冷弯薄壁型钢结构具有轻质高强、工业化程度高、综合技术经济指标好等优点，“十三五”期间，国家明确提出建筑产业化，大力发展装配式建筑^[1].

谢志强等^[2]、闫维明等^[3]首次将锁铆连接技术引入到冷弯薄壁型钢结构体系，利用锁铆技术实现组合墙体的模块化、工业化、机械化生产.刘斌等^[4]通过抗震性能试验分析墙体的受力过程和破坏形态，研究表明连续喷涂保温材料可以提高墙体的整体性.赵洋等^[5]研究面板开孔以及开孔方式对墙体破坏形式和性能的影响，研究发现开孔可以提高墙体的延性但是降低墙体承载力.贾蓬春等^[6]研究重力荷载下组合墙的抗震性能，研究表明在重力荷载下，墙体抗剪强度并未降低，立柱更容易出现屈曲破坏.石宇等^[7]通过试验研究得出墙体承载力从高到低为CSB板、OSB板、GWB板.苏明周等^[8]对冷弯薄壁型钢组合墙体进行低周往复加载试验，研究表明组合墙体具有较好的耗能能力，双柱墙体的承载力明显高于单柱墙体.关于承载力计算方法，美国规范AISI S400-15-C^[9]采用Sugiyama等^[10]给出的公式计算开洞组合墙体的承载力.袁朝庆等^[11]将钢管约束混凝土柱的理论引用于开洞双钢板组合剪力墙，分析得出约束型墙体能提高墙体的耗能能力.

目前国内部分规范、规程对冷弯型钢结构的设计及施工做了一定的标准要求，但我国的轻钢结构技术水平比较低级^[1].相关研究大多采用自攻螺钉和自攻自钻螺钉作为型钢构件的连接方式，连接方式单一且操作过程复杂，不利于实现模块化、流水线生产.为此在谢志强等^[2]研究基础上，本文进一步研究锁铆连接技术在开洞组合墙体中的应用可行性，对8面足尺锁铆连接冷弯薄壁型钢开洞墙体进行试验研究，从承载力、刚度、延性和耗能等指标分析墙体的抗震性能，以期为我国轻钢结构的发展提供一定的理论依据.

1.   试验概况

1.1   试件设计

为了研究锁铆连接冷弯薄壁型钢开洞组合墙体的抗震性能，本次试验设计4类墙体，共8个试件，分为4组.墙体按构造方式不同，分为不开洞组合墙体和开洞组合墙体.按照试验加载方式不同分为水平单调加载组合墙体和低周往复加载组合墙体.墙体分组及编号见表 1，编号中O表示墙体不开洞，H表示墙体开洞，P表示墙体附平钢板，S表示锁铆连接，M表示水平单调加载方式，C表示低周往复加载方式，“150”表示墙体四周铆钉间距为150 mm，“-1”“-2”表示墙体序号.所有墙体试件尺寸为2.7 m×2.4 m(高×宽)，所有墙体试件的墙架立柱选用规格为C140 mm×40 mm×12 mm×1.5 mm的C型冷弯薄壁型钢，间距600 mm；顶梁、底梁由2根锁铆连接的背靠背U型冷弯薄壁型钢组成，规格为U143 mm×42 mm×1.5 mm，铆钉间距为300 mm.墙体框架均采用锁铆连接.墙面板选用厚度为0.80 mm的平钢板，覆盖宽度1 200 mm.通过锁铆连接，将墙面板与墙体边立柱、上导轨、下导轨相连.连接墙面板和墙体龙骨的铆钉在墙体周边的间距为150 mm，内部间距为300 mm.墙体龙骨间采用长度h=6 mm的铆钉连接，墙面板与墙体龙骨间采用长度h=4.5 mm的铆钉连接，所有的铆钉直径d=5.3 mm，钉头宽b=7.6 mm.墙体的下端角部设有抗拔连接件，用M16抗拔螺栓连接，顶梁和底梁与试验装置间采用M12的固定螺栓.墙体的详细构造和尺寸见图 1~4.经材性试验确定面板屈服强度f_y=287 MPa，弹性模量E=167 GPa，抗拉强度f_u=356 MPa，伸长率δ=31.37%；立柱屈服强度f_y=328 MPa，弹性模量E=162 GPa，抗拉强度f_u=356 MPa，伸长率δ=14.53%.

表  1  组合墙体试件参数

Table  1.  Parameteres of composite wall

序号	试件分组	试件编号	开洞尺寸/mm	加载方式
WA1	第1组	OPS-M150	不开洞	单调加载
WA2		OPS-C150	不开洞	低周往复加载
WB1	第2组	HPS-M150	600 mm×600 mm	单调加载
WB2		HPS-C150	600 mm×600 mm	低周往复加载
WC1	第3组	HPS-M150-1	1 200 mm×1 200 mm	单调加载
WC2		HPS-C150-1	1 200 mm×1 200 mm	低周往复加载
WD1	第4组	HPS-M150-2	1 200 mm×2 100 mm	单调加载
WD2		HPS-C150-2	1 200 mm×2 100 mm	低周往复加载

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图  1  WA1、WA2试件构造

Figure  1.  Configuration of specimens WA1 and WA2

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图  2  WB1、WB2试件构造

Figure  2.  Configuration of specimens WB1 and WB2

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图  3  WC1、WC2试件构造

Figure  3.  Configuration of specimens WC1 and WC2

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图  4  WD1、WD2试件构造

Figure  4.  Configuration of specimens WD1 and WD2

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1.2   试验装置及加载制度

所有墙体试验均先施加恒定竖向荷载，待稳定后施加水平荷载，竖向力大小如表 1所示.对于水平单调加载试件，以每级1 kN的荷载级差递增加载，前20 kN每级持续1 min，之后每级荷载持续约2 min，直至墙体破坏.根据单调加载试验结果，近似确定低周往复加载试件的屈服位移Δ_y.在墙体屈服前采用荷载控制加载，分4级单循环加载至屈服荷载P_y；墙体屈服后以每级4 mm级差递增循环2周加载，直至墙体破坏，试验装置见图 5.

图  5  试验加载装置

Figure  5.  Test ser-up

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1.3   测点布置

为了测试到组合墙体试件的净剪切变形值，共布置8个位移计.其中D₁、D₂布置在试件左上角，分别测试加载顶梁和试件顶部的位移值, D₁固定在顶梁端部，D₂固定在边立柱顶部；D₃、D₄分别测试水平方向试件与加载底座间的滑动位移值，D₃固定在边立柱下部，距下导轨约10 cm，D₄固定在底梁端部；D₅、D₆分别测试垂直方向试件相对底座的位移值，D₇、D₈分别测试垂直方向底梁相对地面的位移值，D₅、D₆距底导轨约25 cm，D₇、D₈距底导轨约20 cm.此外，在组合墙体上还布置5个电阻应变片，其中2个布置在墙体两侧边立柱中部腹板上，以测试边立柱的拉压力变化情况和面板的受力情况，测点布置详见图 6.

图  6  位移计和应变片布置

Figure  6.  Arrangement of displacement meters and strain gauges

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2.   试验现象及破坏模式

本次试验中，墙体试件的破坏模式主要有以下2种：1)锁铆连接的破坏. 2)面板屈曲破坏.破坏机理为加载过程中铆钉头挤压撕裂钉孔，锁铆连接的内锁机构抗拉剪能力大于面板孔壁承压能力时，铆钉头脱离面板.面板的平面外刚度较小，加载过程中出现屈曲波纹，沿墙体对角方向形成受拉带，为墙体提供抗剪力.

4组不同类型试件的受力特性和破坏特征分述如下:

1) 不开洞墙体WA1、WA2

当水平位移加载至8 mm(接近屈服位移)时，面板孔壁处承压开始发生较小的塑性变形，面板出现5条屈曲波纹，主屈曲波纹沿墙体对角线方向；当水平位移加载至24 mm(接近峰值位移)时，墙体角部边缘的锁铆连接发生局部铆钉头拉脱面板的承压破坏；当水平位移加载至36 mm(接近破坏位移)时，墙体下端角部的锁铆连接失效，具体表现为铆钉头拉出面板.面板接缝处和上、下导轨处的锁铆连接也发生严重的承压破坏.不开洞墙体试件WA1与WA2的总体破坏特征基本相同.循环荷载作用下，WA2墙体破坏特征更加明显，WA1试件仅受拉侧墙体底部的锁铆连接失效.

2) 开洞墙体WB1、WB2

加载过程中，面板出现鼓曲，随着往复加载的交替进行，鼓曲波纹沿2对角线交替转换.当水平位移加载至10 mm(接近屈服位移)时，墙体面板主要呈现5条主屈曲波纹，墙体对角沿线处铆钉挤压钉孔，发生较小塑性变形；当水平位移加载至26 mm(接近峰值位移)时，墙体角部和洞口四周发生较大承压破坏，其中洞口角部主波纹沿线的铆钉头即将拉脱面板；当水平位移加载至34 mm(接近破坏荷载)时，墙体两侧角部和中间接缝处下部锁铆连接失效，开洞口处大部分锁铆钉头拉脱面板，墙体右侧立柱和洞口两侧立柱屈曲变形.墙体WB1与WB2的总体破坏特征基本相同. WB2受循环荷载作用破坏特征更加明显，WB1破坏主要表现为墙体斜对角主鼓曲波纹沿线锁铆连接的失效.

3) 开洞墙体WC1、WC2

墙体加载过程中，鼓曲主要出现在对角沿线，分布在开洞口两侧，随着往复加载的进行，波纹呈现中心对称.当水平位移加载至16 mm(接近屈服位移)时，墙体洞口角部和两侧铆钉受力较大，面板孔壁受铆钉头的挤压开始发生较小塑性变形；当水平位移加载至26 mm(接近峰值位移)时，墙体角部铆钉孔受钉头挤压扩张；当水平位移加载至45 mm(接近破坏位移)时，墙体角部、洞口角部以及洞口两侧的锁铆连接失效，具体表现为铆钉头拉脱面板；洞口两侧立柱屈曲变形.循环荷载作用下，WC2墙体破坏特征更加明显，WC1破坏主要表现为墙体斜对角主鼓曲波纹沿线锁铆连接的失效，墙体试件WC1与WC2的总体破坏特征基本相同.

4) 开洞墙体WD1、WD2

开洞1 200 mm×2 100 mm试件WD1与WD2由于洞口尺寸较大，试件的承载力和刚度较无洞墙体下降幅度较大，加载过程中产生较大位移.墙体破坏主要表现在开门洞口两侧、墙体两侧的下部以及面板与底导轨连接处，洞口上部面板受力不明显.加载过程中，洞口两侧面板出现2条主鼓曲波纹，当水平位移加载至14 mm(接近屈服位移)时，墙体右下角和洞口两侧铆钉发生轻微塑性变形；当水平位移加载至26 mm(接近峰值位移)时，洞口两侧的锁铆连接发生承压破坏，铆钉头即将被拉脱面板，洞口上部两角处尤为严重；当水平位移加载至35 mm(接近破坏位移)时，墙体两侧下部、洞口两侧以及面板与底导轨连接处锁铆连接破坏严重，大部分铆钉头被拉脱面板，立柱受力变形.单调加载的试件WD1与试件WD2相比，破坏主要表现在洞口左侧、墙体右侧中下部以及面板与底导轨连接处.试件典型的破坏照片见图 7.

图  7  试件典型破坏照片

Figure  7.  Typical failure mode

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3.   试验结果

3.1   组合墙体的荷载-位移(P-Δ)曲线

试验加载过程中，墙体相对加载装置产生的滑移以及自身平面内发生转动均会产生额外的水平位移，所以在计算墙体实际位移时要扣除这2项干扰，见图 8.因此墙体的实际剪切变形为

图  8  试件实际剪切变形

Figure  8.  Actual shear deformation of specimens

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式中：δ₀为d₁、d₂的平均值，δ₀=(H×d₂/(H-A)+ d₁)/2，H表示墙体高度，A表示位移计D₁、D₂间的垂直距离；δ_l为试件与底座间的相对滑动位移值，即d₃和d₄的差值; δ_φ为墙体转动引起的顶部位移，见图 9，δ_φ=H×δ_α/(L+B+C)，L为墙体宽度，B、C分别代表位移计D₅、D₆距墙体端部的距离，δ_α=(d₆-d₈)-(d₅-d₇).其中d₁、d₂、d₃、d₄、d₅、d₆、d₇、d₈分别表示D₁、D₂、D₃、D₄、D₅、D₆、D₇、D₈测得的位移.

图  9  试件转动位移

Figure  9.  Rigid body rotation

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根据式(1)得出墙体实际剪切变形值Δ，从而得出单调加载下墙体荷载-位移曲线，见图 10，低周往复加载下墙体荷载-位移曲线见图 11，骨架曲线见图 12.

图  10  单调加载下墙体试件的荷载-位移曲线

Figure  10.  Load-deformation curves of monotonic loading tests

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图  11  试件的荷载-位移滞回曲线

Figure  11.  Load-deformation hysteresis curves

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图  12  墙体试件的骨架曲线

Figure  12.  Skeleton curves of specimens

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从图 11试件的滞回曲线看出：加载初期试件处于弹性阶段，加载与卸载曲线基本重合；随着荷载增大，试件逐步进入弹塑性阶段，滞回曲线呈梭形，卸载至零时出现残余变形，刚度退化；随着荷载进一步增大，滞回曲线向弓形发展，滞回环面积增大，曲线出现“捏拢”现象；试件屈服后，滞回环面积更加饱满，滞回曲线由弓形向反S形发展，此时由于铆钉的倾斜以及撕裂面板产生的滑移，曲线“捏拢”现象更加明显；达到最大荷载后，滞回曲线由反S形向Z形发展，试件的刚度和强度退化明显.在同级加载位移下，随着加载循环次数的增加，承载力降低，滞回环面积减小.

3.2   试验结果

根据《建筑抗震试验规程》^[12]的建议方法，按照等效面积法求出试件的屈服荷载P_y和屈服位移Δ_y；将荷载-位移(P-Δ)曲线上的荷载最大值和相应位移作为最大荷载P_m及变形Δ_m；随位移增加而荷载降至最大荷载的80%时的荷载和相应位移作为破坏荷载P_u和破坏位移Δ_u.根据GB50011— 2001《建筑抗震设计规范》规定，钢结构最大弹性层间变形角限值为1/300 rad，本文整理了墙体剪切变形为H/300 (Δ₃₀₀)时对应的水平荷载P₃₀₀以及破坏荷载处层间位移角γ_c，单位长度墙体的抗剪刚度K₀=P₃₀₀/(1/300)，各试件主要试验结果见表 2.

表  2  组合墙体试件试验结果

Table  2.  Test results of specimens

试件编号	Py/ kN	Δy/ mm	Pm/ kN	Δm/ mm	Pu/ kN	Δu/ mm	延性系数	P300/ kN	γc/ rad	抗剪承载力/ (kN·m-1)	抗剪刚度/ (kN·m-1)	耗能系数
WA1	35.42	13.95	42.82	30.98	34.29	36.34	2.61	12.07	0.013	17.84	3 620
WA2	27.93	10.51	33.99	20.25	27.19	27.36	2.60	10.91	0.011	14.16	3 271	0.6
WB1	37.02	12.94	44.08	29.19	35.26	43.44	3.36	13.31	0.016	18.37	3 994
WB2	29.46	12.8	35.8	22.25	28.64	35.45	2.77	10.55	0.013	14.92	3 164	0.69
WC1	25.38	17.92	29.29	33.79	23.43	56.38	3.15	7.41	0.021	12.21	2 221
WC2	22.15	15.26	26.47	21.28	21.18	25.41	1.67	6.41	0.009	11.03	1 921	0.73
WD1	18.45	18.4	21.64	32.22	17.31	46.56	2.53	5.06	0.017	9.02	1 518
WD2	17.56	15.6	21.39	27.68	17.11	29.34	1.88	5.18	0.011	8.91	1 551	0.72

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3.3   有限元模拟和试验结果对比分析

通过ABAQUS软件对试件进行模拟分析，得到试件荷载-位移(P-Δ)曲线，与试验曲线对比分析见图 13.模拟和试验曲线的初始刚度和下降段部分吻合较好，峰值荷载的差值为4.15%~8.64%，表明试验和有限元分析结果准确、可信.

图  13  试件的荷载-位移(P-Δ)曲线

Figure  13.  Load-deformation curves of test piece

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3.4   主要试验结果对比分析

1) 分析上述数据得出，基于锁铆连接的相同构造组合墙体的屈服荷载、最大荷载以及破坏荷载受加载方式影响的程度非常接近. WA组试件的屈服荷载、最大荷载以及破坏荷载在低周往复加载下相比单调加载均降低26%左右，WB组试件降低23%，WC组试件降低11%，WD组试件降低2%.

2) 墙体WB1、WC1、WD1的开洞率分别为5.55%、22.20%、38.90%.相比不开洞墙体WA1，WB1墙体的抗剪承载力提高2.90%，WC1墙体的抗剪承载力降低31.56%，WD1墙体的抗剪承载力降低49.44%.随着开洞尺寸的增大，墙体的抗剪承载力总体呈下降趋势.对于WB1墙体，其抗剪承载力比不开洞墙体略微提高是因为WB1墙体开洞尺寸较小，墙体龙骨构造中相比WA1墙体增加了横撑和一根背靠背立柱，双柱相比单柱能显著提高墙体的抗剪承载力^[8].

3) 随洞口尺寸的增大，墙体的延性先增大后减小，抗剪刚度逐渐降低.相比单调加载，在低周往复加载下，试件的延性和抗剪刚度均降低.

4) 与高宛成等^[13]、李元齐等^[14]、熊智刚等^[15]研究结果对比分析得出：基于锁铆连接的组合墙体相比自攻螺钉连接，墙体的屈服荷载、峰值荷载和破坏荷载均有所提升，墙体的延性略微降低，但非常接近.

综上所述，加载方式和开洞尺寸对锁铆连接冷弯薄壁型钢组合墙的抗震性能有显著的影响.相比于单调加载，低周往复加载后组合墙的承载力、刚度及延性均下降；随开洞率的增大，墙体的抗剪承载力、延性先增大后减小，刚度则不断下降.

4.   结论

1) 墙体开洞尺寸对锁铆连接冷型钢组合墙的抗震性能有较大的影响，随开洞率的增大，组合墙抗剪刚度逐渐下降，承载力和延性先增加后降低.

2) 冷弯薄壁型钢组合墙的承载能力主要来自面板和龙骨的蒙皮效应，随着锁铆连接的失效，蒙皮效应减弱，墙体承载能力迅速下降.

3) 不同的加载方式影响组合墙体的抗剪承载力.单调加载下组合墙体的抗剪承载力高于低周往复加载下墙体的抗剪承载力，但随着开洞尺寸的增大，加载方式产生的影响减弱.

4) 开洞能够提高墙体的耗能能力，但随开洞尺寸的增大，耗能能力呈现降低趋势.

5) 冷弯薄壁型钢组合墙的破坏主要表现为墙体的角部、洞口两侧和面板接缝处锁铆连接失效.建议在实际工程应用中减少面板接缝并加强主要破坏部位的连接.