铝合金板式节点受弯滞回性能试验研究

2024-03-31郭小农王幸业陈劭臻张锦东

湖南大学学报（自然科学版） 2024年3期

郭小农，王幸业，陈劭臻，张锦东

（同济大学土木工程学院，上海 200092）

铝合金单层网壳凭借其外形美观、耐久性好、构件加工标准化程度高、施工工艺简单等优点，在大跨空间结构中得到了广泛的应用.由于铝合金的可焊性差，为避免焊接导致铝合金材料强度下降，通常采用螺栓连接节点.铝合金杆件多为工字形截面，利用上、下两块节点板和螺栓将汇交于节点处的杆件进行连接，形成板式节点.

针对铝合金板式节点静力性能，目前已有一定的研究基础.张竟乐等［1］采用数值分析方法研究了节点参数对节点刚度的影响规律，并给出了刚度的近似表达式.王元清等［2-4］对铝合金板式节点进行了静力加载试验，节点的破坏模式均为杆件下翼缘螺栓孔处截面发生断裂，节点延性较差，并对节点进行了参数分析，指出截面高度和翼缘厚度对节点性能影响较大.郭小农等［5-8］针对不锈钢螺栓连接的铝合金板式节点开展系列研究，通过试验加载、数值模拟及理论分析，探究了节点的破坏模式、节点承载力以及节点刚度，提出铝合金板式节点是一种典型的半刚性节点，将弯曲刚度用四折线模型表示；并对节点的承载力计算方法进行了理论推导，给出铝合金板式节点承载力设计方法及构造要求.

针对铝合金板式节点滞回性能，也有部分学者开展了相关研究.Xu 等［9］对一个足尺的铝合金板式节点进行平面外滞回加载试验，试验表明翼缘最外排螺栓孔是薄弱区域，在多次循环作用下，裂缝由此扩展并导致最终脆性断裂.Wu 等［10］对一个带拱度的铝合金板式节点进行了滞回试验及数值模拟，分析了节点的受力特性及失效模式.Chen 等［11］对新型双层铝合金节点进行了足尺滞回试验，分析了节点破坏模式、承载性能、延性系数以及耗能性能.上述研究均在节点中心进行加载，给出加载点荷载-位移滞回曲线.但尚未对节点弯矩-转角关系进行分析，在进行网壳结构计算时难以进一步应用节点滞回模型.郭小农等［12］对不同节点板厚度的板式节点进行了拟静力试验，探究节点破坏模式、节点刚度、节点耗能等特性.薄板试件出现节点板块状拉剪破坏，厚板试件由于杆件在加载点出现弯扭失稳，导致试件过早发生破坏，未得到节点破坏试验结果.因此，有必要进一步开展试验，研究板式节点的滞回特性.

在三向地震作用下，单层铝合金网壳中的杆件绕强轴承受较大弯矩作用.在实际工程应用中，为保证节点的连接强度，节点板厚度通常不小于杆件翼缘厚度.因此，本文针对该类节点开展绕强轴受弯滞回研究，并与节点静力性能进行比较，另外选择螺栓数量作为参数，探究板式节点在纯弯作用下的破坏模式、弯矩-转角关系以及耗能能力.在铝合金单层网壳结构中，板式节点多为六杆汇交节点.由于节点板较厚，在满足构造要求的前提下通常不会出现节点板破坏，杆件相互作用弱，因此可针对其中两杆进行对称加载.

1 试验概况

1.1 试件设计

某铝合金单层网壳工程实例如图1 所示，杆件上下翼缘采用两块圆形节点板连接。试验设计两组试件，杆件采用工字形截面，杆件及节点板材均为6061-T6 铝合金.紧固件为直径9.65 mm 的虎克螺栓，材质为不锈钢304HC，节点如图2所示.为研究螺栓数量对节点滞回性能的影响，Joint-A 梁端采用8颗螺栓，Joint-B 梁端采用10 颗螺栓.每组节点有两个试件，分别进行滞回加载和单调加载，试件汇总详见表1.

表1 试件汇总表Tab.1 Summary of specimens

图1 某铝合金网壳工程实例Fig.1 Example of aluminum alloy reticulated shell

图2 铝合金板式节点（单位：mm）Fig.2 Aluminum alloy gusset joint（unit：mm）

1.2 试验装置

试验采用200 kN 电液伺服作动器进行加载，节点区域为纯弯段.为避免大变形情况下杆件出现轴力，在杆端支座设置长圆孔.节点域两侧各设置一个挡板，以避免在加载过程中节点域及杆件发生扭转破坏，试验加载方案及装置如图3、图4所示.

图3 试验加载方案Fig.3 Experiment loading scheme

图4 试验装置Fig.4 Experiment device

1.3 加载制度

在正式加载前对试件进行预加载，以消除缝隙并实现物理对中，预加载荷载值取试件理论承载力的10%.滞回加载过程按照位移控制加载，采用分级加载，每级位移循环2 次，逐渐增加位移幅值直至试件破坏，加载制度如图5 所示.单调加载采用位移控制连续加载，临近破坏时降低加载速率，直至试件破坏.

图5 加载制度Fig.5 Loading protocol

1.4 测点布置

在杆件上下翼缘对称位置布置应变片，以监测杆件应变，应变测点布置如图6 所示.预加载阶段利用应变数据调整加载点位置，以实现物理对中.正式加载过程中，根据应变数据判断试件是否出现扭转变形.

图6 应变测点布置（单位：mm）Fig.6 Arrangement of strain measuring points（unit：mm）

采用位移计测量加载过程中试件的变形，位移测点布置如图7 所示.杆件端部与支座采用销轴连接，在试件端部布置位移计以测量孔隙和支座变形引起的刚体位移.在加载点和节点板中心分别布置一个位移计，以测量试件变形量.

图7 位移测点布置Fig.7 Arrangement of displacement measuring points

1.5 材料性能

杆件和节点板铝合金牌号均为6061-T6，根据《金属材料拉伸试验第1 部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2021）［13］相关规定，制作6 件材性试样并进行单调拉伸试验，如图8 所示.铝合金杆件及节点板拉伸试件的应力-应变曲线如图9 所示，对材性试验结果取均值，结果汇总于表2.

表2 材性试验结果Tab.2 Material performance test result

图8 材性试验Fig.8 Material performance test

图9 材性试验结果Fig.9 Material performance test result

2 试验现象

试件Joint-A和Joint-B滞回加载过程相似，可分为三个时期：①加载初期试件发生弹性变形，荷载卸载到0 后作动器恢复至起点，无明显残余位移.②加载中期螺栓开始滑移并挤压孔壁，加载过程中有清脆的螺栓滑移声，直至螺杆与孔壁接触.该时期试件出现轻微变形，荷载卸载至0 后，作动器位移未恢复至初始位置，存在一定残余变形.③加载后期试件出现明显挠曲变形，变形持续增加，荷载变化不大.濒临破坏时有明显的金属断裂声，随后裂缝迅速扩展，发出巨大声响，节点破坏非常突然，为典型的脆性断裂破坏.节点滞回加载破坏模式分别如图10（a）、图10（c）所示，裂缝均从杆件翼缘最外排螺孔位置开始扩展，最终翼缘完全断裂，螺栓未发生剪切破坏.

图10 铝合金节点破坏模式Fig.10 Failure mode of aluminum alloy joint

试件Joint-A 和Joint-B在单调加载初期，伴随螺栓滑移，节点发出清脆的响声.随后螺杆与孔壁接触，滑移声逐渐消失.在最终破坏时，单调加载试件的挠曲变形大于滞回加载试件挠曲变形.单调加载试件破坏模式分别如图10（b）、图10（d）所示，与进行滞回加载试件的破坏模式相近，均为杆件净截面断裂破坏.

3 试验结果分析

3.1 数据处理

在试件梁端布置竖向位移计，测量孔隙、支座变形等因素引起的刚体位移.如图11 所示，加载点位移计实测值不是构件真实变形，应在实测值基础上扣除梁端刚体位移的影响.式（1）、式（2）分别给出左右两侧加载点处刚体位移计算方法.

图11 位移测量结果修正Fig.11 Correction of displacement measurement results

在面外弯矩作用下，节点域会发生弯曲变形，节点转动刚度是评估节点半刚性的重要指标.试验采用对称加载，可认为节点域中心未发生转动，取半模型如图12所示.在面外弯矩作用下，节点域转角φ难以直接测量，可通过实测位移间接计算.加载点位移D由节点转动引起的杆件刚体位移Dr和杆件变形Db两部分组成.节点转角计算如下：

图12 节点转角计算Fig.12 Calculation of joint rotation angle

加载点位移D可通过位移计实测得到，当节点域刚度无穷大时，加载点位移完全由杆件自身变形Db引起.采用ABAQUS 建模计算杆件变形与梁端弯矩的关系，进一步可得到节点弯矩-转角关系.

3.2 滞回曲线

图13（a）、图13（b）给出Joint-A 节点滞回加载曲线及单调加载曲线；图13（c）、图13（d）给出Joint-B节点滞回加载曲线及单调加载曲线.根据结果可知，两类节点滞回曲线的外包络线与单调加载曲线均较为接近，但由于滞回加载过程中节点的累积损伤，导致节点极限转角低于单调加载节点极限转角.由表3可知，Joint-A 受拉受压极限转角分别下降35.3%和27.5%，Joint-B 受拉受压极限转角分别下降37.5%和29.2%；同时，极限弯矩也略微下降，Joint-A 受拉受压极限弯矩分别下降6.1%和12.6%，Joint-B 受拉受压极限弯矩分别下降6.4%和12.5%.

表3 试验结果Tab.3 Results of experiment

图13 试件滞回曲线图Fig.13 Hysteretic loops of specimens

滞回加载初期：该阶段节点处于弹性受力状态，由于螺栓预紧力，节点各部件尚未滑动.加载和卸载过程荷载-位移曲线完全重合，卸载后试件无残余变形.

滞回加载中期：随着作动器位移增加，螺杆接触作用大于滑动摩擦力，螺栓开始滑移.滞回曲线上表现为明显的滑移段，此时节点刚度下降.随着位移继续增加，螺杆与孔壁接触并相互挤压，节点刚度开始提升.该阶段由于部分区域进入塑性，当荷载完全卸载后，节点存在残余变形，且加载位移越大，卸载后试件的残余变形越大.随着滞回加载过程持续，螺杆及螺孔变形增加，滑移段逐渐变长.该阶段进行重复加载，滞回曲线基本重合，无明显承载力及刚度退化.

滞回加载后期：该阶段由于节点较大范围区域进入塑性，节点刚度明显降低，但节点承载力持续增加，直至破坏未出现荷载值下降.

3.3 骨架曲线

将每个滞回环荷载极值点依次相连，得到骨架曲线，即滞回曲线外包络线，如图14 所示.Joint-A 和Joint-B两类节点在破坏前，骨架曲线均没有下降段，曲线大致呈S 形.在螺栓发生滑移前，Joint-A 与Joint-B节点刚度基本一致.进入孔壁承压阶段，节点各部件主要依靠螺杆传力，增加螺栓数量可提高节点刚度.Joint-B 与Joint-A 相比，节点屈服弯矩有一定程度提高；但两类节点破坏模式一致，均为净截面断裂，螺栓数量对极限承载力影响较小.

图14 试件骨架曲线Fig.14 Skeleton curves of specimens

3.4 耗能能力

滞回环越饱满，构件耗能能力越强.采用耗能系数η定义构件耗能能力：

式中：SABCD为滞回环围成的面积；SOBE、SODF分别为滞回环荷载峰值点和原点连线与横坐标轴围成的面积.

耗能系数越大，表明滞回环越饱满，耗能能力越强.两类节点耗能系数变化规律如图15 所示，在加载初期和加载后期，滞回环较为饱满，耗能系数大；在加载中期，由于螺栓滑移，滞回曲线呈现捏拢，耗能系数较小.Joint-B 和Joint-A 相比，增加螺栓数量，节点滑移程度下降，耗能能力有所提升.

图15 耗能系数Fig.15 Energy dissipation coefficient

4 数值模拟

4.1 有限元模型

采用通用有限元软件ABAQUS 建立有限元模型，如图16 所示.考虑对称性，建立1/4 模型以提高计算效率.模型尺寸与试件完全一致，并考虑螺杆与螺孔间隙.模型存在多个接触对，采用C3D8R实体单元进行计算，并在节点域进行网格加密处理.铝合金材料循环本构采用Chaboche 模型，材料参数定义如表4 所示，σ0、Q0、b为等向强化参数，Ck、ϒk为随动强化参数.不锈钢螺栓弹性模量取1.9×105MPa，屈服强度600 MPa，极限强度800 MPa.设置对称性边界约束条件，在杆件端部设耦合点与杆件绑定，以模拟铰接支座.根据实际建立接触对，接触属性如表5 所示.螺栓施加18 kN预紧力，后续荷载步固定螺杆长度.

表4 试件材料参数［10］Tab.4 Material parameters of specimen

表5 接触对属性Tab.5 Characteristics of contact pairs

图16 有限元模型Fig.16 Finite element model

4.2 数值模拟结果

提取数值模型加载点处荷载-位移曲线和节点弯矩-转角曲线，并与试验数据对比，结果如图17 所示.有限元模拟结果与试验结果相比，滞回曲线形状较为接近，可模拟出加载过程中的滑移及塑性变形.各圈峰值弯矩与峰值转角基本一致，在临近破坏时极限弯矩与极限转角对比如表6所示.

表6 计算结果比较Tab.6 Comparison of results

图17 有限元模型与试验结果对比Fig.17 Comparison of FEM and experimental results

节点应力云图如图18 所示，Joint-A 与Joint-B应力分布接近.跨中节点域为纯弯曲段，上下翼缘应力基本呈现均匀分布.由于螺栓传力，翼缘螺孔附近应力由外向内依次降低.翼缘最外排螺孔处受力最大，因而裂缝率先由此出现并逐渐在翼缘上扩展，最终形成贯通裂缝导致截面断裂，与试验破坏模式相同.节点板厚与翼缘厚度相同，但节点板宽度大于翼缘宽度，节点板应力水平相对较低，大部分区域处于弹性.