钢结构建筑的结构体系可以实现高度工业化生产和装配式安装，所以适合于钢结构的墙体材料必须也要满足工厂化生产、现场装配化施工的要求，与钢结构的结构体系安装相匹配。同时，钢结构体系建筑的特征之一是轻质高强，钢结构建筑的墙体材料也应该具备这一特征，否则过重的墙体会增加整体结构的自重，就会丧失钢结构质轻的优势。

轻钢龙骨-铝蜂窝复合墙板[1-4]是一种由轻钢龙骨和铝蜂窝覆面板为主组成的复合墙体，其具体构造为：内部为轻钢龙骨骨架，两侧通过自攻螺钉将铝蜂窝夹芯覆面板固定安装在轻钢龙骨骨架上，内部填充岩棉等保温材料，构造图见图1。该新型组合墙体具有自重轻、抗冲击性好、减振吸能好、可设计性强、抗压能力和抗弯曲能力高的优点，是一种非常优异的墙体材料。

图1 轻钢龙骨-铝蜂窝复合墙板构造图

填充墙体的受力性能对主体结构的性能，特别是抗震性能具有一定影响。李国强等[5-6]进行了蒸压轻质混凝土(autoclaced lightweight concrete, ALC)砌块和ALC板对热轧钢框架抗震性能影响的试验研究；田海等[7]研究了ALC板的抗剪性能，及ALC板与薄柔钢框架组合结构的抗震性能。对于冷弯薄壁型钢形成的填充墙体，一般是通过自攻螺钉将其与主体结构相连接。国内外学者对这种两侧挂板墙体的抗剪性能进行了试验研究，分析了高宽比、墙面板类型和螺钉间距等参数对冷弯薄壁型钢墙体抗剪性能的影响。例如王静峰等[8-9]研究了填充节能复合墙板钢框架结构的抗震性能；Pan[10],Mohebbi[11],Shahi[12-13]和Kechidi[14]等分别对不同类型的冷弯薄壁型钢墙体的抗剪性能和抗震性能进行了试验和理论研究。由于这种两侧挂板墙体的抗剪承载力主要来源于两侧墙面板的蒙皮效应以及边立柱轴向拉压力产生的倾覆力矩，其受力机理较为复杂，国内外现行规范[15-16]对墙体抗剪承载力设计值的确定均采用足尺试验的荷载特征值整理得出。郝际平等[17]在此基础上提出一种新型的冷弯薄壁型钢墙体，即在型钢骨架区格内设置聚苯乙烯泡沫板(EPS板),EPS板与型钢骨架之间留有一定空隙，并在空隙中喷涂轻质砂浆，使型钢构件被砂浆完全包裹，随后在型钢骨架一侧喷涂轻质砂浆，另一侧连接硅酸钙板，并对其受力进行研究，发现其具有很好的抗震性能。同时，黄智光[18]、张硕[19]、李帼昌[20]等学者也对以轻钢龙骨为主要受力构件的组合墙体及其结构的有限元建模方法进行了研究。

本文采用试验研究和数值模拟相结合的方法，探究平面钢框架-轻钢龙骨-铝蜂窝复合墙板组成的子结构在面内水平荷载作用下的试验现象和破坏模式，分析该子结构在水平荷载作用下的抗震性能；进一步建立该子结构的有限元模型，通过试验校核有限元模型及轻钢龙骨-铝蜂窝复合墙板(简称复合墙板)抗侧刚度计算参数；在此基础上对实际工程的4层钢框架结构进行有限元建模和时程分析，考察复合墙板对钢框架结构的最大层间位移角以及基底总剪力时程变化情况，分析总结复合墙板对钢框架结构地震响应的影响。

图2 钢框架立面图

1、试验概况

1.1 试件设计

试验对象采用1∶2缩尺的钢框架-轻钢龙骨-铝蜂窝复合墙板试件(简称钢框架-复合墙板试件),钢框架钢梁尺寸为350×150×8×12,钢柱尺寸为250×250×12.5×12.5,轻钢龙骨骨架尺寸为3 775×2 000×120,铝蜂窝复合墙板尺寸有2 000×1 220×40和2 000×667.5×40两种。墙板连接方法：本次试验的钢框架为内嵌式安装，通过M10螺栓将轻钢龙骨骨架上下导梁与钢框架上下钢梁连接，轻钢龙骨骨架自身通过抽芯铆钉连接，面板与骨架通过十字沉头自攻螺钉连接。试件及连接件如图2～4所示。

图3 轻钢龙骨骨架立面及安装

图4 钢框架-复合墙板试件及连接件

1.2 加载方案

试验在南京工业大学结构实验室进行，通过电液伺服机加载系统进行加载。根据国内外的冷弯薄壁型钢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。本次试验加载方式为“钢框架-复合墙板试件无竖向力的水平单调加载”,通过单调加载研究试件的强度、刚度和抗裂性。

采用位移控制加载的方式，按设计位移增幅进行加载。根据《高层民用建筑钢结构技术规程》(JGJ 99—2015)[21]可知，在风荷载和多遇地震标准值作用下，按弹性方法计算的楼层层间最大水平位移与层高之比不宜大于1/250,弹塑性层间位移不应大于层高的1/50,以此设置加载制度。取弹性阶段下的最大层间位移Δ=H/250,试件的层高H=2 350mm, 则Δ约为10mm, 弹塑性阶段最大层间位移约为24mm。作动器以递推速度2mm/min进行加载控制，每级加载2mm, 各级加载完成保持2～3min后继续加载。在加载过程中，对于弹性阶段，分别进行了3次加卸载循环试验(循环1～循环3),用以检验试件在弹性阶段的变形恢复性能。采用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，当荷载降低到峰值荷载的85%以下，并发生下列情况之一时停止加载：1)钢框架-复合墙板试件变形过大，梁柱焊缝或螺栓断裂；2)复合墙板出现平面外失稳，不适合继续加载；3)复合墙板与钢框架连接件破坏严重，复合墙板不能与钢框架可靠连接。加载制度如表1所示。

1.3 试验数据采集

钢框架-复合墙板试件层高处水平荷载P-水平位移Δ关系曲线由MTS液压伺服加载系统自动采集，试件的应变和位移等数据采用静态采集软件采集，同时在试验过程中对梁柱节点、墙面板、轻钢龙骨等关键部位进行全过程的监测。

表1 加载制度

1.4 测量内容及测点布置

试验的主要测量内容有：复合墙板内部U型龙骨的应变、复合墙板面板的应变、梁柱关键部位的应变，钢框架-复合墙板试件顶端、面板拼缝的位移。钢框架-复合墙板试件的应变片和位移计的布置如图5所示，WYJ表示位移计，S表示应变片。

图5 钢框架-复合墙板试件的应变片及位移计布置

2、试验现象及分析

2.1 平面内变形试验现象

首先对未安装复合墙板钢框架(简称空钢框架)进行单调加载试验，通过位移加载，空钢框架在弹性阶段(0～10mm)内无明显变化。后安装复合墙板，进行单调加载试验，弹性阶段(小震),钢框架-复合墙板试件无明显变化，只有铝蜂窝复合板因变形发出轻微挤压声，其拼缝处发生较小的错动与挤压。弹塑性阶段(中震),加载到16mm(层间位移角1/140)时复合墙板内部抽芯铆钉被剪断产生剧烈响动。加载到23mm(层间位移角近1/100)时复合墙板内部抽芯铆钉再次被剪断，再次产生剧烈响动。试件主要破坏现象见图6,其中左侧图是整体试件，右侧图是左侧图的左下角竖向龙骨与横向龙骨连接位置。

图6 钢框架-复合墙板试件破坏现象

2.2 拼缝位移试验现象

当加载到5mm(层间位移角1/500)时，覆面板拼缝位移达到1.3mm, 覆面板拼缝处防水砂浆开始开裂，铝蜂窝复合板因变形发出轻微挤压声；加载到10mm(层间位移角1/250)时，拼缝处防水砂浆基本掉落，铝蜂窝复合板因变形仍发出轻微挤压声；加载到24mm(层间位移角1/100)时，拼缝处防水砂浆都掉落，拼缝位移也达到最大(8mm左右)。

2.3 试验分析

通过观察试验现象发现，随着加载位移不断增大，铝蜂窝复合板与轻钢龙骨骨架连接较为可靠，铝蜂窝复合板也未出现开裂，但是内部铆钉因龙骨变形导致被剪断，轻钢龙骨端部也有部分屈曲。此外在本试验中，复合墙板作为次要构件率先破坏，起到耗能作用，而钢框架未出现破坏现象，因此钢框架-复合墙板试件在水平地震作用下，较为安全。

整理MTS作动器中的试验数据，绘制空钢框架及钢框架-复合墙板试件的荷载-位移曲线及墙板拼缝的荷载-位移曲线(拼缝监测位置见图5(b)),见图7、8。

(1)在一定的加载位移范围内，即弹性阶段(0～10mm),随着位移的增大，荷载-位移曲线呈线性变化，斜率保持不变，即刚度保持不变。但随着位移的继续增大，试件开始屈服，斜率放缓，试件刚度随着加载位移的不断增大逐渐发生退化，试件的抗侧承载力明显降低。

图7 钢框架-复合墙板试件荷载-位移曲线

图8 荷载-拼缝位移曲线

(2)钢框架-复合墙板试件刚度随着加载位移的不断增大逐渐发生退化，刚度退化原因主要与内部轻钢龙骨的屈曲和抽芯铆钉的剪断有关，刚度降低后又逐渐上升，与试件的抗侧刚度有很大关系，说明复合墙板对钢框架承载力有很大提高。

(3)随着加载位移的增大，墙面板拼缝处的水泥防水砂浆逐渐开裂。

3、复合墙板对钢框架结构抗震性能影响

3.1 分析概况

基于大型通用有限元软件MSC.Marc平台，首先对一个单层单跨钢框架-复合墙板试件进行模拟，以校核有限元模型并确定复合墙板抗侧刚度计算参数；然后对实际工程的4层钢框架结构建模并开展时程分析，考察添加复合墙板前后框架结构的最大层间位移角以及基底总剪力时程变化情况，分析添加复合墙板对框架结构地震响应的影响。

图9 结构有限元模型及梁单元示意图

3.2 单跨钢框架-复合墙板体系抗侧刚度

3.2.1 空钢框架有限元模拟

在MSC.Marc平台中，采用结合用户子程序进行二次开发的纤维梁单元模拟钢框架梁和柱，建立不含复合墙板的空钢框架结构有限元模型，见图9(a)。图9(b)和图10分别为纤维梁单元示意图及自定义的钢纤维应力-应变关系，其中(εa(1),σa(1)),(εa(2),σa(2))表示第1次加载的最大正应力、应变与最大反应力、应变，(εb(1),σb(1))、(εb(2),σb(2))、(εb(3),σb(3))表示3次循环加载的最大应力、应变。该数值模拟方案可以较好地模拟以受弯变形为主的构件所组成的框架结构的地震响应，能兼顾计算精度和效率。

图10 自定义的钢纤维应力-应变关系

图11 空钢框架试验与有限元荷载-位移曲线对比

图12 钢框架-复合墙板体系有限元模型

与试验加载方式一致，有限元模型采用位移控制的静力加载，在弹性阶段下的最大层间位移Δ=10mm。数值模拟的荷载-位移曲线与试验对比如图11所示。由图11可见，空钢框架数值模型计算结果与试验结果吻合较好，另外可以确定空钢框架的抗侧刚度k1=1.43×104kN/m。

3.2.2 钢框架-复合墙板体系有限元模拟

在MSC.Marc平台中，采用等效的“弹簧”来模拟布置在钢框架结构中的复合墙板。通过设置一定的弹簧刚度来模拟复合墙板对框架结构所附加的水平抗侧刚度kw。钢框架-复合墙板体系的有限元模型如图12所示。

有限元模型中的水平抗侧刚度kw根据试验数据进行取值。根据图7所示的试验结果可知，添加复合墙板后，结构弹性阶段的整体抗侧刚度相对于空钢框架结构提高了23%。据此，通过在有限元模型中调整弹簧刚度数值，使模型抗侧刚度相对于空钢框架数值模型抗侧刚度增加相同的比例，得到此时的等效弹簧水平刚度，即复合墙板附加水平抗侧刚度kw=3.015×103kN/m。

3.2.3 复合墙板抗侧刚度计算参数的理论推导

考虑到复合墙板主要由其中的水泥纤维板提供抗侧刚度，将水泥纤维板近似视为各向同性材料，采用如图13所示的各向同性矮墙理论模型分析，以获取其抗侧刚度计算参数。对于图13所示矮墙理论模型，其侧向变形主要为剪切变形，则其抗侧刚度即为墙体的剪切刚度，可按式(1)计算。

式中：k为各向同性矮墙的剪切刚度；G为各向同性矮墙剪切模量；b、h、t分别为计算墙体的宽度、高度和厚度。

图13 墙体的计算简图与墙体截面

对于本工程中复合墙板中的水泥纤维板，各参数为：b=3 775mm、h=2 000mm、t=32mm(即水泥纤维板的总厚度),G值待定。

将3.2.2节得到的复合墙板附加水平抗侧刚度值kw=3.015×103kN/m代入式(1),可得复合墙板中的水泥纤维板剪切模量G=5.618×104kN/m2。可将该值用于实际工程中的复合墙板附加抗侧刚度计算。

3.3 带复合墙板的某图书馆钢框架结构有限元模拟

3.3.1 有限元模拟

本模型为4层钢框架结构，首层高度为4.8m, 其余各层高度为4.2m, 抗震设防烈度为8度(0.3g)。建立空钢框架和钢框架-复合墙板结构的有限元模型，如图14、15所示。

对结构先进行小震工况下的弹性分析，地震峰值加速度PGA按《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(简称抗规)设置为110gal, 考虑到结构平面布置规则，在X、Y向各自输入地震波进行单向地震作用下的计算分析即可。根据抗规，按建筑场地类别和设计地震分组选择两条天然波和一条人工波作为地震动输入。三条地震波时程曲线如图16所示。

图16 三条地震波时程曲线

图17 空钢框架结构振型图

图14 框架结构有限元模型

图15 各层复合墙板布置(粗实线表示复合墙板)

3.3.2 模拟结果及分析

结构的模态信息是结构的固有指标，可以充分反映结构的基本性能参数。分别对空钢框架及钢框架-复合墙板的有限元模型进行模态分析，结果见表2。由表2可知，在考虑复合墙板作用后，结构各阶模态顺序不变，但周期数值减小，主要是由体系的抗侧刚度增大引起。复合墙板对框架结构的前3阶模态振型没有显著影响，其振型如图17所示。

在考察地震响应时，分别统计了空钢框架和钢框架-复合墙板模型各层最大层间位移角及基底剪力，结果分别如图18、19所示。

表2 空钢框架与带复合墙板钢框架模态信息

图18 空钢框架和钢框架-复合墙板模型最大层间位移角对比

图19 空钢框架和钢框架-复合墙板模型基底剪力对比

由图18可知，空钢框架竖向刚度分布比较均匀，在地震作用下，1、2层的层间位移角较大，3、4层层间位移角较小。在考虑复合墙板后，尽管因体系的抗侧刚度增加，周期减小，导致地震响应有所增大，但其增大幅度不及增加的抗侧刚度，所以各层最大层间位移角仍普遍有所减小。由于地震动的随机性，不同地震波下的层间位移角减小幅度及基底最大剪力增加幅度不尽相同，层间位移角减小幅度平均约20%,最大为35%,基底最大剪力增加幅度最大为12%。

另外，由于各层复合墙板布置数量不均匀，使得各层抗侧刚度的提升不均匀，导致在同一地震波下，各层层间位移角的减小幅度不均匀。在结构X向1层布置的复合墙板相对其他层偏少，因此X向1层层间位移角减小幅度最小；而在结构Y向3层布置的复合墙板相对其他层偏少，Y向1层层间位移角减小幅度最小。

4、结论

(1)在钢框架-复合墙板子结构试验中，对应于小震弹性阶段(0～10mm)的加载结果，空钢框架的抗侧刚度为13kN/mm, 而钢框架-复合墙板试件的抗侧刚度为15.8kN/mm, 其抗侧刚度与空钢框架相比提高了21%。

(2)建立平面钢框架-轻钢龙骨铝蜂窝复合墙板子结构体系的有限元模型，对空钢框架和带复合墙板的钢框架分别进行数值模拟，并结合复合墙板抗剪受力模型，反演得到复合墙板的等效抗剪模量G=5.618×104kN/m2,利用该结果可对其他尺寸墙板的抗剪刚度进行预测。

(3)对某实际工程的4层钢框架结构进行有限元建模，通过将墙体等效为弹簧单元来考虑复合墙板对钢框架结构抗震性能的影响，其中弹簧单元的刚度系数通过复合墙板等效抗剪模量进行估算。有限元结果表明，复合墙板会增大原结构的抗侧刚度和地震响应，底部剪力最大增加12%;但各楼层最大层间位移角均有所减小，平均约为20%,最大可减小35%。

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文章来源:董凯,沈振,刘现荣,等.轻钢龙骨-铝蜂窝复合墙板对钢框架结构抗震性能影响研究[J].建筑结构,2024,54(23):50-57.