輸電線路角鋼塔交叉斜材極限承載力研究*

劉洪義 李正良 劉凱

(1.東北電力設(shè)計院有限公司 130021；2.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院 400045；3.山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點實驗室(重慶大學(xué)） 400045）

引言

隨著國內(nèi)電網(wǎng)工程建設(shè)量加大， 在保證電力建設(shè)安全性的前提下， 對其經(jīng)濟(jì)性提出更高的要求。 等邊角鋼輸電鐵塔是目前國內(nèi)應(yīng)用最為廣泛的架空輸電結(jié)構(gòu)， 而交叉斜材是角鋼塔的基本支承構(gòu)件， 約占單基塔重的30%， 研究交叉斜材的受力特性對輸電塔的優(yōu)化設(shè)計有重要意義。

目前國內(nèi)外對交叉斜材的研究內(nèi)容較少， 尤其是試驗研究部分， 缺乏足夠的試驗數(shù)據(jù)作為理論研究支撐。 國外學(xué)者Donald D.Cannon[1]等進(jìn)行了兩種節(jié)間的交叉斜材承載力試驗研究， 斜材包括等邊角鋼和不等邊角鋼， 指出交叉斜材穩(wěn)定承載力特點并給出斜材壓桿計算長度取值的建議。 Kemp A.R.[2]等改變交叉斜材試驗中端部連接的螺栓數(shù)量， 以及主材的傾斜角度， 將試驗值和美國規(guī)范進(jìn)行對比， 提出更為精確的斜材設(shè)計公式。 國內(nèi)學(xué)者朱永慶[3]對 ASCE 手冊52 的相關(guān)結(jié)論以及TLMRC 試驗結(jié)果進(jìn)行了分析， 依據(jù)所建模型利用微分方程推導(dǎo)出斜材穩(wěn)定承載力計算公式， 并進(jìn)一步提出[4]受拉桿件內(nèi)力變化對受壓桿件計算長度的影響作用。 李宏男[5]等利用ANSYS 對交叉斜材極限承載力進(jìn)行了非線性分析， 提出當(dāng)拉桿和壓桿內(nèi)力比值在0 到1 變化時， 極限承載力與該比值近似成線性遞增關(guān)系，并根據(jù)分析結(jié)果提出一種簡單實用的計算方法。陳紹蕃[6]在考慮屈曲相關(guān)性的塔架交叉斜材穩(wěn)定承載力研究中， 主要改變交叉斜材的連接位置，依據(jù)彈性穩(wěn)定理論， 推導(dǎo)出精度較規(guī)范高的承載力計算公式。 江文強[7]等利用ANSYS 殼單元建立4 種斜材布置方式的有限元模型， 考慮節(jié)點板厚度的影響， 進(jìn)行非線性分析得到極限承載力，通過對比發(fā)現(xiàn)斜材布置方式對極限承載力影響較大， 采用現(xiàn)行規(guī)范計算會偏于保守。

本文在上述研究基礎(chǔ)上， 根據(jù)交叉斜材的受力特點設(shè)計全新試驗裝置， 并擴(kuò)大試驗中交叉斜材拉壓比的范圍， 對兩種常用節(jié)間進(jìn)行了極限承載力研究， 結(jié)合ANSYS 有限元分析結(jié)果， 給出交叉斜材的受力變化特點。

1 試驗概況

1.1 節(jié)間設(shè)計

1.僅斜材節(jié)間

斜材的長度根據(jù)試驗方案中給定的名義長細(xì)比確定， 為研究有輔助材和沒有輔助材節(jié)間破壞模式的差異， 將兩種節(jié)間的名義長細(xì)比均設(shè)為110， 僅斜材節(jié)間由斜材最小軸回轉(zhuǎn)半徑確定交叉點到斜材端部的較長段。 交叉斜材夾角選擇鐵塔設(shè)計中常用的74°， 斜材短段與長段的比值設(shè)定為常用的0.88， 根據(jù)低合金高強度結(jié)構(gòu)鋼[8]的最新要求， 斜材采用 Q355 鋼。 斜材尺寸為L80 ×7， 長度為 3270mm， 連接處螺栓為高強承壓型螺栓， 節(jié)間具體構(gòu)造如圖1 所示。

圖1 僅斜材節(jié)間構(gòu)造(單位： mm)Fig.1 Structure of only diagonal material section(unit: mm）

2.復(fù)雜節(jié)間

與僅斜材節(jié)間不同， 有輔助材的節(jié)間斜材長度根據(jù)斜材的平行軸回轉(zhuǎn)半徑確定， 交叉斜材夾角仍取74°， 短段與長段比值仍為0.88。 輔助材也采 用 Q355 鋼， 斜 材 尺寸 不 變， 長 度為5091mm， 輔助材尺寸為 L40 × 4。 圖 2 為復(fù)雜節(jié)間構(gòu)造。

圖2 復(fù)雜節(jié)間構(gòu)造(單位： mm)Fig.2 Structure of complex section(unit: mm）

1.2 試驗方案

1.加載方案

加載部位由反力框架、 千斤頂、 力傳感器、連接件和斜材單肢依次連接， 該反力框架由四根箱型截面鋼梁組成， 具有足夠的剛度抵抗節(jié)間的變形。 一共設(shè)置兩個千斤頂沿著斜材軸向加載， 由力傳感器讀取荷載數(shù)值， 通過靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)可以直接獲取斜材端部荷載大小，從而控制加載拉壓比。 制作雙角鋼構(gòu)件固定千斤頂位置， 保證加載方向始終沿軸向， 復(fù)雜節(jié)間的輔助材端部利用連接件與反力框架相連，實現(xiàn)對輔助材的端部約束。 節(jié)間底部利用厚20mm 的鋼板支座與框架螺栓連接固定。 圖3 為兩種節(jié)間的加載裝置。

圖3 加載裝置Fig.3 Test set-up

試驗開始前通過預(yù)加載判斷各項測試指標(biāo)變化在合理范圍內(nèi)， 然后開始正式加載， 加載制度為單調(diào)靜力分級加載制度， 加載過程中通過油泵控制拉壓比保持穩(wěn)定， 直到斜材發(fā)生失穩(wěn)破壞。

2.測點布置方案

除了在節(jié)間斜材端部布置力傳感器來獲取極限承載力外， 還需要在試驗中測量關(guān)鍵截面的平面外位移和應(yīng)變。 截面的平面外位移使用拉線式位移傳感器進(jìn)行測量， 僅斜材節(jié)間和復(fù)雜節(jié)間均測量7 個方向的位移， 包括2 個沿斜材軸向的位移， 另外5 個位移布置在交叉點， 以及交叉點與斜材端部之間的中間位置截面。 僅斜材節(jié)間的應(yīng)變片布置在交叉點處以及交叉點與斜材端部之間的中間截面處。 復(fù)雜節(jié)間應(yīng)變片布置在各螺栓連接處之間的中間截面以及輔助材跨中截面。 以上各截面為兩種節(jié)間的平面外位移和應(yīng)變控制截面。

3.加載工況

根據(jù)《架空輸電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)規(guī)定》[9]中的內(nèi)容， 交叉斜材計算長度的取值方法以拉壓比為-0.2 作為分界點， 因此試驗工況以拉力等于壓桿壓力的20%分級展開， 這里規(guī)定將一拉一壓時的受壓桿和同時受壓時壓力較大的桿統(tǒng)稱為壓桿。 輸電塔在實際建造中設(shè)計使用更多的是復(fù)雜節(jié)間， 在有限的試驗資源下應(yīng)重點分析復(fù)雜節(jié)間的試驗現(xiàn)象， 因此擴(kuò)大復(fù)雜節(jié)間的拉壓比范圍從-1.0 到1.0， 并且在擴(kuò)大的基礎(chǔ)上減小拉壓比增量， 以此獲得復(fù)雜節(jié)間更為精確且全面的試驗數(shù)據(jù)。 為防止試驗偶然誤差， 每種拉壓比進(jìn)行3 次對比試驗。 本文涉及的試驗工況見表1。

表1 節(jié)間試驗工況Tab.1 Test conditions of sections

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 僅斜材節(jié)間試驗結(jié)果

試驗結(jié)果表明， 僅斜材節(jié)間的破壞模式均為壓桿長段發(fā)生屈曲破壞， 圖4 列舉了拉壓比分別為0.2 和-0.6 的結(jié)構(gòu)失效圖， 當(dāng)拉壓比小于或等于-0.2 時， 壓桿長段繞最小軸發(fā)生失穩(wěn)。 當(dāng)拉壓比大于-0.2 時， 壓桿長段繞平行軸失穩(wěn)。

圖4 僅斜材節(jié)間失穩(wěn)破壞Fig.4 Deformation of the only diagonal material section

圖5 提取了交叉點的荷載平面外位移曲線以及壓桿加載點的荷載軸向位移曲線， 位移均取絕對值。 由荷載位移曲線可以看出， 在達(dá)到峰值荷載前， 交叉點的荷載-平面外位移曲線變化趨勢相近， 說明僅斜材節(jié)間在不同拉壓比下達(dá)到極限承載力前擁有相似的受力狀態(tài)， 相同荷載下， 一拉一壓狀態(tài)的交叉點位移要大于同時受壓狀態(tài)。過了峰值荷載后， 交叉點的剛度隨拉壓比增大而減小， 因為拉桿的支撐作用增大了交叉點的剛度。

對于荷載- 軸向位移曲線， 隨著拉壓比增大， 拉桿對壓桿在交叉點的約束逐漸減弱， 壓桿的軸向位移峰值逐漸減小。 不同拉壓比情況下其曲線變化基本類似， 表明僅斜材節(jié)間的破壞模式與兩斜材的拉壓比關(guān)系不大。 隨著持續(xù)加載， 拉桿不同的受力情況會對壓桿剛度產(chǎn)生不同的影響， 拉桿受壓時壓桿的軸向剛度比拉桿受拉時大。

圖5 僅斜材節(jié)間荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of only diagonal material section

分析應(yīng)變數(shù)據(jù)， 當(dāng)結(jié)構(gòu)最終破壞時， 最大應(yīng)變截面位置不受拉壓比影響， 均在壓桿長段中點附近， 與節(jié)間最后的破壞模式相符合。 對于壓桿， 在到達(dá)極限承載力之前， 壓桿交叉點與端部之間的中間部分應(yīng)變增長速度要快于交點處應(yīng)變增長速度， 到達(dá)極限荷載后， 壓桿三個控制截面應(yīng)變較為接近。

當(dāng)拉壓比≤-0.2， 到達(dá)極限荷載時， 壓桿控制截面的應(yīng)變要小于拉壓比＞-0.2 時的應(yīng)變，這表明當(dāng)拉桿拉力不大或拉桿受壓時， 壓桿受到軸向壓力會帶動節(jié)間向平面外變形， 從而帶動拉桿也向平面外變形， 在拉桿加載端產(chǎn)生支反力，使拉力讀數(shù)增大， 為了保證拉壓比， 采取放松拉桿加載端或者使拉桿由受拉轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌海?這樣使平面外約束減弱， 加速了節(jié)間平面外變形， 應(yīng)變讀數(shù)也隨之增大。

拉桿的三個控制截面最大應(yīng)變在交叉點處，并且隨著拉壓比增大， 拉桿的約束效果減弱， 節(jié)間平面外變形加大， 拉桿交叉點處的應(yīng)變也隨之增大。

2.2 復(fù)雜節(jié)間試驗結(jié)果

與僅斜材節(jié)間不同， 復(fù)雜節(jié)間的破壞模式存在壓桿長段屈曲和壓桿整體屈曲兩種情況。 圖6列舉了拉壓比分別為0.8 和-0.2 的結(jié)構(gòu)失效圖。當(dāng)拉壓比≤-0.2 即兩根桿為一拉一壓且拉桿內(nèi)力大于或等于壓桿的20%時， 復(fù)雜節(jié)間發(fā)生破壞的位置從壓桿長段中間開始， 當(dāng)拉壓比大于-0.2， 則壓桿帶動整個節(jié)間發(fā)生整體平面外屈曲。 復(fù)雜節(jié)間均繞平行軸發(fā)生屈曲， 可見輔助材增強了交叉斜材的整體穩(wěn)定性。 如圖6 所示， 壓桿繞其平行軸失穩(wěn)， 可以看到半波形失穩(wěn)模式且拉壓比越小這個半波的趨勢越明顯， 這與目前的理論研究比較吻合。

圖6 復(fù)雜節(jié)間失穩(wěn)破壞Fig.6 Deformation of the complex section

圖7 提取了復(fù)雜節(jié)間交叉點的荷載-平面外位移曲線和壓桿加載點的荷載-軸向位移曲線，位移取絕對值。 分析表明， 交叉點平面外位移在荷載較小時， 不同拉壓比對曲線變化影響較小，隨著荷載增大， 越接近極限承載力， 拉壓比對曲線變化影響越明顯。 拉壓比越大即另一桿提供的支撐越小， 交叉點的面外剛度就越小， 且變化幅度遠(yuǎn)大于僅斜材節(jié)間。

對于荷載-軸向位移曲線， 與僅斜材節(jié)間區(qū)別明顯， 另一桿受拉即拉壓比為-1.0、 -0.6、-0.2 時的曲線相似度較大， 可以看出拉桿內(nèi)力的大小對結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定承載力影響較小。 隨著拉壓比增大， 拉桿對壓桿在交叉點的約束逐漸減弱，壓桿的軸向位移峰值逐漸減小。 荷載較小時各拉壓比下的壓桿剛度相差不大。 隨著荷載增大， 另一桿受壓節(jié)間的剛度反而增大， 該趨勢比僅斜材節(jié)間的更為明顯。

圖7 復(fù)雜節(jié)間荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of the complex section

分析控制截面的應(yīng)變， 由于節(jié)間半波失穩(wěn)模式與拉壓比有關(guān)， 當(dāng)拉壓比≥0.8 時， 此時半波失穩(wěn)模式較不明顯， 節(jié)間整體向外發(fā)生平面外屈曲， 控制截面應(yīng)變分布較為均勻。 當(dāng)拉壓比≤0.5 時， 隨著拉壓比減小， 半波失穩(wěn)模式越明顯， 斜材交點和壓桿加載端之間的部分斜材屈曲明顯， 導(dǎo)致與其相連的左邊長輔助材發(fā)生明顯變形， 左邊長輔助材的應(yīng)變明顯高于其他控制截面， 這一現(xiàn)象與復(fù)雜節(jié)間的破壞模式相吻合。 表2 統(tǒng)計出兩種節(jié)間的破壞模式隨著拉壓比的變化。

表2 交叉斜材試驗破壞結(jié)果Tab.2 Test failure results of the cross bracing

2.3 極限承載力

不同拉壓比工況下的試驗極限承載力均取各自3 組試驗的平均值。 從圖8 可以看出， 僅斜材的極限承載力隨著拉壓狀態(tài)的改變浮動并不大，僅斜材節(jié)間拉壓比為-0.6 時的極限承載力為152.53kN， 拉壓比為 0.6 時極限承載力為143.88kN， 相差了5.67%左右， 而拉壓比為0.2時的承載力卻高于拉壓比為-0.2 時， 未表現(xiàn)出承載力隨拉壓比增大而嚴(yán)格減小的規(guī)律， 這是由于僅斜材節(jié)間的整體性較弱， 破壞荷載只跟壓桿長段的失穩(wěn)相關(guān)， 另外一桿的受力狀態(tài)對壓桿的影響不大。

圖8 不同拉壓比的極限承載力Fig.8 The ultimate bearing load of the different T/C ratio

對于復(fù)雜節(jié)間， 其極限承載力受拉壓比影響較大， 拉壓比為-1.0 時與拉壓比為1.0 時相比， 極限承載力改變了47.66%。 隨著拉桿由受拉轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌籂顟B(tài)， 壓桿的極限承載力逐漸減小。 在一拉一壓狀態(tài)下， 拉桿拉力的變化對壓桿承載力影響較小， 拉壓比從-1.0 到-0.2， 壓桿承載力變化了4.13%； 而在同時受壓狀態(tài)下， 另一桿壓力增大對極限承載力變化影響明顯， 拉壓比從0.2 到1.0， 承載力變化了33.87%， 但在拉壓比到達(dá)0.8 后變化減緩， 0.8 到1.0 承載力變化了7.36%。 因為僅斜材節(jié)間構(gòu)件長度由最小軸計算得到， 長度較復(fù)雜節(jié)間小， 所以僅斜材節(jié)間極限承載力總體上大于復(fù)雜節(jié)間。

3 有限元分析

3.1 有限元模型建立

兩種節(jié)間整體有限元模型如圖9 所示。 根據(jù)本文試驗構(gòu)件的力學(xué)特點， 選擇SHELL181 殼單元進(jìn)行分析。 該單元有4 個節(jié)點， 每個節(jié)點包含6 個自由度。 屈服強度和彈性模量設(shè)置為材性試驗實測值， 鋼材密度取下料真實值， 泊松比取0.3， 選擇雙線性隨動強化(BKIN）作為本構(gòu)模型， 根據(jù)材性試驗的應(yīng)力-應(yīng)變曲線， 切線模量設(shè)置為彈性模量的1%。 試驗中底座未發(fā)生變形，在有限元分析中將其彈性模量放大100 倍， 以此保證構(gòu)件破壞而底座不發(fā)生變形， 同時減少應(yīng)力集中， 有利于計算收斂。

圖9 有限元節(jié)間模型Fig.9 Finite element model

本文對螺栓連接處網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化， 圖10 展示了交叉斜材連接處的網(wǎng)格細(xì)化方式。 網(wǎng)格劃分方式為自由劃分， 自由劃分網(wǎng)格的基本尺寸為20mm。

圖10 網(wǎng)格細(xì)化示意Fig.10 Meshing subdivision diagram

根據(jù)試驗加載工況， 在斜材上部螺孔周圍施加沿斜材方向的節(jié)點集中荷載來模擬試驗工況，同時約束加載點在其余兩個方向的位移， 保證加載方向始終在斜材軸向。 支座底部為固定端， 約束支座底面所有節(jié)點的自由度。 因構(gòu)件連接處的螺孔連接緊密， 有限元分析中將交叉斜材連接處和支座連接處等周圍部分節(jié)點進(jìn)行耦合， 以簡化計算模型， 對比采用SOLID186 實體單元在螺孔處建立的螺栓模型， 兩者分析結(jié)果接近， 表明該簡化方式可行。

3.2 有限元分析結(jié)果

1.破壞模式對比

兩種節(jié)間在有限元分析結(jié)果中的破壞模式和試驗結(jié)果相符合， 為節(jié)省篇幅， 圖11 給出了僅斜材節(jié)間拉壓比為-0.6 和復(fù)雜節(jié)間拉壓比為0.8 兩種工況的破壞形態(tài)。 兩種節(jié)間屈曲時平面外位移最明顯， 因此選擇平面外位移作為圖11 中的量值。 僅斜材節(jié)間拉壓比為-0.6 發(fā)生壓桿長段屈曲，且沿著最小軸失穩(wěn)； 復(fù)雜節(jié)間拉壓比為0.8 發(fā)生壓桿整體屈曲， 沿著平行軸失穩(wěn)。 與試驗現(xiàn)象吻合。

圖11 破壞形態(tài)(單位： mm)Fig.11 Failure mode(unit: mm）

2.荷載-位移曲線對比

圖12 為兩種節(jié)間的交叉點荷載-面外位移曲線試驗結(jié)果和有限元結(jié)果的對比。 因復(fù)雜節(jié)間工況較多， 此處省略拉壓比為1.0 時的對比， 拉壓比為1.0 的有限元分析結(jié)果和拉壓比0.8 類似。 觀察發(fā)現(xiàn)， 隨著拉壓比增大， 極限承載力減小， 曲線整體變化趨勢與試驗所得曲線一致。 構(gòu)件剛度隨著拉壓比的變化趨勢也與試驗結(jié)果相同。 進(jìn)入非線性段后， 部分工況有限元計算收斂困難， 因此缺少明顯的下降段。 試驗中存在縫隙等誤差， 以及各構(gòu)件連接處不是完全耦合， 底座也不是完全固接， 綜合以上原因， 部分工況在峰值荷載時的位移誤差較大， 僅斜材節(jié)間峰值荷載位移與試驗結(jié)果吻合得更好， 復(fù)雜節(jié)間構(gòu)件尺寸更長， 誤差相對較大。 有限元分析結(jié)果中的軸向位移總體較小， 但整體變化趨勢與試驗結(jié)果相吻合。

3.有限元應(yīng)變分析

觀察有限元中的應(yīng)變分布可以發(fā)現(xiàn)， 應(yīng)變分布規(guī)律與試驗結(jié)果較為吻合， 僅斜材節(jié)間壓桿長段和交叉點附近應(yīng)變較大， 拉桿最大應(yīng)變在交叉點處； 復(fù)雜節(jié)間的半波失穩(wěn)使左側(cè)長輔助材應(yīng)變明顯增大， 應(yīng)變變化趨勢也與試驗結(jié)果較為吻合。 為節(jié)省篇幅， 圖13 給出了僅斜材拉壓比為-0.2 和復(fù)雜節(jié)間拉壓比為0.2 時， 荷載為峰值荷載的應(yīng)變分布。

圖12 荷載-位移曲線對比結(jié)果Fig.12 Comparison results of load-displacement curves

圖13 應(yīng)變分布Fig.13 Strain distribution

3.3 極限承載力對比分析

圖14 不同拉壓比極限承載力對比Fig.14 Comparison of ultimate bearing capacity at different tension-compression ratios

圖14 為不同拉壓比下兩種節(jié)間的極限承載力試驗值與有限元值的對比曲線， 分析 表 明，有限元計算的極限承載力隨拉壓比的變化趨勢與試驗結(jié)果相符合。 因試驗中存在螺栓孔隙以及試件安裝誤差， 軸向加載也存在一定偏差， 所以有限元值與試驗值有一定出入， 但整體與試驗值吻合良好， 表明本文的有限元分析模型具有合理性。

表3 為兩種節(jié)間極限承載力的試驗結(jié)果、 規(guī)范[9]計算結(jié)果以及有限元計算結(jié)果的對比。 分析表明， 試驗值與規(guī)范值和有限元值計算結(jié)果吻合較好， 整體隨著拉壓比的變化趨勢一致。 試驗極限承載力在多數(shù)拉壓比工況下大于規(guī)范計算結(jié)果， 表明規(guī)范計算有較多的富余。

表3 試驗承載力與規(guī)范承載力、 有限元結(jié)果對比Tab.3 Comparison of test results， code results and finite element results

僅斜材節(jié)間試驗承載力與規(guī)范計算承載力比值最大為1.19， 最小為1.04； 復(fù)雜節(jié)間試驗承載力與規(guī)范計算承載力比值最大為1.19， 最小為1.00。

4 結(jié)論

本文對兩種節(jié)間在不同拉壓比下的穩(wěn)定承載力進(jìn)行試驗研究， 同時建立等比例ANSYS 有限元模型進(jìn)行數(shù)值分析， 主要得出以下結(jié)論:

1.僅斜材節(jié)間在不同拉壓比下破壞模式均為壓桿的長段發(fā)生屈曲， 屈服區(qū)域位于壓桿長段中點和交叉點之間， 當(dāng)拉壓比≤-0.2 時， 繞截面最小軸失穩(wěn)， 當(dāng)拉壓比＞-0.2 時， 繞截面平行軸失穩(wěn)。

2.復(fù)雜節(jié)間存在壓桿長段屈曲和壓桿整體屈曲兩種破壞模式， 當(dāng)拉壓比≤-0.2 時， 復(fù)雜節(jié)間壓桿長段發(fā)生屈曲破壞， 當(dāng)拉壓比＞-0.2 時，發(fā)生壓桿整體平面外屈曲破壞。 壓桿呈半波形失穩(wěn)且拉壓比越小半波的趨勢越明顯， 復(fù)雜節(jié)間的屈曲破壞均繞平行軸產(chǎn)生。

3.隨著拉壓比增大， 拉桿對壓桿的支撐作用減弱， 壓桿半波趨勢減弱， 僅斜材節(jié)間在相同荷載下， 交叉點的平面外位移增大， 壓桿的軸向位移減小。 復(fù)雜節(jié)間拉桿存在同樣明顯的約束作用，隨著拉壓比增大， 拉桿支撐作用減弱會使得壓桿軸向位移減小， 交叉點平面外位移增大。

4.僅斜材節(jié)間在破壞時， 壓桿長段中點附近截面應(yīng)變最大， 隨著拉壓比增大， 壓桿整體的截面應(yīng)變增大， 壓桿交叉點處截面應(yīng)變最大。 隨著拉壓比增大， 復(fù)雜節(jié)間半波失穩(wěn)模式越明顯， 導(dǎo)致與壓桿相連的左邊長輔助材發(fā)生明顯變形， 左邊長輔助材的應(yīng)變明顯高于其他控制截面。

5.兩種節(jié)間的極限承載力均隨拉壓比增大而減小， 復(fù)雜節(jié)間減小的幅度要明顯高于僅斜材節(jié)間， 拉壓比對僅斜材節(jié)間承載力影響較小， 對一拉一壓下的復(fù)雜節(jié)間承載力影響較小， 對同時受壓時的復(fù)雜節(jié)間承載力影響較大。 試驗承載力在多數(shù)拉壓比工況下要高于規(guī)范[9]計算結(jié)果。