对扣式冷弯薄壁型钢龙骨承重保温复合墙体采用2根对扣的C型钢，通过缀板连接形成格构式立柱，相邻柱间采用L型钢相连形成钢骨架，再将高密度B1级阻燃聚苯乙烯通过高温注塑的方式填充到其中形成一种承重保温一体化墙体单元，在施工现场安装过程中不需要再做保温措施，直接在墙体表面双面铺装纤维增强硅酸钙板，如图1所示。与传统冷弯薄壁型钢结构住宅中的组合墙体相比，对扣式冷弯薄壁型钢龙骨承重保温复合墙体的装配化程度显著提升，真正实现住宅生产和供应的工业化，其市场前景及发展潜力不容小觑。

　　 国内外众多学者针对冷弯薄壁型钢龙骨组合墙体的抗剪性能作了系统深入的研究 ^[1,2,3],GB50018—2002《冷弯薄壁型钢结构技术规范》也规定了组合墙体抗剪承载力和抗侧刚度的设计方法，但是考虑到对扣式冷弯薄壁型钢龙骨承重保温复合墙体结构形式的独特性，一味参照其他相似组合墙体的研究成果进行设计未必准确合理，因此本文通过对复合墙体足尺试件进行水平单调加载和低周反复加载试验研究其抗剪性能，以期为复合墙体的设计及推广应用提供一定的依据及借鉴作用。

　　 参照国家行业标准JGJ 227—2011《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》中关于标准试件的设计条文，本次水平加载试验共设计3个墙体足尺试件，试件的尺寸及做法如表1所示，试件的截面形式如图2所示。

　　 复合墙体对扣式立柱由两根C型钢组成，规格为C90×35×10×0.8，截面高度为140mm,L型钢缀板间距675mm，边柱采用双对扣式立柱通过电阻点焊连接，顶梁和底梁为U型钢，规格为U143×31×1.5，钢材规格为Q235，屈服强度268MPa，抗拉强度327MPa。硅酸钙板的规格为2 440mm×1 220mm，其长度方向平行于立柱高度方向竖向铺贴，上下错缝拼接，通过平头十字自攻螺钉M5×40与立柱相连，自攻螺钉在硅酸钙板四周的间距为300mm，在硅酸钙板内部的间距为150mm。

　　 试验在青岛理工大学结构实验室进行，采用2个反力架，水平荷载通过25t MTS水平作动器作用在加载梁上施加，竖向荷载通过50t千斤顶作用在分配梁上施加。为了防止试件产生过大的平面外位移，采用滑轮和方钢管分别对加载梁和试件上部施加一定的约束，底梁两端设置抗拔件及M20抗拔锚栓，底梁和加载梁中间设置M16固定锚栓，如图3所示。

　　 位移计测点布置如图4所示。D₁和D₂分别测量加载梁和试件顶部随作动器变化的位移，间距为a(150mm),D₃和D₄测量试件在垂直方向上相对于地面的位移，距离试件端部的距离分别为b,c(b=c=50mm),D₅和D₆测量底座在垂直方向上相对于地面的位移，D₇测量试件相对于地面的水平位移，D₈测量底座相对于地面的水平位移。通过以上测点变形值的相互关系可以计算出复合墙体的纯剪切变形。

　　 对试件进行单调加载，采用荷载位移双控加载方式。

　　 1)试件1水平荷载以每级2kN的级差递增加载，每级荷载保持约2min，观察数据实时采集的P-Δ曲线，如发现曲线斜率有明显变化，改为4mm为级差的位移控制加载，直至试件破坏。

　　 2)试件2竖向荷载为150kN，一次加载到位，并在加载过程中保持恒定。水平荷载加载制度与试件1相同。

　　 根据单调加载试验结果，近似确定低周反复加载试件的屈服荷载P_y。

　　 3)试件3在试件屈服之前采用荷载控制加载，分4级单循环加载，每级8kN。试件屈服后以每级5mm为级差递增加载，每级循环3次，直至试件破坏。

　　 当荷载达到22kN时，反面右边小板右下角出现裂缝。29kN时，墙体正面左侧底部被拉起，U形钢导轨被拉变形，同时正面中间大板左下角出现裂缝，反面中间大板右下角出现裂缝。34kN时，墙体发出“嘣”的一声巨响，荷载突然降低至28kN，在确认墙体未发生破坏后对其继续进行加载。加载过程中的开裂现象不再赘述。荷载46.01kN、剪切变形为31.52mm时，试件突然发出“嘣”的一声巨响，墙体正面左下角抗拔件被拉断，试件发生破坏。试件部分破坏情况如图5所示。

　　 当荷载达到39kN、剪切变形8.6mm，正面中间大板右上角出现斜裂缝。荷载42.6kN、剪切变形10mm，正面中间小板中部出现竖向裂缝。加载过程中的开裂现象不再赘述。荷载68.1kN、剪切变形59.4mm，正面左边大板中部裂缝贯通。随后荷载开始下降，当荷载达到极限荷载的85%以下时，试件破坏。试件部分破坏情况如图6所示。

　　 4级荷载-13kN、剪切变形-4.3mm，正面右边小板左下角出现裂缝。5级第1周荷载-5.3kN、剪切变形-0.2mm，正面左边大板右下角出现裂缝。加载过程中的开裂现象不再赘述。当进行15级第2周时荷载已经降至最大荷载的85%以下。试件部分破坏情况如图7所示。

　　 试件的破坏形式表现为:在加载过程中，硅酸钙板在角部和拼缝的自攻螺钉处不断发生开裂，最终试件1的抗拔件发生破坏，而试件2和试件3的抗拔件没有发生明显的破坏。可以看出，由于硅酸钙板与立柱之间采用自攻螺钉连接，在硅酸钙板的螺钉孔处会产生应力集中，同时在安装螺钉的过程中会对硅酸钙板产生初始裂纹等缺陷，加剧了应力集中，因此，硅酸钙板的裂缝始于自攻螺钉附近并逐渐发展贯穿。

　　 各试件荷载-纯剪切变形曲线如图8所示，其中低周反复加载的骨架曲线为各加载级第一周循环的最大荷载点连线。

　　 参照JGJ101—96《建筑抗震试验方法规程》中关于确定试件承载力及变形等抗剪性能的相关规定可以得到各试件的最大荷载P_max及变形、破坏荷载P_u及变形，采用等效能量法求出屈服荷载P_y及变形，进而求得延性系数μ以及能量耗散系数E。根据JGJ227—2011《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》中的规定可求得对应于墙体剪切变形H/300时的水平荷载P₃₀₀。以上数据如表2所示。

　　 1)从表2中可以看出，在其他条件相同的情况下，施加轴压比0.3的竖向荷载对抗剪承载力的提高幅度在27.4%，由此说明施加一定的竖向荷载可以提高复合墙体的抗剪承载力。

　　 2)从表2中可以看出，在其他条件相同的情况下，采用低周反复加载的抗剪承载力比单调加载略大，两者相差仅为1.8%，这与国内外其他研究成果是有出入的，其原因是本文采用的墙体角部抗拔件强度不足，导致试件1在单调加载作用下墙体本身并没有完全破坏，而是发生抗拔件破坏后的锚固失效。

　　 3)从图8b中可以看出，在加载初期，试件卸载至零时有残余变形，滞回曲线呈梭形。随着荷载的增加，滞回曲线向弓形发展，出现一定的捏拢现象，滞回环面积增大，这主要是由于硅酸钙板在螺钉处发生开裂。达到屈服荷载后，滞回环面积更加饱满，滞回曲线向反S形发展，捏拢现象更加明显，这主要是由于自攻螺钉反复挤压硅酸钙板使钉孔变大，螺钉在变大的钉孔中移动时，试件的刚度较小，一旦螺钉与孔边接触，试件的刚度有所增加。当试件临近破坏阶段，试件的空滑移现象越来越明显，试件的刚度退化严重，滞回曲线呈Z形。

　　 1)在水平荷载作用下试件的破坏形式表现为:在加载过程中，硅酸钙板在角部自攻螺钉处和拼缝自攻螺钉处不断发生开裂，其中在无竖向荷载作用的单调加载方式下墙体角部的抗拔件会发生破坏。

　　 2)由于硅酸钙板与立柱之间采用自攻螺钉连接，在硅酸钙板的螺钉孔处会产生应力集中，同时在安装螺钉的过程中会对硅酸钙板产生初始裂纹等缺陷，加剧了应力集中，因此，硅酸钙板的裂缝始于自攻螺钉附近并逐渐发展贯穿。

　　 3)在其他条件相同的情况下，施加竖向荷载(轴压比0.3)对抗剪承载力的提高幅度为27.4%，由此可知施加一定的竖向荷载可以提高复合墙体的抗剪承载力。

　　 4)在其他条件相同的情况下，采用低周反复加载方式的抗剪承载力比单调加载略大，两者相差仅为1.8%，其原因是墙体角部抗拔件的设计强度不足，导致在单调加载下墙体本身并没有完全破坏，而是发生抗拔件破坏后的锚固失效。

　　 5)给出了试件各个阶段的承载力及其对应的变形、延性系数以及能量耗散系数，为对扣式冷弯薄壁型钢龙骨承重保温复合墙体的设计及应用提供一定的借鉴及参考作用。