李志強 張華東 甘丹

摘要： 為研究古爾班通古特沙漠砂混凝土框架節(jié)點的抗震性能，對 9 個縮尺比為 1/2 的框架節(jié)點進行了擬靜力試驗研究，研究了沙漠砂替代率、軸壓比和配箍率對節(jié)點破壞模式、耗能能力、延性、剛度和恢復力模型的影響。研究結果表明：沙漠砂替代率由 0% 逐漸增加到 80% 時，試件的破壞現象、骨架曲線、耗能、剛度退化主要受沙漠砂混凝土的強度和應力‐應變關系影響，延性逐漸降低，且沙漠砂替代率為 80% 的構件其延性較首個試件降低了 11.48%；軸壓比由 0.2 逐漸增加到 0.6 時，峰值荷載提高約 3%，延性降低約 5%，等效黏滯阻尼系數增加約 18%，剛度退化程度增加；配箍率由 0.50% 逐漸增加到 2.52% 時，峰值荷載提高近 10%，延性提高約 6%，等效黏滯阻尼系數增加約25%，剛度退化減緩。整體而言，沙漠砂混凝土框架節(jié)點的抗震性能與普通混凝土試件相似。建立了沙漠砂混凝土框架節(jié)點的三折線恢復力模型，且計算模型與試驗結果吻合良好。

關鍵詞： 抗震性能；沙漠砂混凝土；擬靜力試驗；框架節(jié)點；恢復力模型

中圖分類號： TU375 文獻標志碼： A 文章編號： 1004-4523（2023）03-0757-10

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2023.03.018

引 言

隨著建筑業(yè)的飛速發(fā)展，河砂資源日益短缺。利用沙漠砂替代河砂的研究得到了國內外學者的關注。李志強等［1‐3］對古爾班通古特沙漠砂混凝土的力學性能和柱的抗震性能開展了相關研究。張明虎等［4］對毛烏素沙漠砂混凝土的動態(tài)力學性能及本構模型開展了相關研究。張廣泰等［5］對托克遜沙漠砂混凝土的力學性能開展了相關研究。董偉等［6］對庫布齊風積沙混凝土的軸心受壓力學性能開展了相關研究。Park 等［7］、Amel 等［8］、Jiang 等［9］和 Zaitri 等［10］對摻有非洲撒哈拉沙漠砂的混凝土的力學性能開展了相關研究。董存等［11］對沙漠砂混凝土梁的受力性能的試驗研究表明，沙漠砂混凝土梁有較好的受力性能。研究表明，可以用沙漠砂替代部分河砂，達到與普通混凝土相似的力學性能。

目前，國內外有關框架節(jié)點的研究成果比較豐富［12‐14］，但是有關沙漠砂混凝土框架節(jié)點的研究還未見報道。據此，本文以 9 個縮尺比為 1/2 的沙漠砂混凝土框架節(jié)點為研究對象，通過分析沙漠砂替代率、軸壓比和配箍率對節(jié)點抗震性能的影響，揭示其抗震機理，建立恢復力模型，為沙漠砂混凝土框架節(jié)點的工程應用提供依據。

1 試驗概況

1. 1 試件制作

試驗所用材料為：天業(yè)牌 PO42.5R（旋）普通硅酸鹽水泥，Ⅰ級粉煤灰，瑪納斯河洗砂、古爾班通古特沙漠砂作為細骨料，經篩分的 5～20 mm 石子作為粗骨料，HSC 牌減水劑和自來水。其中沙漠砂的平均粒徑為 0.183 mm，細度模數為 0.334，其相關性能指標見文獻［3］。此外，沙漠砂混凝土的力學性能、施工性能指標見文獻［2‐3］。

為了研究節(jié)點核心區(qū)的抗震性能及受力機理，參考鋼筋混凝土框架節(jié)點抗震［12，15］的設計原則，設計了 9 個框架節(jié)點試件，具體參數設置如表 1 所示。其中沙漠砂替代率 r 的范圍為 0%～80% （r=沙漠砂質量/（沙漠砂質量+河砂質量））；混凝土立方體強度為 150 mm3立方體標準試塊強度；軸壓比 n 的范圍為 0.20～0.40，n = N/（ fc A ），其中，N 為施加在柱頂的軸向荷載，fc 為試件的混凝土抗壓強度設計值 ，A 為 試 件 的 截 面 尺 寸 ；箍 筋 的 配 箍 率 分 別 為0.50% （ 8@ 250），1.57% （ 8@80），2.52% （ 8@50，梁、柱的縱筋為 14 的 HRB400 級鋼。）。梁、柱截面尺寸及配筋如圖 1 所示，1‐1 截面為柱截面詳圖，2‐2 為梁截面詳圖；所有鋼筋均為 HRB400 級鋼，鋼筋材料性能如表 2 所示。

1. 2 試驗加載及量測方案

采用擬靜力加載方法，加載裝置如圖 2 所示。加載前，首先根據各試件的軸壓比在柱頂施加預定軸壓力，然后采用 MTS 在加載點施加水平低周反復荷載。水平荷載按照位移控制進行加載，前 10 級荷載每級以目標位移（即層間位移角為 0.03 所對應的位移）的 1% 增量進行加載，每級循環(huán) 1 次；此后每級以目標位移的 5% 增量進行加載，每級循環(huán) 2次，當試件承載力下降至峰值荷載的 80% 后停止加載，加載制度如圖 3 所示。

試驗中主要觀測內容：柱頂加載點處的水平荷載及位移，節(jié)點核心區(qū)的位移變化、裂縫開展情況、混凝土剝落情況、破壞形態(tài)等。

2 試驗結果與分析

2. 1 試驗現象與破壞模式

所有試件破壞模式與預期結果一樣，節(jié)點核心區(qū)均發(fā)生了剪切破壞，如圖 4 所示。加載初期，試件處于線彈性階段，無裂縫出現，滯回曲線基本為一條斜線；隨著水平荷載的增加，首先在梁端底部受拉區(qū)出現第一條垂直裂縫，寬度約為 0.08 mm；繼續(xù)加載，當水平荷載達到 60%～69% 的峰值荷載P max 時，節(jié)點核心區(qū)出現 45°的 X 形交叉裂縫，長度約 為 100 mm，寬 度 約 為 0.1 mm；當 水 平 荷 載 達 到80%～84% 的 P max 時，試件屈服，節(jié)點核心區(qū)產生了 2 條貫通的主斜裂縫，寬度約為 3 mm，節(jié)點核心區(qū)出現輕微混凝土剝落現象；當水平荷載達到 P max時，交叉裂縫迅速加寬到約為 6 mm，節(jié)點核心區(qū)小塊混凝土剝落。此后，試件的水平荷載逐漸下降，核心區(qū)交叉裂縫寬度迅速加寬，并伴隨大面積混凝土剝落。

由圖 4（a）～（e）可以看出，試件 DSCJ‐2 的混凝土剝落更為顯著，而試件 DSCJ‐1，DSCJ‐3，DSCJ‐4和 DSCJ‐5 的破壞較相似。

由表 1 可知，隨著沙漠砂替代率的增加，各試件較普通混凝土試件（試件 DSCJ‐1）的混凝土立方體強 度 分 別 降 低 了 16.78%， 8.85%， 5.71% 和1.99%，DSCJ‐2 的混凝土強度降低較顯著，因此其核心區(qū)混凝土較早發(fā)生剪切破壞。

該現象表明，沙漠砂替代率基本不影響試件破壞模式；試件破壞模式主要由其混凝土強度決定。

由圖 4（f），（d），（g）可以看出，試件 DSCJ‐6 的混凝土剝落現象比 DSCJ‐4 和 DSCJ‐7 顯著，主要原因是軸壓比的增大可減小節(jié)點的剪切變形［16］，軸壓比較小的試件 DSCJ‐6 抗剪切變形能力相對較低。

由圖 4（h），（d），（i）可以看出，試件 DSCJ‐9 的混凝土剝落現象比 DSCJ‐4 和 DSCJ‐8 顯著，主要原因是配箍率較高的試件可以避免核心區(qū)混凝土較早地發(fā)生剪切破壞，混凝土充分受剪，箍筋充分受拉，耗能效果更顯著。

總的來說，沙漠砂混凝土試件的破壞模式與普通混凝土試件相似。各試件的荷載位移特征值及破壞形態(tài)如表 3 所示。

2. 2 滯回曲線

圖 5 為沙漠砂混凝土框架節(jié)點的實測側向荷載‐位移（P‐Δ）滯回曲線。各試件的滯回性能相似，即加載初期，P‐Δ 曲線大致呈線性變化，滯回環(huán)包圍的面積很小，試件的耗能能力較小，試件處于彈性階段；隨著荷載增加，試件進入彈塑性階段，P‐Δ 曲線呈非線性變化，滯回線所圍合的區(qū)域一般比較豐滿，說明試件的耗能能力較好；峰值荷載作用后，試件進入剛度退化階段，滯回曲線仍較豐滿，但“捏縮”效應明顯，滯回環(huán)呈 Z形。

為了研究沙漠砂混凝土框架節(jié)點的抗震性能，本文主要與文獻［17］進行對比分析。不同試驗參數對試件滯回曲線的影響如下：

（1）由圖 5（a）～（e）可看出，隨沙漠砂替代率的增加，試件 DSCJ‐2，DSCJ‐3，DSCJ‐4和 DSCJ‐5滯回曲線的飽滿度較 DSCJ‐1 減小。主要原因是沙漠砂的摻入使得沙漠砂混凝土極限強度后的應力‐應變曲線下降較普通混凝土更快［2］，造成滯回曲線的飽滿度減小，以及極限層間位移角略微減?。ㄒ姳?3）。

（2）由圖 5（f），（d），（g）可以看出，隨軸壓比的增加，滯回曲線的飽滿度逐漸減?。粯O限位移角也逐漸減?。ㄒ姳?3），該結論與普通鋼筋混凝土框架節(jié)點相似。

（3）由圖 5（h），（d），（i）可以看出，隨配箍率的增加，滯回曲線的飽滿度逐漸增加，極限位移角也逐漸增加（見表 3），該結論與普通鋼筋混凝土框架節(jié)點相似。

綜上所述：沙漠砂混凝土框架節(jié)點的滯回性能與普通鋼筋混凝土框架節(jié)點相似，都經歷了彈性階段、彈塑性階段和剛度退化階段，滯回曲線都很飽滿，表現出較好的抗震性能。

2. 3 骨架曲線

沙漠砂混凝土框架各節(jié)點的骨架曲線如圖 6 所示。由圖 6 可看出，加載初期，P‐Δ 曲線大致呈線性關系，試件處于彈性工作階段；隨著荷載增加，P‐Δ曲線呈非線性關系，出現了明顯的拐點，剛度及強度開始退化。隨著位移的增加，強度衰減逐漸增長。

（1）由圖 6（a）及表 3 可看出，隨沙漠砂替代率的增加，試件 DSCJ‐2，DSCJ‐3，DSCJ‐4 和 DSCJ‐5比普通混凝土試件 DSCJ‐1 的峰值荷載分別降低了15.65%，8.1%，4.79% 和 1.29%，其變化趨勢與表 1中沙漠砂混凝土抗壓強度的變化趨勢基本一致，主要原因是極限承載力變化與混凝土的抗壓強度有關。試件的極限位移呈逐漸減小趨勢（見表 3），造成該現象的原因是沙漠砂混凝土極限強度后的應力‐應變曲線較普通混凝土的陡峭［2］，變形能力有所降低。

（2）由圖 6（b）可看出，隨軸壓比的增加，試件DSCJ‐4 和 DSCJ‐7 比 DSCJ‐6 的峰值荷載分別提高了 2.38% 和 4.36%；極限位移呈逐漸減小趨勢（見表3），這與普通混凝土構件的變化規(guī)律相吻合。

（3）由圖 6（c）可看出，隨配箍率的增加，試件DSCJ‐4 和 DSCJ‐9 比 DSCJ‐8 的峰值荷載分別提高了 5.08% 和 11.79%；極 限 位 移 呈 增 加 趨 勢（見 表3），這與普通混凝土構件的變化規(guī)律基本一致。

2. 4 延性性能

采用位移延性系數（μ = Δu /Δy）來評判試件的延性性能。其中，Δy 和 Δu 根據規(guī)范［18‐19］確定，如圖 7所示。

各試件的位移延性系數如表 3 所示。由表 3 可看出：

（1）隨沙漠砂替代率的增加，試件DSCJ ‐ 2，DSCJ ‐ 3，DSCJ ‐ 4 和 DSCJ ‐ 5 比普通混凝土試件DSCJ‐1 的 延 性 分 別 降 低 了 0.27%，0.59%，4.29%和 11.48%。相關研究［2］表明：當荷載下降至峰值的85% 時，沙漠砂替代率為 20%，40% 和 60% 的沙漠砂混凝土與普通混凝土的應力‐應變曲線較接近；而沙漠砂替代率為 80% 的沙漠砂混凝土其應力‐應變曲線較陡峭，造成構件的延性降低較顯著。為此，建議實際工程中沙漠砂的替代率不超過 60%。

（2）隨軸壓比的增加，試件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐7比 DSCJ‐6 的延性分別降低 2.74% 和 6.66%。表明軸壓比能夠減少構件的延性，其結論與普通混凝土構件一致。

（3）隨配箍率的增加，試件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐9比 DSCJ‐8 的延性分別提高 3.88% 和 7.55%。由于箍筋的環(huán)箍作用，使核心區(qū)混凝土的受力性能得到提高，表現為延性系數增大。

2. 5 耗能能力

試件的能量耗散能力用等效黏滯阻尼系數 he度量［18］：

各試件的等效黏滯阻尼系數如表 4 所示。

由表 4 可看出：

（1）隨沙漠砂替代率的增加 ，試件 DSCJ ‐ 2，DSCJ‐3，DSCJ‐4 和 DSCJ‐5 比 DSCJ‐1 的等效黏滯阻 尼 系 數 分 別 增 加 8.69%，4.35%，8.69% 和6.21%。但是整體而言，沙漠砂混凝土構件與普通混凝土構件的等效黏滯阻尼系數較接近。

（2）隨軸壓比的增加，試件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐7比 DSCJ‐6 的等效黏滯阻尼系數分別增加 15.89%和 19.87%，耗能能力逐漸增加。

（3）隨配箍率的增加，試件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐9比 DSCJ‐8 的等效黏滯阻尼系數分別增加 18.24%和 31.76%，耗能能力逐漸增加。相關研究表明，構件的等效黏滯阻尼系數大致在 0.1～0.2 之間。本試驗的等效黏滯阻尼系數平均值為 heu = 0.17，表明沙漠砂混凝土框架節(jié)點具有較好的耗能能力。

2. 6 剛度退化

采用割線剛度 Ki = ±| Pi | /| Δi | 來衡量構件的剛度退化程度，其中 Pi和 Δi如圖 9 所示。

各試件的剛度退化如圖10 所示 。由圖 10 可看出：

（1）隨沙漠砂替代率的增加，除了試件 DSCJ‐2，其他試件的剛度退化趨勢較接近，主要因試件 DSCJ‐2 的混凝土立方體強度低，核心區(qū)混凝土較早發(fā)生剪切破壞，該現象與試件 DSCJ‐2 的破壞形式一致（見圖 4（b）），造成試件 DSCJ‐2 比其他試件的剛度退化更顯著（見圖 10（a），圖中 K0表示初始剛度）。結果表明沙漠砂混凝土框架節(jié)點與普通混凝土框架節(jié)點的剛度退化規(guī)律基本一致。

（2）剛度退化隨軸壓比的增加而逐漸增加（見圖10（b）），隨配箍率的增加逐漸減緩（見圖 10（c）），其剛度退化規(guī)律與普通混凝土試件的變化規(guī)律相吻合。

3 恢復力模型

3. 1 骨架曲線建議模型根據試驗結果，將 9 個節(jié)點的荷載‐位移曲線以峰值點為基準點進行無量綱化處理，可得無量綱骨架曲線，如圖 11 所示。

由圖 11可看出，本試驗得到的骨架曲線可劃分為3個階段（彈性段、彈塑性段及下降段），因此，可將無量綱骨架曲線簡化為三折線計算模型［20］，如圖12所示。

建立骨架曲線三折線計算模型所需的 9 個關鍵參數如表 5 所示。

通過對三折線模型進行擬合，可得其各段回歸方程及斜率，如表 6 所示。

3. 2 剛度退化規(guī)律

對試驗數據進行回歸分析，可得沙漠砂混凝土框架節(jié)點的剛度退化規(guī)律，如圖 13 所示。其中 K1，K2，K3 及 K4 分別表示滯回環(huán)的正向卸載剛度、負向加載剛度、負向卸載剛度及正向加載剛度。

3. 3 恢復力模型驗證

根據骨架曲線建議模型和剛度退化規(guī)律，可建立沙漠砂混凝土框架節(jié)點的恢復力模型。通過計算分析可得計算曲線與試驗曲線的對比結果，如圖 15所示。

由圖 15 可看出，本文建立的三折線恢復力模型與試驗結果吻合良好，表明該恢復力模型能夠較好地反映沙漠砂混凝土框架節(jié)點的滯回性能，為其彈塑性反應分析提供理論參考。

4 結 論

（1）隨沙漠砂替代率的增加，試件DSCJ ‐ 2，DSCJ ‐ 3，DSCJ ‐ 4 和 DSCJ ‐ 5 與 普 通 混 凝 土 試 件DSCJ‐1 對比，混凝土立方體強度分別降低 16.78%，8.85%，5.71% 和 1.99%；峰值荷載分別降低15.65%，8.1%，4.79% 和 1.29%；延性分別降低0.27%，0.59%，4.29% 和 11.48%；等效黏滯阻尼系數分別增加 8.69%，4.35%，8.69% 和 6.21%。各試件的破壞現象、骨架曲線、耗能、剛度退化主要與沙漠砂混凝土的強度和應力‐應變本構關系相關，但沙漠 砂 替 代 率 為 80% 的 構 件 其 延 性 急 劇 降 低11.48%，因此建議實際工程中沙漠砂的替代率不超過 60%。

（2）隨軸壓比的增加，試件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐7與 DSCJ‐6 對比，混凝土剝落現象逐漸減小；峰值荷載分別提高 2.38% 和 4.36%；延性分別降低 2.74%和 6.66%；等效黏滯阻尼系數分別增加 15.89% 和19.87%；剛度退化逐漸增加。其整體變化規(guī)律與普通混凝土試件的變化規(guī)律相似。

（3）隨配箍率的增加，試件 DSCJ‐4 和 DSCJ‐9與 DSCJ‐8 對比，配箍率較高的試件 DSCJ‐9 混凝土剝落較明顯；峰值荷載分別提高 5.08% 和 11.79%；延性分別提高 3.88% 和 7.55%；等效黏滯阻尼系數分別增加 18.24% 和 31.76%；剛度退化逐漸減緩。其整體變化規(guī)律與普通混凝土試件的變化規(guī)律相似。

（4）建立的沙漠砂混凝土框架節(jié)點的三折線恢復力模型，其計算值與試驗結果吻合良好，可為沙漠砂混凝土框架節(jié)點的彈塑性反應分析提供理論參考。

參考文獻：

［1］ 李志強，馬瑞，甘丹 . 沙漠砂混凝土框架柱抗震性能試驗研究［J］. 振動與沖擊，2021，40（24）：221‐229.LI Zhiqiang， MA Rui， GAN Dan. An experimentalstudy on seismic behaviour of the desert sand concreteframe columns［J］. Journal of Vibration and Shock，2021，40（24）：221‐229.

［2］ 李志強，王國慶，楊森，等 . 沙漠砂混凝土力學性能及應 力 ‐應 變 本 構 關 系 試 驗 研 究［J］. 應 用 力 學 學 報 ，2019，36（5）：1131‐1137.

LI Zhiqiang， WANG Guoqing， YANG Sen， et al. Ex‐perimental study on mechanical properties and stress ‐strain constitutive relations of desert sand concrete ［J］.Chinese Journal of Applied Mechanics，2019，36（5）：1131‐1137.

［3］ 李志強，楊森，王國慶，等 . 古爾班通古特沙漠砂混凝土配合比試驗研究［J］. 混凝土，2016（9）：92‐96.

Li Zhiqiang， Yang Sen， Wang Guoqing， et al. Mixtureratio test of Gurbantunggut desert sand concrete ［J］.Concrete，2016（9）：92‐96.

［4］ 張明虎，劉海峰，馬映昌，等 . 低應變率下沙漠砂混凝土 動 態(tài) 力 學 性 能 及 本 構 模 型［J］. 應 用 力 學 學 報 ，2020，37（5）：2160‐2166.

ZHANG Minghu， LIU Haifeng， MA Yingchang， et al.The dynamic constitutive model and mechanical behav‐iors of desert sand concrete at low strain rate ［J］. Chi‐nese Journal of Applied Mechanics，2020，37（5）：2160‐2166.

［5］ 張廣泰，黃偉敏，郭銳 . 沙漠砂鋰渣聚丙烯纖維混凝土 基 本 力 學 性 能 試 驗 研 究［J］. 科 學 技 術 與 工 程 ，2016，16（24）：273‐278.

ZHANG Guangtai， HUANG Weimin， GUO Rui. Ex‐perimental study on basic mechanical properties of thedesert sand concrete with lithium slag and polypropyl‐ene fiber［J］. Science Technology and Engineering，2016，16（24）：273‐278.

［6］ 董偉，肖陽，蘇英，等 . 風積沙混凝土軸心受壓力學性能研究［J］. 工程科學與技術，2020，52（3）：86‐92.

DONG Wei， XIAO Yang， SU Ying， et al. Study on axi‐al compression performance of aeolian sand concrete ［J］.Advanced Engineering Sciences，2020，52（3）：86‐92.

［7］ Park S， Lee E， Ko J， et al. Rheological properties ofconcrete using dune sand ［J］. Construction and BuildingMaterials，2018，172：685‐695.

［8］ Amel C L， Kadri E H， Sebaibi Y， et al. Dune sand andpumice impact on mechanical and thermal lightweightconcrete properties［J］. Construction and Building Mate‐rials，2017，133：209‐218.

［9］ Jiang C H， Zhou X B， Tao G L， et al. Experimentalstudy on the performance and microstructure of cementi‐tious materials made with dune sand［J］. Advances in Ma‐terials Science and Engineering，2016，2016：2158706.

［10］ Zaitri R， Bederina M， Bouziani T， et al. Developmentof high performances concrete based on the addition ofgrinded dune sand and limestone rock using the mixturedesign modelling approach［J］. Construction and Build‐ing Materials，2014，60：8‐16.

［11］ 董存，沙吾列提 ？ 拜開依，伊力亞爾 ？ 阿不都熱西提，等. 天 然 沙 漠 砂 鋼 筋 混 凝 土 梁 受 彎 性 能 的 試 驗 研 究［J］. 建筑結構，2017，47（24）：98‐104.

Dong Cun， Sawulet·Bekey， Yaliyar·Abdurixiti， et al.Experimental study on bending behavior of reinforcedconcrete beam using natural desert sand［J］. BuildingStructure，2017，47（24）：98‐104.

［12］ 王德弘，鞠彥忠，鄭文忠 . 鋼筋活性粉末混凝土框架節(jié) 點 抗 震 性 能 試 驗 研 究［J］. 振 動 與 沖 擊 ，2018，37（6）：149‐156.

WANG Dehong， JU Yanzhong， ZHENG Wenzhong.Experimental research on the seismic performance of re‐inforced reactive powder concrete frame joints［J］. Jour‐nal of Vibration and Shock，2018，37（6）：149‐156.

［13］ 薛建陽，馬林林，隋龑，等 . 動力荷載下傳統(tǒng)風格建筑雙梁‐柱節(jié)點抗震性能試驗研究［J］. 振動工程學報，2021，34（1）：38‐47.

XUE Jianyang， MA Linlin， SUI Yan， et al. Experi‐mental research on the seismic performance of dual‐lin‐tel column joints in traditional style buildings under dy‐namic loading［J］. Journal of Vibration Engineering，2021，34（1）：38‐47.

［14］ 陳云，陳超，徐子凡，等 . 裝配式梁柱轉動摩擦耗能節(jié)點 抗 震 性 能 試 驗 研 究［J］. 振 動 工 程 學 報 ，2022，35（1）：45‐54.

CHEN Yun， CHEN Chao， XU Zifan， et al. Experimen‐tal study on seismic performance of prefabricated beam tocolumn rotation friction energy dissipation connection［J］.Journal of Vibration Engineering，2022，35（1）：45‐54.

［15］ 唐九如 . 鋼筋混凝土框架節(jié)點抗震［M］. 南京：東南大學出版社，1989.

Tang Jiuru. Seismic Resistance of Joints in ReinforcedConcrete Frame［M］. Nanjing： Southeast UniversityPress，1989.

［16］ 傅劍平，張川，陳滔，等 . 鋼筋混凝土抗震框架節(jié)點受力機理及軸壓比影響的試驗研究［J］. 建筑結構學報，2006，27（3）：67‐77.

FU Jianping， ZHANG Chuan， CHEN Tao， et al. Ex‐perimental investigation of shear mechanism and effectof axial‐compression ratio on joints in earthquake‐resis‐tant reinforced concrete frames［J］. Journal of BuildingStructures， 2006，27（3）：67‐77.

［17］ Fadwa I， Ali T A， Nazih E， et al. Reinforced concretewide and conventional beam ‐ column connections sub‐jected to lateral load［J］. Engineering Structures，2014，76：34‐48.

［18］ 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設部 . 建筑抗震試驗規(guī)程： JGJ/T 101—2015［S］. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2015.

Ministry of Housing and Urban‐Rural Development，PRC.Specification for seismic test of building ： JGJ/T101—2015［S］. Beijing： China Architecture & Build‐ing Press，2015.

［19］ 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設部 . 建筑抗震設計規(guī)范 ： GB 50011—2010［S］. 北 京 ：中 國 建 筑 工 業(yè) 出 版社，2010.

Ministry of Housing and Urban‐Rural Development，PRC.Code for seismic design of buildings： GB 50011—2010［S］. Beijing： China Architecture and BuildingPress，2010.

［20］ 薛建陽，戚亮杰 . 傳統(tǒng)風格建筑鋼框架結構恢復力模型試驗研究［J］. 振動與沖擊，2018，37（20）：148‐153.

XUE Jianyang， QI Liangjie. An experimental study onthe restoring force model of steel frame structures of tra‐ditional style buildings［J］. Journal of Vibration andShock，2018，37（20）：148‐153.