程春蘭周德源　葉　珊　朱立猛

(1同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海　200092)(2青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，青島　266033)

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低剪跨比帶約束拉桿雙鋼板－混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

程春蘭1周德源1葉珊1朱立猛2

(1同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海200092)
(2青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，青島266033)

摘要:為了研究低剪跨比帶約束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻的抗震性能，對(duì)6個(gè)帶約束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻試件進(jìn)行了滯回加載試驗(yàn)，研究了低剪跨比情況下包含不同參數(shù)的組合剪力墻的破壞模式、變形能力及耗能能力，得到了試件的滯回曲線、骨架曲線、承載力、位移延性系數(shù)、剛度退化曲線以及累計(jì)耗能曲線．然后，采用OpenSees程序?qū)Ъs束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻試件和普通鋼筋混凝土剪力墻分別進(jìn)行了數(shù)值模擬分析．研究結(jié)果表明:在低剪跨比情況下，帶約束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻的抗震性能良好;減小約束拉桿間距和端部增設(shè)型鋼構(gòu)件均可提高試件的承載力并改善其延性;與普通鋼筋混凝土剪力墻相比，組合剪力墻的承載力和耗能能力顯著提高．

關(guān)鍵詞:低剪跨比;約束拉桿;雙鋼板－混凝土組合剪力墻;滯回加載試驗(yàn);抗震性能

引用本文:程春蘭，周德源，葉珊，等．低剪跨比帶約束拉桿雙鋼板－混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究［J］．東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2016，46(1) : 126－132．DOI: 10．3969/j．issn．1001－0505．2016．01．021．

剪力墻是高層或超高層結(jié)構(gòu)體系中的重要構(gòu)件．在重力和側(cè)向荷載作用下，剪力墻不僅承受著絕大部分的豎向重力荷載，軸向壓力巨大，同時(shí)還需抵抗由風(fēng)或地震作用產(chǎn)生的側(cè)向力．隨著建筑高度的增加和建筑功能需求的提高，對(duì)傳統(tǒng)剪力墻的性能也提出了更高的要求．普通鋼筋混凝土剪力墻的延性、變形能力以及耗能能力均較差，若無(wú)其他有效措施，增大墻厚是提高承載力和改善抗震性能的唯一方法，但過(guò)厚的墻體增加了結(jié)構(gòu)自重，地震作用也隨之增大，因此這不是最為經(jīng)濟(jì)和有效的選擇．在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，通常采用鋼和混凝土組合的形式來(lái)彌補(bǔ)普通鋼筋混凝土剪力墻的不足．例如，將鋼板置于混凝土墻體內(nèi)形成內(nèi)置鋼板－混凝土組合剪力墻［1］;將鋼板置于混凝土墻體外側(cè)，同時(shí)采用連接件將二者有效連接，形成雙鋼板－混凝土組合剪力墻［2］．

在雙鋼板－混凝土組合剪力墻中，外側(cè)鋼板與內(nèi)部混凝土互為約束，使剪力墻的受力性能發(fā)生了顯著變化，相關(guān)研究已經(jīng)取得了一定的成果［3－10］．本文對(duì)低剪跨比的雙鋼板－混凝土組合剪力墻進(jìn)行了研究，采用對(duì)穿約束拉桿連接．通過(guò)試驗(yàn)研究了該組合剪力墻在滯回加載下的破壞模式以及墻體參數(shù)變化對(duì)抗震性能的影響，并與相同剪跨比的普通鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行數(shù)值分析對(duì)比．

1　試驗(yàn)

1．1試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)構(gòu)件的設(shè)計(jì)綜合考慮了試驗(yàn)室設(shè)備的加載能力以及應(yīng)用于超高層建筑中構(gòu)件截面的尺寸比例，縮尺比例選取為1/8，部分試件加強(qiáng)了端部約束邊緣構(gòu)件，以模擬組合剪力墻在超高層結(jié)構(gòu)中應(yīng)用時(shí)的邊界條件．共設(shè)計(jì)了6個(gè)帶約束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻試件，試件編號(hào)為SC11 ～SC16．所有試件端部鋼板均采用槽鋼，端部槽鋼厚度為6 mm，其翼緣通過(guò)四螺母全牙拉桿與鋼板螺栓連接;試件中部采用直徑為6 mm的無(wú)牙約束拉桿，與鋼板通過(guò)雙螺母螺栓連接(內(nèi)外側(cè)各放置1個(gè)螺母)，拉桿橫向間距和豎向間距相同，試件SC15和試件SC16的端部?jī)?nèi)置C型鋼，型鋼板厚為4 mm．中間墻體部分截面尺寸(含鋼板厚度)為620 mm×86 mm．試件鋼板與型鋼均有300 mm埋入加載梁和底座中，埋入部分的鋼板設(shè)置加密全牙約束拉桿代替焊接抗剪栓釘，以抵抗鋼板與混凝土之間的滑移．組合剪力墻試件水平加載梁底端到基礎(chǔ)梁頂面的距離均為600 mm，剪跨比λ= 0．967．試件參數(shù)見(jiàn)表1，試件尺寸和構(gòu)造見(jiàn)圖1(圖1(c) 中SC13試件端部無(wú)C型鋼)．

試件軸壓比的計(jì)算公式如下:

表1　試件參數(shù)

式中，N為豎向荷載; fc為混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)值; fy為鋼材屈服強(qiáng)度; Ac為混凝土截面積; As為鋼材截面面積．

1．2試件制作

試件鋼結(jié)構(gòu)部分在鋼結(jié)構(gòu)工廠加工并組裝完成后運(yùn)至試驗(yàn)室．試驗(yàn)室內(nèi)先完成底座的鋼筋綁扎，縱筋和箍筋分別穿過(guò)鋼板的預(yù)留孔，使墻體鋼板按照指定位置安放(見(jiàn)圖2(a) )．試件混凝土分2次澆筑:首先澆筑基礎(chǔ)梁，養(yǎng)護(hù)10 d后再綁扎加載梁的鋼筋籠，澆筑墻體和加載梁混凝土．墻體內(nèi)混凝土采用C30細(xì)石混凝土．制作完成后的待加載試件如圖2(b)所示．

1．3材性試驗(yàn)

試件墻體鋼板按照規(guī)定取樣、加工，并測(cè)出其屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度．試件墻體混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30．在試件澆筑的同時(shí)，制作尺寸為150 mm ×150 mm×150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，并與試件同條件養(yǎng)護(hù)．在試件加載前，測(cè)出混凝土立方體的抗壓強(qiáng)度．材性試驗(yàn)結(jié)果如下:混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為29．86 MPa; 3 mm厚鋼板的屈服強(qiáng)度為321．70 MPa，抗拉強(qiáng)度為465．60 MPa; 6 mm厚鋼板的屈服強(qiáng)度為322．40 MPa，抗拉強(qiáng)度為467．20 MPa;無(wú)牙約束拉桿極限拉力為13．80 kN，全牙約束拉桿極限拉力為11．87 kN．

1．4試驗(yàn)裝置及加載制度

試驗(yàn)加載裝置如圖3所示．試件基礎(chǔ)梁通過(guò)地錨連接地面，通過(guò)加載梁在墻頂施加豎向荷載和水平荷載:豎向軸壓力通過(guò)液壓千斤頂作用于水平加載梁，千斤頂和反力架之間設(shè)置可水平滑動(dòng)的滾軸，使該千斤頂可隨試件墻體頂部的水平變形而移動(dòng);水平作動(dòng)器通過(guò)長(zhǎng)螺桿與加載梁端部鉸接連接，對(duì)試件進(jìn)行水平低周反復(fù)加載．

豎向千斤頂施加軸壓之后，該軸壓力保持不變．水平荷載加載過(guò)程按照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ 101—96)采用力－位移雙控制法:試件屈服前采用荷載控制法按每級(jí)10 kN分級(jí)加載;當(dāng)試件頂點(diǎn)水平力－位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折或者試件頂點(diǎn)位移角達(dá)到1/600時(shí)即認(rèn)為試件屈服，屈服后采用位移控制加載，每級(jí)位移增量取試件屈服時(shí)的頂點(diǎn)位移Δy，每級(jí)荷載循環(huán)3次;當(dāng)試件水平荷載下降至峰值荷載的75%或發(fā)生破壞不能繼續(xù)加載時(shí)，加載結(jié)束．

圖1　試件尺寸及構(gòu)造(單位: mm)

圖2　試件制作照片

圖3　試驗(yàn)加載裝置

1．5測(cè)點(diǎn)布置及測(cè)量

試驗(yàn)中需要測(cè)試的各試件物理量包括荷載、位移、相對(duì)變形和應(yīng)變等．測(cè)點(diǎn)布置位置如圖4所示．在加載梁端部，沿截面中心面布置2個(gè)水平位移計(jì)H1和H2，取2個(gè)位移計(jì)讀數(shù)的均值作為試件墻頂?shù)乃轿灰?在基礎(chǔ)梁上布置1個(gè)水平位移計(jì)(H6)和2個(gè)豎向位移計(jì)(H7，H8)，用以修正基礎(chǔ)梁平動(dòng)、轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)試件水平位移值的影響．此外，位移計(jì)H3和H4用于測(cè)量墻體的剪切變形，位移計(jì)H9 和H10用于監(jiān)控加載過(guò)程中墻體平面外的位移．試件鋼板外表面布置了多個(gè)應(yīng)變片、應(yīng)變花來(lái)測(cè)量鋼板的應(yīng)變;拉桿上預(yù)先布置好約束拉桿應(yīng)變片，導(dǎo)線從鋼板預(yù)留孔中引出．

圖4　試件測(cè)點(diǎn)布置

2　試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

2．1試驗(yàn)現(xiàn)象

各試件的試驗(yàn)過(guò)程及破壞現(xiàn)象基本相似．結(jié)合各試件的墻頂水平荷載－位移滯回曲線、骨架曲線和觀察到的試驗(yàn)現(xiàn)象，將其受力過(guò)程分為3個(gè)階段，即彈性階段(試件屈服前)、彈塑性階段(試件屈服后直至最大荷載)和破壞階段(試件達(dá)到最大荷載后)．

在彈性階段，試件無(wú)明顯宏觀現(xiàn)象發(fā)生，整體完好．加載初期能聽(tīng)到鋼板與混凝土之間發(fā)生相對(duì)滑移而產(chǎn)生沙沙聲，試件底部鋼板外側(cè)銹層出現(xiàn)不同程度的剝離．組合剪力墻鋼板未發(fā)生屈曲變形，各試件頂點(diǎn)水平荷載－位移關(guān)系曲線基本呈線性變化．

在彈塑性階段，試件墻頂荷載－位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)，曲線的非線性特征明顯，試驗(yàn)表現(xiàn)為墻體底端拉結(jié)墻體鋼板和槽鋼的全牙螺桿剪斷，同時(shí)該部位鋼板屈曲，混凝土壓碎．各試件的破壞(墻體鋼板與槽鋼翼緣初始局部屈曲)均出現(xiàn)在墻底角部，隨著加載位移的增大，鋼板屈曲的程度和范圍不斷增加．達(dá)到峰值荷載時(shí)，各試件底部墻角區(qū)域、鋼板與端部槽鋼螺栓連接部位、拉桿之間的區(qū)域因鋼板屈曲開(kāi)縫，縫隙在反復(fù)加載下張開(kāi)閉合，試件墻體鋼板中上部均未發(fā)生屈曲(見(jiàn)圖5(a)和(b) )．

圖5　試件破壞形態(tài)

在破壞階段，各試件達(dá)到最大荷載后，隨著加載的持續(xù)，試件根部鋼板與槽鋼螺栓連接部位局部外凸、屈曲加劇，屈曲范圍由邊緣位置加速擴(kuò)大至試件根部中間位置;端部槽鋼與鋼板的連接螺栓多處被拉斷，端部槽鋼腹板及翼緣屈曲變形明顯．試驗(yàn)結(jié)束后拆除鋼板發(fā)現(xiàn)墻角區(qū)域核心混凝土壓碎，墻身豎向裂縫和斜向裂縫明顯，部分試件端部槽鋼拉斷，鋼板撕裂(見(jiàn)圖5(c)和(d) )．剝除鋼板后發(fā)現(xiàn)，混凝土有明顯的豎向裂縫和斜向剪切裂縫(見(jiàn)圖5(e)和(f) )．

2．2破壞模式

從各試件的試驗(yàn)現(xiàn)象可以看出，對(duì)于低剪跨比帶約束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻，約束拉桿對(duì)墻體性能改善明顯．內(nèi)部混凝土受擠壓而橫向膨脹發(fā)生破壞后，鑒于拉桿的拉結(jié)，鋼板可限制墻體的變形．隨拉桿間距的不同，其破壞模式呈現(xiàn)出差別:對(duì)于約束拉桿間距為50 mm的試件SC11和SC12，其破壞模式表現(xiàn)為剪壓破壞;而對(duì)于約束拉桿間距為100，150 mm的試件，從內(nèi)部混凝土的破壞來(lái)看，破壞模式表現(xiàn)為較為明顯的剪切破壞．

3　試驗(yàn)結(jié)果及分析

3．1滯回曲線

采用OpenSees程序?qū)Ω骷袅υ嚰M(jìn)行數(shù)值模擬，得到的水平荷載－位移(P-Δ)滯回曲線(見(jiàn)圖6)．對(duì)具有相同截面尺寸的普通鋼筋混凝土剪力墻試件RC17(軸壓比為0．3)進(jìn)行滯回加載數(shù)值模擬，結(jié)果見(jiàn)圖7．在剪力墻試件數(shù)值模擬中，混凝土與鋼板之間采用共節(jié)點(diǎn)連接，即不考慮二者之間的黏結(jié)滑移．從各試件的試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比可以看出，二者吻合較好，即數(shù)值計(jì)算結(jié)果較好地模擬了各試驗(yàn)試件極限承載力前后的強(qiáng)度和剛度變化．

由圖6可知，各試件的滯回曲線均較為飽滿，且同級(jí)加載的3個(gè)循環(huán)基本重合，承載力和剛度雖有衰減，但不顯著;達(dá)到峰值荷載后，各試件的變形繼續(xù)加大，承載力緩慢下降．結(jié)合各試件的參數(shù)變化可以看出，試件的滯回環(huán)飽滿度隨軸壓比的增加而略有增加;隨著約束拉桿間距的增大，試件的耗能能力顯著降低;增強(qiáng)邊緣約束亦可提高試件的耗能及變形能力．從各試件與混凝土墻的滯回曲線對(duì)比可以看出，無(wú)論是滯回環(huán)飽滿度還是達(dá)到各加載級(jí)別時(shí)的荷載值，雙鋼板－混凝土組合剪力墻均優(yōu)于普通鋼筋混凝土剪力墻．

3．2骨架曲線

各試件頂點(diǎn)水平荷載－位移骨架曲線如圖8所示．骨架曲線關(guān)鍵點(diǎn)選自各加載位移級(jí)別的首個(gè)循環(huán)．由圖可知，各試件的骨架曲線均呈反S形，表明試件在低周反復(fù)荷載作用下，其受力過(guò)程可分為彈性、彈塑性和破壞3個(gè)階段．對(duì)比不同參數(shù)試件的骨架曲線可以看出，隨著軸壓比的增大，試件抗側(cè)剛度增大，峰值荷載略微降低，極限變形減小，加載后期剛度退化程度加劇;隨著約束拉桿間距的增大，試件墻頂水平荷載峰值顯著降低，極限變形能力減小，試件后期承載力、剛度退化程度增加;端部采用內(nèi)置型鋼加強(qiáng)的試件，其抗側(cè)剛度、變形能力得到提高，試件后期承載力與剛度的退化減緩．與普通鋼筋混凝土剪力墻相比，雙鋼板－混凝土組合剪力墻的承載力、剛度和變形能力均顯著提高．

圖6　雙鋼板－混凝土組合剪力墻試件的滯回曲線

圖7　普通混凝土剪力墻RC17的滯回曲線

表2　試件承載力試驗(yàn)結(jié)果

3．3承載力

采用Park法確定各試件的屈服荷載Py和屈服位移Δy．試件承載力試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2．將各試件的平均屈服位移、平均峰值位移、平均極限位移與試件高度的比值分別定義為屈服位移角、峰值位移角、極限移角，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3．由表可知，試件的峰值荷載與屈服荷載之比介于1．18～1．29之間，試件具有一定的安全儲(chǔ)備．試件SC11與SC12的差別僅在于軸壓比不同，故二者的峰值荷載差別不大(約3% ) ;試件SC15與SC16的差別也是軸壓比不同，但二者端部均增設(shè)型鋼，其峰值荷載差別約為23%，可見(jiàn)軸壓比對(duì)端部加強(qiáng)試件敏感，軸壓比的增大導(dǎo)致墻體峰值荷載減小，但對(duì)墻體極限位移影響較?。嚰C15的峰值荷載較試件SC13提高約13%，可見(jiàn)在試件端部增設(shè)型鋼可顯著提高墻體的峰值荷載．對(duì)比試件SC12，SC13，SC14可知，當(dāng)約束拉桿間距由50 mm增大到100 mm時(shí)，試件的峰值荷載降低約6%，極限位移降低約11%;當(dāng)約束拉桿間距由100 mm增大到150 mm時(shí)，試件的峰值荷載降低約7%，極限位移降低約27%．與普通鋼筋混凝土剪力墻相比，帶約束拉桿雙鋼板－混凝土組合剪力墻的屈服荷載和峰值荷載均有較大提高，提高幅度約為30%～40%．

圖8　骨架曲線

表3　位移角計(jì)算結(jié)果

3．4位移延性系數(shù)

各試件的位移延性系數(shù)見(jiàn)表2．由表可知，試件的位移延性系數(shù)為3．21～5．88，平均值約為4．03．帶約束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻的位移延性系數(shù)低于普通鋼筋混凝土剪力墻，但其屈服位移以及峰值位移的絕對(duì)量均大于普通鋼筋混凝土剪力墻．位移延性系數(shù)作為極限位移和屈服位移的比值，其值偏低并不能表明帶約束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻延性的下降，建議延性對(duì)比可以采用位移的絕對(duì)值來(lái)衡量．

從試件各階段位移角的對(duì)比可以看出，各試件的屈服位移角為1/138～1/100，遠(yuǎn)高于規(guī)范對(duì)剪力墻的彈性位移角限值(1/1 000)，保證了低剪跨比下帶約束拉桿的鋼板－混凝土組合剪力墻良好抗震性能的發(fā)揮;峰值位移角為1/57～1/43，各試件均具有良好的延性，屈服后仍具備一定程度的變形能力．普通鋼筋混凝土剪力墻的屈服位移角、峰值位移角均較小，帶約束拉桿雙鋼板－混凝土組合剪力墻優(yōu)勢(shì)明顯．

3．5剛度退化

各試件環(huán)線剛度隨位移加載幅值變化關(guān)系曲線如圖9所示．圖中，K，θ分別為達(dá)到加載位移級(jí)別時(shí)的割線剛度和轉(zhuǎn)角．由圖可知，在加載過(guò)程中，試件剛度退化均勻、持續(xù)且穩(wěn)定，與普通鋼筋混凝土剪力墻相比，其剛度更高，表明帶約束拉桿雙鋼板－混凝土組合剪力墻的耗能能力和抗震性能更優(yōu)．結(jié)合各試件的參數(shù)變化可以看出，軸壓比的變化對(duì)試件剛度的影響局限在加載初期，當(dāng)試件塑性發(fā)展較大時(shí)，軸壓比的變化對(duì)試件剛度退化影響不大;端部增大約束對(duì)試件的剛度影響有限;約束拉桿可以有效降低試件環(huán)線剛度的退化速率，提高其后期剛度，而對(duì)試件早期剛度影響不大．

3．6耗能能力

根據(jù)各試件的荷載－位移滯回曲線，可以定量計(jì)算出每個(gè)位移級(jí)別的剪力墻能量耗散，結(jié)果見(jiàn)圖10．由圖可知，軸壓比對(duì)試件累計(jì)耗能的影響較小．隨約束拉桿間距的增大，試件的累計(jì)耗能降低．通過(guò)在端部增設(shè)型鋼加強(qiáng)，可提高組合剪力墻的耗能能力．普通鋼筋混凝土剪力墻的耗能增幅較小，累積耗能遠(yuǎn)低于帶約束拉桿雙鋼板－混凝土組合剪力墻，可見(jiàn)，組合剪力墻中，雙鋼板對(duì)混凝土的約束使得2種材料的作用得以更充分地發(fā)揮，大大改善了普通鋼筋混凝土剪力墻的受力性能．

圖9　試件剛度退化曲線

圖10　試件累計(jì)耗能曲線

4　結(jié)論

1)利用對(duì)穿拉桿將墻體兩側(cè)鋼板與混凝土墻體組合在一起，相互約束，發(fā)揮各自優(yōu)勢(shì)，使得組合墻體整體上屈服時(shí)的位移角遠(yuǎn)高于規(guī)范對(duì)剪力墻的彈性位移角限值，保證了低剪跨比下帶約束拉桿的鋼板－混凝土組合剪力墻良好抗震性能的發(fā)揮．

2)低剪跨比下帶約束拉桿的雙鋼板－混凝土組合剪力墻具有良好的承載力、抗側(cè)剛度、位移延性和耗能能力，抗震性能優(yōu)越．

3)在相同軸壓比情況下，端部增設(shè)型鋼構(gòu)件和減小約束拉桿間距均可有效提高試件承載力，改善延性，提高試件的耗能能力．

4)與普通鋼筋混凝土剪力墻相比，帶約束拉桿雙鋼板－混凝土組合剪力墻具有更高的承載力以及耗能能力．雙鋼板對(duì)混凝土的約束使2種材料的作用得以充分發(fā)揮，大大改善了普通鋼筋混凝土剪力墻的受力性能，抗震性能顯著提高．

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Experimental research on seismic behaviors of low shear-span ratio composite concrete and double steel plate shear walls with binding bars

Cheng Chunlan1Zhou Deyuan1Ye Shan1Zhu Limeng2
(1Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction，Tongji University，Shanghai 200092，China)
(2School of Civil Engineering，Qingdao Technological University，Qingdao 266033，China)

Abstract:In order to study the seismic behaviors of low shear-span ratio composite concrete and double steel plate shear walls with binding bars，hysteretic loading tests were conducted on six specimen of composite concrete and double steel plate shear walls with binding bars．The failure modes，deformation performance and energy dissipation capacity of low shear-span ratio shear walls with different parameters were studied．The hysteretic loops，skeleton curves，bearing capacity，displacement ductility coefficients，stiffness degradation curves and accumulated energy dissipation curves were obtained．Then，numerical simulation analyses were conducted on the test specimen and the traditional reinforced concrete shear wall by the software OpenSees．The results indicate that the low shear-span ratio composite concrete and double steel plate shear wall with binding bars exhibit good seismic behavior．The bearing capacity and the ductility can be enhanced by decreasing the binding bar spacing and setting of the end steel shape．Compared with the traditional reinforced concrete shear wall，the bearing capacity and energy dissipation capacity of the composite shear walls are greatly improved．

Key words:low shear-span ratio; binding bar; composite concrete and double steel plate shear walls; hysteretic loading test;seismic behavior

基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51178333)．

收稿日期:2015-06-21．

作者簡(jiǎn)介:程春蘭(1983—)，女，博士生;周德源(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，dyzhou@ tongji．edu．cn．

DOI:10．3969/j．issn．1001－0505．2016．01．021

中圖分類號(hào):TU398

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):1001－0505(2016) 01-0126-07