雙柱式F型高強(qiáng)鋁合金支架力學(xué)性能研究

陳燦文，陳 譽(yù)，馮 剛，楊 航

(福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福州 350116)

鋁合金材料作為一種輕質(zhì)建筑材料在建筑業(yè)中被廣泛運(yùn)用。近年來國內(nèi)學(xué)者針對(duì)鋁合金的工程運(yùn)用也開展了大量的研究工作。李宏[1]通過對(duì)單層球面鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震下的失效機(jī)理和易損性進(jìn)行分析，為單層球面鋁合金網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)理論提供依據(jù)；林奐斌等[2]基于Abaqus分析研究了鋁合金框架螺栓連接節(jié)點(diǎn)的受力性能及靜力承載力，為進(jìn)一步研究鋁合金結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能提供借鑒；李峰等[3]通過對(duì)高強(qiáng)鋁合金螺栓球節(jié)點(diǎn)軸向受力性能分析，采用不同的算法驗(yàn)證了節(jié)點(diǎn)初始剛度算式的正確性等?；谝酝芯?，李志強(qiáng)等[4]、孫紹文[5]、石永久等[6]分析了鋁合金的工程運(yùn)用和優(yōu)缺點(diǎn)，并簡單介紹了鋁合金的研究現(xiàn)狀，論述了鋁合金結(jié)構(gòu)在我國良好的發(fā)展前景。國家近年來也相繼出版了一系列的鋁合金設(shè)計(jì)規(guī)范[7-8]來指導(dǎo)工程建設(shè)。雖然鋁合金材料在建筑領(lǐng)域應(yīng)用廣泛，但在工業(yè)領(lǐng)域特別是電力電網(wǎng)領(lǐng)域應(yīng)用較少。

鋁合金材料作為最主要的非導(dǎo)磁金屬材料成為了國家電網(wǎng)公司最主要的研究對(duì)象。自從2014年國家電網(wǎng)發(fā)布新技術(shù)目錄，宣布鋁合金材料已納入國家電網(wǎng)公司新技術(shù)和新材料應(yīng)用推廣的目錄[9]。國內(nèi)的學(xué)者開始著手于此方面的研究工作，羅大鑫等[10]、儲(chǔ)紅霞等[11]基于光伏電站的研究，將鋁合金電纜支架與鋼電纜支架的優(yōu)劣性進(jìn)行了比對(duì)，指出鋁合金支架具有良好的工程適用性和經(jīng)濟(jì)性；胡彬等[12]從生產(chǎn)及應(yīng)用情況、技術(shù)分析等方面對(duì)鋁合金支架進(jìn)行綜合分析，表明無論從產(chǎn)品的穩(wěn)定性分析，還是“以鋁代鋼”的技術(shù)優(yōu)點(diǎn)分析，鋁合金支架都具備良好的應(yīng)用效果；李廣帥等[13]通過對(duì)大截面高強(qiáng)鋁合金可調(diào)型自承式組合電纜支架的運(yùn)行情況及應(yīng)用效果的論述，闡述了鋁合金電纜支架的優(yōu)越性及實(shí)用性。但是，目前鋁合金支架的研究大多是單方面針對(duì)鋁合金電纜支架的工程性質(zhì)的研究，而缺乏對(duì)鋁合金電纜支架的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及力學(xué)性能分析方面的研究。本文從T-6082型高強(qiáng)鋁合金電纜支架著手，對(duì)鋁合金電纜支架的力學(xué)性能進(jìn)行試驗(yàn)和有限元分析研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)的雙柱式F型高強(qiáng)鋁合金支架采用T-6082高強(qiáng)鋁合金材料。試件參數(shù)如表1所示。圖1為構(gòu)件詳圖。

表1 試件參數(shù)

圖1 構(gòu)件詳圖

圖2 截面A:異形截面(單位：mm)

圖3 截面B:矩形截面(單位：mm)

1.2 試驗(yàn)裝置及加載制度

本次試驗(yàn)上懸臂加載裝置由H型反力架與液壓千斤頂組成，液壓千斤頂通過高強(qiáng)螺栓固定于H型反力架的橫梁底部，加載過程中通過液壓千斤頂對(duì)上懸臂施加豎向荷載；下橫梁加載裝置由兩個(gè)鋼橫梁與一個(gè)液壓千斤頂組成，液壓千斤頂固定于反力板的下方，一端頂住反力板，另一端與下部鋼橫梁接觸。位于反力板上下側(cè)的兩個(gè)鋼橫梁通過兩個(gè)高強(qiáng)螺桿連接成一個(gè)簡易的鋼框架體系，加載過程中液壓千斤頂通過對(duì)下部鋼橫梁施加豎向荷載從而帶動(dòng)上部鋼橫梁對(duì)試件的下橫梁施加豎向荷載。為了控制液壓千斤頂所施加的載荷值，在構(gòu)件與加載裝置之間置放一個(gè)200 kN的壓力傳感器，并在壓力傳感器梁端各墊一個(gè)鋼墊板以保證壓力傳感器的均勻變形。圖4為試驗(yàn)加載裝置。

圖4 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)過程中通過液壓千斤頂對(duì)試件施加豎向荷載，前13級(jí)加載等級(jí)制度參照表2給定的工程荷載。13級(jí)以后的加載制度參照表3給定的加載規(guī)律。

表2 前13級(jí)加載等級(jí)制度

表3 13級(jí)以后的加載等級(jí)制度

1.3 測試方案

圖5為應(yīng)變片布置的整體概況，本試驗(yàn)測試方案包括：(1)危險(xiǎn)截面的內(nèi)力測點(diǎn)布置，如圖6、圖7所示；(2)梁柱連接節(jié)點(diǎn)處的復(fù)雜應(yīng)變測點(diǎn)布置，如圖8、圖9所示；(3)梁柱主要位移測點(diǎn)布置，如圖10所示。

圖5 整體應(yīng)變片布置

圖6 1-1截面應(yīng)變片布置

圖7 2-2截面應(yīng)變片布置

圖8 B大樣應(yīng)變片布置

圖9 C大樣應(yīng)變片布置

圖10 位移計(jì)整體布置

2 試驗(yàn)破壞模式

雙柱式F型高強(qiáng)鋁合金支架加載試驗(yàn)的破壞模式包括5種情況：1) 上部懸臂梁彎曲變形破壞；2) 下部橫梁彎曲變形破壞；3) 長立柱與下部橫梁連接節(jié)點(diǎn)處截面脆性斷裂破壞；4) 短立柱與下部橫梁連接節(jié)點(diǎn)處彎曲變形破壞；5) 梁柱連接節(jié)點(diǎn)處螺栓桿彎曲破壞。

3個(gè)試件的上懸臂均在進(jìn)行13級(jí)加載時(shí)出現(xiàn)液壓千斤頂荷載值停滯不前的現(xiàn)象，表明3個(gè)試件在這一階段均屈服。SJ-1、SJ-2和SJ-3的懸臂梁端最終位移分別達(dá)到41.82 mm、32.79 mm和54.11 mm.變形破壞現(xiàn)象如圖11所示。

圖11 上部懸臂梁破壞模式

3個(gè)試件的下橫梁在跨中集中荷載作用下均發(fā)生彎曲變形。SJ-1、SJ-2和SJ-3分別在加載至17 kN、20 kN和17 kN時(shí)，整體試件開始屈服，剛度逐級(jí)降低。當(dāng)加載結(jié)束后，測得SJ-1、SJ-2和SJ-3的下橫梁跨中在斷裂前的最大豎向位移分別為19.71 mm、20.56 mm和22.27 mm.變形破壞現(xiàn)象如圖12所示。

圖12 加載過程中的下橫梁破壞模式

3個(gè)試件的長立柱與下橫梁連接節(jié)點(diǎn)處截面在荷載作用下，隨著荷載等級(jí)的逐級(jí)遞增，連接節(jié)點(diǎn)處的節(jié)點(diǎn)橫梁(N5)左端截面的應(yīng)力均逐級(jí)增大。SJ-1、SJ-2和SJ-3分別在加載至39 kN、40 kN和42 kN時(shí)，全截面發(fā)生脆性斷裂。破壞現(xiàn)象如圖13所示。

3個(gè)試件的下橫梁(N4)右端截面在荷載作用下，隨著荷載等級(jí)的逐級(jí)遞增，應(yīng)力均逐級(jí)增大。當(dāng)停止加載時(shí)，右端連接件均發(fā)生彎曲變形破壞。破壞現(xiàn)象如圖14所示。

3個(gè)試件的下橫梁與長立柱和短立柱連接節(jié)點(diǎn)處的螺栓在荷載作用下，其螺栓均達(dá)到屈服極限強(qiáng)度，并且均發(fā)生一定程度的彎曲變形破壞。破壞現(xiàn)象如圖15所示。

圖13 長立柱與下橫梁連接節(jié)點(diǎn)截面破壞模式

圖14 連接件破壞模式

圖15 梁柱連接節(jié)點(diǎn)處螺栓桿破壞模式

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 荷載-位移曲線

如圖16給出了3個(gè)試件的豎向荷載與試件懸臂端豎向位移的關(guān)系曲線，圖中縱坐標(biāo)為施加在上懸臂梁懸臂端的的豎向?qū)嶋H荷載，橫坐標(biāo)為上懸臂的懸臂端豎向位移。豎向荷載、懸臂端位移均以向下為正，向上為負(fù)。

由圖16可知，鋁合金上懸臂的變形大致可分為3個(gè)階段，分別為彈性變形階段，彈塑性變形階段，塑性變形階段。由于3個(gè)試件的上懸臂均在變換加載等級(jí)制度前發(fā)生屈服，因此3個(gè)試件的上懸臂的荷載-位移曲線趨勢大體一致。當(dāng)荷載小于12.45 kN時(shí)為彈性階段，荷載與位移呈現(xiàn)線性關(guān)系；荷載值在12.45 kN至15.55 kN區(qū)間時(shí)為彈塑性階段，荷載-位移曲線逐漸趨于平緩；當(dāng)荷載超過15.55 kN時(shí)為塑性階段，具體表現(xiàn)為液壓千斤頂所施加的荷載值出現(xiàn)停滯現(xiàn)象，而上懸臂的變形仍舊持續(xù)發(fā)展，上懸臂的承載能力達(dá)到極限值。

此外，通過對(duì)比3個(gè)試件的懸臂端豎向位移w與屈服點(diǎn)豎向位移wp，可知上懸臂端在發(fā)生屈服之后，其懸臂端的最大豎向位移值仍有很大的延展空間，說明鋁合金材料構(gòu)件具備良好的延性，在災(zāi)害及運(yùn)營使用過程中能夠提供足夠的緩沖空間與反應(yīng)時(shí)間間隙，以保證工程的安全性能。

圖16 上懸臂端部總荷載-位移曲線

圖17給出了試件的豎向荷載與試件下橫梁跨中位移的關(guān)系曲線，圖中縱坐標(biāo)為實(shí)際施加在下橫梁跨中的荷載，橫坐標(biāo)為下橫梁跨中的豎向位移。豎向荷載、跨中位移均以向下為正，向上為負(fù)。

圖17 下橫梁跨中總荷載-位移曲線

由圖17可知，下橫梁的變形大致可分為3個(gè)階段，第1階段為彈性變形階段，荷載位移曲線呈現(xiàn)線性相關(guān)的趨勢；第2階段為整體屈服階段，在這一階段螺栓出現(xiàn)明顯的塑性變形，試驗(yàn)過程中節(jié)點(diǎn)連接處有明顯的由螺桿彎曲引起的滑移現(xiàn)象；第3階段為整體塑性加強(qiáng)階段。表4分別對(duì)3個(gè)試件的下橫梁變形階段進(jìn)行分析。

表4 變形階段分析

由圖16和圖17可知，雙柱式F型鋁合金支架的上懸臂極限承載力為15.55 kN，超過15.55 kN構(gòu)件上懸臂的變形將無法控制。下懸臂的極限承載力處于39～42 kN之間，當(dāng)超過這一極限范圍時(shí)，構(gòu)件梁柱節(jié)點(diǎn)處截面發(fā)生脆性斷裂。

3.2 應(yīng)變強(qiáng)度-測點(diǎn)曲線

通過應(yīng)變測點(diǎn)的數(shù)據(jù)分析，可以了解雙柱式F型鋁合金支架各個(gè)節(jié)點(diǎn)和危險(xiǎn)截面的應(yīng)變強(qiáng)度變化與分布規(guī)律，從而了解鋁合金支架在荷載作用下的破壞機(jī)理。

應(yīng)變強(qiáng)度的表達(dá)式為[14]：

(1)

式中：υ為泊松比；ε1、ε2、ε3為三向主應(yīng)變。

通過以上對(duì)3個(gè)試件的荷載-位移曲線的分析，可知3個(gè)試件的受力特征及破壞機(jī)理相似，因此本小節(jié)以SJ-1為主要研究對(duì)象，分析不同荷載工況下試件主要測點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度-測點(diǎn)曲線。如圖18和圖19給出了SJ-1試件各節(jié)點(diǎn)主要測點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度分布及其隨豎向荷載的變化規(guī)律。橫坐標(biāo)為主要測點(diǎn)編號(hào)，縱坐標(biāo)ε為應(yīng)變強(qiáng)度。

圖18 SJ-1長立柱與上懸臂節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度曲線

圖19 SJ-1長立柱與下橫梁節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度曲線

由圖18和圖19可知，SJ-1長立柱上位于梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)域的各個(gè)測點(diǎn)應(yīng)變值均未達(dá)到屈服強(qiáng)度，仍處于彈性階段。說明長立柱的穩(wěn)定性能及整體的受力性能良好，即使結(jié)構(gòu)達(dá)到極限破壞荷載，仍具備良好的彈性變形能力。此外，在長立柱的各測點(diǎn)上，T5和T6較靠近破壞連接節(jié)點(diǎn)處，擁有較大的應(yīng)變強(qiáng)度，可見此處節(jié)點(diǎn)區(qū)域應(yīng)力較為集中。其次，SJ-1的上部測點(diǎn)T1、T2和T3的應(yīng)變強(qiáng)度整體弱于下部結(jié)構(gòu)T4、T5和T6的應(yīng)變強(qiáng)度，分析是由于上部節(jié)點(diǎn)連接處采用加勁肋對(duì)節(jié)點(diǎn)連接處進(jìn)行了加強(qiáng)，這使得連接節(jié)點(diǎn)處的塑性鉸出現(xiàn)了偏移，避免在梁柱連接節(jié)點(diǎn)截面的焊接處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象而導(dǎo)致連接節(jié)點(diǎn)的破壞，對(duì)節(jié)點(diǎn)起到保護(hù)的作用。而下部的節(jié)點(diǎn)連接方式?jīng)]有采用加勁肋進(jìn)行節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)處理，節(jié)點(diǎn)連接處容易產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，從而導(dǎo)致連接節(jié)點(diǎn)處出現(xiàn)較大的集中應(yīng)力。

此外本次試驗(yàn)還對(duì)危險(xiǎn)截面的軸向應(yīng)變進(jìn)行了應(yīng)力分析，如圖20和圖21為各危險(xiǎn)截面的荷載-應(yīng)變曲線。圖中橫坐標(biāo)為各測點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度，縱坐標(biāo)為實(shí)際作用在危險(xiǎn)截面所對(duì)應(yīng)的梁上的荷載強(qiáng)度。

圖20 SJ-1上懸臂危險(xiǎn)截面荷載-應(yīng)變曲線圖

圖21 SJ-1下橫梁危險(xiǎn)截面荷載-應(yīng)變曲線圖

由圖20和圖21可知，SJ-1危險(xiǎn)截面的上下截面測點(diǎn)軸向應(yīng)力基本對(duì)稱，且都處于彈性階段。由此可分析各個(gè)預(yù)判的危險(xiǎn)截面的軸向應(yīng)力均處于安全應(yīng)力范圍之內(nèi)，并無軸向拉伸斷裂的危險(xiǎn)。然而危險(xiǎn)截面1-1由于節(jié)點(diǎn)塑性鉸的轉(zhuǎn)移，使得此截面位于塑性鉸截面處，應(yīng)變狀態(tài)較為復(fù)雜，還應(yīng)注意考慮其他方向應(yīng)變的影響，因此今后類似試驗(yàn)建議對(duì)此作相應(yīng)的應(yīng)力測試。

4 有限元分析

4.1 有限元模型

本次有限元分析僅對(duì)主要分析構(gòu)件SJ-1進(jìn)行受力模擬，有限元模型的建立依據(jù)結(jié)構(gòu)的尺寸與連接方式進(jìn)行構(gòu)建，鋁合金材料基礎(chǔ)參數(shù)設(shè)置參照表5.建模過程中為了簡化計(jì)算量，節(jié)約計(jì)算成本，根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象對(duì)模型進(jìn)行了簡化。由于試驗(yàn)過程中上懸臂與長立柱連接節(jié)點(diǎn)處螺栓并無產(chǎn)生明顯的滑移松動(dòng)現(xiàn)象，因此采用tie約束簡化替代螺栓預(yù)緊力既能提高計(jì)算速度，又能一定程度上保證模型的可靠性。

表5 模型材料基礎(chǔ)參數(shù)

有限元模擬中為了保證螺栓預(yù)緊力的收斂性，分3個(gè)步驟施加螺栓預(yù)緊力，分別為預(yù)緊、緊箍和調(diào)整螺栓長度。預(yù)緊步驟中對(duì)螺栓施加20 N的螺栓荷載，使得螺栓與構(gòu)件截面充分接觸，使得后續(xù)加載螺栓荷載時(shí)容易收斂；緊箍步驟中對(duì)螺栓施加規(guī)范的螺栓荷載，真實(shí)模擬螺栓預(yù)緊力作用；最后為保證計(jì)算過程中螺栓荷載不因變形或其他因素而出現(xiàn)波動(dòng)現(xiàn)象，對(duì)螺栓的長度進(jìn)行了固定。

在有限元模擬中，材料斷裂模擬仍是個(gè)難題。目前的數(shù)值模擬研究中常常不考慮材料斷裂的問題，僅是體現(xiàn)材料的塑性發(fā)展趨勢。若需要進(jìn)行斷裂模擬則需在模型某些預(yù)定部位定義材料的斷裂屬性，采用合適的斷裂準(zhǔn)則。本次試驗(yàn)不考慮材料斷裂現(xiàn)象，僅對(duì)材料斷裂前的荷載-位移曲線進(jìn)行模擬對(duì)比分析。

本次模擬部件接觸關(guān)系為了容易收斂，全局采用通用硬接觸，對(duì)于焊接部位采用tie約束；網(wǎng)格劃分采用C3D8R實(shí)體單元進(jìn)行精細(xì)化建模。

4.2 有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

有限元通過設(shè)定加載參考點(diǎn)，對(duì)點(diǎn)參數(shù)的位移和荷載進(jìn)行提取，合并生成如圖22和圖23的上懸臂和下橫梁的荷載-位移曲線。

圖22 上懸臂端部荷載-位移曲線

圖23 下橫梁跨中荷載-位移曲線

通過試驗(yàn)值與模擬值的對(duì)比分析，兩者的曲線走勢基本吻合。模擬過程中存在一些偏差，以下為可能產(chǎn)生誤差的原因：

1) 本次模擬并未考慮材料存在的初始缺陷的影響；2) 本次模擬對(duì)于構(gòu)件連接處的焊接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了簡化處理，未考慮焊接節(jié)點(diǎn)的殘余應(yīng)力及疲勞效應(yīng)對(duì)構(gòu)件的影響。

圖24-圖27分別對(duì)各種破壞模式進(jìn)行試驗(yàn)與有限元模擬的比對(duì)。通過對(duì)比分析可知本次有限元模擬的破壞形式與試驗(yàn)現(xiàn)象較為吻合。其中節(jié)點(diǎn)處截面破壞未能有效模擬主要是由于本次模擬中材性的設(shè)置沒有考慮到金屬的延性損傷參數(shù)的設(shè)置。

圖24 上部懸臂梁破壞模式

圖25 加載過程中的下橫梁破壞模式

圖26 連接件破壞模式

圖27 螺栓桿破壞模式

4.3 節(jié)點(diǎn)優(yōu)化分析

針對(duì)本次試驗(yàn)的破壞節(jié)點(diǎn)，采用有限元模擬進(jìn)行節(jié)點(diǎn)優(yōu)化測試。對(duì)下橫梁與長立柱的連接節(jié)點(diǎn)采用如同上懸臂與長立柱的節(jié)點(diǎn)連接方式，對(duì)其進(jìn)行加勁處理，同時(shí)取消節(jié)點(diǎn)橫梁設(shè)置。模擬得到如圖28所示的下橫梁跨中荷載-位移曲線對(duì)比圖及圖29所示的整體應(yīng)力分布云圖。由圖可知節(jié)點(diǎn)的加勁處理有效地提高了節(jié)點(diǎn)的承載力，避免節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中引起螺栓滑移，同時(shí)使試件的整體剛度有所提升，避免由于節(jié)點(diǎn)破壞而引起結(jié)構(gòu)提前破壞。

圖28 下橫梁跨中荷載-位移曲線

圖29 應(yīng)力分布云圖

5 結(jié)論與建議

本文對(duì)雙柱式F型高強(qiáng)鋁合金支架進(jìn)行豎向加載得到以下結(jié)論與建議：

1) 雙柱式F型高強(qiáng)鋁合金支架的極限荷載遠(yuǎn)大于其設(shè)計(jì)荷載，完全能夠滿足其正常的工程使用。

2) 雙柱式F型高強(qiáng)鋁合金支架的下部連接節(jié)點(diǎn)容易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，導(dǎo)致構(gòu)件的脆性破壞，須進(jìn)行相應(yīng)的改進(jìn)。例如對(duì)連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng)，以達(dá)到塑性鉸偏離的效果，避免焊接截面的應(yīng)力集中破壞。

3) 雙柱式F型高強(qiáng)鋁合金支架上部節(jié)點(diǎn)連接方式有良好的節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)效果，使得塑性鉸偏離節(jié)點(diǎn)連接處，避免了節(jié)點(diǎn)破壞的形式，同時(shí)提高結(jié)構(gòu)的延性，防止脆性破壞，有利于工程安全。

4) 將鋁合金材料運(yùn)用于電纜支架工程，不僅能夠滿足電纜支架的受力要求，且相比鋼材有較好的延性，有利于提前判斷結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定性能，及時(shí)采取相應(yīng)的維修措施。