不同長(zhǎng)圓孔布置方式的梁柱上焊下栓節(jié)點(diǎn)抗震性能有限元分析

張璦佳

(青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，青島 266525)

近年來(lái)，裝配式鋼結(jié)構(gòu)儼然成為最炙手可熱的結(jié)構(gòu)形式之一，在國(guó)內(nèi)外的工程中都得到了廣泛的應(yīng)用。值得注意的是，鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)采用不同的連接方式所形成的傳力路徑也大不相同，能直接影響到整個(gè)結(jié)構(gòu)的抗震性能。20世紀(jì)90年代之前，鋼結(jié)構(gòu)在人們腦海中的普遍印象是具有優(yōu)良的抗震性能，然而美國(guó)[1]和日本[2]接連發(fā)生的兩次地震中鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)都發(fā)生了脆性破壞，最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的破壞甚至倒塌。此后，各國(guó)專家學(xué)者都致力于研究有優(yōu)良抗震性能的鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)。

Astaneh-Asl[3]基于塑性鉸外移的理論提出將梁柱節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)為半剛性節(jié)點(diǎn)，利用高強(qiáng)螺栓滑移以及螺栓桿與孔壁的擠壓來(lái)進(jìn)行耗能。GUO等[4]對(duì)18個(gè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，包括4個(gè)常規(guī)高強(qiáng)螺栓節(jié)點(diǎn)和14個(gè)咬合型高強(qiáng)螺栓節(jié)點(diǎn)，研究發(fā)現(xiàn)這兩種連接節(jié)點(diǎn)的主要破壞模式大不相同。OH等[5]評(píng)估了梁截面減小和梁截面逐漸變細(xì)的兩個(gè)弱軸柱-樹型節(jié)點(diǎn)的抗震性能，結(jié)果表明兩個(gè)試件均成功發(fā)展出延性行為，直到層間位移角為5%時(shí)才發(fā)生脆性斷裂，具有穩(wěn)定的延性性能。李啟才等[6]對(duì)帶懸臂梁拼接段的梁柱連接進(jìn)行循環(huán)荷載試驗(yàn)研究，分析了螺栓拼接節(jié)點(diǎn)和梁柱焊縫連接延性行為和耗能能力，并給出設(shè)計(jì)建議。郭志鵬[7]和張愛(ài)林[8]等通過(guò)試驗(yàn)和有限元的方式從梁端滯回曲線、轉(zhuǎn)動(dòng)能力等方面分析了帶Z字形懸臂梁段和削弱梁段梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能。LEE等[9]探究了節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度以及梁腹板連接方式對(duì)削弱型節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，試驗(yàn)表明節(jié)點(diǎn)域很容易產(chǎn)生0.01 rad的塑性旋轉(zhuǎn)，而不會(huì)對(duì)梁翼緣焊縫造成損壞。馬人樂(lè)等[10-11]對(duì)傳統(tǒng)焊接節(jié)點(diǎn)和螺栓孔開成長(zhǎng)圓形的全螺栓節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)分析，探究螺栓孔開成長(zhǎng)圓形的全螺栓節(jié)點(diǎn)的抗震性能。郁有升等[12]設(shè)計(jì)了一種新型的“互”形裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)，并對(duì)其進(jìn)行了有限元分析。

如上所述，雖然國(guó)內(nèi)外為防止梁柱節(jié)點(diǎn)脆性破壞已經(jīng)進(jìn)行了一些研究工作，但是普遍集中在懸臂梁全焊或全螺栓連接，缺少考慮懸臂梁和框架梁拼接區(qū)域采用不同拼接方式的梁柱連接。本文設(shè)計(jì)了一種新型梁柱上焊下栓節(jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)拼接區(qū)上下翼緣采用了兩種不同的拼接方式，具體表現(xiàn)為拼接區(qū)懸臂梁上翼緣采用對(duì)接焊縫與框架梁連接，下翼緣采用拼接板通過(guò)高強(qiáng)螺栓連接，如圖1所示。為進(jìn)一步提高該節(jié)點(diǎn)的抗震性能，增加節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，基于螺栓滑移耗能以及螺栓桿與孔壁擠壓耗能的理論設(shè)計(jì)一種腹板和下翼緣螺栓孔均為長(zhǎng)圓孔的梁柱上焊下栓節(jié)點(diǎn)。為研究此節(jié)點(diǎn)的抗震性能，通過(guò)改變腹板螺栓孔的布置方式得到了四組試件，利用ABAQUS軟件對(duì)其進(jìn)行低周往復(fù)荷載下的有限元分析，分析改變腹板長(zhǎng)圓孔的布置方式對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。

1 試件設(shè)計(jì)

1.1 試件的尺寸

試件的柱截面規(guī)格為H300 mm×300 mm×9 mm×12 mm，梁截面規(guī)格為H400 mm×200 mm×8 mm×10 mm；試件中螺栓采用10.9級(jí)M20摩擦型高強(qiáng)螺栓，預(yù)緊力155 kN[13]；框架梁段長(zhǎng)1.05 m，懸臂梁段長(zhǎng)0.3 m，試件尺寸如圖2所示。H型鋼柱的鋼材牌號(hào)為Q355B，其余所有構(gòu)件鋼材牌號(hào)均為Q235B。根據(jù)梁翼緣承擔(dān)彎矩且梁腹板承擔(dān)剪力的分配方法進(jìn)行等強(qiáng)度設(shè)計(jì)，通過(guò)計(jì)算確定腹板拼接板與翼緣拼接板的螺栓數(shù)量均為6個(gè)，下翼緣拼接板尺寸為420 mm×170 mm×10 mm，下翼緣拼接板如圖3所示，腹板拼接板尺寸為200 mm×250 mm×8 mm。

1.2 參數(shù)設(shè)計(jì)

拼接區(qū)腹板在節(jié)點(diǎn)中不僅要承擔(dān)彎矩還要承擔(dān)全部剪力，在進(jìn)行節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)，不同設(shè)計(jì)方法對(duì)腹板受力情況的考慮也有所不同。比如，等強(qiáng)設(shè)計(jì)法中僅考慮腹板受剪力，精確設(shè)計(jì)法中考慮腹板既受剪力也受彎矩，不同設(shè)計(jì)角度下考慮的腹板傳力路徑和變形形態(tài)不完全相同，因此合理布置腹板螺栓孔開孔方式使其達(dá)到理想受力狀態(tài)顯得尤為重要。本文基于腹板承力狀態(tài)的不同，通過(guò)改變腹板長(zhǎng)圓孔的布置方式設(shè)計(jì)了四組試件，研究腹板長(zhǎng)圓孔不同布置方式對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。長(zhǎng)圓孔如圖4所示，具體布置方式為：考慮螺栓受彎的布置方式Ⅰ，考慮螺栓受剪的布置方式Ⅱ，考慮螺栓既受剪又受彎的布置方式Ⅲ以及對(duì)布置方式Ⅲ進(jìn)行優(yōu)化而得來(lái)的布置方式Ⅳ，如圖5所示。試件主要參數(shù)設(shè)置見(jiàn)表1。

表1 試件主要參數(shù)

2 有限元模擬

2.1 模型建立

采用ABAQUS軟件建立腹板和翼緣螺栓孔均為長(zhǎng)圓孔的梁柱上焊下栓節(jié)點(diǎn)有限元模型，模型中所有構(gòu)件均采用C3D8I三維8節(jié)點(diǎn)單元，如圖6所示。模型采用掃掠的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對(duì)拼接區(qū)和所有螺栓使用較小的網(wǎng)格尺寸，以提高計(jì)算的精度。

2.2 材料本構(gòu)及邊界條件

有限元模型中鋼材、螺栓及焊縫的本構(gòu)指標(biāo)參考文獻(xiàn)[12-13]采用三折線模型，見(jiàn)表2。模型中柱與懸臂梁的連接、懸臂梁及框架梁與焊縫的連接、柱與加勁肋的連接、拼接板及懸臂梁與焊縫的連接均采用綁定約束；由于下翼緣拼接板滑移較大，滑移方式選用有限滑移，抗滑移系數(shù)取0.4[13]；摩擦接觸分為法向接觸和切向接觸，螺栓帽與腹板拼接板、螺栓帽與框架梁下翼緣及下翼緣拼接板、腹板與腹板拼接板，框架梁下翼緣與下翼緣拼接板之間的切向接觸定義為“罰”接觸，法向接觸定義為“硬接觸”；螺栓桿與孔壁之間的法向接觸定義為“硬接觸”，允許單元接觸之后發(fā)生分離，切向不設(shè)置接觸，所有接觸面均采用面-面接觸。柱頂X，Y方向上的位移限制為零，Z方向上的轉(zhuǎn)角限制為零，柱底模擬鉸接，并在柱頂施加300 kN的軸向壓力，軸壓比0.21；框架梁自由端截面中點(diǎn)設(shè)置參考點(diǎn)并與面耦合，在距離框架梁自由端合理距離處設(shè)置側(cè)向約束，防止梁在加載過(guò)程中發(fā)生扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)。

表2 材料性能指標(biāo)

2.3 加載制度

本文所采用的加載制度參考美國(guó)AISC[14]抗震規(guī)范，是一種變幅值位移控制加載方式，以層間位移角來(lái)控制加載，具體加載制度如圖7所示。方向取向下加載為正，向上加載為負(fù)。加載步驟具體為：第一步施加155 kN的螺栓預(yù)緊力，第二步施加300 kN柱頂軸向壓力，第三步在梁自由端施加循環(huán)往復(fù)的低周荷載。

3 有限元結(jié)果與分析

3.1 破壞模式

圖8為四組試件的破壞模式，除試件WS2取梁端位移角達(dá)到0.05 rad時(shí)正負(fù)兩個(gè)加載方向的應(yīng)力云圖外，其余三個(gè)試件均取梁端位移角達(dá)到0.06 rad時(shí)正負(fù)兩個(gè)加載方向的應(yīng)力云圖進(jìn)行分析。試件在整個(gè)加載過(guò)程中首先處于彈性階段，試件發(fā)生很小的整體彎曲變形，隨后下翼緣拼接板進(jìn)入屈服階段，并發(fā)生微小鼓曲變形。當(dāng)梁端位移角達(dá)到0.04 rad時(shí)，此時(shí)作用在拼接區(qū)的彎矩大于螺栓的滑移彎矩，螺栓開始滑移，拼接區(qū)下翼緣處發(fā)生滑移，試件進(jìn)入滑移階段。隨后螺栓桿和孔壁之間產(chǎn)生擠壓接觸，高強(qiáng)螺栓的受力特征隨之發(fā)生改變，由摩擦型高強(qiáng)螺栓轉(zhuǎn)變?yōu)槌袎盒透邚?qiáng)螺栓，表明試件進(jìn)入承載力強(qiáng)化階段。最后，拼接區(qū)懸臂梁上翼緣和下翼緣拼接板產(chǎn)生較為明顯的屈曲變形，反向加載時(shí)下翼緣拼接板的變形隨著反向加載而緩慢恢復(fù)，但仍有殘余變形存在，懸臂梁端部塑性變形不斷發(fā)展，試件處于彈塑性階段。節(jié)點(diǎn)破壞模式為拼接區(qū)懸臂梁上翼緣或拼接區(qū)下翼緣拼接板發(fā)生較為明顯的局部屈曲。

在整個(gè)加載過(guò)程中，試件能有效利用螺栓滑移以及拼接板和翼緣的塑性變形耗能，并且最終破壞出現(xiàn)在拼接區(qū)。對(duì)比試件WS1和WS2的應(yīng)力云圖可以看出，試件WS2懸臂梁上翼緣發(fā)生了較大程度的屈曲變形，這是由于WS2腹板長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅱ?yàn)樨Q向長(zhǎng)圓孔，與WS1腹板長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅰ水平長(zhǎng)圓孔相比，布置方式Ⅱ增大了試件的轉(zhuǎn)角，導(dǎo)致滑移過(guò)程中框架梁與懸臂梁發(fā)生較大的上下錯(cuò)位變形，且懸臂梁腹板下端螺栓孔發(fā)生較大橫向剪切變形。試件WS3腹板采用布置方式Ⅲ，腹板中間長(zhǎng)圓孔為豎向，與WS1相比，布置方式Ⅲ有效抑制了框架梁的橫向位移但并未限制其轉(zhuǎn)角，拼接板未發(fā)生破壞。試件WS4腹板采用的布置方式Ⅳ與布置方式Ⅲ的受力狀態(tài)及變形相似，轉(zhuǎn)角比布置方式Ⅲ略大，表明布置方式Ⅳ一定程度上提高了節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

3.2 梁端彎矩-位移角滯回曲線

圖9為四組試件在低周往復(fù)荷載作用下梁端彎矩-位移角滯回曲線。由于試件拼接區(qū)的上下翼緣采用不同的拼接方式，節(jié)點(diǎn)并不完全對(duì)稱，因此滯回曲線也呈非對(duì)稱性。與傳統(tǒng)剛性節(jié)點(diǎn)相比，帶長(zhǎng)圓孔的梁柱上焊下栓節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生了明顯的滑移現(xiàn)象，滑移段的出現(xiàn)顯著提高了節(jié)點(diǎn)的延性。加載初期，試件處于彈性狀態(tài)，彎矩-位移角曲線呈線性變化，并呈現(xiàn)對(duì)稱性；隨著加載的進(jìn)行，試件開始滑移，出現(xiàn)明顯的平臺(tái)段，此時(shí)隨著位移角的增大，承載力略有下降但基本保持不變；在平臺(tái)段之后，試件的彎矩-位移角曲線又呈上升趨勢(shì)，因?yàn)榇藭r(shí)螺栓桿與孔壁產(chǎn)生擠壓接觸，高強(qiáng)螺栓的受力特征發(fā)生改變，由摩擦型變?yōu)槌袎盒?，承載力得到提高。試件彎矩-位移角滯回曲線整體呈“紡錘形”，表明試件具有良好的抗震性能。

對(duì)比試件WS1和WS2的滯回曲線可以看出，二者的滯回曲線形狀并不相同，試件WS1的滑移量較大，因此滑移階段顯著，滯回曲線產(chǎn)生明顯的捏縮現(xiàn)象。試件WS2的滑移量較小，因此滑移階段不顯著，滯回曲線較為飽滿，呈明顯的梭形。這是由于試件WS2的腹板螺栓孔均為豎向長(zhǎng)圓孔，與試件WS1橫向長(zhǎng)圓孔相比，滑移受到較大限制。此外，試件WS2的滑移彎矩明顯大于試件WS1，這是由于試件WS2的腹板螺栓孔均為豎向長(zhǎng)圓孔，在滑移時(shí)螺栓桿與孔壁較早進(jìn)行擠壓接觸，從而使其滑移彎矩偏大。對(duì)比試件WS2和WS3可以看出，試件WS3的滑移段和捏縮現(xiàn)象相對(duì)明顯，且承載力下降幅度相對(duì)較小，試件WS2腹板長(zhǎng)圓孔豎向布置使得試件的轉(zhuǎn)角增大，導(dǎo)致懸臂梁拼接區(qū)上翼緣發(fā)生了較大的屈曲變形，因此提前停止了加載。對(duì)比試件WS3和WS4可以看出，二者滯回曲線差別不大，說(shuō)明腹板長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅲ與布置方式Ⅳ受力性能基本一樣，均有良好的受力及抗震性能。除試件WS2由于滑移量較小從而滑移特征不明顯之外，試件WS1，WS3，WS4都表現(xiàn)出了明顯的滑移耗能特征，說(shuō)明試件可以同時(shí)利用滑移和板件塑性變形而耗散能量。

3.3 拼接區(qū)彎矩-位移角滯回曲線

通過(guò)計(jì)算獲得四組試件拼接區(qū)的彎矩-位移角滯回曲線，如圖10所示。由圖可以看出，四組試件的拼接區(qū)滯回曲線均有明顯的滑移段，且正向加載的位移角大于負(fù)向加載，這是由于拼接區(qū)懸臂梁上翼緣通過(guò)對(duì)接焊縫與框架梁連接，而下翼緣采用拼接板通過(guò)高強(qiáng)螺栓與框架梁連接，試件幾何不對(duì)稱，因此滯回曲線同樣呈現(xiàn)非對(duì)稱性。此外，由于拼接區(qū)發(fā)生滑移變形、擠壓變形、塑性變形等特征導(dǎo)致拼接區(qū)的滯回曲線形狀不規(guī)則。

加載初期，試件處于彈性階段，拼接區(qū)的滯回曲線呈現(xiàn)對(duì)稱狀態(tài)；繼續(xù)加載，梁下翼緣發(fā)生微小鼓曲變形，當(dāng)下翼緣拼接板與梁下翼緣所受的剪切力大于兩者之間的摩擦力時(shí)，拼接板與梁翼緣之間發(fā)生滑移，隨著加載的繼續(xù)，滑移量增大且梁上翼緣發(fā)生屈服。正向加載時(shí)下翼緣拼接板與梁翼緣之間產(chǎn)生滑移，且由于下翼緣螺栓孔為長(zhǎng)圓孔，導(dǎo)致拼接區(qū)滑移量較大，從而位移角也較大；而負(fù)向加載時(shí)主要是上翼緣發(fā)生塑性變形，通過(guò)板件變形耗能，因此負(fù)向加載時(shí)的位移角小于正向加載滑移時(shí)的位移角。

對(duì)比試件WS1和WS2的拼接區(qū)滯回曲線，發(fā)現(xiàn)試件WS2的正向加載位移角小于試件WS1，表明由于腹板豎向長(zhǎng)圓孔的存在，螺栓桿與孔壁較早進(jìn)行擠壓接觸，一定程度上減小了拼接區(qū)的轉(zhuǎn)角；而試件WS1腹板長(zhǎng)圓孔為水平布置，加載過(guò)程中框架梁會(huì)產(chǎn)生更大的水平位移，導(dǎo)致正向位移角增大。對(duì)比試件WS2和WS3的拼接區(qū)滯回曲線，可以看出試件WS2的滯回曲線外包線較為規(guī)則，基本呈平行四邊形，其滑移彎矩和拼接區(qū)極限位移角均小于試件WS3。對(duì)比試件WS3和WS4的拼接區(qū)滯回曲線，發(fā)現(xiàn)二者的滑移荷載基本一致，試件WS3的正向位移角比試件WS4略大，表明腹板長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅲ與布置方式Ⅳ相比更利于梁的轉(zhuǎn)動(dòng)，一定程度上增強(qiáng)了梁的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

3.4 骨架曲線

圖11為四組試件的梁自由端彎矩-位移角骨架曲線。由圖可以看出，四組試件的骨架曲線基本呈S形但并不完全重合，表明四組試件的極限彎矩、滑移彎矩、延性系數(shù)等性能指標(biāo)有所不同。此外，由于拼接區(qū)懸臂梁上下翼緣拼接方式不同，導(dǎo)致骨架曲線在正向加載和負(fù)向加載時(shí)不完全對(duì)稱。四組試件骨架曲線在彈性階段基本重合，表明試件初始剛度相差不大，發(fā)生滑移后骨架曲線趨勢(shì)改變，滑移特征明顯。試件WS1最早出現(xiàn)滑移且彎矩略小于其他三組試件，表明腹板長(zhǎng)圓孔橫向布置使得試件的滑移量增大，同時(shí)減小了螺栓桿與孔壁的擠壓接觸。試件在發(fā)生滑移后荷載均產(chǎn)生了一定程度的下降，這是由于滑移過(guò)程中螺栓預(yù)緊力損失和板件變形造成抗滑移系數(shù)下降；隨著加載位移的增大，螺栓桿與孔壁發(fā)生擠壓接觸，荷載增大，試件進(jìn)入彈塑性階段。試件WS2，WS3，WS4的骨架曲線差別不大，說(shuō)明腹板長(zhǎng)圓孔的布置方式對(duì)節(jié)點(diǎn)的受力狀態(tài)及承載力影響不大，對(duì)試件的變形以及破壞形態(tài)有一定影響。四組試件在滑移后均產(chǎn)生一定的塑性變形，梁端有較強(qiáng)的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

3.5 耗能分析

方式見(jiàn)式(1)及圖12，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 試件的耗能計(jì)算結(jié)果

(1)

圖13為四組試件在不同層間位移角下的等效黏滯阻尼系數(shù)情況，隨著梁端加載位移的增大，試件拼接區(qū)的滑移彎矩大于設(shè)計(jì)彎矩，下翼緣拼接板與框架梁之間產(chǎn)生相對(duì)滑移，滑移有效耗散能量，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)隨之增大，耗能性能提高。腹板長(zhǎng)圓孔不同布置方式的試件在相同加載位移下的等效黏滯阻尼系數(shù)差別不大，四條曲線在層間位移角達(dá)到0.04 rad之前都呈上升趨勢(shì)，整體變化趨勢(shì)基本相同，說(shuō)明不同的腹板長(zhǎng)圓孔布置方式對(duì)試件的耗能能力影響很小?？偤哪転檎麄€(gè)加載過(guò)程中梁端彎矩-位移角滯回曲線所圍面積之和，最終試件的總耗能量分別為：試件WS1耗能222.26 kJ，試件WS2耗能215.45 kJ，試件WS3耗能214.12 kJ，試件WS4耗能202.05 kJ。

3.6 拼接區(qū)的耗能分析

表3給出了四組試件的耗能情況，其中拼接區(qū)耗能量為整個(gè)加載過(guò)程中拼接區(qū)彎矩-位移角滯回曲線所圍面積之和。試件在循環(huán)往復(fù)荷載下的總耗能分為兩部分：梁構(gòu)件的塑性變形耗能以及拼接區(qū)的耗能，其中拼接區(qū)的耗能又分為螺栓滑移耗能和拼接板塑性變形耗能。

由表3可以看出，四組試件均通過(guò)下翼緣拼接板滑移以及板件變形有效地耗散能量。與試件WS1相比，試件WS2的拼接區(qū)耗能產(chǎn)生了7.57%的降幅，表明腹板長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅱ的豎向長(zhǎng)圓孔限制了拼接區(qū)的滑移，減少了拼接區(qū)的耗能，增加了懸臂梁與框架梁的塑性變形耗能，其中主要為螺栓孔處的變形，并且豎向螺栓孔導(dǎo)致懸臂梁與框架梁發(fā)生明顯上下錯(cuò)位，不利于結(jié)構(gòu)承載，因此腹板豎向長(zhǎng)圓孔在實(shí)際工程中并不適用。試件WS3與試件WS1相比，拼接區(qū)耗能占比基本相同，表明布置方式Ⅲ也可以有效地增加拼接區(qū)的耗能，增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力及抗震性能，并且與布置方式Ⅰ相比，布置方式Ⅲ的腹板中間豎向長(zhǎng)圓孔可以有效地限制框架梁下翼緣橫向位移并且不影響其轉(zhuǎn)角及滑移，對(duì)拼接板起到一定的保護(hù)作用；試件WS3與WS4的耗能量以及拼接區(qū)耗能占比相差2.41%，說(shuō)明采用腹板長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅲ或布置方式Ⅳ的節(jié)點(diǎn)受力性能與耗能性能基本相同。

3.7 有限元驗(yàn)證

為保證本文有限元模擬的可靠性，對(duì)文獻(xiàn)[15]中TS-4試件采用與本文相同的建模方法建立有限元模型，同時(shí)對(duì)其進(jìn)行低周往復(fù)循環(huán)加載，試驗(yàn)和有限元滯回曲線對(duì)比如圖14所示，由圖可知，試驗(yàn)和有限元模擬所得到的滯回曲線吻合較好，證明本文有限元模擬的可靠性。

4 結(jié)論

1) 試件在整個(gè)加載過(guò)程中經(jīng)歷了彈性階段、屈服階段、滑移階段、承載力強(qiáng)化階段，最后試件因?yàn)槠唇訁^(qū)懸臂梁上翼緣處或下翼緣拼接板產(chǎn)生較為明顯的屈曲變形而破壞。

2) 與傳統(tǒng)剛性節(jié)點(diǎn)相比，帶長(zhǎng)圓孔的梁柱上焊下栓節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生了明顯的滑移現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)通過(guò)滑移有效耗散能量，同時(shí)滑移段的出現(xiàn)顯著提高了節(jié)點(diǎn)的延性，表明節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能。

3) 腹板螺栓孔布置方式的不同對(duì)節(jié)點(diǎn)的耗能性能影響較小，對(duì)變形破壞形態(tài)有一定影響，在長(zhǎng)圓孔長(zhǎng)度相同的條件下，布置方式Ⅰ的總耗能量為222.26 kJ，布置方式Ⅱ的總耗能量為215.45 kJ，布置方式Ⅲ的總耗能量為214.12 kJ，布置方式Ⅳ的總耗能量為202.05 kJ。

4) 與其他布置方式相比，腹板采用豎向長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅱ時(shí)拼接區(qū)耗能占比較低，表明豎向長(zhǎng)圓孔一定程度上限制了螺栓的滑移，但增強(qiáng)了節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力；腹板長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅲ與布置方式Ⅳ均能有效利用拼接區(qū)滑移耗能和板件塑性耗能，且布置方式Ⅲ中間豎向長(zhǎng)圓孔的存在有效限制了框架梁下翼緣橫向位移，一定程度上保護(hù)了拼接板，增加節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

5) 建議實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，可通過(guò)增加下翼緣拼接板的截面面積來(lái)提高節(jié)點(diǎn)承載力。腹板長(zhǎng)圓孔布置方式Ⅲ與布置方式Ⅳ的受力性能及抗震性能相似，但布置方式Ⅳ的螺栓孔定位加工有難度，相比之下制作工藝復(fù)雜，建議實(shí)際工程中腹板長(zhǎng)圓孔可采用布置方式Ⅲ，制作安裝簡(jiǎn)單且抗震性能優(yōu)良。