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1 第 50 卷第 2 期 2017 年 2 月天津大学学报 ( 自然科学与工程技术版 ) Journal of Tianjin University(Science and Technology) Vol. 50 No. 2 Feb DOI: /tdxbz 变轴压比预制高强混凝土混合配筋管柱抗震性能研究 1, 张锡治 2, 蔡魏巍 3, 张潮 3, 马健 (1. 天津大学建筑设计研究院, 天津 ; 2. 天津大学天津市土木工程结构及新材料重点实验室, 天津 ; 3. 天津大学建筑工程学院, 天津 ) 3 摘要 : 通过对 3 根预制高强混凝土混合配筋管柱试件在不同轴压比下的拟静力试验, 研究了轴压比对其抗震性能的影响. 其中管柱试件中预应力钢棒和 HRB400 级钢筋各配置 6 根, 两者间隔布置. 详细记录试件的破坏过程, 得到试件的滞回曲线骨架曲线承载力变形能力承载力退化曲线和耗能能力等. 试验结果表明 : 各试件均为受弯破坏, 延性系数为 2.50~2.93, 极限位移角为 1/33~1/27; 配置预应力筋的混合配筋管柱试件残余位移较小, 自复位能力较强 ; 轴压比是影响试件延性和耗能能力的重要因素, 随着轴压比增大, 试件延性降低, 耗能能力减弱. 关键词 : 高强混凝土管柱 ; 混合配筋 ; 抗震性能 ; 延性 ; 轴压比中图分类号 :TU 文献标志码 :A 文章编号 : (2017) Seismic Behavior of Prefabricated High Strength Concrete Pipe Column with Mixed Reinforcement Under Various Axial-Compression Ratio Zhang Xizhi 1, 2,Cai Weiwei 3,Zhang Chao 3,Ma Jian 3 (1.Architectural Design and Research Institute of Tianjin University,Tianjin ,China; 2.Civil Engineering Structure and New Materials Laboratory of Tianjin City,Tianjin University,Tianjin ,China; 3.School of Civil Engineering,Tianjin University,Tianjin ,China) Abstract:Quasi-static tests were conducted on three specimens to study the influence of axial-compression ratio on the seismic behavior of prefabricated pipe columns with high-strength concrete,which were reinforced with six prestressed steel bars and six 400,MPa grade steel bars.the failure process of specimens was recorded in detail,and several indexes such as the hysteretic curve,skeleton curve,bearing capacity,deformation capacity,stiffness degradation and energy dissipation capacity of specimens were obtained.the test results indicated that all the specimens fail in flexural mode.the ductility coefficient of the specimens is ,and the ultimate drift ratio is 1/33 1/27.Pipe columns with mixed reinforcement have smaller residual displacement and better performance of automatic resilience.axial-compression ratio is an important factor affecting the ductility and energy dissipation capacity of pipe columns.the ductility is reduced and the energy dissipation capacity is decreased with the increase of axialcompression ratio. Keywords:pipe column with high strength concrete;mixed reinforcement;seismic behavior;ductility;axialcompression ratio 装配式结构符合绿色低碳节能减排的设计理 [1] 念, 是未来建筑业的发展方向. 李增志提出了预制收稿日期 : ; 修回日期 : 作者简介 : 张锡治 (1968 ), 男, 博士, 研究员,zxzyjs@126.com. 通讯作者 : 蔡魏巍, @163.com. 基金项目 : 科技部中欧合作项目 (2014DFE70210); 天津市应用基础与前沿技术研究计划重点资助项目 (2014JCZDJC30000); 天津市建设系统科学技术发展计划资助项目 ( ). Supported by the China-Europe Cooperation Fund of the Ministry of Science and Technology of China(No. 2014DFE70210), the Tianjin Key Research Program of Application Foundation and Advanced Technology(No. 2014JCZDJC30000) and the Science and Technology Development Program of Construction System of Tianjin, China (No ).

2 168 天津大学学报 ( 自然科学与工程技术版 ) 第 50 卷第 2 期混凝土管柱的概念, 并对预制混凝土管短柱的承载力和变形进行了非线性有限元分析. 预制混凝土管柱具有生产效率高施工速度快自重轻及抗侧刚度大等优点, 适用于多层装配式框架结构. 国内外学者对混凝土管柱开展了系列研究工作. 周毅雷等 [2] 童岳生等 [3] 霍锦峰等 [4] [5] [6] Clark 等和 Wong 等从不同角度对混凝土管柱进行了理论研究, 主要研究了管柱的抗弯承载力抗剪承载力延性及破坏模式等 ; [7] Tayem 等对钢筋混凝土管柱的设计方法进行了研 [8] 究 ; 吕志涛等通过圆形环形截面钢筋混凝土构件抗剪试验, 提出了圆形截面和环形截面构件抗剪承载 [9] 力计算公式 ; 朱丽华等通过 4 个 1/8 比例试件的低周往复加载试验, 研究轴压比壁径比与配筋率对大尺寸薄壁混凝土管柱抗震性能的影响. 以上研究表明混凝土管柱具有较好的受力性能. 但传统钢筋混凝土管柱作为装配式结构构件在运输吊装过程中易开裂, 而且管壁较薄, 抗剪承载力低. 为解决上述难题, 本文提出一种预制高强混凝土混合配筋管柱, 该新型管柱兼具高强度混凝土和预应力钢棒材料强度优势, 与普通钢筋混凝土管柱相比, 承载力得到提高, 同时可避免运输过程中管柱开裂. 设计制作了 3 根足尺预制高强混凝土混合配筋管柱试件, 在柱底预埋装配式柱脚实现预制试件与承台的连接, 通过拟静力试验研究了轴压比对预制高强混凝土混合配筋管柱的破坏形态和抗震性能的影响. 试件柱脚处设裙板, 裙板内侧环向等间距焊接两排抗剪栓钉, 锚固于管柱混凝土. 在裙板底部焊接厚度为 20,mm 的底板, 以底板中心为圆心环向等间距布置 8 个锚栓孔, 其中拉力最大位置锚栓孔径为 51,mm, 其余为 48,mm. 底板与裙板之间设置肋板. 试件与预埋于承台中的锚杆采用螺栓连接以实现柱脚刚性设计 ( 见图 2 和图 3). (a) 试件剖面 1 试验概述 1.1 试件设计与制作试件高度为 1,800,mm, 外径为 500,mm, 壁厚 100,mm. 管柱试件混凝土强度等级为 C80, 试件纵筋采用预应力筋和非预应力筋间隔布置方式, 其中预应力筋采用预应力钢棒, 直径为 10.7,mm, 普通带肋钢筋采用 HRB400 级钢材, 直径为 12,mm, 数量均为 6 根, 箍筋采用冷拔低碳钢丝, 柱底 450,mm 范围为箍筋加密区, 采用 φ6@45, 非加密区采用 φ6@80( 见图 1(a)). 其中, 预应力钢棒两端分别固定于上下端板, 通过张拉端板给预应力钢棒施加预拉力, 张拉控制应力为 994,MPa, 普通带肋钢筋仅下端与端板焊接, 端板张拉过程中不受力. 试件 PNHC3-1 PNHC3-2 和 PNHC3-3 设计轴压比分别为和各试件主要设计参数见表 1. 表 2 列出了试验钢筋屈服强度 f y 和抗拉强度 f u 实测值, 弹性模量均取 E s = , MPa. (b) 试件横截面图 1 试件尺寸及配筋 Fig.1 Dimensions and reinforcements of specimens 表 1 试件主要设计参数 Tab.1 Main design parameters of specimens 试件编号 HRB400 钢筋预应力筋纵筋配筋率 /% 设计轴压比 PNHC3-1 0 PNHC φ , 0.15 PNHC 表 2 钢筋材性试验结果 Tab.2 Test results of properties of steel 钢筋种类 f y /MPa f u /MPa 预应力钢棒 (φ10.7) 1,496.7 HRB400 钢筋 ( 12) ,628.3 螺旋箍筋 (φ6) 1,480.0

3 2017 年 2 月张锡治等 : 变轴压比预制高强混凝土混合配筋管柱抗震性能研究 169 (a) 柱脚平面图 (b) 柱脚剖面图图 2 柱脚示意 Fig.2 Sketch of column base 水平力采用力 - 位移混合控制加载. 试件屈服前, 采用荷载控制加载, 每级荷载增加 20,kN, 每级加载循环一次 ; 试件屈服后采用位移控制加载, 每级加载控制位移增加 6,mm, 每级循环两次. 最后, 试件水平荷载降至峰值荷载的 85%, 以下, 或试件发生破坏不能继续加载时, 终止加载. 各试件的位移计布置 ( 见图 5(a)) 相同, 位移计 W-1 和 W-2 布置于柱顶加载点处, 用于测量柱顶水平位移 ; 柱底百分表 B-3 用于监测柱脚的水平滑移 ; 距离柱底 220,mm 处对称布置两个百分表 B-1 和 B- 2, 用于测量钢筋应变 ; 底板两端对称布置两个百分表 B-4 和 B-5, 用于测量底板的转动 ; 距柱底 50~ 150,mm 之间, 在混凝土表面沿中线对称布置电阻应变片 ( 图 5(b)), 用于测量混凝土应变. 图 3 承台照片 Fig.3 Picture of pile caps 1.2 加载制度与量测内容试验加载装置如图 4 所示. 在柱顶由分配梁上部液压千斤顶施加竖向荷载至预定轴力并保持恒定, 通过液压伺服作动器施加柱顶水平往复荷载, 加载方向规定以作动器推为正, 拉为负. (a) 位移计布置 (b) 应变片布置图 5 位移计和应变片布置 Fig.5 Layout of displacement meters and strain gauges 2 破坏过程与破坏形态图 4 试验加载装置示意 Fig.4 Schematic of test loading device 各试件裂缝展开图和最终破坏形态如图 6 和图 7 所示, 图 6 中方位参见图 4. 试件 PNHC3-1 水平力加载到 86,kN 时, 管柱受拉侧距柱底 13,cm 处出现首条水平裂缝. 随着加载的进行, 在距离柱底 20~70,cm 范围内出现多条水平裂缝, 并沿柱身环向延伸, 部分水平裂缝在柱身侧面发展为斜裂缝. 加载至水平位移 26,mm 时, 水平力达到 152,kN, 柱身未出现新裂缝, 管柱底部混凝土与裙板脱离宽度为 6,mm, 形成柱底环向贯通缝. 加载至水平位移 41,mm 时, 水平力开始下降, 该加载级别的第 2 个循环水平力达到 165,kN 时, 随着嘣一声, 预应力筋受拉断裂, 管柱承载力急剧下降至

170 天津大学学报 ( 自然科学与工程技术版 ) 第 50 卷第 2 期 140,kN, 试件破坏, 加载结束. 试件 PNHC3-2 水平力加载到 160,kN 时, 管柱受拉侧距柱底 10,cm 处出现首条水平裂缝.

8,mm, 形成柱底环形贯通缝. 加载至水平位移 56,mm 时, 受压侧混凝土小面积压溃剥落. 继续加载至水平位移 49,mm 时, 随位移的增大, 水平力有下降趋势, 终止加载. 现两条斜度较大的斜裂缝, 受压侧混凝土表皮剥落, 管柱水平力达到最大值 380,kN.

试件 PNHC3-2 的最终破坏表现为柱底裂缝宽度突然增大, 柱底受压区混凝土小面积压溃剥落. 试件 PNHC3-3 的最终破坏表现为柱底受压区混凝土大面积压溃剥落, 柱身较高位置出现两条斜度较大的主斜裂缝, 破坏特征表现为受压破坏, 并伴随有剪切斜裂缝, 破坏具有一定的脆性.

6 Crack distribution of specimens 试件 PNHC3-3 水平力加载到 250,kN 时, 管柱受拉侧距柱底 9,cm 处出现首条水平裂缝.

加载至水平位移 33,mm 时, 在柱身中部较高位置出 3.1 滞回曲线与骨架曲线 3 个试件的水平力 - 位移滞回曲线和骨架曲线如图 8 和图 9 所示. 对比分析, 可以看出以下 3 点.

4 170 天津大学学报 ( 自然科学与工程技术版 ) 第 50 卷第 2 期 140,kN, 试件破坏, 加载结束. 试件 PNHC3-2 水平力加载到 160,kN 时, 管柱受拉侧距柱底 10,cm 处出现首条水平裂缝. 随着加载的进行, 距柱底 10~50,cm 范围内出现若干条水平裂缝, 并沿柱身环形延伸, 水平裂缝在柱身侧面发展为斜裂缝, 把侧面混凝土分割成若干菱形区块. 加载至水平位移 40,mm 时, 水平力达到最大值 285,kN, 柱底受压侧混凝土出现细微竖向裂缝, 管柱底部混凝土与裙板脱离宽度为 2.8,mm, 形成柱底环形贯通缝. 加载至水平位移 56,mm 时, 受压侧混凝土小面积压溃剥落. 继续加载至水平位移 49,mm 时, 随位移的增大, 水平力有下降趋势, 终止加载. 现两条斜度较大的斜裂缝, 受压侧混凝土表皮剥落, 管柱水平力达到最大值 380,kN. 继续加载, 水平力下降, 混凝土大面积压溃剥离, 箍筋和纵筋外漏, 试件破坏严重, 加载结束. 试件 PNHC3-1 的最终破坏表现为受拉侧预应力筋的突然断裂, 受压区混凝土保持完好, 抗压强度未得到充分发挥, 为典型的受拉破坏. 试件 PNHC3-2 的最终破坏表现为柱底裂缝宽度突然增大, 柱底受压区混凝土小面积压溃剥落. 试件 PNHC3-3 的最终破坏表现为柱底受压区混凝土大面积压溃剥落, 柱身较高位置出现两条斜度较大的主斜裂缝, 破坏特征表现为受压破坏, 并伴随有剪切斜裂缝, 破坏具有一定的脆性. (a)pnhc3-1 (a)pnhc3-1 (b)pnhc3-2 (c)pnhc3-3 图 7 试件破坏形态照片 Fig.7 Failure mode photos of specimens 3 试验结果及分析 (b)pnhc3-2 (c)pnhc3-3 图 6 试件裂缝展开图 Fig.6 Crack distribution of specimens 试件 PNHC3-3 水平力加载到 250,kN 时, 管柱受拉侧距柱底 9,cm 处出现首条水平裂缝. 随着加载的进行, 距柱底 10~40,cm 范围内出现若干条水平裂缝, 该系列水平裂缝沿柱身环向开展长度较短, 裂缝一出现即沿柱身斜向下开展, 在柱身侧面交汇并延伸至柱底部. 加载至水平位移 26,mm 时, 水平力为 310,kN, 管柱底部混凝土与裙板脱离宽度为 1.5,mm. 加载至水平位移 33,mm 时, 在柱身中部较高位置出 3.1 滞回曲线与骨架曲线 3 个试件的水平力 - 位移滞回曲线和骨架曲线如图 8 和图 9 所示. 对比分析, 可以看出以下 3 点. (1) 加载初期, 混凝土尚未开裂, 卸载后试件变形基本能够完全恢复, 水平力 - 位移曲线呈直线状 ; 开裂进入弹塑性阶段, 试件卸载后存在残余位移, 但相对普通钢筋混凝土柱, 混合配筋管柱滞回环宽度较窄, 残余位移较小. 随着轴压比的增大, 试件的残余位移减小, 复位能力增强. (2) 各试件屈服后, 滞回曲线均存在捏拢现象, 呈弓形. 轴压比越大, 试件滞回曲线越扁平, 捏拢越严重. (3) 随着轴压比的增大, 试件的承载力和刚度提高显著. 试件 PNHC3-1 PNHC3-2 表现出较好的变形能力, 试件 PNHC3-3 达到峰值荷载后承载力急剧下降, 变形能力较差. 3.2 承载力和变形能力各试件不同受力阶段的顶点位移角见表 3. 表中 θ y =Δ y /H,θ p =Δ p /H,θ u =Δ u /H(H 为加载点至裙板顶

5 2017 年 2 月张锡治等 : 变轴压比预制高强混凝土混合配筋管柱抗震性能研究 171 面的距离, 为 1,400,mm). (a)pnhc3-1 Fig.9 图 9 试件顶点水平力 - 位移骨架曲线 Top lateral force-displacement skeleton curves of specimens (b)pnhc3-2 试件顶点水平荷载及水平位移特征值见表 4, 各个试件的开裂荷载 F cr 屈服荷载 F y 峰值荷载 F p 和极限荷载 F u, 分别对应的位移为 Δ cr Δ y Δ p 和 Δ u, 其中屈服荷载 F y 采用通用屈服弯矩法确定, 极限状态为试件承载力明显下降或达到最大承载力 85% 以下时的承载力及相应位移. 位移延性系数 μ= Δ u /Δ y. 可以看出, 轴压比对试件各个阶段荷载影响显著 ; 各试件屈服后, 承载力稳定增长, 试件 PNHC3-1 推拉向的最大荷载和屈服荷载比值 F p /F y 分别为 1.39 和 1.49, 试件 PNHC3-2 的对应比值分别为 1.26 和 1.22, 试件 PNHC3-3 的对应比值分别为 1.30 和表 3 试件顶点位移角 Tab.3 Vertex drift angles of specimens (c)pnhc3-3 图 8 试件顶点水平力 - 位移滞回曲线 Fig.8 Top lateral force-displacement hysteretic loops of specimens 试件编号 θ y θ p θ u PNHC3-1 1/85 1/31 1/29 PNHC3-2 1/76 1/38 1/27 PNHC3-3 1/81 1/35 1/33 表 4 试件顶点水平力及水平位移特征值 Tab.4 Top lateral force and displacement eigenvalue of specimens 位移延性试件编号 F cr/kn Δ cr/mm F y/kn Δ y/mm F p/kn Δ p/mm F u/kn Δ u/mm F p/f y 系数 μ PNHC PNHC PNHC 位移延性系数平均值 , 说明试件具有一定的安全储备 ; 各试件的位移延性系数为 2.50~2.93, 说明在钢筋混凝土柱中配置预应力筋会导致柱延性性能降低 ; 试件的延性系数随着轴压比的提高而减小, 可见, 轴压比是影响高强混凝土混合配筋管柱延性的重要因素, 因此, 为保证结构或试件的延性应合理控制轴压比. GB, 建筑抗震设计规范 [10] 规定钢筋混凝土框架结构弹塑性层间位移角限值 [θ p ]= 1/50. 本文各个试件峰值位移角 θ p 为 1/38~1/31, 极限位移角 θ u 为 1/33~1/27. 可见, 峰值位移角 θ p 和极限位移角 θ u 均大于弹塑性层间位移角限值 1/50, 试件变形能力强, 满足抗震变形能力要求.

6 172 天津大学学报 ( 自然科学与工程技术版 ) 第 50 卷第 2 期 3.3 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增加而降低的特性, 试件的承载力退化可用同级承载力退化系数 λ 表示,λ 为同一加载级别下第 2 次循环的峰值荷载和第 1 次循环的峰值荷载的比值. 各试件的承载力退化曲线如图 10 所示. 可以看出, 各试件的承载力退化系数在整体上表现出随加载位移的增大而减小的特点, 在达到峰值荷载之前, 承载力退化曲线下降较为平缓, 说明随着位移的增加, 试件承载力退化不明显, 受力性能较稳定 ; 最后加载阶段, 纵向预应力筋受拉断裂, 柱底受压区混凝土损伤严重, 因此加载后期试件承载力退化较为严重. 3.5 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 [12], 由此可以对试件的耗能能力进行综合评估. 根据各试件滞回曲线计算的累积耗能曲线如图 12 所示. 由图可知, 各试件的耗能随加载位移的增加而增大 ; 在屈服荷载前, 各试件的累积耗能大小相当, 屈服荷载后, 试件 PNHC3-1 累积耗能增长速度略高于试件 PNHC3-2, 高于试件 PNHC3-3. 总体上, 随着轴压比的提高, 高强混凝土混合配筋管柱耗能能力减弱. 图 12 试件累积耗能曲线 Fig.12 Accumulated energy consumed curves of specimens 图 10 试件承载力退化曲线 Fig.10 Strength degradation curves of specimens 3.4 刚度退化定义往复水平力作用下第 i 次循环达到最大水平力 F i 时的割线刚度为等效刚度 K [11] i, 其计算式为 + Fi + Fi Ki = + Δi + Δi 各试件等效刚度与 Δi/ Δ y 的关系曲线如图 11 所示, 其中 Δi= ( + Δi + Δi )/2. 可以看出, 在整个加载过程中试件刚度退化持续均匀 ; 试件各个阶段的刚度随轴压比的增大而增大 ; 加载初期, 试件刚度退化速率随轴压比的增大而减小, 试件屈服后, 随着加载位移的增加, 试件刚度退化速率随轴压比增大而增大. 图 11 试件刚度退化曲线 Fig.11 Stiffness degradation of specimens 4 结论与展望 (1) 从试件裂缝开展破坏过程可以判断所有试件均为受弯破坏, 破坏特征表现为预应力筋的拉断和混凝土的压溃剥落. 随着轴压比的增大, 试件破坏伴有一定程度的剪切破坏特征. (2) 试件达到屈服荷载后承载力稳定增长, 峰值荷载和屈服荷载比值 F p /F y 为 1.22~1.49, 具有一定安全储备 ; 达到峰值承载力之前, 各试件的承载力退化缓慢, 受力性能稳定. (3) 同普通钢筋混凝土柱相比, 配置预应力筋的混合配筋管柱的残余位移较小, 自复位能力增强. 混合配筋管柱自复位能力随轴压比增大而增强. (4) 轴压比是影响高强混凝土混合配筋管柱延性和耗能能力的重要因素, 轴压比增大, 延性降低, 耗能能力减弱 ; 各试件的延性系数为 2.50~2.93, 低于普通钢筋混凝土柱. (5) 各试件峰值位移角为 1/38~1/31, 极限位移角为 1/33~1/27, 均大于规范规定的弹塑性层间位移角限值 1/50, 满足抗震变形能力要求. 与普通混凝土相比, 高强混凝土的脆性明显增加, 因此对高强混凝土而言, 在充分利用其高强的特

7 2017 年 2 月张锡治等 : 变轴压比预制高强混凝土混合配筋管柱抗震性能研究 173 点时, 应采取措施来减小它的脆性, 提高其延性, 例如在高强混凝土中掺入纤维, 增大普通钢筋配筋率, 增大配箍率以提高对混凝土的约束程度等, 这将是本课题后续重点研究的内容. 参考文献 : [1] 李增志. 预制混凝土管柱结构研究 [D]. 天津 : 天津大学建筑工程学院,2012. Li Zengzhi. Precast Concrete Pipe Column Structure Research[D]. Tianjin : School of Civil Engineering, Tianjin University,2012(in Chinese). [2] 周毅雷, 陈忠范, 张建中. 环形截面大偏心受压构件截面延性系数计算 [J]. 特种结构,2002,19(2): Zhou Yilei,Chen Zhongfan,Zhang Jianzhong. The calculation of ductility coefficient about eccentric call loaded reinforced concrete column of ring section[j] Special Structures,2002,19(2):32-35(in Chinese). [3] 童岳生, 童燕华, 童润家. 钢筋混凝土环形截面偏压构件计算 [J]. 建筑结构,1997,27(3): Tong Yuesheng,Tong Yanhua,Tong Runjia. Calculation of eccentric compression R. C. members with ring section[j]. Building Structure, 1997, 27(3) : 14-17(in Chinese). [4] 霍锦锋, 刘西拉. 钢筋混凝土环形截面构件破坏的统一表达 [J]. 上海交通大学学报,2005, 39(11) : Huo Jinfeng,Liu Xila. The general failure expression on reinforced concrete members with annular section[j]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2005, 39(11): (in Chinese). [5] Clark J L,Birjandi F K. The behavior of reinforced concrete circular section in shear[j]. The Structural Engineer,1993,71(5): [6] Wong Y L,Paulay T,Priestley M J N. Response of circular reinforced concrete columns to multi-directional seismic attack[j]. ACI Structure Journal,1993,90 (2): [7] Tayem A,Najmi A. Design of round reinforced-concrete columns[j]. Engineering Structures,1996,122(9): [8] 吕志涛, 石平府, 周燕勤. 圆形环形截面钢筋混凝土构件抗剪承载力的试验研究 [J]. 建筑结构学报, 1995,16(3): Lü Zhitao,Shi Pingfu,Zhou Yanqin. Experimental study of shear bearing capacity of reinforced concrete members with a circular cross section[j]. Journal of Building Structure,1995,16(3):13-20(in Chinese). [9] 朱丽华, 白国良, 李晓文, 等. 大尺寸薄壁钢筋混凝土管柱抗震性能试验研究 [J]. 工程力学,2009, 26(3): Zhu Lihua,Bai Guoliang,Li Xiaowen,et al. Experimental study on seismic behavior of reinforced concrete pipe columns with a large cross section size and thinned wall[j]. Engineering Mechanics,2009,26(3): (in Chinese). [10] GB 建筑抗震设计规范 [S]. 北京 : 中国建筑工业出版社,2010. GB Code for Seismic Design of Building Structures[S]. Beijing:China Architecture and Building Press,2010(in Chinese). [11] 张锡治, 韩鹏, 李义龙, 等. 带现浇暗柱齿槽式预制钢筋混凝土剪力墙抗震性能试验 [J]. 建筑结构学报,2014,35(8): Zhang Xizhi,Han Peng,Li Yilong,et al. Seismic behavior of prefabricated alveolar type RC shear walls with cast-in-place embedded columns[j]. Journal of Building Structures,2014,35(8):88-94(in Chinese). [12] 聂建国, 卜凡民, 樊健生. 低剪跨比双钢板 - 混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究 [J]. 建筑结构学报, 2011,32(11): Nie Jianguo,Bu Fanmin,Fan Jiansheng. Experimental research on seismic behavior of low shear-span ratio composite shear wall with double steel plates and infill concrete[j]. Journal of Building Structures,2011, 32(11):74-81(in Chinese). ( 责任编辑 : 樊素英 )

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第 46 卷第 12 期 2 0 1 4 年 12 月哈尔滨工业大学学报 JOURNAL OF HARBIN INSTITUTE OF TECHNOLOGY Vol 46 No 12 Dec. 2014 装配式混凝土双板短肢剪力墙拟静力试验肖全东, 郭正兴 ( 东南大学土木工程学院, 210096 南京 ) 摘要