装配式钢骨架-轻骨料复合墙板抗震性能试验研究

Seismic Performance of Assembled Steel Skeleton-Lightweight Aggregate Composite Wall Panels

摘要

本文研发了一种新型装配式钢骨架-轻骨料复合墙板，该墙板将陶粒珍珠岩混凝土填充于钢骨架内作为保温材料，形成集保温和承重功能于一体的新型复合墙板。为研究该墙板的抗震性能，对3个墙板试件和1个钢骨架试件进行低周往复加载试验，分析了在一定轴压比下槽钢尺寸、钢筋网布置数量、是否填料等因素对试件破坏模式、水平承载力、刚度和耗能能力的影响。试验结果表明：该墙板具有较高的水平承载力、刚度和耗能能力，轻骨料混凝土与钢骨架之间具有较好的结合效应；墙板试件的破坏表现为面层脱落、墙板开裂以及槽钢变形屈服；钢骨架试件的破坏表现为槽钢弯曲变形、钢筋网弯曲断开；减小槽钢厚度和槽钢翼缘宽度会降低墙板的水平承载力、初始刚度和耗能能力；钢筋网布置2片比布置1片的试件水平承载力高、初始刚度大、耗能能力好；未填料的钢骨架试件水平承载力、刚度和耗能能力均低于墙板试件的水平承载力、刚度和耗能能力。基于墙板试件的试验结果，提出了装配式钢骨架-轻骨料复合墙板抗剪承载力的计算公式，计算结果与试验结果吻合较好。

Abstract

A new type of assembled steel skeleton-lightweight aggregate composite wall panel is developed. The ceramic perlite concrete is filled into the steel skeleton as thermal insulation material to form a new composite wall panel that integrates thermal insulation and load-bearing. In order to study the seismic performance of the wall panel， a low-cycle reversed loading test was carried out on three wall panel specimens and one steel skeleton specimen， and the effects of channel steel dimension， the number of reinforcing mesh layers and whether or not the steel skeleton was filled were analyzed on the failure mode， lateral bearing capacity， stiffness and energy dissipation capacity of the specimens under a certain axial compression ratio. The test results show that the wall panel has higher lateral bearing capacity， stiffness and energy dissipation capacity， and the lightweight aggregate concrete and steel skeleton exhibit good bonding performance. The failure of the wall panel specimen is manifested as surface layer spalling， wall panel cracking and yielding deformation of channel steel. The steel skeleton specimen shows the bending deformation of channel steel and the bending fracture of reinforcing mesh. The lateral bearing capacity， initial stiffness and energy dissipation capacity of the wall panel decrease with the reduction of the thickness of the channel steel and the width of the channel flange. The lateral peak bearing capacity， initial stiffness and energy dissipation performance of the specimens with two layers of reinforcing mesh are higher than those with one layer of reinforcing mesh. The lateral bearing capacity， stiffness and energy dissipation of the unfilled steel skeleton specimen are lower than those of the composite wall panel specimen. Based on the test results， a formula for calculating the shear strength of the assembled steel skeleton-lightweight aggregate composite wall panel is proposed. The calculation results are in good agreement with the test results.

Graphical abstract

关键词

装配式钢骨架-轻骨料复合墙板 / 陶粒珍珠岩混凝土 / 抗震性能 / 低周往复加载试验 / 抗剪承载力

Key words

assembled steel skeleton-lightweight aggregate composite wall panel / ceramic perlite concrete / seismic performance / low-cycle reversed loading test / shear capacity

随着装配式建筑以及新型材料的不断发展，国内外对装配式墙板的研究也不断增多，新农村建设中房屋以低多层建筑为主，为了助力当前“乡村振兴”政策的落实，开展低多层装配式建筑结构的研究具有重要意义。由于传统的砌体结构保温性能、抗震性能较差，越来越多的学者开展了关于如何提高墙板的保温性能、增强抗震性能等方面的研究。混凝土材料与钢材结合的装配式墙板种类逐渐增多，装配式型钢混凝土结构因安装方便、施工快、环境污染小等优势，成为主要的发展方向。

目前，部分学者对轻钢-轻骨料混凝土墙板已有相关研究。王坦^［1］通过拟静力试验得到内置型钢装配式剪力墙节点试件具有较好的延性和变形能力、较高承载能力的结论。徐志峰等^［2］基于承载力叠加原理，提出了冷弯薄壁型钢-轻质混凝土组合剪力墙的受剪承载力计算公式。赵欣等^［3］通过对轻钢龙骨泡沫混凝土组合墙体进行低周往复加载试验，得出在骨架内填充泡沫混凝土能够显著提高组合墙体抗剪承载力的结论。刘铖聪等^［4］发现在轻钢骨架水泥粉煤灰发泡墙板中增加水泥用量并掺入聚丙烯纤维可以有效地提高墙体的抗震性能和承载力、改善墙体的延性。田稳苓等^［5］通过化学现浇工艺手段将泡沫混凝土与轻钢龙骨相结合，形成了一种集保温、承重、防火功能于一体的新型复合墙体构件。王彤彤等^［6］对装配式轻钢复合墙体进行低周往复加载试验，得到墙体轻钢骨架与内填材料协同工作性能较好的结论。XU等^［7-8］研发了冷弯薄壁型钢高强泡沫混凝土剪力墙，并验证了该剪力墙具有良好的抗震性能。QIN等^［9］通过试验得到一种带有纳米材料的新型泡沫混凝土复合墙板具有良好的承载力和耗能能力的结论。丁小蒙^［10］在用秸秆板与冷成型钢骨架组成的空间内灌注高强泡沫混凝土，并验证了该墙板具有很好的保温性能和抗震性能。上述研究结果表明，填充轻骨料混凝土能够解决传统墙体隔声保温性能差的问题，且通过对型钢骨架平面外变形进行约束，能够提高复合墙板的抗震性能。相比于普通混凝土，虽然轻骨料混凝土材料的承载力不高，但其与钢板结合组成的构件抗震性能却没有降低，而且还具有良好的保温隔热性能^［11］。

基于上述研究，本文提出了一种新型的装配式复合墙板，该墙板由槽钢和钢筋网焊接成网格形状的钢骨架构成，钢骨架内填充掺有耐碱玻璃纤维的陶粒珍珠岩混凝土，钢骨架两侧布设珍珠岩砂浆保护面层。陶粒珍珠岩混凝土具有质量轻、保温性好的优点；耐碱玻璃纤维具有良好的抗渗、防裂性，可以防止墙板微裂缝的产生与扩展。该墙板在生产中无需脱模，能够实现快速装配成型。钢骨架结合轻骨料混凝土的设计，使钢骨架具有良好的保温性能，同时也可用作承重构件。该装配式复合墙板可以在低多层建筑中使用，并且在装配式建筑领域也有广阔的发展空间，本文通过对该墙板进行低周往复加载试验来研究其抗震性能。

1 试验

1.1 试件设计

本文设计了3个墙板试件和1个钢骨架试件，各试件的高为3 000 mm，宽为2 000 mm。墙板试件LW-1、LW-2、LW-3由钢骨架和轻骨料混凝土组合而成，钢骨架由上下导轨、立柱、横支撑以及ϕ3@100双向钢筋网焊接而成，上、下导轨和边立柱的槽钢尺寸相同，中立柱和横支撑的槽钢尺寸相同，钢骨架内浇筑掺有耐碱玻璃纤维的陶粒珍珠岩混凝土，骨架两侧各铺设厚度为30 mm的保护面层，面层内设有玻璃纤维网格布。试件LW-1导轨和边立柱的槽钢尺寸取为120 mm×52 mm×5.0 mm，中立柱和横支撑槽钢尺寸取为100 mm×46 mm×4.5 mm；为探究槽钢尺寸对试件水平承载力以及抗震性能的影响，试件LW-2的导轨和边立柱槽钢尺寸取为120 mm×20 mm×3.0 mm，中立柱和横支撑槽钢尺寸取为100 mm×20 mm×2.5 mm，与试件LW-1相比，减小了槽钢翼缘宽度和槽钢厚度；试件LW-3的立柱、导轨、横支撑槽钢尺寸与试件LW-2相同，只改变了钢筋网布置的数量；而钢骨架试件LS未填充轻骨料混凝土，只保留槽钢骨架和钢筋网。各试件的设计参数如表1所示，试件尺寸及内部构造如图1所示。

1.2 材料性能

试件所用到的轻骨料混凝土主要由水、硅酸盐水泥、憎水性珍珠岩、陶粒、天然砂、玻璃纤维、减水剂、CMC等配合而成，具体配合比见表2。钢骨架内填充的材料为陶粒珍珠岩混凝土，保护面层采用的是珍珠岩砂浆；测得陶粒珍珠岩混凝土的干密度为721 kg·m^-3，珍珠岩砂浆的干密度为1 206 kg·m^-3。根据《混凝土物理力学性能试验方法标准》（GB/T 50081—2019）要求^［12］，测得陶粒珍珠岩混凝土立方体试块的抗压强度为4 MPa，棱柱体试块的弹性模量为3 217 MPa；珍珠岩砂浆混凝土立方体试块的抗压强度为7 MPa，棱柱体试块的弹性模量为5 213 MPa，轻骨料混凝土材性试验如图2所示，钢材的基本力学性能如表3所示。

1.3 加载装置及方案

本试验在河北工程大学结构实验室的反力架上完成，试验加载装置和现场布置如图3所示。试验中采用水平低周往复加载方式，在预加载中采用力控制，在正式加载中采用位移控制。试验采用量程为±150 mm的水平作动器，规定水平作动器以推为正、拉为负。首先，在试件的上方设置加载梁，并在加载梁中心处施加恒定的竖向力，将竖向力均匀分布到整个试件上；加载梁上放置有滑轨，目的是降低摩擦阻力，保证加载精度，使竖向力的位置相对于试件不发生改变；在试件上方设置连接件和拉杆，可对试件施加循环往复的水平作用^［13］。在正式加载时，对试件施加低周往复水平荷载，加载方式采用位移控制，每级持荷1 min左右。在试验过程中，观测数据采集仪记录的实时力-位移曲线，直至试件破坏。在循环加载过程中，以水平位移5 mm为级差进行分级加载，每级位移循环2周，加载制度如图4所示。当试件承载力降低至峰值承载力的85%时，认为试件破坏，停止加载^［14］。

1.4 测量方案

各试件加载时的有效高度均为3 000 mm，试件的测量布置方案如图5所示。试验共布置了3个位移计，编号分别为w1、w2和w3，w1测量试件顶部的水平位移，w2测量试件底部相对于地面的位移，w3测量试件平面外位移；应变片布置12个，D1~D6贴在试件左侧槽钢外部腹板处，D7~D12贴在试件右侧槽钢外部腹板处，主要测量试件边立柱的应变情况；设置1台裂缝宽度测试仪，测试墙板试件裂缝的最大开裂宽度。

2 试验现象与破坏模式

2.1 试件LW-1和LW-2

试件LW-1、LW-2破坏状态基本相似，因此仅以试件LW-1为例来描述试验现象。在水平位移幅值为5 mm（θ=1/600）时，墙板发出轻微的“嘣嘣”声响，表面无明显裂纹；在水平位移幅值为10 mm（θ=1/300）时，墙板发出“刺啦”的声响，无裂缝出现。在水平位移幅值为15 mm（θ=1/200）时，墙板表面开始出现几条微小裂纹；在水平位移幅值为20 mm（θ=1/150）时，墙板出现更多细微的裂缝；在水平位移幅值为25 mm（θ=1/120）时，裂缝数量增多，且裂缝向内扩展（图6a））；在水平位移幅值为30 mm（θ=1/100）时，裂缝继续延伸，墙板上部边角处面层脱落（图6b））；在水平位移幅值为35 mm（θ=1/86）时，裂缝宽度增大，裂缝数量继续增多，水平抵抗力开始降低；在水平位移幅值为40 mm（θ=1/75）时，裂缝继续延伸，面层脱落的程度增加；在水平位移幅值为50 mm（θ=1/60）时，墙板上方和下方的边角处面层均发生脱落，下部面层脱落严重（图6c））；在水平位移幅值为60 mm（θ=1/50）时，槽钢边立柱弯曲变形，墙板最终破坏（图6d）），此时水平承载力降低至峰值承载力的85%以下，停止加载。结构整体没有发生较大的变形，产生的裂缝最大宽度为3 mm左右（图6e）），墙板试件最终破坏时产生较多的斜裂缝，裂缝主要集中在中立柱和横支撑部位（图6f））。

2.2 试件LW-3

试件LW-3的试验现象：在水平位移幅值为5 mm（θ=1/600）时，试件内有混凝土被挤压的声音，无裂缝出现；在水平位移幅值为10 mm（θ=1/300）时，墙板出现几条微裂缝；在水平位移幅值为15 mm（θ=1/200）时，裂缝开始向内延伸，底部边角处面层破坏（图7a））；在水平位移幅值为20 mm（θ=1/150）时，裂纹数量增多，边角处槽钢发生变形，保护面层也开始脱离槽钢（图7b）），水平抵抗力开始降低；在水平位移幅值为25 mm（θ=1/120）时，墙板面层脱落增多，槽钢变形严重；在水平位移幅值为30 mm（θ=1/100）时，一侧边角处槽钢发生变形屈曲（图7c）），出现失稳破坏，水平承载力降低至峰值承载力的85%以下，停止加载。

2.3 试件LS

试件LS的试验现象：在水平位移幅值为15 mm（θ=1/200）时，试件出现响声，槽钢骨架无明显变化；在水平位移幅值为25 mm（θ=1/120）时，试件出现轻微“刺啦”声响，上部钢筋网片有明显内凹变形；在水平位移幅值为30 mm（θ=1/100）时，上部钢筋网片内凹现象严重，中间网格层的钢筋网片也出现内凹现象，边立柱和横支撑连接处有轻微弯曲变形（图8a）），并伴有轻微响声；在水平位移幅值为45 mm（θ=1/67）时，钢筋网片发生巨大声响、产生变形（图8b））；在水平位移幅值为55 mm（θ=1/55）时，中立柱发生了平面外弯曲（图8 c））；在水平位移幅值为60 mm（θ=1/50）时，有部分钢筋网片已经在焊接口断开（图8d）），此时钢骨架试件的位移与试件LW-1的极限位移达到一致，故不再继续加载。

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

滞回曲线是衡量结构抗震性能的重要参考，它能够反映结构的承载能力、刚度退化和能量耗散等情况，各试件的水平力-位移滞回曲线如图9所示。

由图9可知，试件LW-1、LW-2、LW-3的滞回曲线变化规律相似，在弹性阶段，滞回曲线的斜率较大，呈线性发展；在弹塑性阶段，试件的裂缝向内延伸，滞回曲线包络面积增大；在弹塑性阶段，由于钢骨架与轻骨料混凝土之间的滑移增大，内部轻骨料混凝土逐渐退出工作，曲线“捏缩”现象明显，滞回曲线呈现“Z形”；加载后期时，由于槽钢骨架能量消耗增加，试件整体能量耗散逐渐上升，随着墙板的开裂与钢骨架的弯曲变形，滞回曲线的斜率随位移幅值的增大而逐渐减小，反映了试件的损伤累积、刚度退化。

试件LS滞回曲线的变化规律：在整个加载过程中，滞回曲线的斜率呈线性发展；在加载前期，曲线的包络面积较小，呈线性变化趋势^［15］；在加载后期，槽钢弯曲变形、部分钢筋网焊接处断开，包络面积增大，开始出现明显的刚度退化现象，曲线呈现出“梭形”的发展趋势，表明试件LS的塑性变形能力较强，耗能能力较低。

3.2 骨架曲线

各试件的水平力-位移的骨架曲线对比如图10所示，骨架曲线主要特征值如表4所示。F_y、Δ_y分别为试件的屈服力和屈服位移，由等效弹塑性能量法确定^［16］；F_max、Δ_max为峰值力和峰值位移；F_u为极限承载力，取骨架曲线下降段中峰值承载力的85%，Δ_u为极限位移。试件的延性系数μ=Δ_u/Δ_y。

由图10可知，试件LW-1、LW-2、LW-3的骨架曲线相似，均呈现出“S”形，试件LW-3位移计的布置位置有偏差，致使其骨架曲线正、负方向不太对称。在加载初期，轻骨料混凝土与钢骨架共同受力，试件处于弹性阶段，曲线斜率较大，具有较高的初始刚度；在弹塑性阶段，墙板出现斜裂缝，随着墙板的开裂，水平力增加缓慢；随着轻骨料混凝土与槽钢骨架之间的反复错动，结构进入了强化阶段，水平承载力达到极限值；当达到极限承载力后，由于试件底部角处槽钢屈服，更多的混凝土退出工作，骨架曲线进入下降阶段；在水平力反复作用下，骨架曲线下降较为缓慢，说明墙板结构具有较好的延性和变形能力。试件LS的骨架曲线变化趋势与墙板试件的骨架曲线变化趋势不同，在整个加载过程中曲线均呈线性增长；当加载到后期时，由于钢筋网弯曲、部分钢筋网焊接处断开、槽钢变形，承载力增长逐渐变缓慢，且试件LS的极限承载力远小于墙板试件的极限承载力。

由表4可知：与试件LW-1相比，试件LW-2的屈服力、峰值承载力、极限承载力分别降低了35.93%、33.44%、33.40%，屈服位移、峰值位移、极限位移分别降低了20.87%、32.66%、30.03%，延性系数减小了11.79%，表明减小槽钢厚度和槽钢翼缘宽度，能在一定程度上降低墙板的屈服力、峰值承载力、极限承载力以及延性系数；与试件LW-2相比，试件LW-3的屈服力、峰值承载力、极限承载力分别降低了11.70%、14.86%、14.94%，屈服位移、峰值位移、极限位移分别降低了17.36%、14.77%、46.22%，延性系数降低17.24%，表明减少钢筋网的布置数量，会降低试件的屈服力、峰值承载力、极限承载力以及延性系数；与钢筋网数量的变化相比，槽钢尺寸的改变对试件的影响更为显著；在整个加载过程中，试件LS未达到极限点，说明了纯钢骨架塑性变形能力较强。

3.3 刚度退化

各试件的刚度退化率曲线如图11所示，试件割线刚度主要特征值如表5所示。试件的刚度是反映试件抵抗变形的能力，用割线刚度K_i 来表示，i表示试件加载的级数，K₀表示试件的初始刚度，K_u表示试件极限位移点的割线刚度；试件的刚度退化率用割线刚度K_i 与初始刚度K₀的比值来表示。从图11中可以看出：试件LW-1、LW-2、LW-3的曲线变化趋势相似，在加载前期，试件刚度退化较快，在反复循环力的作用下，试件的塑性变形不断增加，轻骨料混凝土损伤不断累积，刚度随顶部水平位移的增大而下降；在加载后期时，试件刚度退化开始变平缓，达到极限位移时，试件LW-1、LW-2、LW-3的刚度较初始刚度分别退化了78.56%、76.48%、73.12%，试件的刚度退化较为明显，但仍具有一定的安全储备刚度，在屈服状态下，结构也没有发生较大变形；试件LW-2的初始刚度小于试件LW-1的初始刚度，说明槽钢厚度和翼缘宽度尺寸会影响试件的初始刚度；试件LW-2的初始刚度大于试件LW-3的初始刚度，表明钢筋网数量的增多在一定程度上会提高试件的初始刚度。试件LS为柔性结构，初始刚度较低，加载至极限位移时，刚度退化了26.47%，刚度退化不显著。

3.4 强度退化

试件的强度会在同一级加载时随往复加载次数的增加而降低，可用强度退化系数λ表示，λ为同一级加载时，第2次与第1次循环峰值力的比值，即λ=F₂/F₁。

由图12可知，各试件的强度退化系数呈现不规律的变化，试件LW-1、LW-2、LW-3的强度退化系数维持在0.85~1.00之间，而试件LS的强度退化系数维持在0.93~1.10之间；各试件的受力情况较为稳定，加载过程中并未出现较大的强度退化现象，结构不会突然发生脆性破坏；试件LS的强度退化系数整体较高，说明该试件的塑性变形能力较好。

3.5 耗能分析

试件的能量耗散能力是反映其抗震性能的重要依据，其耗能能力是以力-位移滞回曲线所包围的面积来衡量的，滞回环面积如图13所示。可以用等效黏滞阻尼系数ξ的大小来评估试件的耗能能力。

各试件耗能指标随加载位移的变化曲线如图14所示。从图14a）中可知，试件LW-1、LW-2、LW-3的等效黏滞阻尼系数均呈现“先升后降”的变化趋势。在加载前期，试件LW-1、LW-2、LW-3主要通过裂缝的产生和延伸实现耗能，由于珍珠岩砂浆面层和玻璃纤维网格布的作用，裂缝产生较少，故试件的耗能有限；当加载到峰值承载力时，由于陶粒珍珠岩混凝土与钢骨架之间的黏结滑移，钢骨架的边立柱发生弯曲变形，耗能能力大幅度提高；当加载到极限承载力时，由于墙板开裂严重、槽钢变形屈服，试件耗能能力降低，滞回曲线“捏缩”现象明显，等效黏滞阻尼系数逐渐减小。由于试件LS未达到完全屈服破坏，其等效黏滞阻尼系数呈现逐渐增加的变化趋势。试件LW-2峰值点的等效黏滞阻尼系数比试件LW-1峰值点的等效黏滞阻尼系数低13.56%，说明减小槽钢厚度和槽钢翼缘宽度尺寸，会降低墙板试件的等效黏滞阻尼系数；试件LW-2峰值点的等效黏滞阻尼系数比试件LW-3峰值点的等效黏滞阻尼系数高12.09%，说明钢筋网数量增多，在一定程度上会提高墙板试件的等效黏滞阻尼系数。

取各试件每级循环的第一次加载时滞回耗能为单级滞回耗能，由图14b）可知，各试件耗散的能量在加载的过程中不断增加；试件LW-1比试件LW-2耗散的能量多，说明增大槽钢厚度和翼缘宽度尺寸，会提高墙板的耗能能力；与试件LW-2相比，试件LW-3耗散的能量较少，说明钢筋网数量减少会明显降低试件的耗能能力；试件LW-1的能量耗散大于试件LS的能量耗散，说明纯钢骨架的耗能能力要远低于墙板试件的耗能能力。

3.6 应变分析

试件LW-1、LS在应变片D2、D4、D6处随位移的应变如图15所示，由图可知：在加载前期，试件LW-1的应变随位移幅值的增大呈线性增长趋势；随着加载的继续，应变呈现出非线性增长；当试件LW-1在D6位置处的应变达到屈服值时，D2、D4位置处的应变均不再增长，逐渐趋于稳定值；在加载后期，试件整体达到屈服，但仍有部分槽钢未达到屈服状态。在整个加载的过程中，试件LS的应变呈线性增长，应变片D2、D4、D6处的应变均未达到屈服值，体现出试件LS具有较强的变形能力。在位移幅值相同时，试件LW-1各位置处的应变值大于试件LS的应变值。在同一个试件中，应变片D6处的应变值大于D2和D4处的应变值，表明试件底部的应变大于试件顶部的应变，且在加载过程中底部的槽钢最先达到屈服状态。对称位置的应变表现出“一正一负”，说明试件LW-1主要通过边立柱“拉压”的方式来抵抗倾覆力矩，这与试件LW-1最终底部槽钢变形屈服的现象一致。

4 抗剪承载力计算

该装配式钢骨架-轻骨料复合墙板由钢骨架、轻骨料内填料、钢筋网和珍珠岩砂浆面层组成。由于墙板内填料强度极低，其提供的承载力可用增强系数来表示，钢筋网和珍珠岩砂浆面层提供的承载力与砌体结构中采用钢筋网水泥砂浆加固砌体而提供的承载力相似。根据试验结果可知，试件没有发生大变形破坏，可用叠加法计算墙板的抗剪承载力，公式为：

F_{\mathrm{e}}=\eta F_{\mathrm{g}}+F_{\mathrm{s}\mathrm{j}}（1）

式中：F_e为墙板的抗剪承载力；η为轻骨料内填料对钢骨架抗剪承载力的增强系数，取1.05；F_g为钢骨架的抗剪承载力；F_sj为钢筋网和珍珠岩砂浆面层的抗剪承载力。

墙板的钢骨架受力分析如图16所示，其主要由立柱提供承载力，横支撑几乎不提供承载力，是为了避免立柱出现失稳破坏。在循环往复力的作用下，钢骨架一侧的边立柱受压，另一侧边立柱受拉。假设墙板试件为悬臂构件，在给墙板施加水平力时，中立柱位于钢骨架的中心轴处，此处产生的力矩较小，为保守计算，忽略中立柱提供的承载力，而边立柱的压力和拉力相同，水平力引起的倾覆力矩由边立柱产生的力矩来平衡。

计算公式如下：

F_{\mathrm{g}}=\frac{VB}{H}（2）

V=f_{\mathrm{s}}{A}_{\mathrm{c}}（3）

式中：H为墙板高度；B为墙板宽度；V为边立柱轴压力；f_s为边立柱槽钢的屈服强度；A_c为边立柱槽钢的有效截面积，按《冷弯型钢结构技术标准》（GB/T 50018—2025）^［17］中的规定计算。

钢筋网和珍珠岩砂浆面层的抗剪承载力可参照 《砌体结构加固设计规范》（GB 50702—2011）^［18］计算，公式如下：

F_{\mathrm{s}\mathrm{j}}=\mathrm{0.02}\tau fbh+\mathrm{0.2}\tau f_{\mathrm{s}\mathrm{n}}{A}_{\mathrm{s}}\left(h/s\right)（4）

式中：f为珍珠岩砂浆轴心抗压强度；b为砂浆面层总厚度；h为墙板水平方向长度；τ为钢筋网的折减系数，当钢筋网数量为1片时τ取0.5，当钢筋网数量为2片时τ取1.0；f_sn为钢筋的设计强度；A_s为钢筋截面面积；s为钢筋间距。最后得出装配式钢骨架-轻骨料复合墙板抗剪承载力计算公式为：

F_{\mathrm{e}}=\eta \frac{f_{\mathrm{s}}{A}_{\mathrm{c}}B}{H}+\mathrm{0.02}\tau fbh+\mathrm{0.2}\tau f_{\mathrm{s}\mathrm{n}}{A}_{\mathrm{s}}\left(h/s\right)（5）

通过式（5）计算得到墙板抗剪承载力的理论值结果见表6。由表6可知：墙板试件抗剪承载力的计算值与试验值吻合较好，误差小于12%，表明采用该公式计算得到的墙板抗剪承载力是合理可靠的。

5 结论

本文对3个装配式钢骨架-轻骨料复合墙板试件和1个纯钢骨架试件进行了低周往复加载试验，研究了其抗震性能，得到以下结论：

（1） 在低周往复加载的过程中，装配式钢骨架-轻骨料复合墙板试件出现很多对称的斜裂缝、部分轻骨料混凝土脱落、底部边角处槽钢变形屈服；在整个加载过程中，墙板构件整体并没有出现严重的变形，表明其具有一定的安全刚度储备；轻骨料混凝土与钢骨架之间能够较好地协同工作。

（2） 在整个加载过程中，与纯钢骨架试件相比，填充轻骨料混凝土的装配式钢骨架-轻骨料复合墙板试件具有较高的水平承载力、刚度和耗能能力，表明纯钢骨架试件的抗震性能较差。该装配式复合墙板构件抗震性能较好，可以在低多层装配式建筑中推广和应用。

（3） 槽钢厚度和槽钢翼缘宽度尺寸减小，会降低墙板的水平峰值承载力、刚度和耗能能力；与布置1个钢筋网的墙板试件相比，布置2个钢筋网会提高墙板的水平峰值承载力、刚度和耗能能力；槽钢厚度和槽钢翼缘宽度、钢筋网的数量对墙板的抗震性能均有一定影响。

（4） 通过分析试验结果，参考相关规范，提出了装配式钢骨架-轻骨料复合墙板的抗剪承载力计算公式，并验证了该计算公式的可靠性。

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基金资助

国家自然科学基金(U21A20164)

河北省高等学校科学技术研究项目(QN2023133)