为研究钢筋混凝土(RC)结构的抗侧超强能力与安全储备，进行了缩尺平面结构试件的低周反复试验与实际结构的Pushover分析。考虑抗震构造等级，采用允许应力法设计3个12层RC框架结构和3个12层RC框架-剪力墙结构。选取底部3层1榀平面结构，缩尺比为1/4，分2批共制作12个缩尺平面结构试件,对其进行拟静力试验。考虑高度、楼板翼缘与填充墙等参数，采用Perform-3D建立模型开展Pushover分析探讨抗侧力体系超强系数与侧向延性的变化规律。试验结果表明：12个缩尺平面试件以压弯破坏模式为主，滞回曲线饱满、延性较大，框架结构试件、框架-剪力墙结构试件的屈服超强系数平均值分别为2.21和2.26；抗震构造等级高的试件，呈现超强能力更高、延性更大的趋势。Pushover分析结果表明：罕遇地震作用下RC结构性能点抗侧力超过屈服荷载、未到达峰值荷载，结构超强能力满足设防烈度地震后不坏、罕遇地震后可修、不倒塌的抗震设计要求。建议按DBJ/T 15-92—2021《高层建筑混凝土结构技术规程》设计的RC抗震结构的屈服超强系数值取2.0。

为研究传统风格建筑塔式结构在地震作用下的动力响应和抗震性能，以西安天人长安塔为研究对象，设计并制作了缩尺比为1/15的模型结构并对其开展模拟地震振动台试验。通过白噪声扫频获得该模型在不同水准地震作用后的自振频率、阻尼比等动力特性和刚度退化规律，并研究了不同水准地震作用下结构的动力放大系数、楼层位移及层间位移角、楼层剪力等动力响应。试验结果表明：在罕遇地震作用后模型结构损伤范围相对较小，楼板混凝土开裂主要集中在柱脚附近；结构自振频率和刚度随输入峰值加速度的增大逐渐降低，而阻尼比逐渐增大；结构顶部的动力放大系数明显高于其他楼层的；楼层剪力整体分布随高度的增加呈减小趋势，同一楼层上暗层的层间剪力较明层的大。采用OpenSees软件对模型结构建立有限元模型，并对天人长安塔原型结构进行了抗震性能评估。计算结果表明：8度多遇地震作用下结构的最大层间位移角为1/782，两个方向上基底剪重比分别为3.57%和3.78%；8度罕遇地震作用下，最大层间位移角为1/128，满足现行规范的限值要求。

为了提升支撑框架结构的抗震韧性，提出一种可有效地避免受压屈曲的自复位拉索支撑。介绍了自复位拉索支撑的主体部件——自复位摩擦阻尼器的工作原理，并对其开展理论分析和试验验证，结果显示，自复位摩擦阻尼器的力-位移曲线呈典型的旗帜形，具有稳定的耗能能力和自复位能力。在此基础上，设计了三层自复位拉索支撑钢框架缩尺模型，包括对自复位摩擦阻尼器施加预应力的自复位拉索支撑框架模型和未施加预应力的自复位拉索支撑框架模型，并设计了普通钢框架模型用于对比，分别开展了振动台试验研究，并建立了有限元模型，进一步开展了参数分析研究。结果表明：施加预应力的自复位拉索支撑框架模型在地震作用后几乎没有残余变形，而与普通框架模型相比，未施加预应力的自复位拉索支撑框架模型的残余变形也显著减少；初始预应力的大小对结构位移响应有显著影响，施加预应力的自复位拉索支撑框架模型的位移响应小于普通框架模型和未施加预应力的自复位拉索支撑框架模型的；此外，施加预应力的自复位拉索支撑框架模型和未施加预应力的自复位拉索支撑框架模型的最大基底弯矩分别比普通框架模型的降低了32.5%和45.6%；随着地震水平的提高，结构楼层加速度放大系数逐渐减小；增加耗能元件会导致结构的残余位移和地震作用显著增大；柱底支座形式对结构的最大位移、残余位移等地震作用响应具有显著的影响。

为有效防止梁柱开合效应引起的防屈曲支撑钢筋混凝土框架（BRB-RC）子结构先于BRB发生剪切或弯剪破坏，并解决当前滑移连接存在锚固板承载力受限以及子结构梁受剪承载力设计不合理等问题，提出一种基于滑移连接的RC框架子结构梁柱破坏模式可控设计方法，并对1个传统节点连接和4个滑移连接的足尺BRB-RC梁柱组合体进行拟静力试验，考察子结构破坏模式、滞回性能和耗能能力等抗震性能，验证滑移连接和破坏模式可控设计方法的有效性。结果表明：滑移连接性能稳定，能够显著降低子结构梁剪力和梁塑性损伤，增强BRB对子结构的耗能减震效果；在梁端增设附加纵筋和纵向分布钢筋能够有效提高节点板内侧子结构梁段受剪承载力，从而实现弯曲破坏模式的目标。

为解决实腹梁-柱端板连接应力水平高导致的焊缝脆断，使框架梁发展塑性变形，提出了蜂窝梁-柱端板连接(CBE)节点。通过对12个节点进行低周往复荷载试验，研究了楼板、端板和开孔参数对节点破坏形态和滞回性能的影响，明确了CBE节点的塑性开展次序和双塑性铰破坏机制。试验结果表明：双铰破坏机制优于端板塑性铰破坏机制，增大开孔率有利于梁端塑性先于连接塑性得到发展从而保护节点域；与实腹式节点相比，CBE节点的塑性变形能力提高约14%，刚度退化更平稳，位移延性系数和耗能分别提高42%和30%。提出了适用于CBE节点受弯承载力的计算方法，计算结果与试验和有限元结果吻合较好。

在离心预制混凝土柱-钢梁（RCS）节点中，翼缘与贯通隔板连接处由于变截面而存在应力集中问题，地震作用下柱面与梁端的焊缝易发生脆性断裂。为改善此情况，设计并进行了3个梁端翼缘不同构造足尺节点的拟静力试验，研究了不同梁端加强形式对节点抗震性能的影响。结果表明：3个节点均发生梁铰破坏；侧板加宽型节点和圆弧扩翼型节点滞回曲线饱满，耗能能力较好，位移延性系数和承载力较常规栓焊型节点分别提高14.95%、35.51%和30.79%、31.48%，梁端翼缘加强能够有效地提高节点延性和承载力；圆弧扩翼方式可以缓解过渡截面处的应力集中，避免节点提前破坏，其对承载力和抗震性能的增强效果显著优于侧板加宽方式，建议在高烈度设防区的RCS框架体系中采用。

为研究高延性混凝土（HDC）加固震损装配式企口连接框架梁的抗震性能，对1个震损框架梁和3个震损装配式框架梁采用HDC加固，通过低周反复加载试验，分析其破坏形态及抗震性能。结果表明：HDC对震损框架梁形成良好的约束，可有效抑制混凝土表面裂缝的开展和延伸； HDC加固后震损框架梁的承载力较原装配式框架梁的提高66.7%、位移延性系数提高88%、累积耗能提高12.1%，震损装配式框架梁的抗震性能可基本得到恢复，同时均可改善原结构脆性破坏特性；连接部位设置侧向钢板和底部钢板均对装配式框架梁的刚度和承载力等有显著影响。基于试验破坏特征，采用拉压杆模型计算震损装配式企口连接框架梁的受剪承载力，计算结果与试验结果吻合良好。

为研究内置型钢圆形截面不锈钢管混凝土柱的滞回性能，进行了6根内置型钢圆形截面不锈钢管混凝土柱和3根圆形截面不锈钢管混凝土柱的滞回试验，主要参数为轴压比。试验结果表明：内置型钢圆形截面不锈钢管混凝土柱的破坏模态均为压弯破坏，表现为钢管局部屈曲、型钢局部屈曲和混凝土压碎等，轴压比较小时，其不锈钢管还被拉裂；与圆形不锈钢管混凝土柱相比，其峰值荷载、位移延性系数、等效黏滞阻尼系数、累积耗能和抗弯刚度分别平均提高了34.2%、10.3%、20.4%、144.8%和3.0%。建立了该类组合柱的有限元模型，基于验证的有限元模型开展了参数分析，结果表明，构件的峰值荷载随着内置型钢含钢率、不锈钢管截面含钢率、型钢屈服强度、不锈钢屈服强度、混凝土强度以及型钢截面回转半径的增大而增大，但随着长细比及轴压比的增大而减小。建议了该类组合柱的P-Δ恢复力模型，其计算结果与试验结果吻合较好。

为推动耐火钢在抗震设防区的应用，开展Q345FR和Q460FR两种耐火钢焊接箱形截面柱的抗震性能试验研究，并采用经试验验证的有限元模型，对耐火钢箱形截面柱的抗震性能进行影响参数分析，研究长细比、轴压比和板件宽厚比等参数对其抗震性能指标的影响。结果表明：耐火钢材随着塑性累积发生循环软化；截面类型属于GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》中“一级抗震”的耐火钢箱形截面柱，破坏模式为板件弹塑性局部屈曲，且滞回曲线饱满，极限层间位移角大于GB 50011—2010中规定的限值，具有良好的抗震性能和变形能力；耐火钢柱的抗震性能与已有的Q460C高强钢焊接截面柱抗震性能研究结果较为接近；轴压比和板件宽厚比的增大能够显著降低耐火钢柱的受弯承载性能与耗能能力。基于试验和有限元分析结果，建立了Q345FR和Q460FR耐火钢箱形截面柱的正则化柱底弯矩-曲率理论模型，模型中考虑了累积损伤效应，且能够反映轴压比和板件宽厚比的影响，可较为准确地预测耐火钢柱的滞回性能。

为了提高废弃玻璃的利用率，拓展其在建筑领域的应用，将废弃玻璃研磨成粉代替石英砂制备蒸压加气混凝土砌块，进而开展了废玻璃蒸压加气混凝土砌体墙的抗震性能试验研究和有限元分析。对4片废玻璃蒸压加气混凝土砌体墙进行了3因素（高宽比、竖向压应力、砂浆强度）的正交拟静力试验，试验结果表明：废玻璃蒸压加气混凝土砌体墙的破坏模式为剪切破坏；添加玻璃粉可以显著提高墙体延性，废玻璃蒸压加气混凝土砌体墙的位移延性系数在4.74~6.00之间，墙体的抗震性能良好。通过数值模拟分析发现，适当增加竖向应力、减小高宽比、提高砂浆强度均能够提升墙体受剪性能，其中高宽比的影响程度最大。

为提高砖砌体农房的抗震性能，考虑农房的实际情况，提出了单面聚丙烯网聚合物砂浆加固砖砌体的方法，并设计了8片缩尺墙体进行拟静力试验，变化参数包括加固面层材料、加固面层厚度和砌筑砂浆强度。获得了墙体的破坏形态和水平荷载-位移曲线，分析了墙体的承载力、延性、刚度和耗能能力等抗震性能指标。结果表明：单面聚丙烯网聚合物砂浆面层加固墙体在低周反复荷载作用下的破坏形态包括剪压破坏、剪摩破坏和剪压与剪摩破坏，滞回曲线呈饱满的梭形；采用单面聚丙烯网聚合物砂浆加固后，墙体的峰值荷载、位移延性系数、初始刚度和最大能量耗散系数分别提高23%、84%、22%和151%，抗震性能得到有效改善；增大加固面层厚度和砌筑砂浆强度，加固墙体的承载力、初始刚度和耗能能力均得到提高。在试验研究的基础上，提出了单面聚丙烯网聚合物砂浆加固砖砌体墙的受剪承载力计算方法，计算结果与试验结果比值的平均值为0.99，变异系数为0.059，二者吻合较好。

为研究密肋复合墙板的抗火性能，对2个足尺密肋复合墙板分别进行了单面及双面受火工况下的抗火性能试验研究，得到了墙板的温度场变化、位移变化、耐火极限和破坏模式。试验结果表明：单面受火工况下的密肋复合墙板内部沿厚度方向形成明显的温度梯度，破坏时背火面加气混凝土砌块和肋梁、肋柱混凝土温度分别为90℃和109℃，墙板破坏模式表现为由热弯曲引起的压弯失稳破坏；双面受火工况下的密肋复合墙板在加气混凝土砌块厚度的中心处形成低温区域，破坏时该处温度为193℃，墙板破坏模式为由材料强度退化引起的轴压破坏；两种受火工况下墙板内加气混凝土砌块和肋梁、肋柱混凝土间存在不可忽略的温度梯度；加气混凝土砌块和肋梁、肋柱混凝土的界面开裂未影响墙板在火灾下的完整性；轴压比为0.5时，单面和双面受火工况下的密肋复合墙板分别在181min和91min时达到耐火极限。建立了密肋复合墙板的有限元模型，通过对轴压比及受火工况进行参数分析发现：随轴压比的不断增大，密肋复合墙板在受火过程中的热膨胀极值不断减小，且在轴压比和受火时间相同时，双面受火墙板较单面受火墙板的轴向热膨胀值更大。

为研究高强度结构钢的高温力学性能，采用稳态试验方法研究国产Q550D高强度结构钢在火灾升温和降温阶段的力学性能，包括其弹性模量、屈服强度、抗拉强度、极限应变和断后伸长率。定义了降温段影响系数，用以反映降温段与升温段高强钢力学性能的差异。研究结果表明：Q550D钢在火灾降温阶段的力学性能不仅与加载温度有关，还与峰值温度有关；当峰值温度在600℃以内时，Q550D钢在升温和降温阶段的力学性能差异相对较小，而随着峰值温度的进一步升高，特别是当峰值温度超过700℃时，降温段力学性能与升温段有明显差异，屈服强度和抗拉强度显著下降，极限应变显著增大。建立了Q550D钢降温段高温力学性能模型，得到Q550D钢在火灾降温段力学性能影响系数的计算公式拟合值与试验结果吻合较好。

为研究锈蚀钢材高温下力学性能演变规律，对服役10年的厚12mm的Q355耐候钢进行单调拉伸高温试验，研究不同温度下锈蚀钢材破坏形态、应力-应变曲线及力学性能退化规律，并通过三维逆向重建技术，建立考虑锈蚀表面形貌的数值分析模型，研究不同温度下锈蚀钢材表面应力发展规律，对比不同温度下锈蚀钢材表面应力集中系数及损伤规律。结果表明：锈蚀钢材表面凹凸不平，分布着大小不同的蚀坑；随着锈蚀程度增加，常温下钢材强度和延性逐渐降低，抗拉强度和伸长率最大下降了20%和39%；高温加剧了锈蚀对钢材弹性模量的影响，试件表面应力集中程度均逐渐减弱；当温度达到900℃时，不同锈蚀程度下钢材力学性能基本一致，高温显著削弱了锈蚀损伤的影响，但锈蚀对钢材延性的影响仍存在。

为研究轴向受力胶合竹螺栓拼接节点的耐火极限，设计并制作了9个轴向受力胶合竹螺栓节点试件，分别进行常温下加载试验和耐火极限试验。试验参数包括节点类型、螺栓端距和荷载比。根据试验结果确定胶合竹螺栓节点的耐火极限。结果表明：螺栓端距对常温加载试件的破坏模式具有显著影响；临近破坏时，受火胶合竹组件出现了横纹劈裂破坏和顺纹剪切破坏；较高的荷载比会使得受火试件的螺栓产生更为明显的弯曲变形；荷载比会显著影响节点的耐火极限，当荷载比从0.3增加到0.5时，螺栓端距为7倍螺栓直径、10倍螺栓直径的内嵌钢板节点和螺栓端距为7倍螺栓直径的钢夹板节点的耐火极限分别降低了27.6%、32.9%和37.2%；螺栓端距对内嵌钢板节点的耐火极限具有显著影响，当螺栓端距从7倍螺栓直径增加到10倍螺栓直径后，荷载比为0.3和0.5的节点耐火极限分别提高了25.1%和15.9%。轴向受力胶合竹螺栓节点的耐火极限能满足现行木结构设计标准针对同类型螺栓节点的要求。随着受火时间增加，胶合竹构件的炭化速率有所降低，其平均炭化速率与T/CECS 1101—2022《工程竹结构设计标准》中规定的名义线性炭化速率（0.90 mm/min）接近。

为了解决加工检测过程中钢筋尺寸过大、单相机视场难以覆盖的问题，以计算机视觉技术为基础，提出一种靶标辅助图像拼接的测量方法，实现钢筋几何形状（长度及转角）的快速测量，构建一种分区相机测量系统，利用分区相机同时采集图像并基于二进制编码ArUco靶标拼接全景图。针对计算的实时性需求，采用轻量化语义分割网络ghost-Unet，可兼顾钢筋轮廓识别的效率和精度。针对计算的准确性问题，运用鲁棒的直线检验算法，对钢筋轮廓进行分段拟合。实验室与工程量测结果表明：在实验室测量立式钢筋时，相机光轴垂直于待测平面，长度测量误差均值为2.92mm，测量卧式钢筋时，相机光轴与待测平面夹角远小于90°，正视图校正环节存在钢筋变粗问题，长度测量误差均值为4.27mm；工程实测长度误差均值为3.08mm,角度误差在0.7°以内。

合理配置受剪腹筋能有效削弱混凝土短梁的受剪承载力尺寸效应。对8根截面高度为300~1200mm的BFRP筋混凝土短梁 (包括4根无腹筋短梁和4根水平、竖向腹筋率均为0.5%的短梁) 开展了剪切试验。分析了破坏形态、荷载-位移曲线、腹筋应变等随梁截面高度变化的发展趋势，研究了无腹筋及含腹筋的BFRP筋混凝土短梁受剪承载力尺寸效应。结果表明：梁截面高度从300mm增至1200mm时，无腹筋梁的截面名义抗剪强度下降52.3%，而腹筋率为0.5%短梁的截面名义抗剪强度下降45.7%，说明BFRP腹筋未能明显抑制短梁受剪承载力的尺寸效应；相比按照其他国家相关规范的受剪承载力计算结果，基于拉杆-拱模型的FRP筋混凝土短梁受剪承载力计算式可以较好地反映BFRP筋混凝土短梁的尺寸效应，其计算结果与试验结果吻合良好。

为研究6A13-T6铝合金方形截面轴心受压构件的受力性能，以幕墙用铝合金构件为研究对象，开展了材料性能试验、挤压方形截面构件轴压性能试验和有限元分析，研究了材料的力学性能、构件的失效模式和承载力计算方法，并对中国、美国、澳洲规范和直接强度法得到的承载力预测结果进行了评估和可靠度分析。结果表明：6A13-T6铝合金的非比例屈服强度f0.2高达340MPa，断后延伸率为14.5%；板件较大的宽厚比使得构件在失效时均出现了明显的局部屈曲现象；随着构件长度增大，构件失效模式由局部屈曲转为局部与整体耦合屈曲，且承载力大幅下降。验算构件承载力时，可偏保守地不考虑截面异形部分的加劲作用。总体上，采用相关规范进行承载力评估均偏保守，直接强度法的预测效果最好，建议采用该方法进行承载力评估。此外，上述各承载力预测方法的可靠度均大于2.5，但仅满足美国及澳洲规范的相关要求。为满足中国规范中目标可靠度3.7的要求，建议将抗力分项系数修正为1.40。

针对预制构件套筒灌浆连接中混凝土-灌浆料-混凝土双界面的受剪性能，考虑界面粗糙度、配筋率、套筒灌浆料饱满度和灌浆层厚度等参数，通过22个Z形试件直剪试验，分析了受剪界面的破坏形态、抗剪强度、抗剪刚度和剪力-滑移曲线的变化规律。结果表明：双界面的剪切裂缝始于黏结界面，沿界面规则发展且剪断键槽后贯穿灌浆层；在弹性阶段和弹塑性阶段，剪力由黏聚力、钢筋摩擦力和销栓力平衡，剪切裂缝贯通后仅钢筋受剪；增加界面粗糙度、配筋率和灌浆层厚度，能提高双界面的极限剪力和抗剪刚度，而套筒灌浆料缺失65%，使极限剪力和残余剪力分别降低约10%和15%，抗剪刚度降低20%。基于剪力-滑移全曲线特征点性能参数，建立了双界面剪力-滑移本构模型，确定了不同界面粗糙度影响的黏聚力和摩擦系数；并基于弹性地基梁理论推导了灌浆层厚度影响的钢筋销栓力表达式，建立了不同因素影响下的双界面受剪承载力计算式，计算结果与试验结果吻合较好。

为提高混凝土预制桩的连接性能，研发了一种混凝土预制方桩型钢插接焊接的复合连接接头。通过对截面边长为300、450、600mm的13个复合配筋混凝土预制方桩复合接头和桩身分别进行受剪和受弯性能试验，对比研究型钢插接焊接复合接头和桩身的受剪承载力、受弯承载力、变形能力及破坏特征。结果表明：桩身受剪破坏形态为弯剪段斜截面剪切破坏，接头受剪破坏形态为弯剪段斜截面剪切破坏和接头处钢棒墩头被拉脱；桩身受弯破坏形态主要为截面受拉区钢棒被拉断，接头受弯破坏形态主要为接头处钢棒墩头被拉脱；受剪试件纯弯段竖向裂缝较多，弯剪段出现腹剪斜裂缝；受弯桩身竖向裂缝较多且分布均匀，有分叉现象；截面边长为300mm和450mm方桩接头的受剪、受弯承载力和变形能力与桩身的相近，截面边长为600mm方桩接头在接头处端板增设锚固筋可以有效提高接头的受弯承载力和变形能力。

长径比对组合后压浆钻孔灌注桩的承载性状有着重要影响，基于宁梁高速京杭运河特大桥试桩静载数据，分析组合后压浆、长径比和桩端持力层对钻孔灌注桩荷载传递特性的影响。在此基础上，基于荷载传递法和球面扩散理论，构建了综合考虑长径比和桩端扩大头影响的组合后压浆桩沉降计算方法，通过工程实例验证了方法的合理性。结果表明：组合后压浆工艺在实现桩长优化的同时，可以有效提升灌注桩承载力；组合后压浆桩的荷载传递特性受长径比和持力层种类影响大，不同长径比组合后压浆桩的桩侧荷载传递曲线初始斜率最大相差幅度达380%；相较于已有预测方法，所提计算方法能较好地预估不同长径比组合后压浆桩的荷载沉降特性，在预估结果偏安全的情况下，为组合后压浆桩的科学优化设计提供参考。