反对称Pratt桁架中斜腹杆受压大偏心N形圆钢管节点静力性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 3 期 2012 年 3 月 Vol. 33No. 3Mar． 2012 005 文章编号 1000-6869 2012 03-0030-09 反对称 Pratt 桁架中斜腹杆受压大偏心 N 形圆钢管 节点静力性能试验研究 陈誉，刘飞飞 华侨大学 土木工程学院， 福建厦门 361021 摘要 对反对称 Pratt 桁架中的斜腹杆受压大偏心 N 形圆钢管节点的静力性能进行了单调加载试验研究。实施了 4 个负向 大偏心、 4 个正向大偏心和 1 个无偏心斜腹杆受压 N 形圆钢管节点静力试验。介绍了节点试验方案， 考察了斜腹杆受压大 偏心圆钢管节点破坏现象， 给出了加载点荷载- 端位移曲线、 腹杆轴力- 管壁变形曲线以及折算应变分布曲线， 并分析了偏心 率对节点承载力、 刚度和延性的影响。研究结果表明 该节点可以作为理想铰接节点考虑; 随着节点偏心率从 －1. 30增大 到 0， 节点承载力逐渐提高， 当偏心率为 0 时达到最大; 节点转变成正偏心， 偏心率增大到 0. 50 时， 随着偏心率增大， 试件承 载力逐渐减小; 之后随着偏心率继续增大， 承载力又有略微增大; 虽然两种规范 GB 500172003 钢结构设计规范 、 欧洲 Eurocode 3 计算均值与试验值比较接近， 且 GB 500172003 计算均值更接近试验值， 但两种规范计算承载力的变化趋势 均与试验结果不符。 关键词 反对称 Pratt 桁架;大偏心 N 形圆钢管节点;直腹杆受压;静力试验;静力性能 中图分类号 TU392. 3TU317. 1文献标志码 A Experimental research on static behavior of big eccentric circular hollow section CHSN-joints with inclination brace under compression in anti-symmetrical Pratt truss CHEN Yu，LIU Feifei College of Civil Engineering，Huaqiao University，Xiamen 361021，China AbstractTo research the static behavior of big eccentric circular hollow section N- joints with inclined brace under compression in antisymmetrical Pratt truss， four big negative eccentric specimens， four big positive eccentric specimens and one non- eccentric specimen were tested under monotonic loading． The test procedure，joint failure phenomenon， vertical jack load- displacement curves，axial force of brace- deation of wall and strain distribution curves were presented． The effect of eccentricity on bearing capacity，stiffness and ductility of the joints was also studied． Results of these tests show that big eccentric CHS N- joints with inclined brace under compression can be regarded as hinge joint by comparing experimental result with theoretical value． From －1. 30 to 0 eccentricity joints，with the increase of eccentricity，the bearing capacity of joints increase． From 0 eccentricity to 0. 50 eccentricity joints，the bearing capacity of joints reduces． Finally，with the increase of eccentricity，the bearing capacity of joints slightly increases． Although the calculated averages value of bearing capacity by Chinese code and Euro code are close to experimental result，calculated value of bearing capacity by Chinese code is closer to experimental result than Euro code． Trends of joint bearing capacity from calculation by the two codes are totally different from that of the experimental result． Keywordsanti- symmetrical Pratt truss; big eccentric circular hollow section CHSN- joints; inclination brace under compression;static test;static behavior 基金项目 国家自然科学基金项目 51008133 ， 大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室基金项目 LP0705 ， 泉州市第一批技术研 究与开发项目 重点项目 2009Z48 。 作者简介 陈誉 1978 ， 男， 湖北公安人， 工学博士， 副教授。E- mail kinkingingin163. com 收稿日期 2011 年 1 月 03 0引言 空间钢管桁架结构常用的反对称 Pratt 桁架 图 1 的 N 形节点中极易出现两腹杆搭接情况， 为了保 证规范规定搭接率必须大于 25 的限制， 同时间隙 节点必须保证两腹杆之间的间隙值大于两腹杆壁厚 之和， 在实际施工和设计中往往制作成完全搭接节 点或者大间隙节点， 从而导致形成超出目前国内外 各种规范 ［1- 5 ］偏心率规定 0. 25≥ e/D ≥ － 0. 55， 其 中 e 为偏心距， D 为弦杆直径 的大偏心 N 形圆钢管 节点， 其中斜腹杆受压且直腹杆受拉， 如图 2 所示。 图 1反对称 Pratt 桁架中的 N 形节点 Fig． 1N- joints in antisymmetrical Pratt truss a负偏心 b正偏心 图 2斜腹杆受压大偏心 N 形圆钢管节点示意图 Fig． 2Big eccentric CHS N- joints with inclination brace under compression 近年来， 国内外学者对于 N 形无偏心或者小偏 心的圆钢管节点的静力性能 ［6- 7 ］、 滞回性能［8- 10 ］以及 应力和应变强化因子 ［11- 12 ］进行研究， 并取得了很多 研究成果 文献［ 6］ 对 1 个足尺完全搭接 N 形圆钢管 节点试件实施了静力加载， 指出节点的破坏主要是 贯通腹杆表面塑性， 其承载力略微高于 K 形节点， 并 采用 8 结点壳单元有限元分析方法精确模拟了试验 结果， 但其试件个数太少难以揭示出全部规律; 文献 ［ 7］ 对完全搭接 N 形圆钢管节点进行了广泛的参数 分析， 揭示了节点荷载- 位移曲线的特征和破坏机理， 但只考虑了完全搭接产生的负偏心而没有考虑正向 大偏心对节点力学性能的影响， 且其研究对象是直 腹杆受压类型， 并没有考虑在反对称 Pratt 桁架中的 N 形节点是斜腹杆受压直腹杆受拉情况; 文献［ 8］ 对 1 个足尺的完全搭接 N 形圆钢管节点实施了拟静力 试验和有限元模拟计算， 同样其试件个数太少， 偏心 率参数不足; 文献［ 9］ 对 1 个 N 形圆钢管间隙节点实 施了拟静力试验和有限元模拟计算， 结果表明该节 点承载效率较低， 延性系数较大， 但其研究对象是无 偏心节点且未考察节点静力性能; 文献［ 10］对 1 个 N 形圆钢管间隙节点实施了拟静力试验， 认为该节点 滞回曲线饱满且稳定， 但其研究对象同样是无偏心 节点; 文献［ 11- 12］ 对完全搭接 N 形圆钢管节点分别 在轴向力以及复合荷载作用下的节点区域的应力和 应变强化因子进行了试验和有限元研究， 但其受力 形式仍是直腹杆受压斜腹杆受拉， 未针对 N 形节点 中直腹杆受拉斜腹杆受压的搭接节点形式。 由于正、 负向大偏心 N 形圆钢管节点的试验研 究较少， 尤其是在反对称 Pratt 桁架中出现的斜腹杆 受压直腹杆受拉的 N 形圆钢管节点静力性能方面， 还未见到系统的试验和理论研究。为了探究正向和 负向大偏心对直腹杆受压大偏心 N 形圆钢管节点受 力性能、 破坏模式、 静力承载力的影响， 本文进行了 相关的试验研究。在试验中追踪测量了各级荷载作 用下节点处的应力- 应变分布、 试件整体变形和各相 贯节点相对位移， 观察了节点破坏现象， 并据此给出 了节点的承载力。 1试验概况 1. 1试件设计 试验共设计 9 个斜腹杆受压 N 形圆钢管节点试 件， 其中 4 个为负偏心圆钢管节点试件 XYFP1 ～ XYFP4， 4 个为正偏心圆钢管节点试件 XYZP6 ～ XYZP9， 1 个为无偏心圆钢管节点试件 XYWP。试件 编号中， XY 表示斜腹杆受压， FP 表示负偏心， ZP 表 示正偏心。管材均为 Q235 级钢材， 实测屈服强度 fy 平均值为 364 MPa， 抗拉强度 fu平均值为 455 MPa。 弦杆尺寸均为 140 mm 4 mm， 斜腹杆与弦杆之间的 13 夹角均为 45。节点试件编号及参数见表 1， 表中符 号意义见图 2。 表 1节点几何参数 Table 1Geometric parameters of big eccentric CHS N- joints with inclination brace under compression 试件编号 d2/ mm t2/ mm d1/ mm t1/ mm 偏心距 e /mm 偏心率 e/D 间隙长度 a /mm XYFP18921143－182－1. 30－237 XYFP28921143－147－1. 05－202 XYFP38921143－112－0. 80－167 XYFP48921143－77－0. 55－132 XYWP892114300. 00－55 XYZP68921143350. 25－20 XYZP78921143700. 5015 XYZP889211431050. 7550 XYZP989211431401. 0085 1. 2加载装置和测试方案 本次试验通过放在试件下端的油压千斤顶由下 向上在斜腹杆中施加轴向压力， 直至节点破坏。受 压弦杆和受压直腹杆与反力桁架通过铰支座相连， 试件加载装置如图 3 所示。该种腹杆加载方式较为 直接， 节点承载力可直接从千斤顶读数中获取， 避免 了通过弦杆加载时存在反算腹杆轴力导致的计算误 差; 同时对不同偏心率钢管节点加载时只需要水平 移动千斤顶位置而不用过多调试试件与梯形反力架 的连接板。试验加载级别为预估极限荷载的十分之 一， 分 10 级加载， 每次加载完毕后持荷 2 min 读数， 之后连续加载至节点区域出现破坏。 图 3试件加载装置图 Fig． 3Test setup 试验量测内容包括 ①测点内力; ②节点域复杂 应力处的测点应变; ③测点位移。 每个试件均布置了 6 个位移计， 其中 D41、 D42 布置在斜腹杆上， 用于测试直腹杆相对斜腹杆变形 试件 XYFP1 ～ XYFP4 或直腹杆相对弦杆变形 试 件 XYWP ～ XYZP9 ， D47、 D48 布置在直腹杆上， 用于 测试斜腹杆相对弦杆变形， D45、 D46 用于测试整体 位移， 位移计具体布置见图 4a 和图 4b。为获取荷载 作用下试件弦杆的实际内力， 在弦杆上共布置了 3 片单向应变片; 在弦杆管壁近相贯线处和两腹杆根 部上节点部位布置三向应变片了解应力分布、 进入 塑性的时间以及塑性变形的发展。由于相贯节点之 间的间隙有限， 故试件 XYWP、 XYZP6 无 T9 和 T12 测点， 试件 XYZP7 无 T4 和 T12 测点， 其他试件三向 应变测点布置均如图 4c 和图 4d 所示。 图 4测点布置 Fig． 4Arrangement of measurements 2试验现象 试验中出现的斜腹杆受压 N 形圆钢管节点的主 要破坏模式有 ①弦杆管壁表面塑性; ②靠近直腹杆 处斜腹杆局部屈曲; ③斜腹杆平面外倾斜; ④靠近弦 杆处斜腹杆根部象足式屈曲; ⑤焊缝开裂; ⑥母材破 坏。破坏模式如图 5 所示。出现“母材破坏” 模式主 要因为有些相贯节点区域焊缝强度较高， 甚至超过 母材本身强度， 导致母材提前破坏。 表 2 给出了所有试件破坏现象， 由表 2 可知， 所 有大偏心节点破坏都有弦杆管壁表面塑性发生， 只 是管壁凹陷和凸出的塑性发展程度有所不同; 在负 向大偏心时， 节点均发生弦杆表面塑性、 靠近直腹杆 处斜腹杆根部局部屈曲和受拉焊缝开裂 除试件 XYFP4 发生母材破坏外 ， 随着偏心率增加到 0. 25， 节点破坏出现斜腹杆平面外倾斜和靠近弦杆处斜腹 杆根部的象足式屈曲， 出现“斜腹杆平面外倾斜” 的 主要原因包括加载偏心以及相贯节点区域塑性发展 23 图 5节点破坏模式 Fig． 5Failure modes of big eccentric CHS N- joints with inclination brace under compression 不规律不均匀; 当偏心率增加到 0. 50 时， 靠近直腹杆 处斜腹杆根部的局部屈曲模式和近弦杆处斜腹杆根 部的象足式屈曲消失， 最终偏心率达到 1. 00 时， 破坏 模式只有弦杆表面塑性， 但凹陷和凸出的塑性发展 非常明显。 表 2试件破坏现象 Table 2Schedule of failure phenomenon of big eccentric CHS N- joints with inclination brace under compression 试件编号 偏心率破坏现象 XYFP1－1. 30 弦杆管壁表面塑性 斜腹杆根部局部屈曲 焊缝开裂 XYFP2－1. 05 弦杆管壁表面塑性 斜腹杆根部局部屈曲 焊缝开裂 XYFP3－0. 80 弦杆管壁表面塑性 斜腹杆根部局部屈曲 焊缝开裂 XYFP4－0. 55 弦杆管壁表面塑性 斜腹杆根部局部屈曲 母材破坏 XYWP0. 00 弦杆管壁表面塑性 斜腹杆根部局部屈曲 斜腹杆平面外倾斜 焊缝开裂 XYZP60. 25 弦杆管壁表面塑性 斜腹杆根部局部屈曲 斜腹杆平面外倾斜 靠近弦杆处斜腹杆根部 象足式屈曲 焊缝开裂 XYZP70. 50弦杆管壁表面塑性 斜腹杆平面外倾斜 XYZP80. 75弦杆管壁表面塑性 XYZP91. 00弦杆管壁表面塑性 3试验结果分析 3. 1加载点荷载- 端位移曲线 图 6 给出了所有试件的加载点荷载与试件悬臂 端位移关系曲线， 图中的纵坐标 F 为施加在试件上 的竖向总荷载 即为施加在试件斜腹杆的千斤顶荷 载 ， 横坐标 Δ 为受压斜腹杆加载端的位移。 由图 6 可知 当节点为负偏心时， 随着偏心率从 －1. 30 增大到 －0. 55， 节点承载力略微增大， 延性逐 渐减小， 极限变形减小， 但初始刚度差异不大; 当节 点过渡到无偏心和正偏心时， 随着偏心率从 0 增大 到 1. 00， 节点承载力明显减小， 极限变形减小， 延性 和初始刚度均差异不大。 3. 2腹杆轴力- 管壁变形曲线 图 7 给出了各试件的腹杆轴力- 管壁变形曲线。 图中纵坐标为腹杆轴力， 横坐标为沿腹杆轴向的管 壁变形， 变形以管壁突出为正， 凹进为负。 从图 7a 和图 7b 的斜腹杆轴力- 弦杆管壁变形曲 线可知 加载初期， 相对变形增长比较缓慢， 进入塑 性后变形迅速增大， 随着偏心率的增加， 极限变形有 逐渐减小的趋势， 但初始刚度基本相同。从图 7c 和 图 7d 的直腹杆轴力- 管壁变形曲线可知 曲线没有明 显的弹性阶段， 加载初期相对变形非常小， 当出现变 形后直接进入塑性阶段， 变形的趋势迅速增大， 随着 偏心率的增加， 极限变形也具有逐渐减小的趋势， 初 始刚度也基本相同。所有试件随着偏心率的增加节 点极限变形减小可能是由于节点延性降低所致。 3. 3折算应变- 测点曲线 折算应变 ［13 ］使弹性和弹塑性状态下的应变具备 可比性。通过对应变测点的数据进行分析， 可以了 解腹杆根部截面和弦杆上测点的折算应变变化与分 33 aXYFP1 ～ XYFP4 bXYWP、 XYZP6 ～ XYZP9 图 6加载点荷载- 端位移曲线 Fig． 6Jack load versus displacement 布规律， 从而研究节点在单向轴向荷载作用下的破 坏机理。 图 8 为典型节点试件在不同荷载作用下所有测 点的折算应变分布。横坐标为测点编号 测点布置 见图 4 ， 纵坐标 εi为折算应变。 从各试件的折算应变分布可概括出以下规律 1负 偏心试件 在 最 大 荷 载 作 用 下， 试 件 XYFP1 ～ XYFP4 两腹杆相交区域的斜腹杆测点 即 T4， T5， T6 和弦杆与斜腹杆相交区域的弦杆测点 即 T10， T11， T12 基本屈服， 直腹杆上鞍点和趾部冠点 部位测点进入塑性; 试件 XYFP1、 XYFP2 在加载过程 中最先进入塑性的是斜腹杆趾部冠点部位 即 T6 ， 进而弦杆趾部冠点部位 即 T12 ， 然后是斜腹杆鞍点 部位和弦杆鞍点部位， 最后在最大荷载作用下其它 测点均进入塑性; 试件 XYFP3、 XYFP4 在加载过程中 最先进入塑性的是斜腹杆鞍点部位 即 T5 ， 进而弦 杆鞍点部位 即 T11 ， 然后是斜腹杆和弦杆冠点部 位， 最后在最大荷载作用下其它测点均进入塑性。 2正 偏心试件 在 最 大 荷 载 作 用 下， 试 件 XYWP、 XYZP6 ～ XYZP9 直腹杆与弦杆相交区域的弦 杆部分测点 即 T4， T5， T6 和弦杆鞍点部位达到屈 服应力， 除 XYWP 鞍点部位外其它试件直腹杆上测 点没有进入塑性; 在加载过程中最先进入塑性的是 弦杆冠点部位， 除试件 XYWP、 XYZP6 外， 其它试件 弦杆冠点部位测点均未进入塑性。 aXYFP1 ～ XYFP4 斜腹杆轴力- 弦杆管壁变形 bXYWP、 XYZP6 ～ XYZP9 斜腹杆轴力- 弦杆管壁变形 cXYFP1 ～ XYFP4 直腹杆轴力- 斜腹杆管壁变形 dXYWP、 XYZP6 ～ XYZP9 直腹杆轴力- 弦杆管壁变形 图 7腹杆轴力- 管壁变形曲线 Fig． 7Axial force of brace versus relative deation of tube wall 3 试件 XYFP1 ～ XYFP4 的弦杆与斜腹杆相交 区域的斜腹杆测点 即 T7， T8 在加载过程中也达到 屈服， 最先进入塑性的都是鞍点部位， 进而趾部冠点 部位， 但随着偏心率的增加应变不断减小， 在正偏心 情况下， 除试件 XYWP 上鞍点部位进入塑性外， 其它 试件上测点均未进入塑性。 43 图 8折算应变分布曲线 Fig． 8Curves of strain 4节点转动刚度 确定斜腹杆受压大偏心 N 形圆钢管节点的刚度 对正确分析反对称 Pratt 桁架的内力分布非常重 要 ［14 ］。图 9 给出了节点的铰接和刚接两种刚度计算 模型。本文通过比较在刚进入塑性时千斤顶荷载作 用下的理想铰接和刚接模型弦杆轴力理论值与弦杆 轴力试验值来确定节点的真实转动刚度。 a模型 1 铰接模型 半铰模型 b模型 2 刚接模型 图 9计算模型 Fig． 9Calculation model 弦杆轴力理论模型计算值与试验值的比较分别 如表 3 和图 10 所示， 可以看出， 两种模型计算误差均 值相同， 与试验结果误差较小， 铰接理论值最大和最 小误差均比刚接理论值偏小， 离散度较小， 故斜腹杆 受压大偏心 N 形圆钢管可作为铰接节点考虑。 5节点承载力性能分析 图 11 为试件偏心率- 承载力曲线， 由图 11 可知 当节点为负偏心时， 随着偏心率从 － 1. 30增加到0， 表 3弦杆轴力理论模型计算值与试验值比较 Table 3Comparison of measured axial force of chord with theoretical model calculated result 试件编号杆件位置e/D Nx1/ kN Nx1/Nx2 铰接刚接 XYFP1弦杆－1. 3076. 11. 080. 97 XYFP2弦杆－1. 0567. 71. 030. 97 XYFP3弦杆－0. 8082. 00. 880. 84 XYFP4弦杆－0. 55125. 61. 011. 00 XYWP弦杆0. 00152. 01. 021. 04 XYZP6弦杆0. 25117. 01. 051. 08 XYZP7弦杆0. 5069. 01. 021. 07 XYZP8弦杆0. 7578. 91. 031. 09 XYZP9弦杆1. 0081. 01. 091. 16 误差均值1. 021. 02 注 e/D 为偏心率; Nx1为弦杆轴力试验值; Nx2为弦杆轴力理论计 算值。 图 10弦杆轴力理论模型计算值与试验值比较 Fig． 10Comparison of measured axial force of chord with theoretical model calculated result chord 53 节点承载力逐渐提高 除偏心率为 －0. 80 的试件， 造 成承载力低的原因可能是由于加工缺陷 ， 当偏心率 为 0 时， 试件的承载力达到最大为 223 kN， 随着节点 转变成正偏心直至偏心率为 0. 50 时， 随偏心率的增 大， 试件承载力逐渐减小; 之后随着偏心率继续增大 到 1. 00， 承载力又有略微增大。 图 11试件节点承载力- 偏心率曲线 Fig． 11Capacity of joints versus e/D 试件节点承载力试验值、 GB 500172003钢结 构设计规范 计算值和欧洲 Eurocode 3 规范计算值比 较见表 4 和图 12。 表 4试件节点承载力规范计算值与试验值比较 Table 4Comparison of measured joints bearing capacities with two codes predictions 试件编号e/D N1/ kN N2/N1 GB 500172003Eurocode 3 XYFP1－1. 301671. 041. 07 XYFP2－1. 051910. 910. 94 XYFP3－0. 801840. 940. 97 XYFP4－0. 552150. 810. 83 XYWP0. 002230. 780. 80 XYZP60. 251820. 950. 98 XYZP70. 501131. 320. 97 XYZP80. 751161. 150. 75 XYZP91. 001251. 030. 70 平均值0. 990. 89 注 N1为试件节点承载力试验值; N2 为试件节点承载力规范计算 值。 由表 4 和图 12 的试件节点承载力试验值与规范 计算值的对比可知 两种规范计算均值与试验值都 比较接近， 且中国规范计算均值更接近试验值， 但两 种规范计算值的趋势均与试验结果不符; 不论中国 规范还是欧洲规范， 在偏心率小于 0. 25 时计算值均 为恒值， 且明显小于试验值， 与试验结果完全不符， 其公式偏于保守; 偏心率大于 0. 25 小于 0. 50 时欧洲 规范计算值基本与试验值一致， 偏心率增加到1. 0 时 欧洲规范计算值又远小于试验值， 其计算偏保守; 偏 心率从 0. 25 增长到 1. 00 时， 中国规范计算值比试验 值大， 其计算偏危险。因此， 现有规范中的平面 N 形 图 12试件节点承载力试验值与规范计算值比较 Fig． 12Comparison of measured joints bearing capacities with two codes predictions 圆钢管节点承载力计算公式不适用于斜腹杆受压大 偏心 N 形圆钢管节点承载力的计算， 需要对该类节 点继续进行系统深入的研究。 应用有限元程序 ANSYS10. 0 软件对试件进行了 承载力分析。分析时采用三维 8 结点弹塑性实体单 元 SOLID 45 进行建模和计算; 网格划分时对相贯线 周围的单元进行了局部细化以提高计算精度和效 率; 节点材料采用双线性模型， 弹性模量， 切线模量 以及屈服强度同材性试验， 泊松比取为 0. 3， 材料弹 塑性由 von Mises 屈服准则及相关的流动法则确定， 采用等向强化理论， 收敛准则为位移收敛准则; 有限 元模型中弦杆一端及受拉腹杆均按照铰支座考虑。 典型节点应力分布如图 13 所示。负偏心节点试件 XYFP1 达到极限荷载时， 塑性区域主要出现在受压 斜腹杆上; 随着偏心率增大节点变为无偏心节点， 试 件 XYWP 塑性区域则出现在斜腹杆与直腹杆相交区 域以及小部分弦杆表面; 当节点转变为正偏心节点， 试件 XYZP8 塑性区域则大面积出现在弦杆表面。 表 5试件节点承载力试验结果与有限元分析结果的比较 Table 5Comparison of measured joints bearing capacities with calculated values from FEA 试件编号 N1/kNN3/kNN3/N1 XYFP11671701. 02 XYFP21912011. 05 XYFP31841861. 01 XYFP42152241. 04 XYWP2232431. 09 XYZP61821951. 07 XYZP71131251. 11 XYZP81161241. 07 XYZP91251351. 08 注 N3为试件节点承载力有限元计算值。 表 5 为试件节点承载力试验结果与有限元分析 结果的比较， 从表 5 中可以看出， 试验结果与有限元 分析结果相差较小， 且有限元分析结果与试验结果 相比略微偏大， 试件 XYZP7 误差最大达到 11， 试 63 a负偏心节点试件 XYFP1 b无偏心节点试件 XYWP c正偏心节点试件 XYZP8 图 13典型试验节点应力分布图 Fig． 13Stress contour plot of typical joints 件 XYFP3 误差最小仅为 1。产生这种误差的原因 主要有以下方面 两个铰支座由于制作误差和摩擦 的存在不可能产生理想的转动; 没有考虑节点区域 焊缝以及残余应力对节点性能的影响。 6结论 本文对斜腹杆受压大偏心圆钢管 N 形节点在轴 力作用下的静力性能进行了试验研究， 得到如下主 要结论 1 斜腹杆受压大偏心 N 形圆钢管节点受力性 能、 破坏模式均与无偏心或者小偏心节点有所不同， 既有国内外规范公式均不能较好地计算此类节点承 载力。 2 节点主要破坏模式有 弦杆管壁表面塑性、 靠近直腹杆处斜腹杆局部屈曲、 斜腹杆平面外倾斜、 靠近弦杆处斜腹杆根部象足式屈曲、 焊缝开裂和母 材破坏。 3 随着偏心率从 － 1. 30 增加到 0. 00， 节点承 载力逐渐提高; 偏心率继续增大到 0. 50 时， 试件承载 力逐渐减小; 之后随着偏心率继续增大到 1. 00 时承 载力又有略微增大; 节点初始刚度均差异不大。 4 在负偏心时最先进入塑性的是斜腹杆趾部 冠点， 进而是弦杆趾部冠点， 然后是斜腹杆鞍点部位 和弦杆鞍点部位， 最后全部区域均进入塑性; 正偏心 时最先进入塑性的是弦杆冠点部位， 最后除直腹杆 外所有区域均进入塑性。 5 斜腹杆受压大偏心 N 形圆钢管节点可以作 为铰接节点考虑。 致谢 本研究蒙中国石化集团中原油田设计院、 华侨大学结构与环境实验室的支持， 谨致谢意。 参考文献 ［ 1］ GB 500172003钢结构设计规范［ S］ ． 北京 中国 建筑工业出版社， 2003． GB 500172003Code for design of steel structure［ S］ ． Beijing China Building ＆ Architecture Press， 2003． in Chinese ［ 2］ BS EN 1993- 1- 8Eurocode 3 designofsteel structurepart 1- 8design of joints［S］ ．London British Standards Institution， 2005． ［ 3］ APIRP2A- LRFDRecommendedpracticefor planning，designing and constructing fixed offshore plat- load and resistance factor design［ S］ ． Miami American Petroleum Institute， 1993． ［ 4］ IIW Doc． XV- E- 07- 378Static design procedure for welded hollow section jointsrecommendations［S］ ． BrusselInternational Institute of Welding， 2009． ［ 5］ ANSI/AWS D1． 1- 90Structural welding code- steel ［ S］ ． 12th ed． New YorkAmerican Welding Society， 1990． ［ 6］ Fung T C，Soh C K，Gho W M． Ultimate capacity of completelyoverlappedtubularjoint Ⅰan experimental investigation［ J］ ． Journal of Constructional Steel Research， 2001， 57 8 855- 880． ［ 7］ Fung T C，Soh C K，Gho W M． Ultimate capacity of completely overlapped tubular jointⅠbehavioural study［J］ ．Journal of Constructional Steel Research， 2001， 57 8 881- 906． ［ 8］ Soh C K，Fung T C，Qin F． Behavior of completely overlapped tubular joints under cyclic loading［J］ ． Journal of Structural Engineering，2001， 127 2 122- 128． ［ 9］ 李自林， 朱斌， 吴亮秦， 等． N 型圆钢管相贯节点滞回 性能的试验研究［ J］ ． 建筑结构学报， 2008， 29 6 69- 74． LI Zilin，ZHU Bin，WU Liangqin，et al． Experimentalresearchonhystereticbehaviorof 73 unstiffened tubular N- joints［J］ ．Journal of Building Structures， 2008， 29 6 69- 74． in Chinese ［ 10］ Yin Y，Han Q H，Bai L J． Experimental study on hysteretic behaviour of tubular N- joints［J］ ． Journal of Constructional Steel Research，2009，65 2 326- 334． ［ 11］ Gho W M，Fung T C，Soh C K．Stress and strain concentration factors of completely overlapped tubular K N joints［J］ ．Journal of Structural Engineering， 2003， 129 1 21- 29． ［ 12］ Gho W M，Gao F，Yang Y． Load combination effects onstressandstrainconcentrationofcompletely overlapped tubular K N - joints ［J］ ． Thin- Walled Structure， 2005， 43 8 1243- 1263． ［ 13］陈誉， 彭兴黔． 空间 KK 型双弦杆圆钢管搭接节点有 限元参数分析与极限承载力计算公式［ J］ ． 建筑结构 学报，2007， 28 3 37-45． CHEN Yu，PENG Xingqian． Finite element parametric analysis and design ula of ultimate capacity for overlapped CHS KK2 jointwithtwochords ［J］ ．JournalofBuilding Structures， 2007， 28 3 37-45． in Chinese ［ 14］ 赵宪忠， 陈誉， 陈以一． 平面 K 型圆钢管搭接节点静 力性能的试验研究［J］ ． 建筑结构学报， 2006，27 4 23- 29． ZHAO Xianzhong，CHEN Yu，CHEN Yiyi．Experimentalstudyonstaticbehaviorof unstiffened overlapped CHS K- joints［J］ ． Journal of