方明霽，李國(guó)強(qiáng)，李一松

1)上海師范大學(xué)建筑工程學(xué)院，上海200043;2)同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092;3)同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院，上海200092

高層建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)采用何種結(jié)構(gòu)材料是目前研究的熱點(diǎn).文獻(xiàn)［1-2］認(rèn)為上海40層左右的高層建筑中，采用鋼結(jié)構(gòu)或鋼－混凝土混合結(jié)構(gòu)的綜合經(jīng)濟(jì)效益與采用混凝土結(jié)構(gòu)基本持平.高層混合結(jié)構(gòu)中常用的是外鋼框架－內(nèi)混凝土核心筒或剪力墻體系，這種體系將鋼框架與鋼筋混凝土核心筒或剪力墻鉸接 (或剛接)并聯(lián)使用，充分利用兩種結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn).如果在鋼筋混凝土核心筒或剪力墻中設(shè)置型鋼，構(gòu)成型鋼混凝土剪力墻，可使兩種材料都能得到充分利用.與鋼筋混凝土剪力墻相比，型鋼在施工階段可作為支架結(jié)構(gòu)方便施工;與鋼結(jié)構(gòu)抗側(cè)力體系相比，由于外包混凝土的約束，可以防止鋼構(gòu)件的局部失穩(wěn)和整體失穩(wěn)，提高構(gòu)件的整體剛度，使鋼材強(qiáng)度得以充分利用.目前關(guān)于高層建筑結(jié)構(gòu)抗震性能的研究還不夠深入，曹萬(wàn)林等［3-4］對(duì)帶鋼筋－型鋼暗支撐組合剪力墻抗震性能進(jìn)行了研究.為了解型鋼混凝土中高剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能和破壞機(jī)制，本研究進(jìn)行了4榀1/4縮尺比例的中高剪力墻模型的擬靜力試驗(yàn)，其中2榀為內(nèi)置型鋼斜撐架 (型鋼桁架)混凝土剪力墻，1榀為內(nèi)置型鋼框架混凝土剪力墻，1榀為純鋼筋混凝土剪力墻.

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)內(nèi)容和試件設(shè)計(jì)

墻體縮尺模型試驗(yàn)情況如表1.中高剪力墻的試件采用1/4～1/3的縮尺模型設(shè)計(jì)，4榀試件的外形尺寸完全相同，墻體截面高度h=1 300 mm，厚度b=150 mm，基礎(chǔ)梁采用截面為1 500 mm×1 500 mm的工字形鋼筋混凝土梁.

表1 縮尺模型試驗(yàn)Table 1 List of the scaled modal wall tests

在編號(hào)為TSW1和TSW2的構(gòu)件中埋置帶斜向鋼板 (用以模擬實(shí)際工程中的斜向型鋼支撐)的型鋼桁架［5-6］，各部分截面名稱如圖1.在編號(hào)為TSW3的構(gòu)件中埋置型鋼框架，各部分截面名稱如圖2.熱軋型鋼的尺寸見(jiàn)表2.TSW1和TSW2中型鋼的總體積含鋼率為1.142%，TSW3中型鋼的體積含鋼率為0.863%.作為對(duì)比，前3榀試件暗柱中的縱向鋼筋采用4Ω12，TSW4暗柱中的縱向鋼筋采用 4Ω16［7-10］.

圖1 TSW1和TSW2設(shè)計(jì)圖Fig.1 Specimen details of TSW1 and TSW2

圖2 TSW3設(shè)計(jì)圖Fig.2 Specimen details of TSW3

表2 試件內(nèi)置熱軋型鋼及鋼板的截面尺寸Table 2 Section dimension of the rolled angle and steel plate in the steel frame

1.2 試驗(yàn)裝置和加載程序

試驗(yàn)系統(tǒng)包括垂向主作動(dòng)器、第1水平作動(dòng)器、第2水平作動(dòng)器和輔助垂向作動(dòng)器.作動(dòng)器上設(shè)有滾動(dòng)球鉸，在試件移動(dòng)時(shí)可轉(zhuǎn)動(dòng)以減少對(duì)試件的附加約束.在試件頂部放置剛度很大的分配梁與豎向作動(dòng)器相連，以模擬豎向均布荷載.試驗(yàn)加載采取在墻體2層暗梁處水平荷載集中加載，加載點(diǎn)到墻體底面的高度H=2 180 mm(墻體實(shí)際高度為2 330 mm).

對(duì)試件TSW1，在預(yù)加載歸零后，開(kāi)始分級(jí)加載，加載模式為荷載位移混合控制加載，在預(yù)估開(kāi)裂荷載之前每級(jí)5 kN逐級(jí)加載，每級(jí)持續(xù)10 min，在將要達(dá)到開(kāi)裂荷載時(shí)每級(jí)加載1 kN，直至觀察到第1條裂縫，將此級(jí)荷載定位為實(shí)測(cè)開(kāi)裂荷載，之后按每級(jí)5 kN逐級(jí)加載，試件屈服后采用位移控制加載，每級(jí)為屈服位移的1倍，逐級(jí)增加，直至試件徹底破壞.對(duì)試件TSW2～TSW4，加載模式為荷載位移混合控制加載，試件屈服前采用荷載控制，屈服后采用位移控制，以屈服位移的倍數(shù)為級(jí)差進(jìn)行控制加載，施加的荷載每級(jí)反復(fù)1次［1］.試驗(yàn)過(guò)程中保持加載的連續(xù)性和均勻性，加載和卸載速度均為10 kN/min.TSW2、TSW3和TSW4的低周反復(fù)加載方式見(jiàn)文獻(xiàn)［1］.

1.3 測(cè)量方法

4榀試件鋼筋上的應(yīng)變片布置方式相同［9］.在暗柱外側(cè)縱向受力鋼筋的柱根處和柱中處分別布置應(yīng)變片，在墻體上下兩層中部鋼筋上布置一個(gè)應(yīng)變片，每個(gè)試件中的鋼筋應(yīng)變片數(shù)量為8個(gè).試件TSW1和TSW2內(nèi)的型鋼框架中，柱子的應(yīng)變片布置在熱軋角鋼柱的柱根和柱中處，斜向支撐上的應(yīng)變片沿支撐方向均勻布置3片，梁的應(yīng)變片布置在上下層梁中部，每個(gè)試件的應(yīng)變片為18個(gè).試件TSW3內(nèi)沒(méi)有斜向支撐的應(yīng)變片，應(yīng)變片共計(jì)6個(gè).

4榀試件的位移計(jì)布置方式也相同，分別測(cè)量墻體頂部加載點(diǎn)和中高暗梁處相對(duì)基礎(chǔ)梁的水平位移和墻體對(duì)角線方向的位移［11］.

試驗(yàn)需確定墻體的開(kāi)裂荷載，觀察墻體裂縫的位置、寬度、長(zhǎng)度、發(fā)展方向以及墻體在各級(jí)荷載作用下的裂縫分布［12-13］.

2 結(jié)果及分析

2.1 試件荷載-位移曲線

圖3為各試件頂部位移計(jì)的荷載－位移曲線.由圖3(a)可見(jiàn)，從初始加載到試件屈服的過(guò)程中，試件的剛度逐漸減小，曲線走勢(shì)略有偏轉(zhuǎn)，但曲線的位移相對(duì)很小，這是由于此過(guò)程中墻體僅僅產(chǎn)生了彎曲受拉水平裂縫，而彎曲受拉裂縫的開(kāi)展通常較緩慢，試件的剛度下降速度較慢.但當(dāng)水平荷載達(dá)270 kN左右時(shí)，曲線產(chǎn)生明顯的屈服拐點(diǎn)，試件的剛度也突然下降，試件進(jìn)入完全塑性的工作狀態(tài)，在荷載增加不多時(shí)，各測(cè)點(diǎn)的位移卻可以延伸很長(zhǎng)的距離，試件體現(xiàn)出極好的延性，而在加載的最后階段，曲線出現(xiàn)加載下降段，試件失去繼續(xù)承載能力而破壞.對(duì)比試件的2層位移，可以觀察到，2層試件的相對(duì)位移大于1層試件的相對(duì)位移，這說(shuō)明試件的變形是以彎曲變形為主，破壞區(qū)域集中在試件的底部拉壓區(qū)域.

TSW2、TSW3和TSW4試驗(yàn)過(guò)程中采用每級(jí)滯回環(huán)循環(huán)1周的加載方式.由圖3(d)可見(jiàn)，純鋼筋混凝土試件的滯回環(huán)具有明顯的中部捏攏現(xiàn)象，其每一循環(huán)的剛度及極限承載力的退化最為嚴(yán)重，每一循環(huán)所包圍的面積最小，滯回環(huán)基本呈從“弓”形向反“S”形過(guò)渡.由圖3(c)可見(jiàn)，內(nèi)置型鋼框架試件的滯回環(huán)也具有中部捏攏現(xiàn)象，其每一循環(huán)的剛度和極限荷載的退化比純鋼筋混凝土試件較輕，每一循環(huán)所包圍的面積比純鋼筋混凝土試件的大，試件的滯回環(huán)也是由“弓”形逐漸向反“S”形過(guò)渡.由圖3(b)可見(jiàn)，內(nèi)置帶有斜向支撐鋼框架的試件的滯回曲線沒(méi)有中部捏攏現(xiàn)象，滯回曲線很飽滿，每一循環(huán)所包圍的面積很大，其剛度退化較輕，直至試件即將破壞時(shí)，其剛度才明顯下降，其每一循環(huán)的極限荷載也退化很輕，試件的延性出色，滯回曲線始終呈“梭”形，從曲線上看，試件沒(méi)有底部滑移現(xiàn)象.比較3種墻體的滯回曲線可見(jiàn)，內(nèi)置帶有斜向支撐型鋼框架的剪力墻上下兩層的荷載－層間相對(duì)位移曲線的形態(tài)較為相似，每一循環(huán)的形態(tài)都呈“梭”形，且十分飽滿，兩層的位移關(guān)系為上層大于下層，說(shuō)明這種形式的剪力墻的變形中彎曲變形占的比例相對(duì)較大;另兩種形式的剪力墻上下兩層的荷載－層間相對(duì)位移曲線的形態(tài)有明顯差別，下部滯回曲線呈明顯中部捏攏現(xiàn)象，形狀為反“S”形，上部滯回曲線則沒(méi)有中部捏攏，但從兩層的位移關(guān)系看，下層位移比上層位移大很多，說(shuō)明剪切變形占據(jù)較大比例.

圖3 各試件頂部的荷載-位移曲線Fig.3 Top lateral load-displacement curves of specimens

對(duì)于抗震剪力墻，試件抗震耗能是評(píng)價(jià)其抗震性能的重要指標(biāo)，結(jié)構(gòu)或構(gòu)件所消耗的能量大小與其變形狀態(tài)有關(guān).帶有型鋼內(nèi)置框架的試件的耗能遠(yuǎn)大于純混凝土試件，斜向支撐的存在使試件的耗能進(jìn)一步提高.其中測(cè)得TSW2的耗能為TSW4的1.36倍，TSW3的耗能為TSW4的1.26倍.

2.2 試件承載力、剛度和延性

根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象及荷載位移曲線的走勢(shì)和等效面積，可確定剪力墻的開(kāi)裂荷載、屈服荷載和極限荷載實(shí)測(cè)值.4榀試件的開(kāi)裂荷載基本相同，TSW1的屈服荷載、極限荷載、屈裂比和強(qiáng)裂比均最大，因?yàn)樵撛嚰募虞d方式為單調(diào)加載.對(duì)于反復(fù)加載的3榀試件，各試件的正反屈服荷載值相同，TSW2的屈服荷載最大，較 TSW4高 25.58%，TSW3的屈服荷載比TSW4大16.28%;各試件的正反屈服荷載值有所差異，如果取其平均值，TSW2的極限荷載最大，比TSW4高26.33%，TSW3的極限荷載比TSW4大12.53%;TSW2的屈裂比值最大，比 TSW4高33.33%，TSW3的屈裂比值比TSW4大27.46%;對(duì)于反復(fù)加載的3榀試件，TSW2的強(qiáng)裂比值最大，比 TSW4高 34.33%，TSW3的強(qiáng)裂比值比TSW4大23.61%;4榀試件的強(qiáng)屈比值基本相同.結(jié)果表明，內(nèi)置型鋼框架的剪力墻試件TSW3與TSW4比較，其屈服荷載和極限荷載都有很大提高，開(kāi)裂荷載到屈服荷載和極限荷載的發(fā)展過(guò)程也有所增長(zhǎng)，但是其屈強(qiáng)比基本相同;內(nèi)置帶有斜向支撐鋼框架的試件TSW2的各方面性能則好于試件TSW3.表3為各剪力墻剛度實(shí)測(cè)值及其各個(gè)階段剛度衰減系數(shù).其中，K0為初始彈性剛度;Kc為開(kāi)裂割線剛度;Ky為屈服割線剛度;βc0=Kc/K0為從初始彈性到開(kāi)裂的剛度衰減系數(shù);βyc=Ky/Kc為從開(kāi)裂到明顯屈服的剛度衰減系數(shù);βy0=Ky/K0為從初始彈性到明顯屈服的剛度衰減系數(shù).由表3可見(jiàn)，各試件的初始彈性剛度比較接近;試件開(kāi)裂剛度離散度比較大，但是帶有斜向支撐鋼框架的試件的開(kāi)裂剛度略大;試件的屈服剛度大約為初始剛度的1/5左右;反復(fù)加載的各試件的剛度衰減過(guò)程相同，從混凝土未開(kāi)裂到混凝土開(kāi)裂是試件剛度迅速下降階段，從混凝土開(kāi)裂到試件屈服為剛度次降階段，之后為剛度緩降階段，當(dāng)試件破壞前，出現(xiàn)負(fù)剛度區(qū)段.

表3 試件各階段剛度實(shí)測(cè)值及其衰減系數(shù)Table 3 Experiment results of stiffness and attenuation coefficient at different stages of the specimens

各試件的位移及延性系數(shù)實(shí)測(cè)值見(jiàn)表4.其中，uc為開(kāi)裂位移;uy為屈服位移;ud為極限位移;μ=ud/uy為延性系數(shù).由表4可見(jiàn)，內(nèi)置型鋼骨架的剪力墻的開(kāi)裂位移比普通鋼筋混凝土剪力墻小，具有斜向支撐的試件的開(kāi)裂位移比沒(méi)有斜向支撐的試件更小;反復(fù)加載試件的屈服位移大于單調(diào)加載試件的屈服位移，而反復(fù)加載的3個(gè)試件的屈服位移相差不多;單調(diào)加載的試件極限位移最大，在反復(fù)加載試件中，內(nèi)置型鋼骨架的試件極限位移明顯大于普通混凝土試件，而具有斜向支撐的試件的極限位移比沒(méi)有斜向支撐的更大些，相應(yīng)的延性系數(shù)也就最大.

分析試件相對(duì)位移角的實(shí)測(cè)值可知，試件上下層的開(kāi)裂位移角都小于規(guī)范［5］規(guī)定的彈性層間位移角限值，這歸因于開(kāi)裂位移角對(duì)應(yīng)的狀態(tài)為試件受彎開(kāi)裂狀態(tài)，而非受剪開(kāi)裂狀態(tài);試件的屈服位移角都小于規(guī)范［5］規(guī)定的彈塑性層間位移角限值，而其極限位移角都大于規(guī)范規(guī)定的彈塑性層間位移角限值，這對(duì)由此構(gòu)件組成的結(jié)構(gòu)的抗震是有利的;同時(shí)，內(nèi)置帶有斜向支撐鋼框架的試件的上下層層間位移角分布比較均勻，而沒(méi)有斜向支撐的試件TSW3和純鋼筋混凝土試件TSW4的下層層間位移角明顯大于上層層間位移角，這表明斜向支撐有助于將試件的位移沿豎向分布地更為均勻.

表4 試件位移和延性系數(shù)實(shí)測(cè)值Table 4 Experiment results of displacement and ductility coefficient of the specimens

2.3 試件破壞情況

由試驗(yàn)觀察到，所有試件最初開(kāi)裂部位都在墻體受拉一側(cè)的底角部位，裂縫方向?yàn)樗椒较颍S著荷載增加，水平裂縫的分布范圍上移，長(zhǎng)度增長(zhǎng);其中TSW1和TSW2的裂縫分布方向開(kāi)始發(fā)生偏轉(zhuǎn)，水平裂縫有向斜向支撐布置方向靠攏的趨勢(shì)，而且與TSW3和TSW4相比，裂縫更多，在反復(fù)加載試件TSW2墻體表面形成正反2個(gè)方向的45°傾斜裂縫，將墻體分割成若干四邊形單元，墻體裂縫間距總體看來(lái)自下而上分布均勻，裂縫自下而上由水平方向向45°平緩過(guò)渡;TSW3和TSW4在反復(fù)水平荷載作用下，其裂縫始終保持水平方向，直到墻體將要破壞時(shí)才產(chǎn)生由腹板延伸開(kāi)的斜向裂縫，且底部水平裂縫較早出現(xiàn)貫通現(xiàn)象，裂縫分布間距較TSW2大，墻體下部裂縫多，而墻體上部裂縫較少，裂縫集中分布在墻體中下部［13］.本研究認(rèn)為，斜向支撐的存在可改善中高剪力墻墻體裂縫的分布狀態(tài)，使其墻體上下層裂縫分布得更為均勻細(xì)密，同時(shí)，它也可使墻體中下部的裂縫分布向斜向支撐方向靠攏，避免水平貫通裂縫過(guò)早出現(xiàn)［14］.

圖4 試件破壞照片F(xiàn)ig.4 Damaging picture of specim

圖4為試件最終破壞情況，4榀試件的破壞形態(tài)都為典型的彎曲破壞，破壞始自墻體，受拉區(qū)底角部位的鋼筋及型鋼受拉屈服，之后在墻體受壓區(qū)底角部位混凝土被壓碎，混凝土保護(hù)層被壓潰擠出，內(nèi)部的型鋼和鋼筋受壓屈曲，墻體失去繼續(xù)承載能力而破壞.

結(jié) 語(yǔ)

綜上研究可知:① 純鋼筋混凝土試件的剛度及極限承載力退化嚴(yán)重，耗能差;內(nèi)置型鋼框架試件的滯回環(huán)具有中部捏攏現(xiàn)象，但其剛度和極限荷載的退化程度比純鋼筋混凝土剪力墻小;內(nèi)置帶斜向支撐鋼框架試件的滯回曲線飽滿，剛度和極限承載力退化程度輕，試件延性好.② 帶有型鋼內(nèi)置框架的試件的耗能遠(yuǎn)大于純鋼筋混凝土試件，而斜向支撐的存在使試件的耗能進(jìn)一步提高.其中內(nèi)置帶斜向支撐鋼框架剪力墻的耗能較純鋼筋混凝土剪力墻試件的耗能提高36%，內(nèi)置型鋼框架剪力墻試件的耗能比純鋼筋混凝土剪力墻試件的耗能提高26%.③內(nèi)置型鋼桁架可以使混凝土中高剪力墻的層間位移角趨于均勻分布，試驗(yàn)表明，另外兩種墻體的底層層間位移明顯大于上層層間位移.④3種剪力墻的開(kāi)裂荷載相差不大;內(nèi)置型鋼框架對(duì)純鋼筋混凝土中高剪力墻的屈服荷載和極限荷載的提高程度為16%和13%;內(nèi)置型鋼桁架對(duì)純鋼筋混凝土中高剪力墻的屈服荷載和極限荷載的提高程度為26%和25%.⑤內(nèi)置型鋼框架對(duì)于鋼筋混凝土剪力墻的初始剛度影響不大;但內(nèi)置鋼框架使得試件的剛度衰減變緩，斜向支撐的存在對(duì)提高試件的后期剛度作用更明顯.⑥內(nèi)置型鋼框架和型鋼桁架均能大幅度減小混凝土剪力墻的開(kāi)裂位移;內(nèi)置型鋼框架剪力墻的極限位移比普通混凝土剪力墻提高約13%，內(nèi)置型鋼桁架剪力墻則相應(yīng)要提高29%;另外由于斜向支撐起到了抵抗水平外荷載第2道防線的作用，可進(jìn)一步提高剪力墻的延性.⑦ 從應(yīng)變結(jié)果及試件的破壞情況看，內(nèi)置型鋼桁架可以使墻體表面的裂縫分布更均勻，分布范圍更大，同時(shí)使墻體的彎曲水平裂縫向沿著斜向支撐的方向發(fā)展，推遲墻體水平貫通裂縫的出現(xiàn)，防止下層墻體的滑移錯(cuò)動(dòng)，這對(duì)提高墻體構(gòu)件的抗震性能有益.

致謝:感謝上海師范大學(xué)重點(diǎn)學(xué)科結(jié)構(gòu)工程的資助!

/References:

［1］ LI Guo-qiang，ZHANG Jie.Comprehensive economic comparison of steel and concrete high-building structures in Shanghai areas［J］.Journal of Building Structures，2000，21(2):75-79.(in Chinese)李國(guó)強(qiáng)，張 潔.上海地區(qū)高層建筑采用鋼結(jié)構(gòu)與混凝土結(jié)構(gòu)的綜合經(jīng)濟(jì)比較分析［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2000，21(2):75-79.

［2］ YANG Yong，GUO Zi-xiong，NIE Jian-guo.Review of studies on seismic design of transition story of steel reinforced concrete vertical hybird structures［J］.Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting，2006，28(5):78-86.(in Chinese)楊 勇，郭子雄，聶建國(guó).型鋼混凝土豎向混合結(jié)構(gòu)過(guò)渡層抗震性能研究綜述［J］.工程抗震與加固改造，2006，28(5):78-86.

［3］ CAO Wan-lin，YANG Xing-min.Experimental study on seismic performance of composite RC shear walls with concealed bracing［C］//10th Chinese Conference on High Buildings of Earthquake Engineering.Guangzhou:China Seismic Press，2005:155-162.(in Chinese)曹萬(wàn)林，楊興民.帶鋼筋－型鋼暗支撐組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究［C］//第10屆高層建筑抗震技術(shù)交流會(huì)論文集.廣州:地震出版社，2005:155-162.

［4］ CAO Wan-lin，ZHANG Jian-wei.Experimental study on seismic property and calculation of load-carrying capacity for low-rise RC shear walls with concealed bracings［J］.China Civil Engineering Journal，2004，37(3):44-51.(in Chinese)曹萬(wàn)林，張建偉.帶暗支撐低矮剪力墻抗震性能試驗(yàn)及承載力計(jì)算［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2004，37(3):44-51.

［5］ JGJ 3-2002.Technical Specification for Concrete Structures of Tall Buildings［S］.(in Chinese)JGJ 3-2002.高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］.

［6］ YB 9082-97.Technical Specification for Steel Reinforced Concrete Structures［S］.(in Chinese)YB 9082-97.鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)程［S］.

［7］ JGJ 138-2001.Technical Specification for Steel Reinforced Concrete Composite Structures［S］.(in Chinese)JGJ 138-2001.型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］.

［8］ FANG E-hua，YE Lie-ping.Design of steel reinforced concrete shear wall building structures［J］.Structure，1999，12:57-59.(in Chinese)方鄂華，葉列平.鋼骨混凝土剪力墻設(shè)計(jì)［J］.建筑結(jié)構(gòu)，1999，12:57-59.

［9］ LIU Wei-ya.Construction and Calculation Manual of Steel Reinforced Concrete Composite Structures［M］.Beijing:China Architecture ＆ Building Press，2004.(in Chinese)劉維亞.型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)構(gòu)造與計(jì)算手冊(cè)［M］.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2004.

［10］ JGJ 101-96.Technical Specification for Seismic Tests of Building［S］.(in Chinese)JGJ 101-96.建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程［S］.

［11］ GB 50010-2002.Codes for Design of Concrete Structures［S］.(in Chinese)GB 50010-2002.混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.

［12］ HUANG Xiong-jun，ZHAO Shi-chun.Test study on steel reinforced concrete low shear walls［J］.Journal of Southwest Jiaotong University，1999，34(5):535-539.(in Chinese)黃雄軍，趙世春.帶勁性鋼筋混凝土邊框低剪力墻的試驗(yàn)研究［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，1999，34(5):535-539.

［13］ MIAO Zhi-wei，LU Xin-zheng，YE Lie-ping.Appliation of microplane models in the computation of shear wall structure［J］.Journal of Shenzhen University Science and Engineering，2008，25(2):122-128.(in Chinese)繆志偉，陸新征，葉列平.微平面模型在剪力墻結(jié)構(gòu)計(jì)算中的應(yīng)用［J］.深圳大學(xué)學(xué)報(bào)理工版，2008，25(2):122-128.

［14］ GUAN Min-sheng，DU Hong-biao，JIANG Jing.Pushover analysis on coupled shear wall with different patterns of coupling beam［J］.Journal of Shenzhen University Science and Engineering，2009，26(4):376-381.(in Chinese)管民生，杜宏彪，姜 晶.不同連梁形式聯(lián)肢剪力墻的靜力彈塑性分析［J］.深圳大學(xué)學(xué)報(bào)理工版，2009，26(4):376-381.