铝合金板式节点受弯滞回性能试验研究

Experimental Research on Bending Hysteresis Performance of Aluminum Alloy Gusset Joints

摘要

为研究铝合金板式节点的受弯滞回性能，并与静力性能进行比较，完成了4个足尺试件的滞回加载及单调加载试验，并采用通用有限元软件ABAQUS对试验加载全过程进行数值模拟，得到了铝合金板式节点的破坏模式、弯矩-转角关系及耗能能力.采用分配梁对两杆进行对称加载，节点域为纯弯段.研究结果表明铝合金板式节点为典型半刚性节点，根据受力过程可分为弹性阶段、螺栓滑移阶段、孔壁承压阶段和破坏阶段，并得到节点弯矩-转角关系曲线.节点破坏模式为杆件净截面拉断，裂缝由杆件端头最外排螺孔处开始扩展.节点在破坏前无明显预兆，为典型脆性破坏，荷载-位移曲线没有下降段.节点滞回加载的骨架曲线与单调加载曲线接近，但滞回加载过程节点的累积损伤，导致节点延性低于单调加载.增加螺栓数量可改善节点耗能性能，使滞回曲线更加饱满.

Abstract

To study the bending hysteresis performance of aluminum alloy gusset joints and compare them with static performance， four full-scale specimens were tested and subjected to hysteresis and monotonic loading， and the entire experimental loading process was numerically simulated using the general finite element software package ABAQUS. The failure mode， bending moment-rotation angle relationship， and energy dissipation capacity of aluminum alloy gusset joints were studied. Adopting the symmetrical loading method， the joint area is a pure bending segment. The research results indicate that the aluminum alloy gusset joint is a typical semi-rigid joint， and its destructive process can be divided into elastic stage， bolt slip stage， bolt and screw hole extrusion stage， and failure stage. The relationship curve of bending moment and rotation angle is obtained. The failure mode of the joint is the fracture of the member end section， and the crack begins to expand from the outermost row of screw holes at the end of the member. The joint has no obvious warning before failure and it’s a typical brittle failure， with no decreasing load. The skeleton curve of joint is similar to the monotonic loading curve， but due to the accumulated damage of the joint during the hysteresis loading process， the ductility is lower than that of monotonic loading. Increasing the number of bolts can improve the energy consumption performance of the joint and make the hysteresis loop fuller.

Graphical abstract

关键词

铝合金 / 板式节点 / 滞回曲线 / 网壳

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.

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.

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.

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.

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.

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.

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.

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.

d_{\mathrm{1}}-{\Delta }_{\mathrm{1}}+\left({\Delta }_{\mathrm{2}}-{\Delta }_{\mathrm{1}}\right)\times \frac{L_{\mathrm{1}}}{L}（1）

d_{\mathrm{2}}-{\Delta }_{\mathrm{2}}+\left({\Delta }_{\mathrm{2}}-{\Delta }_{\mathrm{1}}\right)\times \frac{L_{\mathrm{2}}}{L}（2）

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D_r和杆件变形D_b两部分组成.节点转角计算如下：

\phi =\frac{D_{\mathrm{r}}}{L}=\frac{D-L_{\mathrm{b}}}{L}（3）

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D_b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%.

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.

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：

\eta =\frac{S_{ABCD}}{S_{OBE}+S_{ODF}}（4）

式中：S_ABCD 为滞回环围成的面积；S_OBE 、S_ODF 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.

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，C_k 、ϒ_k 为随动强化参数.不锈钢螺栓弹性模量取1.9×10⁵ MPa，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.

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.

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.

5 结 论

根据铝合金板式节点试验及有限元分析结果，可得出如下结论：

1） 铝合金板式节点为典型半刚性节点，节点在失效前根据受力状态可分为4个阶段：弹性阶段、螺栓滑移阶段、孔壁承压阶段和破坏阶段.

2） 当节点板厚不小于杆件翼缘厚度，且螺栓抗剪承载力足够时，节点破坏模式为杆件净截面破坏.裂缝从翼缘最外排螺孔位置开始扩展，节点在破坏前没有明显预兆，破坏十分突然，为典型脆性破坏.

3） 节点滞回加载骨架曲线与单调加载曲线接近，但由于滞回加载过程中节点的累积损伤，滞回加载节点的延性明显低于单调加载，节点破坏前骨架曲线没有下降段.

4） Joint-A和Joint-B两类节点在破坏时均为杆件净截面断裂，增加螺栓数量对提高节点极限承载力作用有限，但在孔壁挤压阶段可提高节点刚度及屈服弯矩.增加螺栓数量可降低孔壁挤压应力，在相同荷载下螺杆及螺孔变形更小，可改善节点耗能性能，滞回曲线更加饱满.

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(51478335)