江忠画，张 铮，陈笃海，胡凤翔

(1.福建工程学院 土木工程学院，福建 福州 350118；2.福州同方集成住宅建设有限公司，福建 福州 350008)

作为冷弯薄壁型钢结构体系的关键受力构件，冷弯薄壁型钢墙体结构主要由冷弯薄壁型钢骨架与OSB板或波纹钢板等墙面板通过自攻螺钉连接而成，承担由楼面、屋面传递的竖向荷载以及风荷载或地震作用产生的水平荷载[1-2].由于该类墙体杆件及连接数量繁多、受力复杂，且影响其抗震性能的因素众多，如螺钉数量及位置、墙面板类型、杆件布置及截面、材料力学性能、墙体高宽比及开洞情况等，计算其承载能力尤为困难[3-7]，国内外相关规范对其抗剪承载力的计算也多是借鉴足尺试验数据.因此，开展冷弯薄壁型钢墙体抗震性能的试验研究，对该结构体系的推广应用是至关重要的.

国内众多学者对冷弯薄壁型钢墙体进行足尺试验研究，论证了墙面板类型与墙体抗震性能的相关关系.郭鹏(2008)对带肋钢板墙体展开研究，结果表明该类墙体抗剪强度高，但易发生局部剪切屈曲，平面外变形明显[8].周绪红(2010)提出一种新型CSB板，该类墙体的抗剪承载力高，但延性和耗能能力较差[9].研究结果还表明，双面覆板墙体的抗震性能要优于单面覆板墙体，且一榀双面覆板墙体的承载力约等于两榀单面覆板墙体的承载力之和[10].

出于冷弯薄壁型钢墙体现有种类的墙面覆板存在的环保、受力、造价等问题的考虑，近年来国内企业自主研发新型板材作为替代.竹木碳纤维板是一种多功能装配式结构墙板，强度高、韧性好，甲醛排放量为零，集保温、隔音、防火、抗震等性能于一身，在实际工程中具有良好的应用前景，如南平市农业学校宿舍楼.对冷弯薄壁型钢骨架墙体以及双面覆竹木碳纤维板冷弯薄壁型钢墙体在水平方向上进行低周往复加载试验，以期揭示该类墙体的主要破坏模式，探明竹木碳纤维板对冷弯薄壁型钢墙体抗震性能的影响.

1 试验概况

1.1 试件设计

试验设计了两个足尺墙体试件，长度和高度分别为3.66 m和2.76 m，具体构造见图1.骨架试件SW为带刚性支撑的冷弯薄壁型钢骨架墙体，覆板试件CW为带刚性支撑的双面覆竹木碳纤维板冷弯薄壁型钢墙体.刚性支撑在墙体抗震时承受往复拉压作用，协同立柱抵抗水平荷载和竖向荷载，可以提高墙体的抗剪承载力、抗侧刚度和耗能能力[11-13]，故试验墙体均采用满布刚性支撑的布置方式.

两个试件中的冷弯薄壁型钢骨架完全一致，均由立柱、上下导轨、刚性横撑和刚性斜撑通过自攻螺钉连接而成，如图1所示.立柱间距为610 mm.在立柱中部设两道刚性横撑，横撑腹板在立柱穿过的位置开设洞口，使立柱通长贯穿.在骨架每个区格内均设刚性斜撑，呈米字型分布.各杆件之间通过ST5.5自攻螺钉连接，刚性斜撑与上下导轨通过2颗自攻螺钉连接，刚性斜撑与立柱、刚性横撑采用节点板通过自攻螺钉连接.钢材采用Q235B钢，立柱与刚性斜撑规格为C97×38×12×1.2 mm，上下导轨与刚性横撑为U100×42×1.2 mm.中间立柱为单根C型立柱，边立柱为两根背靠背C型立柱通过间距为200 mm的双排ST5.5自攻螺钉连接形成工字形截面.覆板采用单面6块规格为2 440×1 220×9 mm的竹木碳纤维板进行拼接，墙面板与冷弯薄壁型钢骨架间通过间距为250 mm的ST4.8自攻螺钉连接.墙体底部设置抗拔件，抗拔件下端与底座通过2颗ST5.5自攻螺钉锁紧，上端与立柱腹板通过6颗ST4.8自攻螺钉连接.

图1 冷弯薄壁型钢墙体构造Fig.1 Structure of cold-formed thin-walled steel wall

1.2 加载装置

试验采用水平低周往复加载方式，全程采用位移控制进行加载，加载装置如图2所示.竖向荷载一次加满并全程保持不变，随即施加水平荷载.骨架试件SW施加50 kN竖向荷载，覆板试件CW施加100 kN竖向荷载.竖向荷载经分配梁通过20 mm厚钢垫块传递给加载梁，钢垫块按照4等分点原则布置.反力梁与千斤顶之间安装可随墙体水平移动的滑动导轨，使得墙体在试验过程中其竖向荷载作用位置始终不变.在加载梁腹板两侧设置滚动轮式侧向支撑，防止墙体发生平面外倾覆.墙体与加载梁和底座通过间距为100 mm的双排ST5.5自攻螺钉锁紧.底座与地面通过地锚螺栓紧固连接，且底座两端设有千斤顶，以保证试验中底座不发生滑移.

1.3 测点布置

为测试试件和加载装置的位移和变形，共布置9个位移计，如图3所示.为掌握试件的受力情况，在立柱、横撑、斜撑以及竹木碳纤维板表面上均设有应变片，应变片的详细布置如图4所示.为方便试验现象描述，对骨架和墙面板进行编号分区.

图2 加载装置Fig.2 Loading device

图3 位移计布置Fig.3 Displacement gauge arrangement

图4 应变片布置Fig.4 Strain gauge arrangement

1.4 加载制度

通过MTS电液伺服作动器全程采用位移控制法对试件进行低周往复加载，加载制度如图5所示.骨架试件SW的初始加载位移为4 mm，并以4 mm的位移增量逐级加载，每级循环两圈，直至试件破坏.经试验后发现冷弯薄壁型钢墙体在加载前期就表现出明显的非线性特征，故取覆板试件CW的初始加载位移为1 mm，并以1 mm的位移增量加载至4 mm，此后以每级4 mm的位移增量进行加载，由于覆板试件CW在荷载下降后仍能保持较为稳定的承载能力，后期以8 mm、12 mm、16 mm、20 mm的位移增量进行加载.加载位移在20 mm之前的每级循环两圈，在20 mm之后的每级循环三圈.

图5 加载制度Fig.5 Loading system

1.5 材性特征

冷弯薄壁型钢材性试样取自C型杆件与U型杆件的腹板部分，竹木碳纤维板材性试样选取板材纵横两个方向.每组制作3个标准试样[14-15]，试验结果均值见表1和表2.

表1 冷弯薄壁型钢材性特征Tab.1 Properties of cold formed thin walled steel

表2 竹木碳纤维板材性特征Tab.2 Properties of bamboo wood carboon fiber board

由表2可得，竹木碳纤维板纵向与横向的力学性能相差很小，属于各向同性板材.

2 试验现象

2.1 骨架试件SW

水平位移加载至12 mm时，墙体发出轻微的“哐哐”声，下部斜撑与下导轨、横撑连接处螺钉开始松动、倾斜.水平位移加载至24 mm时，下导轨翼缘观察到局部屈曲，在下导轨与斜撑连接处屈曲尤为明显，下部节点板产生局部屈曲，边立柱发生较明显的弯折，12、15区格内斜撑出现局部屈曲.水平位移加载至32 mm时，12、15区格内斜撑与下导轨连接处螺钉发生剪切破坏.水平位移加载至40 mm时，墙体发出剧烈的“嘣嘣”声，下部斜撑与下导轨连接处螺钉陆续失效.骨架试件SW试验现象见图6.

2.2 覆板试件CW

水平位移加载至8 mm时，骨架内各杆件间产生摩擦，墙体发出轻微的“哐哐”声.水平位移加载至16 mm时，01、03墙面板角部螺钉开始松动，周边螺钉逐渐陷入墙面板内，螺钉孔壁周围相继出现裂缝并持续发展，直至墙面板压溃脱落.水平位移加载至24 mm时，01、02、03墙面板底部向面外鼓出，相邻墙面板间挤压发生明显错动.水平位移加载至32 mm，墙面板周边大部分螺钉连接失效，中部螺钉变形小，墙面板未发生整体脱落.水平位移加载至40 mm，墙体发出“嘣嘣”响声，推断为骨架内部螺钉发生剪切破坏.水平位移加载至68 mm，边立柱发生弯扭屈曲，腹板鼓出，翼缘屈曲.水平位移加载至116 mm，边立柱中部腹板严重屈曲.

试验结束后拆除竹木碳纤维板，对内部骨架进行观察.立柱产生弯扭屈曲，底部和中部屈曲尤其严重.12～15区格内斜撑弯扭屈曲显著，与下导轨连接处螺钉被剪断.下导轨、横撑发生局部屈曲，节点板发生局部屈曲.覆板试件CW试验现象见图7.

与骨架试件SW相比，覆板试件CW内部冷弯薄壁型钢杆件变形更加显著，材料力学性能发挥更加充分.

图7 覆板试件CW试验现象Fig.7 Main deformation of panel specimen CW

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

在循环荷载作用下，骨架试件SW和覆板试件CW的滞回曲线如图8所示.

对于骨架试件SW，加载初期就表现出较为明显的非线性特征，各连接节点处自攻螺钉开始变形，螺钉与骨架间相互挤压产生孔壁张合导致“捏拢”现象出现，卸载到零时出现残余变形，滞回曲线呈反S形.随着加载位移的增大，螺钉由于反复挤压造成累积损伤，刚性斜撑、下导轨和立柱均发生较为明显的局部屈曲，滞回曲线向Z形发展，滑移现象明显(在自攻螺钉与骨架产生的孔壁张合中，螺钉与骨架连接缝隙出现受力滞后)，各连接节点的螺钉持续变形，直至螺钉被剪断，螺钉破坏集中于刚性斜撑与下导轨连接处.

对于覆板试件CW，当加载位移较小时，试件处于弹性阶段，整体性能良好.随着加载位移的增大，试件进入弹塑性阶段，滞回曲线逐渐呈弓形，由于墙面板的变形和螺钉周边裂缝的产生，卸载到零时出现残余变形，自攻螺钉与墙面板、骨架间挤压产生孔壁张合以及墙面板接缝的张合导致滞回曲线出现“捏拢”现象.伴随着螺钉的变形和墙面板上裂缝的发展，滞回曲线逐渐向反S形过渡.由于墙面板周边螺钉及内部骨架螺钉的累积损伤，下导轨与刚性横撑的局部屈曲，立柱、刚性斜撑的弯扭屈曲，试件进入塑性阶段，滞回曲线向Z形发展，滑移现象明显.

二者的滞回曲线均呈现出明显的Z形，滑移现象显著，归结原因为：(1)各冷弯薄壁型钢杆件均是通过自攻螺钉完成连接，节点连接处较为薄弱，在循环荷载作用下，各杆件之间持续发生摩擦，螺钉累积损伤，螺钉孔逐渐变大，在自攻螺钉与骨架产生的孔壁张合中，螺钉与骨架连接缝隙出现明显的受力滞后现象；(2)伴随着墙面板与骨架的连接螺钉逐渐嵌入墙面板并陆续发生剪切破坏，导致墙面板发生局部承压破坏，并且在循环荷载作用下与骨架之间产生相对滑动；(3)在刚性斜撑与下导轨、刚性横撑连接处螺钉陆续发生剪切破坏，属于脆性破坏，导致试件在达到峰值荷载后，承载力和刚度发生大幅度下降.

图8 试件滞回曲线Fig.8 Hysteretic curve of specimen

3.2 骨架曲线

根据滞回曲线每一加载级第一循环圈的峰值点所连成的包络线[16]，即得到试件的P-Δ骨架曲线，如图9所示.在加载试验初期，冷弯薄壁型钢墙体骨架曲线就表现出鲜明的非线性特征，无显著屈服点，根据《建筑抗震试验方法规程》规定，可通过能量等效面积法确定屈服荷载Py及屈服位移Δy[16].破坏荷载Pu及相应位移Δu取自峰值荷载出现后，荷载下降至85%时对应的荷载与位移.将峰值荷载Pmax除以墙体长度L得到抗剪强度Ps，国内外规范多以此作为设计依据，墙体承载力特征值见表3.

图9 试件骨架曲线Fig.9 Skeleton curve of specimen

图10 累计耗能对比Fig.10 Comparison of cumulative energy consumption

由图9可见，在试件达到峰值荷载后，骨架曲线发生突变.这是由于刚性斜撑与下导轨翼缘仅通过2颗自攻螺钉连接，该处连接薄弱，当荷载达到峰值时，该处连接螺钉骤然崩裂，此时斜撑上端锁紧，而下端失去约束，无法继续承受如此大的荷载，加上该处受力较大，致使荷载急剧下降，该处的破坏也导致了变形的增大.循环加载造成的螺钉累积损伤使得竹木碳纤维板产生开裂、相互挤压等局部承压破坏，墙体发生内力重分配.

表3 主要试验结果Tab.3 Main test results

由表3数据可得，刚性支撑冷弯薄壁型钢骨架墙体与交叉支撑冷弯薄壁型钢骨架墙体相比，屈服强度提升了62%到110%，抗剪强度提升了12%到39%，抗侧刚度提升了117%.刚性支撑的设置增强了墙体的抗侧刚度和抗剪性能.覆竹木碳纤维板墙体与覆石膏板+带肋钢板墙体及覆石膏板+OSB板墙体相比，屈服强度增加了122%到156%，抗剪强度增加了43%到67%，抗侧刚度增加了98%到123%.

与骨架试件SW相比，覆板试件CW的各项抗震性能指标得到显著增强，抗剪强度提高70%，抗侧刚度提高88%.尽管竹木碳纤维板周边多数螺钉连接失效，但内部螺钉仍然维持着竹木碳纤维板与骨架的紧密连接，竹木碳纤维板对骨架一直发挥着支撑作用，有效限制了骨架的平面外变形，墙体的整体性加强.

3.3 延性及耗能性能

位移延性系数μ为墙体极限位移Δu与屈服位移Δy的比值[16].由表3可得，骨架试件SW延性系数为1.68，覆板试件CW延性系数为1.83，延性性能一般.

能量耗散系数和累计耗能是衡量构件耗能性能优劣的重要指标.取荷载达到峰值时的滞回环，由公式E=滞回环S(ABC+CDA)/三角形S(OBE+ODF)计算得到能量耗散系数E[16]，具体数值见表3.试件的累计耗能为依次累加每级第一圈滞回环面积计算所得，用ΣE1表示，滞回曲线包络的面积越大，试件能量的耗散越多.冷弯薄壁型钢墙体通过各部件之间的摩擦变形来进行能量耗散.图10给出了骨架试件SW与覆板试件CW的累计耗能对比，随着加载位移的增加，试件的累计耗能逐渐增加.在同级位移48 mm下，骨架试件SW累计耗能ΣE1为8.01 kN·m，覆板试件CW累计耗能为15.13 kN·m，覆板试件CW累计耗能能力约比骨架试件SW提升89%.从最终累计耗能来看，覆板试件CW达到35.59 kN·m，约比骨架试件SW提升344%.竹木碳纤维板为内部骨架提供了有利的支撑，防止其过早屈曲，覆板试件CW的承载能力和变形能力都要明显优于骨架试件SW.与骨架试件SW相比，覆板试件CW延性和耗能能力都得到提高，其中延性系数提高9%，能量耗散系数提高34%，覆竹木碳纤维板冷弯薄壁型钢墙体适合应用于抗震工程中.

3.4 刚度退化

抗侧刚度Kc取骨架曲线上1/300侧移角处的割线刚度，具体数值见表3.试件的刚度退化曲线以墙体位移角θ为自变量，割线刚度K为因变量.由图11可得，试件刚度退化总体上较为稳定，未见刚度异常突变.对于骨架试件SW，刚度退化速率均匀，在加载后期，由于刚性斜撑与下导轨处的连接螺钉多数被剪断，刚性斜撑与下导轨出现滑移，试件刚度急剧下降.对于覆板试件CW，在加载初期，竹木碳纤维板底部开始慢慢向外鼓出，周边多数螺钉内陷于板内，墙面板上出现数条裂缝并持续开展，竹木碳纤维板对骨架的支撑作用逐渐减弱，致使试件刚度退化速率较快，表明墙体在加载初期结构非线性特征表现明显.加载至40 mm时，竹木碳纤维板周边多数螺钉已失效，墙面板间相互挤压，并发出剧烈“嘣嘣”声，推断是骨架内刚性斜撑与下导轨连接螺钉螺钉断裂，导致试件刚度大幅下降.尽管墙面板周边多数螺钉连接失效，但由于内部的螺钉变形较小，墙面板未发生整体脱落，整体性一直维持较好，对内部骨架仍然保持较强的支撑作用，刚度退化保持平缓.

图11 刚度退化曲线Fig.12 Stiffness degradation curve

3.5 强度退化

试件的强度退化用强度退化系数λ表示，即同一级位移加载下第二次循环与第一次循环峰值荷载的比值[16].如图12所示，取墙体侧移角θ为自变量，骨架试件SW与覆板试件CW的强度退化系数λ均在0.6 ～ 1.1之间波动，其中绝大多数时候处于0.8 ～ 1.1之间，强度退化较稳定，由于刚性斜撑与下导轨连接螺钉被剪断，部分强度退化系数降至0.8以下.

图12 强度退化曲线Fig.13 Strength degradation curve

3.6 应变分析

由图13、图14的应变数据可知，刚性斜撑的应变反应较大，刚性横撑次之，立柱最小.刚性横撑与刚性斜撑的设置，减小了立柱的变形，优化了结构受力，竖向荷载由立柱与刚性斜撑承担，水平荷载由刚性横撑、刚性斜撑与立柱共同承担，显著增强了墙体的抗侧刚度和抗剪承载力.

由于竹木碳纤维板的支撑，覆板试件CW内部骨架的应变反应明显大于骨架试件SW，说明竹木碳纤维板的支撑增强了冷弯薄壁型钢骨架内各杆件的变形能力，材料得到了充分利用.竹木碳纤维板的应变反应较大，表明竹木碳纤维板在试验中通过相互挤压等变形承担了部分水平荷载，对于墙体抗剪承载力的增大有显著帮助.

试件底部应变较大，顶部应变较小，下导轨往往产生较大的局部屈曲.边立柱应变较大，中间立柱应变较小，边立柱往往发生较大的弯扭变形.建议通过加大截面尺寸、加大钢材厚度等措施，以防止下导轨和边立柱等受力较大的部位过早屈曲，并充分发挥材料性能.

图13 骨架试件SW荷载-应变曲线Fig.10 Load-strain curve of skeleton specimen SW

图14 覆板试件CW荷载-应变曲线Fig.11 Load-strain curve of panel specimen CW

4 结论

通过对冷弯薄壁型钢骨架墙体和覆竹木碳纤维板冷弯薄壁型钢墙体在低周往复加载作用下的试验研究，得到以下几点结论：

(1)冷弯薄壁型钢骨架墙体的主要破坏模式为下部刚性斜撑与下导轨连接螺钉剪切破坏，下导轨、边立柱翼缘局部屈曲.覆竹木碳纤维板冷弯薄壁型钢墙体的主要破坏模式为墙面板承压破坏，墙面板与骨架连接螺钉剪切破坏，立柱、刚性斜撑弯扭屈曲，下导轨、刚性横撑局部屈曲.

(2)竹木碳纤维板增强了骨架的变形能力，并通过相互挤压等变形来分担受力，提高了墙体的抗震性能，其中抗剪强度越比骨架墙体提高72%，抗侧刚度提高128%，耗能能力提高344%，在结构设计中应当考虑墙面板对骨架的支撑加强作用.但墙面板接缝处是冷弯薄壁型钢墙体抗震性能的一个薄弱环节，建议对接缝密封处理的施工工艺展开研究.

(3)刚性斜撑的应变反应较大，刚性横撑次之，立柱较小.刚性支撑的设置可减小立柱变形，优化结构受力，提高墙体整体性，增强抗侧刚度、承载能力和耗能能力.现有工程中刚性斜撑与下导轨、刚性横撑连接处较薄弱，下导轨与刚性横撑两侧翼缘发生屈曲较早，建议在该类连接处采取有效方法加强连接.