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本文转载自公众号工业建筑
基于悬挂连接的韧性钢框架梁柱节点抗震性能数值模拟
赵俊贤1,2，蔡泽鑫2，邵旭东3，张景程3，郝贵强4，石晓娜4
1.华南理工大学亚热带建筑科学国家重点实验室
2.华南理工大学土木与交通学院
3.新疆建筑设计研究院
4.中土大地国际建筑设计有限公司
摘 要:为解决震后钢框架梁端因塑性损伤导致的残余变形过大而无法修复的问题，提出一种具有低损伤和易拆卸的新型韧性钢框架梁柱节点，在梁上翼缘顶部采用悬挂抗剪连接形成旋转中心，在梁下翼缘通过屈曲约束板拉压屈服耗散地震能量。通过 ABAQUS 有限元软件对该节点受力性能开展研究，提出悬挂栓接和悬挂焊接两种构造，并与传统焊接节点进行对比。结果表明: 该节点与传统节点具有相同弹性刚度，屈服耗能主要集中在屈曲约束板，有效避免梁端塑性损伤、屈曲和断裂，显著提高节点的震后可恢复性; 在弹塑性阶段，节点旋转中心基本位于梁上翼缘附近，节点弯矩主要由屈曲约束板和悬挂抗剪连接的拉压力偶提供，滞回环饱满稳定; 悬挂栓接和悬挂焊接对节点性能无显著影响。
关键词:韧性; 钢框架; 梁柱节点; 悬挂连接; 屈曲约束板; 有限元分析
NUMERICAL ANALYSIS ON SEISMIC PERFORMANCE OF RESILIENT STEEL BEAM-COLUMN JOINTS USING SUSPENDED CONNECTIONS
ZHAOJunxian1,2CAIZexin2SHAOXudong3 ZHANGJingcheng3 HAOGuiqiang4 SHIXiaona4
1.State Key Laboratory of Subtropical Building Science，South China University of Technology
2.SchoolofCivilEngineeringandTransportation, SouthChinaUniversityofTechnology
3.XinjiangArchitecturalDesignInstitute
4.ZhongtuInternational ArchitecturalDesignCo.,Ltd.．
Abstract:In order to solve the problem that the residual defomation at the bean ends of steel frame caused by platic damage after the earthquake is too large to be repaired，a new resilient steel beam-column joint featured with low damage and easy maintenance is proposed．The top of the upper flanges of the beams adopt suspended shear connections to form the center of rotation．The bottom flanges of the beams are connected by buckling-restrained plate ( BRP) ，which is used to dissipate seismic energy．ABAQUS finite element software was used to study the mechanical performance of the new joint，in which the suspended connections with steel angle bolted configuration and steel angle welded configuration on the top flange were considered，and their performance was compared with the traditional welded joint．The results showed that the new joint had comparable stiffness to the traditional one，and energy dissipation was concentrated in the BRP．Thus，damage and local buckling near the beam end could be avoided and resiliency of the joint could be significantly improved．In elasto-plastic range，the rotation center of the new joint concentrated near the beam top flange，and bending moment was contributed mainly by the axial force from the BRP and the suspended connection，with stable cyclic performance．The configuration of suspended connection did had little effect on the performance of the new joint．
Keywords:resilience; steel frame; beam-column connection; suspended connection; buckling-restrained plate; finite element analysis
DOI:10. 13204 /j．gyjzG20012301
来源：
赵俊贤,蔡泽鑫,邵旭东,张景程,郝贵强,石晓娜.基于悬挂连接的韧性钢框架梁柱节点抗震性能数值模拟[J].工业建筑,2021,51(08):79-86.
为解决上述问题，可恢复功能结构( 亦称韧性 结构) 的概念应运而生，其定义为在地震后不需修 复或稍加修复即可恢复其使用功能的结构体系[1]。国内外不少学者提出了具有韧性的新型梁柱节点构造，主要分为两类: 一是预应力体系，二是可更换构件体系。Christopoulos 等提出一种预应力体自复位梁柱节点，通过沿梁长方向布置预应力钢筋提供恢复力，实现自复位功能[2]。Maurya 等将自复位支撑与梁下翼缘底部连接，避免了对梁柱构件直接施加预应力，并在梁端上翼缘通过销轴与柱连接，再通过节点开合变形和自复位支撑的恢复力实现复位[3]。但现行的预应力体系存在预应力钢筋弹性应变不足、滞回本构和施工复杂等问题，对其实际工程应用造成了一定困难。
相比之下，可更换构件体系的应用前景更为广阔，其原理是通过在结构中出现较大损伤和变形的部位设置阻尼器，并在震后对阻尼器进行修复或更换以实现结构功能的可恢复，避免预应力体系的施加。Fortney 等提出一种可更换的钢连梁体系[4]，钢连梁分别埋入两边的混凝土剪力墙，在两段钢连梁中间布置金属阻尼器并通过螺栓与钢连梁连接，试验结果表明，该连梁具有保护主体结构的作用以及便捷的可更换性。陈以一等在文献[5]中给出了可更换构件结构体系的荷载－位移曲线、变形相容条件以及螺栓连接对于可更换构件的优缺点。文献[6-8]提出可更换功能的钢框架梁柱节点新构造，通过 T 形件分别连接柱翼缘和梁上翼缘，进而在梁顶部形成旋转中心，并在梁下翼缘布置阻尼器( U 形、开竖缝剪切型阻尼器) ，通过梁底部开合变形来耗能，同时减小楼板效应。Kurata 等提出一种人字 形拉杆的耗能梁柱节点，在结构中布置人字形支撑分别连接梁跨中与柱端部，通过拉杆作用令固定于柱端部的钢板阻尼器弯曲耗能[9]。He 等对梁柱节点进行改进，设置悬臂梁段和中间梁段，梁段上翼缘通过拼接板连接形成旋转中心，下翼缘通过角钢连 接作为耗能部件，实现可更换[10]。
总体而言，可更换构件体系研究目前主要集中在梁柱节点，并取得了一定成果，但仍存在以下问题尚待解决: 1) 缺乏有效抗剪传力机制。相关文献提出在梁顶部通过设置 T 形件或钢板拼接形成旋转中心，以传递翼缘的轴向拉压力，但缺乏有效的抗剪传力机制，导致节点处出现较大剪切变形而失效; 2) 耗能元件的性能优化。可更换部件多采用摩擦阻尼器以及 U 形板、开竖缝剪切板等金属阻尼器， 其中摩擦耗能取决于接触面摩擦系数，易受环境影响、耐久性低，金属耗能则多采用弯曲、剪切等屈服机制，耗能效率低，计算模型复杂; 3) 节点转动刚度与提前耗能的矛盾。为实现节点提前耗能，需采用承载力较小的耗能元件，但又会造成节点转动刚度不足，难以为结构提供足够的弹性刚度。因此，需要研发一种具有可靠抗剪机制、明确力学模型、较大转动刚度、优良耗能能力、且便于施工与设计的新型韧 性钢框架梁柱节点。
01
新型韧性钢框架梁柱节点的提出
本文提出一种新型韧性钢框架梁柱节点，如图 1 所示，其由箱型柱、悬臂段焊接 H 型钢梁、中间段热轧 H 型钢梁、悬挂抗剪连接和屈曲约束板组成。悬挂抗剪连接包括抗剪板、角钢、拼接板和高强螺栓。在靠近梁段断口处的上翼缘顶部焊接有抗剪板，采用双角钢和双钢板通过高强螺栓对梁上翼缘进行拼接。梁下翼缘设置有屈曲约束板，其由承受轴力的变截面核心单元和防止屈曲的约束单元组成，核心单元端部弹性段以及两个梁段的下翼缘均焊接有垫片( 接触面经喷砂处理)，彼此通过高强螺栓进行连接。该节点通过悬挂连接和屈曲约束板拉压力形成的力偶传递弯矩，剪力通过悬挂抗剪连接的抗剪板和角钢竖直肢进行传递。由于梁段之间的断口间距小( 30 mm) ，角钢竖直肢将提供较大的抗剪刚度和抗剪承载力并最终传至相邻梁段的腹板。屈曲约束板的轴向刚度大，在多遇地震下为节点提供较大转动刚度，同时可改变核心单元中间屈服段长度调整其屈服时刻，通过悬挂连接形成旋转中心，在设防地震、罕遇地震下利用屈曲约束板拉压屈服耗能。屈曲约束板只充当二力杆作用，力学模型简单，便于结构分析与设计。节点采用全螺栓装配式连接，便于施工安装和震后更换。
a—梁柱节点各足尺部件; b—组装后的节点; c—屈曲约束板构成。1—箱型柱; 2—悬臂梁段; 3—中间梁段; 4—屈曲约束板; 5—垫片( 喷砂) ; 6—抗剪板; 7—角钢; 8—拼接板。
图1 新型韧性钢框架梁柱节点构造
Fig.1 Configuration of the new resilient steel frame joint
本文通过有限元分析软件 ABAQUS 建立不同构造的新型可恢复功能梁柱节点有限元模型，明确其工作和传力机制，并与传统梁柱节点对比，分析其性能优越性。
02
有限元模型
2.1模型设计
为了更有代表性地对节点性能进行模拟，先通过 YJK 结构设计软件设计一栋 3 层 3 跨钢结构办公楼( x、y 向各 3 跨) ，跨度为 6 m，层高为 3 m。抗震设防烈度为 8 度( 0.3g) ，设计分组为第二组，Ⅱ 类场地土，场地特征周期 0.4 s，弹性分析的阻尼比为 0.04。竖向荷载考虑结构自重、楼面恒荷载3.0 kN/m2、楼面荷载2.0 kN/m2。选用箱型柱截面 为□370×370×14×14，H型钢梁截面为H450×200×9×14， 钢材牌号均为 Q345B，满足多遇地震下构件弹性和弹性层间位移角限值要求。
本文分析对象为整体结构模型的首层边跨节点，柱长度取首层柱中点至二层柱中点( 假定反弯点) ，梁长度取梁中点( 假定反弯点) 至节点域，形成 T 型节点有限元模型。悬臂段与中间段之间的断口设置在竖向荷载下梁的弯矩零点处，以避免屈曲约束板分担竖向内力。悬挂抗剪连接的角钢竖向肢抗剪承载力按竖向荷载和地震作用( 此项对应极限状态) 引起的梁端剪力之和进行验算。其中，地震引起的梁端剪力部分以屈曲约束板达到极限轴力为依据计算。此外，悬挂抗剪连接还需承受屈曲约束板的轴力，以此轴力和上述总剪力叠加对悬挂抗剪连接承载力进行验算，并假定轴力由角钢水平肢和竖 直肢共同承担，剪力由角钢竖直肢单独承担。为使采用不同节点的结构具有相近的弹性内力，根据新型节点与传统节点 T 型有限元模型抗侧刚度相等的原则，通过试算可确定屈曲约束板的核心单元截面，如图 2 所示。
图 2 屈曲约束板核心单元板尺寸 mm
Fig.2 Dimensions of buckling-restrained core plate
根据 T 型节点的受力模型和断口的极限弯矩估算值( 屈曲约束板达到极限轴力) 可计算出梁反弯点 的最大剪力，考虑 1.2 倍安全系数后便可得到悬臂梁段端部的极限弯矩设计值。为保证梁端始终处于弹性，悬臂梁段翼缘采用 Q690B、腹板采用 Q345B 级钢材。考虑到高强钢的供货情况，且为保证两个梁段的惯性矩一致以及便于装配式连接，悬臂梁段的梁选用 H 型钢梁，断面规格为 H450×200×12×12。
a—传统节点; b—悬挂栓接节点; c—悬挂焊接节点。
图 3 有限元模型节点尺寸 mm
Fig.3 Dimension of the joint in finite element model
如图 3 所示，有限元模型共考虑三种不同的节点构造，包括新型悬挂栓接节点、新型悬挂焊接节点和传统焊接节点。在悬挂焊接节点中，角钢与抗剪板和梁上翼缘顶部均采用贴边焊进行连接。在同等连接长度情况下，焊缝连接承载力一般要高于高强螺栓摩擦型连接，即在相同承载力情况下，悬挂焊接节点的连接长度比悬挂栓接短，对楼板钢筋的施工影响更小，且形心能进一步上移，减小楼板效应的影响。为对比这两种新型悬挂连接构造的性能，在有限元模型中依然采用相同的角钢长度。传统节点的过焊孔及对接焊缝构造参照 JGJ 99—2015《高层民用建筑钢结构技术规程》[11]。考虑到新型节点梁端部处于弹性工作状态，新型节点的过焊孔仅采用单个 1/4 圆弧构造以便于加工。悬挂连接采用 10.9 级 M20 高强螺栓，屈曲约束板与梁的连接采用 12.9 级 M27 高强螺栓。
2.2网格划分及材料本构
梁、柱、悬挂抗剪连接、屈曲约束板的核心单元连接段、螺栓均采用 C3D8R 单元，采用结构化网格划分。如图 4 所示，通过网格敏感性分析并综合考虑计算时间，梁柱标准网格尺寸为 20 mm× 20 mm，部分潜在塑性区采用12 mm×20 mm 网格，梁、柱翼缘厚度方向分 4 层。角钢和屈曲约束板核心单元连接段的网格尺寸为 10 mm×10 mm，厚度方向分为 4 层。高强螺栓的网格尺寸为4 mm×4 mm。实体单元的材料属性按表 1 确定，采用双线性随动强化本构模型，第二刚度取弹性模量的 3%。
a—传统梁柱节点梁端加密网格; b—耗能梁柱节点悬臂梁段腹板加密网格; c—屈曲约束板核心单元等效示意。1—核心单元弹性段; 2—核心单元过渡段: 3—核心单元屈服段。
图 4 有限元模型加密网格区域示意
Fig.4 Mesh schemes of the finite element model
表 1 模型材料属性
Table 1 Material properties of the finite element models
如图 4c 所示，为避免核心单元与约束单元之间的接触非线性分析，基于等刚度和等屈服力原则，可把核心单元屈服段、过渡段和部分弹性段等效为二力杆模型，使用 TRUSS 单元( T3D2) 模拟其轴向拉压行为。以往研究表明，TRUSS 单元的滞回本构采用 OpenSEES 软件中Steel 02 材料的Giuffré- Menegotto-Pinto 模型，可准确模拟屈曲约束支撑的滞回性能[12]。通过与以往试验数据比对，本文选取 的 Steel 02 模型参数如表 2 所示。
表2 屈曲约束板的 Steel 02 本构参数设置
Table 2 Constitutive parameters of buckling-restrained plate Steel 02
2.3接触关系
屈曲约束板与梁的连接通过经喷砂处理的垫片连接，两块垫片分别与核心单元弹性段和梁底部焊接，在有限元中采用 Tie 连接简化模拟。悬挂栓接的各部件之间以及垫片之间的接触面定义为法向硬接触，切向采用罚函数定义，其中垫片与垫片之间摩擦系数取为 0.45，其余各部件之间摩擦系数取为 0.3。对于悬挂焊接构造，角钢与抗剪板和梁之间的角焊缝采用实体单元( C3D8R) 建模，通过 Tie 连接与母材建立约束，相邻板件之间的接触面定义为法向硬接触、切向无摩擦。
2.4边界条件和加载制度
采用 ABAQUS 有限元软件建立的节点模型如图 5a 所示( 以新型悬挂栓接构造为例) 。A、B、C 点 分别为上柱、下柱和梁反弯点( 假定为各构件中 点) ，分别与柱顶截面、柱底截面和梁端截面耦合 6 个自由度。对 A 点仅设置沿平面外 Z 方向的平动自由度约束，对 B 点设置固定铰接约束，对 C 点设置水平滑动铰支座约束。
a—有限元模型边界条件; b—有限元模型加载制度。
图 5 模型边界条件及加载
Fig. 5 Boundary conditions and loading protocol
图 5b 为有限元模型加载制度。在 A 点施加往复水平位移，并以层间位移角作为控制目标。各级 层间位移角峰值取为 0. 4%，0. 75%，1%，1. 5%，2%， 3%，4%。除第一级仅循环 1 圈外，其余各级均循环 2 圈。其中层间位移角 0. 4% 和 2% 分别对应 GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[13]关于多高层钢框架弹性和弹塑性层间位移角限值，以便于判断屈曲约束板的起始工作状态。
2.5有限元与试验结果的对比
图 6a 给出了新型韧性钢框架梁柱节点试验加载情况，其中柱下端反弯点采用固定销轴支座，在梁反弯点设置两端销轴连接的二力杆以模拟滑动铰支座边界条件，通过水平向作动器对柱上端反弯点进行加载，试件尺寸、材料参数和加载制度均与有限元模拟方法一致。图 6b 和 6c 给出了新型节点在 4% 层间位移角下的变形状态，图 6d 为水平力 VF －层间位移角 α 的试验曲线与有限元结果的对比。可见， 新型韧性节点符合其预设变形机制，通过梁底部的屈曲约束板拉压屈服耗能，且有限元结果准确模拟了新型节点的滞回性能，可采用该方法开展此类新型节点的有限元参数分析。
a—试验加载; b—节点张开; c—节点闭合; d—有限元和试验结果。
图 6 新型韧性节点的试验结果及其与有限元结果的对比
Fig.6 Comparisons between the expermental and the finite element analysis results of the new resilient joint
03
有限元参数分析
3.1滞回性能及骨架曲线
图 7 给出了传统节点、新型悬挂栓接节点和新型悬挂焊接节点滞回性能的有限元模拟结果，图 8 为屈曲约束板轴力 FBRP 与层间位移角 α 的关系曲线，表 3 给出了各模型水平向弹性抗侧刚度和屈服时层间位移角的数据。
a—传统节点; b—悬挂栓接; c—悬挂焊接; d—骨架曲线对比。
图 7 有限元模型的滞回曲线和骨架曲线
Fig. 7 Hysteretic and skeleton curves of the finite element models
表3 各模型水平向弹性抗侧刚度和屈服时层间位移角数据
Table 3 Lateral elastic stiffness and inter-story drift angles at yield of finite element models
从表 3 和图 7d 可见，新型节点具有与传统节点 一致的弹性刚度，实现了新型节点与传统节点的等刚度设计。传统节点和新型节点屈服时的层间位移角分别 1.05%和 0.64%，说明新型节点在多遇地震作用之后才进入屈服，满足多遇地震弹性设计要求。新型节点先于传统节点开始耗能，说明新型节点可提前屈服消耗地震能量，保护主体结构。悬挂栓接与悬挂焊接模型的弹性刚度、屈服时刻均一致，各层间位移角下的峰值点承载力差异小于 5%，说明不同悬挂抗剪连接构造对新型节点的受力性能无明显影响，可根据施工要求灵活选择相应构造。
a—悬挂栓接; b—悬挂焊接。
图 8 屈曲约束板滞回曲线
Fig.8 Hysteretic curves of buckling-restrained plates
对比图 7 和图 8 可知，屈曲约束板轴向力滞回曲线与新型节点水平力滞回曲线的屈服时刻相吻合，说明节点受力性能取决于屈曲约束板。由于屈曲约束板是利用全截面充分屈服的耗能机制，因此新型节点的滞回曲线饱满程度明显优于传统节点。新型节点的正负弯矩对称性较好，但负弯矩( 屈曲约束板受压) 略大于正弯矩，这主要是因为屈曲约束板的拉压不平衡特点所决定的，此特点已在 Steel 02 材料模型中予以考虑。
3.2断口弯矩－转角关系
图 9 为新型节点的断口弯矩 MD 与转角 θ 的关 系曲线，断口弯矩为梁反弯点剪力与反弯点到断口 中心线距离的乘积。节点转角由布置于相邻梁段腹板上的两个不同高度位置的两测点相对距离之差除 以测点的高差得到。
a—悬挂栓接; b—悬挂焊接。
图 9 新型节点的断口弯矩－转角滞回曲线
Fig.9 Moment-rotation curves of the fracture section of new joints
由图 9 可知，虽然采用不同的悬挂抗剪连接构造，两者屈服时对应的节点转角相同 ( 均为 0.235%) ，两者在各加载位移峰值处的断口弯矩及节点转角的差异均小于 5%，说明上述悬挂抗剪连接构造对新型节点的弯矩－转角关系无明显影响。同样地，新型节点的弯矩－转角关系在正负向具有较好的对称性，同一层间位移角幅值下的正负向转角基本接近，但仍然呈现出一定的正负弯矩不对称现象，这主要是由屈曲约束板自身拉压不平衡特性决定的。
a—模型旋转中心高度; b—悬挂抗剪连接弯矩与断口弯矩的比值 T。
图 10 新型节点的旋转中心及弯矩幅值
Fig.10 Rotation center and bending moment capacity of the new joint
图 10a 为新型节点的旋转中心高度( H) 随层间位移角( α) 的变化曲线，旋转中心高度是指悬挂抗剪连接的几何旋转中心到屈曲约束板核心单元的距离，可通过断口处的节点转角及某一高度位置相邻梁段的水平变形差确定。该曲线具有以下特点: 1) 在弹性阶段，新型节点的旋转中心位置位于梁上翼缘以下约 50～100 mm 位置，且随着位移幅值增加， 旋转中心逐渐上移到梁上翼缘顶部附近，这主要是因为屈曲约束板屈服后刚度远小于其弹性刚度，导致屈服后出现旋转中心的上移趋势; 2) 正弯矩作用下的旋转中心要比负弯矩作用时更靠近梁上翼缘， 这主要是因为屈曲约束板的拉压不平衡特点造成其受压刚度略大于受拉刚度，因此负弯矩时( 对应屈曲约束板受压) 旋转中心有下移趋势; 3) 在正负向， 悬挂焊接构造的旋转中心略高于悬挂栓接构造，这主要是因为前者只采用两个角钢连接相邻梁段，双角钢截面的形心要高于双角钢双拼接板截面的形心。综上所述，与传统节点旋转中心( 中和轴) 始终位于腹板高度中心的情况相比，新型节点可实现旋转中心始终靠近梁上翼缘附近，有利于减小楼板效应对节点刚度和承载力的放大作用、减小正负弯矩的不对称性，并有望减小楼板在负弯矩下的开裂程度，有利于提高节点的韧性能力。与悬挂栓接相比， 悬挂焊接构造更有利于提高旋转中心的高度，有望进一步减弱楼板效应。
图 10b 给出了断口处悬挂抗剪连接所承担的弯矩占断口总弯矩之比 T 随层间位移角 α 的变化关系。可见，当层间位移角小于 1%时，该占比均小于 5%; 随着层间位移角增加，该占比总体上呈现先增大后减小的变化趋势，但该占比最大值仅为 10%左 右。上述现象表明，断口的节点弯矩主要由屈曲约束板轴力产生的力偶提供，悬挂抗剪连接的弯矩不起控制作用。
3.3塑性损伤
图 11 给出了加载结束后各模型的等效塑性应变云图。可见，传统节点在梁端部产生了严重塑性损伤并出现翼缘局部屈曲现象，震后难以对该节点进行修复。由于无法在有限元分析中模拟断裂，因此实际工程中的传统节点也面临断裂的风险。新型节点的塑性损伤主要集中在屈曲约束板的屈服段， 除了断口处悬挂抗剪连接中部出现部分塑性外，梁柱节点绝大部分区域均处于弹性状态。以上现象说明，新型节点可有效控制节点的塑性损伤，将地震能量转移并集中至屈曲约束板耗散，震后只需更换屈曲约束板便可快速恢复节点性能。
a—传统节点; b—悬挂栓接节点; c—悬挂焊接节点。
图 11 梁柱节点等效塑性应变对比
Fig.11 Comparisons of equivalent plastic strains of beam-to-column connections
04
结束语
本文针对震后钢框架梁柱节点因塑性损伤而难以修复的问题，提出了基于悬挂连接的新型韧性梁柱节点，通过有限元分析研究了不同悬挂连接节点的滞回性能、传力机制，并与传统焊接节点进行对比，得到以下主要结论:
1) 在合理设计前提下，新型节点可实现与传统焊接节点相同的弹性刚度，可采用通用结构设计软件对设置新型节点的主体结构进行弹性内力分析和截面设计。
2) 新型节点在多遇地震下可保证弹性状态，满足多遇地震弹性的性能目标，并可先于传统节点进入屈服，提前消耗地震能量。
3) 新型节点的塑性损伤主要集中在屈曲约束板的屈服段，其余梁柱节点区主要处于弹性状态，有效提升节点的震后可恢复性。
4) 新型节点的断口弯矩主要取决于屈曲约束板轴力产生的弯矩贡献，悬挂抗剪连接的弯矩不起控制作用，其弯矩－转角关系呈饱满梭形，具有较好的拉压对称性。
5) 悬挂栓接和悬挂焊接构造在节点弹性刚度、 屈服层间位移角、屈服水平剪力、端口弯矩等主要参数方面基本接近，两者主要区别体现在断口的旋转中心位置，其中悬挂焊接构造更有利于提高旋转中心位置，有望进一步减小楼板效应和提高楼板可修复性。
转自：钢结构-公众号
