劉立平，李瑞鋒，殷堯日，李英民，鄧 飛

(1.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400045；2.重慶大學(xué)工程結(jié)構(gòu)抗震防災(zāi)重慶市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045；3.安徽省建筑設(shè)計院，合肥 230601)

鋼筋混凝土(RC)掉層框架結(jié)構(gòu)廣泛運(yùn)用于山地工程建設(shè)中，其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)是沿邊坡布置2 個及以上的不等高嵌固端。因具有多個不等高的嵌固端，掉層框架結(jié)構(gòu)水平及豎向的抗側(cè)剛度分布具有顯著的不均勻性[1]。其中，掉層框架結(jié)構(gòu)上接地層接地柱與非接地柱的抗側(cè)剛度差異較大，地震作用下該層剪力將集中于剛度較大的上接地柱一側(cè)，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)明顯的局部破壞現(xiàn)象，破壞集中于上接地柱端，形成 “半層破壞模式”[2]。在該破壞模式下，上接地柱端率先屈服，成為主要耗能構(gòu)件，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)不能充分發(fā)揮其抗地震倒塌能力，顯著降低了結(jié)構(gòu)的抗震安全性[3]。在汶川地震[4]及尼泊爾地震[5]中，RC 掉層框架結(jié)構(gòu)也都被觀測到了比平地規(guī)則結(jié)構(gòu)更為嚴(yán)重的破壞現(xiàn)象。

國內(nèi)外學(xué)者對RC 掉層框架結(jié)構(gòu)的抗震性能開展了系列研究。其中，王麗萍等[6-7]系統(tǒng)性地闡述了掉層框架結(jié)構(gòu)的多點(diǎn)地震動輸入問題，并提出了掉層框架結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度的計算方法，揭示了其內(nèi)力分配規(guī)律。SURANA 等[8-9]分析了印度山區(qū)掉層框架結(jié)構(gòu)的受力特征，初步評估了掉層框架結(jié)構(gòu)的抗地震倒塌能力，研究發(fā)現(xiàn)受平面剛度不均勻分布的影響，與平地框架結(jié)構(gòu)相比，掉層框架結(jié)構(gòu)具有更高的地震倒塌概率。在試驗(yàn)研究方面，李英民等[10]開展了一棟RC 掉層框架結(jié)構(gòu)的地震模擬振動臺試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)掉層框架結(jié)構(gòu)的上接地層具有明顯的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，塑性鉸首先出現(xiàn)在上接地柱端，為提高其抗震性能，宜改善上接地層側(cè)向剛度分布的不均勻性。徐軍等[11]、唐洋洋等[12]分別開展了設(shè)置混凝土水平接地構(gòu)件的掉層框架結(jié)構(gòu)擬靜力試驗(yàn)及振動臺試驗(yàn)，研究結(jié)果表明：設(shè)置接地構(gòu)件可在一定程度減小上接地層內(nèi)剛度分布的不均勻程度，上接地柱的破壞程度有所減輕，結(jié)構(gòu)抗震性能有所改善。但在大震作用下，因較大的抗拉需求，混凝土接地構(gòu)件易出現(xiàn)受拉破壞，其改善結(jié)構(gòu)剛度分布不均勻性的作用將降低。與混凝土構(gòu)件相比，鋼支撐具有良好的受拉性能，將其設(shè)置在RC 框架結(jié)構(gòu)中，可改變結(jié)構(gòu)的剛度分布，減小混凝土框架的變形，提高其承載能力，改善其抗震性能，目前已在平地規(guī)則結(jié)構(gòu)中得到廣泛應(yīng)用與研究[13-19]，但還鮮見其在掉層RC 框架結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用。

本文設(shè)計了一棟8 層的RC 掉層框架結(jié)構(gòu)，在結(jié)構(gòu)上接地層設(shè)置人字形鋼支撐和水平鋼支撐，以改善結(jié)構(gòu)上接地層抗側(cè)剛度分布的不均勻性。按1/4 的縮尺比，選取結(jié)構(gòu)順坡向中榀框架為試驗(yàn)對象，開展了設(shè)置鋼支撐的RC 掉層框架結(jié)構(gòu)的擬靜力試驗(yàn)，分析了試件在水平往復(fù)荷載作用下的破壞形態(tài)，并與已開展的RC 掉層框架試驗(yàn)所得試件的破壞形態(tài)進(jìn)行對比，研究了試件滯回特性、延性和剛度退化等抗震性能指標(biāo)，以期為RC 掉層框架結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計提供參考。

1 原型結(jié)構(gòu)及簡化模型的剛度分析

依據(jù)現(xiàn)行設(shè)計規(guī)范[20]，設(shè)計了一棟8 層的原型鋼支撐-RC 掉層框架結(jié)構(gòu)，如圖1(a)所示。結(jié)構(gòu)的順坡向?yàn)? 跨，橫坡向?yàn)? 跨，掉層部分為2 層1 跨，跨度均為6 m，層高均為3 m。其上接地柱截面尺寸為600 mm×600 mm，其余框架柱截面尺寸均為500 mm×500 mm，梁高均為500 mm，梁寬為300 mm。為改善上接地層抗側(cè)剛度分布的不均勻性，并考慮較小的水平力傳遞路徑，于掉層與非掉層部分相接的一跨設(shè)置人字形鋼支撐。同時為減小上接地層接地柱與非接地柱側(cè)向變形的差異，在掉層部分頂部設(shè)置與坡體相連的水平鋼支撐。水平鋼支撐與人字形鋼支撐形成三角形的受力機(jī)構(gòu)，可將人字形鋼支撐承擔(dān)的部分水平力傳遞至坡體。為分析結(jié)構(gòu)掉層部分以及上接地層的側(cè)向剛度分布，將原型結(jié)構(gòu)簡化為圖1(b)的分析模型。

圖1 原型結(jié)構(gòu)與簡化分析模型Fig.1 Prototype structure and simplified analysis model

采用Smith & Coull 法[21]計算簡化分析模型中RC 掉層框架各樓層的側(cè)向剛度，其計算公式如下：

假定原型結(jié)構(gòu)選用C30 級混凝土，鋼支撐選用Q235 級鋼材，按式(4)～式(6)得到上接地層接地部分與上接地層抗側(cè)剛度之比n和設(shè)置水平鋼支撐后掉層部分側(cè)向剛度與未設(shè)支撐的剛度之比m隨鋼支撐的截面面積A的變化關(guān)系，如圖2 所示。

在上接地層設(shè)置人字形鋼支撐后，考慮其對該樓層側(cè)向剛度的貢獻(xiàn)，同時假定鋼支撐為理想的軸心受力構(gòu)件，得到上接地層抗側(cè)剛度ks的計算公式：

式中：Es為鋼材的彈性模量；A1為人字形鋼支撐的截面面積；L1為人字形鋼支撐的長度；θ 為鋼支撐與框架梁夾角大小。

將位移控制加載階段試件的荷載-位移滯回曲線繪于圖12。圖12 中：P為水平荷載值；Δ為頂點(diǎn)位移；Δ3、Δ4分別為第3 層和第4 層的層間位移；Δ2為掉層頂?shù)膫?cè)向位移。由圖12(a)的荷載-頂點(diǎn)位移滯回曲線可知，在初始加載階段，滯回曲線呈一條斜直線，其所包圍的面積很小，試件的剛度無明顯變化，卸載后無殘余變形，表明試件處于彈性的工作狀態(tài)；試件開裂后，滯回曲線呈梭形，試件剛度出現(xiàn)一定程度的退化。當(dāng)Δ=15 mm 后，隨著第3 層、第4 層梁端及上接地柱端出現(xiàn)裂縫，試件進(jìn)入彈塑性的工作狀態(tài)，滯回曲線逐漸飽滿，由梭形轉(zhuǎn)變?yōu)楣?，并出現(xiàn)一定的捏縮現(xiàn)象，試件剛度進(jìn)一步下降，當(dāng)卸載完成時，試件具有較明顯的殘余變形；當(dāng)頂點(diǎn)位移增加至45 mm 時，側(cè)向力達(dá)到峰值，正向加載的峰值荷載約為69 kN，負(fù)向加載的峰值荷載約為66 kN；其后，隨著第4 層、第5 層柱端混凝土的破壞，滯回曲線逐漸向橫軸傾斜，試件的承載能力逐漸下降，剛度不斷退化，“捏縮”現(xiàn)象更為明顯，滯回曲線由弓形轉(zhuǎn)變?yōu)榉碨 形。

選用設(shè)置水平鋼支撐后掉層部分側(cè)向剛度與未設(shè)支撐的剛度之比m描述水平鋼支撐對掉層部分側(cè)向剛度的貢獻(xiàn)，其計算公式見式(6)：

由框架梁端及柱端實(shí)測的縱向鋼筋應(yīng)變值得到試件的塑性鉸出現(xiàn)順序(以鋼筋應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變?yōu)闃?biāo)志)，如圖11 所示。在圖11 中，圓圈旁數(shù)字為出現(xiàn)塑性鉸時對應(yīng)加載等級的最大頂點(diǎn)位移，圓圈大小反映鋼筋最大應(yīng)變值與屈服應(yīng)變比值的大小。由圖11 可知，試件塑性鉸主要出現(xiàn)在掉層以上樓層，掉層部分未出現(xiàn)塑性鉸。在加載過程中，塑性鉸首先出現(xiàn)在第3 層、第4 層的梁端，柱端塑性鉸最先出現(xiàn)在第3 層上接地柱、第4 層中柱的下端以及第5 層邊柱的上端。上接地柱的塑性鉸出現(xiàn)時間較早，但其縱向鋼筋最大應(yīng)變較小、裂縫發(fā)育也不充分，表明其不是試件主要的破壞和耗能部位。其主要原因是上接地層設(shè)置的鋼支撐及水平接地鋼梁在加載過程中均處于彈性工作狀態(tài)，可在試件的彈性及彈塑性階段有效減輕上接地柱的抗側(cè)需求，限制了上接地柱塑性變形的發(fā)展。試件第4 層柱端的塑性鉸開展時間均較早，最終破壞程度也較大，其主要原因是設(shè)置鋼支撐后，上接地層的側(cè)向剛度明顯增加，導(dǎo)致試件的塑性變形集中于上接地層以上樓層。第4層柱作為主要的承重構(gòu)件，其較早地破壞、耗能將影響結(jié)構(gòu)的抗震性能。因此，根據(jù)“構(gòu)件重要性越大，承載力儲備也越大”的結(jié)構(gòu)系統(tǒng)設(shè)計策略[25]，在上接地層設(shè)置鋼框架后，為避免因上接地層剛度加大導(dǎo)致其上一層柱破壞提前以及破壞程度加大，應(yīng)對上接地層相鄰上一層柱進(jìn)行適當(dāng)抗震加強(qiáng)。

上列結(jié)果亦可從視熱源、視水汽匯及凈的非絕熱加熱的變化中清楚地看到。圖4給出了依據(jù)表1年份合成的整層大氣視熱源 、視水汽匯 以及非絕熱加熱ΔQ。整層大氣視熱源、視水汽匯的水平分布與海溫的合成差值分布結(jié)構(gòu)非常相似。兩地區(qū)對流活動正相關(guān)時(圖4a、b),蘇門答臘島西南海域和菲律賓以東海域 和 都為強(qiáng)的負(fù)異常。兩地區(qū)對流活動負(fù)相關(guān)時(圖4d、e),熱帶東南印度洋 和 均為正異常,此由大量對流性降水造成的凝結(jié)加熱所致;熱帶西北太平洋一帶則與熱帶東南印度洋相反,屬異常冷卻, 和

式中：A2為水平鋼支撐的截面面積；L2為水平鋼支撐的長度。

染色過程：黑色，將嫩楓葉搗爛，稍微風(fēng)干后加水浸泡，24 h后取出葉渣、濾凈，將濾液放入鍋中煮至50～60℃。再將糯米浸入其中，邊攪拌邊觀察糯米顏色，待糯米染上黑色后將其撈出濾水。在染色過程中，若水溫過高，糯米難以染成黑色，若染液濃度不足，易染成灰色或紫色；黃色，將姜黃拍碎，煮水過濾取汁，浸泡生糯米數(shù)小時即可；紅色染色方法同黑色染色類似。

式中：ki為樓層的側(cè)向剛度；hi為樓層高度；ib、ic分別為梁、柱的線剛度?？紤]坡體對上接地柱的嵌固作用，上接地層接地部分的側(cè)向剛度ksd按式(2)計算，非接地部分的側(cè)向剛度ksf按(1)計算。通過串并聯(lián)關(guān)系，得到掉層部分RC 框架的側(cè)向剛度kd：

圖2 n、m 與A 的變化關(guān)系Fig.2 The relationship between n, m and A

由圖2 可知，當(dāng)未設(shè)置鋼支撐時，掉層框架結(jié)構(gòu)上接地層的側(cè)向剛度分布具有顯著的不均勻性，該樓層85%的側(cè)向剛度集中于接地部分。設(shè)置人字形鋼支撐后，掉層框架結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度的分布得以改善，其逐漸集中于樓層中部的人字形鋼支撐，接地部分側(cè)向剛度在該樓層側(cè)向剛度中的占比n逐漸減小。其中，當(dāng)A=96 cm2時，n已降至12%，其后隨A增加，n已無明顯的下降趨勢。此外，圖2 中A與m的變化關(guān)系呈一條直線，其中：當(dāng)A=15 cm2時，m可達(dá)9.3；當(dāng)A=96 cm2時，m可達(dá)51。表明設(shè)置水平鋼支撐可顯著增加掉層部分的側(cè)向剛度。這將有助于加強(qiáng)上接地層非接地柱底端的約束，減小其與接地柱部分側(cè)向剛度的差異。

首先，對于已成熟的農(nóng)作物需要注意及時搶收，在多冰雹發(fā)生地帶，需要大力開展植樹種林，不斷增加綠化面積，促進(jìn)地貌條件的改善；其次，利用先進(jìn)的科學(xué)技術(shù)破壞雹云的產(chǎn)生條件，在多冰雹發(fā)生季節(jié)，農(nóng)民下地勞作時需要隨身攜帶防冰雹的工具；再次，氣象部門在做好冰雹災(zāi)害發(fā)生的預(yù)報前提下需要做好人工消雹作業(yè)，最大限度地降低冰雹災(zāi)害對農(nóng)業(yè)生產(chǎn)造成的一系列損失。

2 試驗(yàn)設(shè)計

2.1 試件設(shè)計

因試驗(yàn)場地和加載條件的限制，采用1/4 的縮尺比，選取原型結(jié)構(gòu)順坡向中榀框架下部5 層制作試驗(yàn)所用試件，試件的尺寸和配筋如圖3 所示。為考慮樓板對框架梁剛度的貢獻(xiàn)，框架梁均采用T 形截面[22]，其高度為125 mm，腹板厚度為63 mm，翼緣寬度為 605 mm，翼緣厚度為30 mm?？蚣芰骸⒅鞍宓幕炷帘Ｗo(hù)層厚度均為6 mm。按體積配箍率相似的原則確定箍筋用量：加密區(qū)選用直徑為4 mm 的鋼筋、其間距為50 mm；非加密區(qū)選用直徑為4mm 的鋼筋、其間距為100 mm。接地柱下端箍筋加密區(qū)長度為250 mm，非接地柱下端加密區(qū)長度為150 mm，接地柱與非接地柱上端加密區(qū)長度均為125 mm，左右梁端箍筋加密區(qū)長度均為250 mm。設(shè)置鋼支撐后，上接層非接地部分以及掉層部分框架柱抗側(cè)需求較小，因此相對上部樓層框柱，其采用了配筋量更小的截面1-1。采用混凝土底座模擬巖質(zhì)邊坡，接地柱均有效嵌固于混凝土底座上。

檔案管理及保護(hù)部門的工作人員專業(yè)素養(yǎng)較差，檔案管理部門在進(jìn)行檔案管理及保護(hù)時，沒有選取有專業(yè)能力的工作人員，招聘的工作人員并沒有相關(guān)的工作經(jīng)驗(yàn)也沒有學(xué)習(xí)過專門的檔案管理及保護(hù)知識。這樣的現(xiàn)象不僅是對檔案保護(hù)的不負(fù)責(zé)，也是對檔案信息安全的不負(fù)責(zé)。

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缂敖孛媾浣顖D /mm Fig.3 Test model size and section reinforcement

為降低上接地層RC 框架的抗側(cè)需求以及滿足鋼支撐在大震下的強(qiáng)度需求，使得在各加載階段支撐均基本處于彈性的工作狀態(tài)，試驗(yàn)選用A=96 cm2(原型結(jié)構(gòu))進(jìn)行鋼支撐設(shè)計。試驗(yàn)中，人字形和水平鋼支撐采用相同截面尺寸的方形鋼管，其截面高度為60 mm，厚度為2.5 mm。鋼支撐與混凝土框架的連接如圖4 所示。其中，人字形鋼支撐與柱腳和梁底采用鉸支座進(jìn)行連接，以使鋼支撐在試驗(yàn)過程中主要受軸力作用。鉸支座采用鋼板對抱的形式固定于框架梁、柱端。水平鋼支撐兩端通過焊接固定于連接鋼板之上，2 塊連接鋼板通過預(yù)埋鋼筋分別錨固于掉層部分頂端以及混凝土坡體頂部。

厭氧發(fā)酵是利用餐廚垃圾在厭氧條件下通過微生物的代謝活動產(chǎn)生沼氣，此方法有助于餐廚垃圾的減量化處理和資源化利用。但是由于餐廚垃圾物料所含的油脂、鹽分高以及垃圾分類不徹底引入的雜質(zhì)過多（如塑料袋、金屬、碎瓷片等）會對餐廚垃圾厭氧發(fā)酵過程產(chǎn)生不利影響。因餐廚垃圾成分復(fù)雜，而厭氧發(fā)酵過程對餐廚垃圾物料要求較高，若經(jīng)前段預(yù)處理后的物料達(dá)不到厭氧消化的要求，就容易造成厭氧消化系統(tǒng)產(chǎn)氣不穩(wěn)或是難以產(chǎn)氣等問題[4]。

圖4 鋼支撐設(shè)置 /mmFig.4 The setting of steel braces

2.2 材料性能

試件梁、柱縱筋分布選用直徑為6 mm 和8 mm的HRB400 級鋼筋，箍筋和樓板配筋均選用帶肋的直徑為4 mm 的低碳鋼絲。鋼支撐選用厚度為2.5 mm 的Q235 級鋼材。按照《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228-2002)[23]，測得鋼筋和鋼板的力學(xué)性能，詳見表1。采用C30 級的細(xì)石混凝土，依據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081-2002)[24]，測得其軸心抗壓強(qiáng)度fc為23.6 MPa，彈性模量Ec為29 564 MPa。

表1 鋼筋的力學(xué)性能Table 1 Material properties of steel bars

2.3 加載裝置與加載制度

試驗(yàn)在重慶大學(xué)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，加載裝置和試驗(yàn)現(xiàn)場分別如圖5、圖6 所示。試驗(yàn)中，采用2 個豎向千斤頂，通過分配梁向第5 層的4 根柱頂施加軸向荷載，以模擬上部樓層的豎向荷載。往復(fù)加載過程中，邊柱和中柱柱頂?shù)呢Q向荷載保持恒定，其大小分別為43.89 kN 和55.86 kN。在豎向千斤頂與頂部鋼梁間布置滾動滑車，以減小水平加載過程中試件與豎向加載裝置間的水平摩擦阻力。在第5 層頂安裝1 水平作動器，并利用布置于框架左右兩側(cè)的加載拉力桿傳遞水平往復(fù)荷載。另在第1 層～第4 層的框架梁各布置150 塊鉛配重，單塊鉛配重質(zhì)量為5 kg, 以模擬梁上的線荷載。因加載高度限制，第5 層的框架梁布置84 塊鉛配重。通過螺桿將試件底座緊固于實(shí)驗(yàn)室的反力地板，防止試件底座的側(cè)向滑動。試驗(yàn)采用荷載-位移混合控制的加載模式。初始加載階段采用荷載控制，每級荷載循環(huán)一次，最大荷載依次為5 kN、10 kN、15 kN、17.5 kN、20 kN。其后為位移控制的加載階段，以第5 層頂?shù)乃轿灰埔约凹虞d點(diǎn)相對于坎上基面(Δh=2200 mm)的廣義位移角作為加載控制指標(biāo)，后一加載等級的控制位移為上一級等級的1.25 倍～1.5 倍，位移角從1/750 逐步加載到1/20，該階段加載制度如圖7 所示。試驗(yàn)中，位移控制時采用雙循環(huán)進(jìn)行加載，并以試件向左加載為正方向。

圖5 加載裝置Fig.5 Loading device

圖6 試驗(yàn)現(xiàn)場Fig.6 Test site

圖7 位移控制加載制度Fig.7 Loading history at displacement-controlled stage

2.4 測試內(nèi)容及測點(diǎn)布置

采用位移延性系數(shù)考察設(shè)置鋼支撐的RC 掉層框架試件的延性。位移延性系數(shù)通過式(7)求得：

3 試件破壞過程與破壞形態(tài)

3.1 試件破壞過程

在荷載控制加載階段，水平荷載由5 kN 逐級加載至20 kN，試件未出現(xiàn)裂縫，頂層位移計測量的頂層最大位移值為2.5 mm，下一加載等級采用位移控制。當(dāng)水平位移不大于±4.2 mm 時，試件未有裂縫出現(xiàn)，仍處于彈性工作狀態(tài)；當(dāng)水平位移達(dá)到+5.6 mm 時，第4 層梁B43 的右端開始出現(xiàn)受拉裂縫，裂縫由梁底部沿截面高度方向向上發(fā)展；隨著水平位移逐步增加至±7.5 mm 時，第4 層梁B43 左端、梁B42 右端以及第3 層梁B32 開始出現(xiàn)裂縫，梁B43 的裂縫發(fā)展情況如圖8(a)；當(dāng)頂層水平位移達(dá)到+15 mm 時，第5 層柱C54 頂端出現(xiàn)兩條水平向裂縫，如圖8(b)所示；當(dāng)水平位移由15 mm 逐步加載至37.5 mm 時，梁、柱端的裂縫繼續(xù)發(fā)展，掉層部分梁B21 左端在水平位移達(dá)30 mm 時開始出現(xiàn)裂縫；當(dāng)水平位移加載至±45 mm 時，掉層部分柱C21 頂部和梁B21 右端開始出現(xiàn)裂縫；當(dāng)水平位移加載至±56.3 mm 時，坡體頂部與水平鋼支撐相連部位出現(xiàn)局部受拉破壞，預(yù)埋的鋼板發(fā)生輕微屈曲，其原因是預(yù)埋連接板錨固鋼筋長度不足，如圖8(c)所示，此階段，第4 層柱C42 頂部節(jié)點(diǎn)混凝土開始起酥，與之相連的梁端下表面混凝土剝落，第4 層梁端均出現(xiàn)明顯破壞，其中梁B41 右端裂縫寬度較大，鋼筋稍稍露出；當(dāng)位移值增加至±90 mm 時，梁B43 的左端底部鋼筋斷裂，如圖8(d)所示，第4 層、第5層柱端的混凝土外鼓和脫落，其中第4 層柱C42破壞相對較為嚴(yán)重，如圖8(e)～圖8(f)所示；位移加載至±112.5 mm 時，正向加載的最大水平荷載為47.60 kN，負(fù)向加載的最大荷載為45.23 kN，分別下降為峰值荷載的68.6%和68.4%。至此，試驗(yàn)加載結(jié)束。

圖8 試件破壞過程Fig.8 Failure process of the specimen

3.2 試件破壞形態(tài)及對比分析

圖9 為試件的最終破壞形態(tài)圖。從圖9 可以看出，試件的最終破壞是以第4 層柱底混凝土壓潰，梁端混凝土剝落、底部鋼筋斷裂，頂層柱頂混凝土剝落為標(biāo)志。破壞最嚴(yán)重的樓層位于第4層，該樓層4 根框架柱下端的受拉裂縫貫通，并出現(xiàn)混凝土壓潰。第4 層梁端的裂縫開展密集，在靠近梁端處形成了寬度較大的主受拉裂縫，其中梁B43 左端底部縱向鋼筋因受壓屈曲導(dǎo)致其在反復(fù)荷載作用下被拉斷。其主要原因是設(shè)置鋼支撐后，結(jié)構(gòu)上接地層的側(cè)向剛度有所增加，導(dǎo)致其側(cè)向剛度明顯大于上部樓層，使得在側(cè)向力作用下，結(jié)構(gòu)的破壞與變形集中于上部樓層。上接地層各柱的破壞相對較輕，與非接地柱相比，上接地柱的裂縫數(shù)量相對較多，但其最終的破壞程度不大，其柱底的裂縫未貫通，混凝土未出現(xiàn)壓潰。在最終破壞形態(tài)下，掉層部分破壞程度較輕，其柱端均未見裂縫開展，僅在梁端出現(xiàn)少量裂縫，表明設(shè)置水平鋼支撐后較大程度地減輕了掉層部分樓層的抗側(cè)需求。試件頂層各柱頂端出現(xiàn)密集開展的貫通裂縫，柱頂混凝土起酥并有輕微剝落。在最終破壞形態(tài)下，鋼支撐均未出現(xiàn)屈曲現(xiàn)象，鋼支撐本身以及與鋼板的連接處均未出現(xiàn)裂縫，且實(shí)測的應(yīng)變值小于鋼材的屈服應(yīng)變值(3.5 節(jié)將對鋼支撐的應(yīng)變做進(jìn)一步的分析)，表明鋼支撐在整個加載過程中基本處于彈性的工作狀態(tài)，在各加載階段均起到了改善結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的不均勻分布的作用。但水平鋼梁與坡體上端相連處出現(xiàn)局部破壞，在實(shí)際工程設(shè)計中應(yīng)加強(qiáng)水平鋼支撐與坡體的連接。

本文從通常謂之“中國傳統(tǒng)醫(yī)學(xué)”或“民間療法”、廣泛流行于當(dāng)今社會的“拔罐”現(xiàn)象切入，結(jié)合與之理同法異的“蛭吸”療法，論說與比較其在不同文化體系中存在的歷史、演變的過程，以及相互間可能存在的傳播影響.內(nèi)容豐富而有趣，體現(xiàn)了老一輩科學(xué)史家所一貫強(qiáng)調(diào)的“以史帶論、論從史出”之研究方法的魅力.希望讀者能夠從中品味如何從某些司空見慣而被忽視的身邊小事、某些已成定論而似乎不必再做深入研究的說法中發(fā)現(xiàn)問題；品味“傳統(tǒng)”的精細(xì)考證，對于開展“新潮”的比較研究是何等重要.

圖9 鋼支撐-RC 試件最終破壞形態(tài)Fig.9 Ultimate failure mode of the RC specimen with steel braces

圖10 分別是已開展的RC 掉層框架試件[2]及設(shè)置RC 接地梁的掉層框架試件[11]抗震性能試驗(yàn)所得的試件破壞形態(tài)。由圖10 可知，因?qū)觾?nèi)抗側(cè)剛度分布不均勻，RC 掉層框架試件的柱端破壞集中于上接地柱，使其