蘇明周，金峰華，王 喆

（1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055； 2. 中國建筑標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計研究院有限公司， 北京 10048）

交錯桁架鋼結(jié)構(gòu)體系始于二十世紀(jì)六十年代中期，該結(jié)構(gòu)體系是由鋼框架為基礎(chǔ)衍生的一種用于高層鋼結(jié)構(gòu)建筑的新型結(jié)構(gòu)體系，能夠有效的提高結(jié)構(gòu)的整體抗側(cè)剛度，加大無柱空間面積（可以達到400 m2），使建筑布置更加靈活，同時該結(jié)構(gòu)體系中框架柱主要受軸向荷載作用，受到的彎矩及剪力較小，具有良好的經(jīng)濟性能，交錯桁架鋼結(jié)構(gòu)體系在國外已有較多工程應(yīng)用[1-2]，國內(nèi)也正在開始建設(shè)．國內(nèi)外學(xué)者對交錯桁架鋼結(jié)構(gòu)體系的抗震性能進行了大量的試驗研究和理論分析，結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)體系有良好的抗震性能[3-8]．

為促進交錯桁架鋼結(jié)構(gòu)體系工業(yè)化生產(chǎn)，課題組提出裝配式交錯桁架結(jié)構(gòu)體系形式：框架柱采用方鋼管混凝土柱，交錯桁架與框架柱之間采用套管式連接．一方面，方鋼管混凝土柱可有效改善型鋼管柱的局部屈曲和整體穩(wěn)定問題，同時提高結(jié)構(gòu)的整體抗側(cè)剛度，進一步提高其經(jīng)濟性能；另一方面，節(jié)點裝配化可使桁架與柱均在工廠加工，現(xiàn)場只需少量安裝螺栓的工作，大大地減少了現(xiàn)場的工作量，可提高結(jié)構(gòu)加工質(zhì)量和安裝效率．目前對這種裝配式交錯桁架結(jié)構(gòu)的研究尚未見公開發(fā)表的文獻．因此，研究豎向荷載下裝配式交錯桁架的受力性能，得到了不同節(jié)點設(shè)計原則下結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)、承載力、剛度以及應(yīng)變分布規(guī)律，對推動該種結(jié)構(gòu)體系的工程應(yīng)用有重要意義．為此，本文進行了按實際受力和等強原則設(shè)計的2個套管連接1/2比例縮尺交錯桁架模型試件的豎向加載試驗，然后采用ABAQUS有限元軟件建立了試件的有限元模型，以軸壓比和混凝土強度為分析參數(shù)，研究其對套管連節(jié)點裝配式交錯桁架受力性能的影響．

1 試件設(shè)計及試驗方案

1.1 試件設(shè)計

原型結(jié)構(gòu)根據(jù)美國《交錯桁架結(jié)構(gòu)設(shè)計指南》[9]、我國《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ99-98）和《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB50011-2010）進行設(shè)計．原型結(jié)構(gòu)共5層，層高均為3 m，縱向4跨，柱距為6 m，橫向共1跨，跨度為12 m．其中橫向為交錯布置的桁架．鋼構(gòu)件均采用Q235B鋼，混凝土樓板厚150 mm，方鋼管混凝土強度為C30．試件選取第二層的一榀桁架為試驗單元，根據(jù)試驗條件，試件采用 1/2縮尺模型，桁架與鋼管混凝土柱之間的套管式連接分別按實際受力和等強設(shè)計，編號為STJ-1和STJ-2．試件主要幾何尺寸見圖1，節(jié)點構(gòu)造見圖2．試件的主要參數(shù)見表1，鋼材材性見表2，C30混凝土的28 d實測抗壓強度為32.9 MPa，彈性模量為2.80×104MPa．

圖1 試件主要幾何尺寸Fig.1 Main geometric sizes of specimens

圖2 節(jié)點構(gòu)造Fig.2 Joint details

1.2 加載裝置及加載方式

試驗采用豎向單調(diào)加載方式，首先采用油壓千斤頂在方鋼管混凝土柱柱頂施加420 kN的軸向荷載（軸壓比為0.4）并保持不變．然后在試件上弦的4個節(jié)點施加相同的豎向荷載直至破壞，由4個相同的油壓千斤頂進行施加．在桁架上弦腹桿兩側(cè)設(shè)置側(cè)向支撐梁，柱底端板固定于地梁上，地梁通過壓梁進行固定，以實現(xiàn)固端約束的邊界條件，試驗加載裝置如圖3所示．根據(jù)有限元分析結(jié)果，4個節(jié)點荷載先以10 kN每級荷載加至100 kN，然后再以5 kN每級荷載加至破壞．

表2 鋼材性能參數(shù)Tab.2 Mechanical properties of steel

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Test setup

1.3 位移計及應(yīng)變片布置

采用位移傳感器觀測結(jié)構(gòu)位移．由于方鋼管混凝土柱的水平位移較小，采用±30 mm百分表；試件跨中豎向位移較大，采用±100 mm位移計，位移傳感器布置如圖4所示，其中位移計DV1-DV3測量跨中撓度及加載點的豎向位移；DV2和DV3布置在加載點對應(yīng)的下弦桿節(jié)點處，用來測量桁架整體的變形；百分表DH1-DH4用來測量桁架上、下弦的水平位移．為研究交錯桁架弦桿與柱的連接節(jié)點的應(yīng)變分布及變化規(guī)律，各試件的節(jié)點區(qū)域均布置應(yīng)變片，如圖5所示．

圖4 位移計布置圖Fig.4 Layout of displacement sensors

圖5 應(yīng)變布置Fig.5 Layout of strain gauges

在各節(jié)間上、下弦桿中間位置的上、下翼緣和腹板處、各腹桿的中心位置以及腹桿與節(jié)點板連接焊縫附近布置應(yīng)變片，在節(jié)點區(qū)域的連接板、節(jié)點板、套管處布置應(yīng)變花，在節(jié)點區(qū)域附近方鋼管混凝土柱的相應(yīng)位置布置應(yīng)變片及應(yīng)變花．

2 試驗現(xiàn)象

2.1 試件STJ-1試驗現(xiàn)象

加載初期，節(jié)點豎向荷載以每級10 kN遞增，除百分表和位移計數(shù)值線性變化外，試件在加載初期無明顯現(xiàn)象，試件處于彈性階段．當(dāng)節(jié)點豎向荷載增至100 kN時，降低加載速度，荷載以每級5 kN遞增，當(dāng)荷載至112 kN時，試件左側(cè)第一節(jié)間的腹桿由于加工缺陷突然斷裂（圖 6a），斷裂位置靠近下弦節(jié)點板處，試件無法繼續(xù)加載．

圖6 試件STJ-1試驗現(xiàn)象Fig.6 Test phenomenon of STJ-1

對破壞的腹桿修復(fù)后重新加載．加載初期，試件無明顯現(xiàn)象發(fā)生，荷載加載至100 kN時，降低加載速度，荷載以每級5 kN遞增，當(dāng)荷載加至115 kN時，下弦桿發(fā)生較明顯側(cè)向彎曲（圖6b）．當(dāng)荷載加至140 kN時，南北兩側(cè)側(cè)向支撐梁發(fā)生嚴(yán)重傾斜，試件上弦桿整體向北彎（圖 6c），下弦桿向南彎（圖 6d），下弦節(jié)點處連接板被輕微拉開，上弦節(jié)點板有明顯彎曲變形，兩端節(jié)間的斜腹桿以及直腹桿均產(chǎn)生平面外彎曲．試件無法繼續(xù)承載，此時卸載，試驗結(jié)束．

2.2 試件STJ-2試驗現(xiàn)象

加載初期，荷載以每級10 kN逐級加載，位移緩慢增加，結(jié)構(gòu)處于彈性階段，無明顯現(xiàn)象發(fā)生；當(dāng)節(jié)點豎向荷載加至100 kN時，試件仍沒有明顯現(xiàn)象，此后降低加載速度，荷載以每級5 kN遞增，當(dāng)荷載增加至115 kN時，部分側(cè)向支撐輪脫離試件（圖 7a），試件上弦桿跨中南北方向發(fā)生較明顯彎曲，屬于平面外失穩(wěn)（圖 7b），而試件節(jié)點及其他節(jié)間均無明顯現(xiàn)象發(fā)生．由于試件發(fā)生較大的平面外失穩(wěn)，試驗結(jié)束．

圖7 試件STJ-2試驗現(xiàn)象Fig.7 Test phenomenon of STJ-2

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 荷載-位移曲線

圖8為試件 STJ-1修復(fù)后試驗的荷載-位移曲線，其中P為節(jié)點荷載，△為試件跨中撓度．從圖8可以看出，試件STJ-1的荷載-位移曲線在加載初期呈線性變化，試件處于彈性階段；當(dāng)荷載達到120 kN左右時，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點，試件進入彈塑性階段，且試件承載力隨位移的增大而持續(xù)提高，說明試件有較好的承載能力儲備．

試件STJ-2的荷載-位移曲線見圖9．從整體上看，試件的荷載-位移曲線呈線性變化，說明試件一直處于彈性階段，試件因上弦桿失穩(wěn)而破壞，沒有達到極限承載力．

3.2 剛度退化

圖10為試件STJ-1和STJ-2的剛度退化曲線的對比．從圖中可以看出，在豎向荷載作用下，試件的剛度S隨著位移的增加呈較明顯的下降趨勢，加載初期，試件剛度退化曲線較陡，說明試件剛度下降速度較快，之后各試件剛度始終保持以穩(wěn)定趨勢下降，通過對比試件剛度退化曲線可以發(fā)現(xiàn)，按等強連接設(shè)計的試件 STJ-2初始剛度要明顯高于STJ-1，說明與按內(nèi)力設(shè)計節(jié)點的結(jié)構(gòu)相比，按等強連接設(shè)計節(jié)點的結(jié)構(gòu)初始剛度較高．

圖8 試件STJ-1荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curve of specimen STJ-1

圖9 試件STJ-2荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curve of specimen STJ-2

圖10 試件剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degradation curves of specimens

3.3 應(yīng)變分析

圖11 和圖12分別給出了試件STJ-1和STJ-2試驗加載過程中主要受力桿件及節(jié)點處的應(yīng)變變化曲線．從圖中可以發(fā)現(xiàn)，在試件STJ-1屈服時，僅上弦的連接板達到了屈服，其余測點的應(yīng)變值較小，而進入彈塑性階段后，試件STJ-1應(yīng)變曲線中出現(xiàn)的突變現(xiàn)象是由于試件平面外彎曲造成的，所以此后的數(shù)據(jù)不能作為分析的依據(jù)．試件STJ-2加載過程中，其應(yīng)變曲線大致呈線性變化，僅當(dāng)荷載達到105 kN左右時上弦桿因為局部側(cè)向彎曲而導(dǎo)致應(yīng)變突變，試驗結(jié)束時，上弦節(jié)點板以及連接板最接近屈服荷載，兩端節(jié)間腹桿應(yīng)變較大，但因方鋼管經(jīng)過冷加工硬化，屈服點提高，也未屈服，其他部位應(yīng)變均較小，試件處于彈性狀態(tài)．

對比試件STJ-1和STJ-2的應(yīng)變變化曲線可以看出，試件STJ-1比STJ-2更早達到屈服，原因在于試件STJ-1的連接板提前屈服，因此這種節(jié)點設(shè)計不能使其他構(gòu)件充分發(fā)揮作用．

圖11 試件STJ-1應(yīng)變變化曲線Fig. 11 Strain curves of specimen STJ-1

圖12 試件STJ-2應(yīng)變變化曲線Fig.12 Strain curves of specimen STJ-2

4 受力性能參數(shù)分析

4.1 有限元模型

以ABAQUS建立試驗試件STJ-1和STJ-2有限元模型，所有試件均選用三維實體單元建模，STJ-1有限元模型如圖 13所示．約束柱腳所有自由度以考慮柱腳剛接，約束上下弦桿平面外自由度以考慮側(cè)向支撐的作用．鋼材本構(gòu)關(guān)系采用雙線性隨動強化模型，材料性能采用單向拉伸試驗數(shù)據(jù)（見表2），泊松比取0.3．有限元模型均不考慮殘余應(yīng)力影響．

圖13 試件STJ-1有限元模型Fig. 13 Finite element model of STJ-1

4.2 有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果的比較

圖14 分別給出了試件STJ-1和STJ-2有限元計算的荷載-位移曲線和試驗曲線的比較．可以看出，有限元計算得到的荷載-位移曲線與試驗曲線變化趨勢大致相同，且初始剛度較為接近，有限元計算的試件STJ-1屈服荷載和屈服位移分別為128 kN和15.8 mm，與試驗實測的屈服荷載118 kN和屈服位移13.2mm較為接近，且誤差小于10%．總體上講，本文有限元分析模型是可行的．

圖14 有限元計算曲線與試驗曲線的比較Fig. 14 Comparison of calculated curves with test ones

有限元分析得到的試件極限承載力，STJ-1為187.1 kN，STJ-2為 207.4 kN，后者比前者高10.9%．對STJ-1，試件的節(jié)點板先屈服；對STJ-2，端節(jié)間腹桿先屈服，且STJ-2的彈性剛度比STJ-1高．因此，設(shè)計時優(yōu)先采用等強連接設(shè)計原則．

4.3 參數(shù)分析

為研究不同因素對裝配式交錯桁架結(jié)構(gòu)節(jié)點承載力的影響，本文分別選取軸壓比和混凝土強度為分析參數(shù)，其他參數(shù)保持不變，對結(jié)構(gòu)進行非線性有限元分析．

(1) 軸壓比的影響

圖15為試件STJ-1有限元模型在不同軸壓比下的荷載-位移曲線．在彈性階段，STJ-1有限元模型在不同軸壓比下的荷載-位移曲線基本重合，說明軸壓比對其初始剛度無明顯影響，且屈服位移與屈服荷載幾乎完全相同；在塑性階段，隨著軸壓比的增大，試件的極限承載力和極限位移均出現(xiàn)了不同程度的降低，但差別不大．

圖16為試件STJ-2有限元模型在不同軸壓比下的荷載-位移曲線．在彈性階段，STJ-2在不同軸壓比下的荷載-位移曲線大致重合，說明軸壓比對其初始剛度影響較小，屈服荷載幾乎不隨軸壓比的改變而改變，只是屈服位移會隨著軸壓比的增大略有增加；在彈塑性階段，隨著位移的增大，不同軸壓比下的荷載-位移曲線變化趨勢相同，且極限承載力隨軸壓比的增大略微降低，但相差不大．

圖15 STJ-1在不同軸壓比下的荷載-位移曲線Fig. 15 Load-displacement curves of STJ-1 at different compression ratios

圖16 STJ-2在不同軸壓比下的荷載-位移曲線Fig. 16 Load-displacement curves of STJ-2 at different compression ratios

(2) 混凝土強度的影響

表3為試件STJ-1和STJ-2模型在不同混凝土強度等級下的極限承載力對比．可以看出，隨著方鋼管柱中混凝土強度等級的增加，各模型的極限承載力略微提高，但整體上相差不大，其中STJ-1在C40混凝土下的承載力僅比 C20的相應(yīng)值高約2.2%，STJ-2在C40混凝土下的承載力僅比C20的相應(yīng)值高約1.9%．因此，改變方鋼管柱混凝土強度等級對結(jié)構(gòu)承載力無顯著影響．混凝土強度相同時，套管連接按等強設(shè)計的STJ-2試件的承載力均比按實際受力設(shè)計STJ-1高，差值大約在10%左右．

表3 不同混凝土強度等級下試件的極限承載力/kNTable 3 Ultimate load bearing capacity at different concrete strength/kN

5 結(jié)論

本文按不同設(shè)計原則設(shè)計了2個套管連接形式的裝配式交錯桁架結(jié)構(gòu)1/2縮尺模型，并對其進行了靜力加載試驗和有限元分析，得出如下結(jié)論：

(1) 節(jié)點按實際受力設(shè)計時，節(jié)點區(qū)域先屈服；按等強連接設(shè)計時，桁架桿件先屈服．

(2) 節(jié)點按實際受力設(shè)計試件的屈服荷載、極限荷載和剛度均低于節(jié)點按等強連接設(shè)計的試件，因此，節(jié)點宜按等強原則設(shè)計．

(3) 隨著軸壓比的增大，結(jié)構(gòu)初始彈性剛度和屈服荷載基本不變，極限承載力隨著軸壓比的增大而略有降低．

(4) 隨著混凝土強度等級的提高，結(jié)構(gòu)的極限承載力隨之提高，但增幅不明顯，混凝土強度對結(jié)構(gòu)承載力影響較?。?/p>

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