鋁合金板式節點火災后承載性能

郭小農，徐澤宇，陳 晨，羅金輝

（1. 同濟大學土木工程學院，上海 200092；2. 華潤置地有限公司，上海 201103）

板式節點是鋁合金單層網殼結構中最為常見的節點形式［1-3］。其優點在于造型美觀、施工方便；該節點采用了緊固件連接而非焊接，可避免焊接引起的鋁合金材料強度的折減。目前，對常溫下鋁合金板式節點力學性能的研究已較為深入。研究結果表明鋁合金板式節點的破壞模式主要為節點板塊狀拉剪破壞和節點板的屈曲破壞［4-6］，其受力全過程符合四折線模型［7］，當構件為箱型截面時還易發生構件端部的撕裂破壞［8-9］。在往復荷載作用下，鋁合金板式節點由于其受力初期會發生螺栓滑移，節點耗能能力較差［10］。

對鋁合金板式節點高溫下性能的研究相對較少，郭小農團隊曾對高溫下鋁合金板式節點平面外受彎承載力進行試驗研究［11］，發現節點在高溫下的破壞模式與常溫下一致，且當節點板厚度較大時，節點域在300℃以下不會發生破壞；在進行鋁合金板式節點網殼破壞性火災試驗時，發現網殼在火災下的破壞模式為倒塌破壞，結構部件的破壞模式包括熔化、斷裂和彎扭失穩破壞，在進行結構設計時需考慮溫度場的不均勻分布［12］。

在許多空間鋼結構的火災事故中，結構在遭遇火災后僅出現局部損傷，一般不會發生整體垮塌，較為典型的案例如濟南奧體中心網殼［13］。鋁合金結構也存在同樣的情況，雖然鋁合金在高溫下的力學性能較差［14］，但在火災發生后，其強度會隨著外界溫度的降低而得到不同程度的恢復，使得災后未倒塌結構仍具備一定承載能力，經檢測和修復加固后仍可繼續使用，從而降低火災損失。

節點作為結構中受力最為關鍵的部分，其火災后的承載性能值得關注；但目前尚未出現有關鋁合金板式節點火災后力學性能的研究?；诖?，通過試驗及有限元分析，對鋁合金板式節點火災后承載性能進行研究，以便為鋁合金網殼的火災后修復加固提供依據。

1 材性試驗

所有材性試樣均在截面規格為H100mm×50mm×4mm×5mm 的6061-T6 鋁合金桿件腹板處取樣，材性試件的尺寸按GB/T 228—2010［15］以及GB/T 2975—2018［16］標準確定。將材性試件在高溫爐中加熱以模擬試件的過火過程，按ISO834標準升溫曲線進行自動升溫，當爐溫達預設過火溫度后，恒溫0.5h后取出并自然冷卻至室溫，用于材料力學性能試驗［17-21］。過火溫度Taf分別為室溫（20℃）、100℃、200℃、300℃、350℃、400℃、450℃、500℃和550℃等，每個溫度下各有2 根拉伸試件，試件總數為18 根。試件按“CG-T-i”進行命名，其中T表示過火溫度，i表示平行試件編號。

18 根標準材性試件破壞形態如圖1a 所示。當過火溫度低于300℃時，材性試件斷裂處有明顯頸縮現象，具備塑性破壞特征；當過火溫度處于300～450℃時，材性試件主要發生脆性破壞，斷裂處未表現出明顯的頸縮，從試件的應力-應變曲線（圖1b）也可以看出，此時試件的極限應變顯著減??；而當過火溫度高于450℃時，材性試件斷裂處也有明顯頸縮現象，并重新具備塑性破壞特征，試件的極限應變增大。

表1給出了9組拉伸試驗的試驗結果，表中數據為2根平行試件的平均值。由表1可見，過火溫度對鋁合金彈性模量的影響很小，經不同溫度過火后，試件的彈性模量與常溫時基本一致，其平均彈性模量為69.8GPa。

表1 拉伸試驗結果Tab.1 Tensile test results

由于國產6061-T6鋁合金的應力-應變關系曲線沒有明顯的屈服平臺，其名義屈服強度取殘余應變為0.2%對應的應力f0.2。當過火溫度低于300℃時，其屈服強度及抗拉強度與常溫狀態下基本一致；當過火溫度高于300℃后，屈服強度及抗拉強度開始迅速減小，并在450℃時達到最低值；而當過火溫度高于450℃后，屈服強度及抗拉強度又會有較小幅度的提升。

定義鋁合金屈服強度折減系數為過火后的屈服強度fyT與室溫下未受火的屈服強度fy之比，抗拉強度過火折減系數為受火后的抗拉強度fuT與室溫下未受火的抗拉強度fu之比?；谠囼灲Y果計算得到的屈服強度及抗拉強度過火折減系數變化規律呈現明顯的“三折線”走勢，最終擬合得到的強度過火折減系數計算式為見式（1）和式（2）。試驗和擬合計算式得到的強度過火折減系數對比如圖2所示。

圖2 強度折減系數Fig.2 Strength reduction factors

2 節點試驗

2.1 試件設計

為研究過火溫度和節點板厚度對鋁合金板式節點承載力和剛度的影響，考慮過火溫度為室溫（20℃）、200℃、300℃、400℃、500℃和550℃等6 種情況，節點各部件過火過程與材性試件過火過程一致，節點板厚度為2mm和5mm這2種情況，共計12個板式節點試件。節點試件按“JT-j”進行命名，其中T為過火溫度，j為節點板的厚度。鋁合金板式節點試件裝配示意圖如圖3所示，節點板和桿件均為6061-T6鋁合金。每個節點試件通過2 塊節點板連接6 根H型桿件，其中4 根桿件長度為150mm，2 根桿件長度為1 050mm。桿件截面為工字型截面，取截面規格為H 100mm×50mm×4mm×5mm，根據郭小農團隊以前的試驗研究成果，該尺寸已能較好反應結構整體以及節點的受力特性［11-12］。每根桿件端部上、下翼緣通過6個M6不銹鋼螺栓與節點板連接，螺孔直徑均為6.5mm，螺栓材質為奧氏體不銹鋼，性能等級為A2-70。

圖3 板式節點試件示意Fig.3 Gusset plate joint specimens

2.2 加載方案

加載裝置如圖4a所示，采用兩桿加載模式，節點域傳力較為明確，便于研究節點域的受力機理以及破壞模式［22］。試驗采用可調節寬度的夾支鉸支座以模擬兩端簡支的約束支承條件，支座構造如圖4b所示。試驗采用兩點對稱加載，可防止因不平衡彎矩引起節點發生面外扭轉，加載點與支座中心的水平距離為300mm。在每個千斤頂與加載桿件上翼緣之間各放置一塊加載墊塊以防止桿件局部壓屈。

圖4 加載方案示意Fig.4 Loading scheme

2.3 測點布置

所有試件采用相同的測點布置方案：分別在桿件B2、B5的加載點所在位置的下翼緣處布置一個位移計D-2、D-3 來監測加載點位移并測量桿件撓度，以此來間接計算節點的轉角；為監測加載點是否出現面外偏心，分別在加載桿件B2、B5 靠近節點域的截面上、下翼緣的左右兩端布置4枚單向應變片，編號為P5～P8、P9～P12，該處應變片讀數可用于計算桿端彎矩和軸力；為監測約束端內力，分別在加載桿件B2、B5 靠近約束端的截面上、下翼緣的左右兩側布置4枚單向應變片，編號為P1～P4、P13～P16，桿件上的測點布置如圖5所示。

圖5 桿件測點布置Fig.5 Arrangement of measuring points on members

在上節點板頂面及下節點板底面（外表面）自由區對稱軸上布置3個徑向和3個環向應變片，應變片按圖6 中擺放情況進行順時針編號；在上節點板頂面及下節點板底面（外表面）中心區對稱軸上布置三向應變花；在上節點板外表面中心附近布置一豎向位移計D-1，用來監測節點試件的整體變形情況，節點板測點布置如圖6所示。

3 節點試驗結果及分析

3.1 破壞模式和承載力

第2節所述所有試件的破壞模式和極限承載力見表2。結合現場試驗觀察記錄與實測曲線發現，在加載初期，螺栓與節點板首先開始貼緊，節點板此時發出輕微“噼啪”的響聲，后續隨著荷載的增加，桿件及節點板的豎向位移計及應變讀數基本呈線性 增長。

表2 各試件的極限彎矩和破壞模式Tab.2 Bending capacity and failure modes of specimens

對于薄板節點，節點域向下移動的同時桿件并無明顯變形而節點板則變形明顯，最終節點板發生破壞，桿件無明顯變形。薄板節點的節點板呈現塊狀拉剪破壞或屈曲破壞2種破壞形式，如圖7a所示。對于厚板節點，節點板向下移動的同時向一側傾斜，桿件出現彎扭變形。在加載末期，桿件發生明顯彎扭變形，而節點板無明顯變形。對于厚板節點只出現桿件失穩破壞，如圖7b所示。

圖7 試件破壞形態Fig.7 Failure modes of specimens

3.2 試驗結果分析

根據實驗監測系統記錄的桿件上應變片讀數，可得鋁合金板式節點的彎矩-轉角曲線［11］。常溫下鋁合金板式節點的彎曲剛度性能分為螺栓嵌固、螺栓滑移、孔壁承壓和節點失效4 個階段［10］，如圖8所示。

圖8 鋁合金板式節點四折線模型Fig.8 Four-line model of AAG joints

根據位移計D-1、D-2 和D-3 的讀數，可以繪制出節點試件的彎矩-轉角曲線，如圖9 所示。由圖9可知，過火后鋁合金板式節點彎矩-轉角曲線的形狀基本符合常溫下的四折線模型。圖10 給出了各階段剛度和承載力隨過火溫度的變化規律。

在加載初期，曲線進入螺栓嵌固階段。從圖9和圖10 可以看出，隨著過火溫度的改變，螺栓嵌固階段的剛度Kf及極限彎矩Mf并沒有發生明顯改變，螺栓滑移階段的轉角區間范圍基本一致。由此可知，螺栓嵌固階段極限彎矩Mf及剛度Kf基本沒有折減，與過火溫度無明顯關系。

圖9 彎矩-轉角曲線Fig.9 Moment-rotation curves

圖10 過火后鋁合金板式節點承載力和剛度折減系數Fig.10 Reduction factors of bearing capacity and stiffness of AAG joints after fire

在加載后期，曲線進入孔壁承壓階段，其剛度及極限彎矩隨過火溫度的改變發生不同程度的折減，圖10c、圖10d給出了鋁合金板式節點過火后彎矩-轉角曲線中孔壁承壓階段的極限彎矩Mc及剛度Kc與過火溫度的關系。從圖中可以初步得到，孔壁承壓階段的極限彎矩Mc及剛度Kc與過火溫度的關系呈現“三折線”走勢。

4 數值模擬的建立和驗證

采用通用有限元軟件ABAQUS 對過火后鋁合金板式節點破壞過程進行模擬?？紤]到螺栓對最終結果影響很?。?1］，故數值模型中不對螺紋及墊片進行建模；螺桿直徑采用其名義值，并考慮螺桿與螺栓孔之間的孔隙。為模擬部分螺栓與孔壁在正式加載前就進入了承壓階段這一現象，調整靠近節點中心的第1排螺孔直徑與螺栓直徑相同。兩桿對稱荷載下的全尺寸鋁合金板式節點有限元模型見圖11a。

圖11 節點有限元模型Fig.11 Infinite element model of joint

所有部件均采用三維線性減縮積分六面體單元（C3D8R）進行模擬。由于螺栓孔附近建立了較多接觸關系，故加大了螺栓孔附近單元密度，各部件具體網格劃分見圖11b。鋁合金節點板及桿件經不同過火溫度處理后的材料性能由拉伸試驗得到。不銹鋼螺栓的本構關系采用雙折線模型，彈性模量和屈服強度均可取為其常溫下的值［23］。邊界條件在初始時間步施加。其中，在桿件中部施加強迫位移，以模擬實際加載情況；桿端通過設置參考點施加夾支鉸支座約束。在ABAQUS 有限元模型中通過設置接觸對考慮鋁合金板式節點不同部件受力時的相互作用，共考慮四大類接觸對，各接觸對的屬性見表3。其中，螺帽與節點板間設置了過盈接觸以模擬螺栓預緊力。

表3 接觸對參數設定Tab.3 Setting of contact pairs

圖12 給出了薄板節點和厚板節點的典型破壞模式圖。從圖12 可以看出，對于薄板節點，受拉節點板出現了大范圍的塑性區，塑性區的分布和塊狀拉剪破壞線一致；而受壓節點板出現了較大的屈曲變形，和試驗所得破壞模式一致。對于厚板節點，節點整體向一側發生彎扭失穩，桿件上出現了大范圍的塑性區，并產生較大的彎扭變形，加載點附近有凹痕。由圖7 和圖12 可知，有限元分析所得的破壞模式與試驗現象基本一致。

圖12 有限元分析結果Fig.12 Numerical results

圖13 給出了典型節點J300-2 和J300-5 的彎矩-轉角曲線的數值分析結果與試驗結果的對比圖。從圖13可以看出，數值模型計算結果具有較高的準確性。在此基礎上，表4 和表5 給出了螺栓嵌固階段和孔壁承壓階段的剛度和極限彎矩。從表4 可知，在螺栓嵌固階段，極限彎矩Mf及剛度Kf的試驗實測結果與有限元計算結果之間的最大誤差分別為1.55%和1.39%，平均誤差為0.06%和0.37%；從表5 可知，在孔壁承壓階段，極限彎矩Mc及剛度Kc的試驗實測結果與有限元計算結果之間的最大誤差分別為6.63%和2.29%，平均誤差為1.55%和-0.15%。

表4 螺栓嵌固階段試驗結果與有限元結果對比Tab.4 Comparison of experiential and numerical results at the stage of bolts fixed

表5 孔壁承壓階段試驗結果與有限元結果對比Tab.5 Comparison of experiential and numerical results at the stage of bolt holes pressed

圖13 J300-2及J300-5試件的彎矩-轉角曲線Fig.13 Bending moment-rotation curves of specimens J300-2 and J300-5

5 參數分析和公式擬合

第4 節研究表明，全尺寸的數值模型和試驗結果吻合良好，具有較高的準確性；然而采用全尺寸模型進行大量數值計算效率較低。為此，在全模型的基礎上，簡化建立了六桿對稱荷載下的1/6 尺寸鋁合金板式節點有限元模型并進行參數化分析，其建模方法與兩桿對稱荷載下的全尺寸鋁合金板式節點有限元模型完全一致［11］。

共建立20 個1/6 數值模型，如圖14 所示。通過改變模型的鋁合金牌號、節點板厚度、過火溫度等參數以研究材料性能、尺寸規格及過火溫度對鋁合金板式節點火災后承載性能的影響規律。節點板厚度考慮2mm 及5 mm 這2 種；鋁合金牌號選用6061-T6；過火溫度選取常溫（20℃）、100℃、200℃、300℃、350℃、400℃、450℃、500℃和550℃。

圖14 節點的1/6模型Fig.14 1/6 finite element model

匯總所有數值計算結果可知，在不同過火溫度條件下，1/6模型的螺栓嵌固剛度KfT、螺栓嵌固極限彎矩MfT隨過火溫度的變化規律不明顯，這與試驗結果及全尺寸模型數值分析結果相同。因此螺栓嵌固剛度及螺栓嵌固極限彎矩可采用常溫下的計算公式［7］。

在孔壁承壓階段，過火溫度對極限彎矩和承壓剛度產生明顯影響，可以通過設置過火溫度影響系數γcT和ζcT來搭建與過火后極限彎矩和承壓剛度計算公式與其常溫下計算式的關聯性。在文獻［7］提出的常溫下計算公式的基礎上，可得火災后的孔壁承壓剛度KcT及承壓階段極限彎矩McT的計算式，如式（3）、式（4）所示：式中：ζcT為孔壁承壓剛度過火溫度影響系數，考慮了過火后鋁合金和不銹鋼的熱膨脹以及鋁合金材料的塑性軟化等因素對該階段剛度的折減程度；γcT為螺栓嵌固極限彎矩過火溫度影響系數，考慮了節點過火后對其極限彎矩的折減程度；ET為過火后的彈性模量；fuT為過火后的抗拉強度，其余參數的意義詳見文獻［7］。

圖15 給出了根據1/6 數值模型計算得到的γcT和ζcT隨過火溫度的變化規律。從圖15可以看出，在不同過火溫度條件下，孔壁承壓剛度KcT及孔壁承壓極限彎矩McT與過火溫度之間存在明顯的“三折線”走勢，因此可以采用分段函數的形式進行擬合?？妆诔袎簞偠冗^火溫度影響系數ζcT及孔壁承壓極限彎矩過火溫度影響系數γcT擬合結果如式（5）、式（6）所示：

圖15 孔壁承壓階段有限元結果Fig.15 Numerical results at the stage of bolt holes pressed

表6 對不同過火溫度條件下孔壁承壓剛度KcT及孔壁承壓極限彎矩McT的誤差分析進行了匯總。從表6可以看出，由式（5）、式（6）得到的計算結果和數值分析結果的誤差均在5%以內，從而驗證了該參數擬合計算式的合理性與準確性。

表6 孔壁承壓階段擬合公式與有限元結果對比Tab.6 Comparison of theoretical and numerical results at the stage of bolt holes pressed

圖16 給出了過火后彎曲剛度四折線模型與有限元結果的對比情況，圖中給出了3 個典型過火溫度下的對比曲線。從圖16 可以看出，在全過程中，有限元結果與過火后四折線模型基本吻合，式（3）—（6）計算得到的承載力與剛度能較好地反映實際結果。

圖16 四折線模型及彎矩-轉角曲線對比Fig.16 Four-line model and bending moment-rotation curves

6 結論

（1）國產6061-T6 鋁合金單次受火經自然冷卻后的彈性模量在過火后無明顯變化，但材料強度受過火溫度影響較大，呈現明顯的“三折線”走勢；當過火溫度高于300℃后，屈服強度及抗拉強度開始迅速降低，并在450℃時達到最低值，降幅達80%和60%，之后隨著過火溫度的繼續升高，其屈服強度及抗拉強度會出現小幅度的恢復。

（2）鋁合金板式節點在過火后發生的破壞模式與常溫下的破壞模式基本相同；其中，薄板節點試件發生受拉節點板塊狀拉剪或受壓節點板屈曲破壞，厚板節點試件發生桿件彎扭失穩破壞。

（3）鋁合金板式節點過火后彎矩-轉角曲線中的螺栓嵌固階段極限彎矩Mf及剛度Kf基本沒有折減，與過火溫度無明顯關系，與常溫下一致。

（4）鋁合金板式節點過火后彎矩-轉角曲線中的孔壁承壓階段極限彎矩Mc及剛度Kc與過火溫度有明顯關系，呈現“三折線”走勢。

（5）火災后鋁合金板式節點的彎矩-轉角曲線也可采用常溫下的四折線模型描述，在常溫條件下各階段的彎曲剛度計算式的基礎上引入過火溫度影響系數，可考慮過火溫度對預緊力及材料熱膨脹等因素對各階段極限彎矩及剛度的影響。

作者貢獻聲明：

郭小農：指導論文開展、文章撰寫與修改工作。

徐澤宇：參與理論分析、試驗研究及文章初稿撰寫。陳 晨：參與試驗研究。

羅金輝：指導理論分析及文章修改工作。