摘 要

近年来，在传统冷弯薄壁型钢住宅结构的基础上，研究人员提出了覆面板为钢皮的冷弯薄壁型钢剪力墙结构体系。国内外许多学者对该体系进行了一系列研究，研究表明：覆面板为钢皮的冷弯薄壁型钢剪力墙体与传统的冷弯薄壁型钢剪力墙体相比，具有更高的抗剪承载力和更优的抗侧性能，从而将冷弯薄壁型钢住宅结构体系由低层拓展至多层。

但是，覆面板仅为钢皮的冷弯薄壁型钢剪力墙体系的防火问题较为突出,不加保护的钢结构构件的耐火极限仅为10～20 min。研究表明，冷弯薄壁型钢组合墙体的耐火性能主要取决于墙体骨架两侧的建筑墙板，而纸面防火石膏板具有优异的耐火性能。课题组在覆面板为钢皮的冷弯薄壁型钢组合墙结构体系的基础上，提出了覆面板为钢皮加石膏板的冷弯薄壁型钢剪力墙结构，并进行了一系列的研究。

本文对2片足尺组合墙试件进行了无竖向力作用下的水平单调加载试验，研究了墙板钢皮厚度和轻钢龙骨厚度对组合墙体抗剪性能的影响，得到了各试件的破坏特征、承载能力、位移、抗剪强度和抗侧刚度等特征参数。采用ABAQUS对水平单调加载下的组合墙体进行数值模拟研究，有限元数值模拟结果与试验结果吻合良好。

2.1 试件设计

本次试验包括2片足尺组合墙试件，墙体试件编号及分组见表1。组合墙试件为33 m×2.4 m；墙板组合方式分为“一侧石膏板、一侧石膏板加钢皮”和“双侧双面石膏板加钢皮”；墙板钢皮厚度分为2组，即0.8 mm和0.9 mm；轻钢龙骨壁厚分别为0.9 mm和2.5 mm。

表1 试件设计

注：试件编号格式为“墙体宽度-龙骨厚度-墙板厚度”。

组合墙试件的立柱采用C型冷弯薄壁型钢构件(图1)，规格C89×50×13×0.9和C140×50×13×2.5，间距为 600 mm；组合墙试件的导轨采用U型冷弯薄壁槽钢，规格分别为U92×50×0.9和U143×50×2.5；钢材均采用 Q345 表面镀锌钢。冷弯薄壁型钢复合钢皮剪力墙是在轻钢龙骨两侧覆墙板，正面墙板底层为冷弯薄壁型钢皮，面层为纸面防火石膏板；背面墙板为单层纸面防火石膏板，或者正面墙板为冷弯薄壁型钢皮加纸面防火石膏板；钢材均采用Q345 表面镀锌钢。自攻螺钉在组合墙试件墙板内部的间距为300 mm，自攻螺钉在组合墙试件墙板周边的间距为50 mm。

图1 墙体构造

试验装置由反力架、电液伺服程控结构试验机系统和数据采集系统组成。采用50 t的液压伺服作动器(MTS)进行水平加载，作动器行程为±250 mm，水平荷载通过顶梁(工字梁)传递到墙体顶部，其刚度能够保证水平荷载均匀传递到墙体顶部。根据N.K.A.Attari等的研究，虽然施加重力荷载会导致组合墙体的抗剪承载力和延性下降，但是在冷弯薄壁型钢结构体系的设计中，冷弯薄壁型钢复合钢皮剪力墙一般较少用于承受重力荷载或者承担的重力荷载很小，所以本试验的组合墙试件均不加载竖向荷载。试验数据由东华DH3816静态应变测试系统采集，试验全过程由MTS 伺服加载控制器及计算机控制。

为模拟实际工程约束条件，组合墙试件的四个角部采用M18抗拔螺栓与加载梁固定，组合墙试件上导轨、下导轨中间设有间距600 mm的M16固定螺栓与加载梁连接。加载底梁与地槽用锚栓固定，以防止底梁滑移；顶梁两侧设置侧向滚动支撑(固定于反力架)以模拟楼板对墙体的约束，并防止墙体发生平面外失稳。典型组合墙试件的试验装置构造如图2所示，试验装置全貌见图3。

a—试验装置构造简图;b—加载顶梁构造简图;c—加载底梁构造简图。图2 试验装置简图

a—试验装置;b—电液伺服作动器;c—侧向滚动支撑;d—加载底梁。

图3 试验装置全貌

2.2 加载制度

根据国内外的冷弯薄壁型钢结构住宅组合墙体的抗剪性能试验研究结果和经验，制定本试验加载制度。在对组合墙试件进行正式加载之前先进行预加载，以检查试验装置是否能正常工作，并消除试件装配过程中各构件之间的空隙，预加载荷载取为极限荷载的10%。本次试验加载方式分为 “组合墙试件无竖向力的水平单调加载”和“组合墙试件无竖向力的水平低周往复加载”两类，通过单调加载研究组合墙试件的强度、刚度和抗裂性。

以位移控制加载，控制位移根据国外学者的研究结果和经验取为层高的2.0%，即Δ=60 mm。以每级0.05Δ的位移级差递增加载，并由东华DH3816静态应变测试系统采集和记录各测点的荷载和位移数据，实时记录P–Δ曲线，直至组合墙试件破坏(极限荷载的75%)。

在每一级荷载加载完毕之后，维持荷载2～3 min，使组合墙试件充分变形并达到稳定状态后再进行数据采集。当组合墙试件加载至某一级荷载后位移变化特别明显时，表明组合墙试件已进入几何非线性状态，此时需对数据进行连续采集，以避免组合墙试件突然破坏。在数据采集过程中，待每级荷载完成后，应维持荷载一段时间，然后再施加下一级荷载，以使试件变形得到充分发展。

2.3 试验现象

墙体24-09-08试件为双面双层组合墙(内层为钢皮，外层为石膏板)，对其进行无竖向力的水平单调加载试验。该墙体的破坏是由边立柱屈曲所导致的脆性破坏。加载过程中，组合墙试件立柱及墙板无明显变化，仅在墙板拼缝螺钉处出现石膏板部分被压碎(图4a)；当加载至 58 kN 时，组合墙试件位移突然增大，受压一侧边立柱突然屈曲，屈曲部位位于抗拔件正上方(图4b)；伴随着边立柱的受压屈曲破坏，组合墙试件发生整体失稳破坏，承载力丧失，该组合墙试件破坏时毫无征兆(图4c)。

a—拼缝石膏板挤压破坏;b—边立柱屈曲破坏;c—组合墙试件整体失稳破坏。图4 试件24-09-08的破坏特征

试件24-25-09为双面组合墙，正面墙板底层为钢皮、面层为石膏板，背面墙板为单层石膏板，对其进行无竖向力的水平单调加载试验。该墙体是由墙板破坏及螺钉连接破坏而导致的延性破坏，墙体破坏过程耗能较好。当位移加载至+25.93 mm时，正面墙板的底层钢皮在拉力作用下沿对角线形成拉力带并鼓曲褶皱，底层钢皮的鼓曲褶皱变形挤压面层石膏板，使面层石膏板发生平面外变形，从而使中立柱上的自攻螺钉贯穿面层石膏板(图5a)；当位移加载至+28.61 mm 时，正面墙板底层钢皮的鼓曲褶皱变形进一步加大，从而使面层石膏板在钢皮鼓曲褶皱变形较大的角部产生斜裂缝(图5b)；同时，背面墙板在墙板拼缝的上下角部分别出现斜裂缝(图5c)；随着加载位移的增大，正面墙板的底层钢皮鼓曲褶皱变形逐渐变大，使面层石膏板受挤压沿对角线方向破裂，当位移加载至+81.19 mm时，裂缝逐渐发展成通缝(图5d)；与此同时，背面墙板的石膏板在拼缝上下角部的斜裂缝进一步发展，石膏板沿墙板拼缝的螺钉连接处破裂并逐渐发展通缝(图5e)；由于正面墙板和背面墙板的墙板材料组成不同，两侧墙板的变形不一致，从而导致边立柱发生扭转变形，在边立柱的扭转作用和墙板内部复杂作用力共同作用下，背面墙板的石膏板在边立柱出现了明显的裂纹；拆除墙板后，在正面墙板角部的螺钉连接处可见螺钉部分倾斜、贯穿和剪断破坏(图5f)。

a—螺钉从正面墙板贯穿;b—正面墙板石膏板鼓曲;c—组合墙试件整体失稳破坏; d—正面墙板石膏板裂缝;e—背面墙板石膏板裂缝;f—钢皮上角部螺钉连接破坏。图5 试件 24-25-09的破坏特征

综上，组合墙试件的破坏类型可以归纳为两类，即脆性破坏模式和延性破坏模式。脆性破坏是由墙体边立柱受压屈曲导致的，其发生突然。而且破坏后墙体不但丧失抗剪承载力，抗压性能也大幅削弱。破坏过程中耗能较少，墙板材料的耗能特性并没有得到充分利用，因此在设计中应予以避免。延性破坏时墙体龙骨立柱相对完好，主要破坏发生在墙体面板以及自攻螺钉处。由于该种破坏模式在破坏前并无明显征兆，且破坏前征兆明显，破坏有一个较长的发展过程，承载能力较脆性破坏的组合墙试件有较大幅度提高，破坏过程中耗能较多，墙板材料的耗能特性被充分利用，因此应尽量设计成该种破坏模式。

经过对比发现，轻钢龙骨厚度与墙板钢皮总厚度的比值对组合墙试件的破坏模式起着控制作用。墙体24-09-08的钢皮厚度与墙体24-25-09的相似，但轻钢龙骨壁厚较薄，龙骨骨架与钢皮强度不匹配，使得边柱过早屈曲。当轻钢龙骨厚度与墙板钢皮总厚度的比值越大，组合墙试件越接近于延性破坏模式，反之则越易出现脆性破坏模式。因此，在墙体设计中，应保证龙骨的壁厚(或对边柱进行适当加强)，合理设计钢皮的厚度，使其成为延性破坏构件。

2.4 试验结果

根据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验方法规程》中的规定，试件承受的极限荷载P_max及相应变形Δ_max取试件P–Δ曲线上荷载最大时的相应荷载和位移；破坏荷载P_u及极限变形Δ_u取试件在最大荷载出现后，荷载下降至最大荷载的85%时的荷载和相应位移。由于组合墙试件的P–Δ曲线没有明显屈服点，采用骨架曲线能量等效面积法确定屈服荷载P_y、屈服位移Δ_y。延性系数μ=Δ_u/Δ_y。

根据JGJ 227—2011《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》规定：抗剪强度P_s=P_max/L，L为组合墙试件的墙宽，对于低周往复加载的组合墙试件，P_max取正反方向极限荷载的均值；定义墙体侧移为1/300 rad时的每米宽墙体的抗剪强度为组合墙试件的抗侧刚度K₃₀₀。

由表2可知：随龙骨厚度的增加，墙体24-25-09较墙体24-09-08在承载力、刚度以及延性上都有较明显的提升；轻钢龙骨厚度的增加使组合墙避免因边立柱局部屈曲而发生脆性破坏，充分利用了墙板材料的耗能特性，从而显著提高墙体的抗剪性能。

表2 试件试验结果

采用 ABAQUS 对单调加载下的组合墙进行数值模拟研究。采用S4R四结点壳单元模拟组合墙的冷弯薄壁型钢龙骨、钢皮墙板和石膏板，并且忽略冷弯薄壁型钢构件截面的圆角硬化效应、材料的残余应力缺陷和初始缺陷的影响。根据相关文献，将Q345冷弯薄壁型钢简化为理想弹塑性材料，石膏板假定为各向同性理想弹性材料。墙体各构件的材料均采用von Mises屈服准则。采用耦合约束模拟立柱与立柱、立柱与导轨之间的自攻螺钉连接作用。采用笛卡尔型连接单元模拟墙板与轻钢龙骨之间的自攻螺钉连接作用，连接单元的力与位移相对关系曲线取自自攻螺钉连接件试验数据，如图6所示。

a—底层钢皮+面层石膏板;b—纯石膏板面层。图6 自攻螺钉连接件试验数据

3.1组合墙试件24-09-08

试件为双侧双层组合墙，每侧墙板底层为钢皮、面层为石膏板，对其进行无竖向力的水平单调加载试验。根据上述方法建立有限元模型，并对建立的有限元模型做静力非线性分析，有限元模型如图7所示。

a—墙体整体模型;b—墙体顶部边界条件及加载;c—抗拔件模拟。图7 组合墙试件有限元模型

组合墙试件的Mises应力云图和位移云图如图8所示。由图8a可知，受压一侧边立柱柱脚部和抗拔件相连接的区域应力较大，部分区域应力已达到395 MPa而进入塑性状态，边立柱端部翼缘发生明显的局部屈曲破坏。有限元模拟分析结果与试验中的破坏现象吻合较好。通过ABAQUS 后处理模块得到墙体有限元分析的荷载～位移曲线，并与试验所得的P–Δ曲线进行对比，如图9所示。可知：非线性有限元分析结果与试验结果吻合较好，相对误差较小。

a—组合墙应力云图，MPa;b—组合墙位移云图，mm;c—受压边立柱局部屈曲破坏,MPa;d—组合墙试验破坏现象。图8 组合墙试件24-09-08有限元云图

图9 组合墙试件24-09-08荷载-位移曲线

3.2组合墙试件24-25-09

墙体24-25-09有限元分析的荷载-位移曲线与试验结果比较如图10所示，Mises 应力云图如图11所示。由图10可知，有限元分析得到的荷载-位移曲线与试验结果较为相似，相比之下，模拟结果的承载力较高。由图11可知，墙板在内部拉力作用下沿墙板对角线区域形成拉力带，明显能看到墙板钢皮沿对角线的拉力带发生鼓曲；墙板角部的应力较大，部分区域应力达到395 MPa而进入塑性状态。

图10 组合墙试件24-25-09荷载-位移曲线

a—组合墙应力云图，MPa;b—组合墙试验破坏现象;c—组合墙角部墙板破坏特征;d—组合墙中部墙板破坏特征。

图11 组合墙试件24-25-09应力云图

试验过程中，墙板的角部以及部分自攻螺钉连接区域破坏严重，而有限元模拟未出现该破坏现象。这是因为在建模过程中采用连接单元模拟自攻螺钉连接作用，连接单元的力学性能根据相应的自攻螺钉连接件试验确定，取值时已将自攻螺钉连接区域的墙板破坏变形考虑在内，而该连接单位本身无法考虑自攻螺钉连接的失效，因此在有限元模拟中无法明显观察到墙板的破坏和断裂等情况。

本文对足尺组合墙试件进行了无竖向力作用下的水平单调加载试验，采用ABAQUS对水平单调加载下的冷弯薄壁型钢复合钢皮剪力墙进行数值模拟研究，得出如下主要结论：

1)由于龙骨厚度的增加，墙体24-25-09较墙体24-09-08在承载力、刚度以及延性上都有较明显的提升。轻钢龙骨厚度的增加使组合墙避免因立柱局部屈曲而发生脆性破坏，充分利用墙体材料的耗能特性，从而显著提高墙体的抗剪性能。

2)组合墙试件的破坏类型分为脆性破坏和延性破坏。脆性破坏是由墙体边立柱受压屈曲导致，破坏过程中耗能较少。延性破坏发生在墙体面板以及自攻螺钉连接处，破坏过程中耗能较多。

3)轻钢龙骨厚度与墙板钢皮总厚度的比值对组合墙试件的破坏模式起着控制作用。在墙体设计中，应保证龙骨的壁厚(或对边柱进行适当加强)，合理设计钢皮的厚度，使其成为延性破坏构件。

4)有限元模拟结果与试验结果误差相对较小，模拟破坏现象和试验实际破坏特征也基本符合。本文所采用的方法可以较好地预测墙体的力学性能。