孫國華，朱禹，胡嘉明，黎明

（蘇州科技大學土木工程學院，江蘇 蘇州 215011）

引言

近年數次強烈地震造成的人員傷亡雖已下降，經抗震設計的結構已實現了大震不倒的目標，但結構過大的塑性殘余變形不僅使建筑物使用功能中斷，還給震后修復工作帶來巨大困難［1］。傳統(tǒng)結構雖然滿足“小震不壞，中震可修，大震不倒”的抗震設防要求，但震后的塑性殘余變形進一步增加結構修復難度。當殘余位移過大時，結構修復或加固成本將高于重建成本，最后只能推倒重建，造成巨大的經濟損失。因此，開發(fā)震后殘余變形小、具有自復位功能的新型抗震結構體系對降低震害產生的經濟損失有重要意義。

國內外學者通過在梁柱節(jié)點［2－7］、鋼支撐［7－10］、柱腳［11］等區(qū)域引入鋼絞線、形狀記憶合金（shape memory alloy，簡稱SMA）以及碟簧等部件來實現結構或構件的復位功能。其中，自復位鋼支撐具有抗側剛度大、易安裝等優(yōu)點，諸多學者對此展開了深入研究［12－17］。美國學者Giannuzzi［18］提出了新型延性剪切厚板支撐構件，這種抗側力構件由X形支撐和延性剪切厚板組成，具有水平承載力高、抗側剛度大、滯回曲線飽滿、耗能能力優(yōu)良等特點。在強烈地震作用下，塑性變形集中在延性剪切板區(qū)域，避免了周邊鋼梁、鋼柱及節(jié)點的破壞。文中通過引入雙向斜槽剪切板和鎳鈦SMA絲材，充分利用斜槽鋼板的捏縮滯回特征和鎳鈦SMA功能材料的超彈性，提出了一種新型自復位延性剪切板鋼支撐（self-centering braced ductile shear panel，簡稱SCBDSP）。這種新型SC－BDSP支撐各組成部件功能明確：（1）鎳鈦SMA絲材主要用于實現系統(tǒng)的復位功能；（2）斜槽剪切板用于提供水平承載力、抗側剛度及耗能。新型SC－BDSP支撐既可用于新建抗彎鋼框架結構，也可用于既有鋼框架或混凝土框架結構的抗震加固，在提高其抗側能力的同時，還可獲得震后復位功能。新型SC－BDSP支撐現場安裝方便，可與原有框架通過預設板鉸連接，震損后易于更換。

目前，關于新型SC－BDSP支撐滯回性能及復位功能的研究尚未見諸文獻。文中通過對新型SC－BDSP支撐的低周往復加載試驗研究，進一步明晰新型SC－BDSP支撐的抗震性能，為其理論研究和工程應用提供參考。

1 斜槽剪力墻板的滯回特征

1.1 單向斜槽剪力墻板的滯回特征

通過在剪力墻板上沿主對角方向開設一系列斜槽形成單向斜槽剪力墻板（圖1）。正向受力時，單向斜槽剪力墻板以拉力場方式貢獻較大的水平承載力（Pmax），提供了理想的抗側剛度；反向受力時，單向斜槽剪力墻板的板帶受壓屈曲，壓力場貢獻了非常有限的軸壓承載力，使得所提供的水平承載力（Pmin）遠低于受拉承載力。因此，單向斜槽板帶在循環(huán)荷載作用下呈現拉壓異性特征，形成了具有顯著捏縮的非對稱滯回環(huán)，但仍能獲得良好的延性和變形能力。

圖1 單向斜槽剪力墻板的滯回特征Fig.1 Cyclic behavior of steel plate shear wall with one-direction inclined slots

1.2 雙向斜槽剪力墻板的滯回特征

通過將兩片斜槽剪力墻板交錯布置，形成雙向斜槽剪力墻板（圖2）。在循環(huán)荷載作用下，正、負向斜拉板帶交錯起作用，均可通過板帶的拉力場提供水平承載力。雙向斜槽剪力墻板既可獲得對稱、捏縮的滯回曲線。雖然雙向斜槽剪力墻板的耗能能力有所降低，但第2、4象限的恢復力（Pmin）非常低，僅為斜向板帶受壓屈曲時的水平承載力。因此，將雙向斜槽剪力墻板應用于自復位框架結構的抗側力部件，既可顯著提高自復位框架結構的抗側能力，還可減少用于實現震后復位功能部件的用量。文中將雙向斜槽剪力墻板作為自復位延性剪切板中的耗能部件，用于提供水平承載力及抗側剛度。

圖2 雙向斜槽剪力墻板的滯回特征Fig.2 Cyclic behavior of steel plate shear wall with bi-direction inclined slots

2 試驗概況

2.1 試件設計

共設計了3個1：3縮尺的試驗試件，編號分別為SC－SMA、IS－BDSP、SC－BDSP。所有試件高度為840 mm，跨度為1 400 mm。試件中部區(qū)域的剪切板高度為350 mm，寬度為450 mm，厚度為2 mm。試件的幾何尺寸見圖3。

圖3 試件的幾何尺寸（單位：mm）Fig.3 Dimension of test specimens（Unit：mm）

試件SC－SMA未設置中部區(qū)域的斜槽剪切鋼板，僅沿對角方向布置鎳鈦SMA絲材，試驗目的是評估僅安裝鎳鈦SMA絲材的復位能力。所采用的SMA絲材直徑為1.2 mm，數量為70根，繞纏在斜撐內部的滑塊上，并通過預緊螺栓對SMA絲材施加預應力。試件IS－BDSP僅布置雙側斜槽剪力墻板，試驗目的是評估雙向斜槽剪力墻板的滯回特征。其中，剪力墻板斜槽方向與支撐對角方向平行，斜槽寬度為5 mm，板帶寬度為35 mm，斜槽端部距離翼緣為30 mm，剪力墻板厚度為2.0 mm。試件SC－BDSP是通過將鎳鈦SMA絲材與斜槽剪力墻板疊加，旨在實現既具有較高的水平承載力，還具有良好的震后復位功能。所有試件沿雙向斜槽剪切墻板周邊均設置翼緣，用于提供對剪切墻板的約束效應，翼緣寬度為120 mm、厚度為6 mm。試件采用的鋼材強度等級為Q235B。試件端部通過4個M20高強螺栓與可重復利用的拼接段連接。圖4給出了3個試件的三維裝配圖。

圖4 試件的三維裝配圖Fig.4 Three dimensional assembly models of test specimens

2.2 材料性能

對試件中部區(qū)域的雙向斜槽剪切墻板、翼緣等關鍵部位進行了取樣，試樣共2組，每組3個。鋼材材料力學性能試驗結果見表1。

表1 鋼材的實測材料力學性能Table 1 Mechanical property of steels

對鎳鈦SMA絲材進行了2種工況的材性試驗，工況I：鎳鈦SMA絲材變幅循環(huán)加載試驗，應變幅值分別為：0.5%、1%、1.5%、2%、3%、…、8%，每級循環(huán)1次，試驗溫度為24℃。工況II：鎳鈦SMA絲材等幅循環(huán)加載試驗，應變幅值為4%，循環(huán)20圈，試驗溫度為24℃。鎳鈦SMA絲材的材性試驗結果見圖5。

圖5 鎳鈦SMA絲材的滯回曲線Fig.5 Hysteretic curves of NiTi SMA wires

圖6給出了鎳鈦SMA材料的應力－應變關系曲線。其中，ESMA為奧氏體彈性模量；σS，AM為奧氏體向馬氏體轉變的臨界應力；σF，AM為奧氏體向馬氏體轉變的結束應力；σS，MA為馬氏體向奧氏體轉變的臨界應力；σF，MA為馬氏體向奧氏體轉變結束時的應力；εL為可恢復相變應變量。

根據鎳鈦SMA絲材的試驗曲線，依據圖6確定了鎳鈦SMA材料關鍵特征點的具體取值，見表2。

表2 鎳鈦SMA材料的力學性能Table 2 Mechanical property of NiTi SMA materials

圖6 鎳鈦SMA材料的應力－應變關系曲線Fig.6 Stress-strain curves of NiTi SMA materials

2.3 試驗裝置

試驗在蘇州科技大學江蘇省結構工程重點實驗室完成，主要采用了建研式加載裝置。為確保水平荷載通過L形梁傳遞給試件，設計了一套鉸接加載框架，試件的4個拼接段通過板鉸與鉸接加載框架連接，鉸接加載框架的頂梁及底梁分別通過M24高強螺栓與建研式加載裝置中的L形梁和地梁連接。為防止試件在加載過程中出現面外位移，共對稱布置的2個面外側向支撐，試驗裝置見圖7。

圖7 試驗裝置Fig.7 Test setup

2.4 加載方案

參考美國AISC341－16建議的加載制度［19］，本次試驗全程采用位移加載，加載幅值取0.375%h（循環(huán)6次）、0.5%h（循環(huán)6次）、0.75%h（循環(huán)6次）、1.0%h（循環(huán)4次）……隨后以0.5%h為增量，每級荷載循環(huán)2次。試件IS－BDSP加載至水平承載力下降至峰值荷載的85%時終止，重點評估其破壞模式；試件SC－SMA、SC－BDSP加載至層間位移角3%時終止，重點評估其自復位效果。其中，h為試件上、下銷軸形心距離。具體的加載制度見圖8。

圖8 加載制度Fig.8 Loading protocol

2.5 量測內容及測點布置

試驗主要量測了以下內容：（1）沿鋼梁截面形心布置4個位移計（測點DB1～4），用于測試層間位移；（2）沿斜撐對角線方向布置了2個位移計（測點DW1～2），用于監(jiān)測延性剪切板的剪切變形；（3）通過在斜撐翼緣及腹板沿軸向粘貼單向應變片（測點C1～12），間接測試斜撐軸力。圖9給出了位移計及斜撐應變片的測點布置。

圖9 位移計及應變片布置Fig.9 Arrangement of displacement transducers and strain gauges

3 試驗現象及破壞形態(tài)

3.1 試驗現象

為便于試驗現象描述，以作動器施加推力時為“正向”加載，施加拉力時為“負向”加載。

（1）試件SC－SMA

試件SC－SMA并未設置剪切鋼板，僅沿斜撐方向布置了雙向鎳鈦SMA絲材。正向加載（推）時，正向受拉鎳鈦SMA絲繃緊，承擔水平力，并提供抗側剛度。負向受壓鎳鈦SMA絲材松弛，退出工作。負向加載（拉）時，正向鎳鈦SMA絲松弛，負向鎳鈦SMA絲繃緊。當水平力卸載至零時，正、負向鎳鈦SMA絲由于施加預應力導致均處于繃緊狀態(tài)，無殘余變形產生?？紤]到試驗現象的相似性，僅加載至層間位移角3.0%后，試驗終止。圖10給出了試件SC－SMA在層間位移角加載至+3%峰值及卸載至零的試驗照片。

圖10 試件SC－SMA的試驗照片Fig.10 Test photos of specimen SC－SMA

（2）試件IS－BDSP

層間位移角加載至±0.375%時，斜槽剪切板處于彈性狀態(tài)，由于初始缺陷的存在，兩側剪切板帶面外屈曲。當層間位移角加載至0.5%時，大部分正面剪切板帶均向外側單波鼓曲，角部板帶初步形成雙波屈曲。負向加載時，背面部分剪切板帶向內側變形，總體上斜槽板帶的鼓曲方向顯現隨機性。隨著層間位移角的增加，斜槽剪切板逐漸進入彈塑性狀態(tài)，變形幅值逐漸增大。試件IS－BDSP的斜槽在一定程度上釋放了剪切板的壓力場，滯回曲線呈現明顯的捏縮特征。層間位移角加載至1.5%時，單向斜槽板帶以明顯的拉力帶方式傳遞水平承載力，每條受拉板帶均充分發(fā)揮作用，但兩側板帶均有一定程度受扭，且在斜槽根部的圓孔區(qū)域出現“褶皺”，斜槽根部應力集中嚴重。當層間位移角加載至2.5%時，部分斜槽板帶根部開始出現輕微裂紋。隨著層間位移角的增加，斜槽板帶周邊的翼緣彎曲，斜槽板帶受壓屈曲的變形趨于增大，越來越多的斜槽板帶出現輕微撕裂。層間位移角加載至5%時，正面剪切板右上角的第2個板條與翼緣相交焊縫撕裂。加載至層間位移角+6%時，試件IS－BDSP的正向水平承載力降至79.7 kN，已低于正向峰值載荷的85%，試件破壞嚴重，試驗終止。圖11給出了試件IS－BDSP在層間位移角加載至－5%及破壞后的試驗照片。

圖11 試件IS－BDSP的試驗照片Fig.11 Test photos of specimen IS－BDSP

（3）試件SC－BDSP

層間位移角加載至±0.5%時，正、背面的斜槽剪切板的板帶出現明顯屈曲。當層間位移角加載至±1%時，剪切板帶由于受到鎳鈦SMA絲束的約束，形成雙波屈曲模式。隨著層間位移角的增大，正、背面剪切板帶逐漸進入彈塑性階段，兩側板帶的變形特征基本不變，但變形幅值逐漸增大。當層間位移角加載至±2.5%時，正、背面剪切板帶的左下角第2個圓孔區(qū)域開始出現裂紋，斜槽板帶周邊翼緣彎曲變形明顯。當層間位移角加載至±3%時，正面剪切板帶右上角第2個圓孔區(qū)域產生新裂紋，正面剪切板帶端部裂紋延伸，板帶出現撕裂（圖12），試驗終止。

圖12 試件SC－BDSP的試驗照片Fig.12 Test photos of specimen SC－BDSP

3.2 破壞特征

通過對試件SC－SMA、IS－BDSP、SC－BDSP的低周往復加載試驗研究發(fā)現：（1）鎳鈦SMA絲材變形能力較大，不易出現拉斷破壞；（2）斜槽鋼板較早出現面外屈曲；（3）斜槽鋼板板帶根部在大位移下撕裂破壞；（4）斜槽鋼板周邊的翼緣彎曲。

4 試驗結果及其分析

4.1 滯回曲線

圖13給出了3個試件的水平荷載（P）－層間位移角（θ）滯回曲線。由圖13可知，試件SC－SMA的滯回曲線呈雙旗幟形。在層間位移角2.5%荷載級別，當力卸載至零時試件SC－SMA的殘余層間位移角為0.18%、－0.05%。此外，殘余層間位移角±0.5%時的正、負向恢復力分別為24.5、－38.7 kN。從整體性能看，試件SC－SMA可作為復位部件為延性剪切板支撐提供震后復位能力。雙向斜槽板帶釋放了壓力場，試件IS－BDSP的滯回曲線更為捏縮。試件IS－BDSP不僅具有較大的水平承載力及抗側剛度，還可實現較小的殘余承載力。在層間位移角6%時，第2、4象限卸載至位移為零時的殘余承載力僅為20、－28 kN。將IS－BDSP用作自復位鋼結構中抗側力部件，可顯著降低復位部件的用量，實現理想的復位能力。通過將鎳鈦SMA絲材與雙向斜槽剪切板疊加可使其獲得穩(wěn)定的雙旗幟形滯回曲線，具有較大的水平承載力，在層間位移角4%時，力卸載至零時的殘余層間位移角為0.44%。試件SC－BDSP的試驗結果證實了文中的設計理念。

圖13 滯回曲線Fig.13 Hysteretic curves

4.2 骨架曲線

圖14給出了3個試件的水平荷載（P）－層間位移角（θ）骨架曲線。由圖14可知，試件SC－SMA、SC－BDSP在整個試驗過程中，水平承載力均呈增大趨勢，主要經歷彈性、彈塑性階段，由于最大層間位移角僅加載至3%左右，試件并未出現下降段，完全滿足我國《建筑抗震設計規(guī)范》GB50011－2010［20］所規(guī)定的罕遇地震下層間位移角不超過2%的限值要求。試件SC－SMA中的鎳鈦SMA并未出現任何損傷，試件SC－BDSP中的雙向斜槽鋼板出現受拉屈服、受壓屈曲、端部撕裂等現象，但損傷可控，且試件中鎳鈦SMA絲不僅提供了部分水平承載力及抗側剛度，仍提供良好的復位效果。試件IS－BDSP在達到峰值荷載時，水平承載力出現下降趨勢，主要經歷了彈性、彈塑性、塑性破壞階段。雙向斜槽剪力墻板的極限變形能力超越5%，具有良好的延性行為。

圖14 骨架曲線Fig.14 Skeleton curves

4.3 抗側剛度

為合理評估SC－BDSP試件的抗側剛度退化規(guī)律，采用了第一級循環(huán)的“點對點”剛度（K）評估，按式（1）計算：

式中：P+、P－分別為試件在同級荷載下第一滯回環(huán)正向、負向峰值荷載；δ+、δ－分別為試件在同級荷載下第一滯回環(huán)的正向、負向峰值層間位移。

圖15給出了3個試件的水平抗側剛度（K）－層間位移角（θ）曲線。由圖15可知，試件SC－SMA主要由鎳鈦SMA絲提供抗側剛度，鎳鈦SMA材料的彈性模量僅為鋼材的16.8%，導致試件SC－SMA的初始彈性抗側剛度最低，僅為19.8 kN/mm。試件IS－BDSP主要由雙向斜槽剪力墻板提供抗側剛度，其初始彈性抗側剛度為50 kN/mm。試件SC－BDSP相當于試件SC－SMA與試件IS－BDSP的組合，因此其初始彈性抗側剛度為79.7 kN/mm，基本等于試件SC－SMA與試件IS－BDSP初始彈性抗側剛度之和。在層間位移角達到0.8%時，斜槽剪切鋼板進入顯著屈服階段，形成主對角拉力場，試件IS－BDSP、SC－BDSP的抗側剛度降低，隨后這兩個試件的水平抗側剛度衰減緩慢、均勻。在整個加載過程中試件SC－SMA抗側剛度退化緩慢，僅為鎳鈦SMA由奧氏體轉入馬氏體狀態(tài)后導致的剛度降低。因此，在確保試件SC－BDSP具有良好復位效果的前提下，可通過增加雙向斜槽墻板方式提高整體抗側剛度。

圖15 抗側剛度退化曲線Fig.15 Stiffness degradation curves

4.4 強度退化

試件在同級荷載作用下的水平承載力會隨著加載次數的增加而降低，文中采用強度退化系數（λ）描述試件的強度退化規(guī)律，可按式（2）計算：

式中：λj為第j級荷載作用下的強度系數；Pj，1為第j級荷載第1循環(huán)的峰值承載力；Pj，i為第j級荷載i循環(huán)的峰值承載力。

圖16給出了3個試件在同級荷載作用下的強度退化曲線。由圖16可知，試件SC－SMA在同級荷載作用下，強度基本無退化。當層間位移角加載至3%時，強度退化系數僅為0.97，鎳鈦SMA材料性能穩(wěn)定，未發(fā)生明顯損傷。試件IS－BDSP在同級荷載作用下強度退化明顯。隨著層間位移角的增加，強度退化系數不斷降低。加載后期，強化退化系數已降至0.84。其主要原因是斜槽剪切鋼板屈曲導致根部撕裂，裂紋不斷延伸，斜槽板帶逐漸退出工作所致。試件SC－BDSP的性能退化主要由斜槽板帶決定，其退化規(guī)律與試件IS－BDSP相似，加載后期強度退化系數降至0.94。

圖16 同級荷載下的強度退化曲線Fig.16 Strength degradation curves at the same loading level

4.5 延性

延性是衡量構件或結構在承載力沒有明顯退化情況下的非彈性變形能力，可用延性系數（μ）來定量評估，按式（3）計算，

式中：θy為試件的層間顯著屈服位移角；θu為試件的層間極限位移角，通常取承載力下降至峰值荷載85%所對應的位移角?？紤]到試件骨架曲線的特征，仍采用等能量方法確定其層間顯著屈服角（圖17）。為簡化，試件IS－BDSP以峰值點作為計算能量的依據。

圖17 顯著屈服點的確定方法Fig.17 Determination method of the significant yielding point

表3給出了試件層間顯著屈服位移角、層間極限位移角、位移延性系數。由表3可知，僅設置復位系統(tǒng)的試件SC－SMA的層間顯著屈服位移角為0.538%、0.613%，其層間位移延性比在4.01～4.98之間；僅設置耗能系統(tǒng)的試件IS－BDSP的層間顯著屈服位移角偏小，在0.315%～0.412%之間，所以導致其位移延性比較大。僅通過位移延性比評估結構或構件的變形能力并不合理，應綜合考慮極限位移角等參數。試件SC－BDSP的層間顯著屈服位移角與試件IS－BDSP相近，其層間位移延性比在5.48～6.80之間，延性性能較好。

表3 試件的位移延性系數Table 3 Ductility of test specimens

4.6 殘余變形率

殘余變形率（δres）可用來評估結構或構件的復位能力，是指試件卸載至力為零時的位移與同級荷載級別峰值位移的比值，可按式（4）計算：

式中：+θr、+θr分別為同一荷載級別下力卸載至零時試件的正、負向層間殘余位移角；+θm、－θm分別為同一荷載級別下峰值時試件的正、負向層間位移角。

圖18給出了試件的平均殘余變形率（δres）與層間位移角（θ）的關系曲線。由圖18可知，試件SC－SMA的平均殘余變形率最低，其平均殘余變形率僅為0.1。試件IS－BDSP的平均殘余變形率最高，加載至層間位移角6%時，其平均殘余變形率已達0.85。試件SC－BDSP綜合了SMA絲材的自復位功能和斜槽剪切板的捏縮滯回特征，其最大平均殘余變形率為0.27，實現了具備較高的水平承載力，同時擁有良好的復位能力。

圖18 殘余變形率Fig.18 Residual deformation ratio

4.7 耗能能力

耗能能力是評估結構或構件抗震性能的另一重要指標，可通過荷載－位移滯回曲線所包含的面積來衡量。文中采用origin軟件對所有試件滯回曲線每級荷載的第1滯回環(huán)進行了數值積分，獲得了單圈滯回耗能。圖19給出了3個試件在每級荷載第1循環(huán)的滯回耗能實測值。由圖19可知，由于試件SC－SMA的鎳鈦SMA絲材由奧氏體轉入馬氏體，導致其滯回曲線呈雙旗幟形。在層間位移角3%時該試件的單圈最大滯回耗能為1.64 kN·m。試件IS－BDSP斜向板帶沿主對角方向充分發(fā)展塑性，滯回曲線呈滑移形，具有捏縮滯回特征，比試件SC－SMA的曲線略為飽滿。在層間位移角加載至4.5%時，試件IS－BDSP的單圈最大滯回耗能達到3.96 kN·m，隨后，由于主對角斜向板帶受拉撕裂破壞，其單圈耗能略呈降低趨勢。試件SC－BDSP既設置耗能系統(tǒng)，又設置了復位系統(tǒng)。因此，在層間位移角1%前，鎳鈦SMA絲材相變耗能非常有限，試件SC－BDSP的單圈滯回耗能主要由斜向板帶提供，單圈滯回耗能與試件IS－BDSP的結果相同。加載后期，由于鎳鈦SMA絲材相變耗能逐漸增加，試件SC－BDSP的單圈滯回耗能達到5.4 kN·m，為試件IS－BDSP的滯回耗能1.68倍。

圖19 滯回耗能Fig.19 Hysteretic energy

結構或構件的耗能能力還可采用《建筑抗震試驗規(guī)程》JGJ/T 101－2015［21］推薦的等效黏滯阻尼系數（ξeq）來評價。圖20給出了3個試件的等效黏滯阻尼系數。由圖20可知，試件SC－SMA僅設置復位系統(tǒng)，其滯回曲線呈現雙旗幟形，曲線最為捏縮，等效黏滯阻尼系數最小，最大不超過0.07。試件IS－BDSP僅設置耗能系統(tǒng)，其滯回曲線略微飽滿，最大等效黏滯阻尼系數不超過0.18。隨著層間位移角的增大，試件IS－BDSP的等效黏滯阻尼系數呈降低趨勢。試件SC－BDSP中既包含了復位系統(tǒng)，又包含的耗能系統(tǒng)，其最大等效黏滯阻尼系數為0.12。因此，自復位結構或構件的復位功能是在犧牲部分耗能能力的基礎上所獲得。

圖20 等效黏滯阻尼系數Fig.20 Equivalent viscous damping ratio

4.8 斜撐軸力

根據A1～A12應變片可間接估算出斜撐的軸力，圖21給出了斜撐軸力提取位置示意。

圖21 斜撐編號及軸力計算示意Fig.21 Inclined brace number and axial force calculation diagram

圖22給出了試件沿主對角方向斜撐軸力（N）與層間位移角（θ）的滯回曲線。由圖22可知，在整個加載歷程中斜撐軸力與層間位移角之間的關系曲線呈明顯的非對稱特征，即拉壓異性。這充分說明當斜撐－1承受拉力時，由于斜槽板帶屈曲，斜撐－2僅能承擔有限壓力。試件SC－SMA斜撐受拉時的最大軸向拉力為343 kN，受壓時軸向壓力為－49.7 kN。試件IS－BDSP斜撐受壓時所承擔的恢復力略大，部分已超越－100 kN。在組合鎳鈦SMA絲材和雙向斜槽板帶后，試件SC－BDSP仍可獲得較大的水平承載力。在進行新型SCBDSP支撐設計時，應確保斜槽剪切板充分發(fā)展塑性，且應避免與其相連的斜撐段屈服。因此，斜撐設計可忽略斜槽板帶的受壓作用，其設計軸力可偏于保守按式（5）確定：

圖22 斜撐軸力Fig.22 Axial force in inclined brace segments

式中：Nbra為斜撐的軸力設計值；Pd為新型SC－BDSP支撐的總水平力設計值；α為斜撐與水平方向的夾角。

5 結論

（1）僅設置鎳鈦形狀記憶合金的試件SC－SMA具有雙旗幟形滯回特征，復位效果良好，但抗側剛度偏低；

（2）雙向斜槽剪力墻板可有效釋放壓力場，呈現以主對角拉力場傳遞水平荷載的特征。試件IS－BDSP具有顯著捏縮的滯回特征，用作自復位結構中的耗能部件時可大幅度降低復位部件的用量；

（3）通過疊合鎳鈦SMA及斜槽延性剪切板所形成的新型SC－BDSP試件，具有較高的水平承載力、抗側剛度、變形能力，以及良好的復位功能，但耗能能力降低，其最大等效黏滯阻尼系數為0.12。通過犧牲傳統(tǒng)構件的耗能能力，可實現新型SC－BDSP構件的復位能力，減小震后殘余變形。