周緒紅，曹昀琦，譚繼可，王宇航

(1. 重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400045; 2. 重慶大學(xué)山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400045)

0 引 言

鋼板剪力墻(簡(jiǎn)稱(chēng)鋼板墻)結(jié)構(gòu)具有抗側(cè)剛度大、承載力高的特點(diǎn)，20世紀(jì)70年代開(kāi)始，逐漸發(fā)展成為一種新型的抗側(cè)力結(jié)構(gòu)形式[1-3]。鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)由內(nèi)嵌鋼板、豎向邊緣構(gòu)件和水平邊緣構(gòu)件組成。研究表明，地震作用下鋼板剪力墻內(nèi)嵌的薄鋼板屈曲后將形成類(lèi)似于斜撐的拉力場(chǎng)，使結(jié)構(gòu)仍然具有良好的水平荷載承載能力[4]。由于薄鋼板剪力墻具有較好的延性和耗能能力，并且具有厚度薄、自重輕、易安裝等優(yōu)點(diǎn)[5]，近年來(lái)得到了快速的發(fā)展和廣泛的應(yīng)用。

目前的薄鋼板剪力墻也存在受力及使用上的缺點(diǎn)。受力性能方面，內(nèi)嵌鋼板的提前屈曲會(huì)帶來(lái)包括屈曲噪聲、滯回曲線(xiàn)捏縮及拉力場(chǎng)給邊框柱造成附加彎矩等不利影響[6-7]。薄鋼板采取不同形式的屈曲約束，可以改善鋼板的屈曲行為，主要措施如下：一是在鋼板上焊接加勁肋以提高其屈曲承載力[8-11]，但這種方法容易產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力和面外變形，降低鋼板墻的延性和抗側(cè)剛度；二是在鋼板的兩側(cè)外加混凝土蓋板防止鋼板發(fā)生面外屈曲，但是由于混凝土板剛度大，地震作用下容易受損并與鋼板脫離[12-14]，無(wú)法有效防止鋼板屈曲。上述防屈曲形式均沒(méi)有考慮鋼板剪力墻墻體保溫、隔聲、裝飾等使用功能要求。因此，筆者提出了一種帽型冷彎薄壁型鋼屈曲約束鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)[15-16]，如圖1所示。這種新型鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)由內(nèi)嵌鋼板、型鋼、保溫隔聲材料和定向刨花板(OSB板)組成。通過(guò)對(duì)拉螺栓在內(nèi)嵌鋼板兩側(cè)設(shè)置冷彎薄壁型鋼向鋼板提供持續(xù)的面外約束。鋼板墻上的螺栓孔大于對(duì)拉螺栓直徑，使得冷彎薄壁型鋼不參與鋼板墻面內(nèi)受力變形。鋼板墻最外層為OSB裝飾板，可通過(guò)自攻螺釘固定于冷彎薄壁型鋼龍骨上，OSB裝飾板與鋼板之間可填充保溫隔聲材料。這種結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了結(jié)構(gòu)功能與建筑功能的一體化,且具有自重輕、易于加工制造、現(xiàn)場(chǎng)裝配式施工便捷的特點(diǎn)，具有重要的推廣意義。

筆者針對(duì)豎向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束的鋼板剪力墻已經(jīng)進(jìn)行了一系列研究，結(jié)果表明豎向設(shè)置冷彎薄壁型鋼屈曲約束能有效提高鋼板剪力墻的耗能能力[15-17]。本文為了對(duì)比不同冷彎薄壁型鋼屈曲約束形式的鋼板剪力墻的往復(fù)剪切性能，設(shè)計(jì)了3個(gè)不同屈曲約束形式的鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)試件和1個(gè)純鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，試驗(yàn)采用鉸接框架結(jié)構(gòu)形式。本文通過(guò)試驗(yàn)與理論分析，揭示不同屈曲約束形式在往復(fù)剪切作用下的力學(xué)性能與失效機(jī)理。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)4個(gè)試件，其中試件FSP0為純鋼板剪力墻對(duì)比試件，其余3個(gè)試件FSP1～FSP3為帶有不同形式的屈曲約束鋼板剪力墻試件。試件由內(nèi)嵌鋼板墻和冷彎薄壁型鋼約束件組成。鋼板墻兩側(cè)的冷彎薄壁型鋼通過(guò)12.9級(jí)M12高強(qiáng)螺栓連接。參考已有研究成果[15-17]，選擇帶有卷邊構(gòu)造的冷彎薄壁型鋼截面形式，以提高冷彎薄壁型鋼對(duì)鋼板墻的面外屈曲作用。為保證冷彎薄壁型鋼不參與鋼板墻受力，鋼板墻上的螺栓孔直徑均為14 mm，大于螺栓直徑12 mm。試件內(nèi)嵌鋼板尺寸均為1 080 mm×1 080 mm。試件主要參數(shù)為冷彎薄壁型鋼對(duì)數(shù)與冷彎薄壁型鋼構(gòu)造形式，相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1。試件構(gòu)造和尺寸如圖2所示。

表1 試件參數(shù)Tab.1 Parameters of Specimens

按照文獻(xiàn)[18]方法對(duì)所用材料進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，每批鋼材中各抽取3個(gè)試件作為標(biāo)準(zhǔn)試樣，材料的力學(xué)性能見(jiàn)表2。

1.2 加載裝置

試驗(yàn)采用的加載裝置如圖3所示。該裝置底座通過(guò)預(yù)應(yīng)力錨桿固定在地面上；裝置頂梁和立柱通過(guò)單向鉸相連，以避免框架參與承受水平荷載，達(dá)到單獨(dú)研究剪力墻抗震性能的目的；試件通過(guò)摩擦型高強(qiáng)螺栓與焊接在裝置上的魚(yú)尾板連接，形成四邊約束剪力墻結(jié)構(gòu)。作用于頂梁上的電液伺服水平作動(dòng)器為裝置提供往復(fù)的水平荷載。

表2 鋼材材料特性Tab.2 Material Properties of Steel

1.3 量測(cè)方案

圖4給出了力傳感器和位移傳感器的布置情況。距頂梁中軸線(xiàn)左右100 mm分別設(shè)置1個(gè)LVDT位移計(jì)(LVDT1，2)，以測(cè)量水平方向上的位移。立柱中軸線(xiàn)上分別設(shè)置1個(gè)LVDT位移計(jì)(LVDT3，4)，以測(cè)量頂梁的豎向位移。頂梁所受的水平荷載則通過(guò)安裝在電液伺服水平作動(dòng)器上的力傳感器采集。

1.4 加載制度

根據(jù)文獻(xiàn)[19]，加載過(guò)程采用荷載和位移雙重控制。正式加載前，先進(jìn)行50 kN預(yù)加載以檢查儀器讀數(shù)是否正常。正式加載時(shí)，先采用荷載控制，每級(jí)荷載增量為100 kN，每級(jí)循環(huán)1次，接近預(yù)估屈服荷載時(shí)荷載增量減小為50 kN；試件屈服后采用位移控制，每級(jí)位移增量為屈服位移，每級(jí)荷載循環(huán)3次。試件承載力下降到峰值荷載的85%時(shí)，試件破壞，停止加載。加載時(shí)，記推為正，拉為負(fù)。加載制度見(jiàn)圖5。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

全部試件的最終破壞形式如圖6所示。純鋼板試件FSP0在加載過(guò)程中，鋼板沿45°拉壓主應(yīng)力方向形成斜向拉力帶。隨著位移的循環(huán)加載，拉力帶在鋼板45°對(duì)角線(xiàn)上交替出現(xiàn)，并由1條發(fā)展為多條。最終試件出現(xiàn)多處折痕撕裂破壞，試驗(yàn)結(jié)束后鋼板仍存在很大的面外X形殘余變形[圖6(a)]。

試件FSP1內(nèi)嵌鋼板上通長(zhǎng)的斜向拉力帶被豎向設(shè)置的冷彎薄壁型鋼阻斷，在兩側(cè)冷彎薄壁型鋼之間區(qū)域形成局部斜向鼓屈拉力帶[圖6(b)]。加載前期，試件幾乎沒(méi)有面外變形；達(dá)到屈服荷載后，試件未被冷彎薄壁型鋼覆蓋的角部開(kāi)始出現(xiàn)鼓屈變形；隨著加載圈數(shù)的增加，內(nèi)嵌鋼板上在冷彎薄壁型鋼之間形成了斜向排列的短拉力帶，冷彎薄壁型鋼端部的卷邊被擠壓變形；試件達(dá)到峰值荷載后，邊排螺栓孔處鋼板觀察到撕裂裂縫，最終發(fā)展為邊排螺栓孔位置X形撕裂裂縫和貫穿裂縫，與此位置對(duì)應(yīng)的薄壁型鋼兩端變形明顯。

與FSP1相比，F(xiàn)SP2鋼板剪力墻在加載過(guò)程中中部區(qū)域也出現(xiàn)了明顯的面外屈曲，內(nèi)嵌鋼板整體面外變形也更大[圖6(c)]。

試件FSP3加載過(guò)程中在推、拉2個(gè)方向上表現(xiàn)出明顯的差異性。試件承受拉力時(shí)，冷彎薄壁型鋼約束平行于拉力帶方向，對(duì)面外屈曲的約束作用很弱。冷彎薄壁型鋼隨著拉力帶的出現(xiàn)沿自身縱軸轉(zhuǎn)動(dòng)。試件承受推力時(shí)，冷彎薄壁型鋼垂直于拉力帶方向，對(duì)面外屈曲的約束作用極強(qiáng)。冷彎薄壁型鋼之間的內(nèi)嵌鋼板幾乎沒(méi)有發(fā)生面外屈曲，內(nèi)嵌鋼板的屈曲變形主要出現(xiàn)在冷彎薄壁型鋼端部區(qū)域[圖6(d)]。加載過(guò)程中，試件隨著推、拉方向的改變發(fā)出較大的“噔噔”響聲；試件達(dá)到屈服點(diǎn)荷載后，內(nèi)嵌鋼板開(kāi)始出現(xiàn)明顯的面外變形；隨著加載級(jí)的繼續(xù)增加，內(nèi)嵌鋼板的面外變形逐漸增大，并對(duì)冷彎薄壁型鋼邊緣造成擠壓，導(dǎo)致冷彎薄壁型鋼端部發(fā)生明顯變形；在試件達(dá)到峰值荷載時(shí)，試件內(nèi)嵌鋼板與冷彎薄壁型鋼端部的螺栓連接處首先出現(xiàn)細(xì)微的裂縫，并逐漸發(fā)展出X形撕裂裂縫。

全部試件加載結(jié)束后，將冷彎薄壁型鋼約束拆下。可以發(fā)現(xiàn)冷彎薄壁型鋼覆蓋下的鋼板幾乎沒(méi)有發(fā)生面外屈曲，處于平面受力狀態(tài)。幾乎所有的冷彎薄壁型鋼構(gòu)件都是端部變形最為明顯，這是因?yàn)槎瞬康募s束力最弱，冷彎薄壁型鋼受到鋼板剪力墻面外屈曲的擠壓，最終產(chǎn)生較大變形。各試件之間相比，水平或橫向設(shè)置的冷彎薄壁型鋼受到鋼板剪力墻擠壓更嚴(yán)重，變形比斜向設(shè)置的冷彎薄壁型鋼更明顯。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

由于試件是分批次加工完成，為了便于試驗(yàn)結(jié)果相互對(duì)比，對(duì)滯回曲線(xiàn)進(jìn)行了標(biāo)準(zhǔn)化處理。根據(jù)2批鋼材的材性試驗(yàn)結(jié)果，將試驗(yàn)荷載除以各自的名義剪切屈服承載力Fy[式(1)]，得到各試件標(biāo)準(zhǔn)化剪力-層間位移角滯回曲線(xiàn)。各試件的標(biāo)準(zhǔn)化骨架曲線(xiàn)為標(biāo)準(zhǔn)化的滯回曲線(xiàn)中各級(jí)加載第1次循環(huán)的峰值點(diǎn)連成的包絡(luò)線(xiàn)。

(1)

式中：fy為鋼材拉伸屈服強(qiáng)度；lw為墻板寬度；tw為墻板厚度。

3.1 剪力-層間位移角滯回曲線(xiàn)

滯回曲線(xiàn)能綜合反映結(jié)構(gòu)的抗震性能。根據(jù)試驗(yàn)得到的試件剪力-層間位移角(F-θ)滯回曲線(xiàn)如圖7所示。

從圖7可以看出，各試件的滯回曲線(xiàn)具有以下共同特點(diǎn)：加載初期，試件處于彈性階段，此時(shí)荷載與層間位移角呈線(xiàn)性關(guān)系，鋼板處于平面受力狀態(tài)，滯回曲線(xiàn)包圍面積很??；隨后試件進(jìn)入彈塑性階段，開(kāi)始出現(xiàn)局部屈曲，隨著拉力帶屈曲程度逐漸加大，滯回環(huán)逐漸張開(kāi)，試件耗能能力得到充分發(fā)展；試件達(dá)到峰值荷載后，由于損傷積累，試件承載力和剛度快速下降，并出現(xiàn)明顯的撕裂破壞。

所有試件均表現(xiàn)出不同程度的“捏縮”現(xiàn)象，這是由于在一個(gè)加載循環(huán)中，荷載反向使得拉力帶先松弛，再反向形成拉力帶。這個(gè)過(guò)程中鋼板剪力墻剛度為0，滯回環(huán)呈“捏縮”狀。

3.2 標(biāo)準(zhǔn)化剪力-層間位移角滯回曲線(xiàn)

將試件承受的荷載按式(1)進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化，得到標(biāo)準(zhǔn)化剪力-層間位移角滯回曲線(xiàn)，見(jiàn)圖8?？梢园l(fā)現(xiàn)，純鋼板試件FSP0的“捏縮”現(xiàn)象最為明顯[圖8(a)]，而帶不同形式冷彎薄壁型鋼約束構(gòu)造的試件滯回曲線(xiàn)更為飽滿(mǎn)，承載能力也有明顯提高。這說(shuō)明冷彎薄壁型鋼有效地抑制了鋼板剪力墻的面外變形，使鋼板由整體面外屈曲轉(zhuǎn)為局部出現(xiàn)屈曲拉力帶，局部屈曲拉力帶的面積與變形程度相對(duì)更小，從而使拉力帶松弛的階段變短，緩解了滯回曲線(xiàn)的“捏縮”現(xiàn)象。

對(duì)比試件FSP1與FSP2的滯回曲線(xiàn)可以發(fā)現(xiàn)，試件FSP1比試件FSP2的滯回曲線(xiàn)略為飽滿(mǎn)[圖8(b)]。這是因?yàn)榧虞d過(guò)程中，試件FSP1只在兩側(cè)產(chǎn)生局部屈曲拉力帶，中部區(qū)域幾乎沒(méi)有面外變形，而試件FSP2在沒(méi)有冷彎薄壁型鋼約束的地方均產(chǎn)生了局部屈曲拉力帶。

對(duì)比試件FSP2與FSP3的滯回曲線(xiàn)可以看出，F(xiàn)SP2的滯回曲線(xiàn)更為飽滿(mǎn)[圖8(c)]，且在推、拉方向上的一致性更好。試件FSP3的滯回曲線(xiàn)仍然明顯比純鋼板試件FSP0更為飽滿(mǎn)[圖8(d)]。

因此，從滯回曲線(xiàn)來(lái)看，豎向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束件對(duì)限制鋼板的面外屈曲最為有效，其次為水平約束，最差的是斜向45°約束。

3.3 耗能能力

在抗震性能研究中，結(jié)構(gòu)的耗能能力常通過(guò)等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq來(lái)反映[19]，等效黏滯阻尼系數(shù)越大，結(jié)構(gòu)耗能的效果越好。等效黏滯阻尼系數(shù)的計(jì)算公式為

(2)

式中：SABC+CDA為滯回曲線(xiàn)包圍的面積；S△OBE+△ODF為△OBE與△ODF的面積之和(圖9)。

經(jīng)過(guò)計(jì)算得到所有試件第1圈等效黏滯阻尼系數(shù)-層間位移角的關(guān)系曲線(xiàn)，如圖10所示?？梢钥闯?，相對(duì)于純鋼板試件，所有帶冷彎薄壁型鋼約束件的試件的等效黏滯阻尼系數(shù)均有顯著提高，且約束件對(duì)數(shù)越多，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)越大。所有試件中，豎向及橫向設(shè)置約束的試件FSP1和試件FSP2的等效黏滯阻尼系數(shù)提高最為明顯，其次為帶有45°斜向約束的試件FSP3。通過(guò)對(duì)比結(jié)果可以看出，水平及豎向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束比斜向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束更能提高試件的等效黏滯阻尼系數(shù)，可以得到更好的耗能效果。

結(jié)構(gòu)的滯回環(huán)所包圍的面積是結(jié)構(gòu)吸收能量轉(zhuǎn)化為非彈性變形的能量，滯回環(huán)面積越大，結(jié)構(gòu)耗散的能量也就越多[19]?？偤哪艿扔诟鳒丨h(huán)包圍面積之和，是結(jié)構(gòu)整個(gè)過(guò)程中所積累的能量耗散。各試件的總耗能情況如表3所示。

從表3可以看出，相對(duì)純鋼板試件FSP0，試件FSP3的總耗能降低了9.35%，這說(shuō)明45°斜向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束對(duì)鋼板剪力墻總耗能沒(méi)有提高作用。試件FSP1對(duì)總耗能的提高幅度最大，為90.04%，而水平設(shè)置4對(duì)冷彎薄壁型鋼約束的試件FSP2的總耗能提高了61.92%。再次說(shuō)明了豎向及水平設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束比斜向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束更能提高試件的耗能能力。

表3 試件總耗能Tab.3 Total Energy Consumption of Specimens

3.4 標(biāo)準(zhǔn)化骨架曲線(xiàn)

取標(biāo)準(zhǔn)化剪力-層間位移角滯回曲線(xiàn)中各級(jí)加載第1次循環(huán)的峰值點(diǎn)連成包絡(luò)線(xiàn)，得到試件的骨架曲線(xiàn)。以試件FSP1為例，試件特征點(diǎn)在骨架曲線(xiàn)上的位置如圖11所示[19]。

取標(biāo)準(zhǔn)化滯回曲線(xiàn)中各級(jí)加載第1次循環(huán)的峰值點(diǎn)連成包絡(luò)線(xiàn)，則得到各試件的標(biāo)準(zhǔn)化骨架曲線(xiàn)。各試件的標(biāo)準(zhǔn)化骨架曲線(xiàn)對(duì)比見(jiàn)圖12，可以看出，試件的骨架曲線(xiàn)形狀相似，都呈反S形。

從各試件的骨架曲線(xiàn)可以明顯看出：試件處于彈性階段時(shí)，剪力與層間位移角呈線(xiàn)性變化；達(dá)到屈服點(diǎn)后，試件進(jìn)入彈塑性階段，荷載繼續(xù)增加，但試件剛度明顯降低；達(dá)到峰值點(diǎn)后，試件的承載力迅速降低，當(dāng)荷載降至極限荷載的85%時(shí)停止加載，得到試件的極限點(diǎn)。取極限點(diǎn)位移Δu與屈服點(diǎn)位移Δy的比值作為試件的延性系數(shù)μ，并用它來(lái)評(píng)定各試件的延性，其表達(dá)式為

(3)

試件的特征點(diǎn)及延性系數(shù)見(jiàn)表4?？梢钥闯觯合鄬?duì)純鋼板試件FSP0，帶冷彎薄壁型鋼約束的試件其延性系數(shù)均有顯著提高，表現(xiàn)出良好的塑性變形性能；試件FSP1，F(xiàn)SP2的平均延性系數(shù)分別提高了47%和59%，而FSP3僅提高14%。這說(shuō)明豎向或水平設(shè)置約束比沿45°斜向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束在提高試件延性方面更為有效。

就承載力而言，所有帶冷彎薄壁型鋼約束試件的峰值荷載都高于純鋼板試件。為了評(píng)估不同冷彎薄壁型鋼約束構(gòu)造對(duì)鋼板剪力墻抗剪承載力的提高效率，引入承載力提高評(píng)價(jià)系數(shù)α,計(jì)算公式為

(4)

式中：ΔFp為同一方向上試件的峰值荷載相對(duì)于純鋼板試件FSP0的承載力增量；W為試件帶有的型鋼約束件質(zhì)量。

計(jì)算得到的各試件承載力提高評(píng)價(jià)系數(shù)α見(jiàn)表5。對(duì)比可知，試件FSP1的承載力提高效率較高，且在推、拉2個(gè)方向上具有較好的一致性。FSP1推、拉方向上的平均承載力提高評(píng)價(jià)系數(shù)α大于4，而FSP2，F(xiàn)SP3的平均承載力提高評(píng)價(jià)系數(shù)均小于4。這說(shuō)明豎向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束比水平或斜向45°設(shè)置對(duì)試件峰值荷載的提高效果更好。

試件FSP3在推、拉2個(gè)方向上的承載力提高評(píng)價(jià)系數(shù)表現(xiàn)出明顯的差異，這是由于其具有非軸向?qū)ΨQ(chēng)的約束形式。如圖13(a)所示，承受推力時(shí)，鋼板右傾斜的45°拉力帶被冷彎薄壁型鋼約束阻斷，約束較強(qiáng)；如圖13(b)所示，承受拉力時(shí)，鋼板左傾斜的45°冷彎薄壁型鋼約束平行于拉力帶，約束較弱，因此試件FSP3在受推時(shí)的承載力顯著高于受拉時(shí)的承載力。

3.5 剛度退化

循環(huán)荷載下，結(jié)構(gòu)在同一荷載水平下的位移逐漸增大，表現(xiàn)出剛度退化。為對(duì)比不同冷彎薄壁型鋼約束形式對(duì)試件剛度退化的影響,采用峰值割線(xiàn)剛度Ki對(duì)試件的剛度進(jìn)行評(píng)價(jià)，Ki按式(5)計(jì)算

表4 試件特征點(diǎn)荷載及延性系數(shù)Tab.4 Characteristic Point Loads and Ductility Coefficients of Specimens

表5 各試件承載力提高評(píng)價(jià)系數(shù)Tab.5 Bearing Capacity Improvement Evaluation Coefficient of Specimens

(5)

式中：+Fi和-Fi分別為第i次推、拉向峰值點(diǎn)的荷載值；+Xi和-Xi為第i次推、拉向峰值點(diǎn)的位移值[19]。

由式(5)計(jì)算得到的剛度退化曲線(xiàn)如圖14所示。

由圖14可以看出：

(1)在加載的初始階段，試件表現(xiàn)出硬化現(xiàn)象，達(dá)到峰值剛度后，試件剛度開(kāi)始退化，并且隨著位移的增加，試件剛度退化曲線(xiàn)越來(lái)越平緩。

(2)相對(duì)于純鋼板試件，帶冷彎薄壁型鋼約束試件的峰值剛度都有顯著提高，達(dá)到屈服位移后，帶冷彎薄壁型鋼約束的試件剛度迅速降低，但仍然高于純鋼板試件，說(shuō)明不同形式的冷彎薄壁型鋼約束都可以減緩試件的剛度退化。

(3)試件FSP1的峰值剛度最低，說(shuō)明豎向設(shè)置冷彎薄壁型鋼約束對(duì)剪力墻剛度的提高效果最差。

(4)試件FSP3的前期剛度很大是因?yàn)樵谠嚰虞d的彈性階段，鋼板上斜向45°設(shè)置的冷彎薄壁型鋼約束在推、拉方向上表現(xiàn)出約束效果的明顯差異。試件承受拉力時(shí)，冷彎薄壁型鋼約束平行于拉力帶方向，對(duì)面外屈曲的約束作用很弱。試件承受推力時(shí)，冷彎薄壁型鋼約束垂直于拉力帶方向，對(duì)面外屈曲的約束作用極強(qiáng)。峰值割線(xiàn)剛度計(jì)算中|-Fi|，|-Xi|的值與純鋼板類(lèi)似，而|+Fi|的值可以達(dá)到很大，同時(shí)位移|+Xi|的值仍然很小，最終表現(xiàn)出Ki的值顯著增大。

4 結(jié) 語(yǔ)

(1)冷彎薄壁型鋼屈曲約束能有效限制鋼板剪力墻在往復(fù)剪切荷載下的面外變形。水平或豎向設(shè)置的冷彎薄壁型鋼屈曲約束限制了鋼板剪力墻上通長(zhǎng)拉力帶的產(chǎn)生，使其形成區(qū)格間的局部屈曲拉力帶。試件的破壞形式普遍表現(xiàn)為鋼板剪力墻在屈曲約束較弱處產(chǎn)生撕裂破壞，冷彎薄壁型鋼約束件的邊緣則因受到鋼板的擠壓而變形。

(2)設(shè)置冷彎薄壁型鋼屈曲約束顯著提高了鋼板剪力墻的耗能能力、塑性變形性能和承載力。其中，豎向設(shè)置冷彎薄壁型鋼屈曲約束最能提高試件的耗能能力，水平設(shè)置冷彎薄壁型鋼屈曲約束次之，斜向45°設(shè)置冷彎薄壁型鋼屈曲約束對(duì)試件耗能能力的提高效果最差。

(3)斜向45°設(shè)置的冷彎薄壁型鋼使得試件在推、拉方向上的受力性能表現(xiàn)出較大的差異性。當(dāng)拉力帶垂直于冷彎薄壁型鋼時(shí)，冷彎薄壁型鋼約束效果較好，而當(dāng)拉力帶平行于冷彎薄壁型鋼時(shí)，冷彎薄壁型鋼約束效果較差。約束效果在推、拉2個(gè)方向上的差異使得試件的承載力和剛度都呈現(xiàn)出明顯的差異，即在約束較強(qiáng)的方向承載力更高、剛度更大。