覆竹木碳纖維板冷彎薄壁型鋼墻體抗震性能試驗研究

江忠畫，張 錚，陳篤海，胡鳳翔

(1.福建工程學院 土木工程學院，福建 福州 350118；2.福州同方集成住宅建設有限公司，福建 福州 350008)

作為冷彎薄壁型鋼結構體系的關鍵受力構件，冷彎薄壁型鋼墻體結構主要由冷彎薄壁型鋼骨架與OSB板或波紋鋼板等墻面板通過自攻螺釘連接而成，承擔由樓面、屋面傳遞的豎向荷載以及風荷載或地震作用產生的水平荷載[1-2].由于該類墻體桿件及連接數量繁多、受力復雜，且影響其抗震性能的因素眾多，如螺釘數量及位置、墻面板類型、桿件布置及截面、材料力學性能、墻體高寬比及開洞情況等，計算其承載能力尤為困難[3-7]，國內外相關規范對其抗剪承載力的計算也多是借鑒足尺試驗數據.因此，開展冷彎薄壁型鋼墻體抗震性能的試驗研究，對該結構體系的推廣應用是至關重要的.

國內眾多學者對冷彎薄壁型鋼墻體進行足尺試驗研究，論證了墻面板類型與墻體抗震性能的相關關系.郭鵬(2008)對帶肋鋼板墻體展開研究，結果表明該類墻體抗剪強度高，但易發生局部剪切屈曲，平面外變形明顯[8].周緒紅(2010)提出一種新型CSB板，該類墻體的抗剪承載力高，但延性和耗能能力較差[9].研究結果還表明，雙面覆板墻體的抗震性能要優于單面覆板墻體，且一榀雙面覆板墻體的承載力約等于兩榀單面覆板墻體的承載力之和[10].

出于冷彎薄壁型鋼墻體現有種類的墻面覆板存在的環保、受力、造價等問題的考慮，近年來國內企業自主研發新型板材作為替代.竹木碳纖維板是一種多功能裝配式結構墻板，強度高、韌性好，甲醛排放量為零，集保溫、隔音、防火、抗震等性能于一身，在實際工程中具有良好的應用前景，如南平市農業學校宿舍樓.對冷彎薄壁型鋼骨架墻體以及雙面覆竹木碳纖維板冷彎薄壁型鋼墻體在水平方向上進行低周往復加載試驗，以期揭示該類墻體的主要破壞模式，探明竹木碳纖維板對冷彎薄壁型鋼墻體抗震性能的影響.

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計了兩個足尺墻體試件，長度和高度分別為3.66 m和2.76 m，具體構造見圖1.骨架試件SW為帶剛性支撐的冷彎薄壁型鋼骨架墻體，覆板試件CW為帶剛性支撐的雙面覆竹木碳纖維板冷彎薄壁型鋼墻體.剛性支撐在墻體抗震時承受往復拉壓作用，協同立柱抵抗水平荷載和豎向荷載，可以提高墻體的抗剪承載力、抗側剛度和耗能能力[11-13]，故試驗墻體均采用滿布剛性支撐的布置方式.

兩個試件中的冷彎薄壁型鋼骨架完全一致，均由立柱、上下導軌、剛性橫撐和剛性斜撐通過自攻螺釘連接而成，如圖1所示.立柱間距為610 mm.在立柱中部設兩道剛性橫撐，橫撐腹板在立柱穿過的位置開設洞口，使立柱通長貫穿.在骨架每個區格內均設剛性斜撐，呈米字型分布.各桿件之間通過ST5.5自攻螺釘連接，剛性斜撐與上下導軌通過2顆自攻螺釘連接，剛性斜撐與立柱、剛性橫撐采用節點板通過自攻螺釘連接.鋼材采用Q235B鋼，立柱與剛性斜撐規格為C97×38×12×1.2 mm，上下導軌與剛性橫撐為U100×42×1.2 mm.中間立柱為單根C型立柱，邊立柱為兩根背靠背C型立柱通過間距為200 mm的雙排ST5.5自攻螺釘連接形成工字形截面.覆板采用單面6塊規格為2 440×1 220×9 mm的竹木碳纖維板進行拼接，墻面板與冷彎薄壁型鋼骨架間通過間距為250 mm的ST4.8自攻螺釘連接.墻體底部設置抗拔件，抗拔件下端與底座通過2顆ST5.5自攻螺釘鎖緊，上端與立柱腹板通過6顆ST4.8自攻螺釘連接.

圖1 冷彎薄壁型鋼墻體構造Fig.1 Structure of cold-formed thin-walled steel wall

1.2 加載裝置

試驗采用水平低周往復加載方式，全程采用位移控制進行加載，加載裝置如圖2所示.豎向荷載一次加滿并全程保持不變，隨即施加水平荷載.骨架試件SW施加50 kN豎向荷載，覆板試件CW施加100 kN豎向荷載.豎向荷載經分配梁通過20 mm厚鋼墊塊傳遞給加載梁，鋼墊塊按照4等分點原則布置.反力梁與千斤頂之間安裝可隨墻體水平移動的滑動導軌，使得墻體在試驗過程中其豎向荷載作用位置始終不變.在加載梁腹板兩側設置滾動輪式側向支撐，防止墻體發生平面外傾覆.墻體與加載梁和底座通過間距為100 mm的雙排ST5.5自攻螺釘鎖緊.底座與地面通過地錨螺栓緊固連接，且底座兩端設有千斤頂，以保證試驗中底座不發生滑移.

1.3 測點布置

為測試試件和加載裝置的位移和變形，共布置9個位移計，如圖3所示.為掌握試件的受力情況，在立柱、橫撐、斜撐以及竹木碳纖維板表面上均設有應變片，應變片的詳細布置如圖4所示.為方便試驗現象描述，對骨架和墻面板進行編號分區.

圖2 加載裝置Fig.2 Loading device

圖3 位移計布置Fig.3 Displacement gauge arrangement

圖4 應變片布置Fig.4 Strain gauge arrangement

1.4 加載制度

通過MTS電液伺服作動器全程采用位移控制法對試件進行低周往復加載，加載制度如圖5所示.骨架試件SW的初始加載位移為4 mm，并以4 mm的位移增量逐級加載，每級循環兩圈，直至試件破壞.經試驗后發現冷彎薄壁型鋼墻體在加載前期就表現出明顯的非線性特征，故取覆板試件CW的初始加載位移為1 mm，并以1 mm的位移增量加載至4 mm，此后以每級4 mm的位移增量進行加載，由于覆板試件CW在荷載下降后仍能保持較為穩定的承載能力，后期以8 mm、12 mm、16 mm、20 mm的位移增量進行加載.加載位移在20 mm之前的每級循環兩圈，在20 mm之后的每級循環三圈.

圖5 加載制度Fig.5 Loading system

1.5 材性特征

冷彎薄壁型鋼材性試樣取自C型桿件與U型桿件的腹板部分，竹木碳纖維板材性試樣選取板材縱橫兩個方向.每組制作3個標準試樣[14-15]，試驗結果均值見表1和表2.

表1 冷彎薄壁型鋼材性特征Tab.1 Properties of cold formed thin walled steel

表2 竹木碳纖維板材性特征Tab.2 Properties of bamboo wood carboon fiber board

由表2可得，竹木碳纖維板縱向與橫向的力學性能相差很小，屬于各向同性板材.

2 試驗現象

2.1 骨架試件SW

水平位移加載至12 mm時，墻體發出輕微的“哐哐”聲，下部斜撐與下導軌、橫撐連接處螺釘開始松動、傾斜.水平位移加載至24 mm時，下導軌翼緣觀察到局部屈曲，在下導軌與斜撐連接處屈曲尤為明顯，下部節點板產生局部屈曲，邊立柱發生較明顯的彎折，12、15區格內斜撐出現局部屈曲.水平位移加載至32 mm時，12、15區格內斜撐與下導軌連接處螺釘發生剪切破壞.水平位移加載至40 mm時，墻體發出劇烈的“嘣嘣”聲，下部斜撐與下導軌連接處螺釘陸續失效.骨架試件SW試驗現象見圖6.

2.2 覆板試件CW

水平位移加載至8 mm時，骨架內各桿件間產生摩擦，墻體發出輕微的“哐哐”聲.水平位移加載至16 mm時，01、03墻面板角部螺釘開始松動，周邊螺釘逐漸陷入墻面板內，螺釘孔壁周圍相繼出現裂縫并持續發展，直至墻面板壓潰脫落.水平位移加載至24 mm時，01、02、03墻面板底部向面外鼓出，相鄰墻面板間擠壓發生明顯錯動.水平位移加載至32 mm，墻面板周邊大部分螺釘連接失效，中部螺釘變形小，墻面板未發生整體脫落.水平位移加載至40 mm，墻體發出“嘣嘣”響聲，推斷為骨架內部螺釘發生剪切破壞.水平位移加載至68 mm，邊立柱發生彎扭屈曲，腹板鼓出，翼緣屈曲.水平位移加載至116 mm，邊立柱中部腹板嚴重屈曲.

試驗結束后拆除竹木碳纖維板，對內部骨架進行觀察.立柱產生彎扭屈曲，底部和中部屈曲尤其嚴重.12～15區格內斜撐彎扭屈曲顯著，與下導軌連接處螺釘被剪斷.下導軌、橫撐發生局部屈曲，節點板發生局部屈曲.覆板試件CW試驗現象見圖7.

與骨架試件SW相比，覆板試件CW內部冷彎薄壁型鋼桿件變形更加顯著，材料力學性能發揮更加充分.

圖7 覆板試件CW試驗現象Fig.7 Main deformation of panel specimen CW

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

在循環荷載作用下，骨架試件SW和覆板試件CW的滯回曲線如圖8所示.

對于骨架試件SW，加載初期就表現出較為明顯的非線性特征，各連接節點處自攻螺釘開始變形，螺釘與骨架間相互擠壓產生孔壁張合導致“捏攏”現象出現，卸載到零時出現殘余變形，滯回曲線呈反S形.隨著加載位移的增大，螺釘由于反復擠壓造成累積損傷，剛性斜撐、下導軌和立柱均發生較為明顯的局部屈曲，滯回曲線向Z形發展，滑移現象明顯(在自攻螺釘與骨架產生的孔壁張合中，螺釘與骨架連接縫隙出現受力滯后)，各連接節點的螺釘持續變形，直至螺釘被剪斷，螺釘破壞集中于剛性斜撐與下導軌連接處.

對于覆板試件CW，當加載位移較小時，試件處于彈性階段，整體性能良好.隨著加載位移的增大，試件進入彈塑性階段，滯回曲線逐漸呈弓形，由于墻面板的變形和螺釘周邊裂縫的產生，卸載到零時出現殘余變形，自攻螺釘與墻面板、骨架間擠壓產生孔壁張合以及墻面板接縫的張合導致滯回曲線出現“捏攏”現象.伴隨著螺釘的變形和墻面板上裂縫的發展，滯回曲線逐漸向反S形過渡.由于墻面板周邊螺釘及內部骨架螺釘的累積損傷，下導軌與剛性橫撐的局部屈曲，立柱、剛性斜撐的彎扭屈曲，試件進入塑性階段，滯回曲線向Z形發展，滑移現象明顯.

二者的滯回曲線均呈現出明顯的Z形，滑移現象顯著，歸結原因為：(1)各冷彎薄壁型鋼桿件均是通過自攻螺釘完成連接，節點連接處較為薄弱，在循環荷載作用下，各桿件之間持續發生摩擦，螺釘累積損傷，螺釘孔逐漸變大，在自攻螺釘與骨架產生的孔壁張合中，螺釘與骨架連接縫隙出現明顯的受力滯后現象；(2)伴隨著墻面板與骨架的連接螺釘逐漸嵌入墻面板并陸續發生剪切破壞，導致墻面板發生局部承壓破壞，并且在循環荷載作用下與骨架之間產生相對滑動；(3)在剛性斜撐與下導軌、剛性橫撐連接處螺釘陸續發生剪切破壞，屬于脆性破壞，導致試件在達到峰值荷載后，承載力和剛度發生大幅度下降.

圖8 試件滯回曲線Fig.8 Hysteretic curve of specimen

3.2 骨架曲線

根據滯回曲線每一加載級第一循環圈的峰值點所連成的包絡線[16]，即得到試件的P-Δ骨架曲線，如圖9所示.在加載試驗初期，冷彎薄壁型鋼墻體骨架曲線就表現出鮮明的非線性特征，無顯著屈服點，根據《建筑抗震試驗方法規程》規定，可通過能量等效面積法確定屈服荷載Py及屈服位移Δy[16].破壞荷載Pu及相應位移Δu取自峰值荷載出現后，荷載下降至85%時對應的荷載與位移.將峰值荷載Pmax除以墻體長度L得到抗剪強度Ps，國內外規范多以此作為設計依據，墻體承載力特征值見表3.

圖9 試件骨架曲線Fig.9 Skeleton curve of specimen

圖10 累計耗能對比Fig.10 Comparison of cumulative energy consumption

由圖9可見，在試件達到峰值荷載后，骨架曲線發生突變.這是由于剛性斜撐與下導軌翼緣僅通過2顆自攻螺釘連接，該處連接薄弱，當荷載達到峰值時，該處連接螺釘驟然崩裂，此時斜撐上端鎖緊，而下端失去約束，無法繼續承受如此大的荷載，加上該處受力較大，致使荷載急劇下降，該處的破壞也導致了變形的增大.循環加載造成的螺釘累積損傷使得竹木碳纖維板產生開裂、相互擠壓等局部承壓破壞，墻體發生內力重分配.

表3 主要試驗結果Tab.3 Main test results

由表3數據可得，剛性支撐冷彎薄壁型鋼骨架墻體與交叉支撐冷彎薄壁型鋼骨架墻體相比，屈服強度提升了62%到110%，抗剪強度提升了12%到39%，抗側剛度提升了117%.剛性支撐的設置增強了墻體的抗側剛度和抗剪性能.覆竹木碳纖維板墻體與覆石膏板+帶肋鋼板墻體及覆石膏板+OSB板墻體相比，屈服強度增加了122%到156%，抗剪強度增加了43%到67%，抗側剛度增加了98%到123%.

與骨架試件SW相比，覆板試件CW的各項抗震性能指標得到顯著增強，抗剪強度提高70%，抗側剛度提高88%.盡管竹木碳纖維板周邊多數螺釘連接失效，但內部螺釘仍然維持著竹木碳纖維板與骨架的緊密連接，竹木碳纖維板對骨架一直發揮著支撐作用，有效限制了骨架的平面外變形，墻體的整體性加強.

3.3 延性及耗能性能

位移延性系數μ為墻體極限位移Δu與屈服位移Δy的比值[16].由表3可得，骨架試件SW延性系數為1.68，覆板試件CW延性系數為1.83，延性性能一般.

能量耗散系數和累計耗能是衡量構件耗能性能優劣的重要指標.取荷載達到峰值時的滯回環，由公式E=滯回環S(ABC+CDA)/三角形S(OBE+ODF)計算得到能量耗散系數E[16]，具體數值見表3.試件的累計耗能為依次累加每級第一圈滯回環面積計算所得，用ΣE1表示，滯回曲線包絡的面積越大，試件能量的耗散越多.冷彎薄壁型鋼墻體通過各部件之間的摩擦變形來進行能量耗散.圖10給出了骨架試件SW與覆板試件CW的累計耗能對比，隨著加載位移的增加，試件的累計耗能逐漸增加.在同級位移48 mm下，骨架試件SW累計耗能ΣE1為8.01 kN·m，覆板試件CW累計耗能為15.13 kN·m，覆板試件CW累計耗能能力約比骨架試件SW提升89%.從最終累計耗能來看，覆板試件CW達到35.59 kN·m，約比骨架試件SW提升344%.竹木碳纖維板為內部骨架提供了有利的支撐，防止其過早屈曲，覆板試件CW的承載能力和變形能力都要明顯優于骨架試件SW.與骨架試件SW相比，覆板試件CW延性和耗能能力都得到提高，其中延性系數提高9%，能量耗散系數提高34%，覆竹木碳纖維板冷彎薄壁型鋼墻體適合應用于抗震工程中.

3.4 剛度退化

抗側剛度Kc取骨架曲線上1/300側移角處的割線剛度，具體數值見表3.試件的剛度退化曲線以墻體位移角θ為自變量，割線剛度K為因變量.由圖11可得，試件剛度退化總體上較為穩定，未見剛度異常突變.對于骨架試件SW，剛度退化速率均勻，在加載后期，由于剛性斜撐與下導軌處的連接螺釘多數被剪斷，剛性斜撐與下導軌出現滑移，試件剛度急劇下降.對于覆板試件CW，在加載初期，竹木碳纖維板底部開始慢慢向外鼓出，周邊多數螺釘內陷于板內，墻面板上出現數條裂縫并持續開展，竹木碳纖維板對骨架的支撐作用逐漸減弱，致使試件剛度退化速率較快，表明墻體在加載初期結構非線性特征表現明顯.加載至40 mm時，竹木碳纖維板周邊多數螺釘已失效，墻面板間相互擠壓，并發出劇烈“嘣嘣”聲，推斷是骨架內剛性斜撐與下導軌連接螺釘螺釘斷裂，導致試件剛度大幅下降.盡管墻面板周邊多數螺釘連接失效，但由于內部的螺釘變形較小，墻面板未發生整體脫落，整體性一直維持較好，對內部骨架仍然保持較強的支撐作用，剛度退化保持平緩.

圖11 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curve

3.5 強度退化

試件的強度退化用強度退化系數λ表示，即同一級位移加載下第二次循環與第一次循環峰值荷載的比值[16].如圖12所示，取墻體側移角θ為自變量，骨架試件SW與覆板試件CW的強度退化系數λ均在0.6 ～ 1.1之間波動，其中絕大多數時候處于0.8 ～ 1.1之間，強度退化較穩定，由于剛性斜撐與下導軌連接螺釘被剪斷，部分強度退化系數降至0.8以下.

圖12 強度退化曲線Fig.13 Strength degradation curve

3.6 應變分析

由圖13、圖14的應變數據可知，剛性斜撐的應變反應較大，剛性橫撐次之，立柱最小.剛性橫撐與剛性斜撐的設置，減小了立柱的變形，優化了結構受力，豎向荷載由立柱與剛性斜撐承擔，水平荷載由剛性橫撐、剛性斜撐與立柱共同承擔，顯著增強了墻體的抗側剛度和抗剪承載力.

由于竹木碳纖維板的支撐，覆板試件CW內部骨架的應變反應明顯大于骨架試件SW，說明竹木碳纖維板的支撐增強了冷彎薄壁型鋼骨架內各桿件的變形能力，材料得到了充分利用.竹木碳纖維板的應變反應較大，表明竹木碳纖維板在試驗中通過相互擠壓等變形承擔了部分水平荷載，對于墻體抗剪承載力的增大有顯著幫助.

試件底部應變較大，頂部應變較小，下導軌往往產生較大的局部屈曲.邊立柱應變較大，中間立柱應變較小，邊立柱往往發生較大的彎扭變形.建議通過加大截面尺寸、加大鋼材厚度等措施，以防止下導軌和邊立柱等受力較大的部位過早屈曲，并充分發揮材料性能.

圖13 骨架試件SW荷載-應變曲線Fig.10 Load-strain curve of skeleton specimen SW

圖14 覆板試件CW荷載-應變曲線Fig.11 Load-strain curve of panel specimen CW

4 結論

通過對冷彎薄壁型鋼骨架墻體和覆竹木碳纖維板冷彎薄壁型鋼墻體在低周往復加載作用下的試驗研究，得到以下幾點結論：

(1)冷彎薄壁型鋼骨架墻體的主要破壞模式為下部剛性斜撐與下導軌連接螺釘剪切破壞，下導軌、邊立柱翼緣局部屈曲.覆竹木碳纖維板冷彎薄壁型鋼墻體的主要破壞模式為墻面板承壓破壞，墻面板與骨架連接螺釘剪切破壞，立柱、剛性斜撐彎扭屈曲，下導軌、剛性橫撐局部屈曲.

(2)竹木碳纖維板增強了骨架的變形能力，并通過相互擠壓等變形來分擔受力，提高了墻體的抗震性能，其中抗剪強度越比骨架墻體提高72%，抗側剛度提高128%，耗能能力提高344%，在結構設計中應當考慮墻面板對骨架的支撐加強作用.但墻面板接縫處是冷彎薄壁型鋼墻體抗震性能的一個薄弱環節，建議對接縫密封處理的施工工藝展開研究.

(3)剛性斜撐的應變反應較大，剛性橫撐次之，立柱較小.剛性支撐的設置可減小立柱變形，優化結構受力，提高墻體整體性，增強抗側剛度、承載能力和耗能能力.現有工程中剛性斜撐與下導軌、剛性橫撐連接處較薄弱，下導軌與剛性橫撐兩側翼緣發生屈曲較早，建議在該類連接處采取有效方法加強連接.