1974年以来，国外学者^[1,2,3]针对悬挑结构主要开展结构优化设计及结构动力时程分析等研究。国内学者针对悬挑结构和模型试验开展大量研究。1998年，沈祖炎等^[4,5]开始对上海市8万人体育馆屋盖进行1∶35模型静力试验，试验结果表明模型在设计荷载作用下完全可靠。2001年，李国强等^[6]对某混合结构建筑进行1∶20模型拟动力试验，观察和分析该结构的自振周期、地震响应特征和破坏模式。2005年，徐培福等^[7,8]对框架-核心筒结构进行1∶10模型拟静力试验，模型顶点位移-基底剪力滞回曲线有捏拢现象。2008年，郭彦林等^[9]对CCTV新台址主体结构进行小震、中震弹性响应分析及大震弹塑性时程响应和静力弹塑性推覆分析。2009年，吴晓涵等^[10,11]采用弹塑性动力时程方法分析上海世博会中国馆结构抗震性能。2012年，王树等^[12]采用静力弹塑性分析、振型分解反应谱法、弹性和弹塑性动力时程分析4种方法对内蒙古伊旗全民健身体育中心大悬挑结构进行抗震性能设计。2013年，陈以一等^[13]对上海中心大厦伸臂桁架与巨柱和核心筒连接开展1∶8缩尺模型拟静力试验研究，2016年，姚瞳^[14]运用动力时程分析研究某悬挑长度17m的钢框架在多遇和罕遇地震作用下的抗震性能。

　　 湖北省科技馆新馆总建筑高度为51.1m，建筑最大平面尺寸为158.4m×150m，地上4层，层高分别为9.5, 17.28, 12.1, 4.5m，局部设夹层及地下室。主体结构采用核心筒-钢桁架-预应力拉索结构形式。结构在平面对称分布4个核心筒，核心筒由纵横3跨钢管混凝土柱+耗能支撑+钢板剪力墙组成。在第2楼层及屋盖处设置双向悬挑交叉桁架，承受楼面和屋面荷载，桁架高度分别为3.9, 4.5m，桁架最大悬挑长度为45m。以4个核心筒为支撑，设置4榀跨层悬挑主桁架，主桁架由第2楼层及屋盖单榀悬挑桁架+跨层大腹杆+预应力拉索组成，将楼面荷载及水平风荷载等传递至核心筒区，悬挑长度为45m。主体结构非悬挑区则主要为钢框架结构。

　　 本文结合科技馆新馆结构特点及试验条件，开展模型单调加载试验及拟静力试验，分析结构整体设计安全储备及其破坏模式、延性、耗能能力等抗震性能。

　　 湖北省科技馆新馆原型结构为平面双轴对称结构，且主要承受竖向均布荷载，根据对称原则，试验模型仅取原型结构地面标高以上1/4部分。此外，综合试验条件，确定试验模型缩尺比例为1∶10。原型结构中大量小截面次梁和楼板对整体结构竖向受力性能影响有限，故在试验模型中予以忽略，同时试验模型杆件采用惯性矩等效原则和面积等效原则，将原始缩尺模型中非标准尺寸截面替换为可采购箱形截面型材，遵守等强度设计原则，试验模型将原型结构中工厂预制节点重新设计为节点板+角焊缝形式，并将材料降级，即Q345替换为Q235, Q460与LEPS7-499替换为Q345。试验模型与原型结构关系如图1所示。

　　 试验模型取自原型结构地上部分，因此试验模型所有柱底边界条件均视为刚性连接。原型结构为平面双轴对称结构，所受荷载主要为平面竖向均布荷载，根据对称原则，试验模型侧面边界条件应为滑动铰接约束，但由于转动有限，方便起见，也视为刚接。

　　 跨层悬挑主桁架为试验模型核心传力构件，故在2榀主桁架下弦杆各布置1个加载点，同时为避免模型变形集中在主桁架加载处，保证模型整体变形协调，在试验模型的悬挑转角次桁架处设置2个加载点，最终试验荷载共4个，如图2所示 (MLP为主桁架加载点，DLP为转角桁架加载点) 。

　　 本次研究为抗震性能试验，试验模型的变形形态应与原型结构在重力荷载代表值工况下的变形形态相似。SAP2000软件计算结果表明，原型结构在重力荷载代表值工况下，主桁架处加载点位移与悬挑转角次桁架处加载点位移比例关系为1∶2。当试验模型主桁架处与悬挑转角次桁架处的荷载比例关系约为4∶1时，其主桁架处与转角处位移比例关系也为1∶2，此时试验模型与原型结构存在变形相似关系，认为试验模型变形协调。

　　 以上模型简化和荷载替换处理可能使试验模型与原型结构间相似关系产生一定偏差，因此，采用SAP2000软件对比分析试验模型与原型结构关键杆件应力偏差程度，如图3所示。

　　 对1/4原型结构分别施加重力荷载代表值工况 (1.0D+0.5L) 的均布荷载 (D为恒荷载，L为活荷载) 及与试验模型相同分布及比例的集中荷载，主桁架处为24 000kN，转角处为6 000kN。以均布荷载下跨层主桁架根部处杆件应力为基准，得到集中荷载下应力的平均相对偏差为4.48%。计算结果如表1所示。

　　 对简化后的试验模型与未简化的原始缩尺模型分别施加相同集中荷载，荷载分布及比例与试验荷载相同，主桁架处为240kN，转角处为60kN。以原始缩尺模型跨层主桁架根部处杆件应力为基准，得出试验模型相同部位杆件应力平均相对偏差为5.5%。计算结果如表2所示。

　　 计算结果表明:模型简化和荷载替换处理均对试验模型与原型结构之间的应力相似关系影响较小。上文中试验模型与原型结构几何相似关系、边界条件相似关系及变形相似关系，表明试验模型与原型结构之间存在较强的相似关系。

　　 试验模型杆件截面包括箱形与圆形，截面种类多达46种，综合考虑每种截面材料在试验模型中的使用数量与使用部位重要程度，最终选取19种截面加工材性试件，材性试验结果如表3所示。

　　 本试验共2个过程。首先对试验模型开展单调加载试验，结合设计单位意见，单调加载峰值对应原型结构1.35倍设计荷载工况，共分20级完成，按力控制加载。单调加载卸载至0后，对试验模型开展拟静力试验，由于试验荷载为多点分布，按位移控制加载，弹性阶段每级荷载循环1次，塑性阶段每级荷载循环3次，位移增量为5mm。加载制度如图4所示，当试验荷载降低至峰值荷载的85%以下或模型破坏严重，试验结束。

　　 位移测量布置5个位移计，其中3个位移计监测试验模型加载点位移，作为作动器加载时参考;另外2个位移计监测试验台座侧向水平位移，防止发生大变形，从而改变模型边界条件。

　　 挑选试验模型重点部位和应力较大的次桁架杆件进行应变监测，分为4大部分。分别为2榀主桁架 (编号MTW-，MTN-) 、核心柱 (编号HZ-) 、转角次桁架 (编号X-) 及其他部位次桁架杆件 (编号R-) 。每根杆件上、下翼缘各粘贴1枚应变片，主桁架测点布置如图5所示。

　　 试验现场如图6所示，随着拟静力试验荷载增大，试验模型逐步发生不同程度破坏，在主桁架处位移向下加载至40mm过程中，靠近反力墙支座处小截面杆件 (主要为35mm×35mm截面) 开始发生断裂;向下加载至45mm过程中，次桁架小截面杆件发生断裂破坏的数量增多，外围次桁架小截面杆件也开始出现明显塑性变形;向下加载至50mm过程中，主桁架上层弦杆出现断裂破坏;向下加载至55mm过程中，主桁架下层弦杆根部开始出现塑性破坏;向下加载至60mm过程中，主桁架下层弦杆塑性破坏进一步发展，转角桁架根部弦杆和腹杆及主桁架两侧小截面杆件也相继发生断裂破坏。最终当加载至向下位移60mm的第2圈往复加载时，主桁架中大斜腹杆根部焊缝断裂，主桁架加载点作动器荷载值突然下降，降幅>20%，试验结束。

　　 1) D=40mm, P=2.43倍设计荷载时，反力墙处次桁架杆件断裂。

　　 2) D=45mm, P=2.66倍设计荷载时，外围次桁架杆件断裂破坏。

　　 3) D=50mm, P=2.42倍设计荷载时，主桁架上层弦杆断裂破坏。

　　 4) D=55mm, P=2.37倍设计荷载时，主桁架下层弦杆塑性破坏。

　　 5) D=60mm, P=2.31倍设计荷载时，主桁架跨层腹杆焊缝断裂。

　　 试验模型杆件破坏类型主要包括断裂破坏和塑性破坏。分析试验模型破坏过程，次桁架小截面薄壁杆件断裂破坏最先发生，且数量不断增多，杆件断裂位置主要位于节点焊接热影响区，这与薄壁杆件材性易受焊接热输入影响有关。当次桁架杆件断裂数量较多时，主桁架和转角桁架下层弦杆根部开始出现塑性变形，随后主桁架两侧杆件发生断裂破坏，试验模型整体性明显丧失，因此主桁架下层弦杆塑性变形快速发展，直至主桁架跨层斜腹杆焊缝断裂。结果表明，次桁架杆件的断裂破坏加速了主桁架弦杆的塑性破坏，因此在多层大悬挑钢结构中，次桁架薄壁杆件的焊接质量问题应予以重视。

　　 单调加载各加载点对应原型结构荷载工况如表4所示。转角桁架与主桁架处荷载比例在加载过程保持1∶4。

　　 如图7所示，各加载点荷载-位移曲线均为直线，表明试验模型加载至对应原型结构1.35倍设计荷载工况时，试验模型整体仍处于弹性阶段。

　　 对比试验模型加载至对应原型结构1.35倍设计荷载工况时各测点的应变发展情况，最大应变测点为MTN-10B，选取试验模型中应变较大的测点，绘制荷载-应变曲线，如图8所示，所有测点荷载-应变曲线均为直线，表明试验模型杆件材料未发生屈服，结果表明，试验模型具有较好的设计安全储备。

　　 拟静力试验过程中，各加载点的位移比例大致不变，而位移加载速率随位移幅值的增大逐渐增大，保证整个试验模型的变形协调。根据单调加载试验结果，确定试验模型各加载点对应于原型结构重力荷载代表值工况下的位移分别取-9.6，-10.6，-14.1mm，以此时位移状态作为拟静力试验加载的平衡点，模拟原型结构在遭遇地震前荷载及位移初始状态，实现对试验模型的上、下非对称加载。

　　 如图9所示，试验模型荷载-位移滞回曲线存在捏拢现象。本文针对结构模型的拟静力试验，不同于针对构件的拟静力试验，一般构件的塑性发展较充分，其滞回形状较饱满。试验模型主要在次桁架小截面杆件发生断裂破坏及主桁架下层弦杆发生明显塑性破坏，模型仍有大量杆件未发生破坏，模型整体塑性发展不充分，这与徐培福等^[7,8]的结构拟静力试验结果较一致。

　　 分析比较循环加载过程中所有应变测点的应变发展情况，发现加载过程中试验模型最大应变值始终位于2榀主桁架根部弦杆。因此绘制2榀主桁架弦杆在试验模型破坏阶段应变测点MTW-10T与MTN-9T荷载-应变滞回曲线，如图10所示，MTW-10T与MTN-9T最大应变值分别接近20 000με与4 000με，均处于受压状态，表明主桁架弦杆塑性已充分发展。

　　 结构延性用位移延性系数m表示，可由模型破坏位移与屈服位移的比值计算得出，如表5所示，试验模型极限荷载对应于原型结构设计荷载工况的2.58倍，主桁架向上和向下加载时的位移延性系数分别为1.37和1.46，试验模型整体延性系数取2个加载方向中数值较小者1.37。

　　 根据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验方法规程》规定，结构耗能能力可采用能量耗散系数e表示，如图11所示。计算出试验模型2榀主桁架和转角次桁架加载点的能量耗散系数分别为1.334 8, 1.200 7, 0.955 2。

　　 能力耗散系数表明试验模型整体塑性发展不充分，这主要与次桁架杆件断裂过多有关。因此防止试验模型次桁架杆件断裂对提升模型整体塑性发展有积极作用。对于同类多层大悬挑钢结构，除关注主桁架杆件承载力外，还应重视次桁架杆件焊接质量，防止其过早出现断裂破坏。

　　 1) 试验模型单调加载至对应原型结构1.35倍设计荷载工况，荷载-位移曲线与荷载-应变曲线均为直线，表明试验模型整体处于弹性阶段，杆件材料未屈服，因此试验模型具有较好的设计安全储备。

　　 2) 试验模型拟静力试验破坏模式为次桁架小截面薄壁杆件发生断裂破坏，跨层悬挑主桁架根部杆件发生塑性破坏。

　　 3) 试验模型荷载-位移滞回曲线存在捏拢现象。本文为针对结构模型的拟静力试验，模型主要在试验模型次桁架小截面杆件发生断裂破坏及主桁架下层弦杆发生明显塑性破坏，模型中仍有大量杆件未发生破坏，整体塑性发展不充分。

　　 4) 试验模型往复加载向下最大荷载和位移分别为-773.5kN，-49.1mm，向上最大荷载和位移分别为594.6kN, 35.6mm，试验模型整体延性系数为1.37。

　　 5) 分析试验模型耗能能力，分析结果表明，防止次桁架杆件过早断裂破坏对于提升试验模型的整体塑性发展有积极作用。