)點的易損性曲線，結果表明，主次龍骨節(jié)點比主龍骨拼接點的易損性更高，兩個鉚釘比單個鉚釘構造提高了邊節(jié)點的承載能力。Takhirov等[19]對不同類型的邊節(jié)點進行了靜力試驗，結果表明，該研究建議的帶2個螺釘?shù)目拐饖A的邊節(jié)點較規(guī)范推薦的邊節(jié)點有更大的承載力和更好的耗能性能。Soroushian等[20?23]對吊頂龍骨節(jié)點進行了一系列單調(diào)加載試驗和低周往復加載試驗，考察了節(jié)點的破壞形式和承載能力，建立了節(jié)點易損性曲線和非線性滯回模型。宋喜慶[24]進行了主次龍骨節(jié)點和主龍骨-吊件節(jié)點的靜力試驗，研究了節(jié)點的承載力，并分析其失效原因。

綜上分析，各國學者對吊頂節(jié)點和拼接點的抗震研究仍十分有限，無法為吊頂?shù)囊讚p性研究和計算模型提供足夠的試驗支撐。另外，各國學者采用的試件產(chǎn)自不同的公司，其類型和細部構造千差萬別，因此研究結果的適用性較差。吊頂龍骨節(jié)點和拼接點在地震作用下承受彎矩、剪力和軸力的共同作用，但軸向受力是其主要的受力狀態(tài)[16,25]。另外，龍骨節(jié)點和拼接點在多種載荷條件下抗震性能試驗的難度較大。Armstrong是吊頂系統(tǒng)設計和制造的世界知名公司，其產(chǎn)品在世界范圍內(nèi)應用較廣。針對該公司產(chǎn)品開展相關試驗研究獲取的研究成果具有較好的代表性和工程應用價值。基于以上原因，本文的試件采用Armstrong吊頂公司中應用較為普遍的尖峰2000型龍骨產(chǎn)品，通過單調(diào)加載和低周往復加載試驗研究了吊頂主龍骨拼接點、主次龍骨節(jié)點和邊節(jié)點的軸向受力性能，考察了其破壞模式、承載力和變形等性能，建立了節(jié)點和拼接點的易損性曲線。本文獲得的研究結果是對既有研究成果的進一步補充，以期為同類型吊頂系統(tǒng)的振動臺試驗分析和數(shù)值分析提供依據(jù)。

1 吊頂龍骨節(jié)點和拼接點構造

在一般公共建筑中，礦棉板吊頂應用十分廣泛，其由承力構件、龍骨體系、礦棉板和配件等組成。其中，龍骨體系由主龍骨、次龍骨和橫撐龍骨組成，各類龍骨通過其端部的機械卡扣連接而成。試驗中的主龍骨拼接點、主次龍骨節(jié)點和邊節(jié)點的組成見圖1～圖3。主龍骨拼接點通過其端部的插片與插口形成。主次龍骨節(jié)點通過次龍骨端部與主龍骨插孔的機械卡扣形成(見圖2)。主龍骨拼接點與主次龍骨節(jié)點構造類似，但兩者的機械連接機制不同。主龍骨拼接點強度主要由鎖扣與插口咬合程度決定，主次龍骨節(jié)點強度主要由2個鎖扣咬合程度決定。邊節(jié)點是端部龍骨(其類型可為主龍骨或次龍骨或橫撐龍骨)與邊龍骨的連接節(jié)點。根據(jù)國內(nèi)調(diào)研，大多數(shù)吊頂?shù)亩瞬魁埞且话阕杂蓴R置在邊龍骨上(見圖3(a))，未采取任何固定措施，在地震作用下，端部龍骨極其容易從邊龍骨上脫落從而加劇吊頂?shù)钠茐?。為加強該?jié)點的性能，J502-2?2012圖集[26]推薦在吊頂邊界使用抗震夾以約束端部龍骨的自由邊(見圖3(b))。然而，目前國內(nèi)在實際工程中很少采用抗震夾，因此有必要對其受力性能進行評估(下文中邊節(jié)點皆指帶抗震夾的邊節(jié)點)。圖4給出了試驗中采用的構件的截面尺寸，主龍骨和次龍骨截面形狀為倒T形，邊龍骨截面形狀為L形。

圖1 主龍骨拼接點構造Fig. 1 Details of main tee splice

圖2 主次龍骨節(jié)點的組成Fig. 2 Composition of main-cross tee joint

圖3 邊節(jié)點的組成Fig. 3 Composition of peripheral joint

圖4 龍骨截面尺寸 /mmFig. 4 Cross-section dimensions of ceiling grid

2 試驗概況

2.1 試件設計

本文選取Armstrong吊頂公司生產(chǎn)的龍骨構件進行試驗，在實際的試驗過程中，龍骨節(jié)點和拼接點的連接嚴格遵循Armstrong的安裝要求，保證了試件的安裝精度和制作質量，最大限度減小了制作和安裝誤差引起的幾何初始缺陷對試件受力性能的影響。

本文以礦棉吸聲板吊頂中的主龍骨拼接點、主次龍骨節(jié)點和邊節(jié)點為試驗對象。試件分為4類，共48個試件，加載方式包括單調(diào)加載和低周往復加載，試件信息詳見表1。為考慮試驗結果的離散性，每組至少包括3個試件。試件編號由3部分組成：試件類型-加載類型-試件號，試件類型中JA和WJ分別代表主龍骨拼接點及主次龍骨節(jié)點的軸向加載試驗和邊節(jié)點的軸向加載試驗，加載類型中1、 2、3分別表示單拉、單壓和低周往復加載，其中邊節(jié)點試驗中根據(jù)端部龍骨與抗震夾固定的方式分D(自由型)和E(固定型)，主龍骨拼接點試件和主次龍骨節(jié)點試件編號中的M和C分別代表主龍骨拼接點和主次龍骨節(jié)點，邊節(jié)點試件編號中的M和C表示端部龍骨分別為主龍骨和次龍骨，其后的數(shù)字表示試件序號。主龍骨拼接點試件由2個長度為300 mm的主龍骨段構成，主次龍骨節(jié)點試件由1個長度為430 mm的主龍骨段和2個長度為300 mm的次龍骨段構成，邊節(jié)點試件由1個長度為300 mm的端部龍骨段、1個長度為300 mm的邊龍骨段和1個抗震夾構成。圖5給出了試件和受力圖。需要注意，固定型邊節(jié)點通過2個螺釘固定，1個螺釘置于抗震夾滑槽端部，1個螺釘置于連接端部龍骨的螺絲孔中，端部龍骨與邊龍骨間無間隙。自由型邊節(jié)點通過1個置于滑槽中間的螺釘實現(xiàn)了端部龍骨可沿軸向滑動，端部龍骨的端部與邊龍骨之間留出19 mm的間隙。參照美國吊頂對抗震夾的安裝要求，抗震夾未采用螺釘與邊界木板連接，而是通過卡舌伸進邊龍骨與木板間隙中施加約束。

圖5 試件和受力圖Fig. 5 Specimens and mechanical diagrams

表1 試件的綜合信息Table 1 General information of test specimens

2.2 加載裝置

以主次龍骨節(jié)點軸向受力性能試驗為例說明加載裝置。如圖6所示，采用電子萬能試驗機對試件加載。設計鋼框架用以安裝試件，試驗過程中鋼框架保持彈性。加載端的力傳感器和外置位移計用于測量試件節(jié)點的軸力和軸向位移。上下兩個次龍骨穿過水平放置的主龍骨插孔機械連接形成十字型主次龍骨節(jié)點，主龍骨兩端通過預緊螺栓固定，次龍骨端部與加載板用螺栓固定。加載時，固定端保持不動，僅加載端上下移動施加豎向荷載。

圖6 加載裝置示意圖Fig. 6 Schematic of test setup

2.3 加載制度

參照Retamales等[27]提出的加載方案，采用位移控制對試件進行加載，加載速率為1 mm/s，低周往復加載采用的加載制度如圖7所示。

圖7 低周往復加載試驗的加載制度Fig. 7 Loading protocol of cyclic test

3 試驗結果分析

3.1 破壞現(xiàn)象

3.1.1 主龍骨拼接點的破壞現(xiàn)象

不同單調(diào)加載模式下，主龍骨拼接點表現(xiàn)出不同的破壞模式，如圖8所示。在單拉試驗中，主龍骨拼接點破壞形式表現(xiàn)為拼接點鎖扣部分撕裂，插口輕微張開，最終的破壞形態(tài)為拼接點拉出破壞。在單壓試驗中，破壞形式表現(xiàn)為拼接點插片嚴重面外彎曲，插口輕微張開，最終的破壞形態(tài)為拼接點壓屈。低周往復加載試驗中，拼接點的破壞形式包括了單拉和單壓的破壞現(xiàn)象，最終的破壞形態(tài)表現(xiàn)為拼接點拉出破壞，并伴有壓屈現(xiàn)象。

圖8 主龍骨拼接點的破壞現(xiàn)象Fig. 8 Damage to main tee splices

3.1.2 主次龍骨節(jié)點的破壞現(xiàn)象

與主龍骨拼接點的破壞現(xiàn)象類似，不同單調(diào)加載模式下主次龍骨節(jié)點的破壞模式存在一定差異，如圖9所示。在單拉試驗中，主次龍骨節(jié)點破壞形式表現(xiàn)為節(jié)點鎖扣彎曲，雙鎖槽板撕裂，主龍骨腹板插孔處擴大鼓起，插孔邊緣撕裂，最終的破壞形態(tài)為節(jié)點拉出破壞。在單壓試驗中，破壞形式表現(xiàn)為節(jié)點插片嚴重面外屈曲，部分試件鉚接孔撕裂，主龍骨腹板插孔處輕微鼓起，受壓翼緣輕微壓彎，最終的破壞形態(tài)為節(jié)點受壓屈曲。低周往復加載試驗中，節(jié)點的破壞形式與單壓試驗類似，最終的破壞形態(tài)表現(xiàn)為節(jié)點壓屈，表明主次龍骨節(jié)點容易受壓屈曲。

圖9 主次龍骨節(jié)點的破壞現(xiàn)象Fig. 9 Damage to main-cross tee joints

3.1.3 邊節(jié)點的破壞現(xiàn)象

固定型邊節(jié)點在單調(diào)拉伸加載下，邊節(jié)點破壞形式表現(xiàn)為抗震夾先發(fā)生旋轉，抗震夾卡舌隨后拉出(圖10(a))，其余部分完好，最終的破壞形態(tài)為邊節(jié)點拉出破壞，表明未采用螺釘與邊界固定的抗震夾容易發(fā)生拉出破壞，應避免固定型邊節(jié)點過早地發(fā)生拉出破壞。在單調(diào)壓縮加載下，邊節(jié)點破壞形式表現(xiàn)為端部龍骨截面薄弱處壓屈(圖10(b))，邊龍骨與抗震夾連接處的翼緣輕微壓屈(圖10(c))，最終的破壞形態(tài)為端部龍骨受壓屈曲。在低周往復加載試驗中，邊節(jié)點的破壞形式綜合了單壓和單拉下的破壞，最終破壞形態(tài)表現(xiàn)為節(jié)點拉出。自由型邊節(jié)點破壞模式與固定型邊節(jié)點破壞模式一致，端部龍骨類型(主龍骨和次龍骨)對破壞形式基本無影響。

圖10 邊節(jié)點的破壞現(xiàn)象Fig. 10 Damage to peripheral joints

3.2 荷載-位移響應

3.2.1 承載力與變形性能

各試件的承載力與變形性能試驗結果見表2，表中數(shù)據(jù)取每組試件結果的平均值，受拉時數(shù)值為正，受壓時數(shù)值為負。由表可知：① 主龍骨拼接點在單調(diào)加載和低周往復加載下承載力和變形能力比較一致；② 主次龍骨節(jié)點的受拉強度是受壓強度的2倍左右，這是由于在軸向壓力作用下節(jié)點極其容易壓屈，說明主次龍骨節(jié)點受壓時的易損性更高；③ 固定型邊節(jié)點受拉強度遠小于受壓強度，這是由于抗震夾未用螺釘與邊界木板固定容易發(fā)生拉出破壞導致受拉強度極低；④自由型邊節(jié)點由于存在19 mm的滑移間隙，導致峰值荷載對應的位移和極限位移均比固定型節(jié)點大19 mm左右，其余性能兩者基本一致。

表2 吊頂試件的試驗結果Table 2 Test results of ceiling specimens

3.2.2 滯回性能

試件的荷載-位移關系曲線如圖11所示，其中圖11(a)、圖11(c)、圖11(e)和圖11(g)分別為主龍骨拼接點、主次龍骨節(jié)點、固定型邊節(jié)點和自由型邊節(jié)點的典型滯回曲線。由圖可知：① 主龍骨拼接點滯回曲線有捏攏現(xiàn)象，表現(xiàn)出明顯的滑移行為，拉壓承載力比較一致，節(jié)點最大承載力在1.2 kN左右(圖11(a))，滯回曲線的骨架曲線與單調(diào)加載曲線比較一致；② 對比Soroushian等[23]的結果，本文中的主次龍骨節(jié)點滯回曲線形狀與其一致，滯回曲線的捏攏效應顯著，受拉方向卸載時受滑移影響大，受壓方向剛度退化明顯，節(jié)點屈曲導致拉壓向曲線不對稱(圖11(c))，但兩者的承載力和變形能力由于使用不同的試件有一定差異；③ 固定型邊節(jié)點的滯回曲線形狀與Soroushian等[20]的結果一致，表現(xiàn)出很少的剛度退化和耗能能力，由于抗震夾未用螺釘與邊界固定，節(jié)點的受拉承載力遠小于受壓承載力，在軸向拉力為0.1 kN左右時節(jié)點即發(fā)生拉出破壞(圖11(f))；④ 自由型邊節(jié)點除有滑移段外，其余性能與固定型邊節(jié)點基本一致(圖11(g)和圖11(h))。

圖11 試件的荷載-位移關系曲線Fig. 11 Force-displacement relationship curves of specimens

4 易損性分析

地震易損性分析是指系統(tǒng)或構件遭遇不同強度地震作用時超越某一損傷極限狀態(tài)的失效概率，假定失效概率服從對數(shù)正態(tài)分布[28]。地震易損性從概率的層面上描述了系統(tǒng)或構件達到或超過某種極限狀態(tài)的能力[29]。設易損性函數(shù)為Fdm(edp)，其中，dm為損傷極限狀態(tài)，edp為工程需求參數(shù)，則易損性函數(shù)可表示為：

式中：Φ為標準正態(tài)分布累積分布函數(shù)；xm和β分別為試件達到某一損傷狀態(tài)時工程需求參數(shù)的中位值和對數(shù)標準差；M 為試件數(shù)；i為試件序號；ri為第i個試件損傷時對應的工程需求參數(shù)；βu是β的修正系數(shù)，取βu=0.25[30]。

所有數(shù)據(jù)均通過顯著性水平α=0.05的Lilliefors檢驗[31]。對于主龍骨拼接點和主次龍骨節(jié)點，其損傷狀態(tài)主要由試件承載力控制，因此取試件的軸力為EDP；對于邊節(jié)點，其損傷狀態(tài)主要與試件的位移有關[11,16,32]，因此取試件的軸向位移為EDP。本文研究的龍骨節(jié)點和拼接點在軸向力作用下表現(xiàn)為脆性破壞特征，破壞前無其他明顯的損傷狀態(tài)?；谝陨显?，本文對龍骨節(jié)點和拼接點進行地震易損性分析時，只定義了其對應于破壞時(達到極限承載力)的一種損傷極限狀態(tài)DS1。對于龍骨節(jié)點和拼接點的抗震設計，只需滿足其承載力大于地震作用效應的要求。表3給出了吊頂龍骨節(jié)點和拼接點對應于損傷狀態(tài)的易損性參數(shù)。

表3 吊頂龍骨節(jié)點和拼接點的易損性參數(shù)Table 3 Fragility parameters of ceiling grid joints and splices

吊頂龍骨節(jié)點和拼接點的易損性曲線如圖12所示，由圖可知：① 主龍骨拼接點在50%超越概率下的軸向承載力為1.22 kN；② 主次龍骨節(jié)點在50%超越概率下的軸向承載力僅為0.47 kN，這是由于主次龍骨節(jié)點受壓時容易屈曲；③ 主次龍骨節(jié)點比主龍骨拼接點更容易損傷，因此主次龍骨節(jié)點是吊頂中的薄弱部位；④ 固定型和自由型邊節(jié)點在50%超越概率下的破壞位移分別為11.77 mm和28.05 mm，自由型邊節(jié)點破壞位移較大，這是由于自由型邊節(jié)點留有間隙導致。

圖12 吊頂龍骨節(jié)點和拼接點的易損性曲線Fig. 12 Fragility curves of ceiling grid joints and splices

5 結論

本文對吊頂龍骨節(jié)點和拼接點進行了軸向性能試驗和易損性分析，得到的主要結論如下：

(1) 主龍骨拼接點的破壞模式為拼接點拉出破壞，主次龍骨節(jié)點的破壞模式為節(jié)點受壓屈曲，邊節(jié)點的破壞模式為節(jié)點拉出破壞，邊節(jié)點的形式和端部龍骨的類型對邊節(jié)點的破壞模式影響小。

(2) 主龍骨拼接點拉壓向承載力和變形能力基本一致；主次龍骨節(jié)點受壓承載力是受拉承載力的1/2，受壓峰值荷載對應的位移遠小于受拉峰值荷載對應的位移；不同形式邊節(jié)點的承載力基本一致，邊節(jié)點受拉強度遠小于受壓強度，宜采用螺釘將抗震夾與邊界固定以提高邊節(jié)點的受拉承載力。

(3) 吊頂龍骨節(jié)點和拼接點軸向荷載-位移滯回曲線的骨架曲線與單調(diào)加載曲線比較一致；主龍骨拼接點滯回曲線有捏攏現(xiàn)象，表現(xiàn)出明顯的滑移行為；主次龍骨節(jié)點滯回曲線不飽滿，有捏攏現(xiàn)象；邊節(jié)點滯回曲線剛度退化小，耗能有限；自由型邊節(jié)點除有明顯滑移段，其余滯回行為與固定型邊節(jié)點基本一致。

(4) 易損性分析表明，主次龍骨節(jié)點是吊頂系統(tǒng)中的抗震薄弱部位，宜采取措施加強其抗震能力。