装配式钢框架-内嵌墙体新型连接件平面内承载性能试验研究

Experimental Study on In-Plane Bearing Performance of a New Connector for Prefabricated Steel Frame-Embedded Wall

摘要

针对传统外挂式墙体存在露梁露柱、内嵌式墙体在水平荷载下易损等问题，提出一种适用于装配式钢框架-内嵌墙体系统的S形钢板连接件，以释放墙体与框架间的约束，实现二者在侧向荷载下的变形协调。通过对4种规格的连接件进行墙体平面内的承载性能试验，得到了连接件在墙体平面内的拉压变形、刚度演化、承载力以及破坏模式。在此基础上，开展使用S形连接件的钢框架-内嵌墙体及空框架的柱顶水平往复荷载加载试验，对不同规格连接件的滞回性能进行了详细对比分析。研究结果表明，S形连接件可有效降低内嵌墙体在侧向荷载下的受力水平，使其基本不参与抗侧，实现框架和内嵌墙体之间的变形协调，从而避免水平荷载作用下墙体发生破坏，保障建筑的使用功能。该研究为装配式钢结构建筑中内嵌墙体的可靠连接提供了新思路。

Abstract

To solve the problems of exposed beams and columns in external walls and the vulnerability of embedded walls under lateral loads， this study proposes an S-shaped steel connector for prefabricated steel frame-embedded wall systems. The connector relieves the constraint between wall and frame， enabling coordinated deformation under lateral loading. Four types of connectors were tested to evaluate their in-plane mechanical performance， including tensile and compressive deformation， stiffness evolution， bearing capacity， and failure modes. Based on these tests， cyclic loading experiments were conducted on steel frames with embedded walls using S-shaped connectors， as well as on bare frames， to compare the hysteretic behavior of different connector specifications. Results show that the S-shaped connector effectively reduces the lateral load transferred to the embedded wall， allowing it to remain largely uninvolved in lateral resistance. This ensures deformation compatibility between the wall and frame， prevents wall damage under horizontal loading， and maintains the building’s functional integrity. The proposed connection provides a novel solution for the reliable integration of embedded walls in prefabricated steel structures.

Graphical abstract

关键词

装配式钢结构 / 内嵌墙体 / S形连接件 / 连接性能 / 滞回性能

Key words

prefabricated steel structure / embedded wall / S-shaped connector / connection performance / hysteretic performance

0 引 言

2016年9月国务院办公厅发布《关于大力发展装配式建筑的指导意见》，提出大力发展装配式混凝土建筑和钢结构建筑，2017年住房和城乡建设部发布了《装配式钢结构建筑技术标准》^［1］和《装配式建筑评价标准》^［2］，在国家政策的推动下，装配式钢结构住宅在我国大量涌现。与装配式混凝土结构相比，装配式钢结构建筑具有无现场湿作业、抗震性能好、重量轻，运输效率高、可以回收利用等优点，是建筑行业未来发展的重要方向。

在装配式钢结构建筑中，围护墙体与框架连接节点的力学性能、与主体结构的变形协调性能是影响装配式钢结构建筑舒适度和使用功能的关键，因此，外围护墙体与主体结构的连接节点合理构造设计是推动装配式钢结构住宅高质量发展的关键因素之一。

目前，以蒸汽加压混凝土AAC（autoclaved aerated concrete）板材为主的轻型板材在围护墙体中得到广泛应用，其与主体结构之间通常采用钩头螺栓、U形卡以及摇摆件等进行连接。Wang等^［3-4］对采用胡克螺栓、U形夹以及摇摆件三种标准接头连接的钢框架-填充墙平面框架结构展开了水平滞回加载试验研究，结果表明采用胡克螺栓和U形夹板连接的填充墙体均发生了明显的破坏，采用摇摆连接的试件填充墙体未发生破坏，采用摇摆件连接的试件具有优越的延性和耗能能力。Getz等^［5］针对采用斜杆连接的外挂AAC墙体-钢框架结构开展了水平滞回荷载作用下的试验研究，结果表明，斜杆连接节点在主体结构破坏前失效，变形能力差，无法满足墙体与主体结构变形协调的设计要求。刘学春等^［6］对两种新型节点——U型连接节点和T型吊挂可控滑移节点进行了低周往复加载试验，试验结果表明2种新型连接节点都能有效保证外挂预制墙板在地震作用下不脱落，且变形较小。

针对复合墙体，国内外学者提出了多种连接方式，并研究了连接的强度、变形能力等力学性能。侯和涛^［7］研究了外挂钢筋及竹筋混凝土复合墙体的抗震性能，结果表明，复合墙板抗震性能良好，且连接节点对墙板起到保护作用。肖明等^［8］以点支承外挂墙体为研究对象分析了不同连接形式、不同荷载工况下的节点受力并推导得出相应公式，建议从提升节点适应变形的能力和适当限制主体支承构件的变形两个方面解决外挂墙体节点与主体结构的相对变形问题。王如伟等^［9］研究了挤塑板（Extruded Polystyrene，简称XPS）夹心保温复合墙体在装配式钢框架内的嵌入深度对结构抗震性能的影响，结果表明，结构的承载力、变形能力、耗能能力等抗震性能随着内嵌深度增加而显著提高。

现有文献主要针对外挂墙体连接节点的变形能力和承载性能或内嵌墙体刚度、承载性能等展开研究，针对内嵌墙体和钢框架之间变形协调的研究并不多。对于内嵌墙体，框架平面内要求连接件刚度尽量小，以此保证钢框架平面内变形的时候不会对墙体产生过大的水平推力导致其开裂甚至破坏。考虑上述因素，本文提出一种S形连接件，利用钢板弯折处在拉压作用下受弯变形来释放框架柱和内嵌墙体平面内不一致的侧向变形，为方便不同规格连接件与不同厚度墙体连接，设计了连接套件。S形连接件开孔一侧与钢框架用螺栓连接，另一侧插入连接套件，并通过拧紧螺栓挤压固定。连接套件两侧卡住墙体，通过自攻螺钉或者贯穿螺栓与墙体固定，连接件构造及连接方式如图1所示。本文开展了连接件在墙体平面内的拉压试验，探究连接件在墙体长度方向拉压性能；开展了钢框架-柔性连接件-内嵌墙体的整体滞回试验，探究连接件对钢框架整体滞回性能的影响，验证柔性连接对墙体的保护作用。

1 连接件在墙体平面内的拉压试验

当钢框架受到框架平面内水平荷载作用时，框架柱将产生侧向位移，而内嵌墙体由于采用柔性连接，并不会随之形变，导致框架柱和内嵌墙体之间产生相对位移，对连接件造成挤压或者拉伸作用。因此本研究开展了连接件墙体平面内拉压试验来研究连接件在墙体长度方向的拉压性能。

1.1　试件设计

试验共设计了4种S形连接件，所有连接件的总长度均为L₀=200 mm，总高度均为H₀=100 mm，总宽度均为B₀=160 mm。以连接件厚度t、平直段长度L为主要参数，设计了4种规格的连接件，其几何尺寸如图2所示。连接厚度有3 mm和5 mm两种。各连接件的命名含义如下，以t3L80为例，其代表壁厚为3 mm、平直段长度为80 mm的S形连接件。连接件全部采用薄钢板冷弯成型，转折处倒角内径为10 mm。

1.2　材料性能

试验中所有试件均采用Q235钢材，材性试件拉伸试样依据国家标准《钢及钢产品 力学性能试验取样位置及试样制备》（GB/T 2975—2018）^［10］，各试件采用同一批钢材加工。对应连接件试件厚度设计了厚度为3 mm、5 mm两种材性试件，每种3个。

材性试验采用SHT4305万能试验机对试件进行加载。加载制度按照国家标准《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2021）^［11］，每种厚度材性试件重复试验3次，试件破坏结果如图3所示，6个试件均具有明显颈缩现象。各试件的弹性模量、屈服强度和抗拉强度实测值和平均值见表1。根据材性试验数据可知本试验所用钢材均符合国家标准要求。

1.3　加载方案

本试验在万能材料试验机上完成。为模拟连接件两侧的钢柱和墙体，并方便试验机夹具夹持，设计了两个夹持件，夹持件、连接件和连接套件连接方式如图4所示。其中上端夹持件为H200×200×8×12（mm）的H型钢切除一侧翼缘形成的T型钢；下端夹持件为宽度220 mm的钢箱体，用于模拟总厚度为220 mm墙体；连接套件焊接在下夹持件上。S形连接件和上夹持件通过4M12螺栓连接；其下端板插入连接套件，并通过紧固螺栓顶紧。

本试验采用单向拉压的加载方式，以位移控制，加载速率为0.1 mm/s。拉伸试验极限位移取40 mm，压缩试验极限位移取70 mm，达到极限位移时，停止加载；或当出现试件破坏、紧固螺栓松动导致连接件从辅助套件中滑出等现象时，停止加载，试验结束。

1.4　测点布置

试验中，期望测量出两辅助试件上下相对表面相位移和S形连接件上下两平直段外凸表面中线位置应变。由于两加载头铰接，加载过程中可能会产生相对转动，在两个试验辅助件之间布置了4个相对位移计D1—D4（布置于4个角点），以便测量出两辅助试件上下相对表面相对转动角度。在连接件两平直段外凸表面中线左右两端距边10 mm位置各布置一个纵向应变片，测量该位置沿加载方向应变。位移计和应变片布置如图5所示。

1.5　试验结果及分析

连接件的拉伸变形如图6所示、压缩变形如图7所示。连接件拉伸和压缩的荷载-位移曲线如图8所示。在加载初期，荷载与位移呈线性关系，为了得到连接件的拉压初始刚度，可近似用拉伸或压缩变形达到5 mm时对应的荷载除以此时的变形值所得的割线刚度作为每个连接件拉压初始刚度，其具体数值见表2。连接件的荷载-应变曲线图如图9所示。

1.5.1　拉伸行为分析

由荷载-位移曲线可知，4种规格的连接件拉伸时均保持一定的刚度，拉伸荷载-位移曲线均无水平段。3 mm厚的连接件拉伸初始刚度比5 mm厚的连接件小得多，在厚度相同的情况下，平直段长度L越短，初始刚度越大，随着拉伸位移增加，连接件拉伸刚度均呈现出下降趋势。

由荷载-应变曲线可知，在拉伸初期相同荷载下，4种连接件S3、S4应变片测点位置应变值要大于S1、S2应变片测点位置应变值，这是因为应变测点S3、S4布置在靠近框架柱模拟试件一侧的平直段钢板上，应变测点S1、S2布置在连接套件一侧的平直段钢板上，由于连接套件的约束刚度要小于框架柱模拟试件，相当于应变测点S1、S2位置受到连接套件的约束作用小于应变测点S3、S4受到框架模拟试件的约束作用，释放掉一部分变形，因此应变值小于测点S3、S4应变值。在拉伸后期阶段，由于连接套件钢板被连接件端板拉出一定变形，因此约束力增加，导致应变测点S1、S2位置受到连接套件的约束作用增强，从而使得测点S1、S2位置应变值逐渐趋近于测点S3、S4位置应变值，厚度越大的试件，趋近速度越快，最后曲线相交。

1.5.2　压缩行为分析

由荷载-位移曲线可知，4种连接件压缩时刚度减小较快，压缩后期刚度均出现负值。3 mm厚的两种连接件压缩初始刚度比5 mm厚的两种连接件小得多；在厚度相同的情况下，平直段长度L越短，初始刚度越大。随荷载增大，3 mm厚的两种连接件刚度下降比5 mm厚的两种连接件快，极限承载力更低；在厚度相同的情况下，平直段长度为80 mm的试件极限承载力明显低于50 mm试件，可认为在厚度相同的情况下，平直段长度L越短，初始刚度越大。

由荷载-应变曲线可知，在压缩初期，4种连接件的4个应变测点位置应变值很接近，这是因为压缩时，连接套件下部钢板与模拟墙体的试件相接触，导致约束作用增大至与另一端相同。而在压缩后期阶段，由于试件产生了侧向倾斜，导致曲线开始分离，同侧应变测量值变化趋势一致，但左右两侧应变测量值开始产生差值，直到加载结束。

2 带S形连接件的钢框架-内嵌墙体整体滞回试验

与内嵌墙体直接嵌入墙体相比，采用本研究设计的柔性连接件会使墙体应力减小，从而对墙体边缘以及角部位置起到保护作用。但钢框架-柔性连接件-内嵌墙体的整体滞回性能与空框架相比也有所不同，因此本研究设计了钢框架-柔性连接件-内嵌墙体整体的滞回试验，验证柔性连接对墙体的保护作用以及对钢框架滞回性能的影响。

2.1　试件设计

带S形连接件的钢框架-内嵌墙体整体试件由连接件、钢框架和内嵌墙体三部分组成。其中，4种连接件的规格与上节相同。

内嵌墙体的骨架为轻钢龙骨，覆面板为OSB板，内嵌墙的整体尺寸为3 000 mm×2 400 mm，总厚度为220 mm。内嵌式轻钢龙骨构造如下：横向龙骨4根，间距为1 000 mm，纵向龙骨5根，间距为600 mm，龙骨均采用冷弯薄壁C型钢，截面规格为C200×70×20×2.2 （mm），材质为Q235。龙骨两侧各覆10 mm厚OSB板作为墙体覆面板，内嵌墙体的构造如图10所示。钢框架的总高度为3 740 mm、总宽度为3 325 mm，框架柱截面采用焊接H型钢H200×200×8×12 （mm），框架梁采用焊接H型钢H200×200×6×10 （mm），如图11所示。为了防止加载时柱翼缘发生层间撕裂，柱顶高出梁顶面90 mm。左右两柱内侧翼缘各开4个长圆孔，用于与连接件进行螺栓连接。钢框架通过刚接柱脚和地面相连，在柱底焊接尺寸为300 mm×450 mm、厚度为20 mm的底板，底板四角开4个孔，用于连接柱底与反力架。为保证柱脚刚度，设置了靴梁和加劲肋。为了防止滞回试验时内嵌墙体相对于钢框架产生垂直于墙体平面的位移，设计了L形卡件限制此方向的相对位移。

2.2　加载方案

本试验采用位移控制滞回加载。在加载端选用20 t作动器施加往复荷载，以加载端水平位移作为加载控制位移。取框架内嵌墙高3 m的1/250，即12 mm为框架屈服位移，取框架内嵌墙高3 m的1/50，即60 mm为框架极限位移。在控制位移不大于12 mm时，分为4 mm、8 mm、12 mm三级，每级循环2周。在控制位移大于12 mm后，分为24 mm、36 mm、48 mm、60 mm四级，每级循环3周，如图12所示，加载速率控制在0.1 mm/s。

首先进行空框架滞回试验作为对照。然后分别采用4种柔性连接件连接内嵌墙体进行整体滞回试验。4个连接件安装在墙体1/3、2/3高度位置，连接件左右对称布置，上下同向布置，安装完成后框架如图13所示。

2.3　测点布置

试验中，主要测量钢框架、内嵌墙体和连接件处关键位置的位移和应变。

对于钢框架，位移计D1、D4分别位于框架顶、底梁的中心，测量顶、底梁中心线水平绝对位移；位移计D2、D3位于钢框架在连接件位置的外侧中心，测量框架柱连接件位置水平绝对位移；位移计D5、D6位于钢框架内部对角线位置，测量钢框架两对角线相对位移。对于内嵌墙体，位移计D8和D9位于墙体顶角和底角侧面，测量墙体顶部和底部在墙体平面内的绝对水平位移；位移计D10和D11测量墙体两对角线相对位移；应变片S1—S8位于轻钢龙骨墙体侧面的角部边缘，测量墙体8个角部位置的竖向应变。对于连接件：每个连接件布置两个位移计（D12—D19）测量连接件位置框架柱与内嵌墙体水平相对位移（即连接件的拉伸或压缩位移），每个连接件两平直段分别在外凸表面中线位置布置应变片（S9—S16），测量每个连接件两平直段应变。测点布置具体如图14所示。

2.4　试验结果及分析

墙体应变片S1—S8在往复加载时，应变数据随荷载的变化曲线如图15所示，墙体位移计D8、D9、D10、D11数据随荷载的变化曲线如图16所示，因篇幅原因，以t3L80为例。

由荷载-应变曲线可知，当钢框架受到水平往复荷载作用时，内嵌轻钢龙骨墙体8个角部位置的应变均小于钢材的屈服应变，说明墙体角部变形均在弹性范围内。由图16可知，墙体两对角线相对变形始终为0，即墙体几乎没有剪切变形，而墙体顶部和底部位移差值是由墙体一端角部翘起导致，说明采用柔性连接件可以对墙体起到保护作用。

以顶梁加载端位移计D1数据作为横坐标，以力传感器数据作为纵坐标，绘制框架顶梁加载端荷载-位移滞回曲线。由于钢框架重复利用，所以每次加载完成卸载至位移为零时会产生残余荷载，导致后续试验滞回曲线出现了正负荷载不对称的现象，因此每次试验开始时测量钢框架柱垂直度，将框架在垂直于反力架底座的状态记为位移为0，然后安装新的连接件，此时连接件未开始受力，但作动器存在残余荷载，该荷载完全由钢框架承担，记录此时的钢框架残余荷载值，后期试验数据处理时减去，处理后的滞回曲线如图17所示。

为详细观察S形连接件对框架面内刚度的影响，分别将带4种连接件的钢框架-内嵌墙体整体的最大滞回环与空框架的最大滞回环进行对比，如图18所示。从图18可以看出，带4种连接件钢框架-内嵌墙体整体的滞回环和空框架的滞回环几乎完全重合，这表明二者的抗侧刚度几乎一致。

分别计算钢框架-连接件-内嵌墙整体的最大滞回环曲线与空框架最大滞回环的面积，如图19所示。使用t3L80连接件的试件最大滞回环面积最大，比空框架提升30.2%，使用t3L50连接件的试件最大滞回环面积最小，比空框架提升21.1%。由此可得，虽然正负向最大荷载几乎相等，但是采用连接件连接内嵌墙体之后，钢框架整体的耗能能力得到了一定幅度的提升，说明采用连接件连接内嵌墙体使整体框架的抗震性能得到提高。

以消除残余荷载后的滞回曲线为基础，依次连接各级位移加载循环的峰值荷载点，即可得到骨架曲线，如图20所示。钢框架-连接件-内嵌墙体整体的骨架曲线与空框架基本重合，说明采用柔性连接件连接内嵌墙体之后，可以将墙体和钢框架之间的不协调变形释放掉，二者之间相互挤压作用转变为连接件拉压变形，墙体几乎不再贡献抗侧刚度。

计算位移计D12、D13数据平均值，得到左上连接件位置框架柱和内嵌墙体之间相对位移，绘制随加载位移的变化曲线；同理绘制右上、左下、右下连接件位置处框架柱和内嵌墙体之间相对位移，绘制随加载位移的变化曲线，如图21所示。

分析曲线可知：在加载过程中，连接件表现出明显的非对称拉压行为，且存在滞后现象。上方连接件在不同加载阶段表现出压缩和拉伸的变化，尤其是左上方连接件压缩位移呈线性增加，且在大幅加载时压缩程度显著。框架柱侧向位移由上方两连接件传递至墙体上方，而下方两连接件拉压位移受到框架柱侧移和墙体位移共同影响，表现出较为复杂的行为，先压缩后逐渐转为拉伸，且拉伸量相对较慢增长。随着加载位移增大，连接件的行为逐渐分化，且不同位置的连接件存在滞后现象，表明框架柱的侧向位移对墙体的影响具有逐渐传递和滞后的特征。

4种连接件在框架滞回加载过程中拉压行为类似。厚度为3 mm的连接件上方两连接件的峰值位移大于厚度为5 mm的连接件，而下方两连接件峰值位移小于厚度为5 mm的连接件。连接件厚度越小，上方、下方连接件位移差距越大，厚度越大差距越小，说明当连接件厚度增大时，拉压刚度随之增大，下方连接件相较于上方连接件位移滞后逐渐减小，即当连接件刚度增大时，上下方连接件逐渐变为共同影响框架内嵌墙体位移。

3 结 论

本研究完成了连接件墙体平面内拉压试验和钢框架-连接件-内嵌墙体整体滞回试验，获得的主要结论如下：

（1） 对于本文试验规格的连接件（厚度t为3~5 mm、平直段长度L为50~80 mm），连接件厚度t越大，平直段长度L越短，拉压初始刚度越大，相同位移下拉压承载力越大。无论拉伸还是压缩行为，厚度t对于连接件初始刚度的影响比平直段L更为显著。

（2） 连接件在拉伸和压缩时表现并不对称，初始拉伸刚度小于初始压缩刚度，但在直线段过后，拉伸刚度减小缓慢，而压缩刚度减小迅速。

（3） 使用厚度t为3~5 mm、平直段长度L为50~80 mm的4种连接件均能保证钢框架-墙体整体滞回试验中墙体角部处在弹性范围，两对角线无相对变形，剪切变形为0，即4种规格的柔性连接件均可以对墙体起到保护作用。

（4） 钢框架-连接件-内嵌墙体滞回性能与空框架很接近，说明柔性连接可释放掉钢框架和内嵌墙体之间的变形不协调，导致墙体不参与抗侧。

（5） 在滞回加载初期，同侧连接件拉压趋势相同，随着加载位移增大，同侧连接件拉压趋势逐渐变为相反，即墙体由受到两侧连接件拉压作用转变为受到扭转作用，导致角部略翘起。

参考文献

[1] 中华人民共和国住房和城乡建设部.装配式钢结构建筑技术标准：GB/T 51232—2016［S］.北京：中国建筑工业出版社，2016.

[2] Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China.Technical standard for assembled buildings with steel-structure：GB/T 51232—2016［S］.Beijing：China Architecture & Building Press，2016.（in Chinese）

[3] 中华人民共和国住房和城乡建设部.装配式建筑评价标准：GB/T 51129—2017［S］.北京：中国建筑工业出版社，2017.

[4] Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China.Standard for assessment of prefabricated building：GB/T 51129—2017［S］.Beijing：China Architecture & Building Press，2017.（in Chinese）

[5] WANG B，WANG J，et al.Experimental studies on circular CFST frames with ALC walls under cyclic loadings［J］.International Journal of Steel Structures，2014，14（4）：755-768.

[6] WANG J，LI B.Cyclic testing of square CFST frames with ALC panel or block walls［J］.Journal of Constructional Steel Research，2017，130：264-279.

[7] GETZ D R，MEMARI A M.Static and cyclic racking performance of autoclaved aerated concrete cladding panels［J］.Journal of Architectural Engineering，2006，12（1）：12-23.

[8] 刘学春，周小俊，张译文.外挂整体装配式墙体及连接抗震性能研究［J］.工业建筑，2017，47（7）：34-39，33.

[9] LIU Xuechun，ZHOU Xiaojun，ZHANG Yiwen.Experimental study of seismic performance of integral assembled cladding panels and connections［J］.Industrial Construction，2017，47（7）：34-39，33.（in Chinese）

[10] 侯和涛，王文豪，曹运昌，与足尺钢框架柔性连接的外挂复合墙板振动台试验研究［J］.建筑结构学报，2019，40（12）：21-31.

[11] HOU Hetao，WANG Wenhao，CAO Yunchang，et al.Shake table tests of exterior sandwich composite walls flexibly connected to full-scale steel braced frames［J］.Journal of Building Structures，2019，40（12）：21-31.（in Chinese）

[12] 肖明，王赞，张林振，预制混凝土点支承外挂墙体与主体结构的连接研究［J］.建筑结构，2019，49（11）：9-13.

[13] XIAO Ming，WANG Zan，ZHANG Linzhen，et al.Research on the connection between precast concrete point-supporting facade panel and structure［J］.Building Structure，2019，49（11）：9-13.（in Chinese）

[14] 王如伟，曹万林，殷飞.复合墙嵌入深度对装配式轻钢框架-复合墙结构抗震性能的影响［J］.建筑结构，2021，51（5）：54-60.

[15] WANG Ruwei，CAO Wanlin，YIN Fei.Influence of installation depth of composite wall on seismic performance of assembly light steel frame-composite wall structures［J］.Building Structure，2021，51（5）：54-60.（in Chinese）

[16] 国家市场监督管理总局，中国国家标准化管理委员会.钢及钢产品 力学性能试验取样位置及试样制备：GB/T 2975—2018［S］.北京：中国标准出版社，2018.

[17] State Administration for Market Regulation， National Standardization Administration of the People's Republic of China. Steel and steel products-Location and preparation of samples and test pieces for mechanical testing：GB/T 2975—2018［S］.Beijing：Standards Press of China，2021.（ in Chinese）

[18] 国家市场监督管理总局，中国国家标准化管理委员会.金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法：GB/T 228.1—2021［S］.北京：中国标准出版社，2021.

[19] State Administration for Market Regulation，National Standardization Administration of the People's Republic of China. Metallic materials—Tensile testing—Part 1：Method of test at room temperature：GB/T 228.1—2021［S］.Beijing：Standards Press of China，2021.（in Chinese）