鋼筋混凝土核心筒受力性能及其極限承載力分析

薛東智

(陜西建工集團(tuán)總公司， 陜西 西安 710003)

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鋼筋混凝土核心筒受力性能及其極限承載力分析

薛東智

(陜西建工集團(tuán)總公司， 陜西 西安 710003)

摘要:通過(guò)合理設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)鋼筋混凝土核心筒在大震作用下形成良好的屈服機(jī)制和破壞模式對(duì)于整體結(jié)構(gòu)的抗震性能十分關(guān)鍵。通過(guò)對(duì)比核心筒不同損傷模式，并利用基于能力設(shè)計(jì)原理，確定“強(qiáng)墻肢-弱連梁”結(jié)構(gòu)形式為合理屈服機(jī)制。根據(jù)帶翼緣L形單肢剪力墻極限承載力的計(jì)算方法，推導(dǎo)出了雙肢剪力墻墻肢極限承載力的計(jì)算公式。由該極限承載力計(jì)算方法，通過(guò)實(shí)例得到核心筒水平極限承載力和抗傾覆彎矩計(jì)算值，并與試驗(yàn)值進(jìn)行了比較，結(jié)果較為吻合，表明在主軸方向，核心筒極限承載力可簡(jiǎn)化為帶翼緣的雙肢剪力墻計(jì)算理論進(jìn)行分析。計(jì)算結(jié)果還表明，連梁在筒體整體抗側(cè)能力中起到很大的作用，連梁的抵抗彎矩占整個(gè)試件的40%以上。

關(guān)鍵詞:混凝土核心筒；受力性能；損傷模式；能力設(shè)計(jì)方法；極限承載力

在高層建筑結(jié)構(gòu)中，根據(jù)連梁及墻體尺寸，核心筒墻體在平面內(nèi)可分解為整體墻或聯(lián)肢剪力墻，目前有關(guān)整體剪力墻的受力性能研究較多，試驗(yàn)和理論研究較為豐富[1-5]。但由于連梁和墻肢的耦合作用，聯(lián)肢剪力墻的受力性能較整體剪力墻有很大不同，這方面的試驗(yàn)及理論研究還較為匱乏[6-9]。在大震作用下，墻肢變形較大，對(duì)連梁施加較大的強(qiáng)制性變形，由于連梁和墻肢的耦合作用，對(duì)聯(lián)肢剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能造成較大影響。在墻肢基于性能的合理設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上，連梁成為沿核心筒高度可以穩(wěn)定耗散地震能量的關(guān)鍵構(gòu)件。

核心筒決定著整個(gè)結(jié)構(gòu)體系的抗震性能，如何控制核心筒形成合理的屈服機(jī)制和破壞模式具有重要意義。合理的屈服機(jī)制可以使核心筒形成較好耗能分布的破壞模式，提高結(jié)構(gòu)抗震性能，避免因不合理破壞導(dǎo)致結(jié)構(gòu)嚴(yán)重?fù)p壞或倒塌。

本文根據(jù)能力設(shè)計(jì)思想分析核心筒合理的損傷模式，由預(yù)先設(shè)定的屈服模式進(jìn)行核心筒試件的設(shè)計(jì)，對(duì)所設(shè)計(jì)混凝土核心筒試件的極限承載力進(jìn)行驗(yàn)算，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，考察核心筒基于能力設(shè)計(jì)方法的有效性和合理性。同時(shí)，由于目前核心筒的承載力計(jì)算仍按照剪力墻的承載力計(jì)算方法，考慮到核心筒為空間受力，核心筒基于剪力墻承載力計(jì)算方法的合理性有待深入研究。本文根據(jù)連梁和墻肢受力的工作特點(diǎn)，推導(dǎo)出罕遇地震作用下混凝土核心筒的極限承載力計(jì)算公式。

1　核心筒基于能力的設(shè)計(jì)方法

1.1能力設(shè)計(jì)原理

能力設(shè)計(jì)原理最早由20世紀(jì)60年代美國(guó)學(xué)者提出，由新西蘭國(guó)際著名混凝土及抗震專(zhuān)家Paulay T教授和Park R教授[10]對(duì)其進(jìn)行了系統(tǒng)整理與歸納，并提出了較為完善的設(shè)計(jì)方法。該方法的主要思想是通過(guò)結(jié)構(gòu)主要抗側(cè)力體系的不同構(gòu)件之間的承載能力差進(jìn)行控制，明確塑性鉸出現(xiàn)位置，并進(jìn)行仔細(xì)的配筋設(shè)計(jì)以保證具有足夠的延性性能，通過(guò)預(yù)先設(shè)定的延性構(gòu)件在大震下屈服來(lái)消耗地震能量，而不利的塑性鉸或破壞形式(如脆性破壞)則通過(guò)設(shè)計(jì)使其滿(mǎn)足足夠的強(qiáng)度，具有充足的能量?jī)?chǔ)備，而維持在彈性和準(zhǔn)彈性階段，一般不出現(xiàn)塑性鉸。

1.2核心筒屈服機(jī)制和破壞模式

核心筒根據(jù)剪力墻墻肢和連梁剛度及尺寸的不同，形成以下幾種不同墻肢-連梁分布機(jī)制:(1)無(wú)連梁模式；(2)強(qiáng)墻肢-弱連梁模式；(3)弱墻肢-強(qiáng)連梁模式；(4)混合耦合模式，其中混合耦合模式由于布置不均勻，在核心筒中較少出現(xiàn)，故較少進(jìn)行分析。各種組合下的核心筒受力和變形性能有較大差距，屈服機(jī)制和破壞模式也各有不同。

文獻(xiàn)[11]對(duì)各種組合形式的RC框架-剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大震作用下的彈塑性時(shí)程分析，得到了各自的損傷模式與耗能分布，并對(duì)不同損傷模式的抗震性能進(jìn)行了定性分析。分析結(jié)果如下:(1)很弱連梁(或無(wú)連梁)損傷模式墻肢損傷較嚴(yán)重，墻肢耗能分布“不可控”；(2)強(qiáng)墻肢-弱連梁損傷模式中連梁、框架梁和墻肢均出現(xiàn)屈服，其中連梁塑性鉸發(fā)展程度較深，墻肢雖然屈服，但損傷相對(duì)于無(wú)連梁模式要低很多，結(jié)構(gòu)模式耗能分布“可控”；(3)弱墻肢-強(qiáng)連梁損傷模式中連梁、框架梁和墻肢均出現(xiàn)屈服，其中連梁破壞嚴(yán)重，墻肢相比弱連梁模式損傷更為嚴(yán)重，結(jié)構(gòu)模式耗能分布“不可控”。

1.3基于能力設(shè)計(jì)原理的核心筒試件設(shè)計(jì)

由核心筒損傷模式可知，強(qiáng)墻肢-弱連梁核心筒的損傷模式將由連梁和墻肢共同屈服耗能，其中連梁損傷較嚴(yán)重，墻肢損傷較輕，并只發(fā)生在底部，上部保持彈性，耗能分布“可控”。綜上所述，在進(jìn)行核心筒設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)盡量選擇強(qiáng)墻肢-弱連梁的結(jié)構(gòu)形式，從而使核心筒在地震作用下可以形成合理屈服機(jī)制。理想的塑性極限狀態(tài)為首先連梁端部形成穩(wěn)定耗能的塑性鉸，結(jié)構(gòu)此時(shí)并未破壞，進(jìn)而梁鉸形成的大變形使墻肢底部也屈服，但屈服程度較小，整體形成機(jī)動(dòng)體制。這樣不但從整體上降低了墻肢的損傷程度，較大限度地避免了結(jié)構(gòu)的倒塌，而且降低了震后的維修費(fèi)用。核心筒理想塑性極限狀態(tài)符合能力設(shè)計(jì)思想。

進(jìn)行基于能力原理的核心筒設(shè)計(jì)時(shí)，在確定好核心筒構(gòu)件組合模式后，還有以下幾個(gè)問(wèn)題需要解決:(1)如何通過(guò)各項(xiàng)參數(shù)設(shè)置實(shí)現(xiàn)“強(qiáng)墻肢-弱連梁”模式的形成，但又不至太弱而形成近似無(wú)連梁的懸臂墻；(2)如何控制連梁發(fā)生以彎曲為主的破壞；(3)如何滿(mǎn)足墻肢的強(qiáng)度要求，即在小震下保持彈性，中震下輕破壞，不屈服，大震下雖然運(yùn)行發(fā)生屈服，但屈服程度較小。

對(duì)于第一問(wèn)題，由于核心筒開(kāi)洞一般較為均勻，布置規(guī)則，在平面內(nèi)可等效為聯(lián)肢剪力墻，故可通過(guò)控制墻肢整體系數(shù)和肢強(qiáng)系數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)剪力墻和連梁的剛度比分配，決定核心筒剪力墻的組合模式[12]，其中整體系數(shù)α可表示為:

(1)

(2)

(3)

肢強(qiáng)系數(shù)定義為:

ζ=In/I

(4)

小開(kāi)口墻和聯(lián)肢剪力墻的判別條件如下:

小開(kāi)口墻滿(mǎn)足:

α≥10

(5)

ζ=In/I≤[ζ]或IA/I≤[ζi]

(6)

聯(lián)肢剪力墻滿(mǎn)足:

α<10

(7)

ζ=In/I≤[ζ]

(8)

(9)

式中:[ζ]為肢強(qiáng)系數(shù)允許值。

以文獻(xiàn)[13]中試件CW-1為例進(jìn)行核心筒墻肢和連梁尺寸確定，使試件滿(mǎn)足強(qiáng)墻肢-弱連梁模式。首先進(jìn)行剪力墻和連梁尺寸初步確定，剪力墻墻肢長(zhǎng)度均取600 mm，初步設(shè)計(jì)連梁跨高比為2.0，連梁凈跨取600 mm，則高度取300 mm，墻肢和剪力墻截面寬度均為80 mm，則可進(jìn)行剪力墻類(lèi)型判別，通過(guò)計(jì)算得剪力墻整體系數(shù)為α=8.53，ζ=0.653<[ζ]=0.689，故可判斷核心筒墻肢和連梁尺寸滿(mǎn)足弱連梁要求。

對(duì)于第二個(gè)問(wèn)題，設(shè)計(jì)連梁跨高比為2.0，屬于小跨高比，從試驗(yàn)來(lái)看，較為容易發(fā)生剪切破壞，而使得連梁達(dá)不到延性構(gòu)件的要求，不能充分耗能。如果連梁縱筋配筋率按框架梁進(jìn)行配置，可能造成連梁受彎承載力過(guò)高，構(gòu)件因斜截面受剪承載力超過(guò)剪壓比限值而發(fā)生受剪破壞[14]。為避免這種情況發(fā)生，需要對(duì)連梁縱筋配筋率進(jìn)行相應(yīng)控制，可由以下步驟進(jìn)行設(shè)計(jì)。連梁端部正截面受彎承載力為:

(10)

由文獻(xiàn)[15]可知連梁在達(dá)到極限承載力之前，約有h/4截面高度沒(méi)有發(fā)生開(kāi)裂，壓力的合力點(diǎn)距受壓邊緣為h/8，則:

(11)

忽略連梁軸向力，連梁在縱筋屈服時(shí)達(dá)到的剪力為:V=Mb/(0.5l)=2fyρsbh0(h0-h/8)/l

(12)

如果連梁首先發(fā)生彎曲破壞，則需使連梁抗剪承載力大于彎矩引起的剪力。則連梁必須配置足夠多的抗剪鋼筋以滿(mǎn)足受剪承載力的要求。

初步給出縱筋配筋率為0.57%，進(jìn)行彎矩及剪力計(jì)算，并計(jì)算箍筋最小需求量，最終配置箍筋為φ4@60，并根據(jù)規(guī)范要求另設(shè)直徑為12mm的斜向交叉構(gòu)造鋼筋，則連梁剪力值為:

V=Mb/(0.5l)=86.4kN

滿(mǎn)足強(qiáng)剪弱彎的要求。進(jìn)行剪壓比驗(yàn)算:V=86.4kN≤0.25βcfcbh0=202.9kN，滿(mǎn)足要求。

對(duì)于第三個(gè)問(wèn)題，本文采取增加剪力墻約束邊緣構(gòu)件縱筋配筋率及邊緣約束構(gòu)件長(zhǎng)度的方式，使得剪力墻承載力滿(mǎn)足力設(shè)計(jì)的要求。

通過(guò)基于能力設(shè)計(jì)原理對(duì)核心筒試件進(jìn)行了相應(yīng)設(shè)計(jì)，下面將對(duì)基于能力設(shè)計(jì)原理的核心筒受力性能進(jìn)行驗(yàn)證，并與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比分析，以驗(yàn)證基于能力設(shè)計(jì)方法的有效性和合理性。

2　核心筒的極限承載力分析

2.1基本假定

(1)在水平地震荷載作用下，聯(lián)肢剪力墻達(dá)到理想塑性極限狀態(tài)，即連梁兩端形成塑性鉸，達(dá)到極限彎矩 ，剪力墻墻肢底部出現(xiàn)塑性鉸，整體形成塑性鉸機(jī)構(gòu)；

(2)剪力墻和連梁截面符合平截面假定；

(3)連梁軸向變形忽略不計(jì)；

(4)剪力墻墻肢處于彈性狀態(tài)。

2.2材料強(qiáng)度

本文根據(jù)文獻(xiàn)[13]試件破壞的實(shí)際情況，受拉鋼筋選用試驗(yàn)實(shí)測(cè)的屈服強(qiáng)度平均值fym及極限強(qiáng)度平均值fum，取值見(jiàn)表1?？紤]到混凝土強(qiáng)度對(duì)抗彎超強(qiáng)并沒(méi)有太大影響，故忽略由于約束作用引起的混凝土強(qiáng)度超強(qiáng)，仍采用實(shí)測(cè)的軸心抗壓強(qiáng)度平均值，即fcm=35.63 MPa。

表1　鋼筋力學(xué)參數(shù)

2.3連梁極限承載力計(jì)算方法

連梁極限承載力的計(jì)算包括兩方面內(nèi)容，即連梁端部超強(qiáng)剪力和連梁整體極限抗彎超強(qiáng)的計(jì)算。其中連梁端部的超強(qiáng)剪力，會(huì)在相鄰墻肢上產(chǎn)生軸向壓力，這兩個(gè)軸壓力會(huì)組成一對(duì)力偶，來(lái)抵抗結(jié)構(gòu)所承受的傾覆彎矩。彎曲或彎曲剪切破壞型連梁極限承載力的計(jì)算方法如下。

普通連梁兩端的剪力超強(qiáng)，可以通過(guò)計(jì)算連梁端部的彎矩超強(qiáng)求得，在計(jì)算連梁端部彎矩時(shí)，應(yīng)該考慮樓板有效受拉鋼筋的作用。連梁極限承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖1所示，連梁整體抗彎極限承載力計(jì)算如下式:

ML=fbmAs′(h-as-as′)

(13)

MR=fbm(As+As,slab)(h-as-as′)

(14)

連梁兩端極限抗剪承載力計(jì)算如下式:

(15)

式中:VEO,i為連梁端部剪力超強(qiáng)；ML，MR分別為連梁兩端的彎矩超強(qiáng)；As為連梁上部鋼筋面積；As′為連梁下部部鋼筋面積；As,slab為連梁上部樓板有效受拉區(qū)內(nèi)鋼筋面積；as和as′分別為連梁上部及樓板有效受拉區(qū)鋼筋合力點(diǎn)至截面邊緣的距離及連梁底部鋼筋合力點(diǎn)至截面邊緣的距離。

圖1普通連梁極限承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖

2.4雙肢剪力墻極限承載力的計(jì)算方法

對(duì)于雙肢剪力墻，當(dāng)其在地震荷載作用下，墻肢會(huì)承受由連梁端部傳來(lái)的剪力超強(qiáng)VEO,i，其中一個(gè)墻肢受壓，而另一側(cè)墻肢則受拉?，F(xiàn)以帶翼緣L形單肢剪力墻組成的雙肢墻為例(如圖2)，說(shuō)明雙肢剪力墻極限承載力的計(jì)算方法。

(1)左墻肢底部極限抗彎承載力計(jì)算

當(dāng)腹板墻體軸力大于等于連梁施加的剪力時(shí)(N+N1≥VEO)，其平衡方程為:N+N1-VEO+TS1+TS2+TSW=xbfcm+TS2′

(16)

極限抗彎承載力為:

(17)

圖2雙肢剪力墻的受力狀態(tài)

N+N1-VEO+TS1+TS2+TSW+TS2′=0

(18)

極限抗彎承載力為:

(19)

(2)右墻肢底部極限抗彎承載力計(jì)算

當(dāng)極限受壓區(qū)高度x≤hf′時(shí)(不考慮受壓區(qū)暗柱鋼筋的抗壓強(qiáng)度)，其平衡方程為:

(20)

極限抗彎承載力為:

(21)

當(dāng)極限受壓區(qū)高度x≥hf′時(shí)(考慮受壓區(qū)暗柱鋼筋的抗壓強(qiáng)度)，其平衡方程為:N+VEO+N2+TS2+TSW=hf′(hf′-b)fcm+xbfcm+TS2′

(22)

極限抗彎承載力為:

(23)

2.5混凝土核心筒極限承載力計(jì)算

2.5.1構(gòu)件材料強(qiáng)度確定

以試件文獻(xiàn)[13]中試驗(yàn)試件CW-1為例進(jìn)行分析計(jì)算，見(jiàn)圖3。由試驗(yàn)過(guò)程及結(jié)果可知連梁角部鋼筋屈服明顯，其中部分連梁水平分布筋被拉斷，而抗剪斜插筋也發(fā)生屈曲。墻肢根部沒(méi)有出現(xiàn)明顯壓碎現(xiàn)象，但在受拉側(cè)出現(xiàn)了水平抗拉通縫，通過(guò)對(duì)兩片墻肢的暗柱縱筋應(yīng)變分析，可知縱筋均已屈服，但并未達(dá)到其極限狀態(tài)。因此材料超強(qiáng)強(qiáng)度取值見(jiàn)表1，腹板分布筋配筋率為ρw=0.0032。單片墻肢軸力為321.4 kN。

2.5.2連梁極限強(qiáng)度計(jì)算

對(duì)于普通連梁因大震作用引起的剪力超強(qiáng)，可由連梁兩端的彎曲超強(qiáng)計(jì)算得到。首先計(jì)算連梁整體極限抗彎承載力，連梁截面示意圖見(jiàn)圖4。截面上達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度的有4根φ4的冷拉鋼絲，達(dá)到屈服強(qiáng)度的鋼筋有2φ12。通過(guò)式(13)、式(14)可求得連梁整體抗彎承載力MR=ML=25.9 kN·m，再由式(15)求得連梁受剪承載力為VEO,i=86.4 kN

圖3CW-1墻肢截面示意圖

2.5.3核心筒極限承載力計(jì)算

核心筒試件墻肢截面配筋及尺寸如圖3所示，左右兩側(cè)墻肢寬度均為600 mm。通過(guò)式(16)、式(17)可得到左墻肢整體抗彎承載力MU1=441.8 kN·m，通過(guò)式(20)、式(21)可得到右墻肢整體抗彎承載力MU2=309.6 kN·m

試驗(yàn)加載情況見(jiàn)圖5，可列核心筒平衡方程:

2.25x+4.31×1.9x=2(MU1+MU2+1.2VEO)

計(jì)算可得核心筒水平極限承載力Vu=2.9x=708.2 kN

圖4連梁截面配筋

圖5核心筒計(jì)算模型

同理，對(duì)試件CW-2及CW-3進(jìn)行計(jì)算，得到水平極限承載力，分別為750 kN和660 kN。對(duì)于CW-4連梁破壞由剪切控制，可考慮深連梁剪力由腹筋控制，從而進(jìn)行相應(yīng)計(jì)算，計(jì)算值為1 025.5 kN。

3　承載力結(jié)果對(duì)比及分析

理論計(jì)算結(jié)果及其與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)表2。由表2中數(shù)據(jù)可知，理論計(jì)算值較試驗(yàn)值稍稍偏大，和試驗(yàn)值較為接近，最大誤差僅為7.1%。表明在主軸方向，核心筒極限承載力可簡(jiǎn)化為帶翼緣的雙肢剪力墻計(jì)算理論進(jìn)行分析，關(guān)于理想耗能機(jī)理的假設(shè)也和試驗(yàn)較好符合，在對(duì)材料強(qiáng)度合理取值下，計(jì)算結(jié)果較為準(zhǔn)確。另外，由表2可知，連梁在筒體整體抗側(cè)能力中起到很大的作用，連梁的抵抗彎矩占整個(gè)試件的40%以上，其中CW-4能達(dá)到56.43%，這主要是因?yàn)樵嚰﨏W-4的連梁跨高比較小，連梁抗彎剛度較大，因此其極限抵抗彎矩也相應(yīng)較大。

表2　核心筒試件極限承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值比較

4　結(jié)　語(yǔ)

本文基于能力設(shè)計(jì)原理提出了核心筒合理的屈服機(jī)制和破壞模式，并通過(guò)能力設(shè)計(jì)思想對(duì)本文核心筒試件進(jìn)行了相應(yīng)設(shè)計(jì)驗(yàn)證。提出了核心筒理想塑性極限狀態(tài)為首先在連梁端部形成穩(wěn)定耗能的塑性鉸，進(jìn)而梁鉸形成的大變形使剪力墻墻肢底部也形成塑性鉸，整體形成機(jī)動(dòng)體制，從而使核心筒受力極限狀態(tài)符合“強(qiáng)墻肢弱連梁”設(shè)計(jì)思想。

介紹了以彎曲破壞形態(tài)為主連梁極限承載力的計(jì)算過(guò)程；基于能力設(shè)計(jì)原理，根據(jù)帶翼緣L形單肢剪力墻極限承載力的計(jì)算方法，推導(dǎo)出了雙肢剪力墻墻肢極限承載力的計(jì)算公式。并以核心筒試件CW-1為例，根據(jù)極限承載力計(jì)算方法得到核心筒水平極限承載力和抗傾覆彎矩，同時(shí)得到其余3個(gè)主軸方向的核心筒試件極限承載力計(jì)算值，并與試驗(yàn)值進(jìn)行了比較，結(jié)果較為吻合，結(jié)果表明在主軸方向，核心筒極限承載力可簡(jiǎn)化為帶翼緣的雙肢剪力墻計(jì)算理論進(jìn)行分析，關(guān)于理想屈服機(jī)制的假設(shè)也和試驗(yàn)較好符合，在對(duì)材料強(qiáng)度合理取值下，計(jì)算結(jié)果較為準(zhǔn)確。計(jì)算結(jié)果還顯示，連梁在筒體整體抗側(cè)能力中起到很大的作用，連梁的抵抗彎矩占整個(gè)試件的40%以上。

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AnalysisonStructurePerformanceandUltimateBearingCapacityofReinforcedConcreteCoreWalls

XUE Dong-zhi

(ShaanxiConstructionEngineeringGroupCorporation,Xi’an,Shaanxi710003,China)

Abstract:It is important for the seismic performance of the entire structure that the reinforced concrete core walls form good yield mechanism and failure mode under strong earthquakes. Based on the capacity design method,it was proven that the “strong shear wall-weak coupling beam” structure type performed reasonable yield mechanism by comparing various damage models. According to the calculation method of “L” shape shear wall with flange,the ultimate bearing capacity of double shear wall was deduced. By proposed calculation method,the ultimate bearing capacity and resistive overturning moment values of concrete core walls were calculated through an instance. The values drawn from that were in good agreement with the experimental results. The study result indicates that in principal axis direction,the calculation of the core walls can be simplified as that of double shear walls with flange. It also suggests that coupling beams play a major role in the lateral resistant system. The resisting moment of coupling beam is more than 40% of the total moment.

Keywords:reinforced concrete core walls;mechanical performance;damage mode;capacity design method;ultimate bearing capacity

DOI:10.3969/j.issn.1672-1144.2014.05.002

中圖分類(lèi)號(hào):TU312+.1

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A

文章編號(hào):1672—1144(2014)05—0007—06

作者簡(jiǎn)介:薛東智(1961—)，男，陜西三原人，高級(jí)工程師，主要從事工程結(jié)構(gòu)建造與管理、加固改造等方面的工作。

基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51178380)

收稿日期:2014-06-30修稿日期:2014-07-30