覆竹木碳纖維板冷彎薄壁型鋼墻體抗震性能試驗(yàn)研究

江忠畫，張 錚，陳篤海，胡鳳翔

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

作為冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)體系的關(guān)鍵受力構(gòu)件，冷彎薄壁型鋼墻體結(jié)構(gòu)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(dān)由樓面、屋面?zhèn)鬟f的豎向荷載以及風(fēng)荷載或地震作用產(chǎn)生的水平荷載[1-2].由于該類墻體桿件及連接數(shù)量繁多、受力復(fù)雜，且影響其抗震性能的因素眾多，如螺釘數(shù)量及位置、墻面板類型、桿件布置及截面、材料力學(xué)性能、墻體高寬比及開洞情況等，計(jì)算其承載能力尤為困難[3-7]，國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范對其抗剪承載力的計(jì)算也多是借鑒足尺試驗(yàn)數(shù)據(jù).因此，開展冷彎薄壁型鋼墻體抗震性能的試驗(yàn)研究，對該結(jié)構(gòu)體系的推廣應(yīng)用是至關(guān)重要的.

國內(nèi)眾多學(xué)者對冷彎薄壁型鋼墻體進(jìn)行足尺試驗(yàn)研究，論證了墻面板類型與墻體抗震性能的相關(guān)關(guān)系.郭鵬(2008)對帶肋鋼板墻體展開研究，結(jié)果表明該類墻體抗剪強(qiáng)度高，但易發(fā)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(jié)果還表明，雙面覆板墻體的抗震性能要優(yōu)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(xiàn)有種類的墻面覆板存在的環(huán)保、受力、造價等問題的考慮，近年來國內(nèi)企業(yè)自主研發(fā)新型板材作為替代.竹木碳纖維板是一種多功能裝配式結(jié)構(gòu)墻板，強(qiáng)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(shí)際工程中具有良好的應(yīng)用前景，如南平市農(nóng)業(yè)學(xué)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(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)，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(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)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(gòu)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(fù)拉壓作用，協(xié)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(cè)剛度和耗能能力[11-13]，故試驗(yàn)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(dǎo)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(shè)兩道剛性橫撐，橫撐腹板在立柱穿過的位置開設(shè)洞口，使立柱通長貫穿.在骨架每個區(qū)格內(nèi)均設(shè)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(dǎo)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(jié)點(diǎn)板通過自攻螺釘連接.鋼材采用Q235B鋼，立柱與剛性斜撐規(guī)格為C97×38×12×1.2 mm，上下導(dǎo)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(guī)格為2 440×1 220×9 mm的竹木碳纖維板進(jìn)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(shè)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(gòu)造Fig.1 Structure of cold-formed thin-walled steel wall

1.2 加載裝置

試驗(yàn)采用水平低周往復(fù)加載方式，全程采用位移控制進(jìn)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(jīng)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(diǎn)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(dǎo)軌，使得墻體在試驗(yàn)過程中其豎向荷載作用位置始終不變.在加載梁腹板兩側(cè)設(shè)置滾動輪式側(cè)向支撐，防止墻體發(fā)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(shè)有千斤頂，以保證試驗(yàn)中底座不發(fā)生滑移.

1.3 測點(diǎn)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(jì)，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(shè)有應(yīng)變片，應(yīng)變片的詳細(xì)布置如圖4所示.為方便試驗(yàn)現(xiàn)象描述，對骨架和墻面板進(jìn)行編號分區(qū).

圖2 加載裝置Fig.2 Loading device

圖3 位移計(jì)布置Fig.3 Displacement gauge arrangement

圖4 應(yīng)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(jìn)行低周往復(fù)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(huán)兩圈，直至試件破壞.經(jīng)試驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)冷彎薄壁型鋼墻體在加載前期就表現(xiàn)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(jìn)行加載，由于覆板試件CW在荷載下降后仍能保持較為穩(wěn)定的承載能力，后期以8 mm、12 mm、16 mm、20 mm的位移增量進(jìn)行加載.加載位移在20 mm之前的每級循環(huán)兩圈，在20 mm之后的每級循環(huán)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(biāo)準(zhǔn)試樣[14-15]，試驗(yàn)結(jié)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(xué)性能相差很小，屬于各向同性板材.

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 骨架試件SW

水平位移加載至12 mm時，墻體發(fā)出輕微的“哐哐”聲，下部斜撐與下導(dǎo)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(dǎo)軌翼緣觀察到局部屈曲，在下導(dǎo)軌與斜撐連接處屈曲尤為明顯，下部節(jié)點(diǎn)板產(chǎn)生局部屈曲，邊立柱發(fā)生較明顯的彎折，12、15區(qū)格內(nèi)斜撐出現(xiàn)局部屈曲.水平位移加載至32 mm時，12、15區(qū)格內(nèi)斜撐與下導(dǎo)軌連接處螺釘發(fā)生剪切破壞.水平位移加載至40 mm時，墻體發(fā)出劇烈的“嘣嘣”聲，下部斜撐與下導(dǎo)軌連接處螺釘陸續(xù)失效.骨架試件SW試驗(yàn)現(xiàn)象見圖6.

2.2 覆板試件CW

水平位移加載至8 mm時，骨架內(nèi)各桿件間產(chǎn)生摩擦，墻體發(fā)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(nèi)，螺釘孔壁周圍相繼出現(xiàn)裂縫并持續(xù)發(fā)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(fā)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(fā)生整體脫落.水平位移加載至40 mm，墻體發(fā)出“嘣嘣”響聲，推斷為骨架內(nèi)部螺釘發(fā)生剪切破壞.水平位移加載至68 mm，邊立柱發(fā)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(yán)重屈曲.

試驗(yàn)結(jié)束后拆除竹木碳纖維板，對內(nèi)部骨架進(jìn)行觀察.立柱產(chǎn)生彎扭屈曲，底部和中部屈曲尤其嚴(yán)重.12～15區(qū)格內(nèi)斜撐彎扭屈曲顯著，與下導(dǎo)軌連接處螺釘被剪斷.下導(dǎo)軌、橫撐發(fā)生局部屈曲，節(jié)點(diǎn)板發(fā)生局部屈曲.覆板試件CW試驗(yàn)現(xiàn)象見圖7.

與骨架試件SW相比，覆板試件CW內(nèi)部冷彎薄壁型鋼桿件變形更加顯著，材料力學(xué)性能發(fā)揮更加充分.

圖7 覆板試件CW試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.7 Main deformation of panel specimen CW

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

在循環(huán)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(xiàn)出較為明顯的非線性特征，各連接節(jié)點(diǎn)處自攻螺釘開始變形，螺釘與骨架間相互擠壓產(chǎn)生孔壁張合導(dǎo)致“捏攏”現(xiàn)象出現(xiàn)，卸載到零時出現(xiàn)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(fù)擠壓造成累積損傷，剛性斜撐、下導(dǎo)軌和立柱均發(fā)生較為明顯的局部屈曲，滯回曲線向Z形發(fā)展，滑移現(xiàn)象明顯(在自攻螺釘與骨架產(chǎn)生的孔壁張合中，螺釘與骨架連接縫隙出現(xiàn)受力滯后)，各連接節(jié)點(diǎn)的螺釘持續(xù)變形，直至螺釘被剪斷，螺釘破壞集中于剛性斜撐與下導(dǎo)軌連接處.

對于覆板試件CW，當(dāng)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(jìn)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(chǎn)生，卸載到零時出現(xiàn)殘余變形，自攻螺釘與墻面板、骨架間擠壓產(chǎn)生孔壁張合以及墻面板接縫的張合導(dǎo)致滯回曲線出現(xiàn)“捏攏”現(xiàn)象.伴隨著螺釘?shù)淖冃魏蛪γ姘迳狭芽p的發(fā)展，滯回曲線逐漸向反S形過渡.由于墻面板周邊螺釘及內(nèi)部骨架螺釘?shù)睦鄯e損傷，下導(dǎo)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(jìn)入塑性階段，滯回曲線向Z形發(fā)展，滑移現(xiàn)象明顯.

二者的滯回曲線均呈現(xiàn)出明顯的Z形，滑移現(xiàn)象顯著，歸結(jié)原因?yàn)椋?1)各冷彎薄壁型鋼桿件均是通過自攻螺釘完成連接，節(jié)點(diǎn)連接處較為薄弱，在循環(huán)荷載作用下，各桿件之間持續(xù)發(fā)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(chǎn)生的孔壁張合中，螺釘與骨架連接縫隙出現(xiàn)明顯的受力滯后現(xiàn)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(xù)發(fā)生剪切破壞，導(dǎo)致墻面板發(fā)生局部承壓破壞，并且在循環(huán)荷載作用下與骨架之間產(chǎn)生相對滑動；(3)在剛性斜撐與下導(dǎo)軌、剛性橫撐連接處螺釘陸續(xù)發(fā)生剪切破壞，屬于脆性破壞，導(dǎo)致試件在達(dá)到峰值荷載后，承載力和剛度發(fā)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(jù)滯回曲線每一加載級第一循環(huán)圈的峰值點(diǎn)所連成的包絡(luò)線[16]，即得到試件的P-Δ骨架曲線，如圖9所示.在加載試驗(yàn)初期，冷彎薄壁型鋼墻體骨架曲線就表現(xiàn)出鮮明的非線性特征，無顯著屈服點(diǎn)，根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》規(guī)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(yīng)位移Δu取自峰值荷載出現(xiàn)后，荷載下降至85%時對應(yīng)的荷載與位移.將峰值荷載Pmax除以墻體長度L得到抗剪強(qiáng)度Ps，國內(nèi)外規(guī)范多以此作為設(shè)計(jì)依據(jù)，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(jì)耗能對比Fig.10 Comparison of cumulative energy consumption

由圖9可見，在試件達(dá)到峰值荷載后，骨架曲線發(fā)生突變.這是由于剛性斜撐與下導(dǎo)軌翼緣僅通過2顆自攻螺釘連接，該處連接薄弱，當(dāng)荷載達(dá)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(xù)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(dǎo)致了變形的增大.循環(huán)加載造成的螺釘累積損傷使得竹木碳纖維板產(chǎn)生開裂、相互擠壓等局部承壓破壞，墻體發(fā)生內(nèi)力重分配.

表3 主要試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Main test results

由表3數(shù)據(jù)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(qiáng)度提升了62%到110%，抗剪強(qiáng)度提升了12%到39%，抗側(cè)剛度提升了117%.剛性支撐的設(shè)置增強(qiáng)了墻體的抗側(cè)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(qiáng)度增加了122%到156%，抗剪強(qiáng)度增加了43%到67%，抗側(cè)剛度增加了98%到123%.

與骨架試件SW相比，覆板試件CW的各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)得到顯著增強(qiáng)，抗剪強(qiáng)度提高70%，抗側(cè)剛度提高88%.盡管竹木碳纖維板周邊多數(shù)螺釘連接失效，但內(nèi)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(fā)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(qiáng).

3.3 延性及耗能性能

位移延性系數(shù)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(shù)為1.68，覆板試件CW延性系數(shù)為1.83，延性性能一般.

能量耗散系數(shù)和累計(jì)耗能是衡量構(gòu)件耗能性能優(yōu)劣的重要指標(biāo).取荷載達(dá)到峰值時的滯回環(huán)，由公式E=滯回環(huán)S(ABC+CDA)/三角形S(OBE+ODF)計(jì)算得到能量耗散系數(shù)E[16]，具體數(shù)值見表3.試件的累計(jì)耗能為依次累加每級第一圈滯回環(huán)面積計(jì)算所得，用ΣE1表示，滯回曲線包絡(luò)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(jìn)行能量耗散.圖10給出了骨架試件SW與覆板試件CW的累計(jì)耗能對比，隨著加載位移的增加，試件的累計(jì)耗能逐漸增加.在同級位移48 mm下，骨架試件SW累計(jì)耗能ΣE1為8.01 kN·m，覆板試件CW累計(jì)耗能為15.13 kN·m，覆板試件CW累計(jì)耗能能力約比骨架試件SW提升89%.從最終累計(jì)耗能來看，覆板試件CW達(dá)到35.59 kN·m，約比骨架試件SW提升344%.竹木碳纖維板為內(nèi)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(yōu)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(shù)提高9%，能量耗散系數(shù)提高34%，覆竹木碳纖維板冷彎薄壁型鋼墻體適合應(yīng)用于抗震工程中.

3.4 剛度退化

抗側(cè)剛度Kc取骨架曲線上1/300側(cè)移角處的割線剛度，具體數(shù)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(wěn)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(dǎo)軌處的連接螺釘多數(shù)被剪斷，剛性斜撐與下導(dǎo)軌出現(xiàn)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(shù)螺釘內(nèi)陷于板內(nèi)，墻面板上出現(xiàn)數(shù)條裂縫并持續(xù)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(jié)構(gòu)非線性特征表現(xiàn)明顯.加載至40 mm時，竹木碳纖維板周邊多數(shù)螺釘已失效，墻面板間相互擠壓，并發(fā)出劇烈“嘣嘣”聲，推斷是骨架內(nèi)剛性斜撐與下導(dǎo)軌連接螺釘螺釘斷裂，導(dǎo)致試件剛度大幅下降.盡管墻面板周邊多數(shù)螺釘連接失效，但由于內(nèi)部的螺釘變形較小，墻面板未發(fā)生整體脫落，整體性一直維持較好，對內(nèi)部骨架仍然保持較強(qiáng)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(qiáng)度退化

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

圖12 強(qiáng)度退化曲線Fig.13 Strength degradation curve

3.6 應(yīng)變分析

由圖13、圖14的應(yīng)變數(shù)據(jù)可知，剛性斜撐的應(yīng)變反應(yīng)較大，剛性橫撐次之，立柱最小.剛性橫撐與剛性斜撐的設(shè)置，減小了立柱的變形，優(yōu)化了結(jié)構(gòu)受力，豎向荷載由立柱與剛性斜撐承擔(dān)，水平荷載由剛性橫撐、剛性斜撐與立柱共同承擔(dān)，顯著增強(qiáng)了墻體的抗側(cè)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(nèi)部骨架的應(yīng)變反應(yīng)明顯大于骨架試件SW，說明竹木碳纖維板的支撐增強(qiáng)了冷彎薄壁型鋼骨架內(nèi)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(yīng)變反應(yīng)較大，表明竹木碳纖維板在試驗(yàn)中通過相互擠壓等變形承擔(dān)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(yīng)變較大，頂部應(yīng)變較小，下導(dǎo)軌往往產(chǎn)生較大的局部屈曲.邊立柱應(yīng)變較大，中間立柱應(yīng)變較小，邊立柱往往發(fā)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(dǎo)軌和邊立柱等受力較大的部位過早屈曲，并充分發(fā)揮材料性能.

圖13 骨架試件SW荷載-應(yīng)變曲線Fig.10 Load-strain curve of skeleton specimen SW

圖14 覆板試件CW荷載-應(yīng)變曲線Fig.11 Load-strain curve of panel specimen CW

4 結(jié)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(fù)加載作用下的試驗(yàn)研究，得到以下幾點(diǎn)結(jié)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(dǎo)軌連接螺釘剪切破壞，下導(dǎo)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(dǎo)軌、剛性橫撐局部屈曲.

(2)竹木碳纖維板增強(qiáng)了骨架的變形能力，并通過相互擠壓等變形來分擔(dān)受力，提高了墻體的抗震性能，其中抗剪強(qiáng)度越比骨架墻體提高72%，抗側(cè)剛度提高128%，耗能能力提高344%，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中應(yīng)當(dāng)考慮墻面板對骨架的支撐加強(qiáng)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(huán)節(jié)，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(yīng)變反應(yīng)較大，剛性橫撐次之，立柱較小.剛性支撐的設(shè)置可減小立柱變形，優(yōu)化結(jié)構(gòu)受力，提高墻體整體性，增強(qiáng)抗側(cè)剛度、承載能力和耗能能力.現(xiàn)有工程中剛性斜撐與下導(dǎo)軌、剛性橫撐連接處較薄弱，下導(dǎo)軌與剛性橫撐兩側(cè)翼緣發(fā)生屈曲較早，建議在該類連接處采取有效方法加強(qiáng)連接.