套筒式全螺栓裝配式節點滯回性能及轉動模型研究

關鍵詞：裝配式節點；全螺栓連接；滯回試驗；抗震性能；破壞機理 中圖分類號：TU375.4；TU352.11 文獻標志碼：A DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.202308040

Hysteresis performance and rotation modelling of sleeve-type fully-bolted prefabricated joints

WANG Zhenshan1，ZHU Jinpeng1，TIAN Penggang2，LU Junlong1，TIAN Jianbo1

（1.State Key Laboratory ofEco-hydraulics in Northwest Arid Region of China，Xi'an University of Technology，

Xi'an 7lOo48，China; 2.Shaanxi Construction Engineering Holding Group Science and Technology Innovation of Future City Co.，LTD.，Xi'an 71200O，China）

Abstract：InordertoacieverapidconstructionandreliableconectioofprecastRCframes，asleve-typefullboltedjointispro posed.Theendsof theprefabricatedcomponentsarereinforcedwithasteelleve-concretecombination.Highstrengthboltsare pre-builtinthslevearea，andtheprecastcomponentsrerapidlyinstalldusingaconnectionplate.Atotaloffourtestspeimens weredesignedfordiferentthicknessesofconnectingcoverplates.Thehorizontalhysteresis teststudyobtainedthedamagemode， load-displacementhysteresiscurve，ultimatebearingcapacity，ductilityandenergydissipatiocapacityoftis typeofjoint.There sults show that the new joint has a 43% higher ultimate load， 70% higher initial stiffness and nearly 5O% higher ductility than the cast-in-placejoint，andtheequivalentviscousdampigcoeficientisincreasedbyabouttwoimes，whichshowsbeterseisicper formance.Strananalysisrevealsthatthecoverplateatthejointsshowsa“stress increase”，buttheefectontheoverallperfor manceisnotapparent.Astheticknessoftheconnetionplateincreases，thesqueeingefectoftheseveontheconcreteinceas es.Therefore，aconectionstifessratioof1.6ismorereasonable.Finally，basedonthetestresults，atrifoldmomenttuingan gle model is established，and the calculated results agree with the test values.

Keywords： prefabricated joints;fullbolt connection;hysteretic test;seismic performance;destructionmechanism

裝配式建筑作為中國未來城鎮發展的重要方向已成為行業內的共識[1]，合理的連接形式是影響裝配式建筑推廣應用的關鍵因素。而混凝土框架結構憑借其構造簡單、空間布置靈活等優勢，在中、低層建筑當中廣泛應用。作為裝配式RC框架結構的關鍵部位，節點連接直接影響著整體結構的安全性、可靠性、可施工性和經濟性。目前，裝配式RC框架節點連接技術大體分為濕式和干式連接。灌漿套筒和后澆混凝土作為一種較為成熟的濕式連接技術，通過研究發現：其與現澆節點在承載力和變形能力大致相當，滿足“等同現澆\"要求[2-3]。為了進一步提升裝配式節點性能，GUAN等[4]、GOU等[5]、LEE等[6]提出了加強型后澆整體式節點，與傳統現澆節點相比，其耗能能力更為突出。濕式連接雖可以滿足裝配節點整體性要求，但在施工速度上優勢不明顯，且施工工藝較為繁瑣。為了減少現場施工作業，提高預制構件的工業化程度，干式連接技術成為裝配式建筑的研究熱點[7-8]，其主要包括無粘結預應力筋、螺栓和焊接三種方式。潘鵬等[9通過設置無粘結預應力筋來提升節點的抗震性能，研究發現：破壞主要集中在梁柱接縫處，而核心區開裂較少，該節點具有較好的變形恢復能力。為了進一步提高施工效率，一些學者將鋼結構與鋼筋混凝土結合，利用鋼結構進行連接轉換，并采用焊接或螺栓連接方式實現預制混凝土構件的裝配。GIRGIN等[10]、程萬鵬等[1]通過在構件端部預埋型鋼，采用焊接方式，完成梁柱節點連接，研究發現該連接形式抗震性能較現澆節點有一定提高，但存在焊接質量不易保證的問題。耿方方等[12]、GHAYEB等[13]提出了螺栓連接的鋼板組合節點，通過研究發現：這種節點具有較好的變形能力，整體性能也能得到保證。HANSAPINYO等[14]提出了帶箱形端頭的預制混凝土柱-柱連接節點，研究發現：采用鋼箱轉換后有助于提高結構柱耗能能力。綜上所述，通過組合結構或鋼結構轉換，采用螺栓連接的裝配式鋼筋混凝土結構是可行的，且在一定程度上可提升節點受力性能。對于此類節點，由于鋼材與混凝土性能差異巨大，如何解決兩種材料的協同工作問題，保證變形連續和應力合理過渡是其核心[15-16]。

本文提出一種套筒式全螺栓連接節點（如圖1所示），RC構件端部采用鋼-混凝土組合形式。利用鋼管約束作用，在構件端部形成加強區，為預埋螺栓提供受力平臺；節點連接采用鋼蓋板形式，通過螺栓連接實現快速安裝；針對應力過渡問題，采用箍筋加密形式。由于連接區的加強作用，混凝土梁塑性區發生外移，可提高整體結構受力性能。本文針對套筒式全螺栓連接節點開展了水平滯回試驗，獲得了該節點的破壞過程與失效模式，分析了連接區應力分布規律，以及節點荷載-位移滯回性能、骨架曲線、剛度退化、延性以及耗能能力等。在試驗的基礎上，分析了節點破壞機理，提出了三折線彎矩-轉角模型。

1 試驗介紹

1. 1 試件設計

本文針對該節點，采用1：2縮尺模型設計4個試件，JD-1為鋼筋混凝土現澆節點，JD-2至JD-4為套筒式全螺栓連接節點。梁、柱截面尺寸相同，分別為170mm×320mm，300mm×450mm ，具體如表1所示。混凝土等級為C30，保護層厚度為 12mm 。鋼筋等級為HRB4OO級，按照 1.5% 配筋率設計，縱筋直徑 16mm ，箍筋為 ±8@50/100 ，具體如圖2（a）所示。鋼套筒以及連接蓋板采用Q235B鋼材，套筒鋼板厚度為 5mm ，連接蓋板厚度如表1所示。前、后面套筒各預埋8個8.8級M18高強螺栓，上、下面套筒各預埋4個8.8級M20高強螺栓。試件澆筑前，用螺母將預埋螺栓擰緊在套筒壁上，避免螺栓在澆筑混凝土過程中產生松動，影響連接板的安裝。柱端套筒設置 110mm 耳板且焊有栓釘，以加強套筒區與柱的整體性。套筒內部布置12個栓釘，以提高整體性；其中，預制構件鋼筋與套筒進行焊接，以保證連接區內力傳遞，具體形式如圖2（b）所示，試件加工及裝配流程如圖3所示。

1.2 材料性能

混凝土、鋼筋以及鋼材按照GB/T288.1—2010^[17] 和GB/T50081—2019[18]進行材料性能試驗，測得混凝土立方體抗壓強度為 36.2MPa ，標準差為0.12，變異系數為0.0033，滿足規范要求；套筒鋼板、連接蓋板以及鋼筋材性試驗結果如表2所示。

1.3測試方案與加載裝置

試驗共設置3個位移計和6個百分表，分別布置于試件頂、中和底部，百分表布置于節點區用于測定相應轉角，具體如圖4（a）所示。試驗共布置56個應變片，用來測定節點區鋼板、鋼筋以及混凝土應變變化規律，如圖4（b）所示。加載制度采用荷載-位移混合控制方法，試件屈服前采用荷載 （P） 控制，以 8kN 為級差分級加載，每級循環1次；屈服后采用位移 控制，以 為屈曲位移）為級差分級加載，每級反復循環3次，直至試件被破壞，具體如圖5所示。試件柱端采用壓梁和水平限位支撐進行固定，為了保證節點區轉動，柱端與地面有剛性墊塊，具體形式如圖6（a）所示，試驗現場情況如圖6（b）所示。

2 試驗現象

2.1 破壞過程

鋼筋混凝土現澆節點JD-1破壞過程（如圖7所示）如下：加載初期，試件無明顯變化；荷載達到17kN 時節點距根部 220mm 處出現橫向裂縫，隨著荷載增至 23kN 左右時，A、B兩面多處出現斜向下裂縫。當荷載繼續增大，試件底部出現多條斜向裂縫，并不斷延伸擴展；加載后期，節點根部混凝土出現剝落情況，裂縫不斷加寬，最寬處達 3～4mm ，同時裂縫不斷向下延伸，并貫穿整個底部；最終，在節點根部形成塑性破壞區。

套筒式全螺栓節點（JD-2至JD-4）破壞過程基本類似，以JD-4試件為例，加載初期，試件處于彈性狀態，荷載上升較快，試件整體處于彈性狀態；當加載至 13.6kN 時，混凝土梁距蓋板外邊緣 200mm 處出現橫向裂縫，如圖8（c）所示。隨著荷載增加，裂縫發生擴展，范圍在 100～300mm 內，由橫向開裂逐步產生斜向裂縫，而C、D兩面混凝土裂縫在 150～ 500mm 內分布較為均勻。相較于現澆節點，塑性區上移；加載中期，A、B兩面混凝土裂縫不斷斜向下延伸，呈現\"V\"形，C、D兩面混凝土裂縫加寬并貫穿，試件進入彈塑性階段；加載后期，A、B兩面混凝王裂縫斜向下延伸至連接蓋板處，且向著遠離柱端方向生成發展；隨著荷載繼續增加，原有裂縫不斷加深、加寬，鋼筋混凝土梁端形成全截面屈服，形成塑性鉸，試件進人破壞階段。最終，連接板與梁端D面混凝土區域出現剝落現象，預制梁端發生破壞，試驗結束。

2.2 失效模式

彈性階段，首先，荷載主要由連接蓋板承擔，通過預埋螺栓傳遞給鋼套筒，再由鋼套筒區向梁端傳遞。隨著荷載增加，鋼筋混凝土梁進入塑性階段，當梁端發生全截面屈服，形成“塑性鉸”后，節點破壞。在整個破壞過程中，相較于現澆節點，鋼結構區發生一定變形，在一定程度上增加了節點變形能力；同時，由于連接區的加強作用，使得塑性區向外發展；最終，在鋼筋混凝土梁端形成塑性鉸。根據套筒式全螺栓連接節點的破壞特點，結合應變數據，將其破壞過程分為三個階段（如圖9所示）：彈性階段：節點所受的荷載較小，試件整體處于彈性階段，鋼結構區承擔大部分的彎矩和剪力。隨著荷載增加，連接蓋板在接縫位置首先發生屈服，梁端混凝土產生裂縫，節點剛度降低，進入彈塑性階段。彈塑性階段：連接蓋板屈服區域向兩側擴大，梁端鋼筋屈服，混凝土裂縫發展，并逐漸貫通，節點承載力上升。破壞階段：隨著荷載的增加，梁端鋼筋混凝土裂縫持續發展，連接蓋板屈服區域逐漸向遠端發展；混凝土梁端全截面屈服（先于鋼結構連接蓋板破壞），發展成塑性鉸；最終，節點形成幾何可變體系（機構），發生破壞。

3 試驗結果

3.1荷載-位移滯回曲線

圖10為各試件荷載-位移滯回曲線。加載初期，試件處于彈性階段，滯回曲線基本呈直線變化。隨著荷載增大，進入彈塑性階段，滯回環逐漸打開。對比4個滯回曲線，裝配式節點滯回環更加飽滿，耗能能力更加突出。現澆節點塑性強化作用不明顯，達到峰值荷載后，承載力發生小幅度降低。裝配式節點具有明顯的強化階段，承載力顯著提升；當達到峰值荷載后，未出現下降。對比3種裝配式節點，JD-2滯回性能相對較好，JD-3和JD-4發生一定捏縮，分析原因：由于JD-3和JD-4采用了較厚的鋼板，連接區剛度變大，剛度匹配變差，較大剛度對混凝土端部產生擠壓作用，導致節點滯回性能降低，連接區與構件之間的剛度匹配對于節點性能影響較為顯著。

3.2 骨架曲線

各試件骨架曲線對比如圖11所示。加載初期，試件處于彈性階段，骨架曲線基本一致，呈線性變化，現澆節點初始剛度最小，裝配式節點剛度有明顯提升，其中JD-2和JD-4初始剛度基本接近。進入彈塑性階段后，裝配式節點有明顯的強化階段，達到峰值荷載后，承載力未發生降低；其中，JD-3和JD-4有小幅度提升。本文采用最遠點法確定各試件屈服荷載，節點在達到峰值承載力后，全截面發生屈服，形成塑性鉸，承載力基本保持不變，荷載-位移特征值如表3所示。相較于現澆鋼筋混凝土節點，裝配式節點的屈服荷載提升了 89% ，峰值荷載提升了43% ，延性系數提高了 50% ，效果顯著。3種裝配式節點承載力較為接近，但隨著連接蓋板厚度增加，變形能力呈下降趨勢。可見，當滿足一定剛度后，增加連接板厚度，反而起到不利作用。

3.3耗能能力

各試件等效黏滯阻尼系數（ （h_e） 如圖12所示。現澆節點的等效黏滯阻尼系數最大為 0.12，JD^-2 、JD-3和JD-4的最大等效黏滯阻尼系數分別為 0.24 /0.23和0.21，可達到現澆節點的2倍左右。其中，JD-2試件的等效黏滯阻尼系數最大，由于JD-3和JD-4節點采用了較厚的鋼板，梁端與套筒區域剛度差異過大，轉動過程中的擠壓作用導致混凝土開裂，組合結構連接區與鋼筋混凝土區協同工作能力降低，導致滯回曲線發生一定的捏縮現象，耗能能力有所下降。總體來看，該裝配式節點的耗能能力遠遠高于現澆節點，滯回性能良好。

3.4 剛度退化

各試件剛度 （K） 退化情況如圖13所示。裝配式節點的初始剛度為現澆節點的1.7倍左右；其中，JD4初始剛度相對較小，且在整個退化過程中，曲線波動較大。其原因主要為，較大的連接剛度與鋼筋混凝土部分難以匹配，導致變形不協調，在轉動過程中，由于連接區變形減小，對混凝土形成較為明顯的擠壓作用，導致邊界區混凝土發生破壞，進而影響整個節點剛度與變形協調性。因此，對于該裝配式節點，剛度匹配對該節點轉動性能至關重要；JD-2、JD3和JD-4試件的剛度比（連接區截面剛度與裝配構件截面剛度的比值）分別為1.65、1.93和2.54。根據強連接設計要求，連接剛度為裝配構件截面剛度的1.6倍較為合理，不宜超過2.0倍。

4應變分析

4.1 鋼筋應變

梁端部縱筋應變（e）如圖14（a）所示。現澆節點梁縱筋屈服后，應變迅速增大，整體上呈對稱分布。裝配式節點JD-2（ 6mm 的應變分布規律與現澆節點類似，僅應變值變大。試件JD-3（ 8mm 的負向應變較小，而試件JD-4（ 12mm 則出現了明顯的擠壓變形，呈負值變化，這與宏觀現象相吻合；連接區剛度過大，會對端部產生明顯的擠壓作用，不利于應力傳遞。柱端部縱筋應變如圖14（b）所示，彈性階段受拉，進入彈塑性階段后，發生受壓的應力變化；JD-2與JD-4具有明顯的屈服平臺，現澆節點與JD-3基本呈線性變化。梁端部箍筋應變如圖14（c）所示。除了JD-4外，其余節點應變值均較小，當進入彈性階段后，隨著轉動變形增加，產生明顯的擠壓作用。

4.2連接蓋板應變

圖15給出了節點域連接蓋板應變分布情況；其中， X 表示側板上應變片到柱邊緣的距離。首先，對連接板前、后板應變進行分析（圖15（a）～（c）），JD-2（ 6mm， 板在拼縫處出現明顯的\"應力增大\"現象，隨著板厚由 6mm （圖15（a）JD-2）增加到 12mm （圖15（c）

JD-4），應力增大效應得到緩解，各部分應變分布趨于均勻。連接板左、右側板應變如圖15（d）～（f）所示，左、右側板的“應力增大\"情況更為明顯，增大蓋板厚度效果并不理想。分析原因：拼縫處剛度僅由鋼蓋板提供，與構件端部剛度相比，約為1/2。當節點發生轉動，由于拼縫處剛度較小，發生變形后，與端部發生擠壓作用，導致應力激增。綜上分析，蓋板作為該節點關鍵連接部位，拼縫區存在“應力增大\"情況，由于鋼材良好的塑性變形能力，可保證節點的整體性能。

4.3 混凝土應變

試件處于彈性階段時，取每級荷載作用下循環第一圈時的混凝土應變數值進行比較（如圖16所示）。總體來看，裝配式節點預制梁端混凝土應變水平隨連接剛度增大呈降低趨勢，JD-2加載前期應變值隨荷載增大發生較大變化，而JD-4應變水平相對較低。分析原因為：應變片粘貼位置位于梁端混凝土距套筒邊緣 150mm 處，當連接區剛度與混凝土梁相匹配時，連接區與混凝土梁協同工作能力較好，

JD-2試件梁端混凝土區域開裂變形較早。當連接區剛度較大時，鋼套筒對接壤區域混凝土（距套筒50mm 以內產生擠壓作用。開裂變形主要集中在距套筒 50mm 的混凝土區，故JD-4距套筒邊緣150mm 處混凝土區域應變水平較低。通過分析來看，隨著連接剛度增加，梁端混凝土受擠壓作用增強，混凝土構件與套筒連接區協同工作變差。對于該裝配式節點，如何控制套筒連接區的連接剛度實現變形平緩過渡十分關鍵。

5 彎矩-轉角模型

5.1 三折線模型

目前，確定節點彎矩-轉角關系的方法主要有：有限元法、試驗測定法和曲線擬合法等。其中，線性模型、多項式模型、B樣條模型、冪函數模型和歐洲規范EC3模型[19（圖17（a））等較為常見。本文在EC3模型的基礎上，提出了一種三折線模型，對該節點彎矩-轉角關系進行分析。EC3模型彎矩 （M） -轉角 （θ_τ） 關系如下：

式中， 和 η 分別表示節點連接的初始剛度、塑性彎矩和節點形式相關系數。

套筒式全螺栓節點在荷載作用下，彎矩-轉角關系包括彈性階段、屈服強化階段和塑性鉸三個階段。基于EC3模型，將屈服后的強化階段修正為線性段（如圖17（b）所示），具體表達式如下：

5.2 初始剛度計算

計算3-4、4-5和5-6區域在構件彈性狀態時的轉角，區域分布如圖18（a）所示，計算結果如圖18（b）所示。通過數據擬合，得到不同區域轉動角度特征：加載前期，3-4與4-5區域轉角變化基本一致，由于測點3和5之間的裝配接縫區域連接剛度較大，可忽略轉動變形影響。選取梁根部套筒與柱連接處為轉動截面1，預制梁端破壞區域主要集中距套筒最外側 200mm 鋼筋混凝土部分，作為破壞截面，即轉動截面2，具體如圖18（c）所示。

截面1由上、下兩側的耳板截面與套筒延伸出來的鋼筋混凝土梁截面組成，分別計算鋼板和鋼筋混凝土的截面慣性矩：

6結論

通過對套筒式全螺栓連接RC節點滯回性能及彎矩-轉角關系的研究，主要得到以下結論：

（1）該節點采用全螺栓連接，施工效率較高；與傳統現澆節點塑性區位于梁柱根部不同，該裝配式節點破壞模式為連接區蓋板發生局部屈服，鋼筋混凝土梁端形成塑性鉸，表現出較好的整體性與受力性能。

（2）該裝配式節點力學性能相較于傳統現澆節點屈服荷載提升了 89% ，峰值荷載增大了 43% ，延性系數提高了 50% ，初始剛度提高了 70% ，等效黏滯阻尼系數提高2倍左右。

（3）連接蓋板在接縫處出現\"應力增大\"情況，由于鋼材良好的塑性變形能力，對節點整體性能影響較小。隨著連接區剛度增大，梁端塑性區發生下移，套筒對端部混凝土產生擠壓作用，建議連接與預制構件剛度比為1.6倍左右，不宜超過2.0倍。

（4）根據疊合方法和平衡理論給出節點初始剛度和極限承載力計算方法，基于該節點屈服強化特征，建立了三折線彎矩-轉角模型，為整體結構抗震性能簡化分析提供基礎。

參考文獻：

[1]吳剛，馮德成，徐照，等.裝配式混凝土結構體系研究 進展[J].土木工程與管理學報，2021，38（4）：41-51. WU Gang，FENG Decheng，XU Zhao，et al. Research developments in precast concrete structural systems[J]. Journal of Civil Engineering and Management，2021， 38（4）： 41-51.

[2]劉洪濤，閆秋實，杜修力.鋼筋混凝土框架梁柱節點 灌漿套筒連接抗震性能研究[J].建筑結構學報， 2017，38（9）：54-61. LIU Hongtao，YAN Qiushi，DU Xiuli. Study of seismic performance of reinforced concrete frame beam-column joints connected with grouted sleeves[J]. Journal of Building Structures，2017，38（9）： 54-61.

[3]YAN XY，WANG SG，HUANG CL，et al.Experimental study of a new precast prestressed concrete joint [J].Applied Sciences，2018，8（10）：1871.

[4]GUAN D Z， JIANG C，GUO Z X，et al. Development and seismic behavior of precast concrete beam-tocolumn connections[J]. Journal of Earthquake Engineer ing，2018，22（2）： 234-256.

[5]GOU SK，DING R，FANJ S，et al. Seismic perfor mance of a novel precast concrete beam-column connection using low-shrinkage engineered cementitious composites[J].Construction and Building Materials，2018， 192：643-656.

[6]LEEHJ，CHEN HC，SYU JH.Seismic performance of emulative precast concrete beam-column connections with alternative reinforcing details[J]. Advances in Structural Engineering，2017，20（12）：1793-1806.

[7]董挺峰，李振寶，周錫元，等.無黏結預應力裝配式框 架內節點抗震性能研究[J].北京工業大學學報， 2006，32（2）：144-148. DONG Tingfeng，LI Zhenbao，ZHOU Xiyuan，et al. Experimental study on seismic performances of precast prestressed concrete beam-to-column connections with unbonded tendons[J]. Journal of Beijing University of Technology，2006，32（2）：144-148.

[8]種迅，孟少平，潘其健.后張預應力預制混凝土框架 梁柱節點抗震性能試驗研究[J].土木工程學報， 2012.45（12）：38-44.

CHONG Xun，MENG Shaoping，PANQijian.Experi

mental study on seismic pertormance ot post-tensionedprestressed precast concrete beam-column assemblages[J].China Civil Engineering Journal，2O12，45（12）：38-44.

[9］潘鵬，王海深，郭海山，等.后張無黏結預應力干式連接梁柱節點抗震性能試驗研究［J].建筑結構學報，2018，39（10）：46-55.PAN Peng，WANG Haishen，GUO Haishan，et al.Experimental study of seismic performance of unbondedpost-tensioned pre-stressed beam-to-column dry connec-tions[J]. Journal of Building Structures，2O18，39（10）：46-55.

[10]GIRGIN S C，MISIRIS，KAHRAMAN S.Experi-mental cyclic behavior of precast hybrid beam-columnconnections with welded components[J]. InternationalJournal of Concrete Structures and Materials，2017，11（2）： 229-245.

[11］程萬鵬，宋玉普，王軍.預制裝配式部分鋼骨混凝土框架梁柱中節點抗震性能試驗研究[J].大連理工大學學報，2015，55（2）：171-178.CHENG Wanpeng， SONG Yupu，WANG Jun. Experimental study of seismic performance for interior beamcolumn joints of precast and discontinuous steel rein-forced concrete frames[J]. Journal of Dalian Universityof Technology，2015，55（2）： 171-178.

[12］耿方方，李亞東，吳宏磊，等.低損傷預應力自復位裝配式混凝土耗能框架節點試驗和數值研究[J].建筑結構學報，2022，43（9）：170-180.GENG Fangfang，LI Yadong，WU Honglei，et al. Ex-perimental and numerical study on low damage self-cen-tering precast concrete energy dissipated frame connec-tions[J]. Journal of Building Structures，2O22，43（9）：170-180.

[13]GHAYEBHH，RAZAKHA，RAMLI SULONG NH.Development and testing of hybrid precast concretebeam-to-column connections under cyclic loading[J].Construction and Building Materials，2Ol7，151：258-278.

[14]HANSAPINYO C， BUACHART C， WONG-MATAR P. Cyclic performance of precast concrete col-umns using steel box connection[J]. International Journal ofCivil Engineering，20l7，15（4）：663-676.

[15］馬福棟，鄧明科，楊勇.超高性能混凝土裝配整體式框架梁柱節點抗震性能研究［J].工程力學，2021，38（10）：90-102.MA Fudong，DENG Mingke，YANG Yong. Seismicexperimental study on a uhpc precast monolithic con-Ciele Dea CoIu comecuoIJ」. EIgmeeIg iviecnanics，2021，38（10）：90-102.

[16］劉劍，薛彥濤，王翠坤，等.鋼-混凝土預制梁連接區段抗震性能試驗研究［J].建筑結構學報，2021，42（3）：50-62.LIU Jian，XUE Yantao，WANG Cuikun，et al. Experi-mental study on seismic performance of connection zoneof spliced precast steel-concrete beam[J]. Journal ofBuilding Structures，2021，42（3）： 50-62.

[17］國家質量監督檢驗檢疫總局，中國國家標準化管理委員會.金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法：GB/T228.1—2010[S].北京：中國標準出版社，2011.General Administration of Quality Supervision，Inspec-tion and Quarantine of the People’s Republic of China，Standardization Administration of the People’s Repub-lic of China.Metalic materials-tensile testing-part 1：method of test at room temperature：GB/T 228.1—2010[S]. Beijing： Standards Press of China，2011.

[18]中華人民共和國建設部，國家質量監督檢驗檢疫總局.普通混凝土力學性能試驗方法標準：GB/T 50081-2019[S].北京：中國建筑工業出版社，2003.Ministry of Construction of the People’s Republic ofChina，General Administration of Quality Supervision，Inspection and Quarantine of the People's Republic ofChina. Standard for test methods of concrete physicaland mechanical properties：GB/T 50081—2019[S].Beijing： China Architectureamp;. Building Press，2003.

[19]Eurocode3： design of steel structures—Part 1-8： designof joints：BS EN 1993-1-8：2005[S].Brussels： Europe-an Committee for Standardization，2005.

[20］中華人民共和國住房和城鄉建設部.鋼結構設計標準：GB50017—2017[S].北京：中國建筑工業出版社，2017.Ministry of Housing and Urban-Rural Development ofthe People'sRepublic of China.Standard for design ofsteel structures：GB 50017—2017[S].Beijing：ChinaArchitectureamp;.Building Press，2017.

[21］中華人民共和國建設部.混凝土結構設計規范：GB50010—2010[S].北京：中國建筑工業出版社，2011.Ministry of Construction of the People’s Republic ofChina.Code for design of concrete structures：GB50010—2Olo[S].Beijing：China Architecture amp; Build-ing Press， 2011.