吳從曉 ，李定斌，張 騫，吳從永，鄧雪松

(1. 廣州大學(xué)土木工程學(xué)院，廣州 510006；2. 廣東技術(shù)師范大學(xué)天河學(xué)院，廣州 510540)

預(yù)制裝配式混凝土(簡稱PC)框架結(jié)構(gòu)中的梁柱連接節(jié)點(diǎn)是現(xiàn)場(chǎng)施工的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，連接技術(shù)的選擇直接影響現(xiàn)場(chǎng)施工的效率和質(zhì)量。梁柱連接節(jié)點(diǎn)作為內(nèi)力傳遞與分配的關(guān)鍵部位，多次震害[1－3]表明連接節(jié)點(diǎn)損傷嚴(yán)重，降低了整體結(jié)構(gòu)可靠度，增加了整體結(jié)構(gòu)地震倒塌風(fēng)險(xiǎn)。因此，施工高效、性能可靠的節(jié)點(diǎn)連接新技術(shù)研發(fā)及其力學(xué)性能研究是PC 框架結(jié)構(gòu)的重要研究方向。

目前已有的PC 連接技術(shù)可分為三大類：“濕”連 接[4－6]、“干”連 接[7－9]和 無 粘 結(jié)“post- tensioned”(簡稱PT)連接[10－12]。對(duì)“濕”連接來說，已有研究成果表明鋼筋套筒的灌漿質(zhì)量[13]和后澆接觸面的不同構(gòu)造[14]均會(huì)顯著影響PC 構(gòu)件的力學(xué)性能。對(duì)“干”連接來說，雖然現(xiàn)場(chǎng)施工效率大幅提高，但不同“干”連接間的力學(xué)性能差異較大，如采用“銷栓”連接的PC 框架結(jié)構(gòu)在土耳其Kocaeli地震[15]和意大利Emilia 地震[16]中倒塌嚴(yán)重。無粘結(jié)“PT”連接可實(shí)現(xiàn)整體結(jié)構(gòu)震后功能恢復(fù)，但該類連接對(duì)施工技術(shù)要求高，且在建筑全壽命周期內(nèi)必須確保預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)處于正常工作狀態(tài)。一旦預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)出現(xiàn)功能退化(預(yù)應(yīng)力筋松弛、混凝土徐變等導(dǎo)致)，采用該連接的PC結(jié)構(gòu)不僅將喪失“功能恢復(fù)”能力，而且直接影響其承載和抗震性能。如上所述，PC 框架所用連接方案的技術(shù)特征不同，工程應(yīng)用時(shí)所需解決的技術(shù)難點(diǎn)也不同。通過創(chuàng)新節(jié)點(diǎn)連接技術(shù)從而開發(fā)具備綜合高性能且易于工業(yè)化發(fā)展的PC框架結(jié)構(gòu)體系仍是該領(lǐng)域亟待解決的問題。

預(yù)制裝配式混凝土框架金屬消能減震連接(簡稱PCF-MDC)體系是依據(jù)裝配式結(jié)構(gòu)連接技術(shù)研發(fā)新思路——用消能減震裝置做預(yù)制構(gòu)件間的連接器[17]，開發(fā)的新型PC 框架結(jié)構(gòu)體系，如圖1 所示。本文針對(duì)該體系中柱-梁-金屬節(jié)點(diǎn)的3 個(gè)關(guān)鍵技術(shù)問題展開研究：1) 金屬阻尼器的選擇；2) 金屬阻尼器的設(shè)計(jì)；3) 連接方案開發(fā)。通過PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)擬靜力試驗(yàn)研究PCF-MDC 體系的綜合性能。

1 PCF-MDC 體系技術(shù)方案

PCF-MDC 體系將消能減震技術(shù)的優(yōu)勢(shì)與裝配式結(jié)構(gòu)的特征相結(jié)合，梁端采用金屬阻尼器，柱腳采用金屬連接件。地震作用下，梁端金屬阻尼器先于預(yù)制構(gòu)件屈服形成梁鉸耗能機(jī)制，具備集中損傷、可更換、可拆卸等高性能。但上述高性能的實(shí)現(xiàn)，需解決前述3 個(gè)關(guān)鍵技術(shù)問題。

圖1 PCF-MDC 體系示意圖 Fig.1 Schematic diagram of PCF-MDC system

1.1 金屬阻尼器選擇

金屬阻尼器是PCF-MDC 體系中的關(guān)鍵部件，不僅是預(yù)制梁、柱構(gòu)件間的連接器，而且是PCF-MDC 體系的“消能元”，其減震性能的優(yōu)劣將直接影響整體結(jié)構(gòu)的抗震性能。

借鑒鋼結(jié)構(gòu)中采用梁端削弱以提高鋼節(jié)點(diǎn)抗震性能的經(jīng)驗(yàn)，提出適用于PCF-MDC 體系的狗骨阻尼器，如圖2 所示。狗骨削弱是一種提高鋼節(jié)點(diǎn)耗能能力及延性的有效方式，但大量研究成果表 明[18－20]，狗骨削弱后的鋼節(jié)點(diǎn)在削弱截面附近易出現(xiàn)彎扭變形，即呈現(xiàn)整體失穩(wěn)破壞。主要是由于狗骨削弱降低面內(nèi)受彎強(qiáng)度的同時(shí)大幅降低了削弱區(qū)的面外剛度。這種穩(wěn)定性破壞沒有充分利用鋼材的塑性性能，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)承載能力得不到充分發(fā)揮。一旦失穩(wěn)發(fā)生，節(jié)點(diǎn)承載能力將快速退化。

基于上述問題，提出另一種同樣采用狗骨削弱，但通過改變截面材料分布提高其穩(wěn)定性能的金屬阻尼器——雙彎曲板阻尼器[17,21]，如圖3 所示。

從面內(nèi)角度看(在最薄弱截面面內(nèi)慣性矩和阻尼器耗能段總高相等的條件下)，雙彎曲板阻尼器將翼緣材料下移形成多塊彎曲板(小彎曲板首先屈服，大彎曲板其次)，其材料利用效率低于工型截面。但從面外角度看，由于多塊彎曲板的存在，經(jīng)同樣的狗骨削弱后其面外剛度更大，整體穩(wěn)定性更好。

雙彎曲板阻尼器通過改變截面材料分布特征(截面幾何性質(zhì))提高面外剛度，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)破壞模式的控制，使其發(fā)生預(yù)期的面內(nèi)受彎破壞。同時(shí)，大彎曲板將腹板分為多個(gè)區(qū)格，起到縱向加勁肋作用，可提高彎曲壓應(yīng)力下的腹板局部穩(wěn)定性，同樣有利于其承載能力的充分發(fā)揮。

圖2 狗骨阻尼器 Fig.2 Dog bone damper

圖3 雙彎曲板阻尼器 Fig.3 Double bending plate damper

1.2 金屬阻尼器設(shè)計(jì)

PCF-MDC 體系中的金屬阻尼器設(shè)計(jì)目標(biāo)應(yīng)為：金屬阻尼器先于預(yù)制構(gòu)件(梁、柱)屈服。阻尼器率先屈服才能發(fā)揮其耗能減震作用。

為實(shí)現(xiàn)上述目標(biāo)，PCF-MDC 體系中金屬阻尼器的設(shè)計(jì)原則為：金屬阻尼器的屈服力應(yīng)低于相鄰梁截面的受彎承載力。基于該原則，可采用“局部削弱”(削弱阻尼器)或“局部加強(qiáng)”(加強(qiáng)相鄰梁截面)的設(shè)計(jì)方法。

本文采用“局部削弱”方法，削弱系數(shù)β為：

式中：Md,b為梁截面受彎承載力，按《混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范》和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定要求計(jì)算；Md,e為金屬阻尼器屈服強(qiáng)度。

對(duì)狗骨和雙彎曲板阻尼器來說，Md,e即為最薄弱截面屈服彎矩，建議計(jì)算Md,e時(shí)采用彈性彎矩公式，將截面塑性發(fā)展當(dāng)做承載力強(qiáng)化，即：

式中：ηy為鋼材超強(qiáng)系數(shù)；fy為鋼材屈服應(yīng)力；Ix為最薄弱截面面內(nèi)慣性矩；H 為阻尼器總高。

式(1)確保金屬阻尼器先于預(yù)制構(gòu)件屈服，有利于強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、強(qiáng)連接抗震設(shè)計(jì)理念的實(shí)現(xiàn)。

1.3 連接方案

基于“強(qiáng)連接、強(qiáng)錨固”設(shè)計(jì)理念，開發(fā)一種采用槽鋼和U 型錨固組件的連接方案，見圖4。該方案在預(yù)制工廠將金屬阻尼器預(yù)埋進(jìn)梁端，并將用于現(xiàn)場(chǎng)施工連接的U 型錨固組件預(yù)埋進(jìn)柱節(jié)點(diǎn)區(qū)。施工現(xiàn)場(chǎng)僅使用高強(qiáng)螺栓即可完成節(jié)點(diǎn)拼裝，施工技術(shù)難度低，現(xiàn)場(chǎng)施工高效、可靠。阻尼器與樓板不連接，擰出螺栓可實(shí)現(xiàn)梁柱拆卸。

圖4 連接方案示意圖 Fig.4 Connection scheme

梁端金屬阻尼器預(yù)埋細(xì)節(jié)見圖5。梁內(nèi)縱筋伸入槽鋼內(nèi)焊接，以傳遞彎矩。同時(shí)，上、下兩塊槽鋼又起到“抗剪鍵”作用，在阻尼器與預(yù)制梁構(gòu)件間傳遞剪力。為防止槽鋼錨固區(qū)內(nèi)混凝土受剪破壞，在槽鋼兩側(cè)布置抗剪鋼筋，兩端分別焊接于上、下兩塊槽鋼側(cè)面，代替箍筋作用。同時(shí)，抗剪鋼筋又可進(jìn)一步增強(qiáng)阻尼器與混凝土間的錨固。

圖5 金屬阻尼器預(yù)埋 Fig.5 Metal dampers embedded

節(jié)點(diǎn)區(qū)U 型錨固組件見圖6。U 型錨固鋼筋可取得以下兩點(diǎn)效果：1) 分散由梁傳遞到節(jié)點(diǎn)區(qū)的內(nèi)力：設(shè)置多個(gè)大小U 型鋼筋可分散由梁傳遞到節(jié)點(diǎn)區(qū)的內(nèi)力，避免因內(nèi)力較大且集中引起柱節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土破壞；2) 內(nèi)力“自平衡”效果：單個(gè)U 型鋼筋的兩端分別傳遞拉力和壓力，由于U 型鋼筋是一個(gè)整體，兩端的拉力和壓力可通過中間段鋼筋實(shí)現(xiàn)一定的內(nèi)力“自平衡”效果，減小混凝土傳遞的內(nèi)力，降低核心節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土發(fā)生剪切破壞的風(fēng)險(xiǎn)。上述兩點(diǎn)均可降低節(jié)點(diǎn)區(qū)破壞概率，有利于“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”設(shè)計(jì)理念的實(shí)現(xiàn)。

圖6 U 型錨固組件 Fig.6 U-shaped anchor assembly

2 試驗(yàn)方案

為驗(yàn)證采用上述技術(shù)方案的PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)綜合性能，設(shè)計(jì)了本次試驗(yàn)。共包括3 個(gè)試件，試件分組及編號(hào)見表1。

表1 試件分組及編號(hào) Table 1 Specimen grouping and numbering

2.1 試件設(shè)計(jì)

某混凝土框架邊節(jié)點(diǎn)經(jīng)1∶2 縮尺后，得到了PCF 試件的相關(guān)設(shè)計(jì)信息，幾何尺寸及配筋見圖7。所有鋼筋均為HRB400 級(jí)，預(yù)制梁、柱構(gòu)件為C30混凝土，后澆區(qū)采用添加膨脹劑的C40細(xì)石混凝土。

柱頂和梁端分別增加100 mm 和200 mm 加載段，便于試驗(yàn)裝置安裝。距柱面400 mm 范圍內(nèi)為梁箍筋加密區(qū)，加密間距50 mm，非加密間距100 mm。梁端部400 mm 范圍箍筋加密，加密間距50mm。柱通高箍筋加密，間距60 mm。PC 梁、柱構(gòu)件伸入后澆區(qū)的連接鋼筋長度不小于170 mm，焊接長度不低于100 mm。預(yù)制柱連接鋼筋在設(shè)計(jì)位置用90°彎鉤錨入節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，水平長度295 mm，彎折長度300 mm。

圖7 PCF 試件尺寸及配筋 Fig.7 Dimensions and reinforcement of the PCF specimen

以PCF-DB 試件說明PCF-MDC 組試件的基本設(shè)計(jì)信息，見圖8。因PCF-MDC 組試件柱節(jié)點(diǎn)區(qū)需預(yù)埋U 型錨固組件，為避開螺紋套筒，將PCF試件柱內(nèi)的2 根直徑20 mm 的縱筋(總截面面積628.4 mm2)替換為4根直徑14 mm的縱筋(總截面面積615.6 mm2)，替換前后的鋼筋橫截面中心點(diǎn)不變，所替換鋼筋的具體位置分別見圖7 和圖8 的A-A 截面。為確保與PCF 試件配箍情況相同，PCF-MDC組試件的14 mm 柱縱筋方向的單肢箍每層布置1個(gè)，上下層交錯(cuò)綁扎。

圖8 PCF-DB 試件尺寸及配筋 Fig.8 Dimensions and reinforcement of the PCF-DB specimen

2.2 金屬阻尼器對(duì)比

狗骨(簡稱DB)和雙彎曲板(簡稱DP)阻尼器是在設(shè)計(jì)值Md,b(Md,b=79.93 kN·m，由PCF 試件預(yù)制梁截面實(shí)配鋼筋面積和材料設(shè)計(jì)值求得)、高度H和削弱參數(shù)均相同的條件下設(shè)計(jì)的，僅部分截面幾何參數(shù)不同。設(shè)計(jì)完成后的DB 和DP 阻尼器尺寸分別見表2、表3，承載力和削弱比見表4。表5 為兩阻尼器的截面幾何性質(zhì)對(duì)比。

表2 狗骨阻尼器尺寸 Table 2 Dimensions of dog bone damper

表3 雙彎曲板阻尼器尺寸 Table 3 Dimensions of double bending plate damper

表4 強(qiáng)度及削弱比 Table 4 Strength and weakening ratio

表5 截面幾何性質(zhì)對(duì)比 Table 5 Comparison of geometrical properties of sections

由表5 可知兩阻尼器最薄弱截面面內(nèi)慣性矩Ix基本相同，而DP 阻尼器最薄弱截面面外慣性矩Iy和抗扭慣性矩It分別是DB 阻尼器的1.99 倍和2.02 倍，完整截面的Iy和It分別是DB 阻尼器的2.00 倍和2.22 倍，最薄弱截面的塑性截面模量Wp是DB 阻尼器的1.15 倍。上述幾何性質(zhì)差異說明：在最薄弱截面面內(nèi)抗彎剛度幾乎相同的情況下，DP阻尼器這種改變截面材料分布特征以提高面外剛度的策略有效，同時(shí)截面塑性發(fā)展能力也得到 提高。

2.3 材性試驗(yàn)

對(duì)試驗(yàn)中的混凝土、鋼筋和鋼板進(jìn)行材性試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果分別見表6、表7 和表8。

表6 立方體抗壓強(qiáng)度平均值 Table 6 Average value of cube compressive strength

表7 鋼筋力學(xué)性能平均值 Table 7 Average mechanical properties of rebar

表8 鋼板力學(xué)性能平均值 Table 8 Average mechanical properties of steel plates

2.4 加載裝置和加載制度

整套試驗(yàn)裝置見圖9，千斤頂施加350.35 kN軸壓力，軸壓比為0.2。水平加載制度采用ACI 371.1-05[22]中針對(duì)新型混凝土框架節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)所規(guī)定的加載制度，每工況循環(huán)3 圈，詳情見表9。

表9 加載工況詳情 Table 9 Details of the loading protocol

2.5 數(shù)據(jù)量測(cè)與采集

PCF-MDC 組試件共布置5 個(gè)位移計(jì)，位置見圖9，Di 位移計(jì)監(jiān)測(cè)的位移數(shù)據(jù)記為Di，數(shù)據(jù)說明見表10。PCF 試件僅布置D1 位移計(jì)。

圖9 試驗(yàn)裝置及位移測(cè)點(diǎn)布置 Fig.9 Test setup and displacement measure

PCF 試件的1、2 和3 號(hào)應(yīng)變片分別位于1、2和3 號(hào)截面(見圖7)的梁頂縱筋、梁底縱筋和靠近梁柱交界面的柱中20 mm 縱筋上。PCF-MDC 組試件應(yīng)變片布置情況見表11，以PCF-DP 試件說明PCF- MDC 組試件應(yīng)變片位置，見圖10。

表11 PCF-MDC 組應(yīng)變片布置 Table 11 Strain gauge layout of PCF-MDC group

圖10 PCF-DP 試件部分應(yīng)變片位置 Fig.10 Position of partial strain gauge of PCF-DP specimen

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

后文以各工況等效位移角對(duì)各試件部分關(guān)鍵試驗(yàn)現(xiàn)象進(jìn)行描述。

3.1 PCF 試件

1/286 位移角：后澆區(qū)出現(xiàn)1 條受彎裂縫，靠近后澆區(qū)的預(yù)制梁頂部出現(xiàn)1 道貫通裂縫。1/200位移角：后澆區(qū)新舊混凝土交界面出現(xiàn)裂縫，原有裂縫略微延伸并向梁跨中傳播。1/133 位移角：后澆區(qū)裂縫略微傾斜，柱節(jié)點(diǎn)區(qū)從梁底縱筋位置處向兩側(cè)產(chǎn)生裂縫，并向節(jié)點(diǎn)區(qū)水平延伸。1/100 位移角：后澆區(qū)形成1 道明顯的腹剪斜裂縫。1/67 位移角：核心節(jié)點(diǎn)區(qū)出現(xiàn)斜裂縫，后澆區(qū)保護(hù)層混凝土受壓起拱，小塊混凝土掉落。1/50 位移角：后澆區(qū)與柱交界面出現(xiàn)完全分離。1/36 位移角：柱子從梁底縱筋位置處迸發(fā)出大量裂縫，混凝土保護(hù)層出現(xiàn)明顯劈裂。1/29 位移角：第3 圈負(fù)向最大位移點(diǎn)荷載降至峰值85%以下，后澆區(qū)腹部混凝土大塊掉落，柱劈裂破壞嚴(yán)重，試驗(yàn)停止。PCF 試件部分工況和最終破壞形態(tài)見圖11。

圖11 PCF 試件破壞形態(tài) Fig.11 Failure mode of specimen PCF

3.2 PCF-DB 試件

1/200位移角：DB阻尼器削弱區(qū)翼緣出現(xiàn)裂紋。1/133 位移角：削弱區(qū)翼緣白末大塊掉落，靠近削弱區(qū)翼緣的腹板也出現(xiàn)裂紋，梁身裂縫增多，梁頂和梁底各1 道貫通裂縫。1/67 位移角：觀察到腹板明顯的面外鼓曲。1/50 位移角：腹板鼓曲加劇，翼緣觀察到屈曲。1/36 位移角：翼緣呈現(xiàn)明顯的“折疊”型屈曲，受拉時(shí)翼緣“折疊”型屈曲不能恢復(fù)，第三圈負(fù)向最大位移點(diǎn)荷載降至峰值85%以下。1/29 位移角：阻尼器彎扭變形加劇，承載力快速下降，第一圈正向最大位移點(diǎn)荷載降至峰值85%以下，試驗(yàn)停止。PCF-DB 試件最終破壞形態(tài)見圖12。

3.3 PCF-DP 試件

1/200 位移角：梁底出現(xiàn)2 條微小裂縫。1/133位移角：梁底形成1 條貫通裂縫。1/100 位移角：原有裂縫延伸發(fā)展，梁頂形成1 道貫通裂縫。1/67位移角：削弱區(qū)白末掉落，小腹板受壓區(qū)白末起鼓開裂，靠近柱面的小彎曲板根部出現(xiàn)裂紋。1/50 位移角：削弱區(qū)裂紋劇增，靠近柱面的小彎曲板根部出現(xiàn)輕微屈曲。1/36 位移角：削弱區(qū)小彎曲板和腹板白末掉落，靠近柱面的小彎曲板根部鋼材出現(xiàn)裂口，屈曲加劇，混凝土裂縫不再延伸。1/29 位移角：第1 圈負(fù)向加載時(shí)，聽到“咚”一聲巨響，發(fā)現(xiàn)靠近柱面的小彎曲板根部拉斷，負(fù)向承載力降至峰值的85%以下，試驗(yàn)停止。最終破壞形態(tài)見圖13。

圖12 PCF-DB 試件破壞形態(tài) Fig.12 Failure mode of specimen PCF-DB

圖13 PCF-DP 試件破壞形態(tài) Fig.13 Failure mode of specimen PCF-DP

3.4 破壞形態(tài)對(duì)比

三個(gè)試件均實(shí)現(xiàn)了梁鉸破壞機(jī)制，但破壞模式和破壞形態(tài)存在差異。

PCF 試件后澆區(qū)先為彎曲塑性鉸破壞，最終轉(zhuǎn)為剪切破壞，相應(yīng)的破壞形態(tài)為柱節(jié)點(diǎn)區(qū)劈裂、后澆區(qū)保護(hù)層混凝土剝離、腹部混凝土掉落。彎曲鉸到剪切鉸的轉(zhuǎn)變與后澆區(qū)新、舊混凝土交界面粘結(jié)性能退化有關(guān)。試驗(yàn)中后澆區(qū)兩端新、舊混凝土交界面均出現(xiàn)貫通裂縫，且后澆區(qū)與柱交界面出現(xiàn)明顯脫離，在1/100 位移角時(shí)后澆區(qū)腹部形成一道腹剪斜裂縫。說明交界面粘結(jié)性能退化導(dǎo)致后澆區(qū)與預(yù)制構(gòu)件間的傳力整體性喪失。由于后澆區(qū)局部剪跨比很小，故由彎曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榫植啃眽浩茐模A(yù)制梁身也由最初的彎曲裂縫發(fā)展為彎剪裂縫。柱子劈裂和后澆區(qū)保護(hù)層混凝土剝離是由梁縱筋屈服引起，由第4.6 節(jié)應(yīng)變數(shù)據(jù)可知，靠近柱端面的梁縱筋很早便屈服，可推斷柱核心節(jié)點(diǎn)區(qū)內(nèi)靠近梁柱交界面保護(hù)層的梁錨固筋也進(jìn)入屈服，對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)現(xiàn)象是1/36 位移角時(shí)柱子從梁底縱筋位置處迸發(fā)出大量裂縫。

PCF-DB 試件為DB 阻尼器面外彎扭破壞，相應(yīng)的破壞形態(tài)為阻尼器彎扭變形嚴(yán)重，節(jié)點(diǎn)承載能力快速下降，最終因承載力不足退出工作，屬于失穩(wěn)破壞。PCF-DP 試件破壞模式為DP 阻尼器面內(nèi)受彎破壞。相應(yīng)的破壞形態(tài)為內(nèi)力較大的小彎曲板根部鋼材拉斷，屬于材料破壞。

PCF-MDC 組試件在試驗(yàn)中柱子沒有出現(xiàn)任何裂縫，梁身損傷均顯著輕于PCF 試件。試驗(yàn)結(jié)束 后僅拆除螺栓即可完成梁、柱拆卸。結(jié)合上述試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形態(tài)對(duì)比分析，可說明以下三個(gè)問題：

1) 槽鋼和U 型錨固組件的連接方案實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)連接、強(qiáng)錨固”設(shè)計(jì)目標(biāo)，能可靠傳遞預(yù)制構(gòu)件與金屬阻尼器間的內(nèi)力；U 型錨固鋼筋可分散由梁傳遞到節(jié)點(diǎn)區(qū)的內(nèi)力，且具有一定的“內(nèi)力自平衡”效果，可降低柱節(jié)點(diǎn)區(qū)破壞的風(fēng)險(xiǎn)；該方案易于工廠預(yù)制，現(xiàn)場(chǎng)施工高效、可靠，且具備可拆卸特性。

2) DP 阻尼器通過改變截面材料分布特征提高阻尼器面外剛度，控制了阻尼器的破壞模式，使其發(fā)生預(yù)期的面內(nèi)受彎破壞，避免面外彎扭破壞。

3) 采用的金屬阻尼器設(shè)計(jì)方法可行有效，實(shí)現(xiàn)了金屬阻尼器先于預(yù)制構(gòu)件屈服的設(shè)計(jì)目標(biāo)，形成了由金屬阻尼器屈服構(gòu)成的梁鉸耗能機(jī)制，具備“集中損傷”特性，為結(jié)構(gòu)震后修復(fù)及功能恢復(fù)提供有利 條件。

4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

4.1 滯回曲線

各試件滯回曲線見圖14，其中，P 為作動(dòng)器水平荷載，D=D1(見2.5 節(jié))。

圖14 滯回曲線對(duì)比 Fig.14 Comparison of hysteresis curves

滯回曲線的形狀可反應(yīng)出構(gòu)件的破壞特征[23]。PCF 試件滯回曲線呈明顯的“捏縮”現(xiàn)象，表明PCF 試件發(fā)生了剪切破壞和縱筋粘結(jié)破壞，與其破壞形態(tài)相契合。而PCF-MDC 組試件滯回曲線飽滿，說明PCF-MDC 體系在梁端預(yù)設(shè)由金屬阻尼器屈服形成的梁鉸耗能機(jī)制合理有效。

PCF-DB 和PCF-DP 試件由于金屬阻尼器破壞模式不同，滯回性能也有所差異。PCF- DB 試件因阻尼器出現(xiàn)失穩(wěn)破壞，與鋼結(jié)構(gòu)中采用狗骨削弱的鋼節(jié)點(diǎn)滯回特征相似，承載力較早出現(xiàn)下降，滯回曲線存在明顯下降段。而PCF-DP 試件中阻尼器為材料破壞，故滯回曲線略顯傾斜，具有明顯的屈服后剛度，承載力直至鋼材拉斷才出現(xiàn)下降。

由上述對(duì)比可知，PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)滯回性能優(yōu)于“等同現(xiàn)澆”的PCF 節(jié)點(diǎn)。同時(shí)，對(duì)PCF-MDC節(jié)點(diǎn)來說，金屬阻尼器自身的減震性能及破壞模式會(huì)直接影響PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)的性能表現(xiàn)。

4.2 骨架曲線及承載能力

圖15 是各試件的骨架曲線，其中除正(負(fù))向最后一個(gè)骨架數(shù)據(jù)點(diǎn)外，其余數(shù)據(jù)均取自相應(yīng)工況的第一圈滯回曲線。正(負(fù))向最后一個(gè)骨架曲線數(shù)據(jù)點(diǎn)取自正(負(fù))向最大位移點(diǎn)荷載第一次降至峰值85%以下時(shí)的數(shù)據(jù)。若某方向承載力最終沒有降至峰值的85%以下，則取最后一次循環(huán)加載的最大位移點(diǎn)作為最后一個(gè)骨架曲線數(shù)據(jù)點(diǎn)。

圖15 骨架曲線對(duì)比 Fig.15 Comparison of skeleton curves

試件加載過程中的受力及變形示意見圖16。由式(3)可求得加載時(shí)的梁端支座反力Pb：

式中：Hc為柱高，Hc=1500 mm；N 為柱頂軸壓力；L 為梁端支座反力至柱中心線的距離，L=1500 mm。

圖17 為與圖15 對(duì)應(yīng)的名義骨架曲線。其中Pd,b為當(dāng)PCF試件梁柱交界面內(nèi)力達(dá)到Md,b時(shí)的梁端支座反力(Pd,b=Md,b/1.325=60.32 kN)，表征設(shè)計(jì)承載力?？v坐標(biāo)Pb/Pd,b表征試件實(shí)際承載水平。表12為圖15 和圖17 提取的骨架曲線特征值。

圖16 受力及變形示意 Fig.16 Force and deformation diagram

表12 中PCF-MDC 組試件的平均Pb,p/Pd,b都 達(dá)到1，說明雖然對(duì)阻尼器進(jìn)行了一定削弱(見表4)，但計(jì)算承載力時(shí)將阻尼器后期強(qiáng)化(鋼材塑性發(fā)展)當(dāng)作承載力儲(chǔ)備是可行的，PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)的承載能力均達(dá)到了設(shè)計(jì)水平。

另一方面，PCF 試件(平均Dp=30.72 mm)和PCF-DP 試件(平均Dp=37.25 mm)在超過大震1/50位移角后才出現(xiàn)承載力下降，而PCF-DB 試件(平均Dp=23.32 mm)在1/64 位移角后便出現(xiàn)承載力下降。從圖15 和圖17 也可看到PCF-DB 試件加載后期承載力下降較快。說明PCF-DB 試件中DB 阻尼器面外彎扭失穩(wěn)發(fā)生后節(jié)點(diǎn)承載力快速退化，安全儲(chǔ)備不高。

表12 骨架曲線特征值 Table 12 Feature points on skeleton curves

圖17 名義骨架曲線 Fig.17 Nominal skeleton curves

表13為將最大梁端支座反力Pb,p換算為阻尼器最薄弱截面內(nèi)力Mp，Md,p為實(shí)際材料強(qiáng)度算得的最薄弱截面全塑性彎矩。表13 中DP 阻尼器的Mp/Md,p達(dá)到1.6，DB 阻尼器的Mp/Md,p為1.43。說明DP阻尼器不僅塑性發(fā)展能力更強(qiáng)(Wp大)，而且由于破壞模式的改變(整體穩(wěn)定性提高)和腹板局部穩(wěn)定性(大彎曲板的縱向加勁肋作用)的提高，可充分利用鋼材塑性。最終PCF-DP 試件的Pb,p/Pd,b高達(dá)1.31，承載能力更高。

表13 阻尼器最薄弱截面內(nèi)力 Table 13 Internal force of the weakest section of damper

綜上所述，與DB 阻尼器相比，采用DP 阻尼器的PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)承載性能更穩(wěn)定，承載能力更高，安全儲(chǔ)備更足。

4.3 變形能力及延性

三個(gè)試件的破壞點(diǎn)位移相差不大，均達(dá)到了30 mm (大震位移角)，具備良好的變形能力。其中PCF-DB 試件中的DB 阻尼器出現(xiàn)穩(wěn)定性破壞，變形能力受穩(wěn)定性影響，故破壞點(diǎn)位移最小。而PCF-DP試件中的DP 阻尼器沒有出現(xiàn)穩(wěn)定性破壞，充分利用材料塑性出現(xiàn)鋼材拉斷，具有更強(qiáng)的變形能力。

表12中未計(jì)算PCF-DP試件的名義屈服點(diǎn)及延性，是因已有研究成果[25－26]表明：具有二次剛度的雙線性構(gòu)件采用能量法計(jì)算名義屈服點(diǎn)將得到不合理的結(jié)果。因PCF 和PCF-DB 試件具有明顯的下降段，故僅對(duì)上述兩試件進(jìn)行對(duì)比。由計(jì)算得到的延性系數(shù)看，PCF-DB 試件的延性優(yōu)于PCF 試件。

PCF-MDC 體系具有良好的變形能力和延性。同時(shí)，阻尼器性能的優(yōu)劣會(huì)直接影響PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)的變形能力及延性。

4.4 強(qiáng)度及剛度退化

強(qiáng)度退化系數(shù)λ2、λ3和割線剛度K1[27－28]見圖18。

圖18 強(qiáng)度及剛度退化對(duì)比 Fig.18 Comparison of strength and stiffness degradation

由圖18 可看到PCF-MDC 組試件的第二圈強(qiáng) 度退化系數(shù)明顯高于PCF 試件，而PCF 試件強(qiáng) 度退化系數(shù)很快便下降至1 以下，這反映了PCF 試件的混凝土累積損傷對(duì)其持荷能力的影響，而PCF-MDC 試件將損傷集中于金屬阻尼器，故持荷能力較強(qiáng)。圖18(b)中PCF-DP 試件的λ3在第10 工況負(fù)向突然下降是因小彎曲板根部在此圈循環(huán)加載時(shí)開始出現(xiàn)撕裂。

圖18(c)可知，加載前期PCF-MDC 組試件的剛度小于PCF 試件，這是由于梁端金屬阻尼器截面抗彎剛度小于混凝土截面。同時(shí)，PCF-DB 試件的剛度大于PCF-DP 試件，這是由于DB 阻尼器削弱區(qū)和非削弱區(qū)的Ix大于DP 阻尼器（見表5）。

隨著試件變形加大，PCF 試件和PCF-DB 試件剛度下降較快。PCF 試件剛度下降至PCF-DP 試件水平。而PCF-DB 試件的DB 阻尼器出現(xiàn)面外彎扭失穩(wěn)，剛度降至PCF-DP 試件以下。

4.5 耗能特性

各試件每工況第1 圈滯回曲線的單圈滯回耗能Es、累積滯回耗能Ea和等效粘滯阻尼比ξ 見圖19。

圖19 耗能特性對(duì)比 Fig. 19 Comparison of energy-dissipation characteristics

由圖19 可知，在Es和Ea相差不多的情況下，加載初期PCF-MDC 組試件的ξ 相差不大，但隨著試件位移加大PCF-DB 試件的ξ 開始超過PCF-DP試件。這是由于相同位移時(shí)ξ 與其承載力成反比[27]，PCF-DB 試件在加載后期出現(xiàn)承載力退化，而PCF-DP 試件承載力明顯大于PCF-DB 試件，故計(jì)算得到的ξ 較小。因DP 阻尼器未發(fā)生穩(wěn)定性破壞，故PCF-DP 試件的耗能工作狀態(tài)更為穩(wěn)定。

綜合來看，PCF-MDC 組試件的耗能特性明顯優(yōu)于“等同現(xiàn)澆”的PCF 試件。

4.6 應(yīng)變分析

圖20 為各試件應(yīng)變片在失效前各工況最后一圈循環(huán)加載的最大位移點(diǎn)應(yīng)變數(shù)據(jù)和失效前的最大應(yīng)變數(shù)據(jù)。

圖20 應(yīng)變數(shù)據(jù)分析 Fig.20 Strain data analysis

圖20(a)可看到PCF-1 應(yīng)變片在第5 工況應(yīng)變數(shù)值驟增，說明后澆區(qū)與柱交界面處的梁縱筋屈服。PCF-2 應(yīng)變片最后也出現(xiàn)輕微屈服現(xiàn)象，PCF-3應(yīng)變片始終處于彈性狀態(tài)。

由PCF-1 號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變數(shù)據(jù)可推斷，柱核心節(jié)點(diǎn)區(qū)內(nèi)靠近梁柱交界面的梁錨固鋼筋也出現(xiàn)屈服，對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)現(xiàn)象為：柱子從梁縱筋位置處迸發(fā)出大量裂縫，呈現(xiàn)明顯的劈裂破壞(見3.1 節(jié))。

圖20(b)和圖20(c)分別為PCF-MDC 組試件金屬阻尼器和連接錨固區(qū)的應(yīng)變發(fā)展情況。可看到連接錨固區(qū)沒有出現(xiàn)屈服，證明上述連接方案能可靠地傳遞預(yù)制構(gòu)件與金屬阻尼器間的內(nèi)力。在此前提下，并結(jié)合局部削弱設(shè)計(jì)方法，實(shí)現(xiàn)了設(shè)計(jì)目標(biāo)——PCF-MDC組試件的金屬阻尼器率先屈服耗能，而預(yù)制構(gòu)件不屈服。其中，PCF-DP 試件的雙彎曲板阻尼器的大彎曲板在大變形下也進(jìn)入屈服耗能狀態(tài)。

4.7 試件變形分析

將各工況第1 圈加載最大位移點(diǎn)的阻尼器轉(zhuǎn)角θd除θc得到阻尼器變形占比，正負(fù)向平均處理后的變形情況見圖21。

圖21 PCF-MDC 組試件變形 Fig.21 Deformation of the PCF-MDC group specimen

由圖21 可知，開始加載時(shí)阻尼器基本處于彈性，故而變形占比略小。隨著試件變形增大，阻尼器變形占比顯著增加，其中DP 阻尼器變形占比穩(wěn)定在90%左右。說明PCF-MDC 組試件將塑性變形集中于金屬阻尼器，具備“集中損傷”特性。

圖22 PCF-DB試件梁端墊板與頂板間距離 Fig.22 Distance between the pad plate and the top plate of the PCF-DB specimen

PCF-DB 試件阻尼器變形占比在達(dá)到峰值后出現(xiàn)下降，并非說明沒有將變形集中于阻尼器。而是由于DB 阻尼器到達(dá)峰值承載力后發(fā)生了面外彎扭 變形，使得位移計(jì)監(jiān)測(cè)的面內(nèi)轉(zhuǎn)角數(shù)據(jù)不準(zhǔn)確。試驗(yàn)中也觀測(cè)到了梁端頂板(固定不動(dòng))與墊板(隨梁移動(dòng))間的距離變化(見圖22)，反應(yīng)PCF-DB 試件中的DB 阻尼器出現(xiàn)明顯的面外變形。

5 結(jié)論

針對(duì)PCF-MDC 體系的關(guān)鍵技術(shù)問題：1) 金屬阻尼器的選擇；2) 金屬阻尼器的設(shè)計(jì)；3) 連接方案開發(fā)，提出兩種可用于PCF-MDC 體系的金屬阻尼器(狗骨阻尼器和雙彎曲板阻尼器)，開發(fā)一套具備可拆卸特性的連接方案，并采用“局部削弱”設(shè)計(jì)方法進(jìn)行阻尼器設(shè)計(jì)。通過采用上述技術(shù)方案的PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)與“等同現(xiàn)澆”的普通PCF 節(jié)點(diǎn)的擬靜力試驗(yàn)，得出以下結(jié)論：

(1) PCF-MDC體系中金屬阻尼器的設(shè)計(jì)目標(biāo)應(yīng)為：金屬阻尼器先于預(yù)制構(gòu)件屈服。設(shè)計(jì)原則應(yīng)為：金屬阻尼器的屈服力應(yīng)低于混凝土梁受彎承載力。采用的“局部削弱”設(shè)計(jì)方法實(shí)現(xiàn)了金屬阻尼器率先屈服耗能，發(fā)揮出其良好的耗能減震作用。

(2) 采用彈性公式計(jì)算阻尼器屈服力，將鋼材塑性發(fā)展當(dāng)做承載力強(qiáng)化的思路可行。試驗(yàn)中實(shí)際削弱比為47.52%和40.37%的PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)極限承載能力均達(dá)到了原設(shè)計(jì)值水平。

(3) 通過改變截面材料分布提高面外穩(wěn)定性能，進(jìn)而控制阻尼器破壞模式的思路可行有效。雙彎曲板阻尼器由于面外穩(wěn)定性能的提高，將破壞模式由狗骨阻尼器的面外彎扭破壞轉(zhuǎn)為面內(nèi)受彎破壞，可充分利用鋼材塑性。

(4) PCF-MDC節(jié)點(diǎn)預(yù)設(shè)的由金屬阻尼器屈服構(gòu)成的梁鉸耗能機(jī)制合理有效，PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)的耗能特性和抗震性能明顯優(yōu)于“等同現(xiàn)澆”的普通后澆預(yù)制框架節(jié)點(diǎn)。

(5) PCF-DB 試件因狗骨阻尼器出現(xiàn)面外彎扭破壞，強(qiáng)度和剛度退化較快，采用雙彎曲板阻尼器的PCF-DP 試件承載性能更優(yōu)、變形能力更強(qiáng)，安全儲(chǔ)備更足。

(6) 采用槽鋼錨固和U 型錨固組件的連接方案能有效傳遞金屬阻尼器與預(yù)制構(gòu)件間的內(nèi)力，易于工廠化制造，現(xiàn)場(chǎng)拼裝高效，施工質(zhì)量易保障。

(7) 采用上述技術(shù)方案的PCF-MDC 節(jié)點(diǎn)具備“集中損傷”、可拆卸等特性，綜合性能優(yōu)于普通預(yù)制混凝土框架節(jié)點(diǎn)。

參考文獻(xiàn)：

[1] Bruneau M. Building damage from the Marmara, Turkey earthquake of August 17, 1999 [J]. Journal of Seismology, 2002, 6(3): 357―377.

[2] Tapan M, Comert M, Demir C, et al. Failures of structures during the October 23, 2011 Tabanl? (Van) and November 9, 2011 Edremit (Van) earthquakes in Turkey [J]. Engineering Failure Analysis, 2013, 34: 606―628.

[3] Toniolo G, Colombo A. Precast concrete structures: The lessons learned from the L'Aquila earthquake [J]. Structural Concrete, 2012, 13(2): 73―83.

[4] Korkmaz H H, Tankut T. Performance of a precast concrete beam-to-beam connection subject to reversed cyclic loading [J]. Engineering Structures, 2005, 27(9): 1392―1407.

[5] Hosseini S J A, Abd Rahman A B. Analysis of spiral reinforcement in grouted pipe splice connectors [J]. Gra?evinar, 2013, 65(6): 537―546.

[6] Eom T S, Park H G, Hwang H J, et al. Plastic hinge relocation methods for emulative PC beam-column connections [J]. Journal of Structural Engineering, 2016, 142(2): 1―13.

[7] Girgin S C, M isir I S, Kahraman S. Experimental cyclic behavior of precast hybrid beam-column connections w ith welded components [J]. International Journal of Concrete Structures and Materials, 2017, 11(2): 229.

[8] Rodríguez M E, Torres Matos M. Seism ic behavior of a type of welded precast concrete beam-column connection [J]. Pci Journal, 2013, 58(3): 81―94.

[9] Ozturan T, Ozden S, Ertas O. Ductile connections in precast concrete moment resisting frames [J]. Concrete Construction, 2006, 51(2): 2―12.

[10] ティンドティエン, 楠浩一, 田才晃. 新しいアンボンドPc-Pca 柱梁接合部実験に関する研究[J]. 日本建築學(xué)會(huì)構(gòu)造系論文集, 2009, 74(641): 1249―1257. Thinh D T, Kusunoki K, Tasai A. Experimental study on a new precast unbonded post-tensioned beam-column joint system w ith shear bracket [J]. Journal of Structural and Construction Engineering AIJ, 2009, 74(641): 1249―1257. (in Japanese)

[11] ドティンティエン, 楠浩一, 田才晃. 改良アンボンドPc-Pca 柱梁接合部実験に関する研究[J]. 日本建築學(xué)會(huì)構(gòu)造系論文集, 2011, 76(659): 149―156. Thinh D T, Kusunoki K, Tasai A. Experimental study on improved precast unbonded post-tensioned beam-column joint system [J]. Journal of Structural and Construction Engineering AIJ, 2009, 76(659): 149―156. (in Japanese)

[12] 松茂良諒, 越川武晃, 菊地優(yōu). 斷面解析モデルを用いたアンボンド Pcapc 梁部材の曲げ終局耐力點(diǎn)評(píng)価[J]. 日本建築學(xué)會(huì)構(gòu)造系論文集, 2014, 79(701): 1005―1013. Matsumora M, Koshikawa T, Kikuchi M. Evaluation of ultimate strength and rotation angle for unbonded post-tensioned precast concrete beams by using section analysis [J]. Journal of Structural and Construction Engineering AIJ, 2014, 79(701): 1005 ― 1013. (in Japanese)

[13] 鄭清林, 王霓, 陶里, 等. 套筒灌漿缺陷對(duì)裝配式混凝土柱抗震性能影響的試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2018, 51(5): 75―83. Zheng Qinglin, Wang Ni, Tao Li, et al. Experimental study of effects of grout defects on seism ic performance of assembled concrete column [J]. China Civil Engineering Journal, 2018, 51(5): 75―83. (in Chinese)

[14] 黃選明, 張新江, 劉昊, 等. 預(yù)制混凝土構(gòu)件疊合面劈裂抗拉性能試驗(yàn)[J]. 建筑科學(xué), 2019, 35(3): 70―76. Huang Xuanm ing, Zhang Xinjiang, Liu Hao, et al. Split tensile test of prefabricated component lam inated surface [J]. Building Science, 2019, 35(3): 70―76. (in Chinese)

[15] Arslan M H, Korkmaz H H, Gulay F G. Damage and failure pattern of prefabricated structures after major earthquakes in turkey and shortfalls of the turkish earthquake code [J]. Engineering Failure Analysis, 2006, 13(4): 537―557.

[16] Savoia M, Buratti N, Vincenzi L. Damage and collapses in industrial precast buildings after the 2012 Em ilia earthquake [J]. Engineering Structures, 2017, 137: 162― 180.

[17] 李定斌. 預(yù)制裝配式混凝土框架金屬消能減震連接體系抗震性能研究[D]. 廣州: 廣州大學(xué), 2019. Li Dingbin. Study on the seism ic performance of the precast concrete frame system using metal damper connector [D]. Guangzhou: Guangzhou University, 2019. (in Chinese)

[18] Chi B, Uang C M. Cyclic response and design recommendations of reduced beam section moment connections w ith deep columns [J]. Journal of Structural Engineering, 2002, 128(4): 464―473.

[19] Gilton C S, Uang C M. Cyclic response and design recommendations of weak-axis reduced beam section moment connections [J]. Journal of Structural Engineering, 2002, 128(4): 452―463.

[20] 郁有升, 王燕. 鋼框架梁翼緣削弱型節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的試驗(yàn)研究[J]. 工程力學(xué), 2009, 26(02): 168―175. Yu Yousheng, Wang Yan. Experimental study on the mechanical property of reduced beam section connections of steel frames [J]. Engineering Mechanics, 2009, 26(2): 168―175. (in Chinese)

[21] 李定斌, 吳從曉, 黃良輝, 等. 一種可用于預(yù)制裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)的軟鋼阻尼器[J]. 中國科技論文, 2018, 13(1): 109―114. Li Dingbin, Wu Congxiao, Huang Lianghui, et al. A new type of m ild steel damper for the construction of precast concrete frame [J]. China Science Paper, 2018, 13(1): 109―114. (in Chinese)

[22] ACI 374.1 ― 05, Acceptance criteria for moment frames based on structural testing and commentary [S]. Farm ington Hills, M ichigan: ACI. 2014.

[23] 朱伯龍. 結(jié)構(gòu)抗震試驗(yàn)[M]. 北京: 地震出版社, 1989: 136―141. Zhu Bolong. Structure seism ic test [M]. Beijing: Seismological Press, 1989: 136―141. (in Chinese)

[24] Park R. State of the art report ductility evaluation from laboratory and analytical Testing [C]// Proceedings of the 9th World Conference On Earthquake Engineering, Tokyo, Kyoto, Japan, 1988: 605―616.

[25] 馮鵬, 葉列平, 黃羽立. 受彎構(gòu)件的變形性與新的性能指標(biāo)的研究[J]. 工程力學(xué), 2005, 22(6): 28―36. Feng Peng, Ye Lieping, Huang Yuli. Deformantion and new performanc indices of flexural members [J]. Engineering Mechanics, 2005, 22(6): 28 ― 36. (in Chinese)

[26] 馮鵬, 強(qiáng)翰霖, 葉列平. 材料、構(gòu)件、結(jié)構(gòu)的“屈服點(diǎn)”定義與討論[J]. 工程力學(xué), 2017, 34(3): 36―46. Feng Peng, Qiang Hanlin, Ye Lieping. Discussion and definition on yield points of materials, members and structures [J]. Engineering Mechanics, 2017, 34(3): 36―46. (in Chinese)

[27] JGJ 101-2015, 建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2015. JGJ/T 101-2015, Specification of testing methods for earthquake resistant building [S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2015. (in Chinese)

[28] 吳從曉, 李定斌, 吳從永, 等. 現(xiàn)澆混凝土消能減震框架抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 工程科學(xué)與技術(shù), 2018, 50(6): 108―115. Wu Congxiao, Li Dingbin, Wu Congyong, et al. Experimental study on seism ic performance of RC energy-dissipation frame [J]. Advanced Engineering Sciences, 2018, 50(6): 108―115. (in Chinese)