冷彎薄壁型鋼框架-開縫鋼板剪力墻力學性能研究

葉 露，王宇航，石 宇，羅 偉，孔維博

(1. 重慶大學土木工程學院，重慶 400045；2. 中國船舶重工集團海裝風電股份有限公司，重慶 400045)

鋼板剪力墻結構是20 世紀70 年代發展起來的一種新型抗側力結構體系，由內嵌鋼板及邊緣框架組成，且具有良好的塑性和變形能力以及穩定的滯回性能，是一種優越的抗震耗能構件[1 ? 6]。帶縫鋼板剪力墻是鋼板剪力墻的形式之一，最早由日本九州大學教授Hitaka 等提出[7 ? 9]。帶縫鋼板剪力墻較普通鋼板剪力墻而言，其具有更好的延性、彈性剛度和承載力可調等優點,是一種理想的抗側力構件[6, 9 ? 13]。

目前，國內外學者針對開縫鋼板剪力墻進行了一系列試驗研究和數值分析。已有的研究結果表明：開豎縫鋼板剪力墻通過改變結構破壞形態，能減輕結構強度退化程度和提高結構耗能能力[7 ? 8, 10 ? 11]；框 架 和 帶 縫 鋼 板 協 同 工 作 性 能 優越，開縫鋼板先于框架屈服且具有足夠的變形能力可保證框架-帶縫鋼板剪力墻足夠的耗能能力[9]。Khatamirad 等[8]通過試驗研究指出開縫鋼板墻依靠縫隙末端形成塑性鉸鏈以耗散能量，并提出開縫鋼板不同豎縫形狀和邊緣加勁肋形式。王萌等[10]指出為了提高薄鋼板剪力墻的抗震性能，一方面可采取“強框架、弱墻板”的設計理念，一方面可通過設置加勁肋約束鋼板的平面外變形的方式來加以實現。蔣路等[12 ? 13]對足尺帶縫鋼板剪力墻進行低周往復加載試驗研究，指出試件有良好的變形和耗能能力，并且在位移角達到1/50 時承載力無明顯退化，但厚度更薄的試件滯回曲線捏縮現象更明顯。

傳統適用于低層和多層冷彎薄壁型鋼建筑的冷彎薄壁型鋼框架-鋼板剪力墻結構受力機制如圖1(a)所示。內鋼板屈曲后形成拉力帶與型鋼框架共同抵抗水平荷載以及耗能，因此具有承載力高和延性好等優點[14 ? 17]，但內鋼板屈曲后出現“呼吸效應”造成較大的震顫聲，同時形成的拉力帶會對框架柱產生較大的側向拉力，從而造成框架柱端部嚴重的撕裂破壞[18?20]，如圖1(b)所示。針對這種情況，本文作者提出一種冷彎薄壁型鋼框架-開縫鋼板剪力墻(Cold-formed steel Framed Shear Wall with Slits，簡稱CFS-WS)結構，結構依靠豎縫間鋼板扭轉變形和型鋼框架變形來共同抵抗水平荷載和耗能，同時內鋼板上的豎縫阻斷了拉力帶的形成，大大降低了內鋼板對框架柱的側向拉力，有效避免結構框架柱撕裂。本文對4 面鋼板厚0.8 mm 的CFS-WS 開展了試驗研究，并且對其中3 面CFS-WS 設置加勁肋約束開縫鋼板變形，研究CFS-WS 在水平低周往復荷載作用下的滯回曲線、骨架曲線和耗能能力等力學特性，為以后的CFS-WS 試驗研究、數值分析和工程應用提供理論依據。

圖1 冷彎薄壁型鋼框架-鋼板剪力墻Fig. 1 Cold-formed steel framed shear wall

1 試驗概況

1.1 試件設計

本文一共對4 面CFS-WS 試件進行了擬靜力試驗。CFS-WS 試件整體尺寸為高2400 mm，寬1210 mm，試件高寬比為2∶1；采用的構件包括冷彎薄壁型鋼梁和柱、開縫鋼板、加勁肋、梁柱連接件、“π”形加勁肋連接件、柱腳抗拔連接件，構件的截面尺寸和示意圖如圖2 所示。CFSWS 試件框架梁采用長為800 mm 的雙拼卷邊“L”形冷彎薄壁型鋼梁；框架柱采用長為2400 mm的雙拼帽形冷彎薄壁型鋼柱；開縫鋼板厚度為0.8 mm，豎縫尺寸為900 mm×10 mm，豎縫兩端做倒角處理成半圓形，豎縫間鋼板的高寬比為10，寬厚比為112.5；加勁肋采用長為800 mm 的卷邊帽形冷彎薄壁型鋼。

圖2 CFS-WS 試件構件尺寸 /mm Fig. 2 Geometric dimensions of CFS-WS specimens

本次試驗試件編號為CFS-WS-1～CFS-WS-4。其中試件CFS-WS-1 為未加勁CFS-WS，試件CFSWS-2 為在試件CFS-WS-1 的基礎上對縫間鋼板兩端進行加勁約束的加勁CFS-WS，試件CFS-WS-3為在試件CFS-WS-2 的基礎上對縫間鋼板中部進行加勁約束的加勁CFS-WS，試件CFS-WS-4 為在試件CFS-WS-3 的基礎上用加勁肋連接件將加勁肋和冷彎薄壁型鋼梁柱連接成鋼框架的加勁CFSWS。試件CFS-WS-4 的整體示意圖如圖3 所示。

圖3 試件CFS-WS-4 立面圖 /mm Fig. 3 Elevation of CFS-WS-4

本次試驗厚0.8 mm 的開縫鋼板和厚1.5 mm的卷邊帽形冷彎薄壁型鋼加勁肋的鋼材強度等級為Q235，其余2.5 mm 厚的卷邊“L”形冷彎薄壁型鋼梁、帽形冷彎薄壁型鋼柱、梁柱連接件和加勁肋連接件均由同一批鋼材加工制作而成，鋼材強度等級為Q345。

根據《金屬材料拉伸試驗 第1 部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1?2010)[21]中規定的試驗方法制作板狀試樣如圖4 所示，試樣實測得屈服強度和抗拉強度如表1 所示。

圖4 鋼材材性試驗Fig. 4 Material properties test of steel

1.2 加載裝置

本試驗加載裝置如圖5 所示，水平加載裝置為MTS 系統水平作動器，作動器通過球鉸與加載梁相連，試件通過螺栓與加載梁和地梁相連，地梁用錨桿固定于地板上。側向支撐固定于立柱上，在每個側向支撐上安裝有2 個支撐滾輪頂在加載梁側面，以防止試驗時鋼板墻平面外失穩。

表1 鋼材材性試驗結果Table 1 Test result of material properties of steel

圖5 加載裝置Fig. 5 Test set up

1.3 量測方案

本次試驗采用《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術規程》(JGJ 227?2011)[22]中規定的墻體抗剪試驗方法。本試驗共使用8 個位移計，位移計編號分別為D1～D8，位移計的布置如圖6 所示。其中位移計D1 和D2 用于測量墻體頂部的水平位移；位移計D3 和D8 用于測量墻體在水平方向的剛體位移；位移計D4、D5、D6 和D7 用于測量墻體在平面內的剛體轉動位移。

圖6 量測方案Fig. 6 Measurement scheme

試驗中測得的墻體頂部位移δ0由三部分組成：一部分是墻體相對于地梁和加載梁滑移產生的位移δl；第二部分是墻體轉動產生的頂部位移δ?；第三部分是墻體實際的剪切變形Δ。墻體在水平荷載作用下實際剪切變形產生的頂點位移為：

1.4 加載制度

本試驗采用位移控制的循環加載，其加載制度如圖7 所示。在加載位移達到屈服位移之前，每級加載位移增量為3 mm，每級循環1 次；在加載位移達到屈服位移之后，以一倍屈服位移為每級加載位移增量，此時每級循環3 次，直至試件破壞或試件荷載下降至峰值荷載的85%停止加載。

圖7 加載制度Fig. 7 Loading scheme

2 試驗現象

所有CFS-WS 試件在整個擬靜力加載試驗過程中沒有出現“呼吸”效應和震顫聲，其典型的試驗現象為：在加載初期，試件處于彈性階段，試件荷載隨位移增長較快，此時試驗現象主要為豎縫間鋼板扭轉變形，局部鋼板鼓曲變形；隨著加載位移的增大，試件逐漸進入彈塑性階段，試件荷載隨位移增長速率降低，此時試驗現象主要為豎縫間鋼板端部嚴重扭轉變形；隨著加載位移的繼續增大，試件進入塑性階段，荷載達到峰值并開始逐漸降低，此時試驗現象主要為帽形柱端部屈曲，開縫鋼板局部開始撕裂；最后隨著試件塑性不斷發展，塑性損傷不斷累積，試件強度、剛度均不斷退化，試件荷載降低的速率也不斷增大，直至試件破壞，荷載降至峰值荷載的85%以下，此時試驗現象主要為帽形柱端部屈曲加重，開縫鋼板撕裂的長度和豎縫間鋼板扭轉變形均達到峰值；試件卸載后帽形柱端部存在殘余屈曲變形和豎縫間鋼板存在殘余扭轉變形。

圖8 試件CFS-WS-1 破壞特征Fig. 8 Failure mode of CFS-WS-1

圖9 試件CFS-WS-2 破壞特征Fig. 9 Failure mode of CFS-WS-2

圖10 試件CFS-WS-3 破壞特征Fig. 10 Failure mode of CFS-WS-3

圖11 試件CFS-WS-4 破壞特征Fig. 11 Failure mode of CFS-WS-4

試件CFS-WS-1～CFS-WS-4 的擬靜力加載試驗的試驗現象如圖8～圖11 所示。試件CFS-WS-1在加載初期，由于靠近試件中部的豎縫間鋼板端部較靠近試件上、下端的面外約束更弱，故其扭轉變形更明顯；在試件破壞后，其豎縫間鋼板扭轉變形最為嚴重，開縫鋼板最大撕裂長度為100 mm，開縫鋼板每排豎縫角部斜向鼓曲。試件CFS-WS-2和試件CFS-WS-3 破壞后，其豎縫間鋼板扭轉變形依次減輕且均低于試件CFS-WS-1，開縫鋼板最大撕裂長度分別為240 mm 和230 mm，開縫鋼板撕裂較試件CFS-WS-1 嚴重是因為加勁肋和帽形柱之間的鋼板在循環荷載作用下反復受到擠壓和拉扯，故而導致其嚴重撕裂；試件CFS-WS-2 和CFS-WS-3 兩排豎縫間的鋼板大部無明顯變形現象，這是因為加勁肋固定于開縫鋼板上，水平剪力依靠加勁肋均勻地傳遞到每一條豎縫間鋼板上，豎縫間鋼板依靠扭轉變形承受剪力，而兩排豎縫間鋼板承受剪力較低。試件CFS-WS-4 在加載初期，兩排豎縫間鋼板出現多條剪切屈曲波，這是因為試件中部鋼板相當于四邊約束鋼板剪力墻，在水平荷載的作用下出現斜向拉力帶來抵抗剪力；隨著位移繼續加載，加勁肋連接件處螺栓開始滑移，試件出現鋼材摩擦聲，此時試件滯回曲線的骨架曲線荷載增長速率下降；與其余試件破壞后僅端柱內側屈曲不同，試件CFS-WS-4 破壞后端柱內側外側均全部屈曲，其豎縫間鋼板扭轉變形程度最輕，開縫鋼板最大撕裂長度最小，為100 mm，這是因為加勁肋與帽形柱連接為一體增強了對豎縫間鋼板的約束和減輕了加勁肋和帽形柱間的鋼板反復受力變形。

3 試驗結果分析

3.1 荷載-側移滯回曲線

試件CFS-WS-1～CFS-WS-4 的荷載-側移滯回曲線如圖12所示。在水平低周往復荷載作用下，所有試件的荷載-側移滯回曲線都存在明顯的捏縮現象。從圖12可以看出，在試件加載初期，試件的荷載-側移曲線呈現為飽滿的梭形，隨著加載位移的增加，荷載-側移曲線逐漸捏縮，最終試件的荷載-側移曲線發展為反“S”形或反“Z”形。這是由于：試件依靠開縫鋼板豎縫間鋼板扭轉變形和鋼框架變形來承擔水平荷載，在水平低周往復荷載作用下，開縫鋼板的豎縫間鋼板處于“扭轉-恢復-逆向扭轉”的狀態。試件的受力機制為：在加載初期，試件鋼框架和開縫鋼板共同受力且均處于彈性階段，此時試件剛度最大；在加載后期，試件開縫鋼板豎縫間鋼板和鋼框架陸續屈服，試件剛度逐漸降低，在豎縫間鋼板處于“恢復”狀態時，試件水平荷載主要由鋼框架承擔，在豎縫間鋼板處于“扭轉或逆向扭轉”狀態時，試件水平荷載由鋼框架和開縫鋼板豎縫間鋼板共同承擔。

綜合圖12(a)～圖12(c)可以看出，試件CFSWS-1～CFS-WS-3 的荷載-側移滯回曲線的捏縮效應逐漸減弱、荷載峰值逐漸增大、延性逐漸降低，說明加勁肋可以有效約束豎縫間鋼板的面外扭轉變形以提高試件承載力和剛度，但是會削弱試件延性，而且豎縫間鋼板受到的約束越強，試件的承載力越高、剛度越強，試件的延性越低。

綜合圖12(c)和圖12(d)可以看出，試件CFSWS-4 較試件CFS-WS-3 而言，其荷載峰值更大、加載初期剛度更高、滯回曲線更為飽滿，這是由于試件CFS-WS-4 加勁肋與冷彎薄壁型鋼梁柱通過加勁肋連接件形成鋼框架共同承擔水平荷載，而且其對豎縫間鋼板的面外扭轉約束更強，同時抑制開縫鋼板撕裂。

綜合圖12(a)～圖12(d)可以看出，試件CFS-WS-1～CFS-WS-4 的荷載-側移滯回曲線逐漸表現為由反“S”形到反“Z”形，其中試件CFS-WS-1 的滯回曲線表現為反“S”形，試件CFS-WS-4 的滯回曲線表現為反“Z”形。這是由于：從試件CFS-WS-1 到試件CFS-WS-4，其豎縫間鋼板受到的面外約束越來越強，這大大限制了豎縫間鋼板的面外扭轉變形，提高了試件剛度和強度，但降低了試件的延性，試件荷載達到峰值更晚且達到峰值后荷載下降更快。

圖12 荷載-側移滯回曲線Fig. 12 Load-displacement hysteresis curves

3.2 骨架曲線

對于沒有明顯屈服點的荷載-側移(P-Δ)曲線，屈服荷載Py按《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101?2015)[23]中規定：試件承受的極限荷載Pmax應取試件承受荷載最大時相應的荷載；試件破壞荷載Pu及極限變形Δu應取試件在荷載下降至最大荷載的85%時的荷載和相應變形；屈服荷載Py通過能量等效面積法確定。如圖13 所示，從原點O處作割線與過曲線頂點的水平線交于A點，同時讓①和②面積相等，過A點作垂線交曲線于B點，B點所對應的荷載即為屈服荷載Py，對應的位移即為屈服位移Δy。

圖13 能量等效面積法Fig. 13 Energy equivalent area method

試件CFS-WS-1～CFS-WS-4 的骨架曲線如圖14，試件骨架曲線特征點值見表2。

從圖14 和表2 可以看出，所有試件的骨架曲線趨勢相同，在試件達到屈服荷載之后，隨著位移的增加，試件承載力繼續小幅度增長后下降，直至鋼板撕裂、端柱屈曲后試件承載力降至最大承載力的85%破壞，這說明開縫鋼板墻具有良好的承載性能，在試件屈服后具有較高的安全儲備。

圖14 骨架曲線Fig. 14 Skeleton curves

試件CFS-WS-1～CFS-WS-3 在荷載達到峰值后下降的速率依次增大但均小于試件CFS-WS-4，同時試件CFS-WS-1～CFS-WS-3 在荷載達到峰值后端柱內側屈曲的嚴重程度依次增加但輕于試件CFS-WS-4 的端柱內外側均屈曲；這表明試件CFS-WS-1～CFS-WS-3 在達到荷載峰值之后承載力未顯著下降主要是型鋼框架的作用，型鋼框架帽形柱端部僅局部區域屈曲，還能繼續承受荷載，而當帽形柱外側也屈曲之后，此時帽形柱端部相當于一個塑性鉸，試件承載力快速下降。

表2 骨架曲線特征點值Table 2 Characteristic points of Skeleton curve

由表2 可知，試件CFS-WS-2、CFS-WS-3 與試件CFS-WS-1 相比，其荷載峰值分別提高11.08%、28.80%，荷載屈服值分別提高8.39%、25.09%，延性系數分別下降28.50%、29.80%；這說明對開縫鋼板增加加勁肋約束其平面外變形可以有效提高試件的承載力，改善試件的抗震性能，但是會削弱試件的延性，而增加加勁肋的數量以增強開縫鋼板平面外約束和減小豎縫間鋼板的計算高度，可充分發揮豎縫間鋼板的承載力，有效提高試件承載力，但對試件延性的削弱略微增強。試件CFS-WS-4 與試件CFS-WS-3 相比，其荷載峰值提高13.01%，荷載屈服值提高13.26%，延性系數提高7.38%；這說明通過加勁肋連接件使加勁肋和冷彎薄壁型鋼梁柱形成鋼框架共同受力，可以有效提高試件的承載力和延性，顯著改善試件的抗震性能。

由表2 可知，試件CFS-WS-1～ CFS-WS-4在達到極限狀態破壞時側移分別為174.92 mm、153.30 mm、156.32 mm、173.83 mm，對應的層間位移角分別為1/14、1/16、1/16、1/14。所有試件的層間位移角均遠大于《建筑抗震設計規范》(GB50011?2010)[24]中彈塑性層間位移角限值1/50，表明CFS-WS 結構具有良好的抗震變形性能。

3.3 剛度退化

在水平低周往復荷載作用下，CFS-WS 試件的剛度隨著荷載循環圈數和位移增大而不斷降低，根據規范[23]，用割線剛度表示試件剛度，所有試件的剛度如圖15 所示。

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

從圖15 可以看出，所有試件的剛度退化曲線都很平滑，沒有突變。在加載初期，試件剛度退化得很快，隨著加載位移增加，試件剛度退化速率大幅度降低；在試件達到屈服之后，其剛度曲線斜率基本保持不變；在加載末期，試件剛度曲線接近于水平。試件CFS-WS-2 的剛度高于試件CFS-WS-1 但低于試件CFS-WS-3，這表明加勁肋通過約束豎縫間鋼板的平面外變形可以有效提高試件的抗側剛度，且增加加勁肋數量也能有效提高試件抗側剛度。試件CFS-WS-4 的初始剛度最高，約為試件CFS-WS-3 的2 倍，但其前期退化速率也最快，這表明加勁肋通過加勁肋連接件與冷彎薄壁型鋼梁柱形成鋼框架可以顯著提高試件剛度，但剛度快速退化，直至加勁肋連接件螺栓產生滑移之后，試件剛度退化速率減緩，試件CFS-WS-4 的剛度僅略高于其余試件。

3.4 承載力退化

承載力退化系數是衡量試件承載力隨荷載加載循環次數而降低的程度。所有CFS-WS 試件的承載力退化系數λ2和λ3分別如圖16(a)和圖16(b)所示，其中λ2、λ3分別表示在同一加載位移時，第2 次、第3 次循環荷載峰值與前一次循環荷載峰值的比值。

圖16 承載力退化系數曲線Fig. 16 Degradation curves of bearing capacity

從圖16 可以看出，所有試件的強度退化系數曲線均呈現出隨加載位移增大而降低的趨勢，但其強度退化系數均分布在0.92～1.0；這說明CFS-WS試件加載后承載力退化平緩，試件抗剪承載力較穩定，試件呈現出良好的塑性和延性。

3.5 耗能能力

試件的耗能能力以荷載-側移滯回曲線所圍成的面積來衡量。試件滯回曲線越飽滿，試件所耗散能量越多，等效黏滯阻尼系數越大。所有試件的耗散能量和等效黏滯阻尼系數分別見圖17(a)和圖17(b)。

從圖17(a)可以看出，所有試件的耗散能量-側移曲線均近似線性發展。在加載初期，試件還處于彈性階段，其耗散能量較低；隨著位移的增加，試件耗散能量穩定較快增長且增長速率基本保持不變；直到加載末期，試件耗散能量仍不斷增長但增長速率略有降低。這實質上是在加載末期，試件由于鋼板撕裂和帽形柱端部局部屈曲而導致其承載力下降，但試件依靠豎縫間鋼板和帽形柱端部塑性不斷發展而繼續耗能，試件滯回環面積繼續增加，因而在試件破壞時仍具有可觀的耗能能力。這表明CFS-WS 結構具有很高的耗能儲備，且有著優異的抗震性能。

圖17 耗能能力Fig. 17 Energy dissipation capacity

從圖17(a)和圖17(b)可以看出，試件CFS-WS-1到試件CFS-WS-4 耗散的能量和等效黏滯阻尼系數逐步提高。這表明給開縫鋼板布置加勁肋和增加加勁肋數量均可以充分發揮豎縫間鋼板的耗能能力，大大提高試件的耗能能力且能有效削弱試件滯回曲線的捏縮效應，改善試件的抗震性能；加勁肋和冷彎薄壁型鋼梁柱形成鋼框架共同受力可以進一步提高試件耗能能力和減小試件滯回曲線捏縮效應，有效增強試件抗震性能。

3.6 抗剪承載力設計值

本文將冷彎薄壁型鋼和開縫鋼板墻結合起來進行研究，但國內外均缺乏對其抗剪承載力設計值和彈性抗側剛度值的規范依據，因此本文參考中國規范《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術規程》(JGJ227?2011)[22]和美國規范《Standard for Cold-Formed Steel Framing-Prescriptive Method for One and Two Family Dwellings》(AISI S230-15)[25]進行研究。

式中：S為水平地震作用下墻體的抗剪承載力設計值；Rk為墻體抗力標準值，根據規范[22]的規定，墻體抗力標準值Rk取水平低周反復加載的屈服荷載值Py；γ0為結構重要性系數，一般取1.0；γEh為水平地震作用分項系數，按《建筑抗震設計規范》(GB 50011?2010)[24]取1.3；γRE為水平地震作用下墻體的抗力分項系數。

令式(2)和式(3)右邊相等，得在水平地震作用下墻體的抗力分項系數：

所有CFS-WS 試件按式(3)和式(4)計算得到水平地震作用下墻體的抗剪承載力設計值和抗力分項系數見表3。

表3 抗剪承載力設計值和彈性抗側剛度值Table 3 Shear capacity design values and elastic lateral stiffness values

彈性抗側剛度是評價冷彎薄壁型鋼框架-開縫鋼板剪力墻抗震性能的關鍵指標之一。規范[22]中給出：墻體的抗側剛度值可由1∶1 墻體模型試驗的荷載-側移滯回曲線的骨架曲線確定。多遇地震作用下抗剪墻體的水平側向彈性變形限值取為1/300 層高，對于本文CFS-WS 試件，其水平側向彈性變形限值取8 mm，即試件彈性抗側剛度為骨架曲線位移為8 mm 時的割線剛度。所有CFS-WS試件的彈性抗側剛度見表3。

4 結論

本文開展了1 面普通CFS-WS 和3 面加勁CFSWS 的擬靜力試驗，并對試驗現象和荷載-側移滯回曲線、剛度、承載力、耗能能力和抗剪承載力設計值進行了分析，可以得出以下結論：

(1) CFS-WS 結構是一種優秀的抗震結構，其具有兩道抗震防線：開縫鋼板依靠豎縫間鋼板“扭轉-恢復-逆向扭轉”來抵抗水平荷載和耗散地震能量而先破壞，開縫鋼板破壞后型鋼框架僅端部局部屈曲，仍具有穩定的承載力和耗能能力；

(2) CFS-WS 結構破壞時墻板先于框架破壞，符合“強框架、弱墻板”的抗震設計理念，同時具有較強的耗能能力和很高的耗能安全儲備；

(3) 布置加勁肋可有效約束豎縫間鋼板的平面外扭轉變形，增加加勁肋的數量可以減小豎縫間鋼板的計算長度，并且進一步增強對其的平面外扭轉變形約束，可充分發揮豎縫間鋼板的承載力和耗能能力，從而有效提高試件的承載力、抗側剛度和耗能能力，削弱荷載-側移曲線的捏縮效應，改善試件的抗震性能；

(4) 使加勁肋和型鋼框架連接為整體，加勁肋既抑制開縫鋼板撕裂又為豎縫間鋼板提供平面外扭轉變形約束，同時還參與共同抵抗水平荷載，可以充分發揮加勁肋的作用，顯著提高試件的承載力、抗側剛度和耗能能力，削弱荷載-側移曲線的捏縮效應，但會導致結構在達到峰值荷載后柱端出現塑性鉸，結構承載力快速下降；

(5) CFS-WS 結構具有較高的抗剪承載力和彈性抗側剛度，是一種優秀的抗側力結構，同時本文給出了不同加勁約束形式的CFS-WS 結構抗剪承載力設計值和彈性抗側剛度值，可用于實際工程應用中設計參考。