支新航，王元清，李貝貝，張?穎，范圣剛，歐陽元文

7075-T6高強鋁合金軸心受壓構(gòu)件局部穩(wěn)定試驗研究

支新航1，王元清1，李貝貝1，張?穎1，范圣剛2，歐陽元文3, 4

(1. 清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點實驗室，北京 100084；2. 東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點實驗室，南京 210096；3. 上海通正鋁結(jié)構(gòu)建設(shè)科技有限公司，上海 200012；4. 上海建科鋁合金結(jié)構(gòu)建筑研究院，上海 201612)

為研究結(jié)構(gòu)工程中高強鋁合金軸心受力構(gòu)件的局部穩(wěn)定性能，對7個7075-T6鋁合金H型截面短柱開展了軸心受壓試驗，測量了7075-T6鋁合金的材料力學(xué)性能和試件的局部幾何初始缺陷，分析了試件的破壞形態(tài)、局部屈曲承載力、極限承載力．試驗結(jié)果表明，7075-T6鋁合金材料平均名義屈服強度達(dá)到536MPa；試件翼緣與腹板的平均局部幾何初始缺陷幅值分別為0.29%和0.04%，屬于《鋁合金建筑型材第1部分：基材》(GB/T5237.1—2017)中的高精級構(gòu)件．采用基于板件應(yīng)變的“應(yīng)變反轉(zhuǎn)法”與基于板件位移的“-2法”確定了構(gòu)件的局部屈曲荷載，板件寬厚比越大，構(gòu)件局部屈曲應(yīng)力與極限應(yīng)力越小，同時局部屈曲應(yīng)力與極限應(yīng)力的比值也越小，說明對于寬厚比大的板件，其局部屈曲后強度提升明顯，設(shè)計中應(yīng)予以利用．將構(gòu)件的極限承載力的試驗結(jié)果與各國規(guī)范計算值進(jìn)行了對比，現(xiàn)行《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50429—2007)和歐洲規(guī)范(EN 1999-1-1：2007 Eurocode 9)均采用“有效厚度法”對鋁合金板件屈曲后強度進(jìn)行設(shè)計，美國規(guī)范(The Aluminum Design Manual 2015)基于全截面計算，通過材料強度折減，以考慮局部屈曲引起的截面承載力的降低．3個規(guī)范計算值與試驗結(jié)果的平均比值分別為0.840、0.824和0.923，表明現(xiàn)行國家規(guī)范和歐洲規(guī)范均對7075-T6高強鋁合金軸壓構(gòu)件的極限承載力的計算偏于保守，美國規(guī)范的計算結(jié)果更加準(zhǔn)確．

高強鋁合金；軸壓試驗；H型截面短柱；局部穩(wěn)定

鋁合金材料憑借輕質(zhì)高強且耐腐蝕等優(yōu)點，已逐步應(yīng)用于橋梁、大跨度網(wǎng)殼等結(jié)構(gòu)中．我國于2007年實施了《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50429—2007)[1]，新一版的規(guī)范正在修訂中．現(xiàn)行規(guī)范僅適用于5系和6系等普通鋁合金，其強度與Q235鋼材相近，屬于中低強度范圍．7系高強鋁合金的屈服強度在500MPa左右，自研發(fā)問世以來被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域；近些年來高鐵迅猛發(fā)展，7系高強鋁合金也被應(yīng)用于高鐵工程，以實現(xiàn)列車的輕量化[2]．目前，6系鋁合金在土木工程中的應(yīng)用已較為成熟，如上海拉斐爾云廊[3]、南京牛首山佛頂宮[4]、成都現(xiàn)代五項賽事中心游泳擊劍館[5]均采用的是6系鋁合金．然而，由于6系鋁合金強度偏低，在結(jié)構(gòu)承載較大的部位需要采用大尺寸截面構(gòu)件，而這受制于現(xiàn)今擠壓成型設(shè)備的噸位．目前，國內(nèi)可擠壓成型的6系列鋁合金的最大箱形截面高度為550mm．此外，對于某些受力較大且重要的節(jié)點，甚至需要采用鋁合金與鋼構(gòu)件混合連接來加強節(jié)點，但混合節(jié)點存在異種金屬材料防腐處理困難以及變形不協(xié)調(diào)等問題[2]，若采用高強鋁合金，則可有效解決上述問題，同時減小構(gòu)件截面，減輕結(jié)構(gòu)自重．新一版的《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》也考慮將部分7系鋁合金納入設(shè)計之中．

目前，國內(nèi)學(xué)者對7系高強鋁合金在材料以及構(gòu)件基本力學(xué)性能層面均開展了一些研究．2011年張偉等[6]對7A04鋁合金的靜力本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行了試驗研究；2016年王元清等[7]通過7A04-T6角鋁材性試驗得到了其單調(diào)拉伸力學(xué)性能，并通過循環(huán)加載試驗研究了其循環(huán)本構(gòu)關(guān)系[8]；2019年李進(jìn)軍等[9]基于鋁合金圓管對7A04-T6鋁合金的力學(xué)性能及本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行了試驗研究．關(guān)于7系高強鋁合金構(gòu)件層面的研究很少且集中在7A04鋁合金：2016年王元清等[7]對42根7A04-T6高強鋁合金角形截面柱開展的軸壓整體穩(wěn)定性能的試驗研究，試驗結(jié)果表明，對于板件寬厚比較大的長構(gòu)件，規(guī)范有所低估其承載力；2020年李振宇等[10]對12個7A04鋁合金圓管進(jìn)行了軸壓整體穩(wěn)定試驗研究，并開展了參數(shù)化分析，研究結(jié)果表明，各國規(guī)范計算的軸壓整體穩(wěn)定系數(shù)偏低，并提出了7A04鋁合金圓管構(gòu)件軸壓穩(wěn)定系數(shù)的建議計算公式．2021年劉佳鈺等[11-12]基于數(shù)值模擬對7A04矩形管的純彎以及壓彎性能進(jìn)行了參數(shù)分析，結(jié)果表明，現(xiàn)行規(guī)范對于7A04鋁合金矩形管壓彎構(gòu)件的設(shè)計較為保守，需要進(jìn)行修正，同時也提出了7A04鋁合金矩形截面受彎構(gòu)件整體穩(wěn)定承載力的計算公式.

國外學(xué)者對7系高強鋁合金的研究主要集中在材料層面．2018年，Safarbali等[13]研究了焊后熱處理對7075-T6和2024-T4異種金屬攪拌摩擦焊的焊接頭性能的影響，結(jié)果表明，焊后熱處理顯著提升了焊接接頭的力學(xué)性能．2019年，Branco等[14]對7050-T6鋁合金在不同應(yīng)變速率下的低周疲勞性能進(jìn)行了研究；Chaves等[15]對雙軸加載下7075-T6鋁合金空心圓棒試樣的疲勞壽命和裂紋擴展方向開展了研究；da Silva等[16]研究了退化再時效熱處理方式和等離子滲氮對7075-T6鋁合金腐蝕行為的影響，結(jié)果表明，兩種方式均能有效提高7075-T6鋁合金的耐腐蝕性能．2020年，Hetz等[17]基于十字形截面試樣的拉伸試驗研究了7020-T6和7075-T6高強鋁合金的回彈行為．

通過分析總結(jié)，現(xiàn)有研究現(xiàn)狀存在以下問題：?① 7系高強鋁合金材性方面的研究不夠全面，較為缺乏7075-T6高強鋁合金材料的力學(xué)性能；② 針對7系高強鋁合金構(gòu)件穩(wěn)定性能方面的研究不夠全面，尤其7075-T6高強鋁合金軸心受壓構(gòu)件局部穩(wěn)定性能的研究幾乎為空白．為此，本文對7個7075-T6高強鋁合金H型截面短柱開展軸壓局部穩(wěn)定試驗研究，包括材料的力學(xué)性能，以及H型截面短柱的變形性能、局部屈曲承載力、極限承載力等，并將試驗結(jié)果與各國規(guī)范進(jìn)行對比分析，以評估現(xiàn)行規(guī)范在預(yù)測高強鋁合金構(gòu)件軸壓局部穩(wěn)定承載力的適用性．

1?試驗概況

1.1?試件設(shè)計

本試驗以翼緣和腹板的寬厚比為主要研究參數(shù)，共設(shè)計7個H型截面軸壓短柱試件，截面尺寸如圖1所示．所有試件采用一個模具擠壓成型，模具尺寸為150mm×150mm×12mm×12mm(××w×f)；通過機加工改變翼緣寬度與厚度以及腹板厚度，以達(dá)到設(shè)計寬厚比．為避免試件發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，試件設(shè)計長度為400mm．試件的實測尺寸如表1所示，翼緣實測寬厚比變化范圍為6.5～8.9，腹板實測寬?厚比變化范圍為16.6～36.9，均大于《鋁合金結(jié)構(gòu)?設(shè)計規(guī)范》(GB 50429—2007)中所規(guī)定的寬厚比?限值．

圖1?截面尺寸示意

表1?試件實測尺寸

Tab.1?Measured dimensions of specimens

注：試件編號中，從左至右兩組數(shù)字分別為翼緣和腹板的寬厚比．

1.2?材性試驗

7075-T6高強鋁合金的材料力學(xué)性能由室溫下的單調(diào)拉伸試驗獲得．材性試樣從機加工完成后的短柱上取樣．為考慮機加工后不同板件厚度對材性的影響，對4mm、5mm、6mm和8mm 4種設(shè)計厚度各取4個試樣，共16個．根據(jù)金屬材料拉伸試驗規(guī)范[18]中的規(guī)定，材性試樣尺寸如圖2所示，拉伸試驗在液壓萬能試驗機上進(jìn)行，如圖3所示．通過應(yīng)變片和引伸計測量應(yīng)變．

圖2?材性試樣尺寸(單位：mm)

圖3?材性試驗設(shè)備

圖4?材性試樣破壞形態(tài)

表2?材性參數(shù)匯總

Tab.2?Mechanical properties of tensile coupons

圖5給出了4mm厚材性試樣組的應(yīng)力-應(yīng)變曲線.

圖5?典型應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1.3?幾何初始缺陷

試件的幾何初始缺陷采用手持激光三維掃描儀器進(jìn)行測量，儀器型號為HandySCAN BLACKTMI Elite，掃描精度0.025mm．測量時首先在試件表面相對均勻地貼上反光標(biāo)記點，然后采用手持激光三維掃描儀沿構(gòu)件表面四處移動掃描，得到構(gòu)件表面的點云坐標(biāo)，數(shù)據(jù)實時傳輸至電腦，形成試件的點云圖，如圖6所示．

圖6?手持三維激光掃描測量過程

采用課題組開發(fā)的3D DataProcess軟件對掃描得到的構(gòu)件點云數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到構(gòu)件的局部幾何初始缺陷，見表3．可以看出，鋁合金擠壓型材的局部幾何初始缺陷很小，翼緣的缺陷幅值最大0.278mm，最小0.082mm；腹板的缺陷幅值最大0.075mm，最小0.032mm，接近掃描儀器的測量分辨率．7個構(gòu)件的翼緣和腹板的平均缺陷幅值百分比分別為0.29%和0.04%，屬于現(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)《鋁合金建筑型材第1部分：基材》(GB/T 5237.1—2017)[19]中規(guī)定的高精級．圖7給出了試件H-9.0-22.3的局部幾何初始缺陷分布．所測得的缺陷幅值將在后續(xù)有限元建模分析中引入真實幾何缺陷以建立精細(xì)化數(shù)值模型．

表3?局部幾何初始缺陷測量結(jié)果

Tab.3?Measured initial local geometric imperfections

圖7?局部幾何初始缺陷分布

1.4?加載與量測方案

試驗在清華大學(xué)土木系結(jié)構(gòu)實驗室進(jìn)行．采用YAW-300A電液伺服壓力實驗機(最大荷載3000kN)加載，加載端為一球鉸，如圖8所示．試件采用幾何兼物理對中于千斤頂中心．正式加載前先進(jìn)行50kN預(yù)加載，消除試件端部與加載裝置間的空隙．正式加載前期按荷載控制，加載速率為90kN/min，達(dá)到極限荷載u后按位移控制加載，加載速率為2mm/min，鑒于7075-T6高強鋁合金延性較差以及試驗安全因素，承載力下降至0.9u時停止加載．

加載過程中，通過應(yīng)變片測量板件的應(yīng)變發(fā)展，為盡可能使得應(yīng)變片捕捉到板件局部屈曲的位置，在柱中以及柱中上下50mm分別各布置10個應(yīng)變片，如圖9所示．位移計對稱布置于加載端面的弱軸上，以測量試件的軸向變形．此外，采用攝影測量技術(shù)，量測加載過程中翼緣與腹板的面外變形．?dāng)z影測量設(shè)備架設(shè)在試件正前方，測量范圍為柱中截面上下各100mm以內(nèi)；其中每個翼緣標(biāo)記9個測點，可獲得每個測點的全過程三向位移；腹板的面外位移同樣由攝影測量全過程記錄，加載結(jié)束后，可輸出指定點(最大鼓凸點)的全過程三向位移．

圖8?短柱加載試驗裝置

圖9?位移計、應(yīng)變片及攝影測量測點布置

2?試驗結(jié)果及分析

2.1?破壞形態(tài)

所有試件均發(fā)生局部屈曲破壞，最大鼓凸點位于柱中截面附近，圖10(a)為試件H-9.0-22.3的破壞形態(tài)．試件H-8.5-33.5在達(dá)到極限承載力前腹板發(fā)生局部屈曲，翼緣無明顯變形，達(dá)到極限承載力之后，翼緣的屈曲變形逐漸加大，承載力下降約6%時左右翼緣板與腹板連接處發(fā)生脆性斷裂，并伴隨巨大聲響，破壞前無明顯征兆，如圖10(b)所示，脆性斷裂現(xiàn)象表明7075-T6高強鋁合金短柱的變形性能相對較差．圖10(c)給出了所有試件的破壞形態(tài)．

圖10?試件破壞形態(tài)

Fig10?Failure modes of test specimens

2.2?極限承載力

表4?極限承載力

Tab.4?Load carrying capacities

2.3?局部屈曲承載力

圖11?局部屈曲承載力的確定

表5?局部屈曲承載力

Tab.5?Critical local buckling strengths

2.4?荷載-軸向位移曲線

試件的軸向位移取圖9中LVDT1和LVDT2兩個位移計的平均值．圖12給出了所有試件的荷載-軸向位移曲線，曲線上的圓圈處試件發(fā)生局部屈曲．可以看出7個試件的軸向剛度相近，發(fā)生局部屈曲前后，試件的軸向剛度變化不大，接近極限承載力時，剛度逐漸減?。?/p>

圖12?荷載-軸向位移曲線

2.5?極限承載力試驗結(jié)果與各國規(guī)范的對比分析

由于鋁合金結(jié)構(gòu)局部穩(wěn)定問題比鋼結(jié)構(gòu)更加突出，且鋁合金材料的成本較高，因此相關(guān)規(guī)范均允許鋁合金構(gòu)件發(fā)生局部屈曲，考慮利用板件的屈曲后強度．現(xiàn)行國家規(guī)范(《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50429—2007))[1]與歐洲規(guī)范(EN 1999-1-1：2007 Eurocode 9)[21]都采用“有效截面法”對鋁合金板件屈曲后強度進(jìn)行設(shè)計，其中歐洲規(guī)范根據(jù)板件的寬厚比將截面分為4類，針對第4類截面(薄柔截面)，通過對板件厚度進(jìn)行折減來考慮局部屈曲引起的截面承載力的降低．中國規(guī)范與歐洲規(guī)范設(shè)計思路基本一致，區(qū)別在于中國規(guī)范并沒有根據(jù)板件寬厚比對截面進(jìn)行分類，而是給出了板件厚度需要折減的臨界寬厚比．與“有效截面法”不同，美國規(guī)范(The Aluminum Design Manual 2015)[22]是基于全截面計算，通過對材料強度進(jìn)行折減，以此考慮局部屈曲引起的截面承載力的降低，折減系數(shù)的大小與板件寬厚比相關(guān)．

將試件極限承載力的試驗結(jié)果與現(xiàn)行國家規(guī)范、歐洲規(guī)范以及美國規(guī)范設(shè)計方法的計算結(jié)果進(jìn)行對比，表6給出了各規(guī)范計算值與試驗結(jié)果的比值，其中u為試件極限承載力的試驗結(jié)果，GB、EC9和ADM分別為中國、歐洲以及美國規(guī)范的計算結(jié)果．可以看出，我國規(guī)范和歐洲規(guī)范采用有效截面法得到的計算結(jié)果基本一致，均明顯低于試驗值，具有較高的安全儲備，而美國規(guī)范計算值最接近試驗結(jié)果.

表6?極限承載力試驗結(jié)果與各國規(guī)范的對比

Tab.6 Comparison between test results and strength pre-dictions based on current design standards

3?結(jié)?論

本文對7075-T6高強鋁合金H型截面短柱開展了軸心受壓局部穩(wěn)定性能試驗研究，得到的主要結(jié)論如下.

(1) 試驗所用的7075-T6高強鋁合金名義屈服強度平均值達(dá)到536MPa，材料強度離散性較大．?dāng)嗪笱由炻?標(biāo)距為80mm)為10%左右．

(2) 試件均發(fā)生典型的局部屈曲破壞．其中試件H-8.5-33.5在發(fā)生局部屈曲并達(dá)到極限承載力后翼緣板與腹板連接處發(fā)生脆性斷裂，表明7075-T6高強鋁合金短柱的變形性能相對較差．

(5) 現(xiàn)行國家規(guī)范和歐洲規(guī)范均對7075-T6高強鋁合金軸壓構(gòu)件的極限承載力的計算偏于保守，而美國規(guī)范計算值比較接近試驗結(jié)果．需要說明的是，由于本文試驗數(shù)量較少，因此后續(xù)需要通過試驗驗證的有限元模型開展參數(shù)分析，進(jìn)一步評估現(xiàn)有規(guī)范對高強鋁合金軸心受壓短柱的極限承載力計算的準(zhǔn)?確性．

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Experimental Study on Local Buckling Behavior of 7075-T6 High-Strength Aluminum Alloy Stub Columns Under Axial Compression

Zhi Xinhang1，Wang Yuanqing1，Li Beibei1，Zhang Ying1，F(xiàn)an Shenggang2，Ouyang Yuanwen3, 4

(1. Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of Ministry of Education，Tsinghua University，Beijing 100084，China；2. Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete of Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096，China；3. Shanghai Tongzheng Aluminium Structure Construction & Technology Co.，Ltd.，Shanghai 200012，China；4. Shanghai Jianke Aluminium Structure & Architecture Research Institute，Shanghai 201612，China)

Seven H-section stub column tests were conducted to investigate the local buckling performance of 7075-T6 high-strength aluminum alloy extruded H-section stub columns. The material properties，initial geometric imperfections，failure modes，critical local buckling strengths，and load carrying capacities of the specimens were analyzed. The nominal yield strength of the 7075-T6 aluminum alloy was approximately 536MPa，and the mean values of the local geometric imperfection amplitude ratios of the width of flanges and webs were 0.29% and 0.04%，respectively，which could be classified as high-precision according to GB/T 5237.1—2017. The critical local buckling load was determined using the strain reversal and2methods，which are based on the measured surface strain and lateral deflections of plates，respectively. The critical local buckling stress，ultimate strengths of the specimens，and the ratios of local buckling stress to ultimate strength declined as the width to thickness ratios of the plates increased，indicating that it is reasonable to utilize post buckling strengths of sections in structural design. Based on these results，current design standards，i.e.，Chinese code for the design of aluminium alloy structures GB 50429—2007，European EN 1999-1-1：2007(EC9)，and American Aluminum Design Manual 2015(ADM)were evaluated. GB 50429—2007 and EC9 standards predict local buckling resistance by using the effective thickness method，whereas ADM predicts the local buckling resistance of aluminum alloy members through strength reduction of the whole cross-section. The mean values of strength ratios for GB 50429—2007，EC9，and ADM were 0.840，0.824 and 0.923，respectively，indicating that GB 50429—2007 and EC9 offer conservative predictions for ultimate strengths of 7075-T6 high-strength aluminum alloy H-section stub columns，whereas ADM is relatively accurate.

high-strength aluminum alloy；axial compression test；H-section stub column；local buckling

10.11784/tdxbz202106026

TU391

A

0493-2137(2022)07-0745-09

2021-06-18；

2021-08-28.

支新航（1998—??），男，博士研究生，zhixh20@mails.tsinghua.edu.cn.Email：m_bigm@tju.edu.cn

李貝貝，lbbhfut@163.com.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51878377)；國家自然科學(xué)基金重點資助項目(51738009)；博士后創(chuàng)新人才支持計劃資助項目(BX20200193).

the National Natural Science Foundation of China(No. 51878377)，the Key Program of the National Natural Science Foundation of China(No. 51738009)，China National Postdoctoral for Innovative Talents(No. BX20200193).

(責(zé)任編輯：金順愛)