外肋板式鋼板混凝土組合剪力墻與鋼梁節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究*

劉義航, 萬(wàn) 馨, 趙根田, 陳 明, 相景森

(內(nèi)蒙古科技大學(xué)土木工程學(xué)院，包頭 014010)

0 引言

組合鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)[1-5]是一種優(yōu)秀的抗側(cè)力結(jié)構(gòu),主要適用于地震常發(fā)地帶的高層和超高層建筑,初始剛度大、承載能力高、具有良好的塑性變形能力并且其耗能能力優(yōu)良。另外,此類剪力墻通過(guò)鋼連梁將剪力墻進(jìn)行連接,和其他材料相比,鋼連梁[6]的延性性能優(yōu)異,并且具有良好的耗能能力,同時(shí)鋼連梁還具有自重輕、利于施工等優(yōu)點(diǎn)。國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者都對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行過(guò)很多的研究,在剪力墻體系中,墻梁節(jié)點(diǎn)是關(guān)鍵一環(huán),而且需要滿足強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件的原則,因此,對(duì)于節(jié)點(diǎn)的研究至關(guān)重要。此前學(xué)者對(duì)于節(jié)點(diǎn)的研究相對(duì)較少,且很大比例的研究集中于混凝土剪力墻節(jié)點(diǎn)[7-9],其中,劉拼[10]對(duì)鋼連梁與混凝土剪力墻節(jié)點(diǎn)的研究指出,連梁剪跨比對(duì)于節(jié)點(diǎn)的耗能影響甚微,而剪力墻的軸壓比大于0.3后,節(jié)點(diǎn)的性能會(huì)逐漸下降。陳志華等[11-12]對(duì)鋼管束混凝土組合剪力墻-鋼連梁翼緣加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)滯回性能進(jìn)行了一系列的試驗(yàn)研究與理論分析。試驗(yàn)結(jié)果表明:肋板型和端板型兩種節(jié)點(diǎn)都能夠充分滿足結(jié)構(gòu)抗震性能的要求,其中,鋼連梁翼緣沒(méi)有與墻體進(jìn)行焊接的肋板型節(jié)點(diǎn)的承載力有一定程度的下降,但延性卻得到了提升;端板型節(jié)點(diǎn)是通過(guò)端板將梁與墻體進(jìn)行焊接,其承載力、延性、剛度都有一定提升,而耗能能力有一定下降。

本文提出一種新型的節(jié)點(diǎn)形式,即外肋板式鋼板混凝土組合剪力墻與鋼梁節(jié)點(diǎn),此種節(jié)點(diǎn)是通過(guò)外肋板將鋼板混凝土剪力墻與鋼連梁直接進(jìn)行連接而成,連接方式更為簡(jiǎn)單。通過(guò)對(duì)此種節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)荷載作用下的抗震性能進(jìn)行分析總結(jié),并且研究各個(gè)參數(shù)對(duì)其抗震性能的影響,以此來(lái)完善組合剪力墻中墻梁節(jié)點(diǎn)的研究和相應(yīng)規(guī)程規(guī)范[13-15],使墻梁節(jié)點(diǎn)可以得到推廣應(yīng)用。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)中共有四個(gè)足尺的外肋板式鋼板混凝土組合剪力墻與鋼梁節(jié)點(diǎn)試件,圖1為該試件的關(guān)鍵尺寸,剪力墻為外包鋼板,內(nèi)部填充混凝土并設(shè)置加勁肋,混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30,其中外伸梁段與組合剪力墻采用焊接的形式進(jìn)行連接,外伸梁和剪力墻之間在焊接的同時(shí),還通過(guò)外肋板來(lái)將梁翼緣和墻體進(jìn)行焊接,外伸梁翼緣與鋼連梁翼緣也是焊接來(lái)進(jìn)行連接,而外伸梁腹板與鋼連梁腹板則是通過(guò)螺栓進(jìn)行連接,螺栓選擇的是10.9級(jí)M16摩擦型高強(qiáng)螺栓。其中墻體中的加勁肋和外伸梁段翼緣采用Q345鋼材,其余均采用Q235B鋼材。試驗(yàn)中采用的鋼梁尺寸為244×175×7×11,外伸梁段尺寸為244×200×8×12,具體尺寸見(jiàn)圖2。

圖1 試件尺寸

圖2 構(gòu)件詳細(xì)尺寸

四個(gè)試件編號(hào)分別為SD-1000、SD-2000、SD-2000WT、SD-2000ST。其中試件SD-2000ST選擇在剪力墻內(nèi)側(cè)焊接了6個(gè)栓釘,采用栓釘?shù)某叽鐬閐18×80,材質(zhì)為ML15,試件的具體參數(shù)變化見(jiàn)表1。

表1 試件參數(shù)

對(duì)試驗(yàn)構(gòu)件中各厚度的鋼板取樣,并對(duì)試樣進(jìn)行了材性試驗(yàn),其中所有試樣均取自同一批鋼材并同時(shí)進(jìn)行加工,表2為各試樣材性試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果。試件在進(jìn)行混凝土澆筑的同時(shí),選擇預(yù)留出了3個(gè)邊長(zhǎng)為100mm的混凝土立方體試塊,并將3個(gè)試塊與整個(gè)試件放置在相同條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù),在試驗(yàn)正式開(kāi)始之前分別對(duì)3個(gè)試塊進(jìn)行了抗壓強(qiáng)度試驗(yàn),并對(duì)其進(jìn)行了尺寸修正,3個(gè)試塊抗壓強(qiáng)度修正后分別為33.07、32.51、32.45MPa,平均值為32.68MPa。

表2 鋼材材性試驗(yàn)

1.2 試驗(yàn)加載裝置

加載裝置見(jiàn)圖3。剪力墻水平放置,用地腳螺栓和限位梁將其固定,荷載通過(guò)作動(dòng)器施加于鋼連梁兩端。圖4為試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片。

圖3 加載裝置示意圖

圖4 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖片

1.3 加載制度

本次試驗(yàn)中選擇使用的加載方式為位移控制加載,采用分級(jí)荷載加載,在試件屈服之前,每級(jí)荷載循環(huán)一次,在試件屈服后每級(jí)荷載增加0.25Δy,Δy為屈服位移,并且每級(jí)荷載循環(huán)三次,直到試件發(fā)生嚴(yán)重破壞不能繼續(xù)施加荷載或者水平荷載下降至峰值荷載的85%之下時(shí),停止加載。圖5為試驗(yàn)的加載制度圖。

圖5 加載制度

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

量測(cè)試件節(jié)點(diǎn)區(qū)域的應(yīng)變目的是為了能夠在試驗(yàn)進(jìn)行過(guò)程中及時(shí)發(fā)現(xiàn)是否形成塑性鉸,并找到塑性鉸的位置、觀察關(guān)鍵部位的應(yīng)力應(yīng)變及其變化過(guò)程,并且在試驗(yàn)結(jié)束后可以通過(guò)分析其應(yīng)變變化規(guī)律研究構(gòu)件及結(jié)構(gòu)的受力機(jī)理并找出結(jié)構(gòu)的傳力途徑。圖6為試件的測(cè)點(diǎn)布置圖。

圖6 測(cè)點(diǎn)布置圖

圖7為位移計(jì)和百分表的布置圖,剪力墻底部安放的百分表2是用于監(jiān)測(cè)在試驗(yàn)整個(gè)加載過(guò)程中墻體是否會(huì)產(chǎn)生滑移,由于在加載端的加載裝置與鋼連梁可能達(dá)不到完全貼合,所以在距離加載端200mm處設(shè)置兩個(gè)位移計(jì),這是為防止作動(dòng)器和鋼梁連接處存在縫隙而導(dǎo)致試件在加載過(guò)程中產(chǎn)生的位移與實(shí)際不符,而通過(guò)位移計(jì)3和位移計(jì)4就可以計(jì)算出加載端的準(zhǔn)確位移。因?yàn)殇撨B梁可能會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn),故在鋼連梁上下翼緣同一高度處分別布置百分表5和百分表6,以得到鋼梁的轉(zhuǎn)角,百分表7布置在距鋼梁上翼緣80mm處的剪力墻外包鋼板處以監(jiān)測(cè)鋼板是否會(huì)發(fā)生變形。

圖7 位移計(jì)和百分表布置圖

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)過(guò)程及破壞

試件SD-2000WT主要破壞為外肋板斷裂,而試件SD-1000、SD-2000、SD-2000ST均發(fā)生了焊縫破壞。表3為各試件的屈服荷載與屈服位移。

試驗(yàn)中,有應(yīng)變片的一面是北面,將鋼連梁在受拉過(guò)程中的受拉翼緣記為上翼緣。試件SD-1000在加載至1.5Δy第二次拉時(shí),節(jié)點(diǎn)處的鋼連梁上翼緣處有輕微的鼓起,可以觀察到其表面的油漆也開(kāi)始鼓起并掉落。加載至2.0Δy第一次推時(shí),北面外伸梁段下翼緣與外肋板連接處的焊縫出現(xiàn)裂痕;第二次推時(shí)焊縫完全裂開(kāi),見(jiàn)圖8(a);2.5Δy第三次拉時(shí),外伸梁段與鋼連梁下翼緣的對(duì)接焊縫出現(xiàn)裂痕;3.0Δy第一次推時(shí),兩翼緣對(duì)接焊縫基本貫通,見(jiàn)圖8(b)。

試件SD-2000在加載至1.75Δy第二次拉時(shí),鋼連梁翼緣上油漆開(kāi)始鼓起。加載至2.5Δy第一次拉時(shí),外伸梁段與鋼連梁上翼緣連接處的焊縫出現(xiàn)裂痕,見(jiàn)圖9(a);第二次推時(shí),外伸梁段與鋼梁下翼緣的對(duì)接焊縫被拉開(kāi);第二次拉時(shí),外伸梁段與鋼梁上翼緣的對(duì)接焊縫貫通,見(jiàn)圖9(b),試件破壞,停止加載。

圖9 試件SD-2000試驗(yàn)現(xiàn)象

試件SD-2000WT在加載至 1.75Δy時(shí),南面與外伸梁段上翼緣進(jìn)行連接的外肋板可以清楚看到有輕微的彎曲。2.0Δy第二次推時(shí),鋼連梁下翼緣上的油漆有一些鼓起。2.5Δy第一次拉時(shí),可以發(fā)現(xiàn)各個(gè)外肋板在靠近剪力墻的位置上都出現(xiàn)了“頸縮”現(xiàn)象。2.75Δy第一次推時(shí),南面與外伸梁段上翼緣相連接的外肋板首先出現(xiàn)了輕微的裂痕;第二次拉時(shí),外肋板發(fā)生斷裂,見(jiàn)圖10,停止加載。

圖10 試件SD-2000WT試驗(yàn)現(xiàn)象

試件SD-2000ST在加載至1.5Δy第一次推時(shí),鋼梁上翼緣首先屈曲。1.75Δy第二次拉時(shí)外伸梁與鋼梁上翼緣連接處的對(duì)接焊縫拉裂,見(jiàn)圖11(a);第三次推時(shí),上翼緣連接處的對(duì)接焊縫完全斷裂,下翼緣對(duì)接焊縫出現(xiàn)約10cm的裂口。2.5Δy第一次推時(shí),鋼梁下翼緣對(duì)接焊縫完全拉斷,見(jiàn)圖11(b),停止試驗(yàn)。

圖11 試件SD-2000ST試驗(yàn)現(xiàn)象

2.2 滯回曲線及骨架曲線

各個(gè)試件的滯回曲線見(jiàn)圖12,圖中橫坐標(biāo)為轉(zhuǎn)角,縱坐標(biāo)為彎矩,以鋼梁上翼緣受拉為正。從圖中可以看出,試件SD-2000WT的滯回曲線是最為飽滿的,其滯回環(huán)包圍的面積也最大。其中,試件SD-1000由于外伸梁段下翼緣與外肋板連接處的焊縫發(fā)生了破壞,導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)負(fù)向承載力驟然下降,而滯回曲線也出現(xiàn)了一定的捏縮現(xiàn)象。試件SD-2000和SD-2000ST外伸梁段與鋼梁翼緣連接處的對(duì)接焊縫都發(fā)生了破壞,這導(dǎo)致了兩者承載力驟降,由于對(duì)接焊縫的破壞使得試件SD-200ST中栓釘?shù)淖饔脹](méi)有充分發(fā)揮出來(lái)。從各個(gè)試件的破壞現(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn),試件SD-2000WT的破壞最為合理,其余試件都存在焊縫過(guò)早破壞的現(xiàn)象,這也導(dǎo)致了節(jié)點(diǎn)的抗震性能不能完全發(fā)揮。

圖12 各試件的滯回曲線

圖13為試驗(yàn)四個(gè)試件的骨架曲線對(duì)比圖,可以發(fā)現(xiàn),各試件均經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段及破壞階段,在荷載達(dá)到峰值后,試件的承載力開(kāi)始下降。試件SD-1000的抗彎承載力低于另外三個(gè)試件,這說(shuō)明鋼梁的跨高比對(duì)試件的承載能力有較大影響,跨高比低的試件,抗彎承載力也低。而試件SD-2000、SD-2000WT和SD-2000ST三個(gè)試件的初始剛度大體一致,說(shuō)明外肋板寬厚比的變化和在墻側(cè)是否設(shè)置栓釘都不會(huì)導(dǎo)致該節(jié)點(diǎn)初始剛度的變化,外肋板寬厚比低的試件SD-2000WT的極限承載力會(huì)有一定程度下降,而在剪力墻內(nèi)側(cè)設(shè)置了栓釘?shù)脑嚰D-2000WT的極限承載力最高。

圖13 試驗(yàn)骨架曲線

表4為各試件在各個(gè)階段的彎矩及轉(zhuǎn)角。My為屈服彎矩,Mmax為最大彎矩,Mu為極限彎矩,θy為屈服轉(zhuǎn)角位移,θmax為最大轉(zhuǎn)角位移,θu為屈服轉(zhuǎn)角位移,Pmax為最大拉壓力。試件SD-1000負(fù)向承載力的突然下降是由于外肋板與外伸梁段下翼緣連接處的焊縫發(fā)生破壞導(dǎo)致的,但是節(jié)點(diǎn)正向承載力依然隨著位移的增大而提升,這是因?yàn)橥饫甙蹇梢岳^續(xù)傳遞荷載,說(shuō)明外肋板會(huì)提升節(jié)點(diǎn)的承載力。試件SD-2000ST正向承載力的突然下降是由于外伸梁段和鋼梁上翼緣連接處的焊縫突然斷裂,發(fā)生脆性破壞導(dǎo)致的。

表4 各試件在各階段的彎矩及轉(zhuǎn)角

2.3 延性及耗能

延性是用來(lái)衡量一個(gè)結(jié)構(gòu)抗震性能好壞的重要指標(biāo),本文采取轉(zhuǎn)角延性系數(shù)μ,即極限轉(zhuǎn)角位移與屈服轉(zhuǎn)角位移之比來(lái)研究試件的延性性能。[θe]為鋼結(jié)構(gòu)彈性層間位移角的限值,[θp]為彈塑性層間位移角的限值。

從表5中可以發(fā)現(xiàn),隨著跨高比的提高,試件SD-2000的轉(zhuǎn)角延性系數(shù)有了一定的提升,這是因?yàn)檫B梁變得細(xì)長(zhǎng)后更有利于形成塑性鉸,可以更好發(fā)揮其變形性能;外肋板寬厚比小的試件SD-2000WT的轉(zhuǎn)角延性系數(shù)最大;而在剪力墻內(nèi)側(cè)設(shè)置栓釘?shù)脑嚰D-2000WT的轉(zhuǎn)角延性系數(shù)最小。

表5 轉(zhuǎn)角延性系數(shù)μ和層間位移角

衡量結(jié)構(gòu)抗震性能好壞的另一個(gè)指標(biāo)就是耗能能力的大小,通常采用能量耗散系數(shù)E和等效黏滯阻尼系數(shù)he(圖14)來(lái)評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)的耗能能力,E和he越大則代表結(jié)構(gòu)具有越好的耗能能力。其計(jì)算公式如下:

圖14 等效黏滯阻尼系數(shù)的計(jì)算

(1)

(2)

由圖15可以發(fā)現(xiàn),隨著加載位移的不斷增加,各試件的耗能能力也在穩(wěn)定上升。試件SD-1000、SD-2000、SD-2000WT、SD-2000ST最大等效黏滯阻尼系數(shù)he分別為0.208、0.248、0.275和0.173,而混凝土節(jié)點(diǎn)的he值一般約為0.1,可以看出外肋板式鋼板混凝土組合剪力墻與鋼梁節(jié)點(diǎn)具有不錯(cuò)的能量耗散能力。在屈服荷載到峰值荷載之間,鋼梁跨度大的試件的等效黏滯阻尼系數(shù)小于鋼梁跨度小的試件,而外肋板寬厚比對(duì)試件的等效黏滯阻尼系數(shù)影響不大,而在墻側(cè)設(shè)置栓釘后,試件SD-2000ST等效黏滯阻尼系數(shù)高于試件SD-2000,但是試件SD-2000ST由于焊縫破壞導(dǎo)致試件在2Δy時(shí),等效黏滯阻尼系數(shù)開(kāi)始下降。

圖15 等效黏滯阻尼系數(shù)對(duì)比

2.4 剛度退化

各試件的剛度退化曲線見(jiàn)圖16,在試件達(dá)到屈服荷載之后其剛度隨著轉(zhuǎn)角的不斷增加而逐漸下降,剛度不斷退化。鋼連梁跨高比減小后,節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度有著明顯的下降,而外肋板寬厚比減小以及在墻側(cè)設(shè)置栓釘使得節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度略有提升,退化速率略有下降。

圖16 各試件的剛度K退化曲線

2.5 應(yīng)力-應(yīng)變分析

由于試件SD-2000WT沒(méi)有過(guò)早出現(xiàn)焊縫破壞的現(xiàn)象,所以本文對(duì)試件SD-2000WT進(jìn)行了應(yīng)力-應(yīng)變分析。

由圖17可以看出,梁翼緣外側(cè)應(yīng)變高于梁翼緣中線處應(yīng)變,而且在梁翼緣外側(cè)的應(yīng)變中20號(hào)應(yīng)變片處的應(yīng)變最大,在梁翼緣中線的應(yīng)變中24號(hào)應(yīng)變片處應(yīng)變最大。這說(shuō)明外伸梁與連梁的對(duì)拉焊縫處的應(yīng)力較大,此處應(yīng)該保證其焊縫質(zhì)量。23號(hào)應(yīng)變片處和24號(hào)應(yīng)變片處應(yīng)變的下降表明在節(jié)點(diǎn)處應(yīng)力分布發(fā)生變化,外肋板開(kāi)始進(jìn)行荷載的傳遞。

圖17 鋼梁翼緣上應(yīng)力-應(yīng)變分布

由圖18可以發(fā)現(xiàn),在試驗(yàn)的整個(gè)加載過(guò)程中,鋼梁腹板上的應(yīng)變未超過(guò)屈服應(yīng)變,即使試件發(fā)生破壞時(shí)的最大應(yīng)變也在彈性范圍內(nèi)。從圖18(a)中看出26號(hào)和29號(hào)應(yīng)變片的數(shù)值變化不大而35號(hào)應(yīng)變片的數(shù)值出現(xiàn)大幅下降,這說(shuō)明傳遞到外伸梁段腹板上的應(yīng)力較小,主要通過(guò)梁翼緣及外肋板進(jìn)行傳遞。從圖18(b)中可以看出,鋼梁腹板中部應(yīng)變較小,而29號(hào)和31號(hào)應(yīng)變片數(shù)值的絕對(duì)值基本相同,說(shuō)明鋼梁腹板受拉受壓沿腹板中線對(duì)稱。

圖18 鋼梁腹板上應(yīng)力-應(yīng)變分布

由圖19可以看出,外肋板上39號(hào)應(yīng)變片和44號(hào)應(yīng)變片處的應(yīng)變最大,而這兩處應(yīng)變片位于墻梁節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域,同時(shí)試驗(yàn)中外肋板拉斷位置也是處于此區(qū)域。通過(guò)圖17～19的對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),在節(jié)點(diǎn)處梁腹板應(yīng)變較小,而梁翼緣應(yīng)變最大處為鋼連梁和外伸梁連接處,在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域外肋板上的應(yīng)變最大,這表明在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域應(yīng)力的傳遞主要通過(guò)外肋板完成,同時(shí)也有一小部分應(yīng)力通過(guò)梁翼緣傳遞?？傮w來(lái)說(shuō),應(yīng)力主要通過(guò)外伸梁段翼緣擴(kuò)散到外肋板再傳遞到剪力墻上。

圖19 外肋板應(yīng)力-應(yīng)變分布

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)四個(gè)外肋板式鋼板混凝土組合剪力墻與鋼梁節(jié)點(diǎn)試件的低周往復(fù)加載試驗(yàn),研究了鋼梁跨高比、外肋板寬厚比以及在墻側(cè)設(shè)置栓釘對(duì)試件抗震性能的影響,通過(guò)對(duì)該節(jié)點(diǎn)的破壞過(guò)程、延性、剛度、滯回曲線以及剛度退化規(guī)律的分析,得出以下結(jié)論:

(1)試件的主要破壞過(guò)程為:鋼連梁翼緣最先發(fā)生屈曲,然后外肋板再屈曲,最后鋼梁翼緣與外伸梁段翼緣連接處破壞,這說(shuō)明外肋板對(duì)節(jié)點(diǎn)有一定的增強(qiáng)作用。

(2)試件SD-2000WT的滯回曲線最為飽滿,呈梭形,延性系數(shù)μ=2.490,最大等效黏滯阻尼系數(shù)he為0.275,其余試件過(guò)早的發(fā)生了焊縫開(kāi)裂,這也限制了節(jié)點(diǎn)的抗震性能的發(fā)揮,但是通過(guò)試件SD-2000WT的試驗(yàn)結(jié)果可以看出外肋板式節(jié)點(diǎn)能夠滿足結(jié)構(gòu)的抗震性能。

(3)鋼連梁跨高比由8.2減小到4.1后,節(jié)點(diǎn)承載力減小,但是在屈服荷載至峰值荷載間的每一級(jí)荷載下試件的等效黏滯阻尼系數(shù)均有一定的提高,說(shuō)明跨高比相對(duì)較低的試件在彈塑性階段具有較好的耗能能力。

(4)改變外肋板寬厚比和在墻側(cè)設(shè)置栓釘對(duì)該節(jié)點(diǎn)初始剛度無(wú)明顯影響;外肋板寬厚比減小,節(jié)點(diǎn)延性有所提高,轉(zhuǎn)動(dòng)剛度略有提升,退化速率略有降低;由于試件加載過(guò)程中過(guò)早出現(xiàn)焊縫破壞,且設(shè)置栓釘?shù)淖饔梦茨馨l(fā)揮,所以無(wú)法準(zhǔn)確判斷栓釘對(duì)節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)和耗能能力的影響。

(5)荷載首先由加載點(diǎn)傳遞至外伸梁段,但是由外伸梁段到剪力墻分為兩種方式,一種是由外伸梁翼緣傳遞到外肋板,再由外肋板將荷載傳遞到剪力墻上,另一種則是由外伸梁段直接將荷載傳遞至剪力墻,其中前者占比更大。

(6)此種節(jié)點(diǎn)形式構(gòu)造簡(jiǎn)單,傳力途徑明確,可將其應(yīng)用于雙肢剪力墻結(jié)構(gòu)中,后續(xù)可對(duì)應(yīng)用此種節(jié)點(diǎn)形式的剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行整體結(jié)構(gòu)分析。