超薄壁冷弯型钢房屋的承重组合墙体由壁厚小于1 mm的镀锌型钢墙架柱和外覆面板，通过自攻螺钉连接而成；组合楼板由冷弯薄壁型钢楼层梁上覆欧松板或压型钢板组合楼板连接而成. 该类结构目前的施工做法是在工厂加工好各楼层墙架柱及楼层梁后运到现场采用抗拔锚螺连接上下层墙架柱、安装楼层梁，后采用自攻螺钉将面板固定到墙架柱上，形成低层冷弯薄壁型钢房屋建筑技术规程^[1]中推荐的墙体装配方法，装配化程度高^[1]. Young等^[2-3]研究表明，该类结构体系中外覆墙板的蒙皮效应可以大大提高墙体的整体稳定性和承载能力，水平荷载作用下的结构侧移和应力较无蒙皮墙体有较大的降低. 根据建造工艺可知，楼层连接处承载能力较弱，成为结构抵抗地震破坏成败的关键；因该类结构体系连接杆件多，传力机理复杂，笔者等^[4-5]在已有墙架柱-楼层梁连接试验的基础上，对比分析增加覆板后节点抗震性能的变化，获得覆板对节点抗震性能的影响规律，对指导结构设计至关重要.

该结构体系目前尚没有明确的抗震设计方法，要获得基于力学计算简图的抗震性能计算，须获得作为协调组合墙体-楼板变形的恢复力骨架曲线特征值. 沈祖炎等^[6]将特征值代入SAP2000中的Pivot恢复力骨架曲线模型，即可进行基于简化力学模型的抗震计算，已有研究表明，利用该方法对结构的整体计算与足尺模型振动台试验，对比证明力学简化计算方法可行. 规程^[1]推荐的节点为在楼层梁端增设U型加劲件后虽然对梁腹板抗局部压屈能力有一定提高，但随着房屋自重增加，对楼层连接处部件的抗压能力提高，原有构造能否满足承载要求仍需进一步研究. 考虑“强墙弱梁”的抗震设计思路，提出墙架柱连续并采用角钢及长螺栓配套连接墙架柱-楼层梁的方法，具体的细部构造见专利[7]，因为在组合墙体-楼板连接中角钢为协调墙-楼板传力的关键，角钢壁厚增加且在长螺栓连接处增设短加劲肋，能够防止长螺栓带来的集中力造成角钢局部屈曲，造成节点失效. 因为轴压比对剪力墙抗震性能的影响较大，在组合墙体-楼板连接试验中考虑墙顶施加轴压，获得房屋层数增加后带来的高轴压对连接抗震性能的影响.

结合示范房屋建设时部件装配工艺，获得组合墙体-楼板节点的不同构造方式、覆面与否、轴压比、墙架柱截面高度及形式等因素对节点抗震性能的影响规律，获得节点恢复力骨架曲线的特征值，为该类结构的简化计算及工程应用提供参考.

试件材料为Q235B级镀锌钢板，根据现行《金属材料室温拉伸试验方法》^[8]规定的材性试验方法制作试件. 测得屈服强度为311.16 MPa，弹性模量为160.19 GPa，抗拉强度为379.07 MPa，伸长率为22.44%. 墙面板选用厚度为9 mm的OSB板，楼面欧松板厚度为15 mm，弹性模量取3 500 N/mm²，泊松比为0.3.

依据不同墙架柱截面高度及截面形式、墙顶轴压比及楼层连接处构造处理方式等影响因素，共设计7个组合墙体-楼板（CS-B及NCS-B系列）试件.

试件由5根墙架柱及5根C型薄壁钢梁组成，柱间距为600 mm，试件宽度为2 400 mm，梁长为1 200 mm. 墙架高度为1 800 mm，柱截面为C160 mm×40 mm×10 mm×1 mm（C表示截面形式，160表示腹板高度，40表示翼缘宽度，10表示卷边高度，1表示名义厚度，实际厚度为0.92 mm）及C89 mm×44.5 mm×12 mm×1 mm，对应的上、下导轨梁采用U163 mm×40 mm×1 mm及U93 mm×40 mm×1 mm. 楼层梁、梁加劲件及刚性支撑均采用C205 mm×40 mm×10 mm×1 mm，□80 mm×40 mm×1 mm截面为80 mm×40 mm，对应上、下导轨采用U83 mm×40 mm×1 mm. 角钢加强型节点中上、下角钢与楼层梁及墙内龙骨均采用自攻螺钉进行连接，角钢间采用长螺栓连接，边梁采用C205 mm×40 mm×10 mm×1 mm，规程[3]推荐连接构造及自攻螺钉（ST4.2×13级）间距见图1（a），角钢连接自攻螺钉间距见图1（b），楼层边梁自攻螺钉间距为200 mm. 试件编号及组成详见表1. 表中，试件编号“CS-160-0.2-B”表示C型截面，高度为160 mm，轴压比为0.2，B表示墙架龙骨外覆面板. 构造详见图1.

试验装置及加载制度与文献[4, 5]相同，装置见图2，加载制度见表2；加载采用MTS电液伺服程控试验机开展，两水平作动器固定在反力墙上，墙架柱后端通过槽钢与固定到反力地坪上的反力架连接，前端通过20a型号槽钢连于下部作动器上，所有作动器均固定在反力墙上，下端作动器对墙顶施加轴向压力，上端作动器对楼层梁悬臂端施加低周往复荷载，加载装置及现场布置如图2所示.

竖向轴力根据石宇等^[9]提出的折减强度法计算得到（见表1），后对楼层梁端部采用位移控制方式进行加载^[9]，固定于反力墙上的作动器附带有位移和力传感器，可以记录加载时梁悬臂端位移及所加荷载.

共布置12个YHD100型位移计（见图3），其中D1~D4分别用于测量墙体在轴压下的轴向变形，D5用于测量楼板平面外位移，D6~D8用于测量左、中、右楼板沿作动器加载方向的位移，D9~D12用于测量连接区域沿竖直平面位移换算得到的转角. 通过D6~D8测量值的变化，可以查看楼板是否发生扭转. 共粘贴16个应变片（见图4），通过读数判断杆件所处的应力状态，获得应力随着加载进行的变化情况.

为了更好地对比覆板前、后试件的试验现象及破坏特征，将未覆板试件典型破坏的照片放入破坏照片内.

同类试件各自的试验现象类似，如图5（a）~（f）所示为CS-B系列试件的破坏特征，如图5（g）~（i）所示为CS系列试件的破坏特征. 在墙顶施加轴压的过程中，CS发出轻微响声，CS-B没有发出响声，加面板后对构件间的约束作用明显增强，消除了板件间压紧时发出的响声. 1）楼层连接处梁端的压缩变形均较大（见图5（a）、（i）），CS-89-B试件较CS-89试件进入屈曲更早，变形更大，说明仅对梁端腹板增设加劲件进行加强，不能有效地抵抗顶层墙段向下传递的压力，楼层连接处成为该种体系的薄弱部位，应进行楼层连接处的构造加强. 2）对于CS-B系列试件，墙-楼板连接区域的剪切塑性变形较明显（见图5（b）），同时出现自攻螺钉与孔挤压变大后螺钉出现滑移的现象（见图5（c）），试件虽然可以继续承载，但连接区域受到反复挤压，加速了自攻螺钉的拉脱. CS系列试件楼层梁与顶底梁间自攻螺钉滑移后，承载力急剧降低，但顶底梁约束螺钉不易拉脱，因此试件可以继续承载. 3）在CS-160-B加载过程中，出现自攻螺钉与孔壁间挤压，后逐步被拉脱，直到自攻螺钉脱落，造成楼层连接处的外覆面板与墙架柱断开，刚度急剧降低，失去承载能力（见图5（d）、（e））；应将面板接缝远离楼层连接处，且应在接缝处加密面板与龙骨连接的自攻螺钉. 将面板拆掉可见，内部墙架除顶底的梁自攻螺钉孔变大外，板件几乎无塑性变形（见图5（f））；对于未加面板的试件，边梁缺少面板约束更容易发生压屈（见图5（g））；随着加载次数的增多，加劲件和楼层梁间自攻螺钉被拉托，造成加劲件失效（见图5（h））.

同类试件各自的试验现象类似，如图6（a）~（f）所示为NCS-B系列试件破坏特征，如图6（g）~（i）所示为NCS系列试件破坏特征. 试件在施加轴压的过程中，均未听到响声. 1）在梁端加载过程中楼层梁与角钢间的自攻螺钉挤压孔壁，造成角钢壁厚<2 mm的试件螺钉拉脱（见图6（a）、（b）），长螺栓连接处发生局部屈曲，楼层连接处欧松板受挤压造成板角破坏（见图6（c））；对于壁厚为4 mm的试件自攻螺钉被剪断，角钢几乎无破坏（见图6（d）），后迅速发生楼层梁拉离墙架柱（见图6（c））；两类试件均有墙-梁拉离的现象，但NCS比对应的NCS-B系列晚. 2）NCS-89-0.4-B、NCS-80-0.2-B、NCS-160-0.2-B试件随着加载的开展，角钢塑性变形明显，梁与墙架柱间连接的自攻螺钉被大量拔出（见图6（c））；从侧面看出，墙架柱变形很小，尤其是NCS-80-0.2-B几乎无任何塑性变形，位移计D9~D12读数<3 mm，其上的13、15号应变片读数为9.5×10⁻⁵ mm，NCS-160-B的应变最大达到4.61×10⁻⁴ mm，强度利用率很低，可见该类连接的关键是防止连接区域的自攻螺钉拉脱，提高角钢的抗局部屈曲能力. 3）当NCS-80-0.4-BG加载到45 mm时，楼板与墙体间产生拉开缝隙，后拉开的缝隙开始增大，楼板与角钢间连接的自攻螺钉全部被剪断（见图6（e）），承载力急剧下降，继续加载楼板拉离墙体；拆除欧松板后，角钢、楼层梁及墙架柱几乎没有塑性变形（见图6（f）），可见加面板后该类连接的成败关键在于如何防止螺钉拉脱或剪断. 对于NCS试件，破坏特征为长螺栓连接处角钢两肢间的挤压或拉开的局部屈曲（见图6（g）），后诸循环主要重复该现象（见图6（h）），直至加载到大位移阶段螺钉全部从墙架柱拉脱，连接破坏（见图6（i））.

为了对比墙架外覆面板后连接耗能的情况，将冷弯薄壁型钢楼层梁-墙架柱^[8-9]与对应的组合墙体-楼板的滞回曲线进行对比分析. 梁悬臂端实测位移Δ参照文献[4, 5]的方法，得到各试件荷载P-Δ滞回曲线（见图7）.

从图7可得如下结论. 1）随着加载级数的增加，滞回环面积增大，耗能能力均增强. 2）对于NCS-B系列试件，轴压比为0.4时快速由弹性阶段进入弹塑性阶段，原因是作为协调墙梁变形关键部件的2 mm厚角钢过早发生局部屈曲，承载力退化明显，但往复荷载作用下未造成节点的进一步损伤，仅是角钢两肢间的拉开-闭合-压缩-闭合，因此屈服平台较长；对于NCS-89-0.4-B，加载过程中由于楼层梁与角钢间自攻螺钉过早被剪断，楼板拉离墙体造成试件失效，因此耗能能力相对较弱. 3）对于NCS-80-0.4-BG，角钢厚度增加到4 mm后初始刚度较大，滞回环不饱满；随着加载的开展，楼板与角钢间的自攻螺钉逐渐被剪断后拉脱，试件开始进入弹塑性阶段，滞回环虽然渐趋饱满，但试件的快速破坏耗能能力较差. 4）CS-B系列试件在楼板与墙体间的自攻螺钉未拉脱前，刚度退化不明显；加载到顶底梁与楼板间的自攻螺钉部分被拉脱后，楼层梁与墙体间发生了加载拉开、卸载闭合、反向加载压缩后反向卸载闭合的现象，楼板与顶底梁间的残余位移逐渐增大，试件刚度退化迅速，但仍然可以承载，总耗能增大. 5）CS-B试件自攻螺钉失效后可以继续承载，经过的循环次数较多；对于NCS-B试件，承载力低于对应的NCS试件，原因是2 mm及以下厚度角钢宽肢薄壁，在对拉螺栓作用点处容易发生屈曲造成承载力降低，4 mm及以上厚度角钢容易发生自攻螺钉被剪断，经过循环次数较少，耗能能力较低. 6）相同轴压比下的NCS-B系列耗能能力略低于CS-B系列，主要原因是NCS-B变形完全要靠连接区域的角钢来协调，墙体、楼板及角钢间连接采用的自攻螺钉更容易被拉脱，由于角钢为该连接的传力中枢，因此自攻螺钉失效后会诱发试件快速破坏；CS-B楼板插入到墙体内，自攻螺钉承受拉力，墙与楼板间的自攻螺钉不容易拉脱，经过的循环次数较多，耗能能力较强.

骨架曲线由滞回曲线每个循环的极值点连接得到（见图8），可得如下结论. 1）未覆板试件均有明显的弹性、弹塑性、强化及破坏4个阶段，未覆板试件的刚度相对较小，加载到大位移阶段后自攻螺钉虽然有拉脱及剪断现象，但楼层梁未拉离墙架柱，加载仍可以进行，直到自攻螺钉拉脱造成试件完全破坏. 2）结合图5中自攻螺钉与孔洞间发生挤压直到螺钉滑移的试验现象，CS-B系列试件经历了完整的4个阶段，但NCS-B系列试件没有明显的承载力下降段，原因是角钢自攻螺钉失效后连接快速失效.

通过采用《建筑抗震试验方法规程》（JGJ101-96）^[10]规定的计算方法，得到试件的极限荷载P_max及位移Δ_max；破坏荷载P_u和相应位移Δ_u的结果汇总见表3. 表中，P_y、Δ_y分别为屈服荷载及相应位移，μ为延性系数，E为累积耗能能力. 1）对于CS及对应的CS-B试件，覆板后承载力提高较大，极限承载力最低提高21.1%，且对于轴压较大的CS-160-0.4-B比CS-160-0.4极限承载力提高了54.07%，原因是覆板后作为薄弱部位的楼层连接处有面板加强，轴压比增大后楼层连接处的上、下层墙体对楼板压得更紧，节点处能够提供给楼板的约束反力更大，因此承载力更高，但自攻螺钉失效后，加载到大位移阶段，在梁端往复加载作用下，节点区域墙板会发生平面外变形，使得轴压力变成偏心力加速节点的失效，且破坏具有突然性. 2）对于NCS及对应的NCS-B试件，覆板后极限承载力降低，原因是覆板后刚度变大，加载时协调组合墙体-楼板变形主要靠楼板与角钢间连接的自攻螺钉及长螺栓，自攻螺钉受较大的拉剪作用，很容易被拉脱或剪断，第一道防线快速失效，作为第二道防线的长螺栓，承载后角钢局部稳定是影响承载力的关键. 3）CS-B承载力受截面高度的影响较大，CS-160-B屈服荷载、破坏荷载分别比CS-89-B高0.64、0.58倍；受轴压比的影响较大，CS-160-B试件轴压比为0.2时的屈服荷载、破坏荷载分别比CS-160-B试件轴压比为0.4时高0.28、0.39倍. 4）截面高度对NCS-B的影响很小，相同轴压比的NCS-89-B的屈服荷载及破坏荷载对比于NCS-160-B试件，降低幅度小于12%. 5）等边角钢厚度对试件承载力的影响较大，壁厚为4 mm的角钢加载时塑性变形很小，大位移加载阶段楼层梁与角钢间的自攻螺钉大量拉脱或被剪断，造成角钢厚度增加后承载力降低的现象；NCS-80-0.4-BG的屈服和极限荷载比NCS-89-0.4-B分别降低了25.8%和37.1%，说明角钢加厚后须减小自攻螺钉间距，加粗加长螺杆以提高抗剪断及拉脱能力，角钢增加的厚度才能发挥作用. 6）通过CS-160-0.2-B与NCS-160-0.2-B的对比可知，屈服、破坏荷载分别提高了0.52、0.74倍，表明CS-B系列试件的构件间协调变形能力强，虽然连接处损伤明显，但未造成自攻螺钉快速失效；NCS-B系列中与角钢相连的自攻螺钉成为外载破坏的首要防线，当自攻螺钉失效后会引发试件快速破坏.

累积耗能能力为试件所有滞回环面积之和，延性系数为构件的破坏位移与屈服位移之比，由表3可得如下结论. 1）CS-B系列的耗能能力优于CS系列，原因是所经过的循环次数多且承载力较高，进入塑性状态后的耗能能力强；CS-160-B的耗能能力比CS-89-B高0.58倍，轴压比为0.2时的耗能能力比轴压比为0.4时高0.66倍，说明墙截面尺寸及轴压对耗能能力的影响较大. 2）NCS试件覆板后的耗能能力低于未覆板的，原因是覆板后对楼层梁、角钢及墙架柱间连接的螺钉考验增强，协调墙梁变形的关键环节为螺钉，螺钉一经失效试件快速破坏，对于NCS-80-0.4-BG，由于角钢加厚更会发生此类破坏，耗能能力明显低于其他试件，原因是角钢厚度增大到4 mm后螺钉受到强力作用，使得楼板与角钢连接的螺钉大量剪断，楼板快速被拉离墙体；NCS-160-B的耗能能力较NCS-89-B高0.56倍，说明轴压比对该类试件的耗能能力影响很大. 3）所有未覆板试件的延性均优于覆板试件，原因是覆板后刚度明显提高，螺钉失效后节点快速失效，故延性降低. 4）对于覆板试件间的对比，CS-B系列具有较好的延性，3个试件的延性系数接近，均比NCS-B系列高. 因为墙体在楼层连接处断开，在往复加、卸载过程中，楼板往复挤压墙体并拉离墙体，梁发生较大的塑性变形，自攻螺钉承受拉力，仅在大位移加载阶段才会被拉脱，因此屈服平台较长，延性较好；NCS-B系列连接墙体呈连续状态，但墙体的塑性变形极小，覆墙板试件延性主要由角钢两肢间的夹角变化来体现，角钢厚度为2 mm的试件延性明显优于角钢厚度为4 mm的试件，因为破坏时4 mm厚的角钢塑性变形很小.

试件在往复荷载作用下，刚度会随着加载的进行而降低，试件刚度可以用环线刚度表示，计算按照文献[5, 6]的方法，刚度退化曲线如图9所示. 图中，K_i为刚度. 可见，无论对于哪种节点，轴压比对刚度退化速度的影响均较小. 1）CS-B-160试件初始刚度较大，当加载级别在±63 mm前刚度退化迅速，原因是楼层梁与顶底梁间的自攻螺钉在往复荷载作用下部分拉脱；后发生上、下层楼板与楼层梁间塑性挤压变形时，刚度退化缓慢，同时由于楼层连接处面板与墙架柱间的螺钉与孔壁往复挤压造成螺钉拉脱，面板与龙骨脱离，刚度降到最低. 2）NCS系列加载初期的刚度退化较快，原因是角钢、楼层梁及墙架柱三者间连接的自攻螺钉在往复荷载作用下与孔壁发生挤压，造成孔壁变大、螺钉多发生滑移，角钢厚度为2 mm试件长螺栓连接的角钢区域，由于螺栓产生的集中力使得其塑性变形较大，但长螺栓未失效对墙与楼板有弱约束作用，延缓了刚度退化. 3）角钢厚度为4 mm的试件初始刚度较大，但刚度退化迅速直到试件破坏，原因是角钢厚度增大后刚度变大，但起到关键作用的角钢与墙板间连接的自攻螺钉受拉剪作用快速被拉脱，造成节点刚度快速降低.

在位移幅值不变的条件下，构件承载能力随着加载次数的增加而降低，可以用承载力降低系数表示. 根据式（1）计算，采用同级荷载第3次与第1次循环的比值表示，覆板试件的退化曲线见图10. 图中，λ为承载力退化系数. 从图10可得如下结论. 1）CS-B系列承载力退化缓慢，NCS-B系列承载力退化较快，原因是组合墙体刚度大、变形小，加大了连接墙体-楼板的自攻螺钉的破坏作用，使得螺钉快速失效，承载力退化迅速. 2）NCS-80-0.4-BG有2个强度快速退化点，加载到18 mm时出现自攻螺钉滑移，加载到63 mm时墙梁间自攻螺钉几乎完全失效，这2个转折点使得节点承载力急剧退化. 3）CS-B系列螺钉部分失效后，承载力退化速度较平缓，原因是上、下层墙体对楼板有约束作用，不会发生节点的突然破坏，直到楼层连接处的面板脱离墙架柱，承载力急剧退化.

(1) ${\lambda _i} = {Q_{i}^{3}/{Q_{i}}}.$

（1）规程推荐节点试件覆板后承载力明显提高，极限承载力最低提高21.1%，CS-160-0.4-B的极限承载力比CS-160-0.4提高54.07%，原因是覆板后作为薄弱部位的楼层连接处有面板增强，上、下层墙体能够提供给楼层梁更大的约束反力，但自攻螺钉失效后，加载到大位移阶段，在梁端往复加载作用下，轴压力会变成偏心力，加速节点的失效，且破坏具有突然性.

（2）规程推荐节点试件覆板后耗能明显高于对应的未覆板试件，但受截面高度、轴压比的影响均较大；CS-160-B轴压比为0.2时的耗能能力比轴压比为0.4时高0.66倍；在相同轴压比下，截面高度为160 mm的试件耗能能力比89 mm试件高0.58倍；延性普遍比未覆板的差.

（3）2 mm厚角钢加强型节点试件在长螺栓产生的集中力作用截面处，加载初期发生两肢间夹角的拉大与减小，直至加载到大位移阶段螺钉全部从墙架柱拉脱后试件丧失承载力；角钢加厚后试件初始刚度较大，加载到大位移阶段楼板与角钢间的自攻螺钉承受较大的拉剪作用使其大量失效，角钢厚度增加对螺钉的作用增大，加速了螺钉的失效，使得角钢厚度增加、承载力降低，4 mm厚角钢的NCS-80-0.4-BG比2 mm厚的NCS-89-0.4-B的屈服、极限荷载降低了25.8%和37.1%，说明角钢加厚后须减小自攻螺钉间距且螺杆须加粗加长，提高抗剪断及拉脱能力.

（4）角钢加强型节点试件覆板后的耗能能力低于未覆板的耗能能力，原因是覆板后对楼层梁、角钢及墙架柱间的自攻螺钉考验增强，自攻螺钉一经失效试件即快速破坏；轴压比对该类试件的耗能能力影响很大，NCS-160-B试件比NCS-89-B高0.56倍.