可更換耗能連接力學機理及變形性能研究

謝魯齊，吳 京，章錦洋，劉晨昱

(東南大學混凝土及預應力混凝土教育部重點實驗室，南京 210096)

裝配式混凝土框架結構是一種構造簡單、施工方便的結構形式，在建筑工業化的趨勢下得到了越來越廣泛的應用[1]。框架梁柱干連接施工簡單，可通過焊接或螺栓連接將構件連接成為一個整體而不需要在關鍵受力位置填充后澆混凝土[2]。由于梁柱連接部位的整體性降低，形成了典型的半剛性節點，其梁端傳遞負彎矩的能力會自然降低[3]。若不采取任何構造措施，大震作用下很容易導致構件內的彌漫性損傷，對結構的震后修復造成困難。針對這一問題，國內外有關專家建議在梁柱連接區域設置一定的延性耗能裝置以誘導結構的損傷機制，使結構發揮優異的耗能減震能力[4]。基于這一觀點，Nakaki 等[5]提出了帶延性連接器的預制混凝土梁柱節點，李向民等[6]也提出了一種設置在節點內的低屈服點高延性桿件。其中，最為典型的是Dywidag公司使用的高延性耗能連接(Dywidag Ductile Connector，DDC)。DDC 構造簡單，制作安裝方便，耗能效果良好，目前在美國等發達國家已經展開應用[7]。該種延性連接的引入顯著優化了結構的抗震性能，在耗散地震能量的同時避免了主要承重構件的破壞。然而，DDC 連接的耗能部件布置在柱節點區域當中，當經歷地震后延性耗能部件損傷嚴重時，無法對其進行更換。此外，鄧明科等[8]提出了一種局部采用高延性混凝土的裝配式混凝土框架梁柱節點，王萌等[9]提出了一種適用于鋼框架節點的可更換延性耗能連接組件，均實現了框架損傷集中的目的，但適用于混凝土框架結構的節點區域可更換耗能連接尚未得到充分的研究。

金屬屈服耗能裝置是一種利用塑性變形耗散地震能量的裝置，目前，已經開發出多種形式的耗能阻尼器。具有代表性的是屈曲約束支撐(BRB)[10]。BRB 是一種軸向受力的耗能裝置，在軸向受力的情況下，其核心部件進入全截面屈服并利用塑性變形耗能，并利用外圍約束部件限制其屈曲幅度。國內外專家自20 世紀80 年代中期開始，針對不同類型的BRB，在構件層次和節點層次上開展了較為廣泛的研究。Hoveidae 等[11]針對短核心全鋼BRB 開展了構造分析和結構時程分析，證明了縮小BRB 的長度仍然能夠形成有效的耗能性能。此外，Takeuchi等[12]、Blebo[13]、Tremblay 等[14]通過試驗及分析證明，可以將類似于BRB 構造的軸向拉壓耗能桿件應用于梁端或柱端進行耗能，同樣也可以達到良好的效果。Liu 等[15]提出了適用于梁柱節點的鋼棒式耗能連接部件，并將其應用在一種自復位梁柱節點中[16]。但這種鋼棒式構件對工程上的精度要求較高，不利于震后更換的開展。

為了充分利用結構的半剛性特性和金屬屈服耗能構件的拉壓耗能性能，本文提出一種可更換耗能連接(Replaceable energy dissipation connector, REDC)，為一種安裝在裝配式混凝土框架結構梁端的梁柱連接組件，用于承受和傳遞地震下框架梁端彎矩產生的上、下邊緣的反復軸力，由承受軸向荷載的核心耗能鋼板、約束部件與連接部件等組成。在形式上類似于小型的BRB，在功能上與前述延性連接器有異曲同工之妙，且在強震后便于更換。小震時，分別布置在梁上、下邊緣的核心耗能鋼板保持彈性，為梁柱連接提供抗彎剛度；中震或大震時，耗能鋼板發生受拉或受壓屈服，并利用其屈服后的滯回性能耗散地震能量，減小結構的動力響應。文獻[17]的有關分析表明，在結構的布置及主體構件幾何尺寸相同的情況下，相較于一般的現澆混凝土框架，這種結構的自振周期有一定的上升，結構的抗側剛度略微降低，但其總體的振動特性未見明顯的改變，而其構件損傷實現了向REDC 集中，保證梁、柱等主要構件保持彈性。本文擬對該種REDC開展試驗及參數分析，進一步分析其力學性能，為節點層次的力學性能分析奠定基礎。

1 REDC 的設計原理和施工方法

1.1 REDC 的構造及力學原理

梁端帶有REDC的裝配式混凝土框架結構的拼接部位為梁柱節點處，由銷軸體系和REDC 分別承擔剪力和彎矩，形成完整的荷載傳遞體系，如圖1所示；節點為典型的干連接構造，不需要通過后澆混凝土等濕連接方法強化連接；其抗剪連接通過對銷軸及其柱內預埋的外伸鋼板進行單獨設計，可有效避免梁端削弱及干式連接對節點抗剪性能的干擾；節點連接表現為半剛性，其受力機理可通過半剛性連接理論加以分析。

REDC 的安裝位置在梁端與柱連接區域的梁端截面上、下縱向鋼筋位置處，并替代端部的梁端縱向鋼筋，通過設置轉換塊及焊接工藝將REDC 的兩端與柱內錨固鋼筋及梁內縱向鋼筋進行連接，從而使梁柱可以通過REDC實現彎矩傳遞及強烈地震作用下的耗能減震作用。鑒于節點的抗剪機制由銷軸承擔，上、下兩側REDC 僅需要承擔梁端彎矩即可，而梁端彎矩表現為兩側REDC所受軸力所形成的力偶。通過力學分析可證明其端部所承受的局部彎矩和剪力均遠低于其屈服條件，且相較于軸力而言可以忽略不計。因此，REDC 可以等同于一種軸向受力構件。

圖1 REDC 梁柱節點的構造 Fig.1 Construction of REDC-joint

耗能組件組成部分包括柱內錨固部件、耗能部件與梁筋連接部件，如圖2 所示。柱內錨固塊是一塊預埋在柱表面與梁連接區域的一定厚度的鋼板，其一端與柱內錨固縱筋通過塞焊連接，另一端與耗能部件的核心部件焊接；同理，梁筋連接塊預埋在梁內縱筋端部，一端與梁內縱向鋼筋通過塞焊連接，另一端與耗能部件的核心部件焊接。耗能部件分為三部分：核心耗能鋼板、約束部件和滑動機制。其中，核心耗能鋼板是主要的傳力構件，由具備良好延性的Q235B 鋼板通過線切割技術切割而成，約束部件包括約束蓋板和填充鋼板。核心耗能部件在軸向拉、壓循環加載作用下能夠形成飽滿的滯回環，受壓過程中可能產生的屈曲由約束部件加以限 制。滑動機制是選用組成部分，一般是在核心部件表面敷設丁基橡膠作為無粘結層，以減小核心耗能部件與約束部件之間可能產生的摩擦作用。

圖2 REDC 構造 Fig. 2 Construction of REDC

REDC 作為梁柱連接的組成部分，需要具備在正常工作狀態下傳遞梁端彎矩的能力，因此，其設計承載力應保證其在正常工作或小震狀態下保持彈性；結構遭遇中震或大震時，REDC 的核心耗能部件需要先于結構主體構件進入屈服狀態，從而在水平位移導致的屈服后變形過程中耗散地震能量。在REDC 核心耗能部件耗能過程中，REDC 所連接的受力鋼筋、柱內錨固部件、梁筋連接部件及約束部件均應保持彈性，從而保證結構在震后易于修復。因此，在構件設計過程中，應遵循“強梁柱，弱REDC，高延性”的原則，即在設計過程中保證REDC 的屈服荷載低于梁、柱內縱向鋼筋的屈服荷載，且應承受結構在正常工作或小震狀態下產生的梁端彎矩而不發生屈曲，設計要求如式(1)～式(3) 所示：

式中：Pmax為REDC 核心耗能部件可能承受的最大軸向荷載；Mmax為梁柱節點在梁端可能產生的最大彎矩；d為梁柱節點上、下表面REDC 之間的間距；Py為REDC 核心耗能部件的屈服荷載；λ為REDC核心部件的材料超強系數；為梁內縱向鋼筋及柱內錨固鋼筋的屈服荷載的最小值。

根據以上指標要求，在設計含有REDC 耗能連接組件的裝配式混凝土框架結構的過程中，應根據結構所承受的荷載計算梁端彎矩，再根據式(1)計算REDC 在正常工作或小震作用下所承受的最大軸力，并根據式(2)確定所需要的REDC 核心部件的需求屈服荷載，并依據該荷載求取構件的有效截面面積；進一步地，根據式(3)確定梁內縱向鋼筋與柱內錨固鋼筋的需求屈服荷載及其截面面積。

1.2 施工方法

REDC 作為一種梁柱連接組件，應用在裝配式混凝土框架結構中，其施工方法如下：

1) 在柱的預制過程中，首先對柱內錨固部件一側設置一排與柱內錨固鋼筋位置相合的螺紋孔，同時對柱內錨固鋼筋端部刻出一定長度的螺紋，并將螺紋與孔內螺紋旋合形成整體后從反面進行塞焊，最后一體預埋入柱中；在梁的預制過程中，首先，在梁端一定長度范圍內預留出企口，用于安裝REDC 耗能部件，并在企口端部設置梁筋連接部件，其與鋼筋連接一側設置螺紋孔，并在梁內縱筋端部刻出螺紋，將螺紋與孔內螺紋旋合形成整體并從反面進行塞焊后一體預埋入梁中。待梁、柱澆筑養護完成后，在現場安裝就位。

2) 對REDC 耗能部件進行拼裝，并置于梁端企口內，如圖1 所示。REDC 核心耗能部件的截面形心應與梁內縱向鋼筋及柱內錨固鋼筋的形心在同一高度處，以保證荷載傳遞直接，不會對梁側的錨固(連接)部件造成偏心；采用單邊坡口焊接的施工工藝將核心耗能部件的兩端與柱內錨固部件、梁內連接部件焊接在一起，形成完整的彎矩傳遞機制。

3) 待焊接完成、傳力機制建立之后，可將梁端企口區域通過后澆混凝土填實，形成完整的梁柱連接體系。

4) 結構經歷大震后，鑿除損傷部位的后澆混凝土，并切割損傷嚴重或發生斷裂的REDC耗能部件，并更換新的耗能部件，重復步驟2)和步驟3)，從而實現結構的震后修復工作。

1.3 設計尺寸及構造要求

1) REDC 核心耗能部件的一般構造

核心耗能部件由屈服段、過渡段和連接段組成。其中，屈服段的截面尺寸最小，過渡段和連接段的平均截面尺寸均應顯著大于屈服段，以確保構件的屈服可控制在指定位置范圍內，且耗能部件與連接部件的連接性能可保持彈性有效。耗能部件在屈服后其側向剛度會顯著降低(表現為其切線剛度約為初始彈性剛度的2%左右)，在受壓時極易發生側向屈曲，因此，需要約束部件來保證其在軸向受壓時能夠有效傳遞荷載。

2) 屈服段長度的選擇

由于REDC 耗能部件會率先進入屈服狀態，其所在的區域就是梁端塑性鉸出現的位置。因此，屈服段長度的選擇應滿足結構塑性鉸長度的要求。對于一般的框架結構來說，梁端塑性鉸長度約為1/2梁高到1 倍梁高之間[18]。對于框架梁來說，一般的梁高約為400 mm～700 mm。因此，構件屈服段的長度建議選擇200 mm～350 mm。

3) 過渡段和連接段

過渡段的構造形式采用直線倒圓角過渡式，來減輕轉角處應力集中的影響。對于連接段的截面形式，考慮到構件位于梁端上、下邊緣位置，并無足夠的空間設置加勁肋，因此，采取單純的平板形式。

對于過渡段和連接段的截面面積，首先，應滿足其在構件整體發生大變形下能保證構件處于彈性狀態。由于構件承受反復荷載，核心耗能部件受到軸向壓力時，核心耗能部件和約束部件之間存在摩擦，導致受壓承載力大于受拉承載力。屈服段的受壓承載能力會得到強化；過渡段將要承受的荷載Fyt應為[19]：

式中：fy為核心耗能部件鋼材的屈服強度；At為核心耗能部件過渡段的截面面積；Ae為核心耗能部件屈服段的截面面積；γm為考慮約束部件與屈服段間摩擦以及屈服段泊松效應引起的受壓承載力強化系數，取為1.1；ζm為考慮材料應變硬化效應的系數，一般取為1.4。按照這一條件確定的過渡段截面面積約為屈服段截面面積的1.5 倍。

其次，為保證核心耗能部件和梁、柱等主要傳力構件的連接。各國規范都按照平均應力不超過材料設計屈服應力來保證連接的可靠性。考慮到材料實際的屈服應力很有可能會超過設計屈服應力，因此，連接段的截面面積應滿足式(5)：

式中，ζ為考慮材料超強效應的系數，一般取為1.3，其余符號同式(4)。據此，核心耗能部件的連接段截面面積應為屈服段的約2 倍。

2 REDC 力學性能的試驗設計

2.1 材料性能試驗

本文采用Q235B 鋼材制作REDC 核心耗能部件，并取同批次鋼材制成標準試樣[20]，在力學試驗機上測量其屈服強度、屈強比及延伸率等；相關試驗結果如表1 所示。

表1 材料軸向特性試驗結果 Table 1 Test results of material axial properties

2.2 計算結果分析

選取18 mm 厚的鋼板制作核心耗能部件，采用線切割工藝。屈服段總寬度應為110 mm；根據式(5)，為保證連接段的完全彈性及連接有效性，連接段總寬度應為200 mm～220 mm；為保證屈服段不受焊縫熱影響，取連接段長度為50 mm。考慮到過渡段不宜過長的實際需要，將構件構造成并聯雙狗骨形式，如圖3(a)所示。在本試驗中，取屈服段長度為200 mm，截面寬度為2×55 mm=110 mm；過渡段長度取25 mm，取在平面內45°角向寬度方向擴展，至25 mm 處形成連接段截面。過渡段與屈服段交界面處及過渡段與連接段內側交界面處均采用半徑為10 mm 的倒圓角過渡。

約束部件覆蓋核心耗能部件的屈服段、過渡段及部分連接段，與核心耗能部件在平面外及平面內的側向留出1 mm 間隙，以保證核心耗能部件在受荷變形過程中不會產生過大的摩擦；約束填充板在與過渡段相合的區域沿軸力方向的間隙適當增大，本次試驗雙向各預留6 mm，以確保其軸向變形的需求空間；約束部件兩端距離核心耗能部件端部各25 mm，為REDC 可能產生的變形量預留足夠的空間；約束蓋板與約束填充板之間通過螺栓連接，并使用扳手擰緊保證其約束效果。約束蓋板和約束填充板的尺寸分別如圖3(b)和圖3(c)所示。

本文設計并加工3 個試驗構件并進行低周往復加載試驗。其中兩個構件分別按照2%、3%的應變幅值進行常幅加載，對另外1 個構件進行變幅加載。各構件的參數如表2 所示。

2.3 試驗方案與加載模式

試件安裝在MTS 疲勞試驗機上開展低周反復荷載試驗，試驗裝置和測量系統如圖4 所示。考慮到所設計構件長度較短，所采用的MTS 的行程無法滿足試驗加載需求，本文在試件下方另行設計了總高度為600 mm 的底座，如圖4(c)所示。試驗機與底座之間、構件端板與底座上端板之間、構件端板與作動器端板之間均采用8 個M27 的螺栓連接，預緊扭矩為600 N·m。對底座進行設計時，要求在構件屈服耗能的階段內底座始終保持彈性狀態。試件安裝完成后采用軸向受力的循環加載方式對構件進行加載，以考察REDC 耗能部件的滯回特性、耗能性能和低周疲勞能力。

試驗加載制度分為常幅加載和變幅加載兩種。考慮到構件彈性范圍過小，本試驗未進行預加載，而是在手動加載階段過程中對試驗裝置的連接可靠性及設備進行檢查。加載過程采用位移控制，加載速率為0.2 mm/s。各試件的軸向拉壓循環試驗的最大加載幅值如表2 所示，試件的循環加載制度如圖5 所示。屈服段的位移采用布置在構件端部的位移計進行量測，并以此控制試驗機的加載。

圖3 試驗構件尺寸示意圖 Fig.3 Dimensions of test specimens

表2 試驗構件的設計參數 Table 2 Parameters of test specimens.

對于試件REDC-2 及REDC-3，按照圖5(a)所示的常幅加載制度加載，加載應變幅值εnom分別取為2.0%及3.0%，即4.0 mm 和6.0 mm；對于試件REDC-Y，按照圖5(b)所示的變幅加載制度進行加載，εnomn(n=1, 2, 3,…)依次取為0.5%、1.0%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、3.5%與4.0%，各級幅值加載三圈。變幅加載完成后，按照應變幅值4.0%進行常幅加載直至構件失效。

圖5 加載制度 Fig.5 Loading protocol

3 試驗結果及分析

3.1 構件的失效模式

所開展的三組試驗均表現出了穩定的荷載-位移關系。在反復荷載試驗的作用下，試件REDC-2經歷了 74 圈循環而未出現顯著的剛度退化；REDC-3 則在3.0%拉壓應變幅值循環下完成了46圈加載；REDC-V 完成了全部的變幅加載循環后經歷了18 圈常幅加載后失效。圖6 為三個試驗構件的失效模式。不難看出，試件REDC-3 與REDC-V的失效位置發生在屈服段內，且均伴隨有明顯的頸縮特性；而試件REDC-2 則在屈服段一端發生斷裂， 且頸縮現象不明顯。由此可以判斷，構件在經歷大幅值循環過程中可以更加充分地發揮其低周疲勞性能，所受到的構件自身構造影響相對較小。

圖6 構件的失效模式 Fig.6 Failure modes of specimens

3.2 構件的滯回特性

圖7 所示為試驗構件的滯回曲線。可以看出，各構件均表現出了穩定的滯回性能。構件在循環荷載作用下的剛度表現穩定，未表現出明顯的剛度退化現象；構件在常幅循環作用下，殘余變形未有明顯增加。在變幅加載試驗過程中，觀測到構件的應變強化現象在每一個幅值的第2 圈時出現；構件在拉壓循環過程中出現了拉壓不對稱的情形，但其拉壓不平衡系數可控制在1.08～1.15，滿足ANSI/AISC 341-10[21]對金屬屈服耗能裝置的性能指標要求(該規程中規定拉壓不平衡系數的限值不超過1.3)。結合各構件循環圈數及滯回曲線，可以發現，各構件 所表現出的耗能能力優良，其累積塑性變形(CPD)分別為：試件REDC-2 為4345、REDC-3 為2871、REDC-V 為3072，均遠超出AISC2010 所規定的限值(200)，也顯著高于考慮多次余震作用下的耗能部件累積塑性變形需求[22]。綜上所述，構件所表現出了優良的耗能能力，同時其在彈性狀態下剛度穩定，力學性能良好，證明該構造形式的可更換耗能連接可以應用于對震后修復性能要求較高的高烈度區的裝配式混凝土框架結構中。

圖7 試件滯回曲線 Fig.7 Hysteretic curves of specimens

4 有限元參數化分析

4.1 有限元模型

為進一步分析幾何構造參數對耗能部件力學性能的影響，本文應用ABAQUS/Standard 平臺開展針對于REDC 耗能連接組件的有限元參數化分析。采用實體單元C3D8R 對試驗構件進行模擬，構件的幾何尺寸與試驗構件完全一致。模型參數根據材性試驗結果選取如下：屈服強度取為267.46 MPa，彈性模量為200 GPa，泊松比取為0.3；采用混合強化模型[23]模擬構件的本構關系，參考ABAQUS 幫助文件中“經典的金屬塑性”所述的原則并依據試驗實測的滯回曲線，選取隨動強化參數如下：n=3，C1=7500 MPa，γ1=100，C2=100 000 MPa，γ2=2500，C3=500 MPa，γ3=0，Q∞=50 MPa，b=5.71。核心部件與約束部件之間的接觸關系取為表面-表面接觸，法向硬接觸；考慮無粘結材料對減小部件間摩擦系數的貢獻，切向摩擦系數取為0.1[24－25]。鑒于在試驗過程中，約束部件整體性能良好，未發生約束蓋板和填充板之間的相互錯動，因此，本文對約束蓋板與填充板之間的約束方式采用綁定約束進行簡化。此外，為模擬構件自身的初始缺陷，在核心耗能部件中部施加大小為1/1000 倍屈服段長度的幾何初始偏心。有限元分析模型如圖8 所示，核心耗能部件一端固定，另一端沿長度方向施加試驗位移量；約束部件的一端固定。通過有限元分析得到的構件滯回曲線如圖7 中虛線所示。

圖8 試件有限元分析模型 Fig.8 Finite element model of test specimens

由圖7 所給出的有限元分析結果與試驗結果之間的對比可以看出，所建立的有限元模型得到的計算結果與試驗結果吻合良好，在大幅值應變下得到的滯回曲線基本重合。構件的屈曲模式可以通過觀察構件的變形云圖得到，其在最大受壓變形下的屈曲變形如圖9 所示，經對比觀察可以發現所模擬的屈曲模式與試驗結果基本相當，由此可以證明所采用的建模方式及本構關系可以有效模擬REDC在反復荷載作用下的變形特性與滯回性能。

圖9 核心耗能部件屈曲變形(放大10 倍) Fig.9 Energy-dissipation core member (amplified 10 times)

4.2 核心耗能部件厚度的影響

構件的寬厚比是影響核心耗能部件多波屈曲模式的重要因素之一。本節控制構件其他幾何參數不變，以核心耗能部件厚度為變量，分別將核心耗能部件厚度調整為8 mm、12 mm 和16 mm，并與試驗構件(18 mm 厚)進行對比，從而明確寬厚比的影響。所得的多波屈曲模式及沿構件長度方向的應變分布模式如圖10(a)與圖10(b)所示。圖10 中以所劃分單元的數目為橫坐標，其中彈性段包括連接段與過渡段，左、右各占據10 個單元，中間的19 個單元為屈服段，在圖10 中分別作出了標注。以厚度為18 mm、16 mm、12 mm 及8 mm 為序，構件在名義應變幅4.0%受壓狀態下的屈曲波數分別為2、2、2.25、3；構件的最大應變分別為4.55%、4.46%、5.91%、6.35%。此外，構件接觸點的接觸應力分別為68.68 MPa、99.02 MPa、59.87 MPa、47.72 MPa。由此可知，隨著厚度的減小，構件的屈曲波數會隨之增大，構件沿長度方向的應變分布不均勻程度有所增加。構件在最大受壓應變下的接觸應力略有降低，但并未表現出明顯的趨勢。綜上所述，構件的厚度降低，即寬厚比增大會導致相同受壓位移下屈曲波數增加，構件的應變分布不均勻現象增大。應變分布過度不均勻會導致構件的實際應變大于名義應變值，對其疲勞性能的發揮是不利的。在構件寬厚比的具體選用過程中，建議寬厚比限制在5～8，從而可以保證應變不均勻分布的程度不致過大。

圖10 不同核心耗能部件厚度模型分析結果 Fig. 10 Analysis results of models with different core member thicknesses

4.3 核心耗能部件與約束部件之間平面外間隙的影響

核心耗能部件與約束部件之間的平面外間隙會影響構件的多波屈曲及接觸力分布情況，同時也會影響到構件的應力分布模式。本節控制構件其他幾何參數不變，以平面外間隙為變量，分別將間隙大小調整為0.5 mm、2.0 mm 和5.0 mm，并與試驗構件(間隙為1.0 mm)進行對比，從而明確間隙的影響。

各模型在最大受壓應變幅值下(名義應變幅值為4.0%)的平面外屈曲模式、平面內膨脹情況及長度方向的應變分布模式分別如圖11(a)、圖11(b)所示。由圖11 中可知，相較于間隙為1.0 mm 的試驗構件呈現出2 波屈曲狀態，間隙為0.5 mm 的模型為典型的單波屈曲，即較小的間隙對限制平面外屈曲更有效果。由圖11(b)可以看到，間隙為0.5 mm的模型的應變分布與間隙為1.0 mm 的模型相比較為均勻，但并未表現出突出的優勢。間隙為2.0 mm的模型屈曲波數與試驗構件相當，但應變不均勻分布現象更為明顯。間隙為5.0 mm 模型所表現出的屈曲形態為典型的失穩模式，不僅表現出了大幅值屈曲形態，而且過渡段和連接段處也表現出了明顯 的大應變幅值屈曲的現象。由此可知，過大的間隙值對構件的受力不利，而過小的幅值也表現不出突出的優勢，且施工精度不宜控制。因此，本文將間隙控制在1.0 mm 是合理的。

圖11 不同間隙下模型分析結果 Fig.11 Analysis results of models with different clearances

5 結論

本文提出了一種安裝在裝配式混凝土框架梁端的可更換耗能組件，對其受力機理和施工方法進行了簡要介紹，并通過試驗及參數化分析方法分析了構件的力學性能。所完成的主要工作和結論如下：

(1) 介紹了構件的組成和構造，給出了截面幾何尺寸需求的求解方法；介紹了構件安裝的施工方法和震后修復方案。

(2) 完成了REDC 耗能部件的循環荷載試驗，驗證了其具備良好的力學性能和耗能能力。

(3) 建立了REDC 耗能部件的有限元模型，證明其可以有效反映構件的基本力學性能參數，可以用來開展參數化分析。

(4) 針對于核心耗能部件的寬厚比、核心耗能部件與約束部件之間的間隙開展了參數分析，明確了寬厚比和間隙大小對構件力學性能的影響。