壓型鋼板蒙皮作用抗剪性能試驗(yàn)

薛剛++王琪皓

摘要：采用常用于墻面的YX35125750型壓型鋼板，結(jié)合實(shí)際工程中的常規(guī)施工做法，組裝以自攻螺釘作為連接件的蒙皮結(jié)構(gòu)并進(jìn)行抗剪試驗(yàn)，探究自攻螺釘間距與布置形式、壓型鋼板板厚、檁條數(shù)量變化對(duì)蒙皮結(jié)構(gòu)抗剪強(qiáng)度與剛度的影響規(guī)律，通過(guò)對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象的分析論述了5組試件的最終破壞形態(tài)，探討了不同變化因素對(duì)蒙皮效應(yīng)的影響；介紹了美國(guó)冷彎型鋼蒙皮設(shè)計(jì)規(guī)定方法（AISI法）中的簡(jiǎn)化計(jì)算公式，并運(yùn)用簡(jiǎn)化公式對(duì)蒙皮試件的極限抗剪強(qiáng)度與剛度進(jìn)行了詳細(xì)計(jì)算。結(jié)果表明：合理地布置連接件、安排板跨間距或選用板厚都可以適當(dāng)提高結(jié)構(gòu)的整體抗剪強(qiáng)度與剛度，按常規(guī)的施工做法可通過(guò)合理調(diào)控以上各因素以控制蒙皮效應(yīng)對(duì)整體結(jié)構(gòu)的影響。

關(guān)鍵詞：壓型鋼板；抗剪性能；剛度；自攻螺釘；蒙皮

中圖分類(lèi)號(hào)：TU398 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

近年來(lái)壓型鋼板因其施工速度快、強(qiáng)度高、自重輕、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)得到了快速發(fā)展，大部分輕鋼結(jié)構(gòu)都選用壓型鋼板作為其墻面板或屋面板。壓型鋼板與周邊構(gòu)件通過(guò)自攻螺釘、拉鉚釘、焊接等方式進(jìn)行可靠連接時(shí)參與結(jié)構(gòu)的整體受力，改變結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布，以較大的抗剪強(qiáng)度替整體結(jié)構(gòu)分擔(dān)荷載，這種作用就稱(chēng)為蒙皮效應(yīng)。壓型鋼板的蒙皮不僅可以提高結(jié)構(gòu)整體的側(cè)向剛度，還可以取代或者部分取代支撐結(jié)構(gòu)。設(shè)計(jì)人員可通過(guò)對(duì)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，適當(dāng)減小框架結(jié)構(gòu)的梁柱尺寸，甚至簡(jiǎn)化節(jié)點(diǎn)的連接構(gòu)造，用鉸接替代剛接。近幾十年來(lái)，國(guó)外對(duì)金屬壓型鋼板的抗剪蒙皮性能進(jìn)行了大量研究，并頒布了相適應(yīng)的規(guī)程。中國(guó)自1992年成立蒙皮規(guī)程設(shè)計(jì)組以來(lái)也進(jìn)行了許多試驗(yàn)研究工作，針對(duì)V840型、HV225型、HV248型、HV490B型等壓型鋼板進(jìn)行了深入研究。本文試驗(yàn)采用的是中國(guó)常用的YX35125750型壓型鋼板，旨在彌補(bǔ)中國(guó)試驗(yàn)壓型鋼板板型單一、試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限的缺陷。本文主要研究檁條間距、板厚、連接件間距與布置形式對(duì)蒙皮抗剪性能的影響，為蒙皮效應(yīng)在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供試驗(yàn)及理論依據(jù)，也為中國(guó)今后的蒙皮規(guī)程提供數(shù)據(jù)參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)布置

試驗(yàn)采用懸臂梁式加載方案（圖1）。蒙皮結(jié)構(gòu)一端采用固定支座，另一端采用滑動(dòng)支座（梁下墊滾軸），以保證整個(gè)結(jié)構(gòu)在平面內(nèi)自由運(yùn)動(dòng)。由于加載點(diǎn)位于框架梁的中心位置，進(jìn)行整體加載時(shí)對(duì)整個(gè)蒙皮體有偏心力矩作用（偏心距為60 mm），為防止蒙皮體在施加荷載時(shí)產(chǎn)生平面外變形，需在加載端框架梁上的三分點(diǎn)處添加防翹曲裝置（圖2）。

1.2 試驗(yàn)材料

歐洲規(guī)范[1]建議，進(jìn)行蒙皮體抗剪試驗(yàn)時(shí)壓型鋼板不得少于4塊，本文采用4塊YX35125750型壓型鋼板。檁條采用C120×50×20×2.5，框架梁為2根I20。檁托板與框架梁焊接連接，檁條與檁托板則通過(guò)2顆M12普通螺栓固定，檁條通過(guò)檁托板與框架梁組成一個(gè)整體，具體連接情況見(jiàn)圖3。

1.3 試驗(yàn)分組

本文在現(xiàn)有研究[214]基礎(chǔ)上分析一定蒙皮體尺寸情況下連接件間距與布置形式、檁條數(shù)量和板厚的變化對(duì)蒙皮體抗剪性能的影響。試驗(yàn)開(kāi)始前先對(duì)未加壓型鋼板的裸框架進(jìn)行加載，觀察裸框架承載力情況，然后開(kāi)始鋪壓型鋼板進(jìn)行蒙皮試驗(yàn)，第1組為基本的對(duì)比組，做2個(gè)試件，荷載取平均值，板與板的搭接接縫處不做處理，只在檁條處用自攻螺釘連接。具體分組情況見(jiàn)表1。

1.4 試驗(yàn)測(cè)量與加載

試驗(yàn)加載的測(cè)量裝置如圖1所示，在框架梁端分別放置6個(gè)量程為200 mm的位移計(jì)，加載時(shí)記錄每級(jí)荷載下的位移值。試驗(yàn)采用20 kN的油壓作動(dòng)器，由計(jì)算機(jī)控制加載，作動(dòng)器一端固定在反力墻上，另一端與蒙皮體相連。為了消除組裝過(guò)程中操作不當(dāng)引起的間隙或支座滑移，每次試驗(yàn)開(kāi)始前施加5 kN水平荷載進(jìn)行預(yù)壓。預(yù)壓過(guò)后進(jìn)行正式加載，加載時(shí)采用分級(jí)加載模式，每級(jí)施加1 kN的荷載，每級(jí)荷載持續(xù)5 min，當(dāng)加載到一定程度蒙皮體的位移開(kāi)始出現(xiàn)不穩(wěn)定變化時(shí)，施加的每級(jí)荷載變?yōu)?.5 kN，持續(xù)加載直至大部分板孔撕裂和蒙皮失 去作用，蒙皮體位移變化過(guò)大或位移突變過(guò)大時(shí)視為達(dá)到極限承載力，蒙皮體失效。2 試驗(yàn)過(guò)程與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)過(guò)程

按照中國(guó)在鋼結(jié)構(gòu)工程中的常規(guī)施工方法進(jìn)行安裝，試驗(yàn)開(kāi)始前首先對(duì)未鋪壓型鋼板的裸框架進(jìn)行加載，方便后面與加壓型鋼板的試件進(jìn)行對(duì)比，裸框架的加載與荷載位移曲線如圖4所示。

從圖4可以看出，裸框架的承載能力非常小，在很小的荷載下位移變化卻很大。當(dāng)荷載為0.89 kN時(shí)，位移已經(jīng)達(dá)到91 mm。裸框架加載完畢后分別按照表1中的順序?qū)υ嚰礼J1～GJ5分別進(jìn)行加載。

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象

GJ11連接件數(shù)量較少，板與框架檁條僅在波谷處用自攻螺釘隔波相連，共42顆。在加載到6 kN之前為線彈性范圍，試件變形較小，加載時(shí)伴隨著啪啪的聲響，隨著荷載逐級(jí)增加，邊緣板孔的自攻螺釘開(kāi)始出現(xiàn)傾斜，荷載繼續(xù)增加時(shí)，板孔開(kāi)始出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象。由于連接件數(shù)量少且板與板之間的板縫處未做處理，板與板之間開(kāi)始產(chǎn)生錯(cuò)位[圖5（a）]，并越來(lái)越大，直至荷載達(dá)到10.448 kN時(shí)蒙皮體上大部分板孔撕裂蒙皮失去作用，整體位移過(guò)大，視為失效。GJ12連接情況與GJ11完全相同，試驗(yàn)過(guò)程中的現(xiàn)象也基本類(lèi)似，但GJ12的承載力略低于GJ11，其極限荷載為9.647 kN。

GJ2的連接情況與GJ1相同，但是壓型鋼板的厚度由0.5 mm變成0.6 mm。在加載到8 kN之前位移較小，試件處于線彈性范圍。加載初期發(fā)出啪啪的響聲，隨著荷載的逐級(jí)施加，波谷處板與邊緣檁條連接的自攻螺釘首先開(kāi)始傾斜，隨后與中間檁條部分連接的自攻螺釘開(kāi)始傾斜。邊緣板孔處最先發(fā)生撕裂[圖5（b）]，由于連接件數(shù)量與GJ1相同，數(shù)量較少，板與板之間也發(fā)生錯(cuò)位，最后當(dāng)荷載到達(dá)12.5 kN時(shí)蒙皮體大部分板孔撕裂使蒙皮失去作用，整體位移過(guò)大，視為失效。

GJ3在GJ1的基礎(chǔ)上在每條板與板的接縫處增加了11顆自攻螺釘，連接件間距為300 mm，在加載到10 kN之前為線彈性階段，位移較小。加載初期也伴隨著啪啪的響聲，隨著荷載的增加，邊緣構(gòu)件處的自攻螺釘首先出現(xiàn)傾斜，荷載繼續(xù)增大，板接縫處的自攻螺釘也開(kāi)始出現(xiàn)傾斜[圖5（c）]。由于增加了板與板連接件的數(shù)量，所以沒(méi)有像GJ1與GJ2一樣出現(xiàn)板與板之間的錯(cuò)位，隨著荷載的增大，壓型鋼板開(kāi)始出現(xiàn)局部翹曲變形，部分板縫處自攻螺釘被拔出[圖5（d）]，檁條也發(fā)生變形，板整體出現(xiàn)翹曲變形[圖5（e）]，當(dāng)荷載達(dá)到16.771 kN時(shí)，蒙皮體大部分板孔撕裂，整體位移過(guò)大，視為失效。

GJ4在板與檁條連接的波谷處采用每波相連的方法。在加載到9 kN之前位移都很小，試件處于線彈性范圍內(nèi)。在加載初期伴隨著啪啪的聲音，隨著荷載的逐級(jí)增加，由于應(yīng)力集中，邊緣檁條處的自攻螺釘最先開(kāi)始傾斜，繼而板與中間檁條連接處的自攻螺釘也出現(xiàn)傾斜，隨著荷載繼續(xù)增加，板孔也發(fā)生撕裂，檁條逐漸產(chǎn)生變形，板與板之間產(chǎn)生錯(cuò)位，但錯(cuò)位對(duì)于GJ1與GJ2來(lái)說(shuō)很小。當(dāng)荷載達(dá)到15.804 kN時(shí)，蒙皮體大部分板孔撕裂蒙皮失去作用，整體位移過(guò)大，視為失效。

GJ5增加了1根檁條，板與檁條的連接方式是在波谷處隔波相連。在加載到8 kN之前，試件處于線彈性范圍，位移較小。在加載初期伴隨著啪啪的聲音，隨著荷載的逐級(jí)增加，仍是邊緣檁條處的連接件最先發(fā)生傾斜后板孔出現(xiàn)撕裂，由于檁條數(shù)量增加，板開(kāi)始時(shí)并未出現(xiàn)錯(cuò)位，但隨著荷載的增大，板局部開(kāi)始屈曲，最后導(dǎo)致壓型鋼板的整體屈曲[圖5（f）]，整體屈曲后板開(kāi)始出現(xiàn)嚴(yán)重傾斜并產(chǎn)生大錯(cuò)位。當(dāng)荷載達(dá)到14.333 kN時(shí)，蒙皮體大部分板孔撕裂，蒙皮失去作用，整體位移過(guò)大，視為失效。

2.3 試驗(yàn)荷載位移曲線

試件加載時(shí)為分級(jí)加載，每級(jí)荷載增加量為1 kN，對(duì)應(yīng)于每級(jí)荷載，位移計(jì)都會(huì)測(cè)得其具體的位移值Di（i為位移計(jì)編號(hào)），蒙皮體試件的剪切變形Δ可以按式（1）計(jì)算，即

Δ=D3-[D4+LbcLab（D5+D6）]

（1）

式中：Lbc為平行于加載方向的長(zhǎng)度；Lab為垂直于加載方向的長(zhǎng)度。

式（1）中包含了彎曲變形和剪切變形兩部分。試件的荷載位移曲線如圖6所示。

2.5 蒙皮體極限抗剪強(qiáng)度與剛度

蒙皮體極限抗剪強(qiáng)度與剛度是由試驗(yàn)得到的極限荷載來(lái)確定的，其中最主要的有2種確定方式：一種是美國(guó)冷彎型鋼蒙皮設(shè)計(jì)規(guī)定的方法（AISI法）[15]，另一種是歐洲蒙皮設(shè)計(jì)建議規(guī)定的方法（ECCS法）[1]。雖然二者的計(jì)算方法和規(guī)定的指標(biāo)不同，但計(jì)算結(jié)果大體一致。本文采用AISI法計(jì)算蒙皮體極限抗剪強(qiáng)度與剛度。

2.5.1 抗剪極限強(qiáng)度

AISI法中規(guī)定蒙皮體的抗剪強(qiáng)度Sult按式（2）進(jìn)行計(jì)算，即

Sult=PultLab

（2）

2.5.2 抗剪剛度

AISI法按荷載P=0.4Pult時(shí)對(duì)應(yīng)的剪切變形來(lái)確定蒙皮體的抗剪剛度。在這個(gè)階段可認(rèn)為蒙皮體仍處于彈性階段，因此可以根據(jù)懸臂梁端部受集中力時(shí)的彈性位移公式計(jì)算蒙皮體在外力作用點(diǎn)的彎曲變形理論值ΔLab，進(jìn)而計(jì)算剪切變形Δs，即

Δs=Δ-ΔLab

（3）

式（3）中的Δ是按式（1）修正后的荷載位移曲線上荷載級(jí)別為0.4Pult時(shí)的平均變形值，ΔLab由式（4）確定，即

ΔLab=PL3bc3EI

（4）

式中：E為鋼材的彈性模量；I為梁翼緣框架構(gòu)件對(duì)蒙皮體形心軸的慣性矩。

蒙皮體抗剪剛度G可由式（5）計(jì)算，即

G=0.4Pult/LabΔs/Lbc

（5）

本文試驗(yàn)按AISI法計(jì)算的蒙皮體抗剪極限強(qiáng)度和剛度結(jié)果見(jiàn)表3。

從表2，3以及每組的試驗(yàn)結(jié)果中可以發(fā)現(xiàn)：

（1）每組試件都會(huì)出現(xiàn)板孔撕裂的現(xiàn)象，原因是按照常規(guī)的施工做法連接間距過(guò)大，由于應(yīng)力集中板孔受擠壓的一側(cè)會(huì)發(fā)生屈曲，自攻螺釘傾斜，隨著荷載逐漸增大，板孔處被撕裂，連接件的內(nèi)力會(huì)重新分布，隨著連接處的板孔撕裂越來(lái)越明顯，最終導(dǎo)致板孔撕裂破壞的現(xiàn)象發(fā)生。

（2）板縫搭接處的錯(cuò)位往往發(fā)生在連接件較少或板縫處沒(méi)有連接件的情況下。本文試驗(yàn)中除了試件GJ3之外，其他組試件都或多或少發(fā)生了板縫錯(cuò)位的情況，而試件GJ3在板縫處做了加強(qiáng)，按300 mm的間距布置了自攻螺釘，直至蒙皮體位移過(guò)大失效為止都未發(fā)生板縫之間的錯(cuò)位，抗剪極限承載力得到了極大提高，而且最終檁條發(fā)生了變形，若換用剛度較大的型鋼作為檁條，整體的承載力還可以進(jìn)一步提高。GJ3是試驗(yàn)中惟一未發(fā)生板縫錯(cuò)位現(xiàn)象的試件。

（3）檁條數(shù)量增加時(shí)，蒙皮體抗剪切荷載開(kāi)始時(shí)并未出現(xiàn)板縫的錯(cuò)位，但隨著剪切力的增加，作為蒙皮的壓型鋼板開(kāi)始出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象，伴隨著板孔的撕裂，板縫開(kāi)始出現(xiàn)小錯(cuò)位，當(dāng)板發(fā)生整體屈曲時(shí)板開(kāi)始出現(xiàn)大的錯(cuò)位。GJ5在GJ1的基礎(chǔ)上僅增加了1根檁條，結(jié)果就出現(xiàn)了這種現(xiàn)象。

（4）本文試驗(yàn)中GJ2的板厚為0.6 mm，相對(duì)于GJ1的板厚增加了0.1 mm，抗剪強(qiáng)度增加了24.402%，剛度提高了22.434%。在最后增加的1組試驗(yàn)中板厚為0.7 mm，試驗(yàn)結(jié)果較板厚為0.6 mm的抗剪強(qiáng)度卻增加了34.736%。這是因?yàn)樵谄矫婷善ぶ忻善ぐ宓目辜魪?qiáng)度基本和板厚呈正比關(guān)系，但對(duì)于壓型鋼板，由于板形狀的變化，剪力由框架構(gòu)件經(jīng)板肋傳遞到板上，雖然抗剪強(qiáng)度會(huì)隨板厚增加，但與板厚不呈線性遞增關(guān)系。3 結(jié) 語(yǔ)

（1）裸框架近似鉸接，承受平面荷載的能力很小。壓型鋼板通過(guò)連接件的有效連接，作為蒙皮在裸框架上形成一個(gè)整體時(shí)可大幅度提高平面內(nèi)剪切荷載的承受能力和抗剪剛度。合理地布置連接件、安排板跨間距或選用板厚都可以適當(dāng)?shù)靥岣呓Y(jié)構(gòu)的整體抗剪強(qiáng)度與剛度，按常規(guī)的施工做法可通過(guò)合理調(diào)控以上各因素控制蒙皮效應(yīng)對(duì)整體結(jié)構(gòu)的影響。

（2）檁條的變形一般發(fā)生在連接件較多的情況下，5組試件中GJ3與GJ4都出現(xiàn)了檁條的變形；連接件的布置間距在很大程度上決定了蒙皮結(jié)構(gòu)體系的抗剪承載力與剛度，GJ4由隔波相連改成每波相連，采用較少連接件的蒙皮結(jié)構(gòu)最終是以連接件周邊板因局部承壓強(qiáng)度不足或因剪切撕裂而破壞。當(dāng)連接件數(shù)量多或檁條數(shù)量較多時(shí)，蒙皮結(jié)構(gòu)的承載力大幅度提高，最終發(fā)生蒙皮板的整體屈曲破壞；板的跨度越小，蒙皮體的抗剪強(qiáng)度越大。隨著檁條間距的減小，蒙皮體的抗剪承載力提高，GJ5較GJ1提高了42.572%，尤其在壓型鋼板越薄的情況下承載力提高的程度越明顯。

（3）通過(guò)5組試驗(yàn)數(shù)據(jù)綜合對(duì)比發(fā)現(xiàn)，GJ3較其他幾組試件抗剪極限承載力提升幅度最大，剛度也提升最大，原因是GJ3通過(guò)板縫處自攻螺釘?shù)倪B接增加了蒙皮板的整體剛度，GJ2和GJ4雖然分別增加了0.1 mm的板厚和板與周邊構(gòu)件連接件的數(shù)目，但4塊壓型鋼板最終呈獨(dú)立抗剪形式并產(chǎn)生一定的錯(cuò)位。GJ5增加了1根檁條，蒙皮板與周邊構(gòu)件連接件數(shù)量也相對(duì)增加，但其4塊壓型鋼板同GJ2與GJ4一樣當(dāng)接近極限荷載時(shí)仍呈獨(dú)立抗剪形式，每塊壓型鋼板屈曲后構(gòu)件產(chǎn)生較大變形，其抗剪承載力和剛度仍低于GJ3。

參考文獻(xiàn)：

References：

[1] ECCS.European Recommendation：Stressed Skin Diaphragm Design of Steel Structure[M].Brussels：ECCS，1977.

[2]龍莉萍，韋 松，崔 佳.自攻螺絲連接受力蒙皮體抗剪性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2004，25（2）：3943.

LONG Liping，WEI Song，CUI Jia.Experimental Investigation on Shear Behaviour of Stressed Skin Diaphragms Connected by Selftapping Screws[J].Journal of Building Structures，2004，25（2）：3943.

[3]沈祖炎.鋼結(jié)構(gòu)學(xué)[M].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2005.

SHEN Zuyan.Theory of Steel Structures[M].Beijing：China Architecture & Building Press，2005.

[4]劉 洋.輕鋼結(jié)構(gòu)蒙皮效應(yīng)的理論與試驗(yàn)研究[D].上海：同濟(jì)大學(xué)，2006.

LIU Yang.Theoretical and Experimental Research on the Stressed Skin Diaphragm of Lightgauge Steel Structures[D].Shanghai：Tongji University，2006.

[5]劉 洋，張其林.金屬蒙皮板剪切性能的試驗(yàn)及有限元分析[J].工業(yè)建筑，2007，37（10）：8892.

LIU Yang，ZHANG Qilin.Experiment and FEM Analysis on the Shear Behaviors of Profiled Metal Sheets[J].Industrial Construction，2007，37（10）：8892.

[6]張雪麗，張耀春.自攻螺釘波峰連接的抗剪性能試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2008，41（6）：3339.

ZHANG Xueli，ZHANG Yaochun.Shear Tests of Screw Connections in Crestfixed Profiled Steel Sheetings[J].China Civil Engineering Journal，2008，41（6）：3339.

[7]趙滇生，何剡江，徐衛(wèi)敏.鋼框架中蒙皮效應(yīng)的若干影響因素[J].浙江工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2008，36（3）：305310，325.

ZHAO Diansheng，HE Shanjiang，XU Weimin.Some Influence Factors of Diaphragm Effect in Steel Frame[J].Journal of Zhejiang University of Technology，2008，36（3）：305310，325.

[8]劉 洋，錢(qián)衛(wèi)軍，張其林，等.受力蒙皮結(jié)構(gòu)剪切性能的試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)，2009，39（5）：6367.

LIU Yang，QIAN Weijun，ZHANG Qilin，et al.Experimental Study on the Shear Behavior of the Stressed Skin Diaphragm[J].Building Structure，2009，39（5）：6367.

[9]黃 煒.HV490B型壓型鋼板受力蒙皮體抗剪性能試驗(yàn)研究[D].重慶：重慶大學(xué)，2010.

HUANG Wei.Experimental Investigation on Shear Behaviour of Stressed Skin Diaphragms Using “HV490B” Profiled Sheet[D].Chongqing：Chongqing University，2010.

[10]彭 敏.角馳Ⅲ型壓型鋼板受力蒙皮體抗剪性能試驗(yàn)研究[D].重慶：重慶大學(xué)，2010.

PENG Min.Experimental Investigation on Shear Behaviour of Stressed Skin Diaphragms Using “Kok Chi Ⅲ” Profiled Sheet[D].Chongqing：Chongqing University，2010.

[11]沈 煒，邱洪興.壓型鋼板蒙皮效應(yīng)屈曲模式的研究[J].工業(yè)建筑，2010，40（增）：391394.

SHEN Wei，QIU Hongxing.Research on Diaphragm Effect Buckling Mode of Profiled Sheets[J].Industrial Construction，2010，40（S）：391394.

[12]趙海鳳.輕鋼結(jié)構(gòu)蒙皮效應(yīng)的分析研究[J].四川建筑科學(xué)研究，2011，37（4）：2225.

ZHAO Haifeng.Study and Development Analysis on Shear Capacity of Stressed Diaphragm for Light Gauge Steel Structures[J].Sichuan Building Science，2011，37（4）：2225.

[13]羅永成.蒙皮效應(yīng)對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的影響研究[D].廣州：華南理工大學(xué)，2012.

LUO Yongcheng.Research on Steel Structure with Skin Diaphragms[D].Guangzhou：South China University of Technology，2012.

[14]杜運(yùn)興，俞 揚(yáng)，孫 倩.基于蒙皮效應(yīng)鋼梁的靜力性能研究[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2013，40（5）：710.

DU Yunxing，YU Yang，SUN Qian.Study on Static Behavior of Steel Beam Based on Membrane Effect[J].Journal of Hunan University：Natural Sciences，2013，40（5）：710.

[15]AISI，Design of Coldformed Steel Diaphragms[S]