孫運輪,王友剛,郭書恒,貢金鑫

(1.中核能源科技有限公司,北京 100193;2.大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部,遼寧 大連 116024)

高溫氣冷堆是第4代的核電反應(yīng)堆型,由于其固有的核安全性,具有非常廣闊的發(fā)展前景。高溫氣冷堆的核島廠房是用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)建造的,雖然在地震、大飛機撞擊等作用下,鋼筋混凝土墻會承擔(dān)很大的水平力,但其反應(yīng)與高層或超高層建筑結(jié)構(gòu)中的剪力墻有所不同。建筑結(jié)構(gòu)的剪力墻高寬比很大,在水平力作用下主要呈現(xiàn)彎曲特征;但高溫氣冷堆核島廠房的鋼筋混凝土墻屬于低矮墻,高寬比較小,剪切特征明顯,不能按照建筑結(jié)構(gòu)剪力墻的計算方法計算低矮墻的水平承載力。核電廠廠房的墻體在承受軸向力作用的同時,還經(jīng)常承受平面外彎矩和平面內(nèi)剪力的作用,所以設(shè)計中還需考慮墻體平面內(nèi)和平面外同時受力時的水平承載力。多個荷載的作用使墻內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)變得復(fù)雜,破壞形式也不唯一。平面內(nèi)剪力較小、平面外彎矩較大時墻體趨向于柱類構(gòu)件的大、小平面外豎向加載破壞,平面外彎矩較小、平面內(nèi)剪力較大時墻體趨向于平面內(nèi)剪切破壞,當(dāng)平面內(nèi)剪力和平面外彎矩都比較大時,則會呈現(xiàn)混合式的破壞。

20世紀(jì)70年代,國外學(xué)者針對低矮鋼筋混凝土墻進(jìn)行了一些試驗研究[1-4],根據(jù)這些試驗結(jié)果,文獻(xiàn)[5]提出了低矮鋼筋混凝土墻水平承載力的計算公式,該公式被美國《核電設(shè)施中結(jié)構(gòu)、系統(tǒng)和部件抗震設(shè)計準(zhǔn)則》(ASCE/SEI 43-05)[6]和法國《核電站壓水堆土木設(shè)施設(shè)計與施工規(guī)范》(RCC-CW 2015)[7]附錄DJ采用,《核電設(shè)施中結(jié)構(gòu)、系統(tǒng)和部件抗震設(shè)計準(zhǔn)則》(ASCE/SEI 43-19)[8]則采用了美國《核安全相關(guān)混凝土結(jié)構(gòu)規(guī)范》(ACI 349-2013)[9]的公式。Gulec[10]收集了矩形截面和帶翼緣、高寬比范圍為0.25～2的低矮鋼筋混凝土墻的試驗結(jié)果,擬合給出了低矮墻水平承載力的經(jīng)驗公式。針對高溫氣冷堆核島廠房鋼筋混凝土墻的受力特點,韋峰等[11]對低矮鋼筋混凝土墻進(jìn)行了試驗研究,但沒有提出墻水平承載力的計算方法。國內(nèi)外針對平面外豎向加載鋼筋混凝土墻水平承載力的研究很少,Aleida[12]對2片T型截面剪力墻進(jìn)行了平面內(nèi)和平面外的組合加載試驗,得出平面外彎矩對平面內(nèi)水平承載力并不顯著的結(jié)論。

總的來講,目前對核電廠廠房低矮鋼筋混凝土墻水平承載力的研究仍不充分,按美國規(guī)范ASCE/SEI 43-05和法國規(guī)范RCC-CW 2015公式計算的低矮墻水平承載力有時差別較大。為此,本文對高寬比為0.33～1、平面內(nèi)和平面外豎向荷載下軸壓比為0.1～0.3的12片低矮鋼筋混凝土墻進(jìn)行水平加載試驗,提出平面內(nèi)和平面外豎向荷載下墻水平承載力計算的公式。這里水平荷載指的是平面內(nèi)的水平荷載。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

共設(shè)計和制作了12個截面厚度均為150 mm的鋼筋混凝土低矮墻試件。試件采用1∶1、1∶2和1∶3這3種高寬比,試件高度均為750 mm,寬度分別為750、1 500和2 250 mm。在民建筑中通過設(shè)置邊緣構(gòu)件來防止受彎破壞,本文主要研究低矮鋼筋混凝土墻的破壞模式,故文中試件均未設(shè)置邊緣構(gòu)件。試件兩側(cè)配置相同水平鋼筋和豎向鋼筋,間距均為100 mm。為便于加載,試件底部和頂部分別設(shè)置鋼筋混凝土基礎(chǔ)梁和加載梁,加載梁截面尺寸為300 mm×500 mm,基礎(chǔ)梁截面尺寸為500 mm×500 mm,梁與墻整體澆筑。試件按加載形式分為2組,SW1～SW6為平面內(nèi)豎向加載的試件,SW7～SW12為平面外豎向加載的試件,SW10的偏心距為67 mm,其余5片墻的偏心距為87 mm。高寬比為1∶1試件采用2個試驗軸壓比,即0.1和0.3。各試件的具體設(shè)計參數(shù)見表1,試件SW1、SW2和SW3的配筋見圖1。為實測試件混凝土的強度,在澆筑試件的同時,制作6個150 mm×150 mm×150 mm立方體試塊,并且與試件在相同的條件下養(yǎng)護(hù)。

圖1 試件幾何尺寸及配筋Fig.1 Specimen dimensions and steel bars

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

墻試件中的水平鋼筋和豎向鋼筋采用HRB400,拉筋采用HPB300。鋼筋按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)[13]的錨固長度要求伸入基礎(chǔ)梁和加載梁中?；炷翉姸鹊燃墳镃40,粗骨料采用最大粒徑為20 mm的卵石,細(xì)骨料為河砂,添加減水劑和粉煤灰。采用強度等級為42.5R的普通硅酸鹽水泥,混凝土配合比為水泥∶砂∶卵石∶水∶外加劑：粉煤灰為1∶2.09∶2.6∶0.033∶0.18。

試件在專門制作的鋼模中澆筑,澆筑時對混凝土進(jìn)行充分振搗,保證混凝土密實。澆筑后在試件頂部鋪蓋防水布,人工澆水養(yǎng)護(hù),28 d后拆除模板。

1.2 材料性能試驗

鋼筋混凝土墻試件試驗前,對同時澆筑的混凝土立方體試塊進(jìn)行了抗壓試驗。墻混凝土設(shè)計強度等級為C40,實測混凝土立方體抗壓強度如表2所示,表中同時給出了按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)計算的混凝土軸心抗壓強度和軸心抗拉強度。

表2 混凝土強度試驗結(jié)果Table 2 Material properties of concrete MPa

按照《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB/T 228—2002)[14]的要求,對2種直徑的HRB400鋼筋進(jìn)行拉伸試驗,測量其屈服強度和抗拉強度,試驗結(jié)果如表3所示。

表3 鋼筋材料性能試驗結(jié)果Table 3 Material properties of steel bars MPa

1.3 試驗加載裝置和測點布置

試驗加載裝置如圖2所示,通過千斤頂和壓梁配合地槽螺栓將試件固定在地面上。使用2 000 kN的液壓千斤頂,通過加載梁上面的剛性分配梁將豎向壓力均勻施加在墻頂面,千斤頂與承力橫梁之間設(shè)置水平滑車。水平力利用液壓伺服作動器施加,作動器固定在反力墻上。本試驗均采用位移控制的單調(diào)加載。在整個試驗過程中,軸向壓力施加后保持恒定不變,水平加載速率為1 mm/min。試件水平荷載施加至無法繼續(xù)加載或荷載下降至峰值荷載的85%時停止。

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test loading setup

試驗中測量鋼筋混凝土墻試件的荷載和位移。各試件位移測點位置相同,以試件SW1為例說明位移測點的布置,如圖3所示。加載梁西側(cè)中心設(shè)置位移計H0,墻體西側(cè)沿高度設(shè)置水平位移計H1和H2?；A(chǔ)上設(shè)置2個豎向位移計BEV、BWV和一個水平位移計BH,目的是消除基礎(chǔ)梁平移、轉(zhuǎn)動對試件位移測量結(jié)果的影響。在試件平面外豎向加載側(cè)墻面斜向布置位移計SD1和SD2,在試件偏心受拉側(cè)垂直于墻面設(shè)置4個位移計OE1、OE2、OW1和OW2,用于測量平面外變形。試驗過程中,人工記錄墻體裂縫開展和混凝土破壞過程。

圖3 試件SW1測點布置Fig.3 Layout of displacement transducers of SW1

2 試驗現(xiàn)象

2.1 軸心受壓試件的破壞過程和破壞形態(tài)

1)高寬比為1的2個試件SW1和SW4的軸壓比不同,分別為0.1和0.3,破壞形態(tài)如圖4(a)和(b)所示。2個試件的破壞形態(tài)相似,均是加載一側(cè)混凝土首先出現(xiàn)裂縫,隨著荷載的增加,裂縫逐漸以45°左右的傾角斜向發(fā)展;當(dāng)水平荷載接近峰值時,墻體西側(cè)(方向定義見圖3)斜壓區(qū)混凝土壓碎、剝落。對于試件SW1,底部與底座連接處出現(xiàn)裂縫,墻中豎向鋼筋出現(xiàn)從底座混凝土拔出、滑移的現(xiàn)象。對于試件SW4,由于較高軸向壓力的抑制,墻中豎向鋼筋未出現(xiàn)拔出、滑移現(xiàn)象。

圖4 平面內(nèi)豎向和水平加載試件的破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of specimen subjected to in-plane vertical and lateral loadings

2)高寬比為0.5的2個試件SW2和SW5配置的豎向和水平鋼筋直徑不同,分別為10 mm和8 mm,試件破壞形態(tài)如圖4(c)和(d)所示,剪切特征明顯。試件SW2出現(xiàn)初始裂縫,隨著荷載的增加,裂縫逐漸擴展,形成接近45°的斜向裂縫,出現(xiàn)滑移剪切同時伴隨著剪摩擦破壞,在達(dá)到峰值荷載后,隨著水平位移的增大,荷載急劇下降。試件SW5與試件SW2破壞形態(tài)基本一致,一側(cè)受壓區(qū)約1/3墻體的混凝土剝落,發(fā)生剪摩擦破壞。

3)高寬比為0.33的2個試件SW3和SW6配置的豎向和水平鋼筋直徑不同,分別為10 mm和8 mm,2個試件的破壞形態(tài)相同,如圖4(e)和(f)所示。施加水平荷載后,試件一側(cè)先出現(xiàn)細(xì)微裂縫,隨著荷載的增加,裂縫逐漸擴展,沿墻身形成約45°的斜向裂縫。在達(dá)到極限荷載時,試件另一側(cè)底部與基礎(chǔ)梁相交處出現(xiàn)滑動剪切,之后,隨著位移的增大,荷載急劇下降。

2.2 平面外豎向加載試件的破壞過程和破壞形態(tài)

在平面外豎向加載試件破壞時測得試件SW10的偏心距為67 mm,其余5片平面外豎向加載墻的偏心距為87 mm。

1)高寬比為1的2個平面外豎向加載試件SW7、SW10的軸壓比不同,SW7為0.1,SW10為0.3,2個試件破壞形態(tài)相似,如圖5(a)～(d)所示。墻體偏心受拉一側(cè)出現(xiàn)2種形式的裂縫,即由偏心豎向荷載產(chǎn)生的拉應(yīng)力導(dǎo)致的水平裂縫,隨著水平荷載增加,試件一側(cè)產(chǎn)生不斷向墻內(nèi)擴展、接近45°的斜裂縫。當(dāng)試件達(dá)到最大荷載時,試件SW7西側(cè)混凝土壓碎,墻體平面外豎向加載一側(cè)水平裂縫和斜裂縫都較少。試件SW10在達(dá)到極限荷載時,墻體平面外豎向加載一側(cè)45°斜向裂縫寬度明顯增加,斜壓區(qū)混凝土壓碎和剝落面積大。

圖5 平面外豎向和水平加載試件的破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of specimen subjected to out-plane vertical and lateral loadings

2)高寬比為0.5的2個平面外豎向加載試件采用的豎向和水平鋼筋直徑不同,SW8采用直徑為10 mm的鋼筋,SW11采用直徑為8 mm的鋼筋,試件的破壞形態(tài)如圖5(e)～(h)所示。在試件SW8和SW10的偏心受拉一側(cè),表面布滿水平裂縫和接近45°的斜裂縫,受壓側(cè)墻體表面水平裂縫和斜裂縫較少。SW8墻體平面外豎向加載一側(cè)中部偏下位置出現(xiàn)剪切滑移并伴有混凝土剝落,SW11墻身兩側(cè)靠近加載梁位置均出現(xiàn)剪切滑移,墻體西側(cè)混凝土少量剝落。

3)高寬比為0.33的2個平面外豎向加載試件采用的豎向和水平鋼筋直徑不同,SW9采用直徑為10 mm的鋼筋,SW12采用直徑為8 mm的鋼筋,試件的破壞形態(tài)如圖5(i)～(l)所示。在偏心豎向壓力下,試件SW9和SW12偏心受拉側(cè)表面出現(xiàn)水平裂縫和接近45°的水平裂縫,平面外豎向加載側(cè)表面也出現(xiàn)有較多的斜裂縫。試件SW9兩側(cè)均出現(xiàn)明顯的剪切滑移,整個墻平面外豎向加載一側(cè)出現(xiàn)剪切滑移,偏心受拉一側(cè)僅出現(xiàn)于墻中部區(qū)域。試件SW12破壞時的剪切滑移現(xiàn)象沒有試件SW9明顯。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 水平荷載-位移曲線

水平荷載-位移曲線反映了試件從加載到最大承載力直至破壞的總體性能。總體上,在試件高度相同的前提下,寬度大的試件可承受的最大水平荷載也大;試件達(dá)到最大水平荷載時的位移隨試件寬度的增大而減小。圖6示出了試驗得到的試件水平荷載-位移曲線。

在圖6(a)所示的高寬比為1的試件中,試件SW1與SW7的截面尺寸、配筋和軸壓比是相同的,只是豎向荷載的加載形式不同。試件SW1施加軸壓比為0.1軸心豎向荷載,試件SW7施加軸壓比為0.1偏心豎向荷載,2個試件的水平荷載-位移曲線相差不大。同樣,試件SW4與SW10的截面尺寸、配筋和軸壓比是相同的,試件SW4施加軸壓比為0.3軸心豎向荷載,試件SW10施加軸壓比為0.3偏心豎向荷載,2個試件的水平荷載-位移曲線也比較接近。但將試件SW1和SW7與試件SW4和SW10進(jìn)行對比發(fā)現(xiàn),2組試件的軸壓比不同,其水平荷載-位移曲線差別較大,由此可以看出,軸壓比對試件的破壞性能有較大影響。根據(jù)測量得到的應(yīng)變可知,施平面外壓力后,試件SW10北側(cè)受拉,故試件北側(cè)承受拉力和剪力組合作用,軸壓比越大試件北側(cè)拉力越大,而試件SW4承受壓力和剪力組合作用,因此試件SW10的承載力明顯低于試件SW4。

在圖6(b)所示的高寬比為0.5的試件中,試件SW2與SW8除豎向荷載的加載形式不同外其他均相同,2個試件的水平荷載-位移曲線相差不大。試件SW5與SW11也是除豎向荷載的加載形式不同外其他均相同,2個試件的水平荷載-位移曲線有一定差別與2個試件的隨機性有關(guān)。試件SW2與SW5除配筋不同外其他相同,試件SW2雙向配置直徑10 mm的鋼筋,試件SW5雙向配置直徑8 mm的鋼筋,試件SW2的水平力高于試件SW5。

在圖6(c)所示的高寬比為0.33的試件中,試件SW3與SW6除配筋不同外其他均相同,試件SW3雙向配置直徑10 mm的鋼筋,試件SW6雙向配置直徑8 mm的鋼筋,都施加平面內(nèi)豎向荷載,試件SW3的水平承載力高于試件SW6。試件SW9與SW12也是除配筋不同外其他均相同,都承受平面外豎向荷載,試件SW9的水平承載力高于與試件SW12。對于配筋相同的試件SW3和SW9及試件SW6和SW12,前者施加平面內(nèi)豎向荷載,后者施加平面外豎向荷載,后者水平承載力比前者低。

3.2 水平承載力

水平承載力是低矮鋼筋混凝土墻設(shè)計中考慮的最重要指標(biāo),下面從試件的高寬比、軸壓比、配筋率、平面內(nèi)和平面外豎向加載4個方面討論墻的水平承載力。

平面內(nèi)豎向加載試件SW1、SW2、SW3和試件SW5、SW6的軸壓比相同,試件高寬比從1減小到0.5,對應(yīng)的水平峰值荷載增加250.76%;高寬比從0.5降低到0.33,對應(yīng)的水平峰值荷載平均增加91.32%。平面外豎向加載試件SW7、SW8、SW9和試件SW11、SW12的軸壓比相同,高寬比從1減小到0.5,對應(yīng)的水平峰值荷載增加262.69%;高寬比從0.5降低到0.33,對應(yīng)的水平峰值荷載平均增加98.97%。由此可見,試件水平承載力并不隨高寬比減小而成比例增大。隨著試件高寬比的減小,試件的破壞模式由斜壓破壞向剪摩擦破壞轉(zhuǎn)變。

對比試件SW1、SW4,試件SW7、SW10,軸壓比由0.1提高到0.3,水平峰值荷載分別提高38.19%和20.12%。計算表明,這2種試件具有彎曲破壞的特征,軸力增大,可承受的彎矩增大,水平荷載也增大,試件曲線上水平峰值荷載對應(yīng)的位移降低。

對比試件SW2、SW5,試件SW3、SW6,試件SW8、SW11和試件SW9、SW12,每組試件中前者配置直徑10 mm的鋼筋,后者配置直徑8 mm的鋼筋,試件的破壞模式基本相同,水平承載力分別降低16.07%、12.20%、46.65%和11.89%。由此可見,配筋率的提高增大了試件的水平承載力。平面內(nèi)豎向加載時,高寬比為0.5和0.33的試件配筋率不同時破壞模式基本一致;平面外豎向加載時,高寬比為0.5、配筋率高的試件SW8滑動剪切段出現(xiàn)在試件中下部,而試件SW11出現(xiàn)在靠近上部加載梁處,這可能與試件澆筑時的缺陷造成影響不同有關(guān)。高寬比為0.33時試件SW9橫向配筋率較高,限制了豎向裂縫的開展。

高寬比為1、軸壓比為0.1的試件SW1與SW7相比,水平承載力高4.88%,2個試件破壞時均為墻體西側(cè)混凝土被壓碎,此時平面外彎矩對水平承載力的影響不大。高寬比為1、軸壓比為0.3的試件SW4與SW10相比,水平承載力高20.65%,軸向壓力的增加對平面外豎向加載試件的承載力影響更為明顯。對比高寬比為0.5的試件SW8、SW2和SW11、SW5,水平承載力分別高了1.43%和28.15%。對比高寬比為0.33的試件SW9、SW3和SW12、SW6,水平承載力分別高了10.76%和10.46%。由此可以看出,平面外豎向加載使墻水平承載力降低。這是因為極限狀態(tài)時平面外豎向加載構(gòu)件受壓區(qū)的面積小于平面內(nèi)豎向加載構(gòu)件受壓區(qū)的面積,減小了構(gòu)件抵抗剪切作用的能力。

4 墻水平承載力計算

4.1 平面內(nèi)豎向加載墻的水平承載力

根據(jù)圖4所示的破壞模式,建立平面內(nèi)豎向荷載下低矮鋼筋混凝土墻的斜開裂-剪摩擦模型,采用塑性極限理論對墻的極限水平承載力進(jìn)行了分析,限于篇幅,本文不再給出公式的詳細(xì)推導(dǎo)過程[15]。對推導(dǎo)得出的公式進(jìn)行修正,得到平面內(nèi)豎向荷載下低矮鋼筋混凝土墻水平承載力的計算公式：

(1)

式中：b、l、h分別為墻的厚度、寬度和高度;ft為混凝土軸心抗拉強度;fyz、ρz為豎向鋼筋的屈服強度和配筋率;N為作用于墻的平面內(nèi)豎向荷載;Ac為墻的水平截面面積。

表4給出了按本文式(1)計算的平面內(nèi)豎向荷載下低矮鋼筋混凝土墻的水平承載力。計算值與試驗值之比的平均值為1.029,標(biāo)準(zhǔn)差為0.148?？傮w來講,本文公式的計算結(jié)果與本文試驗結(jié)果符合較好。

表4 公式(1)計算的墻水平承載力與試驗結(jié)果的比較Table 4 Comparison between the results calculated by Eq.(1) and test

4.2 面外豎向加載墻的水平承載力

前面討論了平面內(nèi)豎向荷載下低矮鋼筋混凝土墻水平承載力的計算,對于同時承受豎向偏心荷載和水平荷載作用的高溫氣冷堆鋼筋混凝土墻,即同時承受平面內(nèi)剪力和平面外彎矩作用的低矮墻,通過力學(xué)分析確定承載力是困難的。在傳統(tǒng)的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)理論中,常采用2個方向承載力標(biāo)準(zhǔn)化后的組合方法解決這一問題,如雙向受壓的鋼筋混凝土柱,承受剪力和扭轉(zhuǎn)作用的鋼筋混凝土構(gòu)件等,本文也采用這種方法,具體表達(dá)式為：

(2)

式中：V、M為平面外豎向荷載N作用下低矮鋼筋混凝土墻可承受的水平力和彎矩;V0、M0為平面內(nèi)豎向荷載N作用下低矮鋼筋混凝土墻可承受的水平力和平面外彎矩。

平面內(nèi)豎向荷載N作用下鋼筋混凝土墻可承受的水平力V0可采用式(1)計算,平面內(nèi)豎向荷載N作用下鋼筋混凝土矮墻可承受的平面外彎矩M0可采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)[13]中鋼筋混凝土偏心受壓構(gòu)件承載力的方法計算。

對于本文平面外豎向加載試驗的6片低矮鋼筋混凝土墻,表5示出了試驗得到的水平力V和平面外彎矩M,以及相同平面內(nèi)豎向加載下按式(1)計算得到的V0和按照我國混凝土規(guī)范計算得到的平面外彎矩M0,其中彎矩M根據(jù)施加的平面外豎向荷載和破壞時測量的偏心距計算。對表中結(jié)果進(jìn)行分析,取式(2)中的指數(shù)a=b=2,即偏保守地認(rèn)為平面外豎向荷載下低矮鋼筋混凝土墻的平面內(nèi)水平承載力N與平面外受彎承載力N符合1/4圓關(guān)系。圖7示出了試驗數(shù)據(jù)與1/4圓的關(guān)系,可以看出大部分試驗點在1/4圓的外部。

圖7 平面內(nèi)水平力和平面外彎矩組合承載力Fig.7 Combination of in-plane lateral force and out-plane bending moment

表5 平面外豎向加載低矮鋼筋混凝土墻的水平承載力Table 5 Lateral carrying capacity of low-rise reinforced concrete walls subjected to out-plane vertical loading

5 結(jié)論

1)低矮鋼筋混凝土墻的破壞方式和水平承載力的計算方法與一般的梁和柱有很大區(qū)別。在豎向荷載和水平力作用下,低矮鋼筋混凝土墻首先出現(xiàn)斜裂縫,斜裂縫延伸到墻底后沿墻底水平向發(fā)展,形成斜開裂-剪摩擦破壞機制。

2)墻的高寬比、軸壓比和配筋率對墻的水平承載力有影響。對于高度相同的墻,高寬比越小,剪切破壞時沿墻底剪-摩擦段的長度越長。

3)平面外豎向荷載使墻的受拉側(cè)處于拉-剪組合應(yīng)力狀態(tài),相比于平面內(nèi)豎向加載的墻混凝土更早達(dá)到主拉應(yīng)力。

4)采用本文提出的平面內(nèi)豎向荷載下低矮鋼筋混凝土墻水平承載力公式計算的承載力與本文平面內(nèi)豎向加載墻的試驗結(jié)果符合良好;本文平面外豎向荷載下低矮鋼筋混凝土墻的水平承載力試驗結(jié)果表明,墻的平面內(nèi)水平承載力與平面外彎矩近似符合1/4圓關(guān)系。