低剪跨比双钢板_混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究

1、 文章编号:1000-6869(201111-0074-08低剪跨比双钢板-混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究聂建国,卜凡民,樊健生(清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室,北京100084摘要:为研究低剪跨比双钢板-混凝土组合剪力墙的抗震性能,完成了2片低剪跨比双钢板-混凝土组合剪力墙和1片低剪跨比钢筋混凝土剪力墙试验,研究了高轴压比剪力墙在低周往复荷载作用下的变形能力、破坏模式,得到了试件滞回曲线、骨架曲线、承载力、位移延性系数、刚度退化、承载力退化和耗能能力等,分析了不同形式连接件对抗震性能的影响。试验结果表明:与钢筋混凝土剪力墙相比,-,具有良好的延性和耗能能力,抗震性能良好。关键词

2、:双钢板-混凝土组合剪力墙;低剪跨比;拟静力试验;抗震性能中图分类号:TU398.2TU317.1文献标志码:AExperimental research on seismic behavior of low shear-span ratio composite shear wall with double steel platesand infill concreteNIE Jianguo,BU Fanmin,FAN Jiansheng(Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of China Education M

3、inistry,Tsinghua University,Beijing100084,ChinaAbstract:In order to study the seismic performance of low shear-span ratio composite shear wall with double steel plates and infill concrete,two low shear-span ratio composite shear walls with double steel plates and infill concrete and one low shear-sp

4、an ratio reinforced concrete shear wall were testedThe deformation performance and failure modes were observed under low cyclic lateral loads with high axial compression ratioValuable results were obtained for the hysteretic curves,skeleton curves,bearing capacity,ductility,stiffness degradation,str

5、ength degradation and energy dissipation capacityThe effects of different forms of connection on seismic performance were analyzedThe results indicate that compared with the reinforced concrete shear wall,the low shear-span ratio composite shear wall with double steel plates and infill concrete show

6、s greatly improved bearing capacity,adequate ductility,energy dissipation capacity and good seismic performanceKeywords:composite shear wall with double steel plates and infill concrete;low shear-span ratio;quasi-static test; seismic performance基金项目:国家自然科学基金项目(51178246,清华大学自主科研计划项目(20101081766。作者简介:

7、聂建国(1958,男,湖南衡阳人,工学博士,教授。E-mail:niejg收稿日期:2011年7月0引言剪力墙或由剪力墙组成的筒体是高层建筑的主要抗侧力构件。随着建筑高度的增加和建筑功能需求的提高,对剪力墙性能的要求也随之提高。普通钢筋混凝土剪力墙变形能力较差,延性较低,直接影响高层建筑的抗震性能;巨大的竖向荷载需采用较厚剪力墙才能满足现有规范关于剪力墙轴压比的限值,过厚的墙体不仅增大结构自重,增加基础造价,还相应地要求增大外框架柱尺寸。普通低剪跨比(1钢筋混凝土剪力墙在水平地震作用下多发生脆性剪切破坏,延性较差。当混凝土墙体与外包钢板结合在一起形成双钢板-混凝土组合剪力墙时,其力学特性会发生

8、显著变化,主要表现在:混凝土和钢板互为约束,混凝土可防止钢板失稳,钢板可避免混凝土裂缝的暴露,从而提高使用性能和耐久性,提高剪力墙受剪承载力和延性,增强结构整体抗震性能;在设计承载力一定时,双钢板可以减小剪力墙厚度,减轻结构自重,增加建筑使用空间;双钢板在施工时可作为混凝土浇筑的模板,方便施工。国外学者1-2对双层钢板中间内填混凝土的组合剪力墙进行了试验研究,其构造形式为双层钢板之间设置密集的竖向或者横向加劲肋,试验结果表明该类剪力墙具有良好的延性,但其构造复杂、加工困难、造价偏高,目前仅用于核电站、海洋平台等恶劣环境下的结构。影响双钢板-混凝土组合剪力墙受力性能的参数众多,本文以低剪跨比双钢

9、板-混凝土组合剪力墙作为研究对象,并与钢筋混凝土剪力墙抗震性能进行对比 ,分析不同连接件形式对双钢板-混凝土组合剪力墙受力性能的影响。1试验概况1.1试件设计试验设计了3个组合剪力墙试件,其中2个为双钢板-混凝土组合剪力墙,试件编号CSW-5、CSW-10; 1个为钢筋混凝土剪力墙,试件编号SW-1。3个试件均在左右两端设置矩形钢管混凝土端柱,端柱截面尺寸为100mm120mm;中间墙体部分截面尺寸(含钢板为600mm90mm。在试件底部和顶部分别设置钢筋混凝土基础梁和加载梁,基础梁截面尺寸为500mmmm,加载梁截面尺寸为250mm250mm。组合剪力墙的矩形钢管和墙体钢板上下两端伸入基础梁

10、和加载梁中,并加强其与混凝土界面的抗剪连接构造,保证锚固性能。组合剪力墙水平荷载加载点到基础梁顶面的距离均为800mm,剪跨比=1,试件尺寸和构造如图1所示。(a试件尺寸(b试件CSW-5、CSW-10配筋图(c试件SW-1配筋图(d试件CSW-6栓钉布置图(e试件CSW-10钢板开洞布置图图1剪力墙试件尺寸及构造Fig1Dimension and detailing of shear walls表1给出了3个剪力墙试件的主要设计参数。设计时综合考虑试验设备加载能力和端柱尺寸对墙体受力性能的影响,并在矩形钢管内设置1根HRB335级直径为22mm的钢筋,以增加剪力墙受弯承载力。墙体厚度为90m

11、m(含钢板,水平和竖向分布钢筋均为双层6200,配筋率0314%,满足表1试件基本参数Table 1Parameters of specimens试件编号端柱墙体矩形钢管截面尺寸/mm钢筋配置截面高度/mm截面厚度/mm 钢板厚/mm分布钢筋距厚比连接件CSW-51201003122600903620050栓钉CSW-101201003122600903620050对拉螺栓 SW-11201003122600906200 注:距厚比为连接件间距与钢板厚度的比值。 规范不小于025%的构造要求3。墙体水平分布钢筋通过U 形钢筋与矩形钢管混凝土端柱相连,U 形钢筋一端焊接于矩形钢管管壁,一端与水平

12、分布钢筋焊接,其位置与水平分布钢筋等高,竖向间距200mm 。考虑试验加载能力,试件CSW-5、CSW-10两侧钢板厚度均取3mm ,墙体截面含钢率667%。试件CSW-5采用640栓钉,栓钉布置如图1d 所示,符合构造要求4 。试件CSW-10连接件采用直径14mm 的对拉螺栓,并在钢板相应位置开洞,洞口直径16mm ,如图1e 所示。3个试件设计轴压比均为 050,其中CSW-5采用栓钉连接件,CSW-10采用对拉螺栓,SW-1为普通钢筋混凝土剪力墙。1.2试件制作试件制作过程主要分为矩形钢管与墙体钢板加工与混凝土浇筑两个阶段。矩形钢管和墙体钢板在钢构厂加工完成后,运至实验室;在钢板内侧焊

13、接栓钉,并在钢管埋入基础梁及加载梁混凝土部分的钢板上焊接栓钉、短钢筋以及端板等,以达到抗拔要求;将U 形钢筋焊接在两矩形钢管对侧,并将水平分布钢筋焊接在U 形钢筋两肢上,然后绑扎固定竖向分布钢筋;最后将2片钢板与2个矩形钢管焊接成型,完成矩形钢管和墙体钢板加工。绑扎基础梁钢筋笼,将矩形钢管和墙体钢板按指定位置安放并焊牢固定,如图2a 所示。 试件混凝土部分进行依次浇筑,首先浇筑基础梁,养护10d 后,绑扎加载梁钢筋笼,再浇筑墙体和加载梁混凝土。基础梁采用C40商品混凝土,墙体和加载梁混凝土配合比在实验室内配置,强度等级分别为C35和C50。试件制作完成效果如图2b 所示。 图2试件制作Fig2

14、Specimen construction1.3材性试验墙体混凝土设计强度等级为C35,在每个试件浇筑的同时,制作150mm 150mm 150mm 立方体试块,并与试件同条件养护。在试件加载时,实测混凝土立方体抗压强度f cu 。钢板、钢筋依照GB /T 2282002金属材料室温拉伸试验方法5的规定取样加工,量测其屈服强度f y 、抗拉强度f u 。材性试验结果见表2。表2试件材性试验结果Table 2Material properties of specimens试件编号混凝土钢板f cu /MPa f y /MPa f u /MPa 钢筋622f y /MPa f u /MPa f y

15、 /MPa f u /MPa CSW-527.5CSW-1026.4306435364488444615SW-126.91.4试验装置及加载制度试验加载装置如图3所示。基础梁竖向通过锚梁、地锚螺栓锚固于试验台座,水平方向通过限位梁、抗剪钢块嵌固于两列抗剪孔之间。加载梁通过丝杠和端板,一侧与水平千斤顶端面相连。试件顶部放置刚性分配横梁,长度略大于试件宽度,将千斤顶轴压力均匀分配到端柱和中间墙体,使试件的受力状态更接近工程实际。竖向千斤顶与横梁之间设置辊轴,以保证竖向千斤顶可随着试件顶部侧移而移动。水平千斤顶加载端面形心距基础梁顶面800mm ,以保证墙体剪跨比=1。图3试验加载装置(东侧正视图F

16、ig3Test setup竖向千斤顶施加轴压之后,保持恒定。水平荷载加载过程按照JGJ 10196建筑抗震试验方法规程6采用力-位移双控制法:试件在弹性阶段按照力控制分成3级加载 ,每级荷载循环1次,级差80kN ,加载速度为1 2kN /s ;当试件顶点水平力-位移曲线出现明显转折或者试件顶点位移角达到1/600时即认为试件屈服,屈服后采用位移控制逐级加载,每级位移增量取试件屈服时的顶点位移y ,每级荷载循环2次;当顶点位移角超过1/100时,增大每级位移增量为2y 。当荷载下降到峰值荷载的75%以下时,试验结束。1.5测点布置及量测试验过程中量测各试件物理量,包括荷载、位 移、相对变形和应

17、变,试件CSW-5、CSW-10测点布置如图4所示。加载梁中心设置位移计H-1;沿墙体中心竖向设置位移计(H-2 H-4测量试件不同高度处的侧向位移;在基础梁上布置1个水平位移计和2个竖向位移计(BH 和BNV 、BSV ,用以修正基础梁平动、转动对试件位移值的影响;在试件墙面设置交叉导杆引伸仪(DG-1、DG-2,用以测量墙体剪切变形。此外,在试件中布置多个应变片、应变花,如图4b 、4c 所示,用以考察端柱和墙体塑性发展。试件SW-1由于墙体两侧无外包钢板,故取消了钢板上的应变花, 同时增加了墙体分布钢筋的应变片数量其它测点布置与试件CSW-5、CSW-10基本相同。试验量测数据采用日本生

18、产的DATA LOGGER TDS-530数据采集系统采集,通过荷载-位移、荷载-应变等曲线实时显示,以观察和调整试验加载工况。裂缝发展、钢板屈曲和试件破坏过程由人工观察、记录。2试验现象为便于描述试验现象,定义水平千斤顶向北(N 推加载梁为正向,向南(S 拉加载梁为负向,如图5所示。根据试验现象分析,可将各试件受力全过程分为如下4个阶段:(1弹性工作阶段试件无明显现象,组合剪力墙的钢板与混凝土协同工作,普通混凝土剪力墙无裂缝出现;各试件顶 点水平荷载-位移关系曲线基本呈线性变化。(2钢板与混凝土界面破坏或混凝土开裂阶段弹性工作阶段之后,试件刚度开始降低,荷载-位移曲线出现一定程度的转折,定义

19、此时为弹性阶段临界状态。试件CSW-5、CSW-10钢板与混凝土的界面开始发生局部黏结破坏,发出轻微“沙沙”声,试件SW-1墙体混凝土开始出现剪切斜裂缝,如图6e 所示。此时3个试件的水平荷载分别为792kN 、496kN 、200kN (相应为各峰值荷载的79%、55%和44%,位移角分别为1/165、1/400、1/800。可以看出:试件CSW-5弹性临界荷载最高,与峰值荷载最接近,相应(a 位移计、力传感器布置图(b 钢管、钢板应变片布置图(c 钢筋应变片布置图图4试件CSW-5、CSW-10测点布置图Fig4Measuring points arrangementof CSW-5and

20、 CSW-10图5加载方向Fig5Loading direction的位移角也最大,试件CSW-10次之,试件SW-1最低,表明采用栓钉连接件的组合剪力墙中,钢板与混凝土具有更好的协同工作性能,采用对拉螺栓连接件的组合剪力墙受钢板开洞影响显著,而普通混凝土剪力墙开裂较早,且影响外观和正常使用。(3屈服阶段该阶段为荷载-位移曲线从明显转折点持续到荷载峰值点,试件CSW-5、CSW-10以钢管混凝土端柱和墙体钢板的屈曲为主要现象,试件SW-1以墙体混凝土裂缝发展为主要现象。试件CSW-5在位移角1/111时,端柱底部发生局部屈曲,且钢板上一个焊接栓钉断裂,墙体钢板发生轻微的局部屈曲;试件CSW-1

21、0在位移角1/205时,首先出现墙体钢板局部屈曲,而端柱底部局部屈曲是在位移角1/108时发生,可见钢板开洞对局部屈曲影响显著。二者墙体钢板初始局部屈曲均出现在墙底角部,随着加载位移的增大,钢板屈曲的程度和范围不断增加。试件SW-1加载至位移角1/307时,斜裂缝宽度达035mm,荷载卸至零时,残余裂缝宽度为01mm;加载至位移角1/235时(水平荷载413kN,为峰值荷载的92%时,最大裂缝宽度达05mm,墙体四角出现新裂缝。试件CSW-5、CSW-10分别加载至位移角1/73、1/78时试件达峰值荷载,而试件SW-1加载至位移角1/160左右时即达峰值荷载,墙体出现多条新裂缝,裂缝最大宽度

22、达1mm,在往复荷载作用下,裂缝开合、错动明显,混凝土局部起皮、剥落。可以看出,采用栓钉连接件的组合剪力墙,墙体钢板的局部屈曲发生较晚,而钢板开洞则带来不利影响;同时在加载位移增加的过程中,栓钉由于焊接质量等缺陷,发生断裂,从而降低了对墙体钢板的约束,而对拉螺栓则起到更好的约束作用。组合剪力墙试件均在墙体钢板发生局部屈曲之后,经历一定加载过程才达峰值荷载,试件CSW-5和CSW-10的极限位移角基本相同。(4破坏阶段试件CSW-5、CSW-10分别加载至位移角1/67、1/57时,出现沿墙体45对角线方向的剪切屈曲波形,如图6a、6c所示,表明墙体内混凝土板破坏加剧,刚度降低,水平剪力在钢板和

23、混凝土之间进行重分配,导致钢板受力增大。同级加载的第二循环时,试件刚度和承载力均有所降低。试件CSW-1加载至位移角1/105时,斜裂缝相交处大块混凝土剥落,内部竖向分布钢筋暴露,最大裂缝宽度超过2mm。试件CSW-5、CSW-10最终加载至位移角1/40、1/33,端柱钢管角部焊缝撕裂,内部混凝土压溃,水平荷载降至各自峰值荷载的64%、63%。而试件SW-1加载至位移角1/58时,端柱发生明显弯曲,墙体中部横向膨胀,混凝土破碎区域进一步扩大,水平荷载降至峰值荷载的55%。试件最终破坏形态如图6b、6d、6f所示。图6试件破坏过程及破坏形态Fig6Failure process and mod

24、es3试验结果及分析3.1滞回曲线试件CSW-5、CSW-10和SW-1的顶点水平荷载P-位移(位移角滞回曲线如图7所示。可以看出,加载初期,各试件滞回曲线为一条直线,基本无残余变形,处于弹性工作状态。随着加载位移增大,混凝土开裂,试件刚度下降,卸载后残余变形逐渐增大,但荷载不断增长,同级加载的两个循坏基本重合,无承载力衰减、刚度退化。达峰值荷载后,双钢板-混凝土组合剪力墙试件CSW-、CSW-10承载力下降较为缓慢,滞回曲线呈梭形;钢筋混凝土剪力墙试件SW-1滞回曲线“捏缩效应”7明显,呈反S形,滞回曲线不饱满,耗能能力较低。3.2骨架曲线各试件顶点水平荷载-位移骨架曲线如图8所示。各试件骨

25、架曲线均为反S形,表明试件的受力过程分弹性、塑性和破坏三个阶段。从骨架曲线上可以看出:试件CSW-5与CSW-10前期刚度基本相同;屈服荷载后,试件CSW-10的刚度和荷载均低于5 ； 峰值荷载后， 试件 CSW二者承载力下降均较为缓 CSW10 慢， 其中试件 承载力下降更为平缓， 主要原 无断裂发生； 加 因是对拉螺栓具有足够的锚固强度， 载至位移角 1 /40 时， 荷载均降至 600 kN 左右， 约为 1 峰值荷载的 60% 。 与钢筋混凝土剪力墙试件 SW、 相比， 双钢板 混凝土组合剪力墙的承载力 刚度和变 形能力均显著提高 。 3. 3 承载力 为便于对比分析， 采用钢筋混凝土

26、结构应用较 （ a） 双钢板混凝土组合剪力墙试件 为普遍的几何作图法 确定屈服点； 按峰值荷载下 降 15% 确定破坏点， 定义破坏荷载 P d = 0. 85 P u 对应 的位移为有效破坏位移 d 。 各试件按该方法确定的 名义屈服荷载 P y 、名义屈服位移 y 、极限荷载 P u 、 极限位移 u 、 破坏荷载 P d 、 有效破坏位移 d 如表 3 所示 。将各试件平均屈服位移 、 平均极限位移 、 平均 有效破坏位移与试件高度的比值分别定义为屈服位 移角 、 极限位移角 、 有效破坏位移角， 如表 4 所示 。 4 可以得出： 试件 CSW10 峰值荷载 对比表 3 、 5 低 1

27、0% 左右， 较试件 CSW表明在一定距厚比 、 轴压 比下， 连接件形式对双钢板 混凝土组合剪力墙的峰 值荷载影响不大， 但钢板开洞对其承载力影响较为 10 截面开洞率为 8% ） ； 试 件 CSW5、 明显（ CSWCSW10 极限位移角与屈服位移角之比大于 2 ， 极限 荷载与屈服荷载之比约为 1. 2 ， 表明试件具有较高的 安全储备， 达屈服状态后， 可缓慢平稳到达峰值荷载； 5、 CSW10 屈服位移角、 试件 CSW极限位移角和有 1 的 2 倍， 双钢板 混凝土 效破坏位移角约为试件 SW组合剪力墙变形能力明显优于钢筋混凝土剪力墙 。 3. 4 位移延性系数 位移延性系数为有

28、效破坏位移 d 与名义屈服位 移 y 之比 911 8 （ b） 钢筋混凝土剪力墙试件 SW1 Fig 7 图 7 试件顶点水平荷载位移滞回曲线 Top lateral forcedisplacement hysteretic loops 。各试件位移延性系数如表 3 所示， 由 表中结 果 可 知： 各 试 件 均 具 有 良 好 的 延 性； 试 件 CSW5、 CSW10 延性系数低于 SW1， 但相差不大， 其 主要原因是双钢板 混凝土组合剪力墙破坏时的位移 显著增加（ 表 3 ） ， 但屈服位移也增大， 因此相比钢筋 混凝土剪力墙， 双钢板 -混凝土组合剪力墙的延性系 图 8 试件顶

29、点水平荷载位移骨架曲线 Fig 8 Top lateral forcedisplacement skeleton curves 表 3 主要阶段试验结果 Table 3 Results of main stages 试件编号 CSW5 CSW10 SW1 加载方向 正向 负向 正向 负向 正向 负向 屈服状态 P y / kN y / mm 867. 7 833. 3 731. 8 731. 8 355. 0 308. 6 5. 5 4. 7 4. 3 4. 2 2. 8 2. 0 极限状态 P u / kN u / mm 997. 6 1 003. 7 905. 1 880. 5 449.

30、8 425. 2 12. 5 9. 3 11. 6 8. 9 4. 8 5. 1 破坏状态 P d / kN d / mm 848. 0 853. 1 769. 3 748. 4 382. 3 361. 4 14. 3 15. 7 15. 2 14. 5 8. 7 7. 9 位移延性系数 = d / y 2. 58 3. 32 3. 54 3. 45 3. 18 4. 02 79 表 4 主要阶段位移角 Table 4 Drift ratio of main stages 试件编号 CSW5 CSW10 SW1 位移角 屈服 1 /156 1 /188 1 /333 极限 1 /73 1 /7

31、8 1 /162 有效破坏 1 /53 1 /54 1 /96 加载后期， 混凝土破坏严重致使栓钉抗拔削弱， 且部 分栓钉根部拉断， 从而降低了对钢板的约束作用 。 数反而可能降低 。 对于变形能力较强的试件， 建议 采用变形绝对值（ 如水平位移角） 作为度量其变形能 力的指标 。 3. 5 刚度退化 911 采用同级变形下的环线刚度 变化表征结构 的刚度退化 。环线刚度为同一位移幅值下多次加载 循环的 平 均 荷 载 与 平 均 位 移 的 比 值 。 环 线 刚 度 越 大， 试件耗能能力越好； 环线刚度降低率越小， 滞回 9 曲线越稳定， 结构耗能能力也越好 。 各试件环线 刚度随着 位

32、 移 加 载 幅 值 变 化 的 关 系 曲 线 如 图 9 所 示， 可以看出， 各试件在整个加载过程中刚度退化持 5、 CSW10 刚度退化关系曲线基 均匀； 试件 CSW续、 1 更高的刚度， 本重合， 且表现出比试件 SW抗震性 能更为优越 。 3. 7 图 10 试件承载力退化曲线 Fig 10 Strength degradation of specimens 耗能能力 基于试件荷载 位移滞回曲线， 可以定量计算出 每半周的能量耗散， 由此可以对试件的耗能能力进 911 。根据试件顶点水平荷载 行综合评估 位移滞回 曲线可以计算耗能 半周数曲线 、 累积耗能 半周数曲 线和等效粘性

33、阻尼系数 周数曲线， 分别如图 11 13 12 分析可知， 所示 。由图 11 、 随着半周数的增加， 试 进入弹塑性阶段 件半周耗能和累积耗能不断增加， Fig 9 图 9 试件刚度退化曲线 Stiffness degradation of specimens Fig 11 图 11 耗能半周数曲线 Energy consumed versus number of half cycles 3. 6 承载力退化 承载力退化是指试件承载力随加载循环次数的 力降低系数 表示 增加而降低的特性， 试件的承载力退化可以用承载 911 。 承载力降低系数 为同一 位移幅值下最后一次循环的峰值点荷载值与

34、第一次 循环的峰值点荷载值之比 。 试件承载力退化曲线如 图 10 所示， 可以看出， 各试件承载力降低系数在整体 上表现出随位移角增加而减小的特点， 表明承载力 退化随 着 往 复 加 载 而 不 断 加 剧 。 在 加 载 的 各 个 阶 段， 双钢板 混凝土组合剪力墙的承载力退化程度低 于钢筋混凝土剪力墙， 表明双钢板混凝土组合剪力 10 承载力退 墙受力性能更为稳定 。 同时， 试件 CSW5， 5在 化程度低于试件 CSW主要原因是试件 CSWFig 12 图 12 累积耗能半周数曲线 Accumulated energy consumed versus number of half

35、 cycles 80 5、 CSW10 耗能增长速度加快， 1 后， 试件 CSW而 SW。 13 耗能增幅很小， 累积耗能远低于前者 由图 分析 3 个试件的等效黏性阻尼系数随着加载周数的 可知， 5、 CSW10 增加而增加， 且增长速度加快， 试件 CSW等效黏性阻尼系数增大至 0. 3 左右， 表明其良好的耗 。 能能力 参 考 文 献 1 Link R A，Elwi A E Composite concretesteel plate walls： analysis and behaviorJ Journal of Structural Engineering， 1995 ， 121

36、（ 2 ） ： 260271 2 Emori K Compressive and shear strength of concrete Steel Structures，2002 ，68 filled steel box wallJ （ 2 ） ： 29-40 3 GB 50011 2010 S 北京： 中 建筑抗震设计规范 2010 （ GB 50011 2010 Code 国建筑工业出版社， S Beijing： for seismic design of building structures China Architecture Building Press， 2010 （ in Ch

37、inese） ） 4 GB 50017 2003 S 北京： 中国 钢结构设计规范 2003 （ GB 50017 2003 Code for 计划 出 版 社， design of steel structuresS Beijing： China Planning 2003 （ in Chinese） ） Press， 5 GB / T 228 2002 金属材料 室温拉伸试验方法 S 北 京： 中 国 计 划 出 版 社， 2002 （ GB / T 228 2002 Metallic materials： tensile testing at ambient S Beijing： Chi

38、na Planning Press， 2002 temperature （ in Chinese） ） 6 JGJ 101 1996 S 北京： 建筑抗震试验方法规程 中 国 建 筑 工 业 出 版， 1996 （ JGJ 101 1996 Specification for seismic test methods of buildingsS Beijing： China Architecture Building Press，1996 （ in Chinese） ） 7 沈在康 混 凝 土 结 构 试 验 方 法 新 标 准 应 用 讲 评 M 北京： 中国建筑工业出版， 1991 ： 265267 8 过镇海， 北 时旭东 钢筋混凝土原理和分析M 2003 ： 337 （ Guo Zhenhai，Shi 京： 清华大学出版社， Xudong Reinforced concrete theory and an