王先鐵，儲(chǔ)召文，楊航東，林麟琿

（1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400030；3.成都基準(zhǔn)方中建筑設(shè)計(jì)有限公司，四川 成都 610017）

方鋼管混凝土柱充分利用鋼材和混凝土的材料性能，具有承載力高、延性好的優(yōu)點(diǎn)，以及良好的施工性能、經(jīng)濟(jì)性和建筑適用性[1-2]，為高層建筑結(jié)構(gòu)優(yōu)先考慮使用的結(jié)構(gòu)構(gòu)件[3].薄鋼板剪力墻（下簡(jiǎn)稱鋼板墻）是一種新型高效的抗側(cè)力構(gòu)件，具有優(yōu)異的結(jié)構(gòu)性能，尤其適用于高烈度地區(qū)[4-5].方鋼管混凝土框架-薄鋼板剪力墻將方鋼管混凝土柱豎向承載力高、延性好與薄鋼板墻側(cè)移剛度大、耗能能力高的優(yōu)點(diǎn)結(jié)合，是充分發(fā)揮二者結(jié)構(gòu)性能的優(yōu)異組合[6-7].

未開洞薄鋼板墻雖然具有較高的承載力和良好的耗能性能，但拉力場(chǎng)不僅對(duì)框架柱產(chǎn)生較大的附加彎矩，而且易使方鋼管柱壁與內(nèi)填混凝土分離，影響方鋼管對(duì)混凝土的約束效應(yīng)，亦不便于設(shè)置水、電管線等洞口.文獻(xiàn)[8]提出將內(nèi)填鋼板墻與豎向邊緣構(gòu)件分開，形成兩邊連接的形式，既有利于保護(hù)框架柱，又可滿足建筑使用功能.但兩邊連接薄鋼板墻拉力場(chǎng)豎向分力均由框架梁承擔(dān)，對(duì)梁端和梁柱節(jié)點(diǎn)要求較高，且兩邊連接鋼板墻的承載力明顯低于四邊連接鋼板墻[9].為此，可考慮在薄鋼板墻兩側(cè)開洞.

分別對(duì)四邊連接和兩邊連接的單跨兩層方鋼管混凝土框架-薄鋼板墻進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，探究了不同邊界條件對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響.提出了兩側(cè)開半橢圓形洞口的鋼板墻形式，利用有限元軟件 ABAQUS對(duì)試件進(jìn)行了精細(xì)化數(shù)值模擬，分析了兩側(cè)開半橢圓形洞口鋼板墻的受力性能及洞口尺寸對(duì)承載力的影響，比較了兩側(cè)開洞、兩邊連接及四邊連接薄鋼板墻的抗震性能.

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了2榀單跨兩層1/3比例的試件(圖1)，其中，試件SPSW-CB中鋼板墻僅與框架梁連接，作為對(duì)比，試件 SPSW-BS中鋼板墻與框架四邊連接.SPSW-CB鋼板墻尺寸為-3 mm×950 mm×1 150 mm，鋼板墻邊緣與框架柱距離為 100 mm；SPSW-BS鋼板墻尺寸為-3 mm×1 150 mm×1 150 mm.洞口加勁肋采用 2［5，對(duì)稱布置于鋼板墻自由邊兩側(cè)，與框架梁、鋼板墻焊接.兩個(gè)試件框架尺寸相同，方鋼管柱截面為□200×6，底梁和頂梁截面 均 為 H 300×150×10×12 ， 中 梁 截 面 為 H 200×100×10 ×12.鋼板墻與梁或柱之間的連接通過(guò)魚尾板(-6 mm×60 mm)雙面滿焊.鋼材采用Q235B，材性試驗(yàn)結(jié)果如表1所示.方鋼管內(nèi)灌C30混凝土，混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為33.9 N/mm2.

圖1 試件幾何尺寸Fig.1 Geometrical dimensions of specimens

表1 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Test results of material properties

1.2 試驗(yàn)裝置及加載制度

試驗(yàn)裝置如圖2所示.采用200 t油壓千斤頂在方鋼管混凝土柱頂施加400 kN恒定豎向荷載，千斤頂與反力架之間設(shè)有平面滾軸系統(tǒng).通過(guò)兩個(gè)并列固定于反力墻上的100 t MTS作動(dòng)器于頂梁中部施加水平往復(fù)荷載.為防止試件整體面外扭轉(zhuǎn)，在試件中梁和頂梁處柱子側(cè)面各設(shè)置一道帶滾軸的面外支撐.

采用荷載-位移混合控制的加載制度[10].試件屈服前采用荷載控制，400 kN前每級(jí)荷載增量為100 kN，400 kN后每級(jí)荷載增量為50 kN，每級(jí)循環(huán)1圈加載至屈服荷載Py.屈服后采用位移控制，以屈服位移 Δy的倍數(shù)作為每級(jí)加載位移，每級(jí)循環(huán)三圈.加載時(shí)先推后拉.

1.3 主要試驗(yàn)現(xiàn)象

試件SPSW-CB加載至400kN時(shí)，兩層鋼板墻均形成沿對(duì)角線方向的拉力帶(圖 3(a)).推向加載時(shí)東柱局部屈服(-1 796 με)，拉向加載時(shí)，西柱柱腳外側(cè)鋼管屈服(-1 618 με).沿對(duì)角線鋼板墻幾乎全部屈服.加載至28.2 mm時(shí)，一層鋼板墻自由邊加勁肋焊縫在拉剪荷載作用下被拉斷(圖3(b)).2Δy(40 mm)位移時(shí)，達(dá)到峰值荷載.隨后加載中，鋼板墻與魚尾板焊縫不斷開裂.鋼板墻加勁肋端部焊縫斷裂，減弱了鋼板墻邊緣約束，影響了鋼板墻性能的充分發(fā)揮，降低了其承載力，導(dǎo)致框架荷載增大，再加上柱腳處混凝土未澆筑密實(shí)，兩柱柱腳鼓曲.加載后期，鋼管柱壁鼓曲逐漸加重，柱腳形成塑性鉸(圖3(c)).隨著循環(huán)位移不斷增大，一層下部魚尾板與鋼板墻焊縫開裂加劇，最大達(dá)到6 cm.其他位置鋼板墻與魚尾板焊縫也陸續(xù)被撕裂，鋼板墻拉力場(chǎng)不斷減弱，承載力逐漸下降.中梁東側(cè)上翼緣與柱壁焊縫被不同程度拉開(圖 3d).4Δy位移時(shí)，水平荷載降至峰值荷載的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束.鋼板墻在往復(fù)荷載作用下整體呈現(xiàn)出“X”變形，最終破壞形態(tài)見(jiàn)圖3(e).

圖2 試驗(yàn)裝置Fig.2 Test setup

圖3 試件SPSW-CB的破壞特征Fig.3 Failure patterns of specimen SPSW-CB

1.3.2 試件SPSW-BS

加載至500 kN時(shí)，兩層鋼板墻產(chǎn)生沿對(duì)角線方向的3道屈曲半波，形成拉力帶(圖4a).沿拉力帶區(qū)域鋼板墻屈服（最大應(yīng)變1 562 με）.加載至550kN時(shí)，試件屈服，屈服位移Δy為16 mm.1.5Δy位移(頂層位移24 mm)第一循環(huán)推向加載完成時(shí)，應(yīng)變監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)顯示東柱柱腳外側(cè)鋼管屈服(-1 631 με).第一循環(huán)拉向加載完成時(shí)，西柱柱腳外側(cè)鋼管屈服(-1 795 με).水平位移達(dá)到2 Δy時(shí)，二層西側(cè)上角部、東側(cè)下角部鋼板墻沿拉力場(chǎng)撕裂，裂縫長(zhǎng)度約為25 mm(圖4b)；鋼板墻與魚尾板焊縫亦發(fā)生撕裂.隨著位移增大，鋼板墻四周的裂縫持續(xù)緩慢發(fā)展，但承載力繼續(xù)上升.3Δy位移拉向，西柱柱腳外側(cè)鼓曲.3.5Δy位移時(shí)，達(dá)到峰值荷載.二層鋼板墻在反復(fù)彎折作用下，正反拉力帶交匯處鋼板被撕裂.后續(xù)加載過(guò)程中，框架梁翼緣與柱壁焊縫被不同程度拉開，柱腳鼓曲逐漸增大(圖4c).隨著位移增大，鋼板墻中部產(chǎn)生了更多裂縫(圖4d).6.5 Δy時(shí)水平荷載降至峰值荷載的85%，試驗(yàn)結(jié)束.最終破壞形態(tài)見(jiàn)圖4e.

圖4 試件SPSW-BS的破壞特征Fig.4 Failure patterns of specimen SPSW-BS

1.4 破壞機(jī)理分析

兩個(gè)試件整體破壞形態(tài)相似，在較小的水平荷載作用下，鋼板墻處于平面受力狀態(tài)，鋼板墻在水平剪力作用下出現(xiàn)主拉應(yīng)力和主壓應(yīng)力，當(dāng)剪應(yīng)力達(dá)到臨界剪應(yīng)力時(shí)，主壓應(yīng)力方向的鋼板墻即發(fā)生屈曲，對(duì)角線方向形成拉力帶，繼續(xù)增加的荷載由鋼板墻拉力場(chǎng)承擔(dān).隨著位移增加，拉力帶沿對(duì)角線逐漸向外擴(kuò)展，鋼板墻屈服面積逐漸增大，隨后框架柱壁鼓曲，但荷載反向后，鼓曲又被拉平，承載力繼續(xù)上升，表明方鋼管混凝土柱能夠繼續(xù)有效地為薄鋼板墻提供約束.鋼板墻角部和中部在水平往復(fù)荷載作用下形成折褶，最終撕裂，之后荷載主要由鋼管混凝土框架承擔(dān).梁端與柱壁焊縫逐漸開裂，最終由于柱腳形成塑性鉸，試件破壞.試件破壞過(guò)程中鋼板墻先屈曲后屈服，隨后因鋼管混凝土柱腳形成塑性鉸而破壞.試件SPSW-CB由于鋼板墻邊緣加勁肋焊縫被拉斷，導(dǎo)致鋼板墻拉力場(chǎng)未能充分開展，增大了框架柱受載比例，且柱腳處混凝土未澆筑密實(shí)，顯著影響了其承載力和延性.因此，該加勁肋須具有足夠的強(qiáng)度，并與框架梁保持可靠連接，才能為鋼板墻拉力場(chǎng)提供有效邊緣約束.兩個(gè)試件整體破壞形態(tài)均符合“弱板強(qiáng)框架”的抗震設(shè)計(jì)理念，基本達(dá)到了雙重設(shè)防目標(biāo).

2 數(shù)值分析與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2.1 分析模型

采用有限元軟件ABAQUS 6.10對(duì)試件進(jìn)行非線性數(shù)值分析.鋼材材性參數(shù)取材性試驗(yàn)結(jié)果，泊松比為0.30.鋼材選用考慮大變形小應(yīng)變的線性減縮薄殼單元(S4R)，混凝土選用八節(jié)點(diǎn)線性減縮六面體單元(C3D8R)，混凝土立方體抗壓強(qiáng)度取試驗(yàn)值33.9 N/mm2，其塑性參數(shù)如表2所示[11].

有限元分析中，約束H型鋼梁上翼緣的面外平動(dòng)自由度.鋼板墻考慮l/1 000的初始幾何缺陷.水平荷載采用位移加載.鋼管與混凝土之間的接觸關(guān)系，沿法線方向采用“硬”接觸，切線方向采用庫(kù)倫摩擦模型，摩擦系數(shù)取0.6.

表2 混凝土材料的塑性參數(shù)Tab.2 Plastic coefficients of concrete

2.2 結(jié)果對(duì)比

有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖5所示.加載初期，試件處于彈性階段，骨架曲線接近直線，有限元結(jié)果與試驗(yàn)吻合較好.屈服荷載之后，試件SPSW-CB由于邊緣加勁肋焊縫撕裂，拉力場(chǎng)未能充分開展，且柱腳嚴(yán)重鼓曲，導(dǎo)致承載力退化.有限元模擬了試件的理想情況，而材料強(qiáng)度的離散性、試件加工質(zhì)量、試驗(yàn)裝置間的縫隙、支撐系統(tǒng)對(duì)試件的摩擦力等因素都將對(duì)結(jié)構(gòu)性能產(chǎn)生影響.同時(shí)ABAQUS中的金屬本構(gòu)模型未能考慮材料在循環(huán)荷載下的損傷與斷裂.因此，試件屈服后，有限元骨架曲線明顯高于試驗(yàn).試件 SPSW-BS的有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.總體來(lái)看，有限元分析能夠較好的模擬方鋼管混凝土框架-薄鋼板剪力墻在低周反復(fù)荷載作用下的受力全過(guò)程.

圖5 有限元與試驗(yàn)結(jié)果比較Fig.5 Comparison between the finite element analysis and test results

3 兩側(cè)開洞鋼板墻

3.1 模型建立

為減小鋼板墻兩邊連接對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響，結(jié)合建筑功能需要，在鋼板墻兩側(cè)設(shè)置半橢圓形洞口(圖 6).模型 SPSW-BSO框架尺寸與試件SPSW-BS相同，鋼板墻兩側(cè)開半橢圓形洞口，長(zhǎng)軸為鋼板墻高度的一半，即 575 mm，短半軸為長(zhǎng)半軸的1/3，即96 mm.長(zhǎng)軸與框架柱壁重合，短軸與鋼板墻中心線重合.洞口邊緣加勁肋取為-4 mm×40 mm[12]，對(duì)稱布置于鋼板墻洞口邊緣兩側(cè).

為更好地實(shí)現(xiàn)“弱板強(qiáng)框架”的破壞機(jī)制，方鋼管柱、鋼梁采用Q345鋼材，fy=345 N/mm2，鋼板墻采用 Q235鋼材，fy=235 N/mm2，彈性模量E=2.06×105N/mm2，泊松比為0.3.鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用雙線性強(qiáng)化模型，強(qiáng)化模量 Et=2%E.混凝土采用C40，考慮鋼管與混凝土之間的接觸及混凝土材料的塑性損傷.柱頂施加軸壓比為0.4的豎向荷載，頂梁端部施加水平荷載.

圖6 模型SPSW-BSOFig.6 SPSW-BSO model

3.2 洞口尺寸對(duì)承載力的影響

為分析洞口尺寸對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，設(shè)計(jì)了6個(gè)模型，編號(hào)分別為SPSW-XY，其中，X代表鋼板墻高度與半橢圓形洞口長(zhǎng)半軸的比值(取值為3、4、5)；Y代表半橢圓形洞口長(zhǎng)半軸與短半軸比值(取值為2、

3).計(jì)算結(jié)果如表3所示.

表3 不同洞口尺寸模型承載力Tab.3 Load bearing capacity of models with different opening dimensions

由表3可知，結(jié)構(gòu)承載力隨X、Y值的增大而增大，但隨X值增大較快.表明開洞率是影響結(jié)構(gòu)承載力的主要因素，且半橢圓形洞口長(zhǎng)軸尺寸相對(duì)于短軸而言影響更大.當(dāng)長(zhǎng)半軸達(dá)到鋼板墻總高度的1/4，短半軸為長(zhǎng)半軸的1/3后，繼續(xù)減小開洞率不能顯著增大承載力.實(shí)際工程中，該洞口尺寸能夠滿足水、電管線等建筑功能的要求，同時(shí)可顯著減小鋼板墻對(duì)框架柱的附加彎矩，使結(jié)構(gòu)能夠充分發(fā)揮抗震性能，是合理的開洞比例.

3.3 受力分析

為簡(jiǎn)化分析，采用如下基本假定：薄鋼板墻完全屈服；框架形成理想的塑性鉸機(jī)制，中梁梁端形成塑性鉸，頂層和底層框架柱端形成塑性鉸，如圖7(a)所示.

框架柱所受彎矩由框架側(cè)移和鋼板墻拉力場(chǎng)共同產(chǎn)生.圖7(b)為框架柱計(jì)算簡(jiǎn)圖，圖7(c)為框架側(cè)移產(chǎn)生的彎矩.取中間一層框架柱進(jìn)行分析，由鋼板墻拉力場(chǎng)產(chǎn)生的附加彎矩如圖8所示，其中，q為鋼板墻拉力場(chǎng)作用于框架柱的水平分量[13]，l為鋼板墻高度.對(duì)于中間層框架柱而言，柱下端節(jié)點(diǎn)處彎矩為側(cè)移和拉力場(chǎng)產(chǎn)生的彎矩之和，而柱上端彎矩為二者之差.表4列出了模型SPSW-BS和SPSW-BSO框架柱端部與中部彎矩值及二者彎矩差值，可知鋼板墻兩側(cè)開半橢圓形洞口能夠顯著減小拉力場(chǎng)產(chǎn)生的附加彎矩，改善受力性能，有效保護(hù)框架柱.

圖7 計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.7 Calculating diagram

圖8 附加彎矩Fig.8 Additional moment

表4 框架柱彎矩Tab.4 Moment of frame column

4 抗震性能比較

4.1 滯回曲線和骨架曲線

分別對(duì)模型 SPSW-BS、SPSW-CB 和SPSW-BSO進(jìn)行非線性數(shù)值分析.滯回曲線如圖9所示.各模型的滯回曲線飽滿，承載力未出現(xiàn)明顯下降.SPSW-BSO由于鋼板墻面外變形較大，導(dǎo)致加勁肋受扭，降低了加勁肋對(duì)鋼板墻的面外約束，滯回曲線略有捏縮.可適當(dāng)提高肋板剛度比減小捏縮效應(yīng).各模型水平承載力見(jiàn)表5，模型SPSW-BSO承載力損失明顯低于 SPSW-CB，說(shuō)明兩側(cè)開洞能夠有效減小承載力損失.骨架曲線如圖 10所示，模型SPSW-BSO與SPSW-BS初始剛度接近，略高于SPSW-CB.

圖9 滯回曲線Fig.9 Hysteretic curves

圖10 骨架曲線Fig.10 Skeleton curves

表5 模型水平承載力Tab.5 Horizontal carrying capacity of models

4.2 耗能能力

圖 11比較了三個(gè)模型的累積滯回耗能性能.SPSW-BSO耗能能力低于 SPSW-BS，但高于SPSW-CB.其原因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)主要由鋼板墻耗能，鋼板墻開洞使得鋼板墻面積減小，降低了耗能能力.總體而言，隨著側(cè)移增加，累積耗能能力呈指數(shù)型增強(qiáng)，各模型均有良好的耗能能力.

4.3 柱壁分離

在薄鋼板墻拉力場(chǎng)作用下，方鋼管柱壁與內(nèi)填混凝土?xí)l(fā)生分離，從而影響方鋼管對(duì)內(nèi)填混凝土的約束作用.圖 12為基底反力最大時(shí)方鋼管柱壁與內(nèi)填混凝土的分離曲線.可以看出，模型SPSW-BS在各層柱中位置處分離最嚴(yán)重，而模型SPSW-BSO鋼板墻與鋼管柱連接處分離最大，柱中部幾乎沒(méi)有分離.總體而言，前者分離曲線幾乎包絡(luò)了后者，說(shuō)明鋼板墻兩側(cè)開洞能夠有效降低柱壁分離程度.

圖11 滯回耗能比較Fig.11 Comparison of hysteretic energy dissipation

圖12 柱壁分離Fig.12 Separation of column wall

5 結(jié)論

(1)方鋼管混凝土框架-兩邊及四邊連接薄鋼板剪力墻均具有較高的承載力、良好的延展性和耗能性能力.

(2)薄鋼板墻兩側(cè)開半橢圓形洞口，可顯著降低薄鋼板墻拉力場(chǎng)對(duì)方鋼管混凝土柱的附加彎矩.

(3)兩側(cè)開洞鋼板墻半橢圓形洞口長(zhǎng)半軸為鋼板墻高度1/4，短半軸為長(zhǎng)半軸的1/3時(shí)，結(jié)構(gòu)承載力與附加彎矩均達(dá)到較為合理的范圍.

(4)兩側(cè)開洞鋼板墻與四邊連接鋼板墻、兩邊連接鋼板墻的抗震性能比較表明，兩側(cè)開洞鋼板墻的承載力損失明顯低于兩邊連接鋼板墻.

References

[1] 韓林海. 鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M]. 北京：科學(xué)出版社, 2000.HAN Linhai. Concrete filled steel tubular structure[M].Beijing: Science Press, 2000.

[2] HUANG C S, YEH Y K, LIU G Y, et al. Axial load behavior of stiffened concrete filled steel columns[J].Journal of Structural Engineering, 2002, 128(9):1222-1230.

[3] 容柏生, 李盛勇, 陳洪濤, 等.中國(guó)高層建筑中鋼管混凝土柱的應(yīng)用與展望[J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2009, 39（9）:33-38.RONG Baisheng, LI Shengyong, CHEN Hongtao, et al.Application and future perspective of concrete fill steel tube column in tall buildings[J]. Building Structure, 2009,39(9): 33-38.

[4] 郭彥林, 周明, 董全利, 等. 三類鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2011, 32 (1):17-29.GUO Yanlin, ZHOU Ming, DONG Quanli, et al.Experimental study on three types of steel plate shear walls under cyclic loading[J]. Journal of Buildings Structures, 2011, 32 (1): 17-29.

[5] 聶建國(guó), 朱力, 樊健生, 等.鋼板剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2013, 34(1): 61-69.NIE Jianguo, ZHU Li, FAN Jiansheng, et al.Experimental research on seismic behavior of steel plate shear walls[J]. Journal of Buildings Structures, 2013,34(1): 61-69.

[6] 王先鐵, 白連平, 王連坤, 等. 方鋼管混凝土框架-十字加勁薄鋼板剪力墻的力學(xué)性能研究[J].地震工程與工程振動(dòng), 2013, 33(2): 103-109.WANG Xiantie, BAI Lianping, WANG Liankun, et al.Study on mechanical behavior of concrete-filled square steel tubular frame-cross-stiffened thin steel plate shear walls[J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration. 2013, 33(2): 103-109.

[7] 郭蘭慧, 李然, 范峰, 等. 鋼管混凝土框架-鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)滯回性能研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2012, 45 (11):69-78.GUO Lanhui, LI Ran, FAN Feng, et al. Study on hysteretic behaviors of composite frame-steel plate shear wall structure[J]. China Civil Engineering Journal, 2012,45 (11): 69-78.

[8] XUE M, LU L W. Interaction of infilled steel shear wall panels with surrounding frame members[C]// Proceedings of Structural Stability Research Council Annual Technical Session. Bethlehem, PA, 1994: 339-354.

[9] 徐嫚, 王玉銀, 張素梅. 兩邊連接鋼板剪力墻抗剪靜力性能分析[J]. 工業(yè)建筑, 2009, 39(3): 107-111.XU Man, WANG Yuyin, ZHANG Sumei. Shear resistance behavior of two-side connected steel-plate shear wall[J]. Industrial Construction, 2009, 39(3):107-111.

[10] JGJ101-96. 建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程[S]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 1997.JGJ101-96. Specification of testing methods for earthquake resistant building[S]. Beijing: China Building Industrial, 1997.

[11] Dassault Systèmes Simulia Corp. ABAQUS Analysis User's Manual Version 6.10[M]. Providence, RI: Dassault Systèmes Simulia Corp., 2010.

[12] 郭彥林, 繆友武, 董全利. 全加勁兩側(cè)開縫鋼板剪力墻彈性屈曲研究[J]. 建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展,2007, 9(3):58-62.GUO Yanlin, MIAO Youwu, DONG Quanli. Elastic buckling behavior of stiffened steel plate shear walls slotted at two edges[J].Progress in Steel Building Structures, 2007, 9(3): 58-62.

[13] American Institute of Steel Construction. Specification for Structural Steel Buildings[M]. Chicago, IL, 2005.