丁玉坤

鋼筋混凝土墻板內置無粘結鋼支撐抗沖切研究

丁玉坤1，2

（1.哈爾濱工業(yè)大學結構工程災變與控制教育部重點實驗室，150090哈爾濱；2.哈爾濱工業(yè)大學土木工程學院，150090哈爾濱）

為了改善鋼筋混凝土墻板內置單斜形無粘結鋼板支撐中墻板的抗沖切性能，用開孔槽鋼來抗沖切，并將鋼板支撐端部的加勁肋立放設置.采用擬靜力試驗研究了構造對試件滯回性能的影響，基于試驗結果探討了墻板的抗沖切設計方法.試驗表明：與支撐周圍采用加密拉結筋的抗沖切構造相比，采用開孔槽鋼可避免墻板局部沖切破壞，墻板局部沖切開裂程度大幅降低；與支撐端部加勁肋平放設置相比，加勁肋立放時可減小加勁肋端墻板與支撐間空隙的寬度，從而減小端部鋼板支撐對墻板的沖切作用力；試件最終發(fā)生了墻板局部沖切破壞或支撐受拉斷裂，破壞前試件滯回曲線飽滿穩(wěn)定；依據墻板可能的沖切破壞模式，給出了抗沖切驗算方法.

防屈曲支撐；鋼筋混凝土墻板內置無粘結鋼板支撐；滯回性能；沖切破壞；受拉斷裂；腹板開孔槽鋼

鋼筋混凝土墻板內置無粘結鋼板支撐（簡稱墻板內置支撐）是將表面敷設無粘結材料的鋼板支撐內置于鋼筋混凝土墻板中形成的一種中心支撐（如圖1所示），也屬于采用墻板做為支撐約束構件的防屈曲支撐（buckling restrained brace）［1-5］，墻板可兼做填充墻，可用于有抗震要求且使用上需要較多隔墻的中心支撐鋼框架結構中［1，4，6］.無粘結材料用以留置間隙，避免支撐軸向受壓后，由于泊松效應橫截面增大而擠壓外部墻板.受力過程中，內置支撐抵抗其所承受的樓層剪力，外部墻板僅用于為內置支撐提供側向約束，防止支撐受壓后大幅整體或局部失穩(wěn)［6-7］.工程應用中，內置支撐可以采用單斜形、人字形和V字形等常用的形式，布置原則基本與常規(guī)的純鋼中心支撐相同.區(qū)別之處在于，墻板四周與鋼框架間均應留置空隙（圖1），以防支撐側移后帶動墻板平動和轉動，使墻板與框架發(fā)生擠壓后產生不利影響.墻板內置支撐可通過支撐端部焊接或者端板高強螺栓與鋼框架連接.

當采用墻板內置人字形或V字形支撐時，可以將人字形或V字形支撐內置于一塊墻板中，也可由兩個墻板內置單斜形支撐來形成人字形或V字形的墻板內置支撐（如圖1所示）.因研究單斜支撐便于考察單根支撐和墻板間的相互作用，同時，考慮試驗室已有的加載裝置的構成，因此，本文采用了圖2、3所示的布置方案.本文縮尺試件的幅面尺寸約為實際應用中尺寸的1／2.為了防止支撐受壓縮短后，支撐加勁肋沿軸向擠壓墻板，在上端加勁肋端設置泡沫橡膠等松軟材料來留置沿支撐軸向的間隙（見圖1～3）.

圖1 安裝于鋼框架中的墻板內置支撐

目前，對墻板的抗沖切構造，以及構造對墻板抗沖切承載力的影響，開展的研究工作較少.因支撐與墻板之間敷設無粘結材料并留置間隙，支撐受壓后，將在墻板孔壁中微幅失穩(wěn)，局部沖切墻板，導致墻板嚴重開裂或沖切破壞.已有研究中，在支撐周圍的鋼筋混凝土墻板中，采用附加拉結筋或箍筋籠等加密鋼筋的構造措施來提高墻板的抗沖切承載力，但墻板仍可能嚴重開裂和沖切破壞，使墻板內置支撐的延性和耗能能力不能得到充分發(fā)揮［2-4，6］.因此，支撐附近墻板的抗沖切構造有待進一步探索.

試驗研究發(fā)現，因鋼板支撐端部未設加勁肋，受壓后支撐端部易局部失穩(wěn)將墻板沖切破壞［7］，故通常在支撐端部設置加勁肋，并在墻板端部內設置加強件來避免墻板端部被支撐局部沖切破壞.為了避免鋼板支撐的加勁肋設置后影響墻板內雙層鋼筋布置和削弱墻板端部加強件，不得不將支撐加勁肋平貼在兩端支撐鋼板上并焊接［2，3，6，8］.但加勁肋端粘貼松軟泡沫橡膠后，在加勁肋端留置的空隙較大，削弱了該位置墻板對支撐的側向約束，加勁肋端的支撐受壓時易較早局部屈曲，將墻板較早沖切破壞.這表明，加勁肋沿支撐鋼板寬度方向的尺寸直接影響著支撐端部的受力性能.因此，有必要探討支撐端部加勁肋的設置方式，減小肋板端部留置的空隙.

基于上述問題，為進一步探索鋼筋混凝土墻板內置支撐中墻板的抗沖切構造，研究墻板的抗沖切設計方法，本文對3個鋼筋混凝土墻板內置單斜無粘結鋼板支撐試件進行了擬靜力試驗研究.考察了支撐端部加勁肋與開孔槽鋼設置等因素對墻板內置支撐的滯回性能以及墻板的開裂和破壞模式的影響.依據抗沖切構造和沖切破壞，探討了墻板的抗沖切承載力和驗算方法.

1 試驗概況

1.1試件設計與制作

1.1.1 支撐的制作

鋼板支撐的幾何尺寸及具體構造見圖2，圖中尺寸單位均為mm.支撐鋼材為Q235-B，材性試驗結果見表1，彈性模量和泊松比分別為2.043× 105MPa和0.30，表內數值均為實測平均值.3個試件編號為PBRB1～3.

圖2 鋼板支撐的構造

為實現支撐屈服段各截面均勻受力，對支撐進行了刨邊.為防止鋼支撐兩端外露部分過早失穩(wěn)而失去承載力，在支撐兩端設置了加勁肋，加勁肋采用平放（PBRB1和PBRB3）和立放（PBRB2）兩種，以考察兩種加勁肋設置方式對支撐屈服段端部墻板局部抗沖切承載力的影響.為防止支撐受壓縮短時加勁肋擠壓墻板，在上部加勁肋端部設置松軟的泡沫橡膠（圖2）.為避免支撐受壓時因泊松效應產生的橫向變形脹裂墻板，在沿支撐鋼板兩側窄邊粘貼了厚1.90 mm的高彈膠板后，再外包塑料膠帶來隔離其與墻板間的粘結力，塑料膠帶的厚度為0.22 mm.試件通過支撐兩端焊接的厚20 mm的連接端板用高強螺栓連接在加載框架中.

表1 試件的材性

1.1.2 墻板的制作

3個試件的墻板構造和尺寸見圖3.

圖3 墻板的構造

墻板均由鋼筋混凝土制成，實測的混凝土標準立方體試塊抗壓強度平均值為44.94 MPa.沿墻板板厚中間放置鋼板支撐，墻板內配雙層雙向?6.50鋼筋網，并在其間設置拉結鋼筋.為避免墻板在支撐端部被沖剪破壞，在試件PBRB1的墻板端部設置了帶有錨筋的錨板，在PBRB2和PBRB3中錨板直接與開孔槽鋼焊接在一起.

試件雖然為縮尺加工，但也盡量滿足鋼筋保護層和鋼筋網間距等要求.100 mm厚的墻板中，兩層鋼筋網片中外層鋼筋的保護層厚度為15 mm，拉筋的保護層厚度為8.5 mm.為了保證混凝土澆筑質量，根據最小鋼筋網片間距（41 mm），采用粗骨料最大粒徑為10 mm的細石混凝土進行澆筑.

為提高墻板的局部抗沖切能力，采用了兩種加強方式，其一，在支撐周圍，加密了墻板的雙層雙向鋼筋網和其間的拉結筋（見圖3（a））；其二，在支撐周圍設置了兩根腹板開孔的薄壁槽鋼（見圖3（b）和圖4），并用小槽鋼連接兩根開孔槽鋼.在槽鋼腹板開孔目的為：便于雙層雙向鋼筋的布置；代替支撐周圍密布的加密鋼筋，避免鋼筋綁扎和混凝土澆筑時振搗等對拉結筋位置的影響，保證支撐周圍混凝土的澆筑質量；提高槽鋼與混凝土的組合作用，更好地發(fā)揮抗沖切作用.

小槽鋼的主要作用包括：與兩根開孔槽鋼協(xié)同工作，對位于開孔槽鋼和小槽鋼內的混凝土有一定的約束作用，當開孔槽鋼翼緣受沖凸起后，小槽鋼通過軸向受拉來抑制此凸起變形，即使不能抑制沖切破壞，也能改善沖切破壞的延性（因為支撐屈服段端部沖切力較大，故此處小槽鋼布置的較密（見圖3（b）））；如果墻板局部被沖切出去后，小槽鋼用于連接兩個大的開孔槽鋼，使兩個開孔槽鋼協(xié)同抗沖切，避免原本設計用兩個開孔槽鋼抗沖切，變?yōu)橹饕且桓垆撊タ箾_切的不利狀況（因內置支撐與墻板孔壁接觸不均等因素，可能導致局部沖切作用偏向一根開孔槽鋼）；協(xié)助定位開孔槽鋼，避免兩個開孔槽鋼彼此無聯(lián)系，在混凝土振搗中，難以定位，影響抗沖切作用.

小槽鋼的尺寸和布置按構造考慮如下：小槽鋼的寬度（即沿墻板厚度方向的尺寸）是考慮墻板厚度減去開孔槽鋼的高度確定的；小槽鋼的高度（即沿支撐軸線方向的尺寸）是按不影響混凝土澆筑來確定的；小槽鋼的長度（即垂直支撐軸線方向的尺寸）是按小槽鋼能可靠搭接在開孔槽鋼翼緣上施焊確定的.

圖4 開孔槽鋼的構造

1.2試驗加載和測試方案

試驗加載裝置見圖5.通過控制水平位移對試件進行往復水平加載.水平力由電液伺服作動器提供.在支撐的上下端板上安裝位移計以量測支撐上下端的相對水平位移.在墻板表面平行和垂直支撐軸線的兩個方向粘貼了應變片，圖6為應變片布置，括號內為背面應變片編號.本文約定圖5、6所看到的為墻板的正面.

圖5 裝有墻板內置單斜鋼板支撐的試驗加載裝置

圖6 墻板的應變片

加載包括兩大階段，第一階段為加載位移幅值漸增的循環(huán)加載；第二階段為加載位移幅值為27 mm（循環(huán)10周）和54 mm（循環(huán)若干周至試件破壞）下的循環(huán)加載，兩個加載幅值分別對應支撐屈服段的軸向應變約0.01和0.02.第一階段中，從彈性到初步進入屈服階段，每級位移幅值依次為0.75、1.5、2.25、3.0、4.0、5.0 mm，每級循環(huán)一周.試件初步屈服后，找出荷載-位移曲線的拐點，確定出用于加載的屈服位移（4.5 mm）.屈服后，每級位移增量為1倍的屈服位移，每級循環(huán)兩周，直至位移幅值為63 mm.若第一階段破壞，則停止試驗；若沒有破壞，則進入第二階段繼續(xù)加載，直至試件破壞.

2 試驗結果

2.1試件破壞現象

在第一加載階段中，與PBRB2和PBRB3相比，PBRB1的墻板開裂較早且墻板端部裂縫開展及沖切破壞趨勢較嚴重（見圖7）.3個試件除了墻板端部較多開裂，墻板中部僅有少量的輕微縱向（沿支撐軸向）裂縫，墻板均無破壞.在第二階段± 54 mm循環(huán)加載下，PBRB1中墻板被支撐局部沖切破壞.墻板（正面或背面）局部被沖切出的部分，是一個錐體，脫離墻板其余部分發(fā)生空間剪切破壞，具有沖切破壞的特征［9］；PBRB2和PBRB3中鋼板支撐低周疲勞斷裂.

PBRB1在第一階段-18 mm①（①表示每級兩個循環(huán)加載的第一循環(huán)）時，墻板正面下端對應支撐屈服段端部出現了一條縱向裂縫（圖7（a）），開裂較輕微.-40.5～-49.5 mm②期間，墻板上部正背面由支撐屈服段端部向下逐漸開裂，裂縫多為沿支撐軸向的縱向裂縫，墻板正面端部出現斜裂縫.之后此局部范圍裂縫發(fā)展迅速，從-54 mm起到第一階段加載末，支撐屈服段上端正面墻板有被局部沖切出的趨勢（圖7（a）），但試件沒有發(fā)生破壞，承載力和剛度無下降.第二階段中，在27 mm幅值下，墻板無新裂縫發(fā)展；在54 mm幅值下，墻板背面下端在支撐屈服段端部區(qū)域出現較多裂縫，并在第14周循環(huán)中，支撐受壓時將此部分的墻板局部沖切破壞（圖7（a））.

圖7 墻板的開裂和破壞

PBRB2和PBRB3在第一階段-49.5 mm時，墻板正背面中部偏上位置出現了沿支撐軸向的縱向裂縫，開裂較輕微.接近-63 mm時，墻板正面上部在支撐屈服段端部區(qū)域的小塊墻板有局部被沖切出的趨勢（圖7（b）、（c）），但試件并無破壞.與PBRB1相比，墻板上端沖切區(qū)域的范圍和開裂程度都較小.兩個試件在第二階段54 mm幅值加載下，墻板沒有新的裂縫出現，分別在加載至第24圈和第14圈時，支撐受拉斷裂.

與PBRB1相比，PBRB2和PBRB3中的開孔槽鋼提高了墻板的局部抗沖切承載力，墻板開裂較晚，且開裂程度和開裂范圍均減小.墻板沒有被受壓支撐沖切破壞，試件最終均因支撐低周疲勞后受拉斷裂而破壞，可以充分發(fā)揮鋼支撐的耗能能力.

2.2內置鋼板支撐變形和試件滯回曲線

試驗后的支撐見圖8.PBRB1中墻板下端破壞處，支撐屈服段下端彎曲變形較大（圖8）.支撐屈服段上端也有彎曲變形，這一局部變形使支撐對墻板產生了沖切作用，墻板有被局部沖切出的趨勢（圖7（a））.除屈服段兩端，支撐中部幾乎無可見變形.PBRB2和PBRB3中墻板沒有破壞，支撐最終低周疲勞斷裂，支撐整體較平直（圖8）.

對于PBRB2和PBRB3，墻板上端開裂嚴重（圖7（b）、（c）），PBRB3支撐屈服段上端的局部彎曲變形較大（圖8），墻板因被沖切突出墻面的變形較明顯（圖7（c））.這表明，加勁肋宜立放設置.

圖8 支撐的變形和斷裂

圖9給出3個試件在第一階段和第二階段54 mm幅值下的滯回曲線（因第二階段27 mm幅值下，墻板和支撐均無破壞，也沒有新的破壞狀況發(fā)生，滯回曲線飽滿穩(wěn)定，所以不再給出27 mm幅值下的滯回曲線）.由于墻板的約束作用，鋼支撐可以在拉壓作用下進入屈服.直至墻板內置支撐破壞前，其滯回曲線飽滿穩(wěn)定，無承載力和剛度退化.

圖9 水平向荷載-位移曲線

3 試驗結果分析

3.1試件局部破壞及破壞機理分析

由圖7、8可知，試件有兩種破壞模式：其一，墻板端部被支撐沖切破壞；其二，支撐屈服段受拉斷裂破壞.設計合理的墻板內置支撐的破壞模式應是第二種，即支撐屈服后在循環(huán)加載下低周疲勞，發(fā)生受拉斷裂，而墻板始終無破壞.

第一種破壞分析如下：支撐上部加勁肋端粘貼泡沫橡膠留置空隙以及下部加勁肋端部和墻板間也可能出現空隙（因加載幅值較大時墻板與支撐間存在較大的摩擦作用，墻板被受拉支撐向上提升），削弱了墻板對支撐屈服段端部的約束作用.同時，墻板與支撐間的摩擦力使墻板分擔了一部分支撐軸力，支撐屈服段與墻板間空隙較大，墻板的分載作用較小，支撐屈服段端部軸力較大.因此，支撐屈服段端部較容易局部失穩(wěn)，且其彎曲變形以及對墻板的沖切作用均比中部區(qū)域大，使墻板端部開裂較嚴重甚至沖切破壞.

第二種破壞分析如下：當墻板構造合理，墻板能為支撐提供足夠的側向約束，墻板無破壞.支撐屈服段在經歷大的往復塑性變形后，會在某些斷面萌生疲勞裂紋，最終受拉斷裂.

3.2墻板的應變量測結果

以PBRB2為例，圖10為墻板正面中部的彎曲應變（因墻板正、背面實測應變值均基本處于彈性范圍，分別將正、背面的應變測量值減去正背面應變的平均值，可得出墻板因受彎產生的彎曲應變值.背面對應的彎曲應變等值反向，不再給出）.

總體上，應變隨支撐軸力的增加而增大.在墻板開裂前，距支撐軸線較遠的應變值較小.由于支撐與墻板澆筑為一個整體，支撐不可避免有初始彎曲變形，因此，在往復拉壓作用下，支撐帶動墻板受彎，墻板表面出現受拉應變.但因支撐沒有整體受彎開裂和破壞的趨勢，支撐大幅受壓屈服后，在墻板孔壁內的變形，使墻板受彎狀態(tài)出現變化，墻板正面上，受拉應變減小，甚至轉為受壓應變.上述是從支撐與墻板整體受力角度分析的.因位于支撐軸線上的墻板還受到支撐的局部沖切作用，很可能導致墻板表面的彎曲應變與整體受力下的趨勢不一致.試驗后期，墻板的嚴重沖切開裂，導致應變出現了大的重分布，特別是支撐軸線位置上，波動幅度最大.

圖10 PBRB2中墻板的應變

4 墻板局部抗沖切承載力探討

因支撐與墻板間通過敷設無粘結材料來留置間隙，鋼板支撐受壓后（特別是受壓屈服后），易在墻板孔壁中發(fā)生局部失穩(wěn)，失穩(wěn)的支撐在其波峰或波谷部位對墻板產生局部沖切作用，見圖11.因支撐受壓后與墻板間存在摩擦力，導致在支撐中部，墻板分擔一部分支撐軸向壓力，支撐屈服段兩端軸力較大，支撐易在屈服段兩端較早局部失穩(wěn)（圖8）.

受壓支撐屈服后在墻板孔壁中發(fā)生彈塑性失穩(wěn)（圖11），屈服段端部支撐的穩(wěn)定承載力N為

因受壓支撐在墻板孔壁內發(fā)生微幅失穩(wěn)（支撐與墻板孔壁間的間隙C與支撐失穩(wěn)半波長L相比很?。雎凿摪逯谓孛嬗捎谖⒎冃萎a生的彎矩.由圖11（a），支撐對墻板的沖切力F可近似計算為

式中：N為受壓支撐的軸力；Et為切線模量；I為支撐繞自身弱軸的截面慣性矩；L為受壓失穩(wěn)半波長；C為支撐與墻板間的總間隙，取0.448 mm.

第一加載階段末，綜合3個試件的試驗結果，取Et＝0.03E.PBRB1～3中N依次為462.4、476.6、486.5 kN.求得L依次為36.0、35.4、35.1 mm.F依次為：11.5、11.7、11.8 kN.試驗后，PBRB1的支撐屈服段兩端屈曲變形明顯（圖8），實測屈曲半波長約36～40 mm，與上述計算值較接近.

圖11 失穩(wěn)支撐對墻板的沖切

4.1采用拉結筋的墻板抗沖切承載力驗算

圖11中假設失穩(wěn)支撐沿其寬度方向與墻板的接觸區(qū)域為一條線.因試驗過程中不能直接觀察和量測到支撐與墻板孔壁的接觸區(qū)域，因此，做為探討，結合有限元分析，得出接觸區(qū)域沿支撐軸向的長度約為10～80 mm，分析表明，此接觸長度隨支撐塑性發(fā)展程度而變化；當支撐失穩(wěn)區(qū)段在波峰或波谷與墻板孔壁接觸后，接觸長度隨支撐軸向壓力的變化而變化；隨支撐失穩(wěn)半波長的變化，接觸長度也隨之變化.考慮支撐每側有一根拉結筋抗沖切，由文獻［9］，兩根拉結筋的抗沖切承載力為0.8fyAs＝15.4 kN＞F＝11.5 kN，滿足要求.然而，大的加載位移幅值下，墻板局部嚴重開裂.因此，對混凝土部分的抗沖切承載力做如下驗算.

沖切接觸面取矩形截面，矩形截面的長度取鋼板支撐寬度b、寬度取10 mm（為了不過多考慮混凝土的抗沖切區(qū)域，接觸面的寬度取上述有限元分析結果的較小值）.由文獻［9］鋼筋直徑6.5 mm，保護層15 mm，得h0＝22.5 mm；考慮接觸面尺寸和沖切面尺寸的調整系數η＝0.554；沖切臨界面周長um＝266 mm；混凝土ftk＝2.51 N／mm2，ft＝1.80 N／mm2，則受沖切截面驗算：1.2ftηumh0＝7.2 kN＜F.此處偏于安全考慮，計算中采用ft.

雖然中國規(guī)范［10］公式的混凝土抗沖切承載力計算值較保守.但上述驗算表明，在漸增的沖切力作用下，混凝土墻板將逐漸變得不滿足受沖切截面的限制條件，這也可能是第一階段末，雖然拉結筋滿足抗沖切承載力的要求，但墻板局部卻嚴重開裂的原因［9］.

在該種接觸情況下，混凝土部分的抗沖切承載力為0.5 ftηumh0＝3.0 kN.

文獻［6］中，試件DBRB6采用了與PBRB1類似的加密鋼筋抗沖切構造，且C＝0.448 mm.取Et＝0.03 E，則F＝14.7 kN.與PBRB1比較可知，因DBRB6支撐鋼板較薄（厚7.64 mm），雖然軸向力（N＝392.5 kN）較小，但在相同間隙下，因支撐的屈曲半波長較短（L＝23.9 mm），支撐對墻板的沖切作用較大.因此，建議實際工程應用中，采用較厚實的支撐鋼板截面.

結合文獻［6］進行驗算，在DBRB6的支撐屈服段端部，也考慮兩根拉結筋抗沖切，其抗沖切承載力為0.8 fyAs＝20.3 kN＞F＝14.7 kN，滿足要求.

混凝土部分的抗沖切承載力驗算中，沖切接觸面寬度也近似取10 mm.ftk＝1.92 N／mm2，ft＝1.37 N／mm2，h0＝27.0 mm，η＝0.52，um＝328 mm.則受沖切截面驗算：1.2 ftηumh0＝7.6 kN＜F＝14.7 kN.可見，與PBRB1類似，DBRB6試驗后期，在支撐屈服段端部，支撐對墻板的沖切力較大，混凝土墻板逐漸變得不滿足受沖切截面的限制條件，墻板局部嚴重開裂.

支撐往復作用下，對墻板的沖剪作用，使墻板局部嚴重開裂，將可能大幅削弱抗沖切鋼筋的錨固和抗沖切承載力，導致墻板局部被沖切破壞.

4.2采用開孔槽鋼的墻板抗沖切承載力驗算

由圖11（c）所示，槽鋼腹板位于沖切錐體內的部分將抵抗沖切作用，結合圖11和圖12（a），腹板在沖切作用下可能出現塊狀拉剪破壞.考慮鋼材的抗剪強度較抗拉強度低很多，且受剪破壞線較受拉破壞線短很多，這里忽略受剪截面對抗沖切承載力的貢獻.因此，支撐一側的槽鋼腹板塊狀剪切下抗沖切承載力為：2dtefy＝30.86 kN＞2dq＝F／2，滿足要求.其中，d為沖切作用力傳遞到槽鋼腹板的垂直距離（圖11（c）和12（a）），te為開孔腹板的等效厚度，fy見表1.

因槽鋼腹板開孔，且支撐的沖切位置隨失穩(wěn)狀態(tài)而變化，故上述計算采用腹板等效厚度，等效厚度te確定如下：按截面面積相等的原則，將垂直沖切力方向單位長度內扣除開孔最大削弱后的實際開孔槽鋼凈截面等效為單位長度內無開孔的截面，則計算出的無開孔截面的厚度即為開孔槽鋼的等效厚度te.

此外，考慮圖11（c）中實際沖切角度可能大于45°，兩槽鋼腹板間的混凝土可能被支撐沖切出去，同時槽鋼翼緣也將被沖出塑性變形，發(fā)生局部沖切破壞.對槽鋼翼緣的局部抗沖切承載力做如下探討.

圖12 開孔槽鋼的腹板或翼緣受到的沖切作用

忽略混凝土的抗沖切作用.同時，由于圖3（b）中小槽鋼間隔布置，且圖13中僅考慮微小變形的狀態(tài)，此時小槽鋼對開孔槽鋼翼緣凸起變形的抑制作用很?。ㄒ驗樾〔垆撏ㄟ^沿自身軸向受拉來抑制凸起變形，當凸起變形很小時，小槽鋼的軸向受拉作用甚微），偏于安全考慮，忽略小槽鋼的輔助抗沖切作用（當然，若凸起部位寬度內有小槽鋼，且凸起變形很大，小槽鋼對凸起變形有抑制作用，其抗沖切作用不容忽視，這也正是1.1.2節(jié)中提及的小槽鋼的第一個作用（即使不能抑制沖切破壞，也可一定程度上改善墻板局部沖切破壞的延性））.假設沖切力均勻作用于沖切錐體與槽鋼翼緣內表面相重合的區(qū)域（圖13（a）的陰影部分）.在沖切力作用下，假設每側槽鋼的翼緣發(fā)生圖13（b）所示的塑性變形.為了求得槽鋼翼緣的抗沖切承載力，假設沖切區(qū)域內翼緣邊緣沿沖切力方向發(fā)生一虛位移δ，并在沖切區(qū)域周圍形成5條塑性鉸線，結合圖12（b）和圖13，根據虛位移原理可得：

圖13 開孔槽鋼翼緣的變形

經計算，F＝15.5 kN＞11.8 kN.表明槽鋼翼緣的抗沖切承載力滿足要求，因此加載至支撐低周疲勞受拉斷裂前，PBRB2和PBRB3中墻板沒有發(fā)生局部破壞.

5 結 論

1）開孔槽鋼可有效提高墻板的抗沖切承載力，便于布置雙層雙向鋼筋和保證支撐周圍混凝土的澆筑質量，可充分發(fā)揮內置無粘結支撐的延性和耗能能力.采用加密拉結筋抗沖切的試件，也表現出良好的延性和耗能能力.

2）支撐端部加勁肋宜立放設置，以減小沿鋼板寬度方向墻板與支撐間的空隙寬度，減輕對端部墻板約束能力的削弱和降低支撐屈服段對墻板的沖切作用.

3）沖切驗算表明，雖然加密拉結筋或開孔槽鋼可以抵抗支撐的沖切力，但混凝土墻板截面抗沖切不足，導致試驗后期墻板嚴重開裂.結合抗沖切構造，考慮了可能的沖切破壞模式，所提出的抗沖切承載力驗算方法和公式可供參考應用.因支撐在往復作用下對墻板的沖切區(qū)域，受到多種因素的影響.因此，支撐的沖切荷載在墻板孔壁上的作用面積（即沖切荷載作用面積）的取定需要進一步深入研究.

［1］DING Y K，ZHANG Y C.Design and seismic response of tall chevron panel buckling?restrained braced steel frames［J］.The Structural Design of Tall and Special Buildings，2013，22（14）：1083-1104.

［2］DING Y K，ZHANG Y C，ZHAO J X.Tests of hysteretic behavior for unbonded steel plate brace encased in reinforced concrete panel［J］.Journal of Constructional Steel Research，2009，65（5）：1160-1170.

［3］KASHIHARA A，MIYAIK，MIYATA K，etal.Flexible shear wall of free brace type?development and applied design example［J］.Building Technology，1974，271：139-150.

［4］CHEN C C，LU L W.Development and experimental investigation of a ductile CBF system［C］／／Proceedings of the 4th National Conference on Earthquake Engineering（Volume 2）.Palm Springs，California：Earthquake Engineering Research Institute（EERI）1990：575-584.

［5］American Institute of Steel Construction.Seismic provisions for structural steel buildings［S］.Chicago：AISC，2010.

［6］丁玉坤.無粘結內藏鋼板支撐剪力墻滯回性能及其應用研究［D］.哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學，2009.

［7］INOUE K，SAWAIZUMI S，HIGASHIBATA Y.Stiffening requirements for unbonded braces encased in concrete panels［J］.Journal of Structural Engineering，2001，127（6）：712-719.

［8］EDISON O E.Comparative parametric study on normal and buckling restrained steel braces［D］.Pavia：Rose School，Italy，2003.

［9］GB 50010—2010混凝土結構設計規(guī)范［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010：73-76，319-321.

［10］程懋堃.關于規(guī)范修訂的幾點建議［J］.建筑結構，2009，39（12）：155-158.

（編輯趙麗瑩）

Study on punching shear for unbonded steel brace encased in reinforced concrete panel

DING Yukun1，2
（1.Key Lab of Structures Dynamic Behavior and Control，Ministry of Education，Harbin Institute of Technology，150090 Harbin，China；2.School of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology，150090 Harbin，China）

Perforated channels and upright stiffeners were employed in the diagonal unbonded steel plate brace encased in reinforced concrete panel，referred to as panel buckling restrained brace（panel BRB），to improve the punching shear capacity of panel.Quasi?static tests were carried out to investigate effects of constructional details on the hysteretic behavior of panel BRBs.Punching shear design methods for the panels were examined based on test results.Tests reveal that the perforated channels can avoid the punching shear failure of panel and greatly decrease the punching shear cracks，as compared with the additional steel bars used around the brace.Besides，compared with flat stiffeners，the upright stiffeners used in a brace can decrease the width of gap between the panel and the brace near the tips of stiffeners and therefore decrease the punching shear forces applied to the panel by the ends ofbrace.Punching shear failure ofpanel or tension fracture of brace occurred at the end of tests.All specimens exhibited stable hysteretic behavior before the failure of panel BRBs occurred.The punching shear design methods for the panels were proposed based on the possible failure modes of panels.

buckling restrained brace；unbonded steel plate brace encased in reinforced concrete panel；hysteretic behavior；punching shear failure；tensile fracture；steel channel with perforated web

TU398

A

0367-6234（2014）08-0001-09

2013-09-17.

國家自然科學基金青年基金資助項目（51108125）；中國博士后基金面上資助項目（20100471067）.

丁玉坤（1979—），男，博士，講師.

丁玉坤，dingykun.student＠sina.com.