预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究

李向民^{1, 2}， 高润东^{1, 2}， 许清风^{1, 2}

(1. 上海市工程结构新技术重点实验室，上海，200032；

2. 上海市建筑科学研究院(集团)有限公司，上海，200032)

摘要：介绍国内外关于装配式混凝土框架延性节点的研究成果，在此基础上，设计一种新型装配式混凝土框架高效延性节点并开展足尺试验研究。试验包括3个装配式节点和1个现浇对比节点，采用低周反复加载方法。试验结果表明：装配式高效延性节点的承载力高于现浇对比节点；在节点核心区预埋低屈服高延性连杆并通过中间翼缘有效锚固后，节点正负向加载位移延性系数比现浇对比节点有大幅提高，延性性能明显改善；在整个加载过程中，连杆首先屈服并发生充分的塑性变形，梁柱基本保持弹性状态，达到延性连接设计目的；加载后期节点核芯区剪切变形增大，有限元分析表明节点核芯区箍筋加密后可有效抵抗剪切变形。最后，结合本文研究成果对相关装配式延性节点的抗震性能作总结分析。

关键词：预制装配式节点；延性连接；低屈服高延性连杆；位移延性；剪切变形

中图分类号：TU375.4          文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2013)08-3453-11

Experimental study on high ductile joints for precast RC frame

LI Xiangmin^{1, 2}, GAO Rundong^{1, 2}, XU Qingfeng^{1, 2}

(1. Shanghai Key Laboratory of New Technology Research on Engineering Structure, Shanghai 200032, China;

2. Shanghai Research Institute of Building Sciences (Group) Co. Ltd, Shanghai 200032, China)

Abstract: The research results from home and abroad about ductile joints for precast RC frame were introduced. Based on these previous researches, one new type of high ductile joints for precast RC frame was designed. The specimens including three precast joints and one monolithic joint were all full-scale and were tested by low reversed cyclic loading. Test results indicate that the load-bearing capacity of the high ductile precast joint was greater than that of the monolithic one; after the low yield and high ductile rods were embedded and anchored by the middle flanges in the core area, the displacement ductility coefficients of the pecast joint corresponding to both the positive loading and the negative loading were increased greatly, and therefore the ductility behavior of the precast joint was improved obviously; during the whole loading, the rods were yielded first and then generated full plastic deformation, but both the prefabricated beams and the prefabricated column were kept in the elasticity state, which proved that the ductile connection design was attained; the ultimate shear deformation of the core area was increased, but the analysis by FEM indicated that the shear deformation could be resisted efficiently by reducing stirrup spacing in the core area. Finally, combined with the research of this paper, the seismic behaviors of the related type of ductile precast joints were summarized.

Key words: precast reinforced concrete joint; ductile connection; low-yield and high-ductile rod; displacement ductility; shear deformation

建筑工业化是以构件预制化生产、装配式施工为生产方式，以设计标准化、构件部品化、施工机械化为特征，能够整合设计、生产、施工等整个产业链，实现建筑产品节能、环保、全生命周期价值最大化的可持续发展的新型建筑生产方式^[1]。国内外实践业已证明，预制混凝土结构是建筑工业化的理想结构型式，它的研究和应用越来越受到重视，而预制混凝土结构根据其节点连接方式不同又可分为后浇整体式和装配式两大类。后浇整体式连接一般属于强连接，地震作用下，弹塑性变形一般出现在结构构件上(即预先设定的塑性铰处)。采用这类连接的预制结构设计思想与现浇结构基本一致，只要保证连接构造满足要求，结构构件的设计可以按照现浇混凝土结构的设计准则进行。国内现有相关技术规程如上海市工程建设规范DG/TJ08-2071—2010(《装配整体式混凝土住宅体系设计规程》)^[2]、深圳市技术规范SJG18—2009(《预制装配整体式钢筋混凝土技术规范》)^[3]、国家行业标准JGJ224—2010(《预制预应力混凝土装配整体式框架结构技术规程》)^[4]等均采用后浇整体式连接方式。与后浇整体式连接相比，装配式连接能更大程度上符合新型建筑工业化要求，但其设计思想与后浇整体式连接明显不同，自20世纪90年代开始部分学者进行了探索研究。Englekirk等^[5-6]提出了一种装配式延性节点的设计思想：在预制柱内预埋延性连杆，预制梁通过螺栓与连杆相连，形成延性连接系统，地震作用下连杆发生塑性变形，从而避免其他构件损坏。Englekirk等^[5-6]对按照上述思想设计的装配式节点进行了试验，并和NIST进行的现浇节点试验作了对比。Kenyon^[7]根据梁柱界面裂缝张开机理，系统提出了3种装配式节点，并重点通过试验研究了后两种节点。林宗凡等^[8]提出的装配式延性节点的设计思想与上述思想基本一致：节点区设计成较弱于预制构件，地震作用下，在预制构件维持相对不损坏的同时，节点本身已能适应大部分侧向位移以耗散能量，设计时无需对预制构件做严格的延性设计。基于这一思想，林宗凡等^[8]分别对按照拉-压屈服、摩擦滑移、非线性弹性反应3种机理设计的延性节点进行了试验，对比了不同节点的破坏形态和抗震性能。赵斌等^[9]提出了在柱节点位置预埋螺杆(非延性材料)并伸出柱外，梁端部设置有连接端板的工字形短梁接头，端板通过节点支座(采用橡胶垫支座)、垫板和螺帽与柱实现半刚性连接。Ertas等^[10]进行了带牛腿的装配式焊接节点的试验研究，结果表明焊接节点的变形性能较差。综上所述，延性连接是装配式连接的一种重要方式，即地震作用下弹塑性变形通常发生在连接处，而梁柱构件本身不会破坏，变形在弹性范围内，因此结构恢复性能好，震后只需对连接部位进行修复就可以继续使用，具有较好的经济性能。延性连接具有优良的非线性反应特性，而且它的布置无需避免塑性铰区与节点的重合。由于采用延性连接的装配式混凝土结构符合渐趋主流的“基于性能”的抗震设计思想，越来越受到关注。基于以上研究成果，本文作者在结合国内延性钢材研发生产情况，设计一种新型预制装配式混凝土框架高效延性节点并开展相关试验研究和数值模拟分析。新型节点将实现全装配式连接，符合工业化生产特点。

1  试验概况

1.1  试件设计

本文共设计4个原型足尺节点试件，编号为S1~S4。S1为现浇对比节点，混凝土强度等级C40，配筋图如图1所示。S2~S4为装配式节点，它们的共同点在于，混凝土强度等级及柱配筋均与S1相同，均在预制柱节点核芯区预埋低屈服高延性连杆(按与S1等强代换设计)，荷载作用下，连杆首先屈服，避免其他构件破坏。不同点在于，S2的预制梁顶、底面配筋均为4f20，梁端控制截面钢筋按刻丝后横截面积计算，预制梁钢筋系统相对于节点核芯区连杆系统的超强系数为1.0；S3的预制梁顶、底面配筋均为4f22，梁端控制截面钢筋按刻丝后横截面积计算，预制梁钢筋系统相对于节点核芯区连杆系统的超强系数为1.3；S4的预制梁配筋与S3相同。预制梁通过高强螺栓、连接块与连杆相连，S2和S3的梁柱连接如图2所示，连杆中间带翼缘，主要起锚固作用，防止受力过程中连杆产生较大的滑移；S4的梁柱连接如图3所示，连杆中间不带翼缘；S3和S4的梁柱间均增设一层与预制梁截面尺寸相同的橡胶垫。整个连接以干作业施工为主，只在连接块周围做少量非结构性灌浆处理。

1.2  材料强度

混凝土、钢筋、连杆以及橡胶垫材性如表1~4所示。

1.3  试验加载

根据《钢筋混凝土装配整体式框架节点与连接设计规程》(CECS 43:92)^[11]，并结合节点的设计特点，本试验采用梁端加载方案。采用静力低周反复加载方法，用MTS伺服加载系统双作动器实现节点核芯区两侧梁同步加载，加载图如图4所示。加载时，柱轴压比取0.4；在梁纵向受力钢筋或节点核芯区内延性连杆屈服前采用荷载控制加载，第1循环加载值取混凝土开裂荷载，第2循环加载值取按材料实际强度计算的屈服荷载的70%，第3循环达到屈服；屈服后改用位移控制加载，按屈服位移的倍数加载，每一级位移下反复循环3次，直至荷载下降到峰值荷载的85%以下。

图1  S1节点梁柱配筋图及应变片布置(单位：mm)

Fig. 1  Steel bars and strain gauges layout of S1

图2  S2和S3采用的连杆型式、梁柱连接及应变片布置(单位：mm)

Fig. 2  Rod type, beam and column connection, and strain gauges layout of S2 and S3

图3  S4采用的连杆型式、梁柱连接及应变片布置(单位：mm)

Fig. 3  Rod type, beam and column connection, and strain gauges layout of S4

表1  混凝土、灌浆料的力学性能

Table 1  Mechanical properties of concrete and grouting material

表2  钢筋的力学性能

Table 2  Mechanical properties of steel bars

表3  低屈服高延性连杆的力学性能

Table 3  Mechanical properties of low yield and high ductile rod

表4  橡胶垫的基本性能

Table 4  Basic properties of rubber pad

图4  试验加载图(从西侧看)

Fig. 4  Loading of specimen(look from west side)

1.4  测量内容

测量内容主要包括：梁加载端、柱顶荷载，梁加载端、柱端位移，梁端转角，核芯区剪切变形，梁端、柱端纵筋应变，延性连杆应变，梁端、柱端及核芯区箍筋应变，混凝土应变，裂缝宽度等。

本文分析以南梁为主，方向以向下为正。从西侧看，左为北梁，右为南梁。

2  试验结果与分析

2.1  节点破坏过程

对于S1节点，荷载控制加载时，加载到20 kN时，南梁梁端顶面混凝土首先开裂；加载到62.23 kN时，梁中钢筋屈服，此时，裂缝主要分布在梁上(正向加载最大裂缝宽度为1.5 mm、负向加载最大裂缝宽度为0.45 mm)，柱及节点核芯区均未出现裂缝。

位移控制加载时，加载到15 mm时，原裂缝没有延伸，没有出现新裂缝，但加载到-15 mm时，原裂缝发生较明显延伸并伴随有新裂缝出现；加载到30 mm时，裂缝明显变宽，梁柱交界处附近最大裂缝宽度已达4 mm，加载到-30 mm时最大裂缝宽度已达6 mm；加载到45 mm时，西侧，北梁与柱交界处开始出现破坏；加载到-60 mm时，西侧节点核芯区出现明显斜裂缝；加载到75 mm时，梁柱交界处开始发生较明显脱开；加载到90 mm时，梁端混凝土剥落已非常严重，梁端钢筋逐渐失去侧向支撑；加载到最大位移120 mm时，梁端钢筋压屈严重，节点发生梁端弯曲型破坏，形成典型的梁铰机制。S1节点破坏形态如图5(a)所示。

对于S2节点，荷载控制加载时，加载到19 kN时，南北梁灌浆料与原混凝土交界面开裂，加载到-20 kN时，梁上有新裂缝出现；加载到-40 kN时，梁柱交界面微裂；加载到62.38 kN时，节点核芯区内延性连杆发生屈服，此时，裂缝主要分布在梁上(正向加载最大裂缝宽度为0.35 mm、负向加载最大裂缝宽度为0.25 mm，明显小于S1)，柱及节点核芯区均未出现裂缝。

位移控制加载时，加载到30 mm时，节点核芯区出现斜裂缝；加载到45 mm时，梁柱交界处开始发生脱开；加载到75 mm时，随着梁柱交界处脱开比较明显，梁上正负向加载裂缝宽度呈减小趋势，说明随着延性连杆屈服伸长、梁柱界面脱开，梁中钢筋由于仍处于弹性状态而产生回缩；加载到120 mm时，梁柱破坏相对轻微，梁柱交界处柱表面有凸起剥落现象发生，节点核芯区出现交叉型斜裂缝，节点核芯区内延性连杆充分屈服；之后，延性连杆屈服变形持续增大，加载到180 mm时，节点核芯区伴随剪切破坏特征出现。S2节点破坏形态如图5(b)所示。

对于S3节点，荷载控制加载时，加载到30 kN时，北梁顶面灌浆料与原混凝土交界面开裂；加载到-40 kN时，梁柱交界面微裂；加载到66.43 kN时，节点核芯区内延性连杆发生屈服，此时，裂缝主要分布在梁上(正负向加载最大裂缝宽度均为0.1 mm，明显小于S1和S2)，柱及节点核芯区均未出现裂缝。

位移控制加载时，加载到30 mm时，节点核芯区出现斜裂缝；加载到45 mm时，梁柱交界面以下西北侧柱角出现开裂，加载到-45 mm时，节点核芯区斜裂缝基本不再扩展；同样，加载过程中随着梁柱交界处脱开的增大，梁上正负向加载裂缝宽度亦呈减小趋势，加载到-75 mm时，梁上最大裂缝宽度仅有0.05 mm；加载到120 mm时，梁柱破坏相对轻微，梁柱交界处四周柱表面有凸起剥落现象发生，节点核芯区出现交叉型斜裂缝，节点核芯区内延性连杆充分屈服；之后，延性连杆屈服变形持续增大，最大试验位移达到195 mm，此时，节点核芯区亦出现剪切破坏特征。S3节点破坏形态如图5(c)所示。

对于S4节点，荷载控制加载时，加载到30 kN时，南北梁端均出现裂缝，南梁梁柱交界面微裂，加载到-30 kN时，南北梁灌浆料与原混凝土交界面开裂；加载到65.01 kN时，节点核芯区内延性连杆发生屈服，此时，裂缝主要分布在梁上(正向加载最大裂缝宽度为0.15 mm、负向加载最大裂缝宽度为0.1 mm，亦明显小于S1和S2)，柱及节点核芯区均未出现裂缝。

位移控制加载时，加载到30 mm时，节点核芯区没有出现斜裂缝，梁柱交界面四周柱表面出现轻微开裂，加载到-30 mm时，梁上裂缝基本出齐，破坏向梁柱交界面处集中；加载到60 mm时，南北梁灌浆料处水平裂缝不明显，这一点较S2和S3明显改善；加载到120 mm时，节点核芯区仍旧没有出现斜裂缝，这一点与S2和S3显著不同，梁柱交界面四周柱表面混凝土凸起剥落明显，延性连杆充分屈服，由于中间不带翼缘，延性连杆产生了明显滑移；之后，正负向加载过程中，延性连杆滑移均比较明显，最大试验位移达到150 mm，此时，节点核芯区没有出现剪切破坏，破坏主要集中在梁柱交界面四周柱表面混凝土剥落。S4节点破坏形态如图5(d)所示。

图5  节点破坏形态

Fig. 5  Failure patterns of the joints

2.2  主要试验结果

主要试验结果见表5所示。由表5可知：正负向加载时，无论是屈服荷载还是峰值荷载，S2~S4均高于S1，且在整个加载过程中连杆没有被拉断现象，表明S2~S4均满足承载力设计要求；在节点核芯区埋置低屈服高延性连杆后，S2正负向加载位移延性系数分别达到8.51和11.17，S3正负向加载位移延性系数分别达到8.89和10.76，均明显比S1的高，表明受力过程中连杆的延性性能得到了充分发挥，而S4由于其顶排连杆在加载过程中滑移严重，其正向加载位移延性系数只有2.39，负向加载位移延性系数也只有6.06，节点延性较差。

2.3  滞回曲线

试件S1~S4的滞回曲线如图6所示。由图6可见：S1梁端荷载-位移滞回曲线具有拉压屈服型滞回曲线特征，屈服前，滞回曲线呈尖梭形，屈服后，滞回曲线形状饱满，加载后期滞回曲线出现轻微捏缩，卸载后有残余变形；由于预制梁始终处于弹性工作状态，S2和S3梁端荷载-位移滞回曲线具有一定程度的非线性弹性滞回曲线特征，另外，延性连杆受拉屈服伸长后再受压时，梁柱并不接触，此时，连接刚度主要由连杆系统提供，延性连杆受压屈服回缩后，梁柱再次接触，连接刚度随之增大，连接刚度的反复变化也使得滞回曲线出现捏缩效应，国外同类研究亦得出了类似的结论^[5]，但卸载后残余变形相对要小；S4则由于延性连杆产生较大滑移，滞回曲线捏缩最为严重，而且随着梁柱交界面四周柱表面混凝土剥落，连杆端头部位混凝土很容易压碎，加载过程中，预制梁还会出现竖直方向上的滑移，因此导致节点正向承载能力迅速降低。

表5  主要试验结果

Table 5  Main test results

图6  梁端荷载-位移滞回曲线

Fig. 6  Hysteretic loops of beam-end load-displacement

根据梁柱节点计算梁端位移的传统方法^[12]可知，梁端位移主要与以下3部分有关：(1) 梁自身变形，(2) 柱变形，(3) 节点核芯区剪切变形。对于S1节点，在整个加载过程中，柱变形和节点核芯区剪切变形都比较小，梁端位移主要由梁端塑性铰机制产生，梁铰机制属于整体机制，因此，对于S1，梁端荷载~位移滞回曲线能够比较完备的反映整个节点的变形及耗能性能。对于S2~S4节点，在整个加载过程中，梁柱中受力主筋基本上都没有屈服，梁柱自身变形都比较小，而位于节点核芯区内的延性连杆充分屈服，其变形不断增大，增强了梁柱交界面的转动能力(如图7所示：加载到105 mm时，正负向加载时，S2~S4梁端转角均已明显比S1的大，而S3和S4的梁端转角比S2的大则与S3和S4梁柱间增设橡胶垫有关)，延性连杆的屈服变形对梁端位移有很大影响，另外，加载后期，节点核芯区剪切变形增大，对梁端位移也有一定影响。

2.4  骨架曲线及荷载特征值

试件S1~S4的骨架曲线如图8所示。由图8可知，与S1相比，S2和S3的水平持荷变形段较长，表现出很强的后期变形能力，负向加载时尤为明显，这主要是因为，加载方向以向下为正，负向加载意味着要向上克服重力作用，重力的有利作用增强了节点的持荷能力。对于S2，正向加载到峰值荷载后，荷载较快降到略低于0.85P_m水平，但此后骨架曲线基本保持水平，因此取骨架曲线水平段下降点对应的位移为正向加载的破坏位移；负向加载到试验最大位移时，相应荷载仍略高于0.85P_m水平，但此时正向加载破坏已很严重，综合考虑取试验最大位移作为负向加载的破坏位移。对于S4，正向加载时，由于连杆滑移比较严重，达到峰值荷载后，荷载很快降到0.85P_m水平以下，负向加载时则表现出一定的持荷变形能力，表明正向加载时节点核芯区顶排受拉连杆滑移明显，而负向加载时底排受拉连杆基本没有发生滑移。

图7  梁端弯矩-转角曲线

Fig. 7  Beam-end moment-rotation angle curves

图8  梁端荷载-位移骨架曲线

Fig. 8  Skeleton curves of beam-end load-displacement

2.5  梁、柱及节点核芯区钢筋屈服情况

梁纵筋、延性连杆、柱筋和核心区箍筋的应变变化如图9~12所示。图9~12展示了梁、柱及节点核芯区钢筋的屈服情况(图中钢筋应变片的具体布置位置可参见图1~3)，图中不同位置钢筋应变存在差异与正负加载方向有关，个别图中同一位置钢筋存在差异则可能与受力不均匀或应变片临近破坏时数据出现波动有关，另外，观测表明，与S2相似，S3和S4梁柱中纵筋均未屈服，为节省篇幅，S3和S4梁柱中纵筋应变曲线不再列出。由图9~12可见：在加载过程中，对于S1，梁中纵筋充分屈服，节点核芯区梁纵筋个别屈服，柱中纵筋没有屈服，节点核芯区箍筋个别屈服，钢筋屈服情况与其梁铰破坏机制是一致的；对于S2，梁中纵筋没有屈服，节点核芯区延性连杆充分屈服，柱中纵筋没有屈服，节点核芯区箍筋部分屈服，钢筋屈服情况与梁柱保持弹性工作状态、延性连杆充分屈服及加载后期剪切变形增大是一致的，表明S2基本达到设计目的，即荷载作用下，延性连杆发生塑性变形，尽量避免其他构件发生破坏；对于S3，其受力机制与S2基本相同；对于S4，梁柱保持弹性工作状态，延性连杆充分屈服并发生了严重的滑移，但由于延性连杆没有中间翼缘，受力过程中对节点核芯区的锚固损伤明显减轻，节点核芯区箍筋均未屈服。

图9  梁纵筋应变的变化

Fig. 9  Strain of longitudinal steel bars in beam

图10  节点核芯区梁纵筋及延性连杆应变的变化

Fig. 10  Strain of beam longitudinal steel bars and ductile rods in core area of joint

2.6  节点核芯区剪切变形分析

节点核心区剪切变形曲线如图13所示。由图13可知：S2和S3节点核芯区剪切变形明显比S1和S4大，这与前面分析的节点核芯区斜裂缝分布规律以及箍筋应变大小是一致的。根据Paulay等^[13]的研究，梁柱节点中主要存在2种传力机构，即斜压杆机构和桁架机构。延性连杆通过其中间翼缘在节点核芯区中间锚固，对节点核芯区形成的抵抗剪切作用的斜压杆机构具有削弱作用，而对桁架机构具有增强作用^[5]，这在一定程度上会增加节点核芯区箍筋的应力，从而造成节点核芯区混凝土剪切破坏，要求预制柱在节点核芯区的箍筋配置进一步加密。

图11  柱纵筋应变的变化

Fig. 11  Strain of longitudinal steel bars in column

图12  节点核芯区箍筋应变的变化

Fig. 12  Strain of stirrup in core area of joint

图13  节点核芯区剪切变形曲线

Fig. 13  Shear deformation curves of core area of joint

2.7  高效延性节点有限元分析

本文以S2为例，通过有限元技术(ANSYS)分析了节点核芯区箍筋加密前后裂缝分布形态及混凝土主应力变化情况。

图14列出了节点核芯区箍筋加密前后裂缝分布形态。由图14可见：节点核芯区箍筋加密(由100 mm变为50 mm)以后，节点核芯区斜裂缝数量明显减少，除梁上受弯裂缝以外，其他裂缝主要集中在节点核芯区角部及梁柱交界面附近柱表面，这些裂缝主要是由延性连杆两边端头变粗以及连接钢块与混凝土间存在刚度差异所引起的。图15列出了节点核芯区箍筋加密后柱表面(图14(b)中虚线位置，模型坐标原点位于柱中间)混凝土主应力与加密前之比，由图15可见：无论屈服荷载时还是峰值荷载时，箍筋加密后，第1主应力和第2主应力均有比较明显的降低，许多点降幅超过40%，个别点降幅存在波动则主要与混凝土开裂导致计算应力集中有关(峰值荷载时更为明显一点)，但箍筋加密对第3主应力影响较小，基本上没有降低或降幅较小。总的来看，节点核芯区箍筋加密对控制斜裂缝的效果以及混凝土主应力还是比较明显的。

3  结论

(1) 预制装配式高效延性节点承载力高于现浇对比节点，满足承载力设计要求。

(2) 在节点核心区预埋低屈服高延性连杆并通过中间翼缘有效锚固后，节点后期变形能力得到有效加强，位移延性系数明显高于现浇对比节点；如果连杆中间不设翼缘，则加载过程中连杆滑移严重，节点延性较差。

图14  节点核芯区箍筋加密前后裂缝分布形态(峰值荷载时)

Fig. 14  Crack distribution patterns before and after the stirrup spacing was reduced in the core area of the joint (at peak load)

图15  节点核芯区箍筋加密后柱表面混凝土主应力与加密前之比

Fig. 15  Principal stress ratios after and before the stirrup spacing was reduced in the core area of the joint

(3) 加载过程中，连杆首先屈服并发生充分的塑性变形，梁柱基本保持弹性状态，达到了延性连接设计目的。但加载后期，由于连杆中间翼缘的锚固作用对节点核芯区形成的抵抗剪切作用的传力机构的改变，节点核芯区剪切变形增大，有限元分析表明，节点核芯区箍筋加密以后可有效抵抗剪切变形。

(4) 装配式延性连接的滞回曲线基本上都出现了不同程度的捏缩现象，这是由其特殊的受力机制决定的，即装配式延性连接的弹塑性变形都发生在连接处，不再形成梁铰机制；装配式延性连接对节点核芯区抵抗剪切变形的能力提出了更高要求，要求箍筋配置进一步加密；在梁柱间增设橡胶垫，其缓冲及耗能效果不明显。

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(编辑  陈爱华)

收稿日期：2012-09-29；修回日期：2012-12-29

基金项目：上海市科学技术委员会科技支撑计划项目(10dz1202200, 10dz0583600)

通信作者：李向民(1973-)，男，山东东营人，博士，教授级高级工程师，从事住宅工业化研究；电话：021-64390809；E-mail：13601902634@163.com