葉 露，王宇航，石 宇，羅 偉，孔維博

(1. 重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400045；2. 中國(guó)船舶重工集團(tuán)海裝風(fēng)電股份有限公司，重慶 400045)

鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)是20 世紀(jì)70 年代發(fā)展起來(lái)的一種新型抗側(cè)力結(jié)構(gòu)體系，由內(nèi)嵌鋼板及邊緣框架組成，且具有良好的塑性和變形能力以及穩(wěn)定的滯回性能，是一種優(yōu)越的抗震耗能構(gòu)件[1 ? 6]。帶縫鋼板剪力墻是鋼板剪力墻的形式之一，最早由日本九州大學(xué)教授Hitaka 等提出[7 ? 9]。帶縫鋼板剪力墻較普通鋼板剪力墻而言，其具有更好的延性、彈性剛度和承載力可調(diào)等優(yōu)點(diǎn),是一種理想的抗側(cè)力構(gòu)件[6, 9 ? 13]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)開(kāi)縫鋼板剪力墻進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究和數(shù)值分析。已有的研究結(jié)果表明：開(kāi)豎縫鋼板剪力墻通過(guò)改變結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)，能減輕結(jié)構(gòu)強(qiáng)度退化程度和提高結(jié)構(gòu)耗能能力[7 ? 8, 10 ? 11]；框 架 和 帶 縫 鋼 板 協(xié) 同 工 作 性 能 優(yōu)越，開(kāi)縫鋼板先于框架屈服且具有足夠的變形能力可保證框架-帶縫鋼板剪力墻足夠的耗能能力[9]。Khatamirad 等[8]通過(guò)試驗(yàn)研究指出開(kāi)縫鋼板墻依靠縫隙末端形成塑性鉸鏈以耗散能量，并提出開(kāi)縫鋼板不同豎縫形狀和邊緣加勁肋形式。王萌等[10]指出為了提高薄鋼板剪力墻的抗震性能，一方面可采取“強(qiáng)框架、弱墻板”的設(shè)計(jì)理念，一方面可通過(guò)設(shè)置加勁肋約束鋼板的平面外變形的方式來(lái)加以實(shí)現(xiàn)。蔣路等[12 ? 13]對(duì)足尺帶縫鋼板剪力墻進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究，指出試件有良好的變形和耗能能力，并且在位移角達(dá)到1/50 時(shí)承載力無(wú)明顯退化，但厚度更薄的試件滯回曲線捏縮現(xiàn)象更明顯。

傳統(tǒng)適用于低層和多層冷彎薄壁型鋼建筑的冷彎薄壁型鋼框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)受力機(jī)制如圖1(a)所示。內(nèi)鋼板屈曲后形成拉力帶與型鋼框架共同抵抗水平荷載以及耗能，因此具有承載力高和延性好等優(yōu)點(diǎn)[14 ? 17]，但內(nèi)鋼板屈曲后出現(xiàn)“呼吸效應(yīng)”造成較大的震顫聲，同時(shí)形成的拉力帶會(huì)對(duì)框架柱產(chǎn)生較大的側(cè)向拉力，從而造成框架柱端部嚴(yán)重的撕裂破壞[18?20]，如圖1(b)所示。針對(duì)這種情況，本文作者提出一種冷彎薄壁型鋼框架-開(kāi)縫鋼板剪力墻(Cold-formed steel Framed Shear Wall with Slits，簡(jiǎn)稱CFS-WS)結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)依靠豎縫間鋼板扭轉(zhuǎn)變形和型鋼框架變形來(lái)共同抵抗水平荷載和耗能，同時(shí)內(nèi)鋼板上的豎縫阻斷了拉力帶的形成，大大降低了內(nèi)鋼板對(duì)框架柱的側(cè)向拉力，有效避免結(jié)構(gòu)框架柱撕裂。本文對(duì)4 面鋼板厚0.8 mm 的CFS-WS 開(kāi)展了試驗(yàn)研究，并且對(duì)其中3 面CFS-WS 設(shè)置加勁肋約束開(kāi)縫鋼板變形，研究CFS-WS 在水平低周往復(fù)荷載作用下的滯回曲線、骨架曲線和耗能能力等力學(xué)特性，為以后的CFS-WS 試驗(yàn)研究、數(shù)值分析和工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

圖1 冷彎薄壁型鋼框架-鋼板剪力墻Fig. 1 Cold-formed steel framed shear wall

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文一共對(duì)4 面CFS-WS 試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)。CFS-WS 試件整體尺寸為高2400 mm，寬1210 mm，試件高寬比為2∶1；采用的構(gòu)件包括冷彎薄壁型鋼梁和柱、開(kāi)縫鋼板、加勁肋、梁柱連接件、“π”形加勁肋連接件、柱腳抗拔連接件，構(gòu)件的截面尺寸和示意圖如圖2 所示。CFSWS 試件框架梁采用長(zhǎng)為800 mm 的雙拼卷邊“L”形冷彎薄壁型鋼梁；框架柱采用長(zhǎng)為2400 mm的雙拼帽形冷彎薄壁型鋼柱；開(kāi)縫鋼板厚度為0.8 mm，豎縫尺寸為900 mm×10 mm，豎縫兩端做倒角處理成半圓形，豎縫間鋼板的高寬比為10，寬厚比為112.5；加勁肋采用長(zhǎng)為800 mm 的卷邊帽形冷彎薄壁型鋼。

圖2 CFS-WS 試件構(gòu)件尺寸 /mm Fig. 2 Geometric dimensions of CFS-WS specimens

本次試驗(yàn)試件編號(hào)為CFS-WS-1～CFS-WS-4。其中試件CFS-WS-1 為未加勁CFS-WS，試件CFSWS-2 為在試件CFS-WS-1 的基礎(chǔ)上對(duì)縫間鋼板兩端進(jìn)行加勁約束的加勁CFS-WS，試件CFS-WS-3為在試件CFS-WS-2 的基礎(chǔ)上對(duì)縫間鋼板中部進(jìn)行加勁約束的加勁CFS-WS，試件CFS-WS-4 為在試件CFS-WS-3 的基礎(chǔ)上用加勁肋連接件將加勁肋和冷彎薄壁型鋼梁柱連接成鋼框架的加勁CFSWS。試件CFS-WS-4 的整體示意圖如圖3 所示。

圖3 試件CFS-WS-4 立面圖 /mm Fig. 3 Elevation of CFS-WS-4

本次試驗(yàn)厚0.8 mm 的開(kāi)縫鋼板和厚1.5 mm的卷邊帽形冷彎薄壁型鋼加勁肋的鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q235，其余2.5 mm 厚的卷邊“L”形冷彎薄壁型鋼梁、帽形冷彎薄壁型鋼柱、梁柱連接件和加勁肋連接件均由同一批鋼材加工制作而成，鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q345。

根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1?2010)[21]中規(guī)定的試驗(yàn)方法制作板狀試樣如圖4 所示，試樣實(shí)測(cè)得屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度如表1 所示。

圖4 鋼材材性試驗(yàn)Fig. 4 Material properties test of steel

1.2 加載裝置

本試驗(yàn)加載裝置如圖5 所示，水平加載裝置為MTS 系統(tǒng)水平作動(dòng)器，作動(dòng)器通過(guò)球鉸與加載梁相連，試件通過(guò)螺栓與加載梁和地梁相連，地梁用錨桿固定于地板上。側(cè)向支撐固定于立柱上，在每個(gè)側(cè)向支撐上安裝有2 個(gè)支撐滾輪頂在加載梁側(cè)面，以防止試驗(yàn)時(shí)鋼板墻平面外失穩(wěn)。

表1 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Test result of material properties of steel

圖5 加載裝置Fig. 5 Test set up

1.3 量測(cè)方案

本次試驗(yàn)采用《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ 227?2011)[22]中規(guī)定的墻體抗剪試驗(yàn)方法。本試驗(yàn)共使用8 個(gè)位移計(jì)，位移計(jì)編號(hào)分別為D1～D8，位移計(jì)的布置如圖6 所示。其中位移計(jì)D1 和D2 用于測(cè)量墻體頂部的水平位移；位移計(jì)D3 和D8 用于測(cè)量墻體在水平方向的剛體位移；位移計(jì)D4、D5、D6 和D7 用于測(cè)量墻體在平面內(nèi)的剛體轉(zhuǎn)動(dòng)位移。

圖6 量測(cè)方案Fig. 6 Measurement scheme

試驗(yàn)中測(cè)得的墻體頂部位移δ0由三部分組成：一部分是墻體相對(duì)于地梁和加載梁滑移產(chǎn)生的位移δl；第二部分是墻體轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的頂部位移δ?；第三部分是墻體實(shí)際的剪切變形Δ。墻體在水平荷載作用下實(shí)際剪切變形產(chǎn)生的頂點(diǎn)位移為：

1.4 加載制度

本試驗(yàn)采用位移控制的循環(huán)加載，其加載制度如圖7 所示。在加載位移達(dá)到屈服位移之前，每級(jí)加載位移增量為3 mm，每級(jí)循環(huán)1 次；在加載位移達(dá)到屈服位移之后，以一倍屈服位移為每級(jí)加載位移增量，此時(shí)每級(jí)循環(huán)3 次，直至試件破壞或試件荷載下降至峰值荷載的85%停止加載。

圖7 加載制度Fig. 7 Loading scheme

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

所有CFS-WS 試件在整個(gè)擬靜力加載試驗(yàn)過(guò)程中沒(méi)有出現(xiàn)“呼吸”效應(yīng)和震顫聲，其典型的試驗(yàn)現(xiàn)象為：在加載初期，試件處于彈性階段，試件荷載隨位移增長(zhǎng)較快，此時(shí)試驗(yàn)現(xiàn)象主要為豎縫間鋼板扭轉(zhuǎn)變形，局部鋼板鼓曲變形；隨著加載位移的增大，試件逐漸進(jìn)入彈塑性階段，試件荷載隨位移增長(zhǎng)速率降低，此時(shí)試驗(yàn)現(xiàn)象主要為豎縫間鋼板端部嚴(yán)重扭轉(zhuǎn)變形；隨著加載位移的繼續(xù)增大，試件進(jìn)入塑性階段，荷載達(dá)到峰值并開(kāi)始逐漸降低，此時(shí)試驗(yàn)現(xiàn)象主要為帽形柱端部屈曲，開(kāi)縫鋼板局部開(kāi)始撕裂；最后隨著試件塑性不斷發(fā)展，塑性損傷不斷累積，試件強(qiáng)度、剛度均不斷退化，試件荷載降低的速率也不斷增大，直至試件破壞，荷載降至峰值荷載的85%以下，此時(shí)試驗(yàn)現(xiàn)象主要為帽形柱端部屈曲加重，開(kāi)縫鋼板撕裂的長(zhǎng)度和豎縫間鋼板扭轉(zhuǎn)變形均達(dá)到峰值；試件卸載后帽形柱端部存在殘余屈曲變形和豎縫間鋼板存在殘余扭轉(zhuǎn)變形。

圖8 試件CFS-WS-1 破壞特征Fig. 8 Failure mode of CFS-WS-1

圖9 試件CFS-WS-2 破壞特征Fig. 9 Failure mode of CFS-WS-2

圖10 試件CFS-WS-3 破壞特征Fig. 10 Failure mode of CFS-WS-3

圖11 試件CFS-WS-4 破壞特征Fig. 11 Failure mode of CFS-WS-4

試件CFS-WS-1～CFS-WS-4 的擬靜力加載試驗(yàn)的試驗(yàn)現(xiàn)象如圖8～圖11 所示。試件CFS-WS-1在加載初期，由于靠近試件中部的豎縫間鋼板端部較靠近試件上、下端的面外約束更弱，故其扭轉(zhuǎn)變形更明顯；在試件破壞后，其豎縫間鋼板扭轉(zhuǎn)變形最為嚴(yán)重，開(kāi)縫鋼板最大撕裂長(zhǎng)度為100 mm，開(kāi)縫鋼板每排豎縫角部斜向鼓曲。試件CFS-WS-2和試件CFS-WS-3 破壞后，其豎縫間鋼板扭轉(zhuǎn)變形依次減輕且均低于試件CFS-WS-1，開(kāi)縫鋼板最大撕裂長(zhǎng)度分別為240 mm 和230 mm，開(kāi)縫鋼板撕裂較試件CFS-WS-1 嚴(yán)重是因?yàn)榧觿爬吆兔毙沃g的鋼板在循環(huán)荷載作用下反復(fù)受到擠壓和拉扯，故而導(dǎo)致其嚴(yán)重撕裂；試件CFS-WS-2 和CFS-WS-3 兩排豎縫間的鋼板大部無(wú)明顯變形現(xiàn)象，這是因?yàn)榧觿爬吖潭ㄓ陂_(kāi)縫鋼板上，水平剪力依靠加勁肋均勻地傳遞到每一條豎縫間鋼板上，豎縫間鋼板依靠扭轉(zhuǎn)變形承受剪力，而兩排豎縫間鋼板承受剪力較低。試件CFS-WS-4 在加載初期，兩排豎縫間鋼板出現(xiàn)多條剪切屈曲波，這是因?yàn)樵嚰胁夸摪逑喈?dāng)于四邊約束鋼板剪力墻，在水平荷載的作用下出現(xiàn)斜向拉力帶來(lái)抵抗剪力；隨著位移繼續(xù)加載，加勁肋連接件處螺栓開(kāi)始滑移，試件出現(xiàn)鋼材摩擦聲，此時(shí)試件滯回曲線的骨架曲線荷載增長(zhǎng)速率下降；與其余試件破壞后僅端柱內(nèi)側(cè)屈曲不同，試件CFS-WS-4 破壞后端柱內(nèi)側(cè)外側(cè)均全部屈曲，其豎縫間鋼板扭轉(zhuǎn)變形程度最輕，開(kāi)縫鋼板最大撕裂長(zhǎng)度最小，為100 mm，這是因?yàn)榧觿爬吲c帽形柱連接為一體增強(qiáng)了對(duì)豎縫間鋼板的約束和減輕了加勁肋和帽形柱間的鋼板反復(fù)受力變形。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 荷載-側(cè)移滯回曲線

試件CFS-WS-1～CFS-WS-4 的荷載-側(cè)移滯回曲線如圖12所示。在水平低周往復(fù)荷載作用下，所有試件的荷載-側(cè)移滯回曲線都存在明顯的捏縮現(xiàn)象。從圖12可以看出，在試件加載初期，試件的荷載-側(cè)移曲線呈現(xiàn)為飽滿的梭形，隨著加載位移的增加，荷載-側(cè)移曲線逐漸捏縮，最終試件的荷載-側(cè)移曲線發(fā)展為反“S”形或反“Z”形。這是由于：試件依靠開(kāi)縫鋼板豎縫間鋼板扭轉(zhuǎn)變形和鋼框架變形來(lái)承擔(dān)水平荷載，在水平低周往復(fù)荷載作用下，開(kāi)縫鋼板的豎縫間鋼板處于“扭轉(zhuǎn)-恢復(fù)-逆向扭轉(zhuǎn)”的狀態(tài)。試件的受力機(jī)制為：在加載初期，試件鋼框架和開(kāi)縫鋼板共同受力且均處于彈性階段，此時(shí)試件剛度最大；在加載后期，試件開(kāi)縫鋼板豎縫間鋼板和鋼框架陸續(xù)屈服，試件剛度逐漸降低，在豎縫間鋼板處于“恢復(fù)”狀態(tài)時(shí)，試件水平荷載主要由鋼框架承擔(dān)，在豎縫間鋼板處于“扭轉(zhuǎn)或逆向扭轉(zhuǎn)”狀態(tài)時(shí)，試件水平荷載由鋼框架和開(kāi)縫鋼板豎縫間鋼板共同承擔(dān)。

綜合圖12(a)～圖12(c)可以看出，試件CFSWS-1～CFS-WS-3 的荷載-側(cè)移滯回曲線的捏縮效應(yīng)逐漸減弱、荷載峰值逐漸增大、延性逐漸降低，說(shuō)明加勁肋可以有效約束豎縫間鋼板的面外扭轉(zhuǎn)變形以提高試件承載力和剛度，但是會(huì)削弱試件延性，而且豎縫間鋼板受到的約束越強(qiáng)，試件的承載力越高、剛度越強(qiáng)，試件的延性越低。

綜合圖12(c)和圖12(d)可以看出，試件CFSWS-4 較試件CFS-WS-3 而言，其荷載峰值更大、加載初期剛度更高、滯回曲線更為飽滿，這是由于試件CFS-WS-4 加勁肋與冷彎薄壁型鋼梁柱通過(guò)加勁肋連接件形成鋼框架共同承擔(dān)水平荷載，而且其對(duì)豎縫間鋼板的面外扭轉(zhuǎn)約束更強(qiáng)，同時(shí)抑制開(kāi)縫鋼板撕裂。

綜合圖12(a)～圖12(d)可以看出，試件CFS-WS-1～CFS-WS-4 的荷載-側(cè)移滯回曲線逐漸表現(xiàn)為由反“S”形到反“Z”形，其中試件CFS-WS-1 的滯回曲線表現(xiàn)為反“S”形，試件CFS-WS-4 的滯回曲線表現(xiàn)為反“Z”形。這是由于：從試件CFS-WS-1 到試件CFS-WS-4，其豎縫間鋼板受到的面外約束越來(lái)越強(qiáng)，這大大限制了豎縫間鋼板的面外扭轉(zhuǎn)變形，提高了試件剛度和強(qiáng)度，但降低了試件的延性，試件荷載達(dá)到峰值更晚且達(dá)到峰值后荷載下降更快。

圖12 荷載-側(cè)移滯回曲線Fig. 12 Load-displacement hysteresis curves

3.2 骨架曲線

對(duì)于沒(méi)有明顯屈服點(diǎn)的荷載-側(cè)移(P-Δ)曲線，屈服荷載Py按《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101?2015)[23]中規(guī)定：試件承受的極限荷載Pmax應(yīng)取試件承受荷載最大時(shí)相應(yīng)的荷載；試件破壞荷載Pu及極限變形Δu應(yīng)取試件在荷載下降至最大荷載的85%時(shí)的荷載和相應(yīng)變形；屈服荷載Py通過(guò)能量等效面積法確定。如圖13 所示，從原點(diǎn)O處作割線與過(guò)曲線頂點(diǎn)的水平線交于A點(diǎn)，同時(shí)讓①和②面積相等，過(guò)A點(diǎn)作垂線交曲線于B點(diǎn)，B點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載即為屈服荷載Py，對(duì)應(yīng)的位移即為屈服位移Δy。

圖13 能量等效面積法Fig. 13 Energy equivalent area method

試件CFS-WS-1～CFS-WS-4 的骨架曲線如圖14，試件骨架曲線特征點(diǎn)值見(jiàn)表2。

從圖14 和表2 可以看出，所有試件的骨架曲線趨勢(shì)相同，在試件達(dá)到屈服荷載之后，隨著位移的增加，試件承載力繼續(xù)小幅度增長(zhǎng)后下降，直至鋼板撕裂、端柱屈曲后試件承載力降至最大承載力的85%破壞，這說(shuō)明開(kāi)縫鋼板墻具有良好的承載性能，在試件屈服后具有較高的安全儲(chǔ)備。

圖14 骨架曲線Fig. 14 Skeleton curves

試件CFS-WS-1～CFS-WS-3 在荷載達(dá)到峰值后下降的速率依次增大但均小于試件CFS-WS-4，同時(shí)試件CFS-WS-1～CFS-WS-3 在荷載達(dá)到峰值后端柱內(nèi)側(cè)屈曲的嚴(yán)重程度依次增加但輕于試件CFS-WS-4 的端柱內(nèi)外側(cè)均屈曲；這表明試件CFS-WS-1～CFS-WS-3 在達(dá)到荷載峰值之后承載力未顯著下降主要是型鋼框架的作用，型鋼框架帽形柱端部?jī)H局部區(qū)域屈曲，還能繼續(xù)承受荷載，而當(dāng)帽形柱外側(cè)也屈曲之后，此時(shí)帽形柱端部相當(dāng)于一個(gè)塑性鉸，試件承載力快速下降。

表2 骨架曲線特征點(diǎn)值Table 2 Characteristic points of Skeleton curve

由表2 可知，試件CFS-WS-2、CFS-WS-3 與試件CFS-WS-1 相比，其荷載峰值分別提高11.08%、28.80%，荷載屈服值分別提高8.39%、25.09%，延性系數(shù)分別下降28.50%、29.80%；這說(shuō)明對(duì)開(kāi)縫鋼板增加加勁肋約束其平面外變形可以有效提高試件的承載力，改善試件的抗震性能，但是會(huì)削弱試件的延性，而增加加勁肋的數(shù)量以增強(qiáng)開(kāi)縫鋼板平面外約束和減小豎縫間鋼板的計(jì)算高度，可充分發(fā)揮豎縫間鋼板的承載力，有效提高試件承載力，但對(duì)試件延性的削弱略微增強(qiáng)。試件CFS-WS-4 與試件CFS-WS-3 相比，其荷載峰值提高13.01%，荷載屈服值提高13.26%，延性系數(shù)提高7.38%；這說(shuō)明通過(guò)加勁肋連接件使加勁肋和冷彎薄壁型鋼梁柱形成鋼框架共同受力，可以有效提高試件的承載力和延性，顯著改善試件的抗震性能。

由表2 可知，試件CFS-WS-1～ CFS-WS-4在達(dá)到極限狀態(tài)破壞時(shí)側(cè)移分別為174.92 mm、153.30 mm、156.32 mm、173.83 mm，對(duì)應(yīng)的層間位移角分別為1/14、1/16、1/16、1/14。所有試件的層間位移角均遠(yuǎn)大于《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011?2010)[24]中彈塑性層間位移角限值1/50，表明CFS-WS 結(jié)構(gòu)具有良好的抗震變形性能。

3.3 剛度退化

在水平低周往復(fù)荷載作用下，CFS-WS 試件的剛度隨著荷載循環(huán)圈數(shù)和位移增大而不斷降低，根據(jù)規(guī)范[23]，用割線剛度表示試件剛度，所有試件的剛度如圖15 所示。

圖15 剛度退化曲線Fig. 15 Stiffness degradation curves

從圖15 可以看出，所有試件的剛度退化曲線都很平滑，沒(méi)有突變。在加載初期，試件剛度退化得很快，隨著加載位移增加，試件剛度退化速率大幅度降低；在試件達(dá)到屈服之后，其剛度曲線斜率基本保持不變；在加載末期，試件剛度曲線接近于水平。試件CFS-WS-2 的剛度高于試件CFS-WS-1 但低于試件CFS-WS-3，這表明加勁肋通過(guò)約束豎縫間鋼板的平面外變形可以有效提高試件的抗側(cè)剛度，且增加加勁肋數(shù)量也能有效提高試件抗側(cè)剛度。試件CFS-WS-4 的初始剛度最高，約為試件CFS-WS-3 的2 倍，但其前期退化速率也最快，這表明加勁肋通過(guò)加勁肋連接件與冷彎薄壁型鋼梁柱形成鋼框架可以顯著提高試件剛度，但剛度快速退化，直至加勁肋連接件螺栓產(chǎn)生滑移之后，試件剛度退化速率減緩，試件CFS-WS-4 的剛度僅略高于其余試件。

3.4 承載力退化

承載力退化系數(shù)是衡量試件承載力隨荷載加載循環(huán)次數(shù)而降低的程度。所有CFS-WS 試件的承載力退化系數(shù)λ2和λ3分別如圖16(a)和圖16(b)所示，其中λ2、λ3分別表示在同一加載位移時(shí)，第2 次、第3 次循環(huán)荷載峰值與前一次循環(huán)荷載峰值的比值。

圖16 承載力退化系數(shù)曲線Fig. 16 Degradation curves of bearing capacity

從圖16 可以看出，所有試件的強(qiáng)度退化系數(shù)曲線均呈現(xiàn)出隨加載位移增大而降低的趨勢(shì)，但其強(qiáng)度退化系數(shù)均分布在0.92～1.0；這說(shuō)明CFS-WS試件加載后承載力退化平緩，試件抗剪承載力較穩(wěn)定，試件呈現(xiàn)出良好的塑性和延性。

3.5 耗能能力

試件的耗能能力以荷載-側(cè)移滯回曲線所圍成的面積來(lái)衡量。試件滯回曲線越飽滿，試件所耗散能量越多，等效黏滯阻尼系數(shù)越大。所有試件的耗散能量和等效黏滯阻尼系數(shù)分別見(jiàn)圖17(a)和圖17(b)。

從圖17(a)可以看出，所有試件的耗散能量-側(cè)移曲線均近似線性發(fā)展。在加載初期，試件還處于彈性階段，其耗散能量較低；隨著位移的增加，試件耗散能量穩(wěn)定較快增長(zhǎng)且增長(zhǎng)速率基本保持不變；直到加載末期，試件耗散能量仍不斷增長(zhǎng)但增長(zhǎng)速率略有降低。這實(shí)質(zhì)上是在加載末期，試件由于鋼板撕裂和帽形柱端部局部屈曲而導(dǎo)致其承載力下降，但試件依靠豎縫間鋼板和帽形柱端部塑性不斷發(fā)展而繼續(xù)耗能，試件滯回環(huán)面積繼續(xù)增加，因而在試件破壞時(shí)仍具有可觀的耗能能力。這表明CFS-WS 結(jié)構(gòu)具有很高的耗能儲(chǔ)備，且有著優(yōu)異的抗震性能。

圖17 耗能能力Fig. 17 Energy dissipation capacity

從圖17(a)和圖17(b)可以看出，試件CFS-WS-1到試件CFS-WS-4 耗散的能量和等效黏滯阻尼系數(shù)逐步提高。這表明給開(kāi)縫鋼板布置加勁肋和增加加勁肋數(shù)量均可以充分發(fā)揮豎縫間鋼板的耗能能力，大大提高試件的耗能能力且能有效削弱試件滯回曲線的捏縮效應(yīng)，改善試件的抗震性能；加勁肋和冷彎薄壁型鋼梁柱形成鋼框架共同受力可以進(jìn)一步提高試件耗能能力和減小試件滯回曲線捏縮效應(yīng)，有效增強(qiáng)試件抗震性能。

3.6 抗剪承載力設(shè)計(jì)值

本文將冷彎薄壁型鋼和開(kāi)縫鋼板墻結(jié)合起來(lái)進(jìn)行研究，但國(guó)內(nèi)外均缺乏對(duì)其抗剪承載力設(shè)計(jì)值和彈性抗側(cè)剛度值的規(guī)范依據(jù)，因此本文參考中國(guó)規(guī)范《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》(JGJ227?2011)[22]和美國(guó)規(guī)范《Standard for Cold-Formed Steel Framing-Prescriptive Method for One and Two Family Dwellings》(AISI S230-15)[25]進(jìn)行研究。

式中：S為水平地震作用下墻體的抗剪承載力設(shè)計(jì)值；Rk為墻體抗力標(biāo)準(zhǔn)值，根據(jù)規(guī)范[22]的規(guī)定，墻體抗力標(biāo)準(zhǔn)值Rk取水平低周反復(fù)加載的屈服荷載值Py；γ0為結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)，一般取1.0；γEh為水平地震作用分項(xiàng)系數(shù)，按《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011?2010)[24]取1.3；γRE為水平地震作用下墻體的抗力分項(xiàng)系數(shù)。

令式(2)和式(3)右邊相等，得在水平地震作用下墻體的抗力分項(xiàng)系數(shù)：

所有CFS-WS 試件按式(3)和式(4)計(jì)算得到水平地震作用下墻體的抗剪承載力設(shè)計(jì)值和抗力分項(xiàng)系數(shù)見(jiàn)表3。

表3 抗剪承載力設(shè)計(jì)值和彈性抗側(cè)剛度值Table 3 Shear capacity design values and elastic lateral stiffness values

彈性抗側(cè)剛度是評(píng)價(jià)冷彎薄壁型鋼框架-開(kāi)縫鋼板剪力墻抗震性能的關(guān)鍵指標(biāo)之一。規(guī)范[22]中給出：墻體的抗側(cè)剛度值可由1∶1 墻體模型試驗(yàn)的荷載-側(cè)移滯回曲線的骨架曲線確定。多遇地震作用下抗剪墻體的水平側(cè)向彈性變形限值取為1/300 層高，對(duì)于本文CFS-WS 試件，其水平側(cè)向彈性變形限值取8 mm，即試件彈性抗側(cè)剛度為骨架曲線位移為8 mm 時(shí)的割線剛度。所有CFS-WS試件的彈性抗側(cè)剛度見(jiàn)表3。

4 結(jié)論

本文開(kāi)展了1 面普通CFS-WS 和3 面加勁CFSWS 的擬靜力試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象和荷載-側(cè)移滯回曲線、剛度、承載力、耗能能力和抗剪承載力設(shè)計(jì)值進(jìn)行了分析，可以得出以下結(jié)論：

(1) CFS-WS 結(jié)構(gòu)是一種優(yōu)秀的抗震結(jié)構(gòu)，其具有兩道抗震防線：開(kāi)縫鋼板依靠豎縫間鋼板“扭轉(zhuǎn)-恢復(fù)-逆向扭轉(zhuǎn)”來(lái)抵抗水平荷載和耗散地震能量而先破壞，開(kāi)縫鋼板破壞后型鋼框架僅端部局部屈曲，仍具有穩(wěn)定的承載力和耗能能力；

(2) CFS-WS 結(jié)構(gòu)破壞時(shí)墻板先于框架破壞，符合“強(qiáng)框架、弱墻板”的抗震設(shè)計(jì)理念，同時(shí)具有較強(qiáng)的耗能能力和很高的耗能安全儲(chǔ)備；

(3) 布置加勁肋可有效約束豎縫間鋼板的平面外扭轉(zhuǎn)變形，增加加勁肋的數(shù)量可以減小豎縫間鋼板的計(jì)算長(zhǎng)度，并且進(jìn)一步增強(qiáng)對(duì)其的平面外扭轉(zhuǎn)變形約束，可充分發(fā)揮豎縫間鋼板的承載力和耗能能力，從而有效提高試件的承載力、抗側(cè)剛度和耗能能力，削弱荷載-側(cè)移曲線的捏縮效應(yīng)，改善試件的抗震性能；

(4) 使加勁肋和型鋼框架連接為整體，加勁肋既抑制開(kāi)縫鋼板撕裂又為豎縫間鋼板提供平面外扭轉(zhuǎn)變形約束，同時(shí)還參與共同抵抗水平荷載，可以充分發(fā)揮加勁肋的作用，顯著提高試件的承載力、抗側(cè)剛度和耗能能力，削弱荷載-側(cè)移曲線的捏縮效應(yīng)，但會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在達(dá)到峰值荷載后柱端出現(xiàn)塑性鉸，結(jié)構(gòu)承載力快速下降；

(5) CFS-WS 結(jié)構(gòu)具有較高的抗剪承載力和彈性抗側(cè)剛度，是一種優(yōu)秀的抗側(cè)力結(jié)構(gòu)，同時(shí)本文給出了不同加勁約束形式的CFS-WS 結(jié)構(gòu)抗剪承載力設(shè)計(jì)值和彈性抗側(cè)剛度值，可用于實(shí)際工程應(yīng)用中設(shè)計(jì)參考。