三類鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)試驗研究

1、建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報󰀁JournalofBuildingStructures文章編號:1000󰀂6869(2011)01󰀂0017󰀂13第32卷第1期2011年1月Vol󰀁32No󰀁1Jan󰀁2011002三類鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)試驗研究郭彥林,周󰀁明,董全利,王小安(清華大學(xué)土木工程系,北京100084)摘要:防屈曲鋼板剪力墻已被試驗證明是優(yōu)秀的抗側(cè)耗能構(gòu)件,但墻板嵌入受彎框架時,二者之間的相互作用尚需進一步研究。為此進行了兩層單跨鋼框架內(nèi)嵌防屈曲鋼板剪力墻的試驗研究,作為比較同

2、時進行了兩層單跨鋼框架內(nèi)嵌非加勁鋼板剪力墻與兩層單跨鋼框架內(nèi)嵌組合鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的試驗研究。在試驗的基礎(chǔ)上,對試件進行有限元分析,比較了三類鋼板剪力墻之間的性能差異。研究表明,防屈曲鋼板剪力墻能夠消除無加勁鋼板剪力墻在水平荷載下產(chǎn)生的巨大屈曲噪聲,具有較大的初始剛度與承載力,擁有良好的延性與滯回耗能性能,而且由于其屈服先于屈曲發(fā)生,對周邊框架產(chǎn)生的附加彎矩很小;組合鋼板剪力墻的性能與防屈曲鋼板剪力墻相似,但由于后期外包的混凝土發(fā)生脫離,內(nèi)嵌鋼板剪力墻會產(chǎn)生拉力帶,不僅對框架產(chǎn)生不利影響,而且自身承載力、剛度與耗能能力均有不同程度的退化。關(guān)鍵詞:鋼板剪力墻;非加勁;防屈曲;組合;擬靜力試驗;拉力

3、場;滯回耗能;抗側(cè)性能中圖分類號:TU311󰀁󰀁文獻標(biāo)志碼:AExperimentalstudyonthreetypesofsteelplateshearwallsundercyclicloadingGUOYanlin,ZHOUMing,DONGQuanl,iWANGXiaoan(DepartmentofCivilEngineering,TsinghuaUniversity,Beijing100084,China)Abstract:Buckling󰀂restrainedsteelplateshearwall(BR󰀂SPSW)has

4、beenproventobeaneffectivecomponentforresistinglateralforceanddissipatingseismicenergy.However,performancesofmoment󰀂resistingframestructureswithsteelplateshearwalls,especiallytheinteractionsbetweenthewallsandtheframesremaintobeinvestigated.AnexpermientalstudyonaframestructurewithBR󰀂SP

5、SWundercyclicloadingwascarriedout,andasacontrasttwomoreexpermientsonframestructureswithnon󰀂stiffenedandcompositeSPSWwereconducted.AfiniteelementanalysisonthethreeSPSWspecmienswasmade,andthedifferencesbetweenthethreekindsofSPSWswerediscussed.ItisshownthatframestructureswithBR󰀂SPSWhave

6、littlebucklingnoiseunderlateralforce,andpossessbetterstiffness,largerultmiateloadingcapacity,betterductilityandmorestablehysteresisenergyperformancethanframestructureswithnon󰀂stiffenedSPSW.Withitsyieldinghappensbeforebuckling,theunfavorableeffectontheadjacentcolumnsinducedbyBR󰀂SPSWis

7、substantiallylowerthannon󰀂stiffenedSPSW.CompositeSPSWshavesmiilarperformanceswithBR󰀂SPSWs,butafterthecoveredconcretesplitsfromtheinfillsteelplate,tensionfieldwhichbringsadditionalmomentstotheframecolumnsappearsinthesteelplate,andultmiateload,stiffnessandenergy󰀂dissipatingabil

8、ityofthewallalldegeneratesmiultaneously.Keywords:steelplateshearwal;lnon󰀂stiffened;buckling󰀂restrained;composite;pseudo󰀂statictest;tensionfield;hystereticenergydissipating;lateralforceresisting基金項目:國家自然科學(xué)基金項目(50778101),北京市自然科學(xué)基金項目(8092018)。作者簡介:郭彥林(1958󰀂󰀁),陜西富

9、平人,工學(xué)博士,教授。E󰀂mai:lgyltsinghua󰀁edu󰀁cn收稿日期:2009年7月0󰀁引言鋼板剪力墻是一種新型抗側(cè)力構(gòu)件,具有良好的延性和耗能能力。目前對無加勁鋼板剪力墻的研究較多。但傳統(tǒng)的無加勁薄鋼板剪力墻的不足之處也比較突出:在水平荷載作用下會發(fā)出巨大鼓曲聲響并伴隨很大的面外變形;在往復(fù)荷載作用下剛度會嚴(yán)重退化,滯回環(huán)不斷捏攏致使耗能能力下降。為解決上述問題,文獻1提出了一種防屈曲鋼板剪力墻(圖1)。在純鋼板剪力墻基礎(chǔ)上,用預(yù)制混凝土蓋板抑制內(nèi)嵌鋼板屈曲,混凝土蓋板與內(nèi)嵌鋼板之間通過螺栓連接,但混凝土蓋板上預(yù)留孔

10、徑要大于螺桿直徑(孔徑的大小由大震作用下鋼板和混凝土蓋板的相對滑移量決定),此關(guān)鍵構(gòu)造是保證蓋板與內(nèi)嵌墻板有足夠的滑動空間,通過二者可相互錯動的變形機制釋放蓋板的面內(nèi)受力,僅為鋼板提供持續(xù)的面外約束。2此外,受 改進型!組合鋼板剪力墻的啟示,蓋板與梁柱之間留有一定間隙(間隙的確定原則是大震作用下框架不應(yīng)與蓋板擠緊),避免混凝土蓋板過早與框架接觸而損壞。文獻3通過試驗研究,證實了防屈曲鋼板剪力墻性能的優(yōu)越性。試件的特點在于周邊框架無限剛,且梁柱銷接,目的是消除框架的影響,著重考察墻板本身的性能。但在實際結(jié)構(gòu)中,墻板往往與受彎框架一起協(xié)同抵抗水平剪力,墻板的性能變化對剪力的分擔(dān)比例有一定影響,而且

11、在周邊框架構(gòu)件剛度有限,框架與墻板共同抗側(cè)的條件下,防屈曲剪力墻性能的優(yōu)越性還需深入分析驗證。針對上述問題,本文對一個內(nèi)嵌防屈曲鋼板剪圖1󰀁防屈曲鋼板剪力墻示意Fig.1󰀁ConfigurationofBR󰀂SPSW力墻(以下簡稱防屈曲墻)框架試件(圖2a)進行試驗研究。為方便對比,對一個內(nèi)嵌非加勁鋼板剪力墻(以下簡稱非加勁墻)框架試件(圖2b)與一個內(nèi)嵌組合鋼板剪力墻(以下簡稱組合墻)框架試件(圖2c)也進行了試驗。試驗旨在通過對比三類鋼板剪力墻在低周反復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能(包括強度、剛度、冗余度、滯回耗能、延性以及框架作用、節(jié)點區(qū)影響、墻板

12、與框架的相互作用等),揭示不同類型鋼板墻的受力差異。此外,通過試驗可評價不同類型鋼板剪力墻諸多構(gòu)造細(xì)節(jié)的受力表現(xiàn),如非加勁墻中魚尾板與邊緣構(gòu)件的連接構(gòu)造、防屈曲墻中螺栓的排布形式及混凝土蓋板的厚度等。防屈曲墻作為一種新型抗側(cè)力構(gòu)件,從性能研究過渡到工程應(yīng)用的關(guān)鍵在于提出簡化的等代分析模型。因此,仔細(xì)觀察并分析試驗現(xiàn)象,特別是內(nèi)嵌墻板的變形模式和應(yīng)力響應(yīng)是試驗的另一個關(guān)鍵目的。需要提及的是,非加勁薄鋼板剪力墻的等代分圖2󰀁三類鋼板剪力墻試件及加載示意圖Fig.2󰀁Threetypesspecimensofshearwallsandtestset󰀂u

13、p析模型StripModel,其靈感就來源于以拉桿條去替代墻板試驗時所觀察到的直觀拉力帶。41󰀁試件設(shè)計與安裝將試件設(shè)計為兩層是為了反映結(jié)構(gòu)樓層之間的相互作用及傾覆力矩對鋼板剪力墻整體性能的影響,若將試件設(shè)計為二層以上,造價較高。每類鋼板剪力墻只制作一個試件,考慮進行少量的精致的性能試驗,而不是用大量試件去做類似于參數(shù)分析的研究工作。試件框架柱軸線間距為1300mm,總高度為3425mm,內(nèi)嵌鋼板尺寸為1100mm1100mm,三類鋼板剪力墻的內(nèi)嵌鋼板厚度均為2󰀁2mm,板件寬厚比為󰀁=500。除內(nèi)嵌鋼板材質(zhì)為Q235外,試件其余部分材質(zhì)均為Q3

14、45,目的是希望符合 強框架、弱墻板!的概念設(shè)計。為方便內(nèi)嵌鋼板與周邊框架的連接,在梁、柱內(nèi)側(cè)翼緣設(shè)6mm厚的魚尾板,避免內(nèi)嵌鋼板的加工誤差或變形造成安裝困難。用于防屈曲墻試件的鋼筋混凝土蓋板在實驗室預(yù)制并養(yǎng)護28d,其尺寸為1000mm1000mm,厚度為50mm,內(nèi)置HPB235鋼筋:內(nèi)嵌鋼板相應(yīng)位置的孔徑為2b與圖2d。組合墻試件兩側(cè)的混凝土板厚度及配筋與防屈曲墻試件相同。區(qū)別在于組合墻試件的混凝土蓋板是與內(nèi)嵌鋼板整體現(xiàn)澆,且44排布的內(nèi)嵌鋼板預(yù)先焊接。為約束試件的平面外穩(wěn)定,在非加勁墻試件的頂梁處布置了一道面外支撐,而防屈曲墻及組合墻在中梁附近又增布了一道面外支撐,其原因?qū)⒔Y(jié)合試驗過程

15、詳細(xì)說明。此外,頂梁及底梁的腹板比中梁設(shè)計得更高,因為對于非加勁墻,頂梁及底梁只是單側(cè)存在鋼板墻,因 拉力場!作用會產(chǎn)生較大的附加彎矩,而中梁相鄰兩側(cè)拉力場的豎向分量會有所抵消,受力相對較小。22栓釘與6100,且雙向配置,40螺栓孔,13,8󰀁8級M12高強度單向體積配筋率約0󰀁5%。蓋板上預(yù)留圖3󰀁內(nèi)嵌鋼板材性Fig.3󰀁Coupontestforinfillpanels不論混凝土蓋板是預(yù)制或現(xiàn)澆,混凝土設(shè)計強度等級均為C40,試塊隨試件一起分批澆筑,并取3個標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊用于材性試驗。最終的混凝土抗壓強度取試驗的平均值:fc

16、=0󰀁76fcu=47MPa,fcu為實測混凝土立方體抗壓強度。混凝土彈性模量Ec104為:Ec=3󰀁410MPa。2󰀁2+(34󰀁7/fcu)53󰀁加載制度對兩層試件而言,可認(rèn)為取自高層建筑中的任意兩個相鄰樓層,高層建筑水平荷載及相應(yīng)剪力分布大致如圖4所示。若從中部任取兩層,則作用在相Fi鄰樓層的水平力可近似認(rèn)為=1#1;而相鄰樓層Fi+1的層剪力則可近似為Qi=1#1?；谏鲜龇治?考Qi+1連接螺栓采用44的排布形式,間距240mm,見圖慮兩種水平作動器的布置方案:(1)依據(jù)Fi=1#1,在試件的中梁及頂梁處

17、布Fi+1Qi=1#1,只在試件頂梁處布置一個Qi+1置水平作動器,并在加載過程中保持比例不變;(2)依據(jù)水平作動器,以實現(xiàn)兩層試件的層剪力相等。由于作動器的加載能力有限,單個作動器不足以讓試件充分破壞,最后選擇第1種加載方案。在頂梁和中梁的軸線處,分別設(shè)置額定加載能力為1000kN的拉壓千斤頂(作動器),并沿試件平面內(nèi)受力方向布置9個位移計(圖2d)。在內(nèi)嵌鋼板屈服前采用力控制,將預(yù)估的屈服荷載分34級施加,而屈服后則采用位移控制。由于底層受力大,底層鋼墻板應(yīng)首先發(fā)生屈服,故試驗中以底層鋼墻板明顯屈服(即荷載󰀂位移曲線出現(xiàn)明顯拐點)時的位移 y作為位移加載的增量。加載循環(huán)在J

18、GJ101󰀂96建筑抗震試驗方法規(guī)程%的規(guī)定為72󰀁材性試驗內(nèi)嵌鋼板取3個試樣,實測應(yīng)力󰀂應(yīng)變曲線如圖3所示,其力學(xué)參數(shù)取3個試樣實測值的平均值:彈性模量E=2󰀁0310MPa,屈服強度fy=383MPa,屈服應(yīng)變󰀂y=0󰀁00189,強化模量Et=2󰀁2610MPa,極限抗拉強度fu=514MPa。5:屈服前每級荷載可反復(fù)一次,屈服后宜反復(fù)三次。但考慮到每循環(huán)一次的周期較長,實際試驗中位移控制每級加載統(tǒng)一循環(huán)兩次。析,所得結(jié)果主要用于與試驗結(jié)果進行對比,將結(jié)合試驗結(jié)果給出。圖7所示

19、的變形模式與后面給出的試驗結(jié)果的對比表明,采用殼單元的精細(xì)有限元模型能準(zhǔn)確預(yù)測試件的全部變形特征。圖4󰀁高層建筑水平力分布Fig.4󰀁Lateralforceforhighbuilding4󰀁非加勁鋼板剪力墻試驗分析4󰀁1󰀁數(shù)值計算實測發(fā)現(xiàn),非加勁墻的內(nèi)嵌鋼板的初始面外變形幅值D約為5mm,相當(dāng)于s/220,其中L、hs分別為內(nèi)嵌鋼板的寬度與高度。考慮通過數(shù)值計算檢查初始面外缺陷對兩層非加勁墻承載力及剛度的影響程度。如圖5所示,直至D=s/10時,非加勁墻的剛度才有顯著降低,但極限承載力不變。當(dāng)D=s/50(即峰值

20、面外變形22mm)時,其剛度與承載力都幾乎沒有變化。而工程中鋼板面外變形幅值一般不可能超出s/50,因此可不考慮因運輸或焊接而產(chǎn)生的面外初始缺陷對非加勁墻性能產(chǎn)生較大的影響。圖6󰀁墻板初始變形󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁圖7󰀁變形模式Fig.6󰀁Imperfectionofpanel󰀁󰀁Fig.7󰀁Deformationmode4󰀁2󰀁試驗過程分析試加載完成后正式加載,當(dāng)上、下作動器同步加載至18kN時,試

21、件發(fā)出較大的 砰砰!聲響,類似間斷的擊鼓聲,源自底層墻板的面外屈曲。隨后的卸載階段,由于鋼墻板的回彈,也有較大噪聲。而且發(fā)現(xiàn),無論加載或卸載,墻板屈曲模態(tài)不斷調(diào)整,相應(yīng)屈曲聲響伴隨試驗的全過程。上、下作動器同步加載至底層剪力達到300kN時,底層墻板左上角開裂,撕裂的長度約30mm。角部撕裂的主要原因在于:&如圖8所示,鋼板墻的拉力帶在對角線位置最先形成,且角部率先屈服,受力最大。由于魚尾板在角部不連續(xù),該處存在應(yīng)力集中,焊縫在高應(yīng)力狀態(tài)下極易疲勞斷裂。圖5󰀁初始面外變形的影響Fig.5󰀁EffectofimperfectiononbehaviorofS

22、PSW圖8󰀁鋼板墻拉力場形成過程Fig.8󰀁DevelopmentoftensionfieldinSPSW除墻板外,試件的其它部位也可能出現(xiàn)局部屈曲,為使有限元模擬能較準(zhǔn)確地表現(xiàn)上述特征,利用有限元分析軟件ABAQUS對試件進行數(shù)值分析。內(nèi)嵌鋼板與框架梁柱均采用殼單元(SHELL)模擬。有限元模型的邊界條件以及加載模式均與實際試件保持一致。此外,為誘發(fā)墻板的屈曲,通過動力模態(tài)去擾動墻板,使墻板產(chǎn)生初始面外變形(圖6)。利用該試件有限元模型進行Pushover分析,并對從中單獨取出的框架模型也進行了Pushover分但是,角部撕裂未發(fā)現(xiàn)對整體結(jié)構(gòu)的荷載♦

23、42;位移曲線產(chǎn)生影響,后續(xù)加載循環(huán)中,該處裂口也沒有繼續(xù)開展,這表明撕裂后內(nèi)力得到迅速重分布,體現(xiàn)出鋼板墻良好的冗余度。此后,在底層墻板其余三個角部的類似位置,鋼板也相繼撕裂,此時底層剪力󰀂位移曲線出現(xiàn)較明顯的拐點,對應(yīng)的底層剪力為401kN,認(rèn)為此刻為結(jié)構(gòu)的初始屈服點,并把該時刻的位移 y作為后續(xù)加載的位移增量。如圖9a所示,底層層間位移角至2󰀁5%時,在拉力帶反復(fù)交替作用下,底層墻板的殘余變形呈 X!狀褶皺。同時,邊柱翼緣觀察到明顯的局部屈曲現(xiàn)象(圖9b),但結(jié)構(gòu)尚未發(fā)生整體失穩(wěn)。如圖10,底層層間位移角至3%時,左柱面外整體失穩(wěn),整個試件呈現(xiàn)彎扭屈曲,試

24、驗宣告結(jié)束。試驗結(jié)束時,底層最大側(cè)移達到6 y,此時主要變形及耗能均集中在底層墻板,頂層墻板的變形要小得多,且未發(fā)現(xiàn)墻板開裂。為避免邊框柱失穩(wěn)導(dǎo)致試件整體失穩(wěn),在后續(xù)防屈曲墻及組合墻的試驗中,在中梁兩側(cè)各增設(shè)一道面外支撐,以減少柱子計算長度,避免因框架整體失穩(wěn)而過早終止試驗。此外,柱子翼緣屈曲對其整體穩(wěn)定十分不利,在實際高層建筑中,采用型鋼混凝土柱或鋼管混凝土柱可以避免局部屈曲問題。4󰀁3󰀁滯回性能分析圖11為結(jié)構(gòu)底層的基底剪力󰀂底層層間位移角滯回曲線,由圖可以看出試件耗能穩(wěn)定,滯回曲線無明顯捏縮現(xiàn)象,其機理在于:墻板邊框為剛性抗彎框架,框架本身

25、參與抵抗水平力;具體計算結(jié)果表明,框架部分提供的抗側(cè)剛度約占總剛度的52%,比重較大,掩蓋了墻板滯回環(huán)的捏攏,呈現(xiàn)出比較飽滿的滯回性能。圖11中同時給出了有限元模擬分析得到的Pushover曲線,其略高于試驗包絡(luò)線,這主要是由于Pushover分析未能反映試件滯回過程中材料的包辛(a)非加勁墻試件變形模式格效應(yīng)及墻板撕裂等性能退化。(b)邊柱翼緣屈曲圖9󰀁非加勁墻試件變形Fig.9󰀁Flangebucklingofsurroundingcolumn圖11󰀁非加勁墻試件滯回曲線Fig.11󰀁Hystereticloopsofnon&

26、#983042;stiffenedSPSW4󰀁4󰀁節(jié)點延性對一般的鋼框架而言,梁柱節(jié)點域的延性是保證結(jié)構(gòu)延性的關(guān)鍵,在設(shè)計中被視為薄弱環(huán)節(jié)。針對非加勁墻試件,試件明顯屈服時(底層位移至 y),應(yīng)變片及數(shù)值分析顯示節(jié)點區(qū)仍處于彈性。加載至第8周(3 y)時,與純框架相比,節(jié)點塑性區(qū)擴展也有限,僅在靠近底層墻板的地方進入彈塑性,這表明鋼板在耗散大部分能量的同時,減小了框架梁柱節(jié)點區(qū)的應(yīng)力和變形。究其原因,至少有以下兩方面:&墻板屈曲后,拉力帶類似于一系列支撐構(gòu)件,協(xié)助框架控制側(cè)移,減小了框架節(jié)點的轉(zhuǎn)動,從而降低了節(jié)點域的應(yīng)力;盡管墻板較薄,但在角部位置,類似

27、于 襯板作用!加強了框架節(jié)點,即使梁、柱鉸接,圖10󰀁非加勁墻試件破壞模式Fig.10󰀁Failuremodeofnon󰀂stiffenedSPSW也能將梁柱間接聯(lián)系起來,構(gòu)成具有一定受彎能力的框架節(jié)點。4󰀁5󰀁框架內(nèi)力分析為分析試件的框架內(nèi)力,梁、柱構(gòu)件改用梁單元(BEAM),并考慮兩種加載方式:&與試驗加載模式一致,在中梁和頂梁處同步加載(圖12a);只在頂梁處施加水平荷載(圖12b),這樣可實現(xiàn)上、下兩層的層剪力相等,旨在模擬一般高層結(jié)構(gòu)的相鄰樓層,不計其層剪力差異。當(dāng)在頂梁和中梁處同步加載時,底層結(jié)

28、構(gòu)受到的層剪力為頂層的兩倍,因而如圖12a所示,上、下兩層墻板拉力場的屈服程度差異較大。提取框架內(nèi)力發(fā)現(xiàn),與純框架彎矩圖不同,在內(nèi)嵌墻板拉力場影響下,框架彎矩發(fā)生顯著變化,由于底層框架內(nèi)力大,分辨率高,且拉力場對框架內(nèi)力的影響主要體現(xiàn)在彎矩上,因此將底層框架的彎矩進行分解,可獲得以下結(jié)論:(1)對于框架柱彎矩,與純框架相比,在墻板拉力場作用下,彎矩沿柱軸線更加飽滿,加重了柱的穩(wěn)定負(fù)擔(dān),這是利用薄板屈曲后強度帶來的最主要不利因素,在進行柱子的穩(wěn)定設(shè)計時,需特別考慮。(2)中梁與底梁的彎矩形狀有所不同。底梁由于只在單側(cè)存在拉力場,其彎矩圖與柱子相似,而相對純框架,中梁彎矩的改變卻相對較小,這是因為

29、中梁的兩側(cè)都有拉力場,拉力場豎向分量有所抵消,削弱了拉力場對中梁彎矩的影響程度。然而,如圖12b所示,當(dāng)只在頂梁處施加水平力時,上、下兩層的層剪力相等,所以墻板屈服程度非常接近,中梁兩側(cè)拉力場豎向分量可大致抵消,其結(jié)果是中梁彎矩與框架作用產(chǎn)生的彎矩基本相同。圖13󰀁防屈曲墻有限元模型與變形Fig.13󰀁NumericalmodelforBR󰀂SPSWspecimen5󰀁防屈曲鋼板剪力墻5󰀁1󰀁數(shù)值計算利用有限元分析軟件ABAQUS對試件進行數(shù)值模擬計算。除混凝土蓋板采用實體單元(SOLID)外,其余

30、所有構(gòu)件均采用殼單元(SHELL)模擬,見圖13。鋼材本構(gòu)選用理想彈塑性,混凝土本構(gòu)采用過鎮(zhèn)海曲線6?？紤]到工程中蓋板與內(nèi)嵌鋼板不可能完全貼實,在實體單元與墻板殼單元之間設(shè)置1mm間隙,且賦予二者光滑的硬接觸屬性(即不能互相穿透)。蓋板與內(nèi)嵌鋼板可錯動的變形機制可通過耦合蓋板與鋼板連接螺栓處節(jié)點的平動自由度實現(xiàn)。另外,施加鋼墻板的一階屈曲模態(tài)作為其初始幾何缺陷,且幅值取間隙1mm。同樣對該試件有限元模型進行Pushover分析,對從中單獨取出框架模型也進行了Pushover分析。為獲得較好的收斂性,針對該模型的滯回分析利用ABAQUS/Explicit模塊進行。上述有限元分析結(jié)果(a)兩點加載

31、將在下面用于與試驗結(jié)果的對比。5󰀁2󰀁試驗過程分析整個試驗過程中,無明顯噪聲,僅當(dāng)卸載時能分辨出蓋板與內(nèi)嵌鋼板的 沙沙!摩擦聲。至第14周循環(huán)(底層層間位移角2󰀁5%)時,左側(cè)柱腳加勁肋焊縫及相鄰柱翼緣焊縫被拉開(圖14),宣告試驗結(jié)束。直至試驗結(jié)束,蓋板均未發(fā)現(xiàn)(b)頂點加載破壞現(xiàn)象,只在底層混凝土蓋板表面發(fā)現(xiàn)若干道微裂紋,而裂紋早在運輸及吊裝過程中就已發(fā)現(xiàn)。卸去蓋板發(fā)現(xiàn),與非加勁墻不同,防屈曲墻的內(nèi)嵌鋼板角部沒有發(fā)現(xiàn)撕裂現(xiàn)象。柱腳焊縫均為角焊縫,盡管試件設(shè)計時,焊縫強度足夠錨住柱腳,但最終焊縫撕開的原因之一是內(nèi)嵌薄板實際屈服強度比其標(biāo)準(zhǔn)值超出

32、56%,結(jié)構(gòu)承圖12󰀁框架內(nèi)力分解Fig.12󰀁Decompositionofframemoment上述結(jié)果提示出,對于高層結(jié)構(gòu)的一般樓層,框架梁可不考慮拉力場影響,但頂梁及底梁處,由于單側(cè)拉力場效應(yīng),要予以特別關(guān)注。圖14󰀁防屈曲墻柱腳破壞Fig.14󰀁Failureofcolumnfoot圖16󰀁內(nèi)嵌墻板變形Fig.16󰀁DeformationmodeofinfillpanelinBR󰀂SPSW載力的大幅提高造成焊縫強度不夠。因此,試件設(shè)計應(yīng)盡可能降低柱腳與基礎(chǔ)焊縫的受力,例如可

33、通過多設(shè)加勁肋把每道焊縫的應(yīng)力降低。5󰀁3󰀁變形模式分析卸去蓋板,如圖15,內(nèi)嵌鋼板上刻有正交的、棋盤狀白色痕跡,蓋板內(nèi)表面上則有同樣網(wǎng)格分布的黑色印痕,且蓋板角部的印痕比腹部要明顯。這表明在受力過程中,內(nèi)嵌鋼板角部有更強烈的局部屈曲趨勢,由此對混凝土蓋板產(chǎn)生面外推力,蓋板則發(fā)揮了抑制屈曲的功能。之,就會出現(xiàn)圖16a的變形模式。此外,蓋板的面外剛度決定于邊界條件與寬厚比的共同影響。因此,分析蓋板的變形機理,可從邊界條件和寬厚比兩方面考察。(1)蓋板的位移邊界:如圖17所示,整塊蓋板可劃分為 腹區(qū)!和 角區(qū)!。并且,將相鄰4個螺栓之間的蓋板定義為腹區(qū)的一個單元,最

34、外圍螺栓至蓋板邊緣所圍成的區(qū)域定義為角區(qū)單元。對于腹區(qū)單元,按最簡單且保守的估計,邊界可大致認(rèn)為四邊簡支;而角部單元有兩自由邊界。所以,從邊界約束的力度看,角部混凝土板受到的面外約束顯著弱于腹部區(qū)域。(2)腹區(qū)與角區(qū)的蓋板寬厚比:定義腹區(qū)與角區(qū)單元的寬厚比分別為:󰀁in=Lin/tc、󰀁out=Lout/tc,tc為蓋板的厚度(圖17)。無論哪種螺栓排布形式,總有󰀁in>󰀁out。圖15󰀁墻板變形Fig.15󰀁Deformationofsteelplateandconcretepanel基于內(nèi)

35、嵌鋼板的變形不夠充分,因此需借助前述防屈曲墻的數(shù)值模型進行大變形分析,以便剖析墻板受力機理。分析顯示,底層結(jié)構(gòu)層間位移角達到0󰀁5%時,底層鋼板墻就已完全屈服,但此刻鋼板墻完全平整(已給鋼板墻施加面外初始變形)。底層層間位移角至4%,鋼板墻大變形才可觀察到較細(xì)密的屈曲波形(圖13)。也就是說,防屈曲墻的內(nèi)嵌鋼板的受力特點是:先屈服后屈曲。如圖16a所示,當(dāng)螺栓采用44排布時,與試驗趨勢一致,內(nèi)嵌鋼板四角生成較小的屈曲波紋,腹部則非常平整。如圖16b所示,當(dāng)螺栓排布稀疏且靠近角部時(22),內(nèi)嵌鋼板變形與試驗相反。實際上,內(nèi)嵌鋼板的變形取決于蓋板的變形,在鋼板屈曲趨勢生成的面外推

36、力作用下,蓋板的變形模式是腹部與角部面外剛度權(quán)衡的結(jié)果。若腹部剛度較弱(圖16b),則會被內(nèi)嵌鋼板推出,發(fā)生面外位移,角部區(qū)則在螺栓的 杠桿作用!下與內(nèi)嵌鋼板更加緊密地貼實,可進一步抑制內(nèi)嵌墻板的屈曲。反圖17󰀁兩種螺栓排布形式Fig.17󰀁Twoboltconfigurationtypes總結(jié)起來,腹區(qū)單元的寬厚比較大,但邊界約束較強;角區(qū)單元寬厚比小,但邊界約束卻較弱。5󰀁4󰀁應(yīng)力響應(yīng)分析結(jié)合非加勁墻的受力機理,可更好理解防屈曲墻內(nèi)嵌鋼板的應(yīng)力機制。如圖18所示,非加勁墻的鋼板屈曲后,主拉應(yīng)力!t繼續(xù)增長并趨近于屈服強度fy。

37、遵循vonMises屈服準(zhǔn)則式(1),主壓應(yīng)力!c基本不變甚至趨向于零。t+!c+!tc(fy(1)󰀁󰀁對于防屈曲墻,在完全平整區(qū)域,鋼板為平面應(yīng)力狀態(tài),!t與!c同時增長并達到fy/在發(fā)生屈曲的局部區(qū)域,受到兩側(cè)蓋板的約束,!c仍然繼續(xù)增長,但低于fy/這是防屈曲墻與非加勁墻受力機理區(qū)別的關(guān)鍵所在。由此可以看出,與非加勁墻相比,基于蓋板抑制屈曲的效率,防屈曲墻內(nèi)嵌鋼板的受力由薄板拉力場機制朝厚板的平面剪切機制逼近。了上述結(jié)論。由此,考慮到蓋板質(zhì)量應(yīng)盡可能小(減小動力響應(yīng)、降低基礎(chǔ)負(fù)擔(dān)、方便吊裝和安裝),其厚度在最小約束剛度基礎(chǔ)上5󰀁6ϗ

38、041;滯回性能分析圖20為防屈曲墻的基底剪力󰀂底層層間位移角滯回曲線。基底剪力在第13周達到最大,并略高于非加勁墻。有限元分析得到的單調(diào)曲線與試驗包絡(luò)線吻合較好,表明精細(xì)有限元模型能較好模擬防屈曲墻受力性能。8,應(yīng)還有壓縮的余地。圖18󰀁防屈曲墻內(nèi)嵌鋼板應(yīng)力機理Fig.18󰀁MechanicalmechanismofinfillpanelofBR󰀂SPSW5󰀁5󰀁螺栓排布及混凝土蓋板盡管邊界約束和寬厚比對蓋板面外剛度的定量貢獻不易確定,即內(nèi)嵌鋼板的變形模式難以通過數(shù)學(xué)表達嚴(yán)格界定。但數(shù)值計算發(fā)現(xiàn),

39、如圖19所示,蓋板厚度為50mm時(恰好等于文獻8提出的臨界厚度),螺栓的數(shù)量與排布對防屈曲墻受力性能的影響不明顯,稀疏的22排布與稠密的44排布相比,承載力和側(cè)移剛度的差異約為3%。因此當(dāng)蓋板厚度滿足文獻8所定義的最小約束剛度要求時,防屈曲墻的受力性能對螺栓排布的要求較小。圖20󰀁防屈曲墻試件底層滯回曲線Fig.20󰀁HystereticloopsoffirstfloorofBR󰀂SPSW為分析防屈曲墻與非加勁墻滯回性能的差異,如圖21所示,對比兩者典型的滯回環(huán),可以看到:防屈曲墻滯回環(huán)宏觀上 包住!了非加勁鋼板墻的滯回環(huán),防屈曲墻的滯回環(huán)呈理

40、想的 梭形!,而非加勁鋼板墻表現(xiàn)出一定程度的捏縮。圖19󰀁螺栓排布對墻板的影響Fig19󰀁Effectsofboltconfigurationonbehaviorofinfillpanel圖21󰀁滯回性能比較Fig.21󰀁HystereticcirclesofBR󰀂SPSWandnon󰀂stiffenedSPSW而且,理論推導(dǎo)可證明,相對非加勁墻,防屈曲墻的承載力至多能提高15%,彈性側(cè)移剛度增幅的上限約為25%。所以,防屈曲墻在承載力和剛度上的提高空間本就有限,這也是墻板性能對螺栓排布不敏感的原因

41、。此外,從本次蓋板的試驗現(xiàn)象看,內(nèi)嵌鋼板與蓋板相互錯動的變形機制確能很好地保護混凝土。數(shù)值分析也顯示,即使內(nèi)嵌鋼板發(fā)生較大變形,蓋板基本仍處于彈性階段,文獻3完成的7個試件也支持9󰀂10上述滯回耗能差異的主要原因在于:反復(fù)荷載作用下,非加勁墻的拉力帶在交換過程中,先前的拉力帶有一個鼓曲被拉伸平展的過程。所以,在bc與fg段,其拉力帶尚未形成,水平力主要由鋼框架承擔(dān)。在cd與gh段,拉力帶形成并參與抵抗水平力,因而曲線變陡,結(jié)構(gòu)剛度大幅提高。而防屈曲墻由于兩側(cè)蓋板持續(xù)的面外支撐,內(nèi)嵌鋼板屈曲受到很好的抑制,內(nèi)嵌鋼板始終參與抵抗水平力,使得非加勁墻的滯回耗能不如防屈曲墻。5b

42、3041;7󰀁抗側(cè)性能分析除了鋼板剪力墻的彈性側(cè)移剛度外,在罕遇地震作用下鋼板剪力墻的抗倒塌能力也是評價其抗側(cè)性能的指標(biāo)之一。數(shù)值分析表明(圖22),結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大側(cè)移時,混凝土蓋板與邊緣框架的翼緣接觸,使得混凝土在對角線方向產(chǎn)生斜壓,蓋板直接參與抗側(cè),而非加勁墻則沒有這樣的優(yōu)勢。6󰀁1󰀁試驗過程分析防屈曲墻因為柱腳與基礎(chǔ)焊縫脫開而終止加載,在進行組合墻試驗之前,給柱腳增焊了4塊加勁肋,并與基礎(chǔ)坡口焊。在荷載󰀂位移曲線尚未出現(xiàn)明顯的拐點前,現(xiàn)澆混凝土板就開始產(chǎn)生斜裂縫,并隨荷載的增長及往復(fù)作用而很快貫通。左下角的抗剪銓釘率先擠碎其周

43、邊混凝土,隨后腹部與邊部銓釘周圍的混凝土也相繼被擠碎。如圖24所示,底層層間位移角達到1󰀁6%時,底層正面混凝土板開始與內(nèi)嵌鋼板脫離,左半部分混凝土已經(jīng)高高翹起,其縫隙可伸入整個手掌,且夾縫中不斷有混凝土碎屑脫落。此外,隨作動器的加、卸載,縫隙相應(yīng)張開與閉合,此時的內(nèi)嵌鋼板發(fā)出較大的聲響和面外鼓曲。同時,背面的混凝土板也基本圖22󰀁防屈曲墻與非加勁墻的抗側(cè)性能比較Fig.22󰀁Lateralforceresistingbehaviorofnon󰀂stiffenedBR󰀂SPSWandSPSW6󰀁組合

44、鋼板剪力墻與栓釘松開,但二者的分離程度低于正面。上述現(xiàn)象揭示出:防屈曲墻蓋板與框架的間隙不宜過大,建議間隙大小宜符合GB50011󰀂2001建筑抗震設(shè)計規(guī)范%11中大震的層間位移限值。這樣,當(dāng)結(jié)構(gòu)在遭遇巨震作用時,蓋板仍能與框架擠緊并參與抗側(cè),為結(jié)構(gòu)提供額外的承載力和后期抗側(cè)能力,對結(jié)構(gòu)的抗倒塌有利。5󰀁8󰀁等代分析模型依據(jù)試驗現(xiàn)象及數(shù)值分析,可判斷防屈曲墻內(nèi)嵌鋼板的受力接近平面應(yīng)力狀態(tài)。因此文獻12考慮以一系列傾斜的、相互正交的桿單元置換內(nèi)嵌鋼板(圖23),但這里的桿單元不代表拉力帶,而是把內(nèi)嵌鋼板的主應(yīng)力場加以離散,以有限條 拉壓同性!的桿單

45、元去逼近。桿元傾角始終與主應(yīng)力方向一致(=45),與鋼板外觀及周邊構(gòu)件的剛度無關(guān)。圖24󰀁正面與背面的混凝土板損壞狀態(tài)Fig.24󰀁Damagemodeofconcretecover上述現(xiàn)象表明兩側(cè)混凝土蓋板的損壞不同步,若一側(cè)混凝土蓋板與鋼板的某些栓釘先行脫開,該側(cè)混凝土蓋板與內(nèi)嵌鋼板的分離會進一步加速,且對另一側(cè)混凝土蓋板起到相對保護的作用。至第14周時(底層層間位移角達到2󰀁6%),除右上角2個栓釘與混凝土板掛住以外,其它區(qū)域均完全脫開。由滯回曲線可知(圖25),此時組合墻已經(jīng)越過其極限承載力,但試件表現(xiàn)比較穩(wěn)定,為考察其后期表現(xiàn),繼續(xù)加載

46、并完成了后續(xù)3個循環(huán)。至第17周時(底層層間位移角達到3󰀁3%),承載力降至極限承載力的88%。反向加載時,一聲巨響,框架柱被拉斷(圖26),試驗結(jié)束。試件的承載力圖23󰀁防屈曲墻等代模型Fig.23󰀁StripmodelforBR󰀂SPSW退化穩(wěn)定,極限位移達到8 y。如圖27所示,卸下底層混凝土蓋板,栓釘周圍混凝土由于栓釘?shù)姆磸?fù)擠壓而呈 坑狀!,內(nèi)嵌鋼板也表現(xiàn)出與非加勁墻相似的破壞模態(tài)。文獻9將其定義為交叉桿模型,且從靜、動力及框架內(nèi)力等方面全面檢驗了模型的有效性。6󰀁2滯回性能分析分析組合墻的滯回性能,并與前

47、面介紹的防屈曲墻做比較?？疾飕F(xiàn)澆混凝土蓋板與內(nèi)嵌鋼板脫開前后,組合墻與防屈曲墻典型滯回環(huán)的差異。如圖28a所示,在混凝土蓋板脫開前(僅左下角一個栓釘完全與混凝土蓋板分離),二者滯回環(huán)差異較小,且組合墻的耗能略高于防屈曲墻。但在混凝土蓋板基本脫開后(僅右上角栓釘與混凝土蓋板連接),組合墻的性能基本退化為非加勁墻,其耗能能圖25󰀁組合墻試件底層滯回曲線Fig.25󰀁HystereticloopsofthefirstfloorofC󰀂SPSW力相應(yīng)減弱(圖28b),這主要來源于組合墻內(nèi)嵌鋼板的屈曲。圖26󰀁組合墻邊柱拉斷Fig.26&#

48、983041;FractureofcolumninC󰀂SPSW(a)混凝土蓋板脫開前(b)混凝土蓋板脫開后圖28󰀁滯回環(huán)比較Fig.28󰀁HystereticloopsofBR󰀂SPSWandC󰀂SPSW7󰀁三類鋼板剪力墻性能比較圖27󰀁組合墻試驗終止?fàn)顟B(tài)Fig.27󰀁FailuremodeofC󰀂SPSW7󰀁1󰀁承載力由于非加勁墻與防屈曲墻并未達到各自的極限荷載,所以不便比較三者的承載力。但當(dāng)層間位移角為2%時,可以發(fā)

49、現(xiàn)三者的荷載水平差距不大,最大值(組合墻)與最小值(非加勁墻)的差異不超過10%。7󰀁2󰀁彈性側(cè)移剛度高層結(jié)構(gòu)設(shè)計往往是剛度控制,因此比較三類鋼板剪力墻的彈性抗側(cè)剛度是評價其性能的重要指標(biāo)之一。結(jié)果顯示,防屈曲墻的彈性抗側(cè)剛度較非加勁墻提高21%,組合墻與防屈曲墻差異僅為3%。由此,與理論分析的結(jié)果一致,內(nèi)嵌鋼板屈曲受到抑制后,其彈性側(cè)移剛度的增幅較承載力要明顯,可以預(yù)測,內(nèi)嵌鋼板越薄,栓釘對相鄰混凝土的作用力越大,現(xiàn)澆混凝土蓋板與內(nèi)嵌薄板脫開得越快(若混凝土厚度、配筋及栓釘數(shù)量不變)。因而,要延緩或避免混凝土蓋板與內(nèi)嵌鋼板的分離,則需布置大量栓釘去幫助混凝土抑

50、制鋼板變形,用栓釘?shù)臄?shù)量彌補現(xiàn)澆混凝土參與受力而損失的面外剛度。另外,層間側(cè)移較大時,現(xiàn)澆混凝土與框架翼緣接觸后,框架擠壓會加速混凝土蓋板與內(nèi)嵌薄板的分離。失去約束的非加勁鋼板,其強大拉力場又將對邊柱產(chǎn)生附加彎矩,不利于結(jié)構(gòu)抗倒塌。對控制結(jié)構(gòu)側(cè)移更有利。7󰀁3󰀁延性相對混凝土剪力墻,用鋼板做剪力墻并希望獲得良好的延性與耗能能力是最本質(zhì)的出發(fā)點,故延性是評價其性能的最關(guān)鍵指標(biāo)之一。由于三個試件的試驗條件并不完全相同,如防屈曲墻與組合墻增布了面外支撐(在非加勁墻基礎(chǔ)上),組合墻的柱腳比防屈曲墻又有所加強(增焊了4塊加勁肋,并與基礎(chǔ)坡口焊)。而且,除組合墻外,其它試件

51、的位移均未達到計算延性所需的極限位移(承載力降至最大荷載的80%90%)。因而不便比較三類鋼板墻的延性系數(shù)。盡管如此,從試驗結(jié)束時防屈曲墻的變形看,內(nèi)嵌鋼板未發(fā)現(xiàn)任何撕裂,周邊屈曲波紋也十分微弱。因此可以預(yù)見,若柱腳強度足夠,防屈曲墻試件將體現(xiàn)出更強的變形能力。所以,對防屈曲墻而言,從延性匹配(框架與墻板)的角度,內(nèi)嵌鋼板的受力由拉力帶轉(zhuǎn)化為平面剪切機制后,其延性不足的擔(dān)心是不必要的。此外,從試件試驗終止的狀態(tài)看(表1),三類鋼板剪力墻的破壞均與框架柱的破壞有關(guān)。這表明強框架是墻板性能發(fā)揮的最主要前提。因此,從性能匹配角度考慮, 強框架、弱墻板!的設(shè)計理念適合于鋼板剪力墻。近年來提出的 低屈服

52、點鋼板墻!、 開洞鋼板墻!、 兩側(cè)開縫鋼板墻!及 豎縫鋼板墻!都可理解為上述理念的具體實踐。表1󰀁三類鋼板剪力墻破壞形態(tài)比較Tabel1󰀁FailuremodesofthreekindsofSPSWs非加勁墻破壞原因整體失穩(wěn)防屈曲墻柱腳焊縫拉開組合墻柱子拉斷(a)單周滯回耗能(b)組合與防屈曲墻滯回曲線(a)非加勁與防屈曲墻滯回曲線圖29󰀁三類鋼板剪力墻滯回曲線比較Fig.29󰀁HystereticloopsofthreekindsofSPSWs7󰀁4󰀁滯回耗能通過比較三類鋼板墻底層的基底剪力

53、83042;底層層間位移角滯回曲線(圖29)可以看到:防屈曲墻的滯回曲線較富余地 包住!了非加勁墻,組合墻在柱腳得到加強的條件下,盡管也能覆蓋住防屈曲墻的滯回曲線,但富余量相當(dāng)小;防屈曲墻的滯回耗能與組合墻比較接近。圖30定量比較了三類試件的單周及累計滯回耗能。與預(yù)測相符,與非加勁墻相比,內(nèi)嵌鋼板的屈曲得到抑制后,耗能能力有較大改善。當(dāng)?shù)讓訉娱g位移角為2%時,防屈曲墻的單軸滯回耗能與累積滯回耗能分別約為非加勁墻的1󰀁5倍與1󰀁8倍。但組合墻耗散能量只略高于防屈曲墻,這表明現(xiàn)澆混凝土蓋板參與抗側(cè)并未明顯增強墻板的滯回耗能。7󰀁5󰀁墻

54、板與框架的相互作用歷次震害調(diào)查顯示,豎向承重構(gòu)件(框架柱或混(b)累積滯回耗能圖30󰀁滯回耗能比較Fig.30󰀁EnergydissipationofthefirstfloorforthreekindsofSPSWs凝土剪力墻)的破壞是結(jié)構(gòu)倒塌的本質(zhì)原因。對鋼板剪力墻來說,由于墻板不承擔(dān)豎向荷載,框架柱是唯一的豎向承重構(gòu)件。因此,判斷墻板對周邊框架各構(gòu)件特別是框架柱的影響是評價其性能的重要途徑之一。如前所述,底層層間位移角至2󰀁5%時,非加勁墻邊柱翼緣觀察到明顯的局部屈曲,而相同的層間位移,防屈曲墻和組合墻均未發(fā)現(xiàn)上述現(xiàn)象,這直觀反映出非加勁墻對

55、邊框柱穩(wěn)定的不利作用。如圖31a,對于非加勁墻,假定墻板為完全拉力場(對極薄鋼板),隨著層間側(cè)移的增大,錨固在邊柱上強大的拉力場將產(chǎn)生較大的附加彎矩。而防屈曲墻內(nèi)嵌鋼板的受力逼近于平面應(yīng)力狀態(tài),拉力場效應(yīng)削弱,邊緣框架柱將基本只產(chǎn)生附加軸向壓力(圖31b),極大緩解了邊框柱的負(fù)擔(dān)。態(tài)進行折減。由此,墻板對邊柱產(chǎn)生的附加軸力為:#N,BR=8fytp=0󰀁55fytp3(5)󰀁󰀁針對非加勁墻板,若框架柱截面慣性矩滿足修正閾值剛度要求,則夾角45),故可將式(4)進一步簡化為式(6)。#N=0󰀁5fytp(6)󰀁

56、83041;比較式(5)、(6)可知,非加勁墻對邊框柱作用的軸力僅低于防屈曲墻10%,但非加勁墻拉力場水平分量產(chǎn)生的彎矩對框架柱穩(wěn)定特別不利,防屈曲墻則克服了這一缺陷,這正是防屈曲墻性能優(yōu)于非加勁墻的主要表現(xiàn)之一。另外,組合墻兩側(cè)混凝土畢竟沒有完全與內(nèi)嵌墻板脫離,且兩側(cè)混凝土蓋板的破壞也不可能完全同步,一側(cè)混凝土蓋板的率先損壞將相對減弱另一側(cè)混凝土蓋板的破壞,內(nèi)嵌鋼板的后期拉力場效應(yīng)要低于非加勁墻,相應(yīng)地,對邊框柱的附加彎矩也要小于非加勁墻。(a)非加勁墻󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁𘀀

57、1;(b)防屈曲墻8󰀁結(jié)論本文對三類鋼板剪力墻試件(非加勁墻、防屈曲墻、組合墻)進行了試驗研究,并輔以有限元數(shù)值分析,對比了不同類型的鋼板剪力墻框架結(jié)構(gòu)在水平往復(fù)荷載作用下的受力性能以及破壞機理。研究表明,防屈曲墻消除了非加勁墻在水平荷載作用下產(chǎn)生的屈曲噪聲和過大的面外變形,而且抗側(cè)剛度與承載力均能比非加勁墻有不同程度的提高。防屈曲墻的內(nèi)嵌鋼板接近于平面受力,極大地減小了邊框柱所受的附加彎矩,其屈服先于屈曲發(fā)生,具有良好的延性與穩(wěn)定的滯回耗能性能。組合圖31󰀁框架受力Fig.31󰀁Forceofframe圖32󰀁非加勁墻邊框柱受力

58、分析Fig.32󰀁ColumnforcebytensionfieldactioninSPSW墻的性能與防屈曲墻類似,但后期由于外覆混凝土蓋板的脫離,內(nèi)嵌鋼板會產(chǎn)生明顯的拉力帶,其剛度、承載力與耗能能力均有不同程度的退化。參󰀁考󰀁文󰀁獻1󰀁郭彥林.防屈曲耗能鋼板墻P.中國專利:ZL2004100915473,2004󰀂11󰀂19.(GuoYan󰀂Lin.BucklingrestrainedsteelplateshearwallsP.ChinesePatent:ZL200

59、4100915473,2004󰀂11󰀂19.(inChinese)2󰀁ZhaoQ,Astaneh󰀂AslA.CyclicbehavioroftraditionalandinnovativecompositeshearwallsJ.JournalofStructuralEngineering,2004,130(2):271󰀂284.3󰀁郭彥林,董全利,周明.防屈曲鋼板剪力墻滯回性能的理論與試驗研究J.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2009,30(1):31󰀂39.(GUOYanlin,DONGQuanl,iZHOUMing.TestsandanalysisonhystereticbehabiorofbucklingrestrainedsteelplateshearwallJ.JournalofBuildingStructures,20