新型喷头式节点抗弯性能及其幂函数模型研究

Study on Bending Performance and Power Function Model of a New Sprayer Joint

摘要

传统碗式节点作为一种典型装配式节点，常应用于大跨度空间网格结构，但因其抗弯刚度较小，其应用范围受限。基于此，本文对传统碗式节点进行改进，提出了一种抗弯性能更好的喷头式节点。首先对喷头式节点进行设计，并对喷头式节点与碗式节点进行了纯弯作用下的有限元模拟，对比了二者的抗弯性能；然后，研究了周围螺栓半径、轴向压力和轴向拉力对喷头式节点抗弯性能的影响；最后，建立了喷头式节点弯矩-转角的幂函数模型，采用模拟退火算法得到了该模型曲率系数，利用多元非线性拟合方法确定了相关的模型参数，并对幂函数模型进行了评估。结果表明，与传统碗式节点相比，新型喷头式节点的初始刚度提高了21.71倍，极限弯矩值提高了5.42倍，而用钢量仅增加了15%；随着周围螺栓半径的增大，节点的初始刚度缓慢增大而极限弯矩值显著增加；随着轴向压力的增大，节点初始刚度和极限弯矩值也逐渐增大；增大轴向拉力会明显降低节点初始刚度和极限弯矩值，当轴向拉力达到一定值时，出现节点螺栓颈缩位置提前的现象，轴向力对节点的失效模式有较大影响；建立的幂函数模型能很好地吻合节点的实际弯矩-转角曲线，幂函数模型的各项特征参数及其影响系数拟合效果较好。所得结论可为该节点的工程应用与研究提供参考。

Abstract

As a typical prefabricated joint， the traditional socket joint is used in large-span spatial grid structures. However， due to its small bending stiffness， its application range is limited. Based on this， the traditional socket is improved， and a sprayer joint with better bending performance is proposed. Firstly， the new sprayer joint is designed， and the finite element simulation of the sprayer joint and the socket joint under pure bending is carried out to compare their bending performance. Then， the influence of the radius of the surrounding bolt， the axial compression and the axial tension on the bending performance of the sprayer joint is studied. Finally， the power function model of moment-rotation curve of the sprayer joint is established， and the curvature coefficient of the model is obtained by simulated annealing algorithm. The relevant model parameters are determined by multivariate nonlinear fitting method， and the power function model is evaluated. The results show that the initial stiffness of the new sprayer joint is increased by 21.71 times， the ultimate bending moment is increased by 5.42 times， and the steel consumption is only increased by 15% compared with the traditional socket joint. With the increase of the radius of the surrounding bolt， the initial stiffness of the joint increases slowly and the ultimate bending moment increases significantly. With the increase of axial compression， the initial stiffness and ultimate bending moment of the joint also increase gradually. Increasing the axial tension will significantly reduce the initial stiffness and ultimate bending moment of the joint. When the axial tension reaches a certain value， the joint will appear obvious bolt necking in advance. The axial force has a great influence on the failure mode of the joint. The power function model can well fit the actual moment-rotation curve of the joint， and the characteristic parameters and their influence coefficients of the power function model are well fitted. The conclusions can provide references for the actual engineering design and calculation of the joint.

Graphical abstract

关键词

传统碗式节点 / 新型喷头式节点 / 抗弯性能 / 失效模式 / 幂函数模型 / 模拟退火算法

Key words

traditional socket joint / new sprayer joint / bending performance / failure mode / power function model / simulated annealing algorithm

大跨度空间网格结构常见的节点形式包括^［1-4］：焊接球节点、螺栓球节点、嵌入式毂节点、碗式节点、铸钢节点、插板式节点等。为了进一步方便施工、降低工程造价、改善节点受力性能，近年来国内外学者相继提出了多种新型节点形式，如板式节点^［5］、板柱式节点^［6］、C型节点^［7］、齿式节点^［8］、花环齿槽式节点^［9］等。节点形式不同，其抗弯刚度差异较大，而节点抗弯刚度直接影响着空间网格结构的稳定承载力^［10-11］，故节点刚度及半刚接网壳结构稳定性的研究一直是热点问题。

近年来，针对半刚性节点的研究主要集中在抗弯刚度、承载能力以及破坏模式等方面，国内外学者已进行了大量试验研究、数值模拟与理论研究。范峰等^［12］进行了螺栓球节点在压弯共同作用下的试验研究，同时建立了考虑轴压力和螺栓预紧力的半刚性节点精细化数值分析模型，得到了节点在压弯作用下的转动刚度和极限承载力。张晓磊等^［13］对嵌入式毂节点的抗弯性能进行了深入研究，并利用幂函数模型拟合了该节点的弯矩-转角公式，同时研究了节点刚度对单层球面网壳承载力的影响。郭小农等^［14］对板式节点进行了试验研究，分析了不同板厚下节点的破坏模式，研究表明，随着板厚的增加，节点刚度亦随之增加。

半刚性节点的弯矩-转角曲线是描述节点力学性能的重要曲线，为方便计算，国内外学者对其进行简化，提出了多种数学模型。目前国内外学者提出的弯矩-转角曲线模型主要包括线性模型^［15］、双线性模型^［2］、多项式模型^［16］、Ｂ样条模型^［17］、幂函数模型^［18］、指数函数模型^［19］以及三折线模型^［20］等，其中幂函数模型所需模型参数较少，且具有连续平滑的特点。

传统碗式节点作为一种典型的装配式节点常用于单层网壳结构当中^［21-22］，但因其抗弯刚度有限，故适用范围受限。基于此，本文对传统碗式节点进行了改进，提出了新型喷头式节点。首先，采用ABAQUS软件建立了新型喷头式节点的精细化有限元模型，并与传统碗式节点的抗弯性能进行了对比分析；然后，研究了周围螺栓半径和荷载工况对新型喷头式节点抗弯性能和失效模式的影响；最后，提出了新型喷头式节点的幂函数模型，并利用模拟退火算法优化了模型的曲率系数，采用多元非线性拟合方法确定了相关模型参数，并对幂函数模型的适用性进行了评估。

1 新型喷头式节点设计

传统碗式节点（图1a））主要依靠单个高强螺栓进行传力，抗弯性能较弱。基于此，本文对传统碗式节点进行了改进，提出了喷头式节点（图1b））。喷头式节点由带有焊接柱体的节点球、垫片、周围螺栓、中间螺栓、喷头锥体组成。该节点在受弯时，周围螺栓下部和喷头锥体上部F会形成一个抵抗弯矩M^{\text{'}}，从而提高了节点的抗弯性能。

2 新型喷头式节点有限元模型的建立及验证

采用ABAQUS软件建立新型喷头式节点的精细化有限元模型。为准确描述材料的真实属性，输入材料属性时，先将名义应力及名义应变转化为真实应力及真实应变，计算方法见式（1）、式（2）。

{\epsilon }_{true}=\mathrm{l}\mathrm{n}\left(\mathrm{1}+{\epsilon }_{nom}\right)（1）

{\sigma }_{true}={\sigma }_{nom}\left(\mathrm{1}+{\epsilon }_{nom}\right)（2）

新型喷头式节点各部件均为钢材，采用Von-Mises屈服准则。其中带有焊接柱体的节点球弹性模量取为2.06×10⁵ MPa，屈服应力取为328 MPa；锥头的弹性模量取为2.06×10⁵ MPa，屈服应力取为405 MPa；密度取为7 850 kg·m^－3，泊松比取为0.3。节点各部件材料的应力-应变曲线如图2所示。

为了比较新型喷头式节点与传统碗式节点的抗弯性能，喷头式节点的带有焊接柱体的节点球尺寸与碗式节点的节点球尺寸保持一致，喷头式节点各部件材性与传统碗式节点相同，在施加荷载时，两者荷载工况保持一致。喷头式节点各部件尺寸详见图3。

节点各部件均采用二次缩减积分实体单元C3D8R进行模拟，划分网格后的节点模型如图4所示，单元数共计42 472个、节点数共计65 104个。考虑到节点的实际受力情况，在焊接柱体与垫片2之间、节点球与垫片1之间、锥头与垫片2之间及螺栓与各部件之间共建立了17个接触对，接触属性为面面接触，摩擦系数设为0.3（图4）。为减少计算工作量，因新型喷头式节点具有对称性，故将有限元模型的一半（左半侧）施加固定约束。将钢管杆件的端部截面与截面形心施加MPC约束，荷载施加在MPC控制点上。依据《钢结构设计标准》（GB 50017-2017）、《空间网格结构技术规程》（JGJ 7-2010），螺栓预紧力取为100 kN^［23］。

为验证有限元模型计算精度，在碗式节点和喷头式节点杆端截面施加转角。图5为传统碗式节点弯矩-转角曲线的试验结果^［3］与数值模拟结果的对比。从图中可以看出，二者吻合良好、节点失效模式相同，均为锥头一侧与节点球体脱开，从而验证了有限元计算结果的准确性。图6将传统碗式节点与新型喷头式节点的弯矩-转角曲线进行了对比，从图中可以看出，新型喷头式节点与传统碗式节点相比，抗弯性能更优，初始刚度提高了21.71倍，极限弯矩值提高了5.42倍，而用钢量仅增加了15%。其原因为新型喷头式节点受弯时，一侧周围螺栓受拉，而焊接柱体上部区域受压，这样就形成一个较大的抵抗弯矩（图1），从而大幅提升了节点的抗弯性能。

3 喷头式节点参数分析

3.1 周围螺栓半径对节点抗弯刚度的影响

因新型喷头式节点的周围螺栓对节点抗弯性能的影响更为显著，故将喷头式节点周围螺栓半径分别选取为7 mm、8 mm、9 mm、10 mm、11 mm、12 mm，节点的其他参数保持不变，中间螺栓半径取为定值8 mm，以研究周围螺栓半径对节点抗弯性能的影响。

研究获得的弯矩-转角曲线如图7所示，Mises云图如图8所示，表1给出了不同周围螺栓半径下喷头式节点的初始刚度和极限弯矩值。从图7与表1可以看出，与碗式节点相比，周围螺栓半径为8 mm的喷头式节点极限弯矩值提高了21.71倍，初始刚度提高了5.42倍，而用钢量仅增大了15%，可见新型喷头式节点具有优良的抗弯性能；由图7可知，随着周围螺栓半径的增大，喷头式节点的初始刚度缓慢增大而极限弯矩值显著增加，原因为随着周围螺栓半径的增大，在节点拉伸阶段周围螺栓可以承受更大的拉力，从而形成了更大的抵抗弯矩。由图7和表1可知，与周围螺栓半径为7 mm喷头式节点相比，周围螺栓半径为8 mm、9 mm、10 mm、11 mm、12 mm的喷头式节点的初始刚度分别提高了0.14%、1.54%、2.36%、2.44%、3.64%，极限弯矩值分别提高了17.87%、38.05%、57.23%、74.84%、93.40%，表明提高周围螺栓半径可以大大提高节点的抗弯性能。

图8给出了节点的应力云图，从图中可以看出，在喷头式节点一侧的锥头与焊接柱体发生分离之前，同侧的周围螺栓已经发生了颈缩。由图8a）~c）可以看出，周围螺栓半径从7 mm增大到9 mm的过程中，颈缩点从A转移到B再转移到C，表明螺栓半径不同时其受力状态发生了变化；当周围螺栓半径大于9 mm时，螺栓无明显的颈缩现象。由此可知，周围螺栓半径对节点的失效模式有一定的影响。

3.2 轴向压力对节点抗弯刚度的影响

为了研究压弯作用下节点的抗弯刚度，将节点的轴向压力分别取100 kN、200 kN、300 kN、400 kN、500 kN时，计算得到的节点弯矩-转角曲线如图9所示。从图中可以看出，随着轴向压力的增大，节点初始刚度及其极限弯矩值均逐渐增大，其中极限弯矩值的增加更为明显。表2给出了不同轴压力作用下节点的初始刚度和极限弯矩值，结合图9b）可知，对于周围螺栓半径为8 mm的螺栓，与节点纯弯相比，施加轴向压力为100 kN、200 kN、300 kN、400 kN、500 kN的节点初始刚度分别提高了5.52%、10.31%、14.39%、17.78%、27.33%，极限弯矩值分别提高了8.19%、15.57%、22.13%、27.69%、32.32%。表明轴向压力会明显提高节点的抗弯性能，原因为当节点受弯时，周围螺栓下部首先受拉，当节点受到轴向压力时，锥头与焊接柱体呈压紧状态，导致周围螺栓不易受拉屈服，从而提高了节点抗弯刚度。

图10给出了压弯作用下喷头式节点的应力云图，从图中可以看出，随着轴向压力的增大，屈服点B处的颈缩现象明显减弱。当轴向压力小于400 kN时，垫片1发生了明显的滑动，而当轴向压力大于400 kN时，垫片1无明显的滑动，同时随着轴向压力的增大喷头式节点的应力分布发生了变化，表明轴向压力对喷头式节点的失效模式有明显影响。

3.3 轴向拉力对节点抗弯刚度的影响

为了研究拉弯作用下节点的抗弯性能，本节将节点的轴向拉力分别取为100 kN、200 kN、300 kN、400 kN、500 kN时，弯矩的施加方法与上一节相同，计算得到的节点弯矩-转角曲线如图11所示。从图中可以看出，随着轴向拉力的增大，节点初始刚度及极限弯矩值逐渐减小，如表3所示。由图11b）与表3可知，对于周围螺栓半径为8 mm的螺栓，与节点在纯弯作用下相比，施加轴向拉力为100 kN、200 kN、300 kN、400 kN、500 kN的节点初始刚度分别降低了6.35%、13.51%、21.43%、30.05%、38.59%，极限弯矩值分别降低了8.86%、18.49%、28.06%、39.84%、52.59%，表明轴向拉力会明显降低节点的抗弯性能，原因为当节点受到轴向拉力时，周围螺栓受拉，导致弯矩作用下受拉一侧的周围螺栓更易受拉屈服，从而降低了节点的抗弯性能。另外，由图11可以看出，当轴向拉力较大时，拉弯作用下节点的弯矩-转角曲线出现先下降后上升的现象，原因为该节点并非关于中心轴对称，故施加轴向拉力时已产生了初始偏心，轴向拉力过大会造成周围螺栓提前屈服，当周围螺栓受拉屈服后，中部螺栓、焊接柱体和锥头会形成新的抵抗弯矩，进而曲线会继续上升，节点能承受更大的弯矩。

图12给出了拉弯作用下M8喷头式节点的应力云图，从图中可以看出，随着轴向拉力的增大，周围螺栓的颈缩位置由B处转移至A处。当轴向拉力小于300 kN时，周围螺栓在B处发生颈缩；当轴向拉力大于300 kN时，周围螺栓在A处发生颈缩。另外，随着轴向拉力的增大，喷头式节点的应力分布发生了明显改变，表明轴向拉力会影响喷头式节点的失效模式。

4 喷头式节点弯矩-转角曲线数学模型的建立

4.1 幂函数模型

节点弯矩-转角曲线模型的建立参考文献［18］中的幂函数模型，该模型表达式如下：

\theta =\frac{M}{K}\cdot \frac{\mathrm{1}}{{\left[\mathrm{1}-{\left(\frac{M}{M_u}\right)}^{\lambda }\right]}^{\mathrm{1}/\lambda }}（3）

式中：\lambda为弯矩-转角曲线的形状参数，决定了幂函数模型的曲率；M_u为极限弯矩值；K为节点的初始刚度。幂函数模型具有连续且平滑的特点，与其它弯矩-转角模型相比，幂函数模型所需模型参数更少，可通过调节\lambda逐渐逼近原始弯矩-转角曲线。

图13为本文拟合出的新型喷头式节点试件弯矩-转角曲线的幂函数模型。从图中可以看出，随着\lambda的变化，曲线曲率随之改变；以N_t=100 kN下的M10节点为例，曲率系数\lambda=1.05时，幂函数模型与精细化模型的原始弯矩-转角曲线吻合最好，该曲率系数下的幂函数模型称为最优幂函数模型。由式（3）和图13可以看出，随着M_u和K的变化，最优幂函数模型的曲率系数\lambda随之改变，故建立不同周围螺栓半径和荷载工况下的新型喷头式节点幂函数模型的关键是确定曲率系数\lambda。

4.2 周围螺栓半径和荷载工况对初始刚度与极限弯矩值的影响系数

将M8试件在纯弯作用下的抗弯性能作为标准，周围螺栓半径和荷载工况对新型喷头式节点初始刚度和极限弯矩值的影响系数分别记作C₁和C₂，即

C_{\mathrm{1}}=K/K_{\mathrm{0}}（4）

C_{\mathrm{2}}=M_{\mathrm{u}}/M_{\mathrm{u}\mathrm{0}}（5）

式中：K为节点的初始刚度，K_{\mathrm{0}}为试件M8的初始刚度，M_u为节点的极限弯矩值，M_u0为M8试件的极限弯矩值。周围螺栓半径和荷载工况对新型喷头式节点的初始刚度和极限弯矩值的影响系数可用式（6）~（7）表示：

C_{\mathrm{1}}=a_{\mathrm{20}}{m}^{\mathrm{2}}+a_{\mathrm{02}}{n}^{\mathrm{2}}+a_{\mathrm{11}}mn+a_{\mathrm{10}}m+a_{\mathrm{01}}n+a_{\mathrm{00}}（6）

C_{\mathrm{2}}=b_{\mathrm{20}}{m}^{\mathrm{2}}+b_{\mathrm{02}}{n}^{\mathrm{2}}+b_{\mathrm{11}}mn+b_{\mathrm{10}}m+b_{\mathrm{01}}n+b_{\mathrm{00}}（7）

式中：a_{\mathrm{20}}、a_{\mathrm{02}}、a_{\mathrm{11}}、a_{\mathrm{10}}、a_{\mathrm{01}}、a_{\mathrm{00}}、b_{\mathrm{20}}、b_{\mathrm{02}}、b_{\mathrm{11}}、b_{\mathrm{10}}、b_{\mathrm{01}}、b_{\mathrm{00}}为多元非线性回归系数。m为螺栓半径归一化指标，m=R/R_max，其中R为螺栓半径，R_max为螺栓半径的最大值。n为荷载工况归一化指标，n=N/N_max，其中N为轴压力或轴拉力，N_max为轴压力或轴拉力的最大值，当n为正时表示节点受压，当n为负时表示节点受拉。利用多元非线性拟合可以得到上述回归系数的值如表4所示。

C₁、C₂与无量纲量m和n的拟合曲面如图14所示，从图中可以看出，拟合效果较好。图15给出了不同周围螺栓半径下的影响系数实际值与预测值之比C/C_fit的散点图，式中，C为初始刚度或极限弯矩的影响系数，C_fit为初始刚度或极限弯矩的影响系数的拟合值。从图中可看出，C/C_fit的值均不超过1.15，所有数据点拟合误差均不超过15%，数据点分布在1附近，说明影响系数拟合较好。其中螺栓半径较大的节点试件两个影响系数的拟合效果更好，表明影响系数可以应用于幂函数模型。

4.3 喷头式节点幂函数模型的建立

模拟退火算法是一种通用概率算法^［24-25］，可以用来在一个大的搜寻空间内寻找问题的最优解（全局最优解）。幂函数模型的影响系数由上一节确定，本节利用模拟退火算法搜索最优曲率系数，目标函数设定为弯矩-转角样本点与幂函数模型曲线之间的欧式距离，该法可获得最优幂函数曲线。计算步骤如下：

1） 建立目标函数，即样本点与幂函数曲线之间的欧式距离F（x）；

2） 参考图13，设定初值\lambda =\mathrm{2}；

3） 参数初始化。设定变量X=(X_{\mathrm{1}},X_{\mathrm{2}},\cdots ,X_k)，其中X为\lambda的k阶矩阵。然后对设计变量和当前解进行初始化，得到X_{\mathrm{1}}^{\mathrm{0}}=(X_{\mathrm{1}}^{\mathrm{0}},X_{\mathrm{2}}^{\mathrm{0}},\cdots ,X_k^{\mathrm{0}})、\mathrm{m}\mathrm{i}\mathrm{n}\left[F\left(X^{\mathrm{0}}\right)\right]，同时初始化迭代次数限值\mathrm{\Omega }、起始点温度T及其衰减系数k=\mathrm{0.999}；

4） 在迭代次数等于t的条件下，得到目标函数的新解\mathrm{m}\mathrm{i}\mathrm{n}\left[F\left(X\right)\right]，其中X^t表示为X_t=(X_{\mathrm{1}}^t,X_{\mathrm{2}}^t,\cdots ,X_k^t)，即迭代t次获取的\lambda值，t的取值介于\left(\mathrm{1},\mathrm{\Omega }\right)范围内；

5） 利用式（8）对解的增量\mathrm{\Delta }F进行计算：

\mathrm{\Delta }F=F\left(X_{t+\mathrm{1}}\right)-F\left(X_t\right)（8）

6） 依据Metropolis接受准则，当\mathrm{\Delta }F小于0时，采用最新解替换当前最优解，同时使t=t+\mathrm{1}，当\mathrm{\Delta }F大于等于0时，判断不等式是否成立，其中\mathrm{r}\mathrm{a}\mathrm{n}\mathrm{d}()为（0，1）范围内的随机数，若成立，则使用当前较差解替换当前最优解，同样使t=t+\mathrm{1}，若不成立，则跳转到步骤（4）。

采用上述方法，求得幂函数模型的曲率系数详见表5。为了简便幂函数模型的计算，本文取\overline{\lambda }=\mathrm{1.24}作为幂函数模型的曲率系数。结合式（4）~（8）、表4可得弯矩-转角曲线的幂函数模型，见式（9）。

\begin{array}{l}\theta =\frac{M}{\left[\mathrm{1981}{\left(\frac{R}{\mathrm{120}}\right)}^{\mathrm{2}}-\mathrm{17.6}{\left(\frac{N}{\mathrm{100}}\right)}^{\mathrm{2}}-\mathrm{532}\left(\frac{R}{\mathrm{120}}\cdot \frac{N}{\mathrm{100}}\right)-\mathrm{3486}\cdot \frac{R}{\mathrm{120}}+\mathrm{742}\cdot \frac{N}{\mathrm{100}}+\mathrm{6}\mathrm{680}\right]}\cdot \\ \frac{\mathrm{1}}{{\left[\mathrm{1}-{\left(\frac{M}{\left[-\mathrm{1.21}{\left(\frac{R}{\mathrm{120}}\right)}^{\mathrm{2}}-\mathrm{0.1}{\left(\frac{N}{\mathrm{100}}\right)}^{\mathrm{2}}-\mathrm{7.98}\left(\frac{R}{\mathrm{120}}\cdot \frac{N}{\mathrm{100}}\right)+\mathrm{45.04}\cdot \frac{R}{\mathrm{120}}+\mathrm{8.29}\cdot \frac{N}{\mathrm{100}}+\mathrm{0.358}\right]}\right)}^{\mathrm{1.24}}\right]}^{\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{1.24}}}}\end{array}（9）

式中：R为喷头式节点周围螺栓半径；N为轴向力，正值表示受压负值表示受拉。利用式（9）可计算出喷头式节点的弯矩-转角曲线，并与数值分析模型对比如图16所示。

从图16中可以看出，建立的幂函数模型与数值模型的弯矩-转角曲线吻合较好。另外，值得注意的是，当N_t=100 kN时，M7试件幂函数模型在达到屈服点后吻合效果一般。原因为较小螺栓直径的喷头式节点在拉弯作用下出现了提前屈服的现象，这导致了试件实际屈服点早于理论屈服点。结合图14、图15可知，幂函数模型的各项特征参数及其影响系数拟合较好，故本文建立的喷头式节点的幂函数模型能很好地描述节点的抗弯性能，该模型可以为该节点的实际工程设计和计算提供参考。

5 结论

本文对传统碗式节点进行了改进，提出了一种新型喷头式节点，研究了周围螺栓半径、轴向压力和轴向拉力对新型喷头式节点抗弯性能和失效模式的影响，并建立了新型喷头式节点的幂函数模型。主要得出如下结论：

（1） 与传统碗式节点相比，新型喷头式节点抗弯性能更好。在相同尺寸和材性参数下，与碗式节点相比，喷头式节点的初始刚度提高了21.71倍，极限弯矩值提高了5.42倍，而用钢量仅增加了15%。

（2） 新型喷头式节点周围螺栓对节点抗弯性能的影响更为显著。随着周围螺栓半径的增大，喷头式节点的初始刚度缓慢增大而极限弯矩值显著增加。螺栓直径不同，则失效模式不同。当螺栓半径为7 mm时，受拉侧周围螺栓A处发生颈缩；当螺栓半径为8 mm时，受拉侧周围螺栓B处发生颈缩；当螺栓半径为9 mm时，受拉侧周围螺栓C处发生颈缩；当螺栓半径大于9 mm时，节点破坏时螺栓并未发生明显的颈缩现象。

（3） 轴向压力和轴向拉力对节点抗弯性能有较大的影响。随着轴向压力的增大，节点初始刚度及极限弯矩值均逐渐增大，其中极限弯矩值的增加更为明显；随着轴向拉力的增大，节点初始刚度及极限弯矩值逐渐减小。当轴向拉力达到一定的值后，节点会发生周围螺栓提前屈服，进而降低了节点的刚度。随着轴向拉力的增大，受拉侧周围螺栓的颈缩位置由B处转移至A处。当轴向拉力小于300 kN时，受拉侧周围螺栓在B处发生颈缩；当轴向拉力大于300 kN时，受拉侧周围螺栓在A处发生颈缩。另外，随着轴向拉力的增大，喷头式节点的应力分布发生了明显改变。

（4） 本文建立了喷头式节点弯矩-转角的幂函数模型，该模型能很好地吻合节点的实际弯矩-转角曲线，幂函数模型的各项特征参数及其影响系数拟合效果较好。

（5） 与传统碗式节点相比，新型喷头式节点具有更大的抗弯刚度，其丰富了钢管杆件连接节点形式，拓宽了装配式网壳结构的应用范围。该节点形式具有较好的应用前景与潜力。

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基金资助

国家自然科学基金(51408490)

陕西省自然科学基础研究计划(2022JM-234)

国家级大学生创新创业训练计划(202310712067)