設(shè)置開孔腹板耗能連梁的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)抗震性能分析

葛 俊， 趙寶成

（蘇州科技大學(xué) 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 蘇州215011）

自1976 年唐山大地震以來，我國(guó)對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能更加重視，對(duì)工程結(jié)構(gòu)抗震領(lǐng)域的研究有所加強(qiáng)，但是在汶川地震后，發(fā)現(xiàn)多數(shù)結(jié)構(gòu)仍須加固或重建，造成了嚴(yán)重的生命和財(cái)產(chǎn)損失[1]。 結(jié)構(gòu)修復(fù)時(shí)耗費(fèi)的時(shí)間和人力成本較高，由于地震作用具有不確定性和復(fù)雜性，結(jié)構(gòu)的主要受力構(gòu)件在地震作用后會(huì)發(fā)生塑性變形，且不容易修復(fù)。 因此學(xué)者們趨向于研究建筑結(jié)構(gòu)在經(jīng)歷地震后使用功能的快速恢復(fù)[2-3]，基于此提出了可更換耗能構(gòu)件的可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)。 可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)中的可更換構(gòu)件在結(jié)構(gòu)中布置靈活，操作方便，一般設(shè)置在容易發(fā)生塑性變形的部位[4]，集中耗散能量。 連柱結(jié)構(gòu)體系是其中一種。 連柱結(jié)構(gòu)體系分為連柱鋼框架結(jié)構(gòu)[5-9]和連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)兩種。趙寶成等[10]提出的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度相對(duì)較大，可以應(yīng)用于高層建筑結(jié)構(gòu)中；對(duì)比分析了高層的K 形偏心支撐結(jié)構(gòu)和連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的抗震性能，結(jié)果表明：連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)耗能發(fā)展更充分，層間剪力沿層高分布均勻；加載到最大位移后，連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)可繼續(xù)承載。 為了增大耗能連梁的兩端相對(duì)豎向變形，劉尚等[11-12]提出了中柱采用可抬起柱腳的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)形式，分析了支撐框架鋼材等級(jí)和高跨比變化時(shí)結(jié)構(gòu)的抗震性能，并與柱腳剛接的結(jié)構(gòu)形式作對(duì)比；結(jié)果表明：與柱腳剛接連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)相比，柱腳耗能結(jié)構(gòu)的滯回性能較為優(yōu)異。

為了進(jìn)一步簡(jiǎn)化柱腳的構(gòu)造形式，同時(shí)達(dá)到耗能的效果，本文提出了在柱腳處連柱之間通過耗能連梁連接以形成柱腳處可耗能的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)。 結(jié)構(gòu)的中柱柱腳底板與基礎(chǔ)接觸，不限制柱腳向上的豎向變形，耗能連梁剪切變形因此增加。連柱之間所有耗能連梁的豎向剪切變形協(xié)調(diào)，結(jié)構(gòu)整體耗能效果好。為了確保連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)盡早進(jìn)入塑性耗能，對(duì)柱腳耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的耗能連梁采用開孔腹板耗能連梁。 采用ABAQUS 有限元軟件建立了分析模型，研究了開孔腹板耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比、開孔耗能連梁長(zhǎng)度、支撐框架所在跨度等設(shè)計(jì)參數(shù)變化時(shí)，設(shè)置開孔腹板耗能連梁的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)滯回性能。

1 試件設(shè)計(jì)

參考《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB50017-2017)、《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50011-2010）及《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ99-2015）、《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009-2012）等相關(guān)規(guī)范規(guī)程，設(shè)計(jì)了3 跨6 榀15 層的柱腳剛接連柱支撐鋼框架原型結(jié)構(gòu)，然后再在柱腳處連柱之間通過耗能連梁連接以形成柱腳處可耗能的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)。 采用SAP2000 軟件計(jì)算原型結(jié)構(gòu)，如圖1 所示。

選取原型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)算例中的第一層到第三層支撐布置在中間跨的結(jié)構(gòu)作為有限元分析模型的BASE-K試件。BASE-K 試件的支撐框架跨度4.2 m，耗能連梁長(zhǎng)度0.9 m，層高3.6 m，底層層高4.5 m。開孔腹板耗能連梁采用Q235B 鋼材，框架梁、柱、支撐等其他構(gòu)件采用Q345B 鋼材。 試件邊柱柱腳與基礎(chǔ)固接，中柱柱腳

底板與基礎(chǔ)接觸，不限制其豎向向上變形。 試件尺寸如圖2 所示；各構(gòu)件截面尺寸如表1 所列。

圖2 BASE-K 試件尺寸

圖1 原型結(jié)構(gòu)立面圖

BASE-K 試件中采用的長(zhǎng)圓孔腹板耗能連梁尺寸如圖3 所示。 各字母表示含義及定義的長(zhǎng)寬比和開孔率如表2 所列。

圖3 長(zhǎng)圓孔腹板耗能連梁尺寸圖

表2 長(zhǎng)圓孔腹板耗能連梁尺寸含義

耗能連梁采用腹板長(zhǎng)圓孔時(shí)，對(duì)耗能連梁滯回性能影響最大的是孔間柱長(zhǎng)寬比β[13]，為此設(shè)計(jì)了KR 系列試件。KR 系列試件與BASE-K 試件的開孔率相同，孔間柱長(zhǎng)寬比不同。耗能連梁剛度和支撐剛度改變時(shí)，會(huì)影響柱腳耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的整體剛度，在BASE-K 試件的基礎(chǔ)上改變耗能連梁長(zhǎng)度和支撐跨跨度得到的試件分別為KL 系列試件和KH 系列試件。 各系列試件具體參數(shù)值如表3 所列。

表3 各系列試件參數(shù)表

2 有限元模型的建立與驗(yàn)證

2.1 鋼材的本構(gòu)關(guān)系

有限元模型中鋼材本構(gòu)模型采用簡(jiǎn)化的雙線性強(qiáng)化模型，往復(fù)荷載作用下的本構(gòu)關(guān)系采用隨動(dòng)強(qiáng)化模型（Kinematic），模型采用了Mises 屈服準(zhǔn)則，有限元模擬過程中采用的不同等級(jí)的鋼材性能參數(shù)如表4 所列。 其中Q345-1 鋼材對(duì)應(yīng)厚度不大于16 mm 的鋼材，Q345-2 鋼材對(duì)應(yīng)厚度大于16 mm 的鋼材。

表4 鋼材性能參數(shù)

2.2 模型單元?jiǎng)澐旨斑吔鐥l件

2.2.1 模型單元?jiǎng)澐旨敖佑| 在有限元分析模型中，所有構(gòu)件均采用實(shí)體（solid）單元，單元類型為C3D8I 單元。 模型中柱的網(wǎng)格劃分為120 mm，框架梁的網(wǎng)格劃分為150 mm，支撐的網(wǎng)格劃分為80 mm，耗能連梁的網(wǎng)格劃分為60 mm。 框架柱、框架梁、支撐之間焊接的連接節(jié)點(diǎn)均采用綁定連接模擬。 耗能連梁端板與柱翼緣之間采用高強(qiáng)螺栓連接和耗能連梁端板與柱翼緣之間采用焊接連接對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能幾乎沒有影響[11]，因此耗能連梁端板與柱翼緣之間的高強(qiáng)螺栓連接也可以采用綁定接觸（Tie）來模擬?？商鹬_與基礎(chǔ)之間的接觸通過柱腳與底板之間的接觸來模擬，不限制柱腳向上的豎向變形。 接觸面法線方向選取“硬接觸”，切

線方向選取“罰函數(shù)法”（Penalty）計(jì)算摩擦。

2.2.2 模型邊界條件 耦合約束所有方向自由度的構(gòu)件：兩邊固接柱腳底部。 約束面外自由度（Uz）：支撐所在跨的框架梁。 水平荷載施加點(diǎn)為耦合的各層柱在梁高形心內(nèi)一點(diǎn)，豎向荷載施加點(diǎn)為耦合的各柱柱頂形心處一點(diǎn)。 為了考慮模擬過程中二階效應(yīng)對(duì)連柱支撐鋼結(jié)構(gòu)的影響，打開軟件的大變形開關(guān)。 BASE-K 試件的有限元分析模型如圖4 所示。

2.3 模擬加載制度

有限元模擬加載制度：（1）在柱頂施加0.2Ny的豎向軸力（Ny為柱全截面屈服時(shí)的軸壓力）；（2）采用倒三角水平位移加載[14]，按比例施加在柱翼緣每層加載點(diǎn)處，水平位移控制的低周往復(fù)荷載按Δy/4、Δy/2、3Δy/4、Δy、、2Δy、3Δy……的方式進(jìn)行（Δy為結(jié)構(gòu)的顯著屈服位移，由等能量原理在試件單調(diào)加載后確定得到[15]）。加載位移小于Δy時(shí)每級(jí)循環(huán)一次，而達(dá)到Δy后水平加載位移每級(jí)循環(huán)兩次，一直加載到試件發(fā)生破壞為止。

2.4 有限元模型驗(yàn)證

選取文獻(xiàn)[16]中的1/3 縮尺的兩層單跨K 形偏心支撐鋼框架試驗(yàn)進(jìn)行有限元模擬驗(yàn)證。 試驗(yàn)試件層高1.2 m，跨度1.9 m，耗能段長(zhǎng)度0.3 m。 各構(gòu)件的截面尺寸參數(shù)如表5 所列。 采用2.2 節(jié)中介紹的模擬方法建立了對(duì)應(yīng)的有限元模型，模型中采用的鋼材材性、邊界條件和加載方式都來源于試驗(yàn)。結(jié)果對(duì)比如圖5 所示。采用2.2 節(jié)有限元模擬方法得到的滯回曲線受到本構(gòu)模型簡(jiǎn)化、柱腳完全剛接等因素的影響，剛度值稍大于試驗(yàn)所得剛度，但是滯回曲線的趨勢(shì)與試驗(yàn)的一致，較為吻合，最大承載力也基本保持一致。 所以上述有限元分析方法可用于柱腳耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的滯回性能分析。

圖4 BASE-K 試件有限元模型

表5 試驗(yàn)試件各構(gòu)件截面參數(shù)[16]

圖5 K 形偏心支撐框架試驗(yàn)與模擬的滯回曲線對(duì)比

3 有限元分析結(jié)果

3.1 BASE-K 試件破壞過程

BASE-K 試件在加載過程中的塑性發(fā)展過程如下：柱腳處耗能連梁、一層處耗能連梁及二層耗能連梁在水平位移加載到3.75 mm 時(shí)，腹板長(zhǎng)圓孔兩端局部進(jìn)入塑性，三層耗能連梁在水平位移為5.25 mm 時(shí)長(zhǎng)圓孔兩端局部進(jìn)入塑性。 位移加載值在7.5～14.91 mm 區(qū)間時(shí)，柱腳處耗能連梁及各層耗能連梁開孔塑性區(qū)域逐漸擴(kuò)散至整個(gè)孔長(zhǎng)的周圍。 位移加載值為20.53 mm 時(shí)， 耗能連梁孔間短柱開始進(jìn)入塑性耗能。 位移加載值達(dá)到29.44 mm 時(shí)，柱腳處耗能連梁及各層耗能連梁都進(jìn)入孔間短柱耗能。 兩側(cè)固接柱腳在水平位移為49.94 mm 時(shí)局部進(jìn)入塑性。 中間可抬起柱柱腳在水平位移為57.67 mm 時(shí)局部進(jìn)入塑性。位移加載值達(dá)到94.71 mm 時(shí)，柱腳處耗能連梁及各層處耗能連梁開孔腹板大面積處的應(yīng)力達(dá)到了極限應(yīng)力值，固接柱腳及可抬起柱腳處應(yīng)力值也較大，可認(rèn)為BASE-K 試件達(dá)到破壞狀態(tài)。 破壞模式如圖6 所示。

由BASE-K 試件的破壞過程可看出，在設(shè)置開孔腹板耗能連梁的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)體系中，由開孔耗能連梁先進(jìn)入塑性耗能，其次是柱腳進(jìn)入塑性，塑性發(fā)展次序理想。

圖6 BASE-K 試件破壞模式

3.2 KR 系列試件有限元分析結(jié)果

為了研究耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比改變時(shí)，連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的滯回性能，設(shè)計(jì)了孔間柱長(zhǎng)寬比不同的KR系列試件。

3.2.1 滯回曲線 圖7 為滯回曲線（橫坐標(biāo)為施加在模型頂層的水平位移，縱坐標(biāo)荷載為基底剪力）。 KR 系列試件的滯回曲線由于可耗能柱腳底板與基礎(chǔ)之間存在接觸，所以存在捏縮現(xiàn)象。 孔間柱長(zhǎng)寬比增加時(shí)，捏縮現(xiàn)象愈加明顯，孔間柱越趨于細(xì)長(zhǎng)時(shí)，試件承載力越小，滯回環(huán)包圍的面積減小。 KR-1 試件、KR-2 試件、BASE-K 試件、KR-3 試件的極限荷載隨孔間柱長(zhǎng)寬比的增加依次在減小，滯回性能減弱。

圖7 KR 系列試件滯回曲線

3.2.2 骨架曲線 從圖8 所示KR 系列試件骨架曲線的結(jié)果可以看出，骨架曲線隨著孔間柱長(zhǎng)寬比的增加而降低。 在水平位移較小階段，KR-1 試件、KR-2 試件、BASE-K 試件的初始骨架曲線幾乎重合， 孔間柱長(zhǎng)寬比較大的KR-3 試件的初始骨架曲線略低。 進(jìn)入耗能之后，KR-3 模型的骨架曲線明顯低于KR-1 試件、KR-2 試件及BASE-K 試件。 模型KR-1 的荷載最大值為6987.03kN，KR-2 試件、BASE-K 試件、KR-3試件的承載力最大值分別為6 705.78、6 548.38、4564.56 kN。模型KR-3 的極限荷載與KR-1 試件相比減幅達(dá)到了34.67%。 開孔耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比增加時(shí)，試件極限荷載

隨之減小。

圖8 KR 系列試件骨架曲線

3.2.3 剛度退化曲線 圖9 顯示了KR 系列試件的剛度退化規(guī)律，峰值割線剛度Ki的計(jì)算公式如下

其中，Δi為加載級(jí)最大位移值，F(xiàn)i為加載級(jí)最大荷載值。

由剛度退化曲線圖可看出KR-3 試件初始剛度值明顯低于KR-1 試件、KR-2 試件及BASE-K 試件。 開孔耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比越大，試件剛度越小。 位移加載級(jí)增加時(shí)，KR 系列試件剛度值退化緩慢，逐漸趨于一致。 模型KR-1 的初始剛度最大值為203.11 kN/mm，KR-2 試件、BASE-K 試件、KR-3 試件的初始剛度最大值分別為188.96、177.25、113.27 kN/mm。 KR-3 試件的彈性剛度值與KR-1 試件相比減幅達(dá)到了44.23%。KR-1 試件、KR-2 試件、BASE-K 試件、KR-3 試件的剛度退化幅度分別為83.89%、83.75%、81.94%、80.73%。開孔耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比增加時(shí)，試件剛度退化幅度減小，抗側(cè)剛度下降較多。

3.2.4 累積滯回耗能 累積滯回耗能是試件在加載的過程中每級(jí)耗散的的能量疊加，KR 系列試件的整體滯回耗能如圖10 所示。 模型KR-1 的總耗能值為14 124 kN·m。 KR-2 試件、BASE-K 試件、KR-3 試件的累積滯回耗能值分別為12 860、1 1651、7 745 kN·m， 試件KR-3 的耗散能量值與KR-1 試件相比減幅達(dá)到了45.16%。 開孔耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比增加時(shí)，試件整體耗散能量減小，滯回性能變差。

綜合分析KR 系列試件的極限承載力、剛度值的大小及整體耗能能力，建議開孔耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比可取為1.1～2.1。

圖9 KR 系列試件剛度退化曲線

圖10 KR 系列試件總耗能值

3.3 KL 系列試件有限元分析結(jié)果

為了分析長(zhǎng)圓孔腹板耗能連梁長(zhǎng)度對(duì)柱腳可耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)滯回性能的影響， 設(shè)計(jì)了KL 系列試件，KL 系列試件的孔間柱長(zhǎng)寬比與開孔率保持一致，開孔耗能連梁長(zhǎng)度不同。

3.3.1 滯回曲線 KL 系列試件的滯回曲線如圖11 所示，KL 系列試件的滯回曲線與KR 系列試件一致，都有捏縮現(xiàn)象。 結(jié)構(gòu)剛度隨開孔腹板耗能連梁的增長(zhǎng)而減小，BASE-K 試件，KL-1 試件、KL-2 及KL-3 試件的極限荷載依次減小，滯回性能提升。

圖11 KL 系列試件滯回曲線

3.3.2 骨架曲線 KL 系列試件骨架曲線變化如圖12 所示， 水平位移加載級(jí)較小時(shí)，KL 系列試件骨架趨勢(shì)幾乎一致；位移加載較大階段，隨著開孔腹板耗能連梁長(zhǎng)度的增加，KL 系列試件的骨架趨勢(shì)隨之變低，結(jié)構(gòu)承載力呈減小趨勢(shì)。模型BASE-K 的極限荷載為6 548.38 kN，KL-1 試件、KL-2 試件、KL-3 試件的極限荷載值依次為6 199.96、5 975.24、4 832.3 kN，模型KL-3 的極限荷載與BASE-K 試件相比減幅達(dá)到了35.51%。

3.3.3 剛度退化曲線 KL 系列試件剛度變化如圖13 所示， 整個(gè)試件的剛度隨開孔腹板耗能連梁長(zhǎng)度的增

長(zhǎng)而減小。 各模型的剛度退化曲線隨著水平加載位移的增加逐漸趨于一致。 試件BASE-K 的初始彈性剛度最大值為177.25 kN/mm，KL-1 試件、KL-2 試件、KL-3 試件的初始剛度依次為170.98、163.1、131.22 kN/mm；試件KL-3 的彈性剛度值與BASE-K 試件相比減幅達(dá)到了25.97%。 BASE-K 試件、KL-1 試件、KL-2 試件、KL-3 試件的剛度退化幅度分別為81.94%、82.41%、82.14%、81.98%，相差不大。 KL 系列試件隨著開孔腹板耗能連梁長(zhǎng)度的增加，抗側(cè)剛度在減小。

3.3.4 累積滯回耗能 KL 系列試件累積滯回耗能如圖14 所示， 從圖可以看出KL 系列試件整體結(jié)構(gòu)耗散的能量隨開孔腹板耗能連梁長(zhǎng)度的增加而增加，但增幅在減小。 耗能連梁達(dá)到一定長(zhǎng)度之后，塑性發(fā)展不充分。 BASE-K 試件耗散能量值為1 1651 kN·m，KL-1、KL-2、KL-3 的累積滯回耗能值依次為13 134、14 937、15 123 kN·m；試件KL-3 的耗散能量值與BASE-K 試件相比漲幅達(dá)到了29.8%。

圖12 KL 系列試件骨架曲線

圖13 KL 系列試件剛度退化曲線

圖14 KL 系列試件總耗能值

3.4 KH 系列試件有限元分析結(jié)果

為了分析長(zhǎng)圓孔腹板耗能連梁支撐框架跨度改變時(shí)，柱腳耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)滯回性能發(fā)生的變化，設(shè)計(jì)了KH 系列試件，KH 系列試件采用與BASE-K 試件一致的開孔腹板耗能連梁，支撐框架跨度不同。

3.4.1 滯回曲線 KH 系列試件滯回環(huán)包圍的面積如圖15 所示，KH 系列試件的滯回曲線捏縮現(xiàn)象明顯。整體結(jié)構(gòu)剛度隨支撐框架跨度的增長(zhǎng)而增大，BASE-K 試件，KH-1 試件、KH-2 及KH-3 試件的極限荷載依次增大，滯回性能提升。

圖15 KH 系列試件滯回曲線

3.4.2 骨架曲線 KH 系列試件骨架曲線變化如圖16 所示。在水平加載位移較小的初始彈性階段，KH 系列試件骨架曲線幾乎重合；在位移加載級(jí)增加時(shí)，各骨架曲線顯現(xiàn)出一定的差異。 圖中模型BASE-K 的極限荷載為6 548.38 kN，KH-1 試件、KH-2 試件、KH-3 試件的極限荷載值依次為7 224.55、7 703.68、8 166.04 kN，模型KH-3 的極限荷載與BASE-K 試件相比漲幅達(dá)到了24.7%。由有限元模擬結(jié)果分析可知，骨架曲線隨支撐框架的跨度增大而提高，承載力最大值也隨之增大。

3.4.3 剛度退化曲線 KH 系列試件在循環(huán)往復(fù)荷載作用下的剛度變化如圖17 所示。 由有限元模擬分析結(jié)果可知，KH 系列試件的割線剛度隨著支撐框架跨度的增加而增加。 各模型的剛度退化曲線初始階段差別較大，隨著水平加載位移的增加逐漸趨于一致。試件BASE-K 的初始彈性剛度值為177.25 kN/mm，KH-1 試件、KH-2 試件、KH-3 試件的初始剛度值依次為208.45、226.01、238.37 kN/mm， 模型KH-3 的彈性剛度與BASE-K 試件相比漲幅達(dá)到了34.48%。 BASE-K 試件、KH-1 試件、KH-2 試件、KH-3 試件的剛度退化幅度分別為81.94%、83.38%、83.67%、83.58%，則支撐框架跨度增大時(shí)，采用長(zhǎng)圓孔耗能連梁柱腳耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度退化幅度先增大后減小，剛度退化曲線隨之提高，剛度隨之增大。

3.4.4 累積滯回耗能 KH 系列試件累積滯回耗能如圖18 所示。 由有限元模擬分析結(jié)果可知，支撐所在跨度增大時(shí)，KH 系列試件累積滯回耗能值增大。 試件BASE-K 耗散的能量為11 651 kN·m，KH-1 試件、KH-2試件、KH-3 試件的累積滯回耗能值依次為13 859、14 682、15 530 kN·m； 試件KH-3 的耗散能量值與BASE-K 試件相比漲幅達(dá)到了33.29%。 采用長(zhǎng)圓孔耗能連梁柱腳耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的支撐跨跨度增大，結(jié)構(gòu)耗能性能提高。

圖16 KH 系列試件骨架曲線

圖17 KH 系列試件剛度退化曲線

圖18 KH 系列試件總耗能值

4 結(jié)論

本文研究了開孔腹板耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比、 開孔耗能連梁長(zhǎng)度、 支撐框架所在跨度等設(shè)計(jì)參數(shù)變化時(shí)，設(shè)置開孔腹板耗能連梁的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)的性能，得出如下結(jié)論：

（1）采用長(zhǎng)圓孔耗能連梁柱腳耗能的連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)滯回性能較好，當(dāng)開孔耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比增大時(shí)，整體結(jié)構(gòu)的極限荷載、剛度及累積耗能都減小，長(zhǎng)寬比越大，減小程度越大。 建議開孔耗能連梁孔間柱長(zhǎng)寬比可取為1.1～2.1。

（2）柱腳可耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)采用長(zhǎng)圓孔腹板耗能連梁時(shí)，耗能連梁長(zhǎng)度增加會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的承載力和剛度下降，結(jié)構(gòu)的耗能能力增加。

（3）柱腳可耗能連柱鋼支撐結(jié)構(gòu)采用長(zhǎng)圓孔腹板耗能連梁時(shí)，支撐跨跨度增加會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)剛度增加，結(jié)構(gòu)的承載力性能和耗能性能都提高，因此結(jié)構(gòu)的支撐跨不宜過小。