双柱式F型高强铝合金支架力学性能研究

陈灿文，陈 誉，冯 刚，杨 航

(福州大学 土木工程学院，福州 350116)

铝合金材料作为一种轻质建筑材料在建筑业中被广泛运用。近年来国内学者针对铝合金的工程运用也开展了大量的研究工作。李宏[1]通过对单层球面铝合金网壳结构在强震下的失效机理和易损性进行分析，为单层球面铝合金网壳结构的抗震设计理论提供依据；林奂斌等[2]基于Abaqus分析研究了铝合金框架螺栓连接节点的受力性能及静力承载力，为进一步研究铝合金结构的力学性能提供借鉴；李峰等[3]通过对高强铝合金螺栓球节点轴向受力性能分析，采用不同的算法验证了节点初始刚度算式的正确性等。基于以往研究，李志强等[4]、孙绍文[5]、石永久等[6]分析了铝合金的工程运用和优缺点，并简单介绍了铝合金的研究现状，论述了铝合金结构在我国良好的发展前景。国家近年来也相继出版了一系列的铝合金设计规范[7-8]来指导工程建设。虽然铝合金材料在建筑领域应用广泛，但在工业领域特别是电力电网领域应用较少。

铝合金材料作为最主要的非导磁金属材料成为了国家电网公司最主要的研究对象。自从2014年国家电网发布新技术目录，宣布铝合金材料已纳入国家电网公司新技术和新材料应用推广的目录[9]。国内的学者开始着手于此方面的研究工作，罗大鑫等[10]、储红霞等[11]基于光伏电站的研究，将铝合金电缆支架与钢电缆支架的优劣性进行了比对，指出铝合金支架具有良好的工程适用性和经济性；胡彬等[12]从生产及应用情况、技术分析等方面对铝合金支架进行综合分析，表明无论从产品的稳定性分析，还是“以铝代钢”的技术优点分析，铝合金支架都具备良好的应用效果；李广帅等[13]通过对大截面高强铝合金可调型自承式组合电缆支架的运行情况及应用效果的论述，阐述了铝合金电缆支架的优越性及实用性。但是，目前铝合金支架的研究大多是单方面针对铝合金电缆支架的工程性质的研究，而缺乏对铝合金电缆支架的结构设计以及力学性能分析方面的研究。本文从T-6082型高强铝合金电缆支架着手，对铝合金电缆支架的力学性能进行试验和有限元分析研究。

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验设计的双柱式F型高强铝合金支架采用T-6082高强铝合金材料。试件参数如表1所示。图1为构件详图。

表1 试件参数

图1 构件详图

图2 截面A:异形截面(单位：mm)

图3 截面B:矩形截面(单位：mm)

1.2 试验装置及加载制度

本次试验上悬臂加载装置由H型反力架与液压千斤顶组成，液压千斤顶通过高强螺栓固定于H型反力架的横梁底部，加载过程中通过液压千斤顶对上悬臂施加竖向荷载；下横梁加载装置由两个钢横梁与一个液压千斤顶组成，液压千斤顶固定于反力板的下方，一端顶住反力板，另一端与下部钢横梁接触。位于反力板上下侧的两个钢横梁通过两个高强螺杆连接成一个简易的钢框架体系，加载过程中液压千斤顶通过对下部钢横梁施加竖向荷载从而带动上部钢横梁对试件的下横梁施加竖向荷载。为了控制液压千斤顶所施加的载荷值，在构件与加载装置之间置放一个200 kN的压力传感器，并在压力传感器梁端各垫一个钢垫板以保证压力传感器的均匀变形。图4为试验加载装置。

图4 试验加载装置

试验过程中通过液压千斤顶对试件施加竖向荷载，前13级加载等级制度参照表2给定的工程荷载。13级以后的加载制度参照表3给定的加载规律。

表2 前13级加载等级制度

表3 13级以后的加载等级制度

1.3 测试方案

图5为应变片布置的整体概况，本试验测试方案包括：(1)危险截面的内力测点布置，如图6、图7所示；(2)梁柱连接节点处的复杂应变测点布置，如图8、图9所示；(3)梁柱主要位移测点布置，如图10所示。

图5 整体应变片布置

图6 1-1截面应变片布置

图7 2-2截面应变片布置

图8 B大样应变片布置

图9 C大样应变片布置

图10 位移计整体布置

2 试验破坏模式

双柱式F型高强铝合金支架加载试验的破坏模式包括5种情况：1) 上部悬臂梁弯曲变形破坏；2) 下部横梁弯曲变形破坏；3) 长立柱与下部横梁连接节点处截面脆性断裂破坏；4) 短立柱与下部横梁连接节点处弯曲变形破坏；5) 梁柱连接节点处螺栓杆弯曲破坏。

3个试件的上悬臂均在进行13级加载时出现液压千斤顶荷载值停滞不前的现象，表明3个试件在这一阶段均屈服。SJ-1、SJ-2和SJ-3的悬臂梁端最终位移分别达到41.82 mm、32.79 mm和54.11 mm.变形破坏现象如图11所示。

图11 上部悬臂梁破坏模式

3个试件的下横梁在跨中集中荷载作用下均发生弯曲变形。SJ-1、SJ-2和SJ-3分别在加载至17 kN、20 kN和17 kN时，整体试件开始屈服，刚度逐级降低。当加载结束后，测得SJ-1、SJ-2和SJ-3的下横梁跨中在断裂前的最大竖向位移分别为19.71 mm、20.56 mm和22.27 mm.变形破坏现象如图12所示。

图12 加载过程中的下横梁破坏模式

3个试件的长立柱与下横梁连接节点处截面在荷载作用下，随着荷载等级的逐级递增，连接节点处的节点横梁(N5)左端截面的应力均逐级增大。SJ-1、SJ-2和SJ-3分别在加载至39 kN、40 kN和42 kN时，全截面发生脆性断裂。破坏现象如图13所示。

3个试件的下横梁(N4)右端截面在荷载作用下，随着荷载等级的逐级递增，应力均逐级增大。当停止加载时，右端连接件均发生弯曲变形破坏。破坏现象如图14所示。

3个试件的下横梁与长立柱和短立柱连接节点处的螺栓在荷载作用下，其螺栓均达到屈服极限强度，并且均发生一定程度的弯曲变形破坏。破坏现象如图15所示。

图13 长立柱与下横梁连接节点截面破坏模式

图14 连接件破坏模式

图15 梁柱连接节点处螺栓杆破坏模式

3 试验结果及分析

3.1 荷载-位移曲线

如图16给出了3个试件的竖向荷载与试件悬臂端竖向位移的关系曲线，图中纵坐标为施加在上悬臂梁悬臂端的的竖向实际荷载，横坐标为上悬臂的悬臂端竖向位移。竖向荷载、悬臂端位移均以向下为正，向上为负。

由图16可知，铝合金上悬臂的变形大致可分为3个阶段，分别为弹性变形阶段，弹塑性变形阶段，塑性变形阶段。由于3个试件的上悬臂均在变换加载等级制度前发生屈服，因此3个试件的上悬臂的荷载-位移曲线趋势大体一致。当荷载小于12.45 kN时为弹性阶段，荷载与位移呈现线性关系；荷载值在12.45 kN至15.55 kN区间时为弹塑性阶段，荷载-位移曲线逐渐趋于平缓；当荷载超过15.55 kN时为塑性阶段，具体表现为液压千斤顶所施加的荷载值出现停滞现象，而上悬臂的变形仍旧持续发展，上悬臂的承载能力达到极限值。

此外，通过对比3个试件的悬臂端竖向位移w与屈服点竖向位移wp，可知上悬臂端在发生屈服之后，其悬臂端的最大竖向位移值仍有很大的延展空间，说明铝合金材料构件具备良好的延性，在灾害及运营使用过程中能够提供足够的缓冲空间与反应时间间隙，以保证工程的安全性能。

图16 上悬臂端部总荷载-位移曲线

图17给出了试件的竖向荷载与试件下横梁跨中位移的关系曲线，图中纵坐标为实际施加在下横梁跨中的荷载，横坐标为下横梁跨中的竖向位移。竖向荷载、跨中位移均以向下为正，向上为负。

图17 下横梁跨中总荷载-位移曲线

由图17可知，下横梁的变形大致可分为3个阶段，第1阶段为弹性变形阶段，荷载位移曲线呈现线性相关的趋势；第2阶段为整体屈服阶段，在这一阶段螺栓出现明显的塑性变形，试验过程中节点连接处有明显的由螺杆弯曲引起的滑移现象；第3阶段为整体塑性加强阶段。表4分别对3个试件的下横梁变形阶段进行分析。

表4 变形阶段分析

由图16和图17可知，双柱式F型铝合金支架的上悬臂极限承载力为15.55 kN，超过15.55 kN构件上悬臂的变形将无法控制。下悬臂的极限承载力处于39～42 kN之间，当超过这一极限范围时，构件梁柱节点处截面发生脆性断裂。

3.2 应变强度-测点曲线

通过应变测点的数据分析，可以了解双柱式F型铝合金支架各个节点和危险截面的应变强度变化与分布规律，从而了解铝合金支架在荷载作用下的破坏机理。

应变强度的表达式为[14]：

(1)

式中：υ为泊松比；ε1、ε2、ε3为三向主应变。

通过以上对3个试件的荷载-位移曲线的分析，可知3个试件的受力特征及破坏机理相似，因此本小节以SJ-1为主要研究对象，分析不同荷载工况下试件主要测点的应变强度-测点曲线。如图18和图19给出了SJ-1试件各节点主要测点的应变强度分布及其随竖向荷载的变化规律。横坐标为主要测点编号，纵坐标ε为应变强度。

图18 SJ-1长立柱与上悬臂节点的应变强度曲线

图19 SJ-1长立柱与下横梁节点的应变强度曲线

由图18和图19可知，SJ-1长立柱上位于梁柱节点区域的各个测点应变值均未达到屈服强度，仍处于弹性阶段。说明长立柱的稳定性能及整体的受力性能良好，即使结构达到极限破坏荷载，仍具备良好的弹性变形能力。此外，在长立柱的各测点上，T5和T6较靠近破坏连接节点处，拥有较大的应变强度，可见此处节点区域应力较为集中。其次，SJ-1的上部测点T1、T2和T3的应变强度整体弱于下部结构T4、T5和T6的应变强度，分析是由于上部节点连接处采用加劲肋对节点连接处进行了加强，这使得连接节点处的塑性铰出现了偏移，避免在梁柱连接节点截面的焊接处出现应力集中现象而导致连接节点的破坏，对节点起到保护的作用。而下部的节点连接方式没有采用加劲肋进行节点加强处理，节点连接处容易产生应力集中现象，从而导致连接节点处出现较大的集中应力。

此外本次试验还对危险截面的轴向应变进行了应力分析，如图20和图21为各危险截面的荷载-应变曲线。图中横坐标为各测点的应变强度，纵坐标为实际作用在危险截面所对应的梁上的荷载强度。

图20 SJ-1上悬臂危险截面荷载-应变曲线图

图21 SJ-1下横梁危险截面荷载-应变曲线图

由图20和图21可知，SJ-1危险截面的上下截面测点轴向应力基本对称，且都处于弹性阶段。由此可分析各个预判的危险截面的轴向应力均处于安全应力范围之内，并无轴向拉伸断裂的危险。然而危险截面1-1由于节点塑性铰的转移，使得此截面位于塑性铰截面处，应变状态较为复杂，还应注意考虑其他方向应变的影响，因此今后类似试验建议对此作相应的应力测试。

4 有限元分析

4.1 有限元模型

本次有限元分析仅对主要分析构件SJ-1进行受力模拟，有限元模型的建立依据结构的尺寸与连接方式进行构建，铝合金材料基础参数设置参照表5.建模过程中为了简化计算量，节约计算成本，根据试验现象对模型进行了简化。由于试验过程中上悬臂与长立柱连接节点处螺栓并无产生明显的滑移松动现象，因此采用tie约束简化替代螺栓预紧力既能提高计算速度，又能一定程度上保证模型的可靠性。

表5 模型材料基础参数

有限元模拟中为了保证螺栓预紧力的收敛性，分3个步骤施加螺栓预紧力，分别为预紧、紧箍和调整螺栓长度。预紧步骤中对螺栓施加20 N的螺栓荷载，使得螺栓与构件截面充分接触，使得后续加载螺栓荷载时容易收敛；紧箍步骤中对螺栓施加规范的螺栓荷载，真实模拟螺栓预紧力作用；最后为保证计算过程中螺栓荷载不因变形或其他因素而出现波动现象，对螺栓的长度进行了固定。

在有限元模拟中，材料断裂模拟仍是个难题。目前的数值模拟研究中常常不考虑材料断裂的问题，仅是体现材料的塑性发展趋势。若需要进行断裂模拟则需在模型某些预定部位定义材料的断裂属性，采用合适的断裂准则。本次试验不考虑材料断裂现象，仅对材料断裂前的荷载-位移曲线进行模拟对比分析。

本次模拟部件接触关系为了容易收敛，全局采用通用硬接触，对于焊接部位采用tie约束；网格划分采用C3D8R实体单元进行精细化建模。

4.2 有限元与试验结果对比

有限元通过设定加载参考点，对点参数的位移和荷载进行提取，合并生成如图22和图23的上悬臂和下横梁的荷载-位移曲线。

图22 上悬臂端部荷载-位移曲线

图23 下横梁跨中荷载-位移曲线

通过试验值与模拟值的对比分析，两者的曲线走势基本吻合。模拟过程中存在一些偏差，以下为可能产生误差的原因：

1) 本次模拟并未考虑材料存在的初始缺陷的影响；2) 本次模拟对于构件连接处的焊接节点进行了简化处理，未考虑焊接节点的残余应力及疲劳效应对构件的影响。

图24-图27分别对各种破坏模式进行试验与有限元模拟的比对。通过对比分析可知本次有限元模拟的破坏形式与试验现象较为吻合。其中节点处截面破坏未能有效模拟主要是由于本次模拟中材性的设置没有考虑到金属的延性损伤参数的设置。

图24 上部悬臂梁破坏模式

图25 加载过程中的下横梁破坏模式

图26 连接件破坏模式

图27 螺栓杆破坏模式

4.3 节点优化分析

针对本次试验的破坏节点，采用有限元模拟进行节点优化测试。对下横梁与长立柱的连接节点采用如同上悬臂与长立柱的节点连接方式，对其进行加劲处理，同时取消节点横梁设置。模拟得到如图28所示的下横梁跨中荷载-位移曲线对比图及图29所示的整体应力分布云图。由图可知节点的加劲处理有效地提高了节点的承载力，避免节点应力集中引起螺栓滑移，同时使试件的整体刚度有所提升，避免由于节点破坏而引起结构提前破坏。

图28 下横梁跨中荷载-位移曲线

图29 应力分布云图

5 结论与建议

本文对双柱式F型高强铝合金支架进行竖向加载得到以下结论与建议：

1) 双柱式F型高强铝合金支架的极限荷载远大于其设计荷载，完全能够满足其正常的工程使用。

2) 双柱式F型高强铝合金支架的下部连接节点容易出现应力集中现象，导致构件的脆性破坏，须进行相应的改进。例如对连接节点进行加强，以达到塑性铰偏离的效果，避免焊接截面的应力集中破坏。

3) 双柱式F型高强铝合金支架上部节点连接方式有良好的节点加强效果，使得塑性铰偏离节点连接处，避免了节点破坏的形式，同时提高结构的延性，防止脆性破坏，有利于工程安全。

4) 将铝合金材料运用于电缆支架工程，不仅能够满足电缆支架的受力要求，且相比钢材有较好的延性，有利于提前判断结构的安全稳定性能，及时采取相应的维修措施。