高温后铝合金型材局部横向剩余承载性能研究

Study on the Residual Local Transverse Load-Bearing Capacity of Aluminum Alloy Sections After High-Temperature Exposure

摘要

为评估6063-T5铝合金结构火灾后的剩余承载性能，本研究以几何尺寸、过火温度及加载板长度为变量，对铝合金矩形截面（RHS）和正方形截面（SHS）型材开展高温后局部横向剩余承载性能的模型试验与数值模拟，获取了两种截面型材高温后的应力-应变曲线、荷载-位移曲线及破坏模式。结果表明：经历高温后的6063-T5铝合金，其强度性能显著下降、延性性能明显提升。在验证数值分析方法可靠性的基础之上，进一步建立了480个数值模型开展参数分析，并结合试验与数值分析结果，评估了EC9规范中设计方法的适用性。研究发现EC9规范中的设计方法不适用于预测不同高温作用后6063-T5铝合金RHS和SHS截面型材的局部横向剩余承载力。可见，高温会改变6063-T5铝合金的力学性能，进而降低了现行设计方法的预测精度。

Abstract

To evaluate the residual load-bearing capacity of 6063-T5 aluminum alloy structures after fire exposure， model tests and numerical simulations were conducted on rectangular hollow sections （RHS） and square hollow sections （SHS） subjected to localized transverse loading， considering variables such as geometric dimensions， exposure temperatures and loading board lengths. The stress-strain curves， load-displacement curves， and failure modes of RHS and SHS after high-temperature exposure were obtained. The results indicate that the 6063-T5 aluminum alloy subjected to high temperatures exhibits a significant decrease in strength and increased ductility. After the validation of the numerical analysis method， a parameter analysis was performed comprising 480 numerical models. Based on the combined experimental and numerical results， the applicability of the design methods according to Eurocode 9 （EC9） was evaluated. The findings reveal that EC9 design methods are not suitable for predicting the residual local transverse load-bearing capacity of RHS and SHS made of 6063-T5 aluminum alloy after exposure to different high temperatures. Therefore， high-temperature exposure affects the mechanical properties of 6063-T5 aluminum alloy， thereby reducing the accuracy of current design methods.

Graphical abstract

关键词

6063-T5铝合金 / 闭口截面 / 模型试验 / 数值模拟 / 剩余承载性能 / 高温 / 参数分析

Key words

6063-T5 aluminum alloy / closed section / model test / numerical simulation / residual load-bearing capacity / high temperature / parameter analysis

火灾是土木工程结构中常见的灾害，其产生的高温会显著降低结构金属材料的力学性能，削弱结构的承载力^［1］。即使结构在火灾后未发生倒塌，经历高温的金属材料也可能产生微观结构变化，进而影响其力学性能。LI等^［2］和ZHOU等^［3］分别通过拉伸试验研究了Q690、Q620高强结构钢高温后的力学性能，发现过火温度与冷却方式对钢材屈服强度具有显著影响。SU等^［4］针对6063-T5和6061-T6铝合金的高温力学性能进行了研究，指出高温会使两种合金的力学性能发生显著变化，并提出了一系列计算高温下材料性能折减因子的统一方程。此外，CHEN等^［5］深入分析6061-T6和7075-T73铝合金的力学性能后发现，当过火温度超过300 ℃时，6061-T6铝合金的力学性能显著下降；而7075-T73铝合金的力学性能在过火温度超过200 ℃时表现出类似的下降趋势。许多学者^［6-10］对高温后碳钢、不锈钢和铝合金的残余力学性能进行了研究，结果均表明，高温会显著改变金属材料的力学性能，进而影响构件的承载力。

目前，关于高温后金属构件局部横向剩余承载性能的研究已有部分成果，例如CAI等^［11］在内部双翼缘加载（interior-two-flange，ITF）和内部加载（interior loading，IL）工况下对双相不锈钢开展的相关研究，其加载工况与本研究相似。ZHAN等^［12］则对冷弯不锈钢方形和矩形空心截面构件高温下的腹板屈曲行为进行了试验研究。但针对铝合金构件的相关研究仍较为匮乏。局部加载工况在铝合金结构中应用广泛，ZHOU等^{［13，15］}和YOUNG等^［14］对承受局部横向荷载的铝合金型材开展了系列研究，评估了相关腹板屈曲设计规则并提出新的设计方法。CHEN等^［16］、SU等^［17］进一步研究了铝合金方形空心型材的腹板屈曲行为，提出了腹板极限承载力的新设计公式。WANG等^［18］探究了中间加劲肋和宽厚比对铝合金型材局部横向承载力的影响。

研究表明，腹板局部横向承载力受材料性能直接影响，因此高温后的铝合金构件，其腹板局部横向承载力会发生变化。火灾引发的高温会降低铝合金构件的局部承载力，因此评估火灾后铝合金结构的剩余承载力至关重要，这是判断其是否可继续使用、需要修复或推倒重建的重要依据。已有部分研究探讨了高温后金属构件的剩余承载力评估方法^［19-21］，为本研究提供了理论支撑。鉴于高温后铝合金构件腹板屈曲的相关研究较少，本文通过试验与数值分析相结合的方法，探讨了高温对6063-T5铝合金SHS和RHS构件应力-应变性能及局部横向承载力的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计

本研究采用6063-T5铝合金正方形截面（SHS）和矩形截面（RHS）型材，探究几何尺寸、过火温度及加载板长度对其高温后剩余承载性能的影响。6063-T5铝合金型材广泛应用于屋顶檩条、地板支撑、幕墙系统等承受局部横向荷载的构件中，这类结构火灾后的剩余承载力评估具有重要工程意义。SHS和RHS参数定义及几何尺寸如图1和表1所示，d为腹板总高度，h为腹板平直段高度，t为壁厚。试验中选取了工程中常用的ITF与IL两种加载工况，如图2所示。IL与ITF均为实际应用的标准加载工况，其中ITF加载工况在EC9规范^［22］与NAS规范^［23］中均有明确规定，IL加载工况模拟了楼板托梁的受力情况（图3）。为消除边界效应对试件承载性能的影响，将端部与加载板边缘的距离设定为1.5d。考虑到加载板长度（N）对构件承载能力存在显著影响，试验选取30 mm和90 mm两种加载板长度开展研究。

本试验选定了不同的过火温度，分别为200 ℃、250 ℃、300 ℃、350 ℃、400 ℃、450 ℃和500 ℃。根据现有研究^［9］，当过火温度低于200 ℃时，6063-T5铝合金的力学性能变化可忽略不计，因此本研究将200 ℃设定为最低过火温度；同时，6063-T5铝合金在500 ℃与550 ℃高温后的应力-应变曲线差异较小。采用不同过火温度模拟火灾后工况，火灾中铝合金结构可能承受高达500 ℃的高温作用。此外，文献［24］中的试验结果显示，与原始铝合金试件相比，经过450 ℃高温处理后的铝合金试件强度性能显著下降，已不满足工程安全要求，故将500 ℃设定为过火温度上限。对试件进行命名，以IL-S-N30-T400和IL-S-N30-T400-R为例，“IL”代表加载工况；“S”表示截面类型为SHS（表1）；“N30”表示加载板长度为30 mm；“T400”表示过火温度为400 ℃；“R”代表重复试件。本次试验共设计36个6063-T5铝合金SHS和RHS试件。

1.2 材料性能

为获取6063-T5铝合金高温后的力学性能，对不同过火温度处理后的试件进行拉伸试验。试验所用型材均通过挤压工艺生产，转角半径近似为0，拉伸试件均从型材的平直区域截取，尺寸符合《金属材料 拉伸试验 第1部分： 室温试验方法》（GB/T 228.1—2021）要求（图4）。采用CMT 5305试验系统对试件进行拉伸试验（图5），以确定其高温后残余力学性能，试验采用位移加载方式，加载速率为0.2 mm∙min^-1，当试件测试段发生断裂时停止加载。加载过程中，通过引伸计记录试件测试段的变形，利用CMT 5305试验系统同步记录了荷载数据，最终得到6063-T5铝合金在不同过火温度后的关键力学性能（表2）。

1.3 热处理方案

采用德国Nabertherm Gmbh公司生产的N30/85HA空气循环箱式炉对6063-T5铝合金试件进行高温处理，炉内配备热电偶实时记录试件温度。为确保试件温度分布均匀，设定加热速率为15 ℃∙min^-1（图6）；当试件温度达到预设过火温度后，保温30 min，确保铝合金的金相结构发生充分变化；保温结束后，将试件从炉中取出，并在自然环境下冷却至室温。

1.4 试验及加载制度

采用CMT 5305试验系统开展局部横向加载试验，试验装置如图7所示。在加载板顶部设置半圆形垫块以实现铰支边界条件；对于IL加载工况，将单一加载板置于6063-T5铝合金试件上方，试件下方设置刚性承压板。试验采用位移控制加载，加载速率为0.05 mm∙min^-1，通过两个线性可变位移传感器（LVDT）记录试件的垂直变形，试验系统同步记录对应荷载值，数据采集频率为20 Hz。当荷载降至极限承载力P_Exp的80%以下时，停止加载。

2 试验结果与分析

2.1 应力-应变曲线

拉伸试验完成后，得到了SHS和RHS试件所用6063-T5铝合金高温后的应力-应变曲线，如图8所示。结果表明，与未经高温处理的试件相比，200 ℃高温处理后的试件应力-应变曲线几乎无差异；当过火温度从200 ℃升至400 ℃时，6063-T5铝合金的强度性能呈逐渐下降趋势。如表2所示，当过火温度为400 ℃时，观察到f_y和f_u分别下降约80%和50%；400 ℃和450 ℃高温处理后的6063-T5铝合金，其应力-应变曲线差异较小；而经过500 ℃过火处理后，铝合金的强度性能出现回升。为验证试验结果的可靠性，将文献［9］中的试验结果引入本文研究进行对比（图9），发现本研究中f_y和f_u的变化趋势与文献［9］相似，且重复试件的试验结果稳定性良好，说明本研究的试验结果可靠。上述试验结果表明，过火温度对6063-T5铝合金高温后的力学性能影响显著，这种性能变化由铝合金微观结构的改变引起，后续将进一步研究过火温度对6063-T5铝合金微观结构的影响。

2.2 荷载-位移曲线

试验完成后，采集不同过火温度处理后6063-T5铝合金SHS和RHS试件的荷载-位移曲线，如图10所示，其关键剩余承载性能见表3和表4。结果显示，重复试件的荷载-位移曲线基本重叠，表明本研究采用的试验方法具有良好的可靠性。所有试件的荷载-位移曲线均表现出一致的变化规律：初始弹性阶段后，荷载达到峰值点，随后随着垂直变形的增加，荷载逐渐下降。过火温度对荷载-位移曲线的非线性特征影响可忽略不计，这是因为6063-T5铝合金SHS和RHS试件的刚度主要由铝合金弹性模量和构件几何尺寸决定，而第1.2节的试验结果表明，过火温度对铝合金弹性模量的影响极小，且高温未改变构件的几何尺寸，因此不同过火温度处理后的试件刚度几乎无差异。

2.3 破坏模式

各试件的破坏模式如图11所示，所有试件均表现为腹板局部屈曲破坏：局部荷载作用于翼缘，翼缘由腹板提供支撑，随着局部荷载的增加，腹板逐渐丧失稳定性，在靠近加载位置的腹板区域出现明显的局部屈曲变形；远离加载位置的腹板对受荷区域腹板起到嵌固作用，且屈曲变形随与加载位置距离的增加而逐渐减小。过火温度对试件破坏模式的影响极小，不同过火温度处理后的试件未出现明显的破坏模式差异，因此每种试件仅给出了一张破坏模式图。对于试件ITF-R-N90-T450，因腹板壁厚较小且加载板长度较大，试件失效后未观察到明显的变形。此外，由于试件采用挤压工艺生产，圆角半径极小，易产生应力集中，但铝合金具有良好的延性，本研究所有试件中均未出现裂纹破坏。

3 有限元分析

3.1 模型建立

为了扩大试验结果的应用范围，本研究采用数值模拟，结合几何非线性和材料非线性评估不同过火温度下6063-T5铝合金SHS和RHS构件的腹板屈曲承载性能，以IL加载工况为例（图12）。针对材料非线性，将试验获得的工程应力-应变数据转换为真实应力-应变数据，以更准确地描述材料在不同变形状态下的力学行为，转换公式如式（1）和式（2）所示，式中，{\sigma }_{\mathrm{t}\mathrm{r}\mathrm{u}\mathrm{e}}、{\epsilon }_{\mathrm{t}\mathrm{r}\mathrm{u}\mathrm{e}}分别为真实应力、应变，\sigma、\epsilon分别为工程应力、应变，E为弹性模量。模型选用S4R壳体单元模拟，现有研究表明该单元能够准确模拟构件的屈曲效应。考虑到试验过程中加载板和承压板无明显变形，在数值分析中将其建模为刚体。对于不同过火温度处理后的6063-T5铝合金试件与加载板、承压板之间采用面面接触，法向方向设置为硬接触，摩擦系数为0.4。在加载板参考点施加横向荷载，边界条件设定为：加载板参考点除垂直平移（U₂）和绕U_R1轴旋转外，其余自由度均约束；IL加载工况下，下部刚性承压板的所有自由度均约束；而ITF加载工况下，下部刚性承压板参考点除绕U_R1轴旋转外，其余自由度均约束。上述建模方法与文献［25-26］中的一致。

数值分析中考虑了初始几何缺陷的影响，首先通过线弹性屈曲分析获取6063-T5铝合金SHS和RHS构件的屈曲模式，将第一屈曲模式作为初始几何缺陷分布引入极限承载力分析模型。通过收敛性研究，确定网格单元尺寸为b/20，初始几何缺陷幅值为d/2 000。

{\sigma }_{\mathrm{t}\mathrm{r}\mathrm{u}\mathrm{e}}=\sigma (\mathrm{1}+\epsilon )（1）

{\epsilon }_{\mathrm{t}\mathrm{r}\mathrm{u}\mathrm{e}}=\mathrm{l}\mathrm{n}(\mathrm{1}+\epsilon )-\frac{{\sigma }_{\mathrm{t}\mathrm{r}\mathrm{u}\mathrm{e}}}{E}（2）

3.2 模型验证

为验证数值模拟方法的准确性，将数值结果与试验结果进行全面对比。荷载-位移曲线的比较结果如图13所示，数值分析能准确模拟试验所得荷载-位移曲线的非线性，二者曲线高度重合，尤其是峰值点之前的阶段。极限承载力的试验和有限元结果见表3和表4，P_{\mathrm{E}\mathrm{x}\mathrm{p}}/P_{\mathrm{F}\mathrm{E}\mathrm{A}}比值的平均值和变异系数分别为1.00和0.04，表明数值模拟对极限承载力的预测精度良好。破坏模式的对比结果如图14所示，数值模型能很好地模拟试件的腹板屈曲破坏模式。本研究的核心是探究高温后铝合金力学性能变化对SHS和RHS构件腹板屈曲承载性能的影响。许多学者^［27-28］的研究均未考虑挤压过程中的残余应力对铝合金构件承载性能的影响。因此本研究中也未探讨该因素的作用。上述对比结果表明，数值结果与试验结果具有良好的一致性，说明本研究采用的数值模拟方法可有效模拟不同过火温度后6063-T5铝合金SHS和RHS构件的剩余腹板屈曲承载性能，后续研究将基于该方法开展参数分析。需注意的是，该数值模拟方法对碳钢、不锈钢等其他金属构件的适用性仍需进一步验证。

3.3 参数分析

以过火温度、几何尺寸和加载板长度为关键变量，采用ABAQUS有限元分析软件对高温后6063-T5铝合金型材的局部横向承载力进行参数分析，模型的详细几何尺寸见表5，共设计了12种SHS模型（S1~S12）和18种RHS模型（R1~R18），型材厚度范围为1.0~7.0 mm；针对每个截面，均选取两种不同的加载板长度，加载方式为IL和ITF；过火温度选取200 ℃、250 ℃、300 ℃、350 ℃、400 ℃、450 ℃、500 ℃，并设置25 ℃的原始模型作为对照。本次参数分析共建立480个数值模型。

4 规范计算方法评估

AA规范^［29］、AS/NZS规范^［30］和EC9规范^［22］中均给出了铝合金SHS和RHS构件在局部荷载作用下的极限承载力计算方法，各规范的计算方法存在差异，导致预测结果有所不同。值得注意的是，现行所有铝合金构件局部横向极限承载力计算方法均是针对未经高温处理的原始铝合金SHS和RHS构件提出的。而经历高温后，铝合金的应力-应变特性发生了明显变化，强度性能显著降低，这种变化会导致铝合金SHS和RHS构件局部横向极限承载力改变，进而降低现行计算方法的预测精度。基于本研究的试验和数值结果，可知高温对铝合金SHS和RHS构件局部横向承载力的影响不可忽视，因此本文重点验证了EC9规范中计算方法对不同高温处理后的6063-T5铝合金SHS和RHS构件的适用性。

EC9规范中通过式（3）确定构件的局部横向承载力P_EC9，考虑到6063-T5铝合金SHS和RHS构件均有两个腹板，其局部横向承载力为式（3）计算结果的两倍。其中，折减系数χ_F由式（4）确定；相对长细比λ_F由式（5）计算；临界屈曲应力F_cr通过式（6）确定。EC9规范中的计算方法包含IOF和ITF两种加载工况，未涉及IL加载工况，因此对于IL加载工况，本研究选取了IOF和ITF加载工况的计算方法进行比较。k_F为屈曲系数，l_y为有效加载长度，由加载工况决定：对于IOF加载工况，k_F和l_y分别由式（7）、（8）确定；对于ITF加载工况，k_F和l_y分别由式（9）、（10）确定；m₁和m₂为无量纲参数，分别由式（11）、（12）确定。

P_{\mathrm{E}\mathrm{C}\mathrm{9}}={\chi }_{\mathrm{F}}{l}_{\mathrm{y}}t{f}_{\mathrm{y}}（3）

{\chi }_{\mathrm{F}}=\frac{\mathrm{0.5}}{{\lambda }_{\mathrm{F}}}\le \mathrm{1.0}（4）

{\lambda }_{\mathrm{F}}=\sqrt[]{\frac{l_{\mathrm{y}}t{f}_{\mathrm{y}}}{F_{\mathrm{c}\mathrm{r}}}}（5）

F_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=\frac{\mathrm{0.9}{k}_{\mathrm{F}}E{t}^{\mathrm{3}}}{h}（6）

对于IOF加载工况：

k_{\mathrm{F}}=\mathrm{6}+\mathrm{2}{\left(\frac{h}{L}\right)}^{\mathrm{2}}（7）

l_{\mathrm{y}}=N+\mathrm{2}t(\mathrm{1}+\sqrt[]{m_{\mathrm{1}}+m_{\mathrm{2}}})（8）

对于ITF加载工况：

k_{\mathrm{F}}=\mathrm{3.5}+\mathrm{2}{\left(\frac{h}{L}\right)}^{\mathrm{2}}（9）

l_{\mathrm{y}}=N+\mathrm{2}t(\mathrm{1}+\sqrt[]{m_{\mathrm{1}}+m_{\mathrm{2}}})（10）

m_{\mathrm{1}}=\frac{b}{t}（11）

m_{\mathrm{2}}=\mathrm{0.02}{\left(\frac{h}{t}\right)}^{\mathrm{2}} 如果 {\lambda }_{\mathrm{F}}>\mathrm{0.5}

否则 m_{\mathrm{2}}=\mathrm{0}（12）

EC9规范中计算方法得出的极限承载力（P_EC9-IOF与P_EC9-ITF）结果的对比见表6和表7。本研究选取P_EC9-IOF/P_Exp和P_EC9-ITF/P_Exp的比值，量化分析EC9规范对不同高温处理后6063-T5铝合金SHS和RHS构件的适用性，如图15所示。结果显示IL加载工况下，P_EC9-IOF/P_Exp比值的平均值和变异系数分别为1.25和0.08；P_EC9-ITF/P_Exp比值的平均值和变异系数分别为1.54和0.09。ITF加载工况下，P_EC9-ITF/P_Exp比值的平均值和变异系数分别为1.22和0.17。EC9规范中的计算方法评估结果见图15。总体而言，EC9规范对两种加载工况下构件极限承载力的预测均偏于保守，说明该规范中针对IOF和ITF加载工况的计算方法，不适用于预测不同过火温度处理后6063-T5铝合金SHS和RHS构件的局部横向极限承载力。

5 结论

高温会对铝合金结构的承载性能产生显著影响，因此评估高温后铝合金结构的剩余承载力具有重要意义。本研究通过试验与数值模拟相结合的方法，考察了不同高温处理后6063-T5铝合金SHS和RHS构件在局部横向荷载下的剩余承载性能，为建立高温后铝合金结构剩余承载性能的评价方法提供了数据支撑和理论依据。主要结论如下：

（1） 揭示了6063-T5铝合金高温后的剩余力学性能规律：6063-T5铝合金经高温作用后，强度显著下降、延性明显提升，弹性模量基本保持稳定；高温后铝合金闭口截面构件的局部横向承载力随温度升高先降后升，刚度受高温影响极小，所有试件均以腹板局部屈曲为主要破坏模式。

（2） 所建立的有限元模型能够准确模拟高温后构件的荷载-位移响应、极限承载力与屈曲形态，试验与数值结果吻合较好，可为大范围参数分析与工程应用提供可靠方法。

（3） 结合试验和数值结果，评估了EC9规范中计算方法的适用性，发现现行设计方法不适用于预测不同高温作用后6063-T5铝合金SHS和RHS构件的局部横向极限承载力。究其原因，高温会改变6063-T5铝合金的力学性能，进而降低了现行计算方法对高温后铝合金构件的预测精度。

参考文献

[1] WANG Z X，LI M Y，HAN Q H，et al.Structural fire behaviour of aluminium alloy structures：Review and outlook［J］.Engineering Structures，2022，268：114746.DOI：10.1016/j.engstruct.2022.114746.

[2] LI G Q，LYU H B，ZHANG C.Post-fire mechanical properties of high strength Q690 structural steel［J］.Journal of Constructional Steel Research，2017，132：108-116.DOI：10. 1016/j.jcsr.2016.12.027.

[3] ZHOU X H，XUE X Y，SHI Y，et al.Post-fire mechanical properties of Q620 high-strength steel with different cooling methods［J］.Journal of Constructional Steel Research，2021，180：106608.DOI：10.1016/j.jcsr.2021.106608.

[4] SU M N，YOUNG B.Material properties of normal and high strength aluminium alloys at elevated temperatures［J］.Thin-Walled Structures，2019，137：463-471.DOI：10.1016/j.tws. 2019.01.012.

[5] CHEN Z H，LU J，LIU H B，et al.Experimental investigation on the post-fire mechanical properties of structural aluminum alloys 6061-T6 and 7075-T73［J］.Thin-Walled Structures，2016，106：187-200.DOI：10.1016/j.tws.2016.05.005.

[6] 郭小农，徐泽宇，陈晨，铝合金板式节点火灾后承载性能［J］.同济大学学报（自然科学版），2022（9）：1264-1275.DOI：10.11908/j.issn.0253-374x.21352.

[7] GUO Xiaonong，XU Zeyu，CHEN Chen，et al.Bearing performance of aluminum alloy gusset joints after fire［J］.Journal of Tongji University （Natural Science），2022（9）：1264-1275.DOI：10.11908/j.issn.0253-374x.21352.（in Chinese）

[8] HUANG Y E，YOUNG B.Post-fire behaviour of ferritic stainless steel material［J］.Construction and Building Materials，2017，157：654-667.DOI：10.1016/j.conbuildmat. 2017.09.082.

[9] 郭小农，宗绍晗，于孟同，Q690高强钢梁火灾后承载性能研究［J］.建筑钢结构进展，2021，23（11）：103-111.DOI：10.13969/j.cnki.cn31-1893.2021.11.012.

[10] GUO Xiaonong，ZONG Shaohan，YU Mengtong，et al.The bearing capacity of Q690 high-strength steel beams after fire［J］.Progress in Steel Building Structures，2021，23（11）：103-111.DOI：10.13969/j.cnki.cn31-1893.2021.11.012.（in Chinese）

[11] SUN Y，ZHANG K Y，GONG G B.Material properties of structural aluminium alloys after exposure to fire［J］.Structures，2023，55：2105-2111.DOI：10.1016/j.istruc.2023. 07.027.

[12] 陈志华，卢杰，刘红波.建筑用铝合金单次及反复受火后力学性能试验研究［J］.建筑结构学报，2017，38（4）：149-159，174.DOI：10.14006/j.jzjgxb.2017.04.016.

[13] CHEN Zhihua，LU Jie，LIU Hongbo.Experimental investigation on mechanical properties of structural aluminum alloys after single and multiple fire exposure［J］.Journal of Building Structures，2017，38（4）：149-159，174.DOI：10.14006/j.jzjgxb.2017.04.016.（in Chinese）

[14] CAI Y C，WANG L P，ZHOU F.Lean duplex stainless steel tubular sections undergoing web crippling at elevated temperatures［J］.Journal of Constructional Steel Research，2021，182：106681.DOI：10.1016/j.jcsr.2021.106681.

[15] ZHAN K J，LI H T，FAN Z H，et al.Web crippling tests of cold-formed stainless steel tubular sections at elevated temperatures［J］.Engineering Structures，2024，304：117452.DOI：10.1016/j.engstruct.2024.117452.

[16] ZHOU F，YOUNG B.Aluminum tubular sections subjected to web crippling：Part I：［J］.Thin-Walled Structures，2008，46（4）：339-351.DOI：10.1016/j.tws.2007.10.003.

[17] YOUNG B，ZHOU F.Aluminum tubular sections subjected to web crippling：Part II：Proposed design equations［J］.Thin-Walled Structures，2008，46（4）：352-361.DOI：10.1016/j.tws.2007.10.002.

[18] ZHOU F，YOUNG B.Web crippling of aluminium alloy channel sections with flanges restrained［J］.Thin-Walled Structures，2020，148：106576.DOI：10.1016/j.tws.2019. 106576.

[19] CHEN Y，CHEN X X，WANG C Y.Aluminum tubular sections subjected to web crippling［J］.Thin-Walled Structures，2015，90：49-60.DOI：10.1016/j.tws.2015.01.009.

[20] SU M N，YOUNG B.Design of aluminium alloy stocky hollow sections subjected to concentrated transverse loads［J］.Thin-Walled Structures，2018，124：546-557.DOI：10.1016/j.tws.2017.12.015.

[21] WANG Y Q，WANG Z X，YIN F X，et al.Experimental study and finite element analysis on the local buckling behavior of aluminium alloy beams under concentrated loads［J］.Thin-Walled Structures，2016，105：44-56.DOI：10.1016/j.tws.2016.04.003.

[22] SUN Y，HAN G H.Post-fire capacity of aluminium alloy rectangular hollow sections under compression［J］.Engineering Structures，2025，327：119602.DOI：10.1016/j.engstruct.2024.119602.

[23] ZHANG J H，YANG H，SU A D.Post-fire behavior and resistances of S890 ultra-high strength steel circular hollow section beam-columns［J］.Thin-Walled Structures，2024，204：112322.DOI：10.1016/j.tws.2024.112322.

[24] LI H T，ZHAN K J，YOUNG B.Web crippling design of cold-formed high strength steel SHS and RHS at elevated temperatures［J］.Thin-Walled Structures，2022，180：109716.DOI：10.1016/j.tws.2022.109716.

[25] DIN EN 1999-1-1 Eurocode 9：Design of aluminium structures-Part 1-1：General structural rules［S］.

[26] AISI S100-16 North American specification for the design of cold-formed steel structural members［S］.

[27] SUN Y，FU Z Y，SONG Y W，et al.Cross-sectional behavior of aluminum alloy channel section stub columns after exposure to fire［J］.Journal of Structural Engineering，2023，149（7）：04023085.DOI：10.1061/jsendh.steng-12383.

[28] MALJAARS J，SOETENS F，KATGERMAN L.Constitutive model for aluminum alloys exposed to fire conditions［J］.Metallurgical and Materials Transactions A，2008，39（4）：778-789.DOI：10.1007/s11661-008-9470-0.

[29] ZHOU F，CHHUN N，CAI Y C.Numerical investigation and design of cold-formed lean duplex stainless steel Z-sections undergoing web crippling［J］.Thin-Walled Structures，2023，183：110324.DOI：10.1016/j.tws.2022.110324.

[30] ZHOU F，YOUNG B.Tests of concrete-filled aluminum stub columns［J］.Thin-Walled Structures，2008，46（6）：573-583.DOI：10.1016/j.tws.2008.01.003.

[31] RONG B，GUO Y，LI Z Y.Study on the stability behavior of 7A04-T6 aluminum alloy square and rectangular hollow section columns under axial compression［J］.Journal of Building Engineering，2022，45：103652.DOI：10.1016/j.jobe.2021.103652.

[32] AA ADM-2020 Aluminum design manual 2020 specification for aluminum structures［S］.

[33] AS/NZS 1664.1：1997 Aluminum structures part 1：Limit state design［S］.

基金资助

国家自然科学基金(52308143)