鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體變形性能試驗(yàn)研究

王元清，張?穎，張俊光，歐陽(yáng)元文

鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體變形性能試驗(yàn)研究

王元清1，張?穎1，張俊光1，歐陽(yáng)元文2

(1. 清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084；2. 上海建科鋁合金結(jié)構(gòu)建筑研究院，上海 200949)

鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在大跨空間結(jié)構(gòu)中具有廣泛的應(yīng)用前景．南京牛首山佛頂宮大穹頂工程中采用了鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)，其節(jié)點(diǎn)包含兩種截面桿件，均使用不銹鋼環(huán)槽鉚釘與節(jié)點(diǎn)盤(pán)進(jìn)行緊固連接，形成了特殊形式的箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)．為研究鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)在面外彎矩作用下的傳力機(jī)理、變形性能、節(jié)點(diǎn)剛度、破壞模式和極限承載力，開(kāi)展了箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體試件的靜力加載試驗(yàn)，使用有限元軟件ABAQUS對(duì)試驗(yàn)加載全過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，并將試驗(yàn)結(jié)果與相同截面鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)相連對(duì)肢節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析．試驗(yàn)結(jié)果表明：南京牛首山佛頂宮大穹頂工程中采用的鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)為半剛性節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)剛度較大，整體延性相對(duì)較小；在較大面外彎矩作用下構(gòu)件的上節(jié)點(diǎn)盤(pán)發(fā)生屈曲變形，試件加載破壞時(shí)下節(jié)點(diǎn)盤(pán)仍處于彈性階段，桿件連接部位腹板出現(xiàn)明顯屈曲變形，桿件與上節(jié)點(diǎn)盤(pán)連接處發(fā)生斷裂破壞．足尺有限元模型的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，具有工程應(yīng)用可靠性．與相同截面的鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)相連對(duì)肢節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果相比，鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)6根連接桿件之間的相互作用提高了節(jié)點(diǎn)剛度，但在一定程度上降低了節(jié)點(diǎn)的延性和抗彎承載力，在設(shè)計(jì)和使用過(guò)程中需進(jìn)一步加強(qiáng)和改進(jìn)．

鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)；變形性能；破壞模式；有限元分析

鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)盤(pán)式節(jié)點(diǎn)具有工廠標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)、現(xiàn)場(chǎng)裝配式安裝、施工速度快[1-3]、占用空間小[4]、受力性能良好和外形美觀等優(yōu)點(diǎn)，近年來(lái)在單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中廣泛應(yīng)用[5-6]．我國(guó)的上?？萍汲?、武漢體育學(xué)院綜合體育館等穹頂結(jié)構(gòu)均采用了鋁合金盤(pán)式節(jié)點(diǎn)[1]．

南京牛首山文化旅游區(qū)的鋁合金大穹頂結(jié)構(gòu)是佛頂宮整體建筑形象的重要組成部分，其南北向長(zhǎng)度約200m，東西向長(zhǎng)度約130m，覆蓋面積約20000m2，最高處距禪境廣場(chǎng)地面56.3m[7-8]．

南京牛首山佛頂宮鋁合金大穹頂網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)采用箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)．區(qū)別于普通鋁合金盤(pán)式節(jié)點(diǎn)[4]，佛頂宮鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)連接的六肢桿件包含4根工字形桿件和2根對(duì)肢箱形桿件，節(jié)點(diǎn)構(gòu)件呈對(duì)稱(chēng)分布，整體構(gòu)件輕微起拱．箱形桿件和工字形桿件均通過(guò)不銹鋼環(huán)槽鉚釘與上、下節(jié)點(diǎn)盤(pán)進(jìn)行緊固連接．環(huán)槽鉚釘緊固連接是一種新型的連接方式，具有拼裝速度快和不易松動(dòng)的優(yōu)點(diǎn)，在空間結(jié)構(gòu)中有廣泛的應(yīng)用前景．

王元清等[9]曾對(duì)上述箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)相連對(duì)肢試件進(jìn)行靜力試驗(yàn)研究；但是，由于其結(jié)構(gòu)形式的特殊性，該節(jié)點(diǎn)在6根相連桿件共同受力時(shí)的整體受力狀態(tài)和變形性能尚不明確．為此，本文對(duì)南京牛首山佛頂宮工程鋁合金網(wǎng)殼箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)足尺整體試件進(jìn)行了靜力加載試驗(yàn)，分析該節(jié)點(diǎn)在面外彎矩荷載作用下的傳力機(jī)理、整體剛度、變形性能、極限荷載及破壞模式．同時(shí)，結(jié)合本文試驗(yàn)對(duì)鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)進(jìn)行彈塑性有限元分析，并?與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，為工程設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供可靠?依據(jù)．

1?試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1?試件設(shè)計(jì)

鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體試件根據(jù)南京市牛首山佛頂宮大穹頂工程建筑結(jié)構(gòu)足尺加工而成，包括節(jié)點(diǎn)盤(pán)、相連桿件和不銹鋼環(huán)槽鉚釘3部分．節(jié)點(diǎn)盤(pán)、箱形截面桿件和工字形截面桿件材料均為擠壓型鋁合金6061-T6，該種材料屬于Al-Mg-Si系鋁合金，強(qiáng)度較高且抗腐蝕性好．

節(jié)點(diǎn)相連6根桿件相互之間夾角為60°，標(biāo)號(hào)如圖1所示，其中桿件1、4為箱形桿件，桿件2、3、5、6為工字形桿件．各桿件截面高度相同，長(zhǎng)度均為2000mm，截面尺寸參數(shù)見(jiàn)表1及圖2．表1中為桿件截面高度；為截面寬度；w為腹板厚度；f為翼緣厚度．節(jié)點(diǎn)盤(pán)為半徑360mm的圓形鋁合金起拱板，成型角度178°，厚度16mm．節(jié)點(diǎn)盤(pán)開(kāi)孔位置及細(xì)部構(gòu)造如圖3(a)所示，兩種截面桿件與節(jié)點(diǎn)盤(pán)連接端的開(kāi)孔位置和細(xì)部構(gòu)造分別如圖3(b)和圖3(c)?所示．

圖1?箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)裝配示意

表1?節(jié)點(diǎn)桿件截面尺寸

Tab.1?Sectional dimension of joint members mm

圖2?節(jié)點(diǎn)桿件截面尺寸(單位：mm)

Fig.2?Sectional dimension of joint members(unit：mm)

該鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)的兩種截面桿件與節(jié)點(diǎn)盤(pán)均通過(guò)不銹鋼環(huán)槽鉚釘進(jìn)行連接，上、下節(jié)點(diǎn)盤(pán)各布置160顆環(huán)槽鉚釘，環(huán)槽鉚釘?shù)木唧w分布如圖3所示．

圖3?節(jié)點(diǎn)盤(pán)和桿端細(xì)部構(gòu)造(單位：mm)

1.2?試驗(yàn)裝置及加載方法

試驗(yàn)使用3000kN液壓千斤頂對(duì)鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)試件的節(jié)點(diǎn)中心施加豎向荷載，門(mén)式反力架和桿端支座提供支撐，加載裝置如圖4所示．節(jié)點(diǎn)相連的6根桿件遠(yuǎn)端均為簡(jiǎn)支，箱形桿件支座距離千斤頂加載點(diǎn)1870mm，工字形桿件支座距離千斤頂加載點(diǎn)1900mm．加載原理示意如圖5所示．為避免荷載直接作用于環(huán)槽鉚釘，試驗(yàn)過(guò)程中在節(jié)點(diǎn)盤(pán)上方中心加載位置放置一塊尺寸合適的加載板，使節(jié)點(diǎn)盤(pán)中心均勻受力．

試驗(yàn)采用靜力加載方法，通過(guò)液壓千斤頂及配套設(shè)備施加豎向單調(diào)荷載，以研究鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)的面外抗彎性能和受力狀態(tài)．

圖4?試驗(yàn)裝置

圖5?加載原理示意

1.3?量測(cè)方法

試驗(yàn)使用位移傳感器測(cè)量節(jié)點(diǎn)區(qū)和桿件的變形，使用應(yīng)變片測(cè)量試件關(guān)鍵區(qū)域的應(yīng)力應(yīng)變特征，同時(shí)位于千斤頂與節(jié)點(diǎn)盤(pán)加載板之間的力傳感器可測(cè)量施加荷載的大?。?/p>

試件共布置了23個(gè)位移傳感器(簡(jiǎn)稱(chēng)位移計(jì))：位移計(jì)D1位于節(jié)點(diǎn)盤(pán)下表面中心，用來(lái)測(cè)量節(jié)點(diǎn)盤(pán)的豎向位移；位移計(jì)D2～D5用于測(cè)量節(jié)點(diǎn)盤(pán)邊緣的豎向位移，進(jìn)而計(jì)算節(jié)點(diǎn)盤(pán)的轉(zhuǎn)角；位移計(jì)D6～D11位于盤(pán)式節(jié)點(diǎn)各桿件與節(jié)點(diǎn)盤(pán)相鄰位置下翼緣處；位移計(jì)D12～D23用于測(cè)量桿件末端截面轉(zhuǎn)角．每根桿件的翼緣和腹板以及上下節(jié)點(diǎn)盤(pán)表面布置應(yīng)變片，試件共布置92個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)．應(yīng)變片和位移計(jì)的測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示．

2?試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1?試件破壞形態(tài)

試驗(yàn)中對(duì)試件上節(jié)點(diǎn)盤(pán)中心處施加豎向靜力荷載，試件整體承受面外彎矩作用．當(dāng)荷載達(dá)到u/5時(shí)(u為極限荷載)，各桿件和節(jié)點(diǎn)盤(pán)均未出現(xiàn)明顯變形，節(jié)點(diǎn)連接處各板件處于彈性應(yīng)力階段．當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載3u/5時(shí)，各桿件與節(jié)點(diǎn)盤(pán)連接端部腹板均出現(xiàn)明顯變形，上節(jié)點(diǎn)盤(pán)邊緣出現(xiàn)輕微翹曲．當(dāng)荷載增加到u時(shí)，各桿件與上節(jié)點(diǎn)盤(pán)相連端部腹板均出現(xiàn)屈曲，寬厚比較大的箱形桿件腹板的變形尤其顯著，如圖7(a)所示．隨后，箱形桿件腹板發(fā)生斷裂，工字形桿件的上翼緣與腹板交界處斷裂，如圖7(b)所示；上節(jié)點(diǎn)盤(pán)發(fā)生局部屈曲，與工字形桿件連接部位發(fā)生斷裂，如圖7(c)和圖7(d)所示．整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中下節(jié)點(diǎn)盤(pán)未發(fā)生明顯變形和斷裂破壞．

圖7?試件破壞形態(tài)

2.2?節(jié)點(diǎn)盤(pán)應(yīng)力分布

通過(guò)整理節(jié)點(diǎn)盤(pán)的應(yīng)變采集數(shù)據(jù)，得到節(jié)點(diǎn)盤(pán)不同角度方向的應(yīng)力分布，如圖8所示．圖中不同曲線分別表示節(jié)點(diǎn)試件在u/5、2u/5、3u/5、4u/5、u荷載作用下，節(jié)點(diǎn)盤(pán)的徑向應(yīng)力分布，為應(yīng)變測(cè)點(diǎn)到節(jié)點(diǎn)盤(pán)中心連線與箱形桿件軸線(如圖6(a)所示)形成的夾角(順時(shí)針夾角)．由于節(jié)點(diǎn)試件的對(duì)稱(chēng)性和數(shù)據(jù)的重復(fù)性，圖中只表示在0°～180° 范圍內(nèi)節(jié)點(diǎn)盤(pán)的應(yīng)力分布結(jié)果．

對(duì)于上節(jié)點(diǎn)盤(pán)，應(yīng)力分布如圖8(a)所示，當(dāng)試驗(yàn)荷載達(dá)到u/5時(shí)，不同測(cè)點(diǎn)應(yīng)力差值較小，節(jié)點(diǎn)盤(pán)的應(yīng)力分布較均勻．節(jié)點(diǎn)盤(pán)上＝0°和＝180°兩測(cè)點(diǎn)位于箱形桿件連接處，上節(jié)點(diǎn)盤(pán)環(huán)槽鉚釘外側(cè)承受拉應(yīng)力．原因?yàn)楣?jié)點(diǎn)在中心豎向荷載作用下，中心位置彎矩為負(fù)，上節(jié)點(diǎn)盤(pán)(節(jié)點(diǎn)上弦)整體受壓，對(duì)于圓形節(jié)點(diǎn)盤(pán)，環(huán)槽鉚釘群內(nèi)部區(qū)域受壓，由于圓盤(pán)整體的幾何約束作用，試驗(yàn)中環(huán)槽鉚釘外部區(qū)域應(yīng)力測(cè)點(diǎn)處受拉．節(jié)點(diǎn)盤(pán)＝60°和＝120°兩測(cè)點(diǎn)位于工字形桿件連接處，環(huán)槽鉚釘群距離節(jié)點(diǎn)盤(pán)中心較遠(yuǎn)，測(cè)點(diǎn)位于環(huán)槽鉚釘群中，當(dāng)施加荷載較小時(shí)，節(jié)點(diǎn)變形較小，荷載主要通過(guò)外側(cè)環(huán)槽鉚釘傳遞，上節(jié)點(diǎn)盤(pán)測(cè)點(diǎn)處受壓．隨著施加荷載的增大，外側(cè)環(huán)槽鉚釘孔壁屈服，內(nèi)側(cè)環(huán)槽鉚釘群的傳力增大，在節(jié)點(diǎn)盤(pán)整體幾何約束作用下，測(cè)點(diǎn)拉應(yīng)力逐漸增大．達(dá)到極限荷載u時(shí)，節(jié)點(diǎn)盤(pán)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)處(環(huán)槽鉚釘群中部)表現(xiàn)為拉應(yīng)力．因?yàn)橄湫螚U件承受彎矩較大且環(huán)槽鉚釘群更靠近節(jié)點(diǎn)盤(pán)中心，節(jié)點(diǎn)盤(pán)測(cè)點(diǎn)徑向應(yīng)力分布較大的位置出現(xiàn)在＝0°和＝180°處．

圖8?節(jié)點(diǎn)盤(pán)應(yīng)力分布

對(duì)于下節(jié)點(diǎn)盤(pán)，如圖8(b)所示，當(dāng)試驗(yàn)荷載達(dá)到u/5時(shí)，彎矩作用下的下節(jié)點(diǎn)盤(pán)(節(jié)點(diǎn)下弦)整體受拉．下節(jié)點(diǎn)盤(pán)＝0°和＝180°箱形桿件連接處，環(huán)槽鉚釘群對(duì)節(jié)點(diǎn)盤(pán)中心提供拉力，在圓盤(pán)整體幾何約束作用下，下節(jié)點(diǎn)盤(pán)環(huán)槽鉚釘群外側(cè)受壓．與上節(jié)點(diǎn)盤(pán)相對(duì)應(yīng)，承載較小的工字形桿件連接處環(huán)槽鉚釘群區(qū)域(＝60°和＝120°時(shí))中心受到很小的拉力；隨著荷載的增大，工字形桿件連接處外側(cè)環(huán)槽鉚釘孔壁屈服，內(nèi)側(cè)環(huán)槽鉚釘傳力增大，節(jié)點(diǎn)盤(pán)測(cè)點(diǎn)處的徑向應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力．下節(jié)點(diǎn)盤(pán)徑向應(yīng)力分布較大的位置同樣出現(xiàn)在＝0°和＝180°箱形桿件連接處．

2.3?荷載-位移關(guān)系

通過(guò)采集壓力傳感器以及位移傳感器數(shù)據(jù)，可計(jì)算得出試驗(yàn)全過(guò)程的荷載-中心豎向位移曲線(1)，如圖9所示．隨著荷載的逐級(jí)增加，荷載-位移曲線基本呈線性關(guān)系．試驗(yàn)荷載達(dá)到約u/5時(shí)，曲線出現(xiàn)一平緩段，原因是不銹鋼環(huán)槽鉚釘連接的上下節(jié)點(diǎn)盤(pán)與各桿件的接觸面發(fā)生滑移，當(dāng)不銹鋼環(huán)槽鉚釘桿與上下節(jié)點(diǎn)盤(pán)以及各桿件的孔壁接觸之后，節(jié)點(diǎn)的承載力繼續(xù)增加，荷載-位移曲線繼續(xù)保持線性關(guān)系．試件的極限承載力u為1649.14kN，極限荷載u對(duì)應(yīng)的位移為25.50mm．

圖9?荷載-位移(P-Δ1)曲線

3?有限元數(shù)值模擬

采用大型通用有限元軟件ABAQUS對(duì)盤(pán)式節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行有限元模擬，建模過(guò)程詳見(jiàn)文獻(xiàn)[10]．圖10為節(jié)點(diǎn)試件的模型裝配圖．

將有限元計(jì)算得出的荷載-中心豎向位移曲線與試驗(yàn)曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖11所示．有限元模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，該有限元模型可用于鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體試件剛度與變形性能的研究．

圖10?試件有限元模型

圖11?有限元計(jì)算得出的荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

4?節(jié)點(diǎn)性能分析

4.1?節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度

從桿件剛度來(lái)看，箱形桿件1、4較工字形桿件2、3、5、6剛度大，并且連接桿件的環(huán)槽鉚釘數(shù)目和排列方式不同，故對(duì)節(jié)點(diǎn)盤(pán)施加集中荷載時(shí)，兩種截面桿件連接剛度的不同導(dǎo)致其支座反力和節(jié)點(diǎn)處彎矩的不同．試驗(yàn)中未測(cè)量各桿件的支座反力，借助前文中經(jīng)過(guò)驗(yàn)證的有限元模型，根據(jù)不同桿件桿端支座反力的比值，可計(jì)算出各個(gè)桿件的荷載大小和相應(yīng)的彎矩?cái)?shù)值，再分別繪制兩種截面桿件連接節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角()曲線，如圖12所示．

根據(jù)圖12節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線分別得到兩種桿件(2/3)j,Rd對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角0，并計(jì)算該點(diǎn)處的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度j,ini(j,ini＝(2/3)j,Rd/0)，節(jié)點(diǎn)試件的對(duì)肢箱形桿件1、4和對(duì)肢工字形桿件2、5的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度如表2所示．根據(jù)歐洲規(guī)范Eurocode 3[11]中節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的判斷方法，箱形桿件連接節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度以及工字形桿件連接節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度均位于(0.55.0)/范圍內(nèi)，該箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)為半剛性節(jié)點(diǎn)．

圖12?節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角(Μ-f)曲線

表2?節(jié)點(diǎn)試件受彎承載力、節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角及初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度

Tab.2?Moment resistance，rotation，and initial rotational stiffnessof the specimen

4.2?節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)對(duì)比分析

王元清等[9]已通過(guò)試驗(yàn)研究了該箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)相連對(duì)肢節(jié)點(diǎn)試件的力學(xué)性能，包含相連對(duì)肢箱形桿件節(jié)點(diǎn)試件(JD1)和相連對(duì)肢工字形桿件節(jié)點(diǎn)試件(JD2)，其節(jié)點(diǎn)盤(pán)和相連桿件的尺寸、材料及裝配方式與本文試件(PS1)均相同．將本文試驗(yàn)結(jié)果與JD1及JD2的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以分析6根相連桿件共同受力時(shí)的整體受力狀態(tài)和變形性能特點(diǎn)．

4.2.1?破壞形態(tài)

本文試件PS1破壞形態(tài)如圖7所示，試件上節(jié)點(diǎn)盤(pán)和桿件腹板均出現(xiàn)屈曲變形，下節(jié)點(diǎn)盤(pán)無(wú)明顯變形，試件達(dá)到極限荷載時(shí)發(fā)生板件屈曲破壞．

文獻(xiàn)[9]中試件JD1及JD2的破壞形態(tài)如圖13所示，試件JD1連接處箱形桿件下翼緣沿最外圍螺栓孔斷裂，試件JD2連接處下節(jié)點(diǎn)盤(pán)沿最外圍螺栓孔斷裂．

破壞形態(tài)對(duì)比表明，文獻(xiàn)[9]中試件JD1及JD2均沿螺栓孔發(fā)生板件斷裂破壞，節(jié)點(diǎn)變形很小，破壞突然；本文試件PS1破壞前出現(xiàn)明顯的板件變形，上節(jié)點(diǎn)盤(pán)及各桿件腹板屈曲變形尤為顯著．對(duì)于本文箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體試件，中心節(jié)點(diǎn)盤(pán)連接6根桿件，在荷載作用下變形相互制約，導(dǎo)致上節(jié)點(diǎn)盤(pán)面內(nèi)3個(gè)方向受壓，造成板件屈曲．隨著節(jié)點(diǎn)盤(pán)變形的產(chǎn)生，各肢桿件在連接處亦發(fā)生板件屈曲，導(dǎo)致試件發(fā)生破壞．

4.2.2?剛度和承載力

由于本文試件箱形截面的剛度較大，選取文獻(xiàn)[9]中的相連對(duì)肢箱形桿件節(jié)點(diǎn)試件JD1與本文試件中的箱形桿件1、4的節(jié)點(diǎn)進(jìn)行彎矩-轉(zhuǎn)角曲線和相應(yīng)節(jié)點(diǎn)剛度的對(duì)比分析，結(jié)果見(jiàn)圖14．

圖13?試件JD1及JD2的破壞形態(tài)

圖14?不同試驗(yàn)方式節(jié)點(diǎn)性能對(duì)比

在試驗(yàn)加載初始階段，試件各部分處于彈性狀態(tài)，節(jié)點(diǎn)盤(pán)變形很小，本文試驗(yàn)與文獻(xiàn)[9]試驗(yàn)得到的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線基本重合，節(jié)點(diǎn)剛度幾乎相同；緊固環(huán)槽鉚釘滑移造成的曲線平緩段不同是因?yàn)閮稍囼?yàn)的試件安裝過(guò)程存在一定差異．在加載后期，本文試件PS1的面外抗彎剛度大于試件JD1，是因?yàn)樵谑┘雍奢d達(dá)到一定數(shù)值時(shí)，試件JD1的上節(jié)點(diǎn)盤(pán)受到單方向的擠壓，板件變形在垂直桿件方向擴(kuò)展釋放，具有較強(qiáng)的變形能力；而試件PS1上節(jié)點(diǎn)盤(pán)受到面內(nèi)3個(gè)方向(夾角60°)擠壓作用力，板件變形相互制約，造成試件節(jié)點(diǎn)中心的撓度較小，試件剛度較大．同時(shí)，三向受壓的上節(jié)點(diǎn)盤(pán)變形相互制約，導(dǎo)致上節(jié)點(diǎn)盤(pán)出現(xiàn)局部屈曲，也促使相連桿件發(fā)生局部屈曲變形，節(jié)點(diǎn)屈曲破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的承載力小于下節(jié)點(diǎn)盤(pán)連接處板件斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的承載力，因此，試件PS1的節(jié)點(diǎn)等效面外受彎承載力小于試件JD1的節(jié)點(diǎn)等效面外受彎承載力．

5?結(jié)?論

(1)鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體試件承受極限面外彎曲荷載時(shí)，上節(jié)點(diǎn)盤(pán)發(fā)生明顯的屈曲變形，下節(jié)點(diǎn)盤(pán)變形極小，且板件基本處于彈性階段．各肢桿件與上節(jié)點(diǎn)盤(pán)連接處腹板出現(xiàn)明顯變形，其中箱形桿件腹板變形最為突出，上節(jié)點(diǎn)盤(pán)與工字形桿件的連接處出現(xiàn)斷裂．

(2)由于鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體試件上節(jié)點(diǎn)盤(pán)以及各肢桿件連接處腹板的變形明顯，建議在實(shí)際工程適當(dāng)增加節(jié)點(diǎn)盤(pán)厚度并加強(qiáng)桿件連接端部腹板，以提高節(jié)點(diǎn)的剛度和承載力．

(3)鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)為半剛性節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)剛度較大，但其延性較差，在設(shè)計(jì)和使用中需要進(jìn)一步加強(qiáng)和改進(jìn)．

(4)通過(guò)與相同形式的相連對(duì)肢節(jié)點(diǎn)試件JD1和JD2對(duì)比可知，鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體試件中六肢桿件之間存在共同作用和相互約束，提高了節(jié)點(diǎn)剛度，而上節(jié)點(diǎn)盤(pán)的受壓屈曲變形降低了節(jié)點(diǎn)的面外受彎承載力．

(5)鋁合金箱形-工字形盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體試件加載全過(guò)程的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果擬合良好，可為今后該類(lèi)盤(pán)式節(jié)點(diǎn)的精細(xì)化分析提供可靠的參考．

［1］ 柳曉晨，王元清，石永久，等. 鋁合金網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的連接節(jié)點(diǎn)形式及其工程應(yīng)用[J]. 工業(yè)建筑，2014，44(增)：60-67.

Liu Xiaochen，Wang Yuanqing，Shi Yongjiu，et al. Research and engineering applications of joints used in aluminum alloy grid structures[J]. Industrial Construction，2014，44(Suppl)：60-67(in Chinese).

［2］ 王元清，柳曉晨，石永久，等. 鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)盤(pán)式節(jié)點(diǎn)受力性能試驗(yàn)[J]. 沈陽(yáng)建筑大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2014，30(5)：769-777.

Wang Yuanqing，Liu Xiaochen，Shi Yongjiu，et al. Experimental study on mechanical performance of TEMCOR joints in aluminum alloy shell structures[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University：Natural Science，2014，30(5)：769-777(in Chinese).

［3］ 沈祖炎，郭小農(nóng)，李元齊. 鋁合金結(jié)構(gòu)研究現(xiàn)狀簡(jiǎn)述[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2008，28(6)：100-109.

Shen Zuyan，Guo Xiaonong，Li Yuanqi. State-of-the-arts of research on aluminum alloy structures[J]. Journal of Building Structures，2008，28(6)：100-109(in Chinese).

［4］ 歐陽(yáng)元文，尹?建，宋克余. 鋁合金單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在大跨度建筑中的應(yīng)用[C]//第十四屆空間結(jié)構(gòu)學(xué)術(shù)會(huì)議論文集. 福州，中國(guó)，2012：206-212.

Ouyang Yuanwen，Yin Jian，Song Keyu. Application of aluminum alloy single layer reticulated shell structures in large span buildings[C]// Proceedings of the 14th Aca-demic Conference on Space Structure. Fuzhou，China，2012：206-212(in Chinese).

［5］ 施?剛，羅?翠，王元清，等. 鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中新型鑄鋁節(jié)點(diǎn)受力性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2012，33(3)：70-79.

Shi Gang，Luo Cui，Wang Yuanqing，et al. Experi-mental study on mechanical performance of novel cast aluminum joints in aluminum reticulated shell structures[J]. Journal of Building Structures，2012，33(3)：70-79(in Chinese).

［6］ 郝成新，錢(qián)基宏，宋?濤，等. 鋁網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的研究與工程應(yīng)用[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2003，24(4)：70-75.

Hao Chengxin，Qian Jihong，Song Tao，et al. Research and application of aluminium alloy grid structure[J]. Journal of Building Structures，2003，24(4)：70-75(in Chinese).

［7］ 余少樂(lè)，陳海洲，張曉勇，等. 南京牛首山樹(shù)狀結(jié)構(gòu)安裝施工技術(shù)[J]. 施工技術(shù)，2017，46(20)：7-10.

Yu Shaole，Chen Haizhou，Zhang Xiaoyong，et al. Installation construction technology of Niushou Mountain dendritic structure[J]. Construction Technology，2017，46(20)：7-10(in Chinese).

［8］ 張雪峰，崔家春，尹?建. 南京牛首山文化旅游區(qū)佛頂宮大穹頂大跨空間自由曲面鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[J]. 建筑結(jié)構(gòu)，2018，48(14)：8-13.

Zhang Xuefeng，Cui Jiachun，Yin Jian. Structural design on large-span space freedom surface aluminum shell of the roof of Fo Ding Palace large dome in Nanjing Niushoushan Culture and Tourism Zone[J]. Building Structure，2018，48(14)：8-13(in Chinese).

［9］ 王元清，柳曉晨，石永久，等. 鋁合金網(wǎng)殼箱形-工字形桿件盤(pán)式節(jié)點(diǎn)受力性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2017，38(7)：1-8.

Wang Yuanqing，Liu Xiaochen，Shi Yongjiu，et al. Experimental study on mechanical performance of box-I section member TEMCOR joints in aluminum alloy shell structures[J]. Journal of Building Structures，2017，38(7)：1-8(in Chinese).

［10］ 王元清，張俊光，劉?明，等. 鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)盤(pán)式節(jié)點(diǎn)整體剛度與變形性能的有限元分析[J]. 沈陽(yáng)建筑大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2019，35(3)：385-393.

Wang Yuanqing，Zhang Junguang，Liu Ming，et al. Analysis on overall stiffness and deformation of TEMCOR joints in aluminum alloy shell structures[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University：Natural Science，2019，35(3)：385-393(in Chinese).

［11］ EN1993-1-8 Eurocode 3：Design of Steel Structures，Part 1-8：Design of Joints[S]. Brussels，Belgium：European Committee for Standardization，2005.

Experimental Investigation of Overall Deformation Performance of Aluminum Alloy Box-I Section Member TEMCOR Joints

Wang Yuanqing1，Zhang Ying1，Zhang Junguang1，Ouyang Yuanwen2

(1.Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of Ministry of Education of China，Tsinghua University，Beijing 100084，China； 2. Shanghai Jianke Aluminum Structure & Architecture Research Institute，Shanghai 200949，China)

Aluminum alloy reticulated shells have shown prospects for wide application in large-span space structures．In the Nanjing Oxhead Mountain Buddha Palace project，China，aluminum alloy box-I section member TEMCOR joints are used in its reticulated shells．The joint plates are connected by stainless steel swage-locking pins with joint members of two sections．In order to study the mechanical behavior，deformation performance，overall stiffness，failure mode，and moment resistance of these joints under out-of-plane bending load，a test of a full-scale specimen was conducted．The complete loading process was simulated by the general finite element software ABAQUS，and the test results were compared with their counterparts for the two opposing members．Test results showed that the aluminum alloy box-I section member TEMCOR joint is semi-rigid with high stiffness and poor duc-tility．Buckling deformations occurred in the upper plate under the out-of-plane bending load，and the lower plate was still in an elastic stage when the joint failed．Clear buckling deformations and fractures occurred in the webs of the connecting parts of the members and the upper plate．The numerical simulation of the full-scale finite element model agreed well with the experimental results，indicating its reliability in engineering applications．Compared with the joint of two opposing members，the stiffness of the joint was improved by the interaction between its members，although ductility and bearing capacity of the joint were reduced，requiring improvement for further engineering applications．

box-I section member TEMCOR joints；deformation performance；failure mode；finite element analysis

Supported by the Special Research Foundation for Doctoral Discipline Points in Colleges and Universities(Priority Development Areas，No.20110002130002).

TU391

A

0493-2137(2020)05-0527-08

10.11784/tdxbz201907034

2019-07-11；

2019-09-27.

王元清（1963—??），男，博士，教授，wang-yq@mail.tsinghua.edu.cn.

張?穎，zhangyin18@mails.tsinghua.edu.cn.

高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專(zhuān)項(xiàng)科研基金(優(yōu)先發(fā)展領(lǐng)域)資助項(xiàng)目(20110002130002).

(責(zé)任編輯：劉文革，樊素英)