0 引言

　　 随着社会与经济的发展，推行建筑工业化、住宅产业化和新型节能材料已成为建筑业传统生产方式升级换代的关键。在建筑能耗分析中发现，外墙能耗占到了建筑总能耗的近一半，因此在建筑节能设计中，针对外墙围护结构的节能设计非常重要。然而传统的单一材料墙体往往难以同时满足力学及较高的保温隔热要求，故而复合墙板应运而生。其中，轻钢龙骨复合墙板是一种由轻钢龙骨、内外墙板及填充保温材料复合而成的墙体，具有轻质高强、延性好、环保节能、施工方便等优点 ^[1,2]。目前，国内外学者已针对轻钢龙骨复合墙体抗震性能进行了多项研究，不仅集中于单片墙板的破坏机理，还涉及了不同种类墙板 ^[3,4,5,6,7]、不同龙骨连接类型 ^[8]及其优化设计 ^[9,10,11,12]等多个方面。

　　 本文所研究的轻钢龙骨混凝土组合外挂墙板(简称SC墙板)是轻钢龙骨复合墙板的延伸，由混凝土板、轻钢龙骨骨架、填充岩棉和水泥纤维板组成，通过约束节点和承重节点外挂于框架，是一种装饰、保温一体化的新型组合墙体。虽然SC墙板为非结构构件，但仍要承受风荷载和地震作用，其仍应满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(简称抗震规范)对于承载力、变形能力等的要求，并保证与主体结构的连接具有可靠性，因此，其抗震性能也是亟待研究的课题。

　　 本文针对两种新型SC墙板的抗震性能进行试验研究，并比较其性能的差异。首先，对两块足尺墙板试件进行低周反复荷载试验，研究承重节点处有无设置横撑对SC墙板抗震性能的影响。其次，研究两种组合外挂墙板的破坏模式、变形特点以及裂缝开展等情况，并验证墙板与节点连接的可靠性。最后，分析两种墙板的荷载-位移曲线，与框架结构的弹性位移角限值和弹塑性位移角限值进行对比，探究墙板的抗震性能是否满足结构抗震设计的要求，提出相应的优化建议。墙板是非结构构件，在设计时常常不考虑其抗震作用，故仅将耗能能力及刚度退化作为评判SC墙板抗震性能的参考性指标，但仍要保证SC墙板与主体结构的可靠连接和良好的协同变形能力，避免在地震作用下发生脱落。

1 试验概况

1.1 试件设计

　　 为了研究SC墙板本身的抗震性能，本文设计了节点采用铰接连接的钢框架用于固定墙板试件。首先根据有限元软件ABAQUS的试算结果，确定试验框架尺寸为3 500mm×2 665mm, 框架梁选用HW250×250×9×14,框架柱选用HM244×175×7×11,钢材选用Q235B。梁柱上均焊接若干厚度为12mm的加劲肋，如图1所示。梁柱之间通过直径为30mm销钉所形成的铰接点相连，确保试验过程中钢框架不参与墙体试件的水平受力。

　　 图1 试验钢框架设计 

　　  

　　 本试验共设计2块足尺SC墙板试件，试件E-1为标准试件，不设置横撑；试件E-2则设置横撑。两试件尺寸相同，均为3 500mm×3 300mm。所用SC墙板的基本构造及轻钢龙骨布置形式分别如图2,3所示。试件的外敷面为50mm厚内置镀锌钢丝网的混凝土板，轻钢龙骨骨架由竖龙骨及天地龙骨组合形成，竖龙骨采用C140×50×11×1.5,间距为400mm, 天地龙骨则采用U143×56×1.5,通过M12平头螺栓连接混凝土层与龙骨层，并在两者间形成8mm空气层。轻钢龙骨采用GR340型号冷轧镀锌钢板，其屈服强度为340MPa。内封板则由多块15mm厚水泥纤维板拼装而成，龙骨骨架与水泥纤维板在拼缝两侧采用ST4.8自攻螺钉分别连接，自攻螺钉间距为200mm, 试验中均不考虑岩棉对墙板试件承载力和刚度的贡献。

　　 图2 SC墙板基本构造 

　　  

　　 SC墙板与主结构梁之间的间距为40mm。考虑到实际工程中上下墙板之间的约束作用，将墙板地龙骨处的2个螺杆式约束节点与钢框架下梁相连。承重节点和拉板式约束节点的设置与实际工程保持一致，承重节点由牛腿件、龙骨加强板、横撑件以及M20竖向调节螺杆组成，墙板安装时牛腿件通过螺栓与钢框架上梁相连，通过竖向调节螺杆调整墙板竖向高度。拉板式约束节点由拉板、连接螺栓及垫片组成，拉板开垂直一字孔，与上梁下翼缘及竖龙骨通过螺栓连接。螺杆式约束节点由托板和M12长螺杆组成，该节点处设直径30mm的圆孔，即允许墙板可水平向左向右自由运动15mm的距离。节点构造细节如图4所示。

1.2 加载装置及测点布置

　　 试验加载装置如图5所示，钢框架的底梁由地锚螺栓锚固于地面，水平荷载由液压伺服作动器施加，加载过程以推为正向加载，以拉为反向加载。为防止钢框架及墙板试件发生平面外侧向失稳，试验模型在上梁的两侧纵向设置4根直径为30mm的钢筋，在墙板两侧对称设置4个斜撑，并于斜撑与试件接触处设置滚轮，以避免斜撑对试件受力造成干扰，此外，在底梁端部设置千斤顶以防止构件发生整体的滑移。

　　 图3 试验墙板龙骨布置 

　　  

　　 图4 外挂墙板与框架梁连接节点 

　　  

　　 图5 试验加载装置 

　　  

　　 图6 水泥纤维板应变片布置 

　　  

　　 在水泥纤维板面布置10个应变片，其布置位置如图6所示。用于测试墙板在试验过程中位移情况的接触式位移计布置如图7所示，共布置了5个位移计。

1.3 加载制度

　　 试验前，首先在弹性范围内对墙板进行预加载，加载值为5kN,检查各个仪器和测点的量测参数是否正常，如果发现异常应找出原因，直到确保一切正常后，卸去荷载，将各个仪器数值清零。正式加载中，采用位移控制加载，对试件施加水平往复荷载。首先采用较小的位移3mm一级控制加载，待试件屈服后，以屈服位移Δ_y的倍数Δ_y,2Δ_y,3Δ_y,4Δ_y……进行加载，每级循环三次，直至试件破坏。当发生下列条件之一时判定试件破坏，即可停止加载：1)墙板表面出现严重的贯穿裂缝；2)螺栓被剪断；3)层间位移角超过抗震规范限制的弹塑性层间位移角限值1/50。

　　 图7 位移计布置 

　　  

2 试验现象及结果分析

2.1 试验现象

　　 墙板与钢框架连接时，节点处螺栓具有一定的预压应力，当试件E-1第一阶段加载的位移达到6mm时，节点连接处开始发生相对滑动，正向、负向荷载-位移曲线均出现了拐点，位移增加，但荷载增加缓慢，表现出屈服的特征，故将6mm作为试件E-1的屈服位移。位移加载至-42mm时，发现右边的螺杆式约束节点仍未与开孔钢板的孔壁相接触(图8(a)),而位移加载至+42mm时，两根长螺杆都与孔壁相接触，这导致荷载-位移曲线的后续部分出现明显的不对称现象。位移加载至-60mm时，两根长螺杆都与孔壁相接触。位移加载至+66mm时，右侧拉板式约束节点的拉板与水泥纤维板挤压导致水泥纤维板开裂(图8(b))。位移加载至+72mm时，原有裂缝宽度增加，且向墙板右侧边缘延伸(图8(c))。试验加载后期，承重节点处螺栓产生滑移，在牛腿件上产生划痕(图8(d))。剪力钉在混凝土中锚固失效，使得混凝土表面产生多处凹陷(图8(e))。

　　 试件E-2预加载荷载为10kN,方向为推力方向，预加载后右侧拉板式约束节点右下角出现了长裂纹(图9(a))。位移加载至6mm时，正向加载时试件已经出现屈服现象，而负向加载时试件未出现屈服现象，在下一级加载过程中，加载位移达到10mm左右时，负向加载时试件也达到了屈服状态。位移加载至18mm时，水泥纤维板右上方的裂缝宽度明显增加，并向水泥纤维板边缘扩展。位移加载至54mm时，水泥纤维板在右侧拉板的挤压下出现了剥落(图9(b))。位移加载至90mm(15Δ_y)时，左侧螺杆式约束节点处墙板与底梁钢板表面脱空，脱离高度大约为30mm(图9(c)),此时加载的位移所对应的层间位移角为1/31,远大于塑性层间位移角限值1/50,故停止加载。此时，螺杆式约束节点处的轻钢龙骨已经发生了较大的变形，原本直径为30mm的圆孔处形成了长约86mm的长圆孔，如图9(d)所示。螺杆产生了一定程度的弯曲(图9(e)),表面与孔壁接触处有明显的擦痕，右侧拉板式约束节点的拉板也有明显的弯曲现象(图9(f))。

　　 当本试验所施加的水平位移为5.1mm, 即达到钢筋混凝土框架结构的弹性层间位移角限值1/550时，SC墙板仍处于弹性阶段；当层间位移达到11.2mm, 即达到多高层钢结构弹性层间位移角限值1/250时，SC墙板无明显破坏现象，可满足抗震规范对于非结构构件抗震性能水准(外观可能损坏，不影响使用和防火能力)的指标。当层间位移角达到钢筋混凝土框架或多高层钢结构弹塑性层间位移角限值1/50时，SC墙板没有发生整体脱落、倒塌现象，且墙板与框架的连接节点区未出现明显破坏，可满足《装配式钢结构建筑技术规范》(GB/T 51232—2016)和《装配式混凝土结构建筑技术规范》(GB/T 51231—2016)的要求。

　　 图8 试件E-1试验现象 

　　  

　　 图9 试件E-2试验现象 

　　  

2.2 滞回曲线

　　 两试件的滞回曲线如图10所示，均可见明显的滑移，表明该平移式外挂墙板可在水平力作用下实现平动。试件E-1的滞回环正反较为对称，在初始加载过程中滞回环呈梭形，但当位移加载至12mm时，滞回环开始出现“捏缩”现象。随着加载位移的增加，墙板地龙骨在螺杆式约束节点处损伤范围不断扩大，且墙板整体出现了较明显的滑移，荷载-位移曲线上出现了“零刚度”区段，滞回环呈Z形。试件E-2反向滞回环明显较正向滞回环饱满，表现出明显的不对称。该不对称性主要体现在正反向的卸载曲线上，正向卸载曲线段出现了较长的“零刚度”区段，这是由于在正向预加载过程中，水泥纤维板在约束式节点处受到拉板的挤压而出现了裂纹。

2.3 强度分析

2.3.1 骨架曲线

　　 在低周反复荷载试验的滞回曲线图上，将同方向各次加载的峰值点依次相连可得到骨架曲线，图11给出了墙板试件的骨架曲线。

　　 从图11可以看出，在水平位移荷载作用下，当墙板构件屈服之后，随着加载位移的增加，荷载缓慢增加，达到峰值荷载后，强度下降段曲线斜率逐渐减小。这是因为试件墙板在水泥纤维板开裂之后，其破坏主要发生在墙板地龙骨的腹板上，在长螺杆的挤压下，地龙骨腹板上原有的圆孔被不断地沿着力的作用方向拉长扩孔。由于正式加载之前，试件E-2拉板式约束节点处的水泥纤维板出现了初始裂缝，所以试件E-1骨架曲线弹性段的斜率比试件E-2的斜率大。与试件E-1相比，试件E-2的屈服荷载由7.97kN提高到了9.66kN,增长了21.2%,峰值荷载由9.31kN提高到了10.39kN,增长了11.6%,说明布设横撑可明显提高墙板的强度。

2.3.2 强度退化

　　 根据《建筑抗震试验规程》(JGJ 101—2015)的建议，采用同级荷载强度退化系数来表示试验中构件的强度退化，强度退化系数λ_j表达式如式(1)所示。

　　 λj=PjiPj1         (1)λj=ΡjiΡj1         (1)

　　 式中：P_jⁱ为第j级加载位移(Δ/Δ_y=j,Δ为加载位移，Δ_y为屈服位移)时，第i次加载循环的峰值点荷载；P_j¹为第j级加载位移(Δ/Δ_y=j)时，第1次加载循环的峰值点荷载。

　　 本试验强度退化系数取每级位移加载的第2次循环与第1次循环的峰值点的比值。图12给出了两试件的强度退化系数λ_j随加载位移Δ/Δ_y的变化情况，可以看出两个试件的同级荷载强度退化程度并不明显，甚至还略有提高。试件E-1比试件E-2的强度退化严重，最高达到了10.9%。

2.4 延性分析

　　 本试验采用位移延性系数来衡量结构的延性特征。根据抗震规范规定：结构薄弱层弹塑性层间位移角应满足Δu_p≤[θ_p]h。其中，[θ_p]为弹塑性层间位移角限值，对于钢筋混凝土框架结构和多高层钢结构取值为1/50;h为层高。

　　 由于SC墙板在位移加载至90mm后，承载力仍未下降至峰值荷载的85%以下，故将极限位移定义为层间位移角达到1/50时所对应的位移，因为SC墙板试件的有效高度h为2 800mm, 故Δu_p为56mm。在加载后期，位移以屈服位移的倍数递增，故取60mm作为极限位移，位移延性系数μ表达式为：

　　 μ=ΔuΔy         (2)μ=ΔuΔy         (2)

　　 本文采用能量等值法来确定试件的屈服位移，SC墙板试件的特征位移及位移延性系数计算结果见表1。由表1可知，该平移式外挂墙板在地震作用下有较好的延性，构件达到屈服承载力后没有明显的下降。试件E-2延性较试件E-1略差，这主要是由于布设横撑推迟了试件的屈服，导致试件E-2的屈服位移较试件E-1的屈服位移大，而两试件极限位移相同，故其位移延性系数相对较低。此外，因墙板的破坏并非位于竖龙骨处，故横撑的设置对墙板延性的影响较小，试件E-2的位移延性系数比试件E-1的仅仅降低了8.6%。

2.5 耗能分析

　　 采用等效黏滞阻尼系数计算了SC墙板的耗能能力。耗能能力计算结果见图13,14及表2。

　　 图10 墙板试件滞回曲线 

　　  

　　 图11 墙板试件骨架曲线

　　  

　　 图12 墙板试件强度退化规律  

　　  

　　 图13 等效黏滞阻尼系数-位移曲线 

　　  

　　 图14 累积等效黏滞阻尼系数-位移曲线  

　　  

　　 图15 刚度退化规律  

　　  

　　 图16 应变-位移曲线  

　　  

　　 由图13,14和表2可知，SC墙板的等效黏滞阻尼系数随着位移的增大而增大，试件E-1和E-2表现出同样的整体变化趋势。当位移加载至60mm时，试件E-1和E-2的等效黏滞阻尼系数分别为0.401,0.336,累积等效黏滞阻尼系数分别为3.418,2.670,表明试件在低周反复加载过程中吸收了大量的能量。达到屈服状态时，试件E-1的等效黏滞阻尼系数在(0.25,0.26),试件E-2的等效黏滞阻尼系数在(0.15,0.16)。与试件E-1相比，试件E-2的耗能小，这是因为SC墙板发生了节点处的局部破坏，设置横撑对墙板的耗能能力影响不大。

　　 墙板试件特征位移及位移延性系数 表1

试件 编号	屈服点		峰值点		极限点		位移 延性 系数
	荷载 /kN	位移 /mm	荷载 /kN	位移 /mm	荷载 /kN	位移 /mm
E-1	7.97	7.95	9.31	35.05	8.35	60	7.55
E-2	9.66	8.69	10.39	20.52	9.34	60	6.90

 

　　  

　　 墙板试件耗能能力计算结果 表2

位移/mm	6	12	18	24	30
he-E1	0.236	0.280	0.300	0.355	0.370
he-E2	0.132	0.175	0.201	0.231	0.246
位移/mm	36	42	48	54	60
he-E1	0.352	0.358	0.358	0.408	0.401
he-E2	0.318	0.341	0.343	0.347	0.336

 

　　 注：h_e-E1,h_e-E2分别为试件E-1、试件E-2的等效黏滞阻尼系数。

　　  

2.6 刚度退化分析

　　 根据《建筑抗震试验规程》(JGJ 101—2015)中的规定，采用同级荷载的第1个滞回环的正负荷载峰值点之间连线的斜率K来衡量SC墙板的刚度退化程度，具体公式为：

　　 K=|+Fi|+|−Fi||+Δi|+|−Δi|         (3)Κ=|+Fi|+|-Fi||+Δi|+|-Δi|         (3)

　　 式中：+F_i和-F_i分别为第i级荷载作用下第1次循环正、负向峰值荷载值；+Δ_i和-Δ_i分别为第i级荷载作用下第1次循环正、负向峰值荷载值所对应的位移。

　　 两试件的刚度退化情况如图15所示。从图15可知：试件E-1的初始刚度远大于试件E-2的初始刚度，这是由于在正式加载前试件E-2拉板式约束节点处的水泥纤维板就出现了初始裂缝，这对墙板初始刚度削弱较大；当位移加载小于12mm时，墙板的刚度退化较快；当位移加载大于12mm后，墙板刚度退化的速率放缓；当位移加载至36mm后，两试件的刚度退化程度几乎一致，这是因为此时两试件的损伤都集中在地龙骨的腹板扩孔上。

2.7 墙板应变分析

　　 在层间位移角在0～1/200的范围内时，以位移为横坐标，得到如图16所示墙板中部的应变-位移曲线。可见两试件中部应变值都较小，且两者相差不大，与试验现象一致，该阶段水泥纤维板中部未开裂。墙板8号及9号应变片为对称布置，曲线形式相似，但趋势相反。

3 结论与建议

　　 (1)两试件的破坏都主要为拉板式约束节点处水泥纤维板的开裂和地龙骨腹板的扩孔，墙板与钢框架连接节点区域未发生明显破坏。表明该连接节点在达到层间位移角限值时，墙板仍能保证较好的整体性，与结构主梁之间连接可靠，满足安全性要求。

　　 (2)SC墙板的运动形式为平移式，允许墙板整体出现较大的滑移。未布设横撑的SC墙板荷载-位移曲线上出现了“零刚度”区段，滞回环呈Z形，抗震性能相对较差。布设横撑后，承载力得到了明显的提高，屈服荷载由7.97kN提高到了9.66kN,增长了21.2%,峰值荷载由9.31kN提高到了10.39kN,增长了11.6%。但是横撑的设置致使墙板延性略有降低，试件E-2位移延性系数相较试件E-1减小了8.6%。

　　 (3)SC墙板在地震作用下有较好的延性，构件达到屈服后承载力没有明显的下降。

　　 (4)根据试验结果，可针对螺杆式约束节点提出以下优化设计建议：将螺杆式约束节点处的圆孔优化为水平长圆孔，根据主体结构类型及SC墙板与主体结构共同受力的时间点确定水平孔的长度，并在水平孔处增设钢板，从而避免实际工程中地震作用下上下墙板之间螺杆式约束节点的局部破坏。