新型預制疊合剪力墻抗震性能試驗研究

王滋軍，劉偉慶，翟文豪，李向民，許清風，王宇

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新型預制疊合剪力墻抗震性能試驗研究

王滋軍1, 2，劉偉慶1，翟文豪1，李向民3，許清風3，王宇1

(1. 南京工業(yè)大學土木工程學院，江蘇南京，211816；2. 江蘇省綠色建筑工程技術研究中心，江蘇南京，210009；3. 上海市建筑科學研究院(集團)有限公司上海市工程結構安全重點實驗室，上海，200032)

對4片新型預制疊合剪力墻、2片鋼筋混凝土全現(xiàn)澆剪力墻進行抗震性能試驗研究。對比研究試件的裂縫發(fā)展情況及破壞形態(tài)，分析試件的承載能力、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線、延性性能、耗能性能等。研究結果表明：新型預制疊合剪力墻與全現(xiàn)澆剪力墻的受力過程、破壞模式基本相同，各抗震性能指標也基本形同，具有較好的抗震性能；新型預制疊合剪力墻的承載能力不低于全現(xiàn)澆剪力墻的承載能力，實現(xiàn)了與全現(xiàn)澆剪力墻受力性能相同的目標。

疊合剪力墻；鋼筋混凝土剪力墻；擬靜力試驗；抗震性能

在德國等歐洲國家應用較為廣泛的鋼筋混凝土預制疊合結構體系兼具工業(yè)化程度較高和結構整體性好的優(yōu)點，是一種較好的適合建筑工業(yè)化的結構體系。近幾年，為了將該結構體系引入我國，推動我國建筑工業(yè)化進程，國內有些單位陸續(xù)開展該結構體系抗震性能的研究工作[1?7]。研究結果表明：雖然預制疊合剪力墻與普通現(xiàn)澆剪力墻的受力過程、破壞模式基本相同，但是預制疊合剪力墻的各項抗震性能指標還是略低于普通現(xiàn)澆剪力墻。導致上述結果的主要原因在于預制疊合剪力墻的預制面層對上下連接節(jié)點產生了嚴重的削弱，在連接節(jié)點處的有效截面只有中間的現(xiàn)澆混凝土部分，預制疊合剪力墻的上下連接節(jié)點也就成為疊合墻體的最薄弱處。為了進一步提高預制疊合剪力墻結構的整體性和抗震性能，本文作者在前期試驗研究[3?5]的基礎上對預制墻體進行創(chuàng)新，改變傳統(tǒng)預制墻板邊緣“一刀切”的做法，將疊合墻體的面層預制成帶有缺口的型式(如圖1所示)，施工時可較為方便地將上層預制墻體面層中的縱向受力鋼筋與下層墻體中的預埋鋼筋進行綁扎搭接，在缺口處支模即可在上層預制墻體外殼中澆筑混凝土。上、下層墻體的連接示意圖如圖2所示，混凝土澆筑完成后的上、下層墻體示意圖如圖3所示，該墻體及連接方式已獲得國家發(fā)明專利授權[8]。與傳統(tǒng)的鋼筋混凝土預制疊合墻體連接節(jié)點相比，上述節(jié)點連接結構在幾乎不額外增加建造成本的情況下，就可使得預制鋼筋混凝土墻體面層中的鋼筋在節(jié)點處與現(xiàn)澆混凝土有效結合，增加節(jié)點處墻體截面的有效面積，消除傳統(tǒng)常規(guī)節(jié)點中的薄弱環(huán)節(jié)，充分發(fā)揮預制鋼筋混凝土墻體外殼的作用。為檢驗改進后的新型預制疊合墻體的整體性及抗震性能，本文作者開展了2片普通鋼筋混凝土全現(xiàn)澆剪力墻、2片新型帶有保溫層的鋼筋混凝土預制疊合剪力墻和2片新型無保溫層的鋼筋混凝土預制疊合剪力墻的低周反復荷載試驗，研究了新型疊合剪力墻的受力變形特征與破壞形式、承載能力、滯回性能、延性、剛度等，并與普通剪力墻的受力性能進行對比分析，以便為鋼筋混凝土疊合結構體系的設計及工程應用提供依據(jù)。

圖1 新型預制疊合墻體外殼示意圖

圖2 預制疊合墻體上下層連接節(jié)點示意圖

圖3 澆筑完成的預制疊合墻體上下層連接節(jié)點示意圖

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計了3組剪力墻試件，每組2片，共6片剪力墻試件，其中：試件W-1(如圖4所示)為鋼筋混凝土全現(xiàn)澆剪力墻(以下簡稱“普通剪力墻”)；試件W-2(如圖5所示)為新型帶有保溫層的鋼筋混凝土預制疊合剪力墻(以下簡稱“有保溫疊合剪力墻”)，其墻板外側分別為40 mm和50 mm厚預制混凝土面層，在40 mm厚面層內側復合50 mm厚聚苯板，40 mm厚的預制混凝土面層中配有直徑為4 mm的鋼絲網(wǎng)片，該預制面層承擔保溫層的防護作用，預制疊合剪力墻的配筋與W-1的相同，兩排鋼筋分別設置在50 mm厚預制混凝土面層和預制混凝土面層之間形成的空腔中，通過剪式支架將預制墻體各部分連接形成整體；試件W-3(如圖6所示)為無保溫層的鋼筋混凝土預制疊合剪力墻(以下簡稱“無保溫疊合剪力墻”)，其墻板外側均為40 mm厚預制混凝土面層，預制疊合剪力墻的配筋與W-1的相同，兩排鋼筋分別設置在2片40 mm厚預制混凝土面層中，通過剪式支架將預制墻體各部分連接形成整體；試件W-2和W-3均是先進行預制疊合墻體缺口處的鋼筋與地梁上預埋鋼筋綁扎搭接、支模，然后在預制墻體的空腔內現(xiàn)澆混凝土。

單位：mm

單位：mm

單位：mm

試件W-2帶有50 mm厚保溫層。保溫層外側40 mm厚的預制混凝土面層為其保護層。由于該保護層與內部現(xiàn)澆混凝土之間僅通過穿過保溫層的剪式支架相連接，因此，本次試驗暫忽略該保護層對水平承載能力的貢獻，即試件W-2墻體的有效厚度為110 mm現(xiàn)澆混凝土加50 mm厚預制混凝土面層，與試件W-1和W-3的厚度保持一致。為考察新型預制疊合剪力墻的改進效果，減少其他因素的干擾，所有試件均設計為一字型，試件配筋滿足GB 50011—2010“建筑抗震設計規(guī)范”[9]和JGJ 3—2010“高層建筑混凝土結構技術規(guī)程”[10]的要求，但不設置翼緣、暗柱或約束邊緣構件。試件基本尺寸及配筋如表1及圖4~6所示，圖中br為剪式支架鋼筋的彎弧內直徑。試件所用混凝土強度等級為C30，鋼筋強度等級均為HRB400。試件的高寬比為1.32，軸壓比為0.2。

表1 試件參數(shù)

1.2 材性試驗

在試件制作過程中，預制部分及現(xiàn)澆部分的混凝土均留置了長×寬×高為150 mm×150 mm×150 mm混凝土立方體試塊，同批次鋼材中預留了長度為450 mm的鋼筋試樣，進行材性試驗。混凝土力學性能指標如表2所示，鋼筋力學性能指標如表3所示。

表2 混凝土的力學性能

表3 鋼筋的力學性能

1.3 加載方案

試驗豎向荷載由2個液壓千斤頂同步施加到試件頂面。千斤頂與墻頂之間安置滑動支座，以減少摩擦。在施加豎向壓力時，應保持嚴格對中，以防止墻體平面外受彎失穩(wěn)。通過固定在反力墻上的MTS電液伺服加載器在試件的頂梁中心標高處施加水平荷載，試驗裝置如圖7所示。

圖7 試驗裝置

正式試驗前先進行預加50 kN的水平反復荷載試驗2次，檢查所有儀器設備是否正常工作。試驗時首先施加豎向荷載，豎向荷載由千斤頂一次施加到設計荷載640 kN，軸壓比為0.2。在保持豎向荷載不變的情況下逐級施加水平往復荷載。試件開裂前采用荷載控制，以每級荷載增幅為20 kN，在接近預計的墻體開裂荷載時減小荷載增幅，改為每級10 kN，屈服前各級荷載循環(huán)1次。墻體屈服后采用位移控制，控制位移取試件屈服時的位移，并以此為倍數(shù)遞增，每級位移循環(huán)3次。以水平荷載下降到最大荷載的85%以下為破壞標志，或者試件失去繼續(xù)承載的能力，試驗結束。

1.4 位移測點布置

本次試驗共布置7個位移計，均布置在試件的加載平面內，位移計布置如圖8所示。在頂梁中部水平布置位移計D1，測量頂梁的水平位移；在墻體的上、中、下部沿作動器方向水平布置位移計D2，D3和D4，測量墻體上、中、下部的水平位移；在基礎底梁的端部布置位移計D5，監(jiān)測試件是否發(fā)生滑移，以降低試驗誤差；在墻體的左右兩側沿豎向布置位移計D6和D7和在對角線方向分別布置2個位移計D8和D9，可以觀測墻體是否發(fā)生扭轉。

圖8 位移計布置圖

2 試驗過程及破壞形態(tài)

本次試驗每組均有2個試件，各組試件的試驗過程及破壞形態(tài)均類似，所以為節(jié)省篇幅，每組試件的破壞形態(tài)均列出，每組只選取1個試件進行描述。

2.1 普通剪力墻試件W-1

普通剪力墻試件W-1A頂部施加水平荷載小于180.0 kN時，試件基本處于彈性工作狀態(tài)，試件表面無可見裂縫出現(xiàn)；在水平位移達到屈服位移之前，試件表面首先出現(xiàn)零星、分散的斜向短裂縫；隨著荷載的增加，試件表面不斷有新的裂縫出現(xiàn)，原有裂縫也不斷延伸、開展；當水平荷載加載至333.1 kN時，水平位移達到屈服位移(y=7.0 mm)，沿對角線方向出現(xiàn)多條裂縫且開展較快，隨后試件底角出現(xiàn)細微混凝土脫落現(xiàn)象；當水平位移達到18.0 mm(2.6y)左右時，形成沿墻對角線方向的X形交叉主裂縫，試件底部兩端出現(xiàn)混凝土酥碎現(xiàn)象；當水平位移達到21.7 mm(3.1y)左右時，達到峰值荷載(max=399.5 kN)，此后荷載?位移曲線開始進入下降段；隨著水平位移的增大，試件表明有微細混凝土粉末脫落，試件底部兩端出現(xiàn)大面積混凝土酥碎現(xiàn)象；原有裂縫隨著水平位移的增大逐漸延伸發(fā)展，試件底部表層混凝土開始出現(xiàn)剝落；當水平位移達到26.0 mm(3.7y)左右時，墻體底部出現(xiàn)水平裂縫并擴展，試件底部兩端混凝土大量脫落；水平位移加載至約33.3 mm(4.8y)時，整個墻體底部水平裂縫貫通，試件表現(xiàn)除主裂縫繼續(xù)延伸、加寬外，再無其他新的裂縫產生；水平荷載降至峰值荷載的85%以下，試件底部出現(xiàn)大量混凝土塊體脫落，試驗加載結束。試件W-1A和W-1B的破壞形態(tài)分別如圖9和圖10所示。

圖9 試件W-1A的破壞形態(tài)

圖10 試件W-1B的破壞形態(tài)

2.2 有保溫疊合剪力墻試件W-2

有保溫疊合剪力墻試件W-2A頂部施加水平荷載小于240.0 kN時，試件基本處于彈性工作階段，試件表面無可見裂縫出現(xiàn)；隨著荷載的增加，50 mm厚預制板一側試件底部邊緣出現(xiàn)斜向細微短裂縫，此后開始進入彈塑性工作階段；當試件頂部施加水平荷載達到320.0 kN時，在預制面層缺口與后澆混凝土接觸部位出現(xiàn)新裂縫，隨著荷載增加，裂縫沿著預制面層與后澆混凝土之間的水平接縫發(fā)展延伸；當水平荷載加載至381.6 kN時，水平位移達到屈服位移(y=6.4 mm)；當水平位移加載到8.0 mm(1.3y)時，裂縫沿著預制面層與后澆混凝土之間的豎向接縫向下延伸一段后斜向下穿過預制面層形成斜裂縫；當水平位移加載到16.0 mm(2.5y)時，出現(xiàn)少量新的微細裂縫，斜裂縫向下延伸發(fā)展形成交叉裂縫，試件底部兩端有部分混凝土被壓碎；當水平位移加載到19.8 mm(3.1y)時，試件達到峰值荷載(max=442.0 kN)，試件底部兩端混凝土逐漸被壓酥，混凝土酥碎脫落現(xiàn)象加劇，個別裂縫稍有延伸；當水平位移加載到28.0 mm(4.4y)時，試件底部兩端被壓潰，水平荷載下降至峰值荷載的85%以下，試驗加載結束。試件W-2A和W-2B的破壞形態(tài)分別如圖11和圖12所示。

圖11 試件W-2A的破壞形態(tài)

圖12 試件W-2B的破壞形態(tài)

2.3 無保溫疊合剪力墻試件W-3

試件頂部施加水平荷載小于200.0 kN時，試件基本處于彈性工作階段，兩側預制板及新型水平接縫部位表面均無可見裂縫出現(xiàn)；隨著荷載的增加，試件底部兩端出現(xiàn)微細裂縫，墻體開裂后進入彈塑性工作階段；當試件頂部施加水平荷載達到260.0 kN時，有多條新裂縫出現(xiàn)；當水平荷載加載至309.2 kN時，水平位移達到屈服位移(y=6.4 mm)，并且在預制面層缺口與后澆混凝土水平接縫部位出現(xiàn)新裂縫，新裂縫沿著預制面層與后澆混凝土的水平接縫發(fā)展延伸；隨著荷載增加，原有沿著預制面層與后澆混凝土之間水平縫的裂縫向下發(fā)展形成斜裂縫，在預制面層缺口處的后澆混凝土出現(xiàn)新裂縫并向下延伸形成斜裂縫；當水平位移加載到15.0 mm(2.3y)時，原有斜裂縫相交形成交叉主裂縫，在預制面層缺口的水平接縫部位上部有新的裂縫出現(xiàn)，并向下延伸發(fā)展；當水平位移加載到19.9 mm(3.1y)時，試件達到峰值荷載(max=439.5 kN)，裂縫繼續(xù)延伸，墻體試件底部兩端混凝土逐漸被壓碎，局部有微小混凝土脫落現(xiàn)象；當水平位移加載到25.0 mm(3.9y)時，墻體試件底部兩端混凝土酥碎脫落現(xiàn)象加劇，有塊體混凝土脫落現(xiàn)象；當水平位移加載到30.0 mm(4.7y)時，墻體試件底部被壓潰，頂部水平荷載下降至峰值荷載的85%以下，試驗加載結束。試件W-3A和W-3B的破壞形態(tài)分別如圖13和圖14所示。

圖13 試件W-3A的破壞形態(tài)

圖14 試件W-3B的破壞形態(tài)

2.4 破壞形態(tài)對比分析

對比上述6片墻體試件的試驗現(xiàn)象及結果可以看出：

1) 裂縫分布及走勢基本相同，初始裂縫都為水平裂縫，向板中延伸一段距離后，逐漸發(fā)展成為斜裂縫，最后形成X形交叉斜裂縫；

2) 破壞形態(tài)均屬于彎剪型破壞形態(tài)，墻體上半部分基本完好，墻體根部兩端混凝土均被壓酥、剝落；

3) 疊合剪力墻試件從開始加載到破壞的整個加載過程中，裂縫發(fā)展較為充分，預制面層與后澆混凝土保持整體，始終沒有出現(xiàn)錯動脫離的現(xiàn)象，表明新型疊合剪力墻避免了預制面層對連接節(jié)點的削弱，實現(xiàn)了預制疊合剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻“等同”的目標。

3 試驗結果與分析

3.1 試驗主要階段結果

試件在試驗主要階段的荷載、位移結果見表4。表中c和c分別為初裂荷載和初裂位移；y和y分別為屈服荷載和屈服位移；max和max分別峰值荷載和峰值位移；u和u為破壞荷載及相應位移。由表4可以看出：疊合剪力墻試件W-2和W-3的開裂荷載均大于普通剪力墻試件W-1，W-2和W-3的峰值荷載較W-1的略大8%左右，產生上述差異主要是因為疊合剪力墻預制面層的混凝土強度略大于現(xiàn)澆部分的混凝土強度，從而也表明新型預制疊合剪力墻避免了傳統(tǒng)疊合剪力墻對截面削弱的缺陷，實現(xiàn)了與全現(xiàn)澆剪力墻受力性能相同的目標。一側預制面層參與受力的試件W-2與兩側預制面層參與受力的試件W-3的各受力性能指標基本相同，也證明了新型預制疊合剪力墻的預制面層能夠與現(xiàn)澆混凝土共同受力，實現(xiàn)與現(xiàn)澆剪力墻“等同”的目標。

表4 試驗主要階段結果

3.2 滯回曲線

試件荷載?位移滯回曲線如圖15所示。由圖15可以看出：普通剪力墻試件W-1、有保溫疊合剪力墻試件W-2和無保溫疊合剪力墻試件W-3的滯回曲線特征基本一致；墻體開裂前，滯回曲線基本為直線，滯回環(huán)包圍的面積很小，各滯回環(huán)基本重合，墻體處于彈性工作階段，剛度基本不變；墻體開裂后，隨著水平荷載的增加，滯回曲線開始向位移軸傾斜，滯回環(huán)面積增大，水平荷載卸載時，墻體的殘余變形增大，曲線不能重合，表明墻體已進入非彈性工作階段，滯回曲線形狀也由梭形逐步向反S型轉化；當水平荷載達到峰值荷載后，試件承載力開始逐漸下降，滯回環(huán)捏縮更加顯著，呈反S形，表明墻體產生了較大的剪切滑移。從滯回曲線還可以看出3種墻體均具有較強的耗能能力。

試件：(a) W-1A；(b) W-1B；(c) W-2A；(d) W-2B；(e) W-3A；(f) W-3B

3.3 骨架曲線

根據(jù)試驗滯回曲線得到的各試件骨架曲線如圖16所示。從圖16可以看出：各試件的骨架曲線較相似，墻體開裂前，骨架曲線基本為直線，開裂后，墻體骨架曲線開始向位移軸彎曲，墻體進入非線性工作階段，墻體剛度降低，荷載增速減緩，達到峰值荷載后，曲線開始下降。從圖16還可以看出：各試件峰值過后，承載力下降比較緩慢，下降段較長，試件表現(xiàn)出良好的延性和耗能能力，呈現(xiàn)延性破壞。試件W-1的剛度要略低于試件W-2和W-3的剛度，主要是因為試件W-2和W-3預制面層的混凝土強度比試件W-1的大，從而也表明了新型疊合剪力墻中預制面層與后澆混凝土能夠共同工作。

試件：1—W-1A；2—W-1B；3—W-2A；4—W-2B；5—W-3A；6—W-3B

3.4 剛度退化

各試件的剛度退化曲線如圖17所示。從圖17可以看出：各試件的剛度退化過程類似，從試件初裂到出現(xiàn)明顯屈服特征時，由于試件開裂以及主裂縫的形成與發(fā)展，剛度退化劇烈，曲線下降較快；從試件出現(xiàn)明顯的屈服特征直到峰值荷載，這一階段主裂縫進一步發(fā)展，剛度進一步退化，但是退化減緩。從圖17還可以看出：疊合剪力墻試件W-2和W-3在各階段的剛度基本不低于普通剪力墻試件W-1的剛度；疊合剪力墻試件在屈服前剛度退化速度比普通剪力墻的大，而屈服后各種墻體試件的剛度退化速度基本一致。由于疊合剪力墻試件的預制面層缺口與后澆混凝土水平接縫部位存在初始缺陷，在試件屈服前該處裂縫發(fā)展較快，而屈服后普通剪力墻試件的開裂程度與疊合剪力墻試件基本相同，從而導致上述結果。

試件：1—W-1A；2—W-1B；3—W-2A；4—W-2B；5—W-3A；6—W-3B

退化曲線上的特征點包括初始點、開裂點、屈服點、峰值點和極限點，根據(jù)剪力墻衰減的3個階段，各試件剛度實測值及各階段剛度衰減系數(shù)如表5所示。表5中：0為初始彈性剛度；c為開裂點割線剛度；y為屈服點割線剛度；m為峰值荷載點的割線剛度；u為破壞荷載點的割線剛度；c0=c/0，y0=y/0，m0=m/0為各特征點剛度衰減系數(shù)。由表5可以看出：疊合剪力墻試件W-2的初始剛度最大，表明保溫層外側的保護層對有保溫疊合剪力墻試件的初始剛度有一定的貢獻。

表5 試件剛度及衰減系數(shù)

3.5 位移延性系數(shù)

位移延性系數(shù)通常用破壞位移與屈服位移之比來表示。各個試件的延性系數(shù)如表4所示。由表4可以看出：疊合剪力墻的延性較好，與普通剪力墻的延性基本相同。試件W-2B的延性系數(shù)最小，主要是因為該試件的現(xiàn)澆混凝土強度相對最高而導致試件的延性有所降低。

3.6 耗能性能

采用能量耗散系數(shù)來判斷試件的耗能能力，能量耗散系數(shù)可根據(jù)圖18按下式計算[11]。

根據(jù)試件的荷載?位移曲線包絡圖，計算出各試件的能量耗散系數(shù)如表4所示。由表4可以看出：疊合剪力墻試件的能量耗散系數(shù)與普通剪力墻試件的基本相同，表明二者的耗能能力也基本相當。

4 結論

1) 新型預制疊合剪力墻與全現(xiàn)澆剪力墻的受力過程、破壞模式基本相同，各抗震性能指標如滯回曲線、骨架曲線、剛度退化、延性、耗能性能等也基本相同。

2) 新型預制疊合剪力墻的承載能力不比全現(xiàn)澆剪力墻的承載能力低，表明新型預制疊合剪力墻克服了傳統(tǒng)預制疊合剪力墻對截面削弱的缺點，實現(xiàn)了與全現(xiàn)澆剪力墻受力性能相同的目標。

3) 鋼筋混凝土全現(xiàn)澆剪力墻的截面設計方法完全適用于新型預制疊合剪力墻的截面設計。

4) 新型預制疊合剪力墻既能提高疊合剪力墻的承載能力，又可提高疊合剪力墻的整體性和抗震性能，而且方便施工，便于檢查節(jié)點鋼筋的連接情況，同時還可方便地檢查混凝土的澆筑質量，保證疊合墻體連接的可靠性。

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[11] JGJ 101—96, 建筑抗震試驗方法規(guī)程[S].JGJ 101—96, Specification of testing methods for earthquake resistant building[S].

(編輯 楊幼平)

Experimental study on seismic behavior of new type reinforced concrete composite shear wall

WANG Zijun1, 2, LIU Weiqing1, ZHAI Wenhao1, LI Xiangmin3, XU Qingfeng3, WANG Yu1

(1. College of Civil Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China; 2. Green Building Research Center of Jiangsu Province, Nanjing 210009, China; 3. Shanghai Key Laboratory of Engineering Structure Safety, Shanghai Research Institute of Building Sciences (Group) Co. Ltd., Shanghai 200032, China)

Pseudo-static tests on four new type reinforced concrete composite shear walls under cyclic loading were reported. Pseudo-static tests on two reinforced concrete shear walls under cyclic loading were also reported. The deformation properties and failure mode were discussed. The bearing capacity, hysteretic loops, skeleton curves, ductility and energy-dissipation were analyzed. The results indicate that the mechanical behavior of new type reinforced concrete composite shear walls is the same as that of the reinforced concrete shear wall. The new type reinforced concrete composite shear walls have good seismic behavior. The loading-carrying capacity of new type reinforced concrete composite shear walls is not lower than that of the reinforced concrete shear wall. The goal of reinforced concrete composite shear wall equivalent cast-in-situ reinforced concrete shear wall is achieved.

composite shear wall; reinforced concrete shear wall; pseudo-static test; seismic behavior

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.04.031

TU375；TU317.1

A

1672?7207(2015)04?1409?11

2014?04?13；

2014?06?20

國家“十二五”科技支撐計劃項目(2011BAJ03B01)(Project (2011BAJ03B01) supported by the National Science and Technology Pillar Program during the 12th Five-Year Plan Period)

王滋軍，博士，教授，從事新型結構與新材料結構研究；E-mail：zijunwang@163.com