砌体和钢筋混凝土结构是低层住宅建筑中较常见结构形式，虽然冷弯薄壁型钢结构体系具有绿色环保、低碳、保温等优点^[1]，但由于其工业化程度还停留在构件层面，现场装配化程度低，整体造价高，在中国低层住宅建筑中被推广使用受到限制.因此，亟待研发由墙体模块、楼板模块等部件组成的新型模块化墙板结构体系，并对其抗震性能进行深入研究.

冷弯薄壁型钢组合墙是装配式冷弯薄壁型钢体系主要受力构件，承担由楼(屋)面传递的竖向荷载及风荷载和水平地震作用产生于结构的水平荷载.国外关于该组合墙性能研究始于20世纪70年代, 1978年美国学者Tarpy等^[2]对冷弯薄壁型钢组合墙进行了单调加载试验，研究了墙体不同构造措施和锚固方法等对抗剪承载力影响，发现墙体角部设置抗拔连接件可有效提高组合墙抗侧力；Fülöp等^[3]对冷弯型钢组合墙进行了水平单调与低周往复加载试验，研究了加载和面板类型对墙体抗剪承载力影响；Tian等^[4]提出1种新型覆平钢板的桁架式组合墙体系，结果表明该新型组合墙的抗剪承载力、刚度、能量耗散均明显优于传统组合墙；周绪红等^[5]对7块冷弯薄壁型钢组合墙进行水平低周反复试验，总结各试件主要破坏形态和破坏过程，分析了抗震性能指标；谢志强等^[6-7]为改善基于自攻螺钉连接的破坏模式以及生产效率低等问题，将锁铆连接技术运用到冷弯薄壁型钢体系中，改善了组合墙力学性能，提高了工业化生产效率，但滞回曲线“捏拢”现象较为严重，耗能能力较差，因此如何避免组合墙“捏拢”现象发生，提高组合墙耗能能力需更深入的探究.

在冷弯薄壁型钢组合墙体减震研究方面，Ozaki等^[8]做了关于使用可更换耗能钢板的冷弯薄壁型钢组合墙振动台试验，结果表明损伤保护系统在降低基底剪力的同时还可以提高墙体耗能能力，但耗能钢板易损坏，更换成本较高.目前中国仅对钢筋混凝土装配式建筑中组合墙的减震耗能进行了部分研究^[9-11]，且大多以增设附加剪力墙方式进行耗能减震设计，对冷弯薄壁型钢组合墙角部设置铅阻尼器的减震理论和技术还没有研究过.有鉴于此，本文将耗能能力突出的铅阻尼器引入到冷弯薄壁型钢组合墙中，形成带铅阻尼器的冷弯薄壁型钢组合墙体系，考虑连接方式、铆钉间距及种类等因素，研究其在低周往复荷载作用下的力学性能及抗震性能.

1 铅阻尼器的构造设计及性能试验

试验中冷弯薄壁型钢组合墙龙骨由两根边立柱，1根中立柱及上下导轨组成，并外覆平钢板.中立柱为1根140 mm×40 mm×15 mm×1.5 mm C型钢，边立柱为两根140 mm×40 mm×15 mm×1.5 mm C型钢背靠背构成，上下导轨为两根143 mm×42 mm×1.5 mm U型钢背靠背构成，各构件间采用锁铆或自攻螺钉连接.结合本课题前期试验结果^[6-7]，在低周往复荷载作用下，组合墙基底剪力较大，但由于传统墙体角部抗拔连接件的竖向约束作用，使墙面板上螺钉受剪严重，耗能能力较差.本文考虑用铅阻尼器代替传统墙体角部抗拔连接件，与组合墙形成可摇摆体系，见图 1(a).铅阻尼器与边立柱、底梁连接示意图见图 1(b)，考虑到铅阻尼器的行程及下导轨厚度，铅阻尼器中铅块中心线距离底梁180 mm，该体系工作机理为铅阻尼器外钢板通过10个直径12 mm的螺栓固定在墙体的边立柱上，同时其内钢板通过1个直径16 mm螺杆固定在底梁下按构造设置的U型底板上.加载过程中，墙体与底梁间产生相对位移将使铅阻尼器的内外钢板间产生相对滑动，导致内外钢板间铅块发生剪切，实现耗能.组合墙与铅阻尼器为串联关系，可简化为图 1(d)所示力学模型.

F_y为组合墙屈服荷载，F′ _y为铅阻尼器屈服荷载，为了保证铅阻尼器先于组合墙屈服，实现耗能作用，需满足F′ _y≤mF_y/n(其中m为组合墙高度，n为组合墙宽度)，本试验中，m=2.7 m，n=1.2 m.考虑不同连接方式及不同钉间距组合墙的破坏模式及抗震性能，选取4种组合墙进行对比试验，通过有限元分析，得到铅阻尼器最优屈服荷载F′ _y，见表 1，其中a表示铅块长度，b表示铅块宽度，厚度统一取10 mm.

本文参考李冀龙等^[12]关于小位移时铅阻尼器设计的方法，利用式(1)和(2)进行铅阻尼器的构造设计，得到铅块尺寸见表 1，铅阻尼器示意图见图 2.

$ {{K_{\rm{s}}} = \frac{{GA}}{h},} $

(1)

$ {F_{\rm{y}}^\prime = {\tau _{\rm{y}}}A.} $

(2)

式中：K_s为剪切刚度，G为剪切模量，A为铅块剪切面积，h为铅块垂直于剪切方向的铅块厚度，F′ _y为屈服荷载，τ_y为屈服剪应力.

铅阻尼器试验装置图见图 3.根据铅阻尼器实际安装位置及工作原理，利用T型厚钢板和带孔滑道作为铅阻尼器试验工装.铅阻尼器外钢板通过10个螺栓固定在T型厚钢板上，内钢板两侧由于带孔滑道约束，防止了在加载过程中内钢板发生偏移.竖向荷载由液压作动器通过100 kN力传感器传给铅阻尼器，竖向位移采用位移传感器测量.加载阶段采用位移控制，级差为2 mm，每级循环两次.由于4种铅阻尼器性能试验结果相似，本文以F′ _y=54 kN的铅阻尼器性能试验结果为例，见图 4.

图 4可看出：该铅阻尼器的屈服荷载符合设计要求；当位移较小时，铅阻尼器处于弹塑性变形阶段，此时随着位移增加，阻尼力增大，滞回曲线呈菱形；继续增加位移，铅阻尼器进入完全屈服阶段后滞回曲线基本呈矩形.随着位移增大，铅块持续变形，由铅块纯剪切力逐渐变成铅块自身剪切力与铅块和外钢板间摩擦力之和，因此阻尼力小幅度提高，但铅阻尼器仍先于墙体屈服，在铅阻尼器行程内，可有效发挥其减震作用.

2 冷弯薄壁型钢组合墙的试验方案 2.1 试件设计及材料属性

试验8片墙体均采用单面薄壁镀锌钢板作为墙面板，加载方式为低周往复加载.研究表明^[13]在组合墙设计中，当面板边缘铆钉间距较小时(铆钉间距小于100 mm)应着重考虑面板及边立柱屈曲的失效；当铆钉间距大于100 mm时，应着重考虑铆钉头拔出面板及面板屈曲的失效.为了兼顾多种破坏模式，本试验铆钉间距采用50 mm和150 mm，导轨和立柱厚度为1.5 mm，面板型号为DX51D+Z25，厚度为0.8 mm，墙体尺寸均为1.2 m×2.7 m，基本信息见表 2.本文主要考察墙体角部连接方式、铆钉间距及种类对组合墙抗震性能的影响.其中，R代表纯锁铆连接^[14](尺寸及材料性能见表 3)；S代表纯自攻螺钉连接(采用ST4.2级平头十字钻尾螺钉，直径为4.2 mm，长度为22 mm)；H表示墙角部采用抗拔连接件，D表示采用铅阻尼器.

墙体试验前，根据中国GB/T 228.1—2010《金属材料—室温拉伸试验方法》^[15]规定的试验方法对1.5 mm厚和0.8 mm厚的板材进行拉伸试验，各进行3次试验，并取平均值作为最终数据，结果见表 4，所有试件都满足该规范规定的伸长率大于10%及强屈比大于1.15要求.

2.2 试验装置及加载制度

试验装置由水平拉压千斤顶、反力架、平面外支撑、底梁与顶梁组成.水平推拉力由200 kN的拉压千斤顶加载，并由50 kN力传感器控制荷载的输入，试验全过程通过力传感器与位移传感器控制和监测千斤顶的加载进程.在试验中，水平推力通过加载横梁传递到组合墙上，其刚度足够大，使得水平荷载能够均匀传递到墙体顶部.试验底部通过抗拔螺栓和抗剪螺栓与底梁相连，底梁通过垫块用锚地螺栓与反力地板相连，试验加载装置见图 5.

在不考虑重力条件下，对各试件进行低周往复加载试验，加载控制方式采用位移控制.分3~5级加载至试件屈服，屈服位移Δ_y通过《低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程》^[16]中等效能量法确定，每级级差为2 mm，试件屈服后，仍采用位移控制，每级级差3 mm，各循环3圈，直到试件荷载下降到峰值荷载的80%以下时，停止试验，加载制度见图 6.

2.3 测点布置

为了测试墙体抗剪试验中试件、加载装置等各部位变形值，各试件分别按图 7所示布置了位移计及应变片，其中，D1、D2分别测试试件加载顶梁和试件顶部随作动器变化的位移, 其中D1距离底梁高度为2 680 mm；D3、D4测试试件与加载底座间的相对滑动位移；D5、D6测试试件垂直方向相对底梁的位移，D7、D8测试垂直方向加载底梁的竖向位移；D9测试拉压千斤顶自身的位移；D10、D11、D12则测试试验中墙体钢面板鼓曲变形.此外，在墙体钢面板上沿对角线分别布置3个电阻应变片S1、S2、S3，用以测量墙面板在鼓曲时应变变化情况，在墙体两端的立柱中部腹板上分别布置1个电阻应变片S4、S5、S6，用以测量墙架柱在拉压力下的应变变化情况.

3 冷弯薄壁型钢组合墙的试验现象

对照各试件试验现象及破坏模式，主要得到以下几点规律：

1) 各试件破坏现象类似，加载前期，试件处于弹性阶段，随着荷载的增加，面板屈曲，铆钉开始倾斜并挤压面板，继续加载，试件转变为弹塑性阶段，面板及导轨变形不可恢复，铆钉挤压面板严重，直到荷载过大时，中立柱中部及边立柱和导轨端部的铆钉先后被拔出，导轨被不同程度撕裂，试件被破坏.在所有冷弯薄壁型钢组合墙的试验中，墙体破坏模式主要为面板屈曲、铆钉头拔出面板及导轨撕裂，但破坏程度不同，见表 5.

2) 其中带有铅阻尼器的组合墙可参见图 8(a)SD-50试验现象.特别指出SD-50和SD-150达到破坏荷载后，继续加载到位移过大时，铅块被拉断，并部分被挤出；试件RD-50在加载过程中，铅阻尼器下部螺杆发生滑扣现象，承载力迅速下降，墙体本身并没有被破坏；试件RD-150达到破坏荷载后，当荷载下降至80%以下时，部分铅块被挤出，但未被拉断.而不带有铅阻尼器的试件，由于墙体角部抗拔连接件作用，竖向位移较小，导轨撕裂程度较低，主要以面板屈曲、铆钉头拔出面板两种破坏模式为主，可参见图 8(b)SH-50试验现象.

3) 随着面板边缘的铆钉间距减少(150 mm和50 mm)，面板屈曲、导轨撕裂的破坏程度增加，铆钉头拔出面板的破坏程度减弱，可参见表 5.这是由于铆钉间距减小，面板有效条区域内的铆钉数量增多，导致面板与钢框架间约束增多，从而会加重钢框架破坏程度而减弱铆钉连接的失效程度.

4) 不同铆钉种类的试件主要破坏模式均为面板屈曲、铆钉被拔出面板以及导轨撕裂，且基于自攻螺钉连接的组合墙破坏程度普遍略高于基于锁铆连接组合墙，参见表 5.

4 试验结果分析 4.1 试验荷载-位移曲线

根据试验得到的荷载-位移曲线见图 9，其中位移及计算位移角时采用各试件顶部水平位移D2数据.

图 9可看出：1)带有抗拔连接件的冷弯薄壁组合墙(参见图 9(a)、(c)、(e)、(g))，加载初期，试件处于弹性阶段，加载和卸载曲线基本重合，滞回曲线近似直线；但随着荷载增加，试件进入塑性阶段，滞回曲线逐渐呈反S形，同时出现较严重“捏拢”现象；2)带有铅阻尼器的组合墙(参见图 9(b)、(d)、(f)、(h))，加载初期，由于组合墙角部铅阻尼器作用，滞回曲线呈菱形, 随着位移增加，铅阻尼器由部分屈服进入全屈服阶段，荷载变化不大，滞回曲线近似呈平行四边形，直到位移过大试件发生破坏时，荷载减小，其中由于试件SD-150的铅阻尼器设计屈服荷载与试件SH-150峰值荷载较为接近，使耗能曲线与其他带有铅阻尼器试件耗能曲线比较来看不够饱满，但符合铅阻尼器与组合墙串联规律；3)参考美国规范ATSM E2126^[17]，当试件承载力下降到峰值荷载的80%后，试件破坏.此处特别指出试件RD-50，当位移加载到123 mm时，铅阻尼器下部螺杆螺纹磨损严重，发生脱扣现象，不能再发挥作用，因此荷载虽然下降到峰值荷载的80%以下，但除阻尼器螺杆外，墙面板等构件破坏不严重.

4.2 力学性能及抗震性能对比分析

根据《建筑抗震试验规程》^[18]，确定各试件峰值荷载P_max、峰值位移Δ_max，试件极限荷载和极限位移取峰值荷载出现后0.8 P_max及相应位移Δ_u，试件能量耗散能力用能量耗散系数E_c来衡量，E_c越大，组合墙减震效果越好.参考规范ASTM E2126^[17]，组合墙弹性荷载取0.4 P_max及其位移Δ_e，因此弹性刚度K_e=P_e/Δ_e=0.4 P_max/Δ_e.V_s为试件单位宽度组合墙所能承受最大水平荷载，即峰值荷载P_max除以组合墙宽度.延性系数根据规程定义，计算公式为μ=Δ_u/Δ_y，其中由试验数据可知，组合墙荷载-位移曲线无明显屈服点，故屈服荷载P_y和屈服位移Δ_y参考Park^[19]提出的等效弹塑性模型计算.具体见表 6.

表 6可看出：1)将组合墙中抗拔连接件换成铅阻尼器后，屈服荷载、峰值荷载以及抗剪强度均轻微下降，但峰值位移、延性系数及E_c均有提高，是之前的1.3~3.4倍.可见铅阻尼器的加入有效改善了组合墙体系的力学性能和抗震性能；2)RD与SD类试件比较后可得到，基于锁铆连接试件(即RD类试件)屈服荷载、峰值荷载、峰值位移以及抗剪强度均大于基于自攻螺钉连接试件(即SD类试件)，但SD类试件延性系数与RD类试件相差不大；3)随着面板边缘铆钉间距减小，组合墙屈服荷载、峰值荷载、峰值位移、抗剪强度是前者1.3倍左右，基于锁铆连接组合墙延性系数是前者1.7~1.9倍，能量耗散系数差别不大，基于自攻螺钉连接组合墙延性系数是前者0.6~0.8倍，同时试件SD-50能量耗散系数是试件SD-150的1.7倍.

4.3 刚度退化分析

各试件加载过程中刚度退化情况，用滞回曲线中的割线刚度来反映，见图 10.

图 10可看出：在加载初期，各试件表现为面板的弹塑性屈曲和连接件的弹塑性屈曲，因此刚度退化速度和位移角基本呈线性关系，差异不大；但进入塑性阶段后，相同位移角下刚度差异较大，刚度退化趋势也有较大差异.其中角部连接方式为抗拔连接件的试件，初始刚度较大，但刚度退化趋势较快，而铅阻尼器的加入，可以有效降低组合墙刚度退化突变情况，使刚度退化曲线更为平缓，位移角达到更大.整体比较，试件RD-50效果最好，初始刚度较大，整个加载过程中没有出现刚度退化突变情况，刚度退化趋势较为平缓.

4.4 损伤分析

损伤指数是定量描述结构地震损伤模型特征重要参数.一般认为需要考虑结构位移与累积耗能损伤综合影响，本文选取两种损伤模型，对各试件损伤情况评估.首先，在诸多损伤模型中由最大变形和累积滞回耗能线性组合而成的Park-Ang模型^[20]被广泛认可和应用，其表达式为

$ {\rm{DI}} = \frac{{{x_{\rm{m}}}}}{{{x_{{\rm{cu}}}}}} + \beta \frac{{{E_{\rm{h}}}}}{{{F_{\rm{y}}}{x_{{\rm{cu}}}}}}, $

(3)

式中：x_cu为构件在单调加载下的极限位移；F_y为构件屈服荷载；x_m和E_h为构件实际地震最大变形和累积滞变耗能；β为构件耗能因子，取0.10.本文按照式(2)对试件试验数据进行Park-Ang损伤分析，得到图 11所示Park-Ang损伤曲线.

图 11可看出，各试件损伤都成开口向上的抛物线形式，在加载初期损伤发展相对一致.其中钉间距150 mm试件由于钉间距较大，其损伤发展速度普遍比间距50 mm试件要快，而带有铅阻尼器的试件其损伤发展速度相对较慢，且相同位移条件下损伤指数较小，可见铅阻尼器起到了良好的耗能效果.

下面基于何浩祥等^[21]提出的拟静力下耗能差率损伤模型计算不同试件损伤值，评估其损伤演变过程和耗能情况，其在弹塑性状态结构能量损伤指数曲线表达式为

$ {D_{\rm{F}}}(i) = \frac{{{E_{\rm{E}}}(i) - {E_{\rm{F}}}(i)}}{{{E_{\rm{E}}}(i)}} = 1 - \frac{{\sum\limits_{i = b}^n {\left| {{F_{{\rm{F}}i}}{u_{{\rm{F}}i}}} \right|} }}{{{\beta ^2}\sum\limits_{i = b}^n {\left| {{F_{{\rm{E}}0i}}{u_{{\rm{E}}0i}}} \right|} }}, $

(4)

式中：F_Fi和F_Ei分别为第i步骤时弹塑性和理想弹性状态下基底剪力，u_Fi和u_Ei分别为第i步骤时弹塑性和理想弹性状态下顶部位移.具体损伤曲线见图 12.

图 12可看出，试件损伤值严格控制在0到1之间，各试件在加载位移较小时，损伤指数为0，随着加载位移增大，损伤指数随之增大，直到试件破坏，损伤指数也迅速趋近于1(试件SH-50和RD-150).带有铅阻尼器试件，由于铅阻尼器作用，提高了组合墙体系耗能能力，有效降低了试件损伤，其中尤以试件RD-50损伤最低，耗能能力最好，与Park-Ang损伤模型得到的结果基本一致.

综上所述，铅阻尼器的设置，不仅可改善冷弯薄壁型钢组合墙破坏模式，还可提高组合墙力学性能及抗震性能，克服了传统组合墙滞回曲线出现较严重“捏拢”现象，耗能能力差等问题，并使刚度退化趋势变得更为平缓，损伤指数有较明显降低.

5 结论

为减轻地震作用下冷弯薄壁型钢组合墙破坏，提高结构体系耗能能力，本文将铅阻尼器引入到冷弯薄壁型钢组合墙中，形成含铅阻尼器的冷弯薄壁型钢组合墙体系，考虑不同连接方式、铆钉种类及间距等因素，研究低周往复荷载作用下该结构体系力学性能和减震效果，得到如下结论：

1) 带有铅阻尼器的冷弯薄壁型钢组合墙破坏模式得到优化，且延性及耗能能力提高了0.3~2.4倍，刚度退化，损伤指数有较明显降低，有效克服了传统组合墙滞回曲线“捏拢”现象的出现和刚度退化突变.

2) 对比带有铅阻尼器的组合墙，基于锁铆连接的组合墙(即RD类试件)屈服位移、屈服荷载、峰值位移、峰值荷载高于基于自攻螺钉连接的组合墙(即SD类试件)，延性及能量耗散系数相差不大，因此，RD类试件比SD类试件性能更好.

3) 铆钉间距的减小使组合墙屈服荷载、峰值荷载、峰值位移、抗剪强度提高了0.3~0.9倍, 且能量耗散系数差别不大.

因此，综合所有试件力学性能及抗震性能，可得出试件RD-50性能更适合工程应用.在工程应用中，要注意铅阻尼器的固定和连接，防止发生滑扣现象，使铅阻尼器更好发挥作用.在今后研究中，可探究如何在提高抗震性能基础上，约束墙体角部竖向位移、提高组合墙的承载力.