模型 AB 和 C 三系中厚板切割列通用

　　第 41 卷 增刊 2011 年 4 月 建筑結(jié)構(gòu) Building Structure Vol． 41 S1 Apr． 2011 鋼板剪力墻抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法* 任萬紅1 ， 趙劍麗2 ， 趙 偉3 （ 1 科技大學(xué)土建學(xué)院，鎮(zhèn)江 212003； 2 浙江交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院，杭州 310015； 3 浙江杭蕭鋼構(gòu)股份有限，杭州 310003） ［摘要］ 目前鋼板剪力墻抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法主要來自《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（ JGJ99—98） 和 《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（ GB50017—2003） ，但前者設(shè)計(jì)方法難以指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)，后者設(shè)計(jì)方法借鑒于工字梁腹板，與 鋼板剪力墻實(shí)際受力狀況不符。采用通用有限元程序軟件 ANSYS 對(duì)四邊簡(jiǎn)支鋼板剪力墻進(jìn)行了有限元模擬，并 通過引入通用長(zhǎng)細(xì)比概念，提出了一種考慮材料彈塑性性能的抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法。有限元結(jié)果和公式 結(jié)果的比較表明，提出的公式具有較高精度，且便于工程應(yīng)用。 ［關(guān)鍵詞］ 鋼板剪力墻； 抗剪強(qiáng)度； 穩(wěn)定性； 有限元模擬 中圖分類號(hào)： TU375． 4 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼： A 文章編號(hào)： 1002-848X（ 2011） S1-0934-05 Design method of shearing strength and stability of steel pale shear wall Ren Wanhong1 ，Zhao Jianli2 ，Zhao Wei3 （ 1 School of Civil Engineering and Architecture，Jiangsu University of Science and Technology，Zhenjiang 212003，China； 2 Zhejiang Institute of Communications，Hangzhou 310015，China； 3 Urban Construction College，Zhejiang Hangxiao Steel Structure Co． Ltd，Hangzhou 310003，China） Abstract： At present，design method of shearing strength and stability of steel pale shear wall mainly comes from Technical specification for steel structure of tall buildings （ JGJ99—98 ） and Code for design of steel structures （ GB50017—2003） ． However the method in JGJ99 － 98 is difficult to conduct engineering design and the method in GB50017—2003 aims at the web of I-girders，which can’t reflect practical condition of steel pale shear wall． The finite element program （ ANSYS） was carried out to simulate four edges simply supported plate． And a new design method of shearing strength and stability was proposed for steel plate shear wall with elastoplastic behavior of the material considered，in which the universal slenderness ratio （ λs） was introduced． Comparison of FEA results with formula results show that the proposed equations have good accuracy and can be applied to design steel plate shear wall． Keywords： steel pale shear wall； shearing strength； stability； finite element simulation 0 引言 我國(guó)《高 層 民 用 建 筑 鋼 結(jié) 構(gòu) 技 術(shù) 規(guī) 程 》 （ JGJ99—98） ［1］（ 簡(jiǎn)稱《高鋼規(guī)》） 附錄 4 中給出了 不設(shè)加勁肋鋼板剪力墻計(jì)算抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè) 計(jì)方法： τ ≤ fv （ 1a） τ ≤ τcr = ［123 + （ 93 L1 L2 ） ］［10L02 t］2 （ 1b） 式中： τ 為鋼板剪力墻的剪應(yīng)力； fv 為鋼材的抗剪 強(qiáng)度設(shè)計(jì)值； τcr 為抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性臨界應(yīng)力； t 為鋼板的厚度； L1 ，L2 分別為所計(jì)算的柱和樓層梁 所包圍區(qū)格的長(zhǎng)邊和短邊尺寸。 根據(jù)鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)體系特點(diǎn)，可將其視為豎 向放置的底端固支懸臂薄腹板梁，框架柱相當(dāng)于梁 的翼緣，框架梁相當(dāng)于橫向水平加勁肋，內(nèi)嵌板相當(dāng) 于腹板。《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（ GB50017—2003） ［2］給 出了工字梁腹板的抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法： 當(dāng) λs ≤ 0． 8 時(shí)： τcr = fv （ 2a） 當(dāng) 0． 8 ＜ λs ≤ 1． 2 時(shí)： τcr = ［1 － 0． 59（ λs － 0． 8） ］fv （ 2b） 當(dāng) λs ＞ 1． 2 時(shí)： τcr = 1． 1fv / λs2 （ 2c） h0 式中： 當(dāng) a / h0≤1． 0 時(shí)： λs = 槡 槡 41 tw 4 + 5． 34（ h0 a ） 2 fy 235 h0 當(dāng) a / h0 ＞ 1． 0 時(shí)： λs = 槡 槡 41 tw 5． 34 + 4（ h0 a ） 2 fy 235 其中： λs 為通用高厚比； τcr 為抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性臨 界應(yīng)力； a 為鋼板寬度； h0 為鋼板高度； fy 為鋼材抗 * 浙江省建設(shè)科研項(xiàng)目（ ZC201041） 。 作者簡(jiǎn)介： 任萬紅，碩士研究生，Email： rwh87@ sina． com。 第 41 卷 增刊 任萬紅，等． 鋼板剪力墻抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法 935 拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值； fv 為鋼材的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值； tw 為 鋼板的厚度 《高鋼規(guī)》附錄 4 中鋼板剪力墻抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定 性設(shè)計(jì)方法難以指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)。而鋼板剪力墻不是 板梁［3］，借鑒《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（ GB50017—2003） 中工字梁腹板的抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法來設(shè)計(jì) 不設(shè)加勁肋鋼板剪力墻是否可行，有待于研究。為 此，便于指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)又能符合鋼板剪力墻實(shí)際受 力特性的抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法有待于提出。 1 分析方法及模型驗(yàn)證 采用通用有限元軟件 ANSYS 進(jìn)行數(shù)值模擬， 鋼板剪力墻采用 4 節(jié)點(diǎn) SHELL181 單元，每個(gè)節(jié)點(diǎn) 上有 6 個(gè)自由度，即 X、Y、Z 三個(gè)方向的位移以及 繞 X、Y、Z 三軸的轉(zhuǎn)動(dòng)。SHELL181 所應(yīng)用的范圍 主要是線性分析、非線性的大扭轉(zhuǎn)和大應(yīng)變分析。 材料定義為理想彈塑性，彈性模量 E = 206GPa，泊 松比 μ = 0． 3，fy = 235MPa。矩形板的網(wǎng)格劃分以 及加載方式如圖 1 所示，圖中 1、2、3 對(duì)應(yīng) X，Y，Z 三 個(gè)方向的位移自由度，4、5、6 對(duì)應(yīng)繞 X，Y，Z 三軸的 轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。模型采用規(guī)則的矩形網(wǎng)格，網(wǎng)格的密 度保證分析能得到穩(wěn)定的結(jié)果。荷載施加在矩形 板四周的節(jié)點(diǎn)上，四邊中間節(jié)點(diǎn)荷載值為 1，四個(gè) 角點(diǎn)的荷載值為 1 /2［4］。彈性計(jì)算的結(jié)果表明，在 圖示荷載的作用下，矩形板處于純剪應(yīng)力狀態(tài)。 2） ； 本文采用約束板一邊，本文提出的約束方法見 表 1（ 簡(jiǎn)稱約束 3） 。其中約束 1 是計(jì)算板屈曲問題 的公認(rèn)方法，但這種方法無法消除剛體轉(zhuǎn)動(dòng)。 約束情況表 表1 邊編號(hào) uX uY uZ rotX rotY rotZ 1 ◎◎●○○○ 四邊簡(jiǎn)支 2 ○○●○○○ 3 ○○●○○○ 4 ○○●○○○ 邊編號(hào) uX uY uZ rotX rotY rotZ 1 ◎◎●●○○ 四邊固支 2 ○○●●○○ 3 ○○●○●○ 4 ○○●○●○ 注： ●和○分別表示約束和不約束該邊的相應(yīng)位移，◎表示約束該邊中點(diǎn)附 近兩個(gè)節(jié)點(diǎn)的相應(yīng)位移（ 圖 2） 。 為驗(yàn)證這 三 種 約 束 方 法 的 可 靠 性，對(duì) 算 例 1 （ 邊長(zhǎng)為 3000mm、厚度為 6mm 的正方形板） 進(jìn)行 了計(jì)算。為考察網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，對(duì)不 同網(wǎng)格的模型進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算得到屈曲系數(shù)與理 論公式計(jì)算的結(jié)果分別進(jìn)行了比較，三種約束方法 計(jì)算出的屈曲系數(shù)完全相同。有限元和理論計(jì)算 誤差百分率的變化如圖 3 所示，圖 3 中橫坐標(biāo)為板 有限元計(jì)算中劃分的單元個(gè)數(shù)，縱坐標(biāo)為誤差百分 數(shù)。由圖 3 可知，計(jì)算模型劃分為 60 × 60 個(gè)單元的 結(jié)果與值的誤差在 0． 5% 以內(nèi)，這表明計(jì)算模型 可以非常的計(jì)算純剪切板的彈性屈曲問題，三 種約束方法都可用于計(jì)算板的彈性屈曲問題。 圖 1 純剪切矩形板的加載示意圖 非線性屈曲 分 析 時(shí)，為 引 入 初 始 缺 陷，在 有 限 元模擬分析時(shí)，要分兩步驟進(jìn)行。步首先進(jìn)行 彈性的特征值分析，由此可得到彈性屈曲荷載和第 一階模態(tài)的形式，分析的主要目的是給第二步彈塑 性分析提供初始缺陷形式； 第二步進(jìn)行彈塑性分析。 邊界條件按以下方式施加： 約束四邊出平面位 移自由度，即認(rèn)為板四邊簡(jiǎn)支； 約束四邊出平面位 移自由度，外加約束四邊出平面的轉(zhuǎn)角，即認(rèn)為板 四邊固支［5］。對(duì)如何防止板的剛體位移，不同的學(xué) 者提出了 各 自 的 方 法。 文［4］采 用 約 束 板 中 間 一 點(diǎn)的面內(nèi)兩個(gè)方向的自由度（ 簡(jiǎn)稱約束 1） ； 文［6］ 采用約束板一邊面內(nèi)兩個(gè)方向的自由度（ 簡(jiǎn)稱約束 圖 2 部分約束示意 圖 3 收斂性和結(jié)果可靠性研究 為考察三種約束對(duì)板屈曲后性能影響，先對(duì)算 例 1 進(jìn)行屈曲分析，后取一階模態(tài)的 t /100 作為初 始缺陷進(jìn)行非線 為四邊簡(jiǎn)支板 和四邊固支 板 大 面 外 位 移-荷 載 系 數(shù) 曲 線，其 中 荷載系數(shù)為外加荷載與屈曲臨界荷載的比值。由 圖 4 可知，約束 1 與約束 3 的曲線 的曲線 的曲線 提高 了板的剛度，從而減小了面外位移。由于對(duì)正方形 板不存在剛體轉(zhuǎn)動(dòng)問題，所以約束 1 曲線可以認(rèn)為 是正確解。因此對(duì)正方形板可以采用約束 1 和約 936 建筑結(jié)構(gòu) 2011 年 束 3 兩種方法進(jìn)行分析。 圖 4 不同約束情況 算例比較圖 圖 5 約束 1 剛體轉(zhuǎn)動(dòng)與 荷載示意圖 考察板不是正方形，即板長(zhǎng)寬比不為 1 時(shí)的情 況，對(duì)算例 2（ 邊長(zhǎng)分別為 3000 和 6000mm、厚度為 6mm 的矩形板） 進(jìn)行了計(jì)算。結(jié)果表明，當(dāng)板屈曲 后，采用約束 1 的模型很快不收斂，考察結(jié)果后發(fā) 現(xiàn)鋼板墻有較大的剛體轉(zhuǎn)動(dòng)位移，如圖 5 所示。由 圖 5 還可知，鋼板墻發(fā)生剛體轉(zhuǎn)動(dòng)后，施加的荷載 還保持原方向不變，這就無法保證鋼板墻的純剪切 狀態(tài)，因此，約束方法 1 不適用于非方形板的屈曲 后分析。而約束方法 3 可以有效的防止剛體轉(zhuǎn)動(dòng) 約束，因此，本文提出的約束方法（ 約束方法 3） 可 以正確的分析矩形板的屈曲后性能； 下文均采用約 束方法 3 進(jìn)行計(jì)算。 2 抗剪穩(wěn)定性判斷標(biāo)準(zhǔn) 鋼板剪力墻的剪切剛度可由下式計(jì)算［7］： G = τ / γ ，γ = （ L2 － L1） Ld 2lh （ 3） 式中： Ld 為變形前剪力墻對(duì)角線 為變形后剪力墻兩對(duì)角線的長(zhǎng)度，h 和 l 分別為剪 力墻的高度和寬度。 鋼板剪力墻的剪切剛度下降為鋼板彈性剪切 剛度值的 95% 時(shí)，表示其發(fā)生臨界屈曲，此時(shí)所對(duì) 應(yīng)的荷載即為屈曲臨界荷載。定義彈塑性屈曲穩(wěn) 定系數(shù) φs = τ0． 95 / fv ，其中 τ0． 95 定義為剪切剛度下 降為彈性 剪 切 剛 度 值 的 95% 時(shí) 所 對(duì) 應(yīng) 的 剪 切 應(yīng) 力，fv 為鋼材抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。 3 簡(jiǎn)支板分析 3． 1 模型的幾何尺寸 模型 A 系列厚度為 6mm，高度為 3000mm，寬 高比為 0． 2 ～ 4． 0。模型 B、C 系列厚度分別為 15 和 20mm，高 度 均 為 3000mm，寬 高 比 均 為 0． 1 ～ 4． 0。為便于研究，定義模型 A1． 0 表示模型的幾何 尺寸屬于 A 系列，寬高比為 1． 0，其他以此類推。 3． 2 全曲線描述 模型幾何尺寸為 B1． 0，四邊約束采用表 1 所 述的簡(jiǎn)支約束。其剪切剛度系數(shù)隨荷載系數(shù)變化 曲線 所示，圖中荷載系數(shù)定義為由外荷載引 起的平均剪應(yīng)力與彈性屈曲臨界應(yīng)力的比值，剪切 剛度系數(shù)定義為鋼板的切線剪切剛度 G（ 由式（ 3） 計(jì)算） 與鋼材剪切剛度的比值。由圖 6 可知，在剪 切荷載達(dá) 剪 切 屈 曲 荷 載 前，剪 切 剛 度 系 數(shù) 值 等 于 1，這表明由式（ 3） 計(jì)算的剪切剛度是正確的。當(dāng) 剪切應(yīng)力超過屈曲臨界應(yīng)力后，鋼板剪切剛度急劇 下降。當(dāng)荷載達(dá)彈性屈曲臨界荷載的 1． 55 倍時(shí)， 鋼板剪切剛度系數(shù)為 0，即鋼板被破壞。圖 6 還表 明鋼板屈 曲 后，抗 剪 剛 度 隨 剪 切 荷 載 的 增 加 而 降 低，且二者不是線 為面外位移-剪切承載應(yīng)力圖，板件 在屈曲發(fā)生前，面外位移很��； 屈曲發(fā)生后，面外位 移急速增加。板件屈曲后仍具有一定的承載能力， 剪切承載應(yīng)力由屈曲臨界應(yīng)力和屈曲后承載應(yīng)力 兩部分組成。 圖 6 剪切剛度系數(shù) 變化圖 圖 7 面外位移-剪切 承載應(yīng)力圖 3． 3 板初始缺陷影響 板件計(jì)算模型采用 B1． 0，其四邊約束采用表 1 所述的簡(jiǎn)支約束�？疾斐跏既毕荽笮�對(duì)矩形板屈 曲剛度、彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)和面外位移-剪切 承載應(yīng)力的影響，初始缺陷分別取為一階屈曲模態(tài) 的 t /10，t /50，t /100，t / 500，t /1000（ 其中 t 為板厚） 。 由圖 8 可知，初始缺陷分別取為一階屈曲模態(tài) 的 t /10，t /50，t /100，t /500，t /1000 時(shí)，初始缺陷對(duì) 發(fā)生臨界屈曲前的剪切剛度有一些影響，對(duì)屈曲后 剛度幾乎沒有影響。當(dāng)荷載系數(shù)接近 1 時(shí)，隨著初 始缺陷的變小，剪切剛度曲線開始逐漸趨于一致。 當(dāng)圖 8 中的橫坐標(biāo)轉(zhuǎn)換為彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)時(shí)， 可得不同初始缺陷下彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)分別為 0． 2409，0． 2922，0． 3041，0． 3127，0． 3146； 相比于缺 陷 t /1000 的差幅分別為 23． 43% ，7． 12% ，3． 34% ， 0． 60% ，0% ； 由分析可知，彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)隨 著初始缺陷的變小，增加幅度逐漸趨于平緩。 由圖 9 可知，初始缺陷對(duì)面外位移-剪切 承載應(yīng)力關(guān)系的影響主要發(fā)生在臨界屈曲點(diǎn)前后。 對(duì)屈曲后的曲線關(guān)系幾乎沒有影響。隨著初始缺 陷的變小，兩者關(guān)系曲線開始逐漸趨于一致。 第 41 卷 增刊 任萬紅，等． 鋼板剪力墻抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法 937 綜上分析，再考慮工程實(shí)際，初始缺陷可以取 為一階屈曲模態(tài)的 t /100。 圖 8 初始缺陷對(duì)屈曲 剛度影響 圖 9 初始缺陷對(duì)面外 承載應(yīng)力影響位移-剪切 3． 4 板寬高比的影響 對(duì)模型 A、B 和 C 三 系 列 進(jìn) 行 有 限 元 模 擬 分 析，得寬高比-彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)關(guān)系如圖 10 所 示。由圖 10 可知，A、B 和 C 三個(gè)系列的曲線整體 形式基本相同，總體趨勢(shì)隨寬高比的增大而減小并 逐漸變得平緩，說明寬高比對(duì)剪力墻彈塑性屈曲穩(wěn) 定系數(shù)有較大的影響，當(dāng)寬高比較小時(shí)，寬高比的 影響是十分明顯的，當(dāng)寬高比較大時(shí)，寬高比影響 越來越小。以上分析說明寬高比不是衡量彈塑性 屈曲穩(wěn)定系數(shù)變化的合理參數(shù)。 3． 6 鋼板剪力墻抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法 3． 6． 1 λs 參數(shù)的確定 綜上所述，板的寬高比和高厚比都不是衡量彈 塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)變化的合理參數(shù)。由我國(guó)《鋼結(jié) 構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（ GB50017—2003） 可知，通用高厚比 λs 可能是衡量彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)變化的合理參 數(shù)。由圖 12 可知，模型 A、B 和 C 三系列通用高厚 比-彈塑性屈曲 穩(wěn) 定 系 數(shù) 曲 線 基 本 重 合，這 說 明 只 要通用板通用高厚比相同，彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)就 相同，通用高厚比是一個(gè)可作為衡量彈塑性屈曲穩(wěn) 定系數(shù)變化的合理參數(shù)。 圖 12 通用高厚比-彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)關(guān)系圖 3． 6． 2 抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法 通過有限元 ANSYS 模擬分析，得出三模型系 列的通用高厚比-彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)點(diǎn)包絡(luò) 曲線 不同寬高比-彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)關(guān)系 3． 5 板高厚比的影響 由圖 11 可知，高厚比越小，彈塑性屈曲穩(wěn)定系 數(shù)越大。由圖還可知，在相同高厚比下，彈塑性屈 曲穩(wěn)定系數(shù)并不是不發(fā)生改變的，總體趨勢(shì)隨寬高 比的增大而減小并逐漸變得平緩，這說明高厚比并 不是衡量彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)變化的合理參數(shù)。 （ a） 通用高厚比 0． 1 ～ 6． 0 （ b） 通用高厚比 0． 1 ～ 1． 5 圖 11 高厚比-彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)關(guān)系圖 （ c） 通用高厚比 1． 5 ～ 3． 0 （ d） 通用高厚比 3． 0 ～ 6． 0 圖 13 通用高厚比-彈塑性屈曲穩(wěn)定系數(shù)關(guān)系比較圖 根據(jù) ANSYS 分析結(jié)果，經(jīng)數(shù)據(jù)擬合得鋼板剪 力墻四 邊 簡(jiǎn) 支 時(shí) 抗 剪 強(qiáng) 度 和 穩(wěn) 定 性 計(jì) 算 設(shè) 計(jì) 方法： τ ＜ φsfv （ 4a） 938 建筑結(jié)構(gòu) 2011 年 當(dāng) λs ≤ 1． 05 時(shí)： φs = [ 槡( ) ] 1 2 1 1 + + 0． 009λs λ2s － 1 1 + + 0． 009λs λ2s 2 － 4 λ2s （ 4b） 當(dāng) λs ＞ 1． 05 時(shí)： φs = [ 槡( ) ] 1 2 1 + 1 － 0． 09λs λ2s － 1 1 + － 0． 09λs λ2s 2 － 3． 65 λ2s （ 4c） 槡 ( ) λs = fy ，τcr 槡3 τ cr = Ksπ2 E 12（ 1 － μ2 ） t2 h （ 4d） 當(dāng) L /h ≤ 1． 0 時(shí)： Ks = 4． 0 + 5． 34 （ L h ） 2 當(dāng) L/h ＞ 1． 0 時(shí)： Ks = 5． 34 + 4． 0 （ L h ） 2 式中： φs 為提出的鋼板剪力墻彈塑性屈曲的穩(wěn)定 系數(shù)； τ 為鋼板剪力墻的剪應(yīng)力； fv 為鋼材的抗剪 強(qiáng)度設(shè)計(jì)值； λs 為通用高厚比； E 為彈性模量； μ 為 泊松比； τcr 為抗剪彈性屈曲臨界應(yīng)力； Ks 為彈性 屈曲系數(shù)； t 為鋼板的厚度； L 為鋼板寬度； h 為鋼 板高度； fy 為鋼材抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值 由圖 13 可知，式（ 4） 精度較高，其公式曲線在 ANSYS 分析結(jié)果曲線一側(cè)，是偏于安全的，可以作 為鋼板剪力墻四邊簡(jiǎn)支時(shí)抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性計(jì)算 設(shè)計(jì)方法。為便于工程設(shè)計(jì)和設(shè)計(jì)人員記憶方便， 對(duì)式（ 4） 進(jìn)行了簡(jiǎn)化，采用一個(gè)連續(xù)的公式，不再 分成兩段，來計(jì)算鋼板剪力墻抗剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性， 計(jì)算公式如下： τ ＜ φsfv （ 5a） [ 槡( ) ] φs = 1 2 1 + 1 + 0． 04λs λ2s － 1 + 1 + 0． 04λs λ2s 2 － 4 λ2s （ 5b） 槡 ( ) λs = fy ，τcr 槡3 τ cr = Ksπ2 E 12（ 1 － μ2 ） t2 h （ 5c） Ks = 6． 5 + 5（ h L ） 2 （ 5d） 式（ 5） 結(jié)果與規(guī)范公式（ 2） 、式（ 4） 以及有限元 結(jié)果比較如圖 13 所示，在 λs ≤ 1． 4 段，式（ 5） 結(jié)果 是偏于安全的； 在 λs ＞ 1． 4 段，式（ 5） 結(jié)果小于規(guī) 范公式（ 2） 結(jié)果，略高于式（ 4） 結(jié)果和有限元結(jié)果， 與有限元結(jié)果比較，偏于不安全的偏差隨 λs 增大 而增大，在 λs = 5． 69 處，達(dá)偏差 6． 84% ，是可 以接受的。 4 結(jié)論 （ 1） 提出了純剪受力狀態(tài)下防止鋼板剛體位 移的邊界條件合理施加方法。 （ 2） 提出了鋼板剪力墻剪切剛度的計(jì)算方法 以及抗剪強(qiáng)度穩(wěn)定性判斷標(biāo)準(zhǔn)。 （ 3） 通用高厚比是一個(gè)可作為衡量彈塑性屈 曲穩(wěn)定系數(shù)變化的合理參數(shù)，并給出了四邊簡(jiǎn)支抗 剪強(qiáng)度和穩(wěn)定性計(jì)算方法，其公式具有較高精度， 便于工程設(shè)計(jì)。 參考文獻(xiàn) ［1 ］ JGJ99—98 高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］． 北 京： 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，1998． ［2 ］ GB50017—2003 鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范 ［S］． 北京： 中國(guó) 計(jì)劃出版社，2003． ［3 ］ JEFFREY W． BERMAN，MICHEL BRUNEAU． Steel plate shear walls are not plate griders［J］． Engineering Journal，2004： 95-105． ［4 ］ 趙偉，楊強(qiáng)躍，童根樹． 鋼板剪力墻加勁肋及彈性臨 界應(yīng)力研究［J］． 鋼結(jié)構(gòu)（ S1） ，2009（ 8） ： 156-163． ［5 ］ 任濤． 工字梁腹板在局部承壓和剪力作用下的彈性 屈曲及極限承載力［D］． 杭州： 浙江大學(xué)，2005． ［6 ］ ALINIA M M，DASTFAN M． Cyclic behavior deformability 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