铝合金单层网壳结构的工程应用与研究进展
0 引言
铝是地壳中含量最高的金属，铝合金具有强度高、密度低、耐腐蚀以及便于加工和回收等优点，因而其在单层网壳结构中的应用越来越多。《铝合金结构设计规范》(GB 50429—2007) [1]的颁布实施更促进了铝合金结构的发展和应用 [2]。杨联萍等 [3]于2013年综述了铝合金空间网格结构的应用与科研进展，并提出了一些需要进一步研究的问题。此后的6年来，不断有新的大型铝合金网壳结构建成，其中不乏百米级跨度的工程，关于铝合金结构的科研工作也取得了长足的进步 [4,5]。为了进一步梳理目前的工程应用和研究成果，本文在上述文章的基础上，对近20年来铝合金单层网壳结构工程的应用情况进行了整理，分析了典型铝合金单层网壳结构工程的结构形式及其受力特点，简要介绍了该类结构的设计和施工方法，并着重论述了铝合金材性本构关系、构件承载力以及铝合金单层网壳结构的节点性能、整体稳定性能、抗震性能和温度影响等最新科研成果。在此基础上，探讨了该领域今后需要进一步研究的问题，并提出了若干建议。
1 工程应用
铝合金单层网壳不仅应用于游泳馆、温室及储煤仓等腐蚀性较强的环境，也广泛应用于体育场馆、展览中心、交通枢纽及工业厂房等建筑。近年铝合金单层网壳结构在国内的工程应用情况见表1和图1,除北京新机场工程采用6082-T6铝合金外，其他工程均采用6061-T6铝合金。
表1 国内代表性铝合金单层网壳工程
| 序号 | 工程名称 | 网格形式 | 基本尺寸 | 竣工年份 |
1 |
天津平津战役纪念馆(图1(a))[6] | 三向网格型球面网壳 | 直径45.6m, 矢高33.8m, 最大球面直径48.9m | 1996 |
2 |
上海国际体操中心主馆(图1(b))[7] | 联方型球面网壳 | 直径68m, 矢高11.9m, 穹顶半径55.4m, 矢跨比1/5.7 | 1997 |
3 |
上海马戏城杂技场(图1(c))[8] | 三向网格型球面网壳 | 直径50.6m, 矢高约28m, 最大网格尺寸约3m | 1999 |
4 |
上海科技馆(图1(d))[9-10] | 三向网格型椭球面网壳 | 长轴67m, 短轴51m, 高41.6m | 2001 |
5 |
长沙经济技术开发区招商服务中心 (图1(e))[3] |
短程线-联方型球面网壳 | 直径42m, 矢高23m, 球体中心标高7m | 2005 |
6 |
义乌游泳馆(图1(f))[11] | K8-联方型球面网壳 | 直径110m, 矢高10m | 2008 |
7 |
中国现代五项赛事中心 游泳击剑馆(图1(g))[12] |
三向网格型球面网壳 (平面投影近似三角形) |
最大跨度90m, 矢高8.5m, 网格长2.8m | 2010 |
8 |
上海辰山植物园(图1(h))[13] | 三向网格型自由曲面网壳 | 平面尺寸为：203m×33m×20.5m; 128m×100m×17m; 110m×34m×14m |
2011 |
9 |
武汉体育学院综合体育馆(图1(i))[14] | K6型球面网壳 | 边长约75m, 跨度62m, 矢跨比1/8.1 | 2011 |
10 |
上海虹桥商务区能源中心(图1(j))[15] | 三向网格型自由曲面网壳 | 长70m, 宽35m, 高28m | 2012 |
11 |
新疆烟墩物流园储煤仓(图1(k))[16] | K6-联方型球面网壳 | 跨度60m, 高度21.5m, 矢高16m | 2013 |
12 |
重庆国际博览中心(图1(l))[17] | 三向网格型自由曲面网壳 | 主展馆平面尺寸181m×109.2m, 网格尺寸2.4m×2.6m; 多功能厅平面尺寸261m×265.8m, 网格尺寸 2.25m×2.25m; 会议中心平面尺寸77.5m×265.8m, 网格尺寸2.25m×2.25m |
2013 |
13 |
第八届中国花博会主场馆(图1(m))[18] | 三向网格型自由曲面网壳 | 长约280m, 宽约155m | 2013 |
14 |
苏州大阳山温室展览馆(图1(n))[19] | K8-联方型椭球面网壳 | 长98.2m, 宽66.7m, 矢高约21m (长轴约80m, 短轴约60m, 矢高约21m) |
2014 |
15 |
武商众圆国际城(图1(o))[20] | 三向网格型柱面网壳 | 长148m, 宽29m, 高36m | 2014 |
16 |
南京牛首山佛顶宫(图1(p))[21-22] | 三向网格型椭球面网壳、 三向网格型自由曲面网壳 |
小穹顶长约150m, 宽约100m, 矢高约40m; 大穹顶长约250m, 宽约112m, 网格尺寸3～4m |
2015 |
17 |
南昌卡口收费站(图1(q))[23] | 三向网格型自由曲面网壳 | 直径60m的半圆，高11m | 2016 |
18 |
鄂尔多斯东胜区植物园 温室(图1(r))[24] |
三向网格型自由曲面网壳 | 长轴146m, 短轴116m, 高23.8m, 三角形网格高不大于1.8m |
2017 |
19 |
北京新机场航站楼核心区 铝结构(图1(s))[25] |
三向网格型椭球面网壳 | C1网壳长轴36m, 短轴27m, 矢高约5.2m; C2网壳长轴52m, 短轴27m, 矢高约6.7m |
2017 |
20 |
郫县体育中心(图1(t))[26] | 三向网格型自由曲面网壳 | 跨度65.5m, 矢高约8.4m, 总长约192m, 最高高度24.15m |
2018 |
21 |
曹妃甸数字化煤炭仓储基地原煤 储存仓库(图1(u))[27] |
K6-联方型球面网壳 | 直径125m, 矢高44.5m | 不详 |
22 |
海南海花岛奇珍馆(图1(v))[28] | 三向网格型自由曲面网壳 | 长117m, 宽38.8m | 2019 |
23 |
上海南部综合体拉斐尔 云廊(图1(w))[29] |
三向网格型自由曲面网壳 | 长730m, 宽130m | 2020 |
24 |
上海天文馆(图1(x))[30] | K6型球面网壳 | 直径42m, 矢高20m | 2020 |
图1 铝合金单层网壳工程
从上述工程可知，常用的铝合金单层网壳包括较规则的球面和椭球面网壳以及不规则的自由曲面网壳。球面网壳主要用于我国早期的铝合金工程及干煤棚工程，构造相对简单，结构形式以凯威特-联方型为主(工程1～6,11,21)。随着设计技术以及应用需求的不断提高，越来越多的自由曲面铝合金网壳被应用于实际工程，其造型优美，灵活多变。自由曲面网壳的网格形式以三向网格为主。
由于铝合金的焊接性能较差，目前国内建成的几乎所有铝合金网壳均使用螺栓连接节点，少数应用了铆接节点。常用的杆件为H形，个别大跨度工程，如南京牛首山佛顶宫局部采用了箱形截面。结构主要杆件截面范围为：高度250～450mm, 翼缘宽度125～220mm, 腹板厚度5～11mm, 翼缘厚度9～14mm。工程设计中常见的温差范围为±25～±40℃,由于铝合金热膨胀系数是钢材的2倍，分析表明太阳辐射作用下的非均匀温度作用可能成为网壳的控制荷载工况 [24,31]。
2 铝合金单层网壳结构设计与施工
2.1 铝合金单层网壳结构设计
铝合金单层网壳的结构设计主要分为结构整体稳定性分析、抗震分析、节点设计以及构件强度和稳定设计。在进行结构整体稳定性分析时，需按照《空间网格结构技术规程》(JGJ 7—2010) [32]要求对结构计算模型按照结构第一阶屈曲模态施加幅值为跨度1/300的几何初始缺陷，并进行全过程分析。当对单层球面、椭球面和柱面网壳进行弹性全过程分析时，稳定安全系数K取4.2,弹塑性全过程分析时K取2.0。需要指出的是，2019年发布的《铝合金空间网格结构技术规程》(T/CECS 634—2019) [33]不再沿用钢网壳的稳定系数，而是规定当进行弹性全过程分析时，K应大于3.0。当进行弹塑性全过程分析时，K应大于2.4。由于铝合金弹性模量较低，进入塑性阶段后变形较大，因此实际工程设计时多使用弹塑性全过程分析。由于国内外对铝合金结构的抗震性能研究尚未深入，铝合金结构抗震设计仍参考《钢结构设计标准》(GB 50017—2017) [34]及《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(2016年版) [35]的设计参数。单维地震作用下，对空间网格结构进行多遇地震作用下的效应计算时，可使用振型分解反应谱法进行抗震分析，对于体型复杂或重要的结构仍需要补充时程分析。根据现有工程抗震计算结果，较大矢跨比球面网壳在地震作用下的振型以平动为主，水平地震对结构影响更为显著。自由曲面网壳因外形不规则，在罕遇地震作用下部分杆件可能出现塑性铰 [10]。王立维等 [12]通过对板式节点进行有限元分析，发现正常工作下节点板和螺栓内力均较小，且节点极限弯矩大于构件极限弯矩的1.2倍，即认为板式节点满足“强节点弱构件”的设计原则。构件强度的主要设计参数是抗力分项系数及截面塑性发展系数。根据《铝合金结构设计规范》(GB 50429—2007) [1],铝合金构件抗力分项系数取1.2,H形截面强、弱轴截面塑性发展系数分别取1.0和1.05。铝合金单层网壳结构中的杆件计算长度系数沿用钢网壳中杆件计算长度系数，即平面内取值为0.9,平面外取值为1.6(《铝合金空间网格结构技术规程》(T/CECS 634—2019) [33]中杆件计算长度系数，即平面内取值为1.0,平面外取值为1.6)。由于铝合金弹性模量较低，构件的轴压稳定系数低于钢构件，且H形截面构件受压易发生弱轴失稳，因此工程应用中铝合金单层网壳结构的网格较小，多为2～3m, 极少数大型铝合金单层网壳结构中网格长度达到4m, 换算后铝合金构件的长细比通常为50～80,较长的为100左右。综上，以往铝合金单层网壳结构的设计基本沿用了钢网壳结构设计的方法和参数，而新发布实施的《铝合金空间网格结构技术规程》(T/CECS 634—2019) [33]中详细给出了铝合金单层网壳结构的设计参数，将对铝合金单层网壳的设计与施工起到更好的指导作用。
2.2 铝合金单层网壳结构施工
装配式钢网壳的施工方法基本都可用于铝合金单层网壳，目前已建成的铝合金单层网壳结构的施工主要应用高空散装法及滑移法。传统高空散装法，包括搭设满堂脚手架从结构中央向四周安装的外扩施工法(工程20);对于圆形、椭圆形等形状相对规则的网壳多采用从四周到中央逐环拼装的内扩施工法(工程2,3,8);对于三角形等不规则网壳形状采用首先完成中央第一跨的拼装，然后向两侧逐跨拼装的高空逐跨拼装法(工程9);滑移法则应用于跨度较大，曲面较平整的网壳，例如南京牛首山佛顶宫的大穹顶采用分块吊装与滑移施工相结合的方法(工程16);此外，根据不同结构特点还可选用其他施工方法，如上海南部综合体拉斐尔云廊采用了分块吊装与整体提升相结合的施工方法(工程23)。
3 铝合金单层网壳结构研究进展及问题
3.1 材料性能
不同于钢材，铝合金材料没有明显的屈服平台，其本构关系较为复杂。RAMBERG W和OSGOOD W R于1939年提出了Ramberg-Osgood模型(简称R-O模型) [36],由于其简洁的关系式与良好的吻合度而被广泛使用至今。1971年，STEINHARDT O对R-O模型中指数n的取值给出了建议公式 [37],亦被广泛应用。之后又有其他学者提出了一些本构模型，如1961年的Baehre模型，1972年的Mazzolani模型等 [6]。郭小农等 [38]通过拉伸试验及数据结果统计给出6061-T6铝合金的建议抗拉强度标准值为265MPa, 名义屈服强度为245MPa, 伸长率为8%,弹性模量为68GPa(图2),静力本构模型用R-O模型拟合较好。XIANG P等 [39,40]对6061-T6铝合金试件进行滞回试验，并用混合强化模型Chabche对试验结果进行拟合，效果较好。近年来王誉瑾、WANG Y Q等 [41,42]针对6082-T6,5系及7系铝合金材料的本构关系及滞回性能进行试验研究，并对应力-应变曲线进行了拟合。
图2 铝合金拉伸试验
现有研究成果已经系统地给出了不同类型铝合金的材性参数及应力-应变拟合关系式，然而尚未对考虑损伤累积的铝合金本构模型进行研究。强震作用下材料的损伤累积对结构影响较大，尤其对于弹性模量较低的铝合金材料影响可能更为显著。该部分研究可参考钢材相关研究方法，通过在铝合金材料滞回试验及研究中引入损伤因子得到考虑损伤累积的本构模型，并对有限元软件进行二次开发将模型嵌入，进而可以更加准确地模拟结构在地震中的响应特性。
3.2 构件受力性能
美国学者早在20世纪30-50年代就开始进行大量的铝合金构件轴心受压、受弯及压弯试验，并给出了拟合公式。而欧洲的相关试验研究则始于20世纪70年代以后，其研究成果集中体现在各国文献及规范中 [6]。纵观欧美规范，铝合金轴心受压构件稳定系数计算公式都采用了perry公式，而压弯构件则采用了相关公式的计算方法 [6]。国内对于铝合金构件的系统研究在2000年之后，沈祖炎、罗永峰等 [43,44]完成了铝合金各类截面杆件的稳定性试验，并给出了铝合金构件轴压稳定系数的求解公式，为铝合金规范编写提供了依据。张其林、郭小农、王元清等学者 [45,46,47,48,49]研究了铝合金构件压弯、受弯和局部稳定承载力，给出了相应的计算公式(图3)。ZHAO Y Z等 [50,51]对30根6082-T6铝合金方形及圆形空心截面构件进行了偏压试验，研究了不同参数(长细比、偏心距、宽厚比、径厚比等)对构件承载力的影响，并对比各国规范，提出直接强度法计算构件承载力最为准确。张铮等 [52,53]对铝合金轴压构件和受弯构件的滞回性能进行了有限元模拟，提出铝合金滞回性能与本构模型参数有直接联系，构件耗能能力随长细比增加而降低。WU J Z等 [54]完成了铝合金偏压构件的滞回试验，得到了构件的失效机理，并通过有限元参数分析提出铝合金构件的耗能能力及承载力随构件长细比和荷载偏心距的增加而显著降低。
图3 铝合金偏压构件试验
针对铝合金构件需进一步研究的问题主要有如下几点：1)通过对铝合金单层网壳结构常用构件的截面形式、构件长细比在结构中真实受力情况的数值分析和试验研究，得到铝合金构件的破坏模式、极限承载力，并提出其强度、稳定性设计参数；2)规范中给出的铝合金单层网壳杆件计算长度以刚接节点为前提，而现有研究证明铝合金网壳节点为典型的半刚性连接，应在构件承载力试验中准确模拟节点连接形式，结合数值分析，对杆件计算长度取值进行深入研究以指导设计；3)通过铝合金构件轴压、压弯滞回试验，得到不同截面、不同长细比的铝合金构件耗能能力，并通过数值分析得到初始缺陷、材料参数等因素对铝合金构件滞回性能的影响，并以此作为结构抗震分析的前提。
3.3 节点受力性能
铝合金单层网壳的常用节点形式有螺栓球节点、铸铝节点、毂式节点及板式节点(图4),其中板式节点在工程中应用最广泛。
图4 铝合金单层网壳各类节点
铝合金螺栓球节点构造与钢螺栓球节点相近，主要应用于铝合金双层网壳及网架结构。孟祥武等 [55]通过节点和构件试验研究了铝合金螺栓球节点及网架的力学性能。钱基宏等 [56,57]通过铝合金螺栓螺纹抗拉承载力试验、铝合金套筒抗压承载力试验及铝合金杆件与封板焊缝承载力试验系统研究了铝合金螺栓球节点的力学性能，指出铝合金螺栓球节点设计与加工的难点在于杆件与封板处的连接。采用传统的焊接方法连接，杆件热影响区内材料的极限抗拉强度降低20%～30%,对节点强度与刚度造成较大削弱。在此基础上，钱基宏等 [56,57]发明了一种冷加工挤压方式连接杆件与封板，并成功应用于FAST工程。LIU H B等 [58]对铝合金螺栓球节点进行了一系列试验研究，得到了铝合金螺栓球节点的失效机理与抗拉承载力计算公式，并建议螺栓深入球中深度应大于1.6倍螺栓直径。此外，LOPEZ A等 [59]对钢芯螺栓节点的抗弯刚度进行了试验研究，给出了计算其初始转动刚度的方法。
铸铝节点是采用铸造方式加工而成的铝合金节点，通过螺栓与杆件相连接。此种节点是一种新型节点，其工程应用很少。施刚等 [60]通过三个足尺铸铝节点试验，发现铸铝节点属于半刚接节点，破坏模式为螺栓孔附近截面脆性断裂。在此基础上，对铸铝节点进行了有限元分析，提出了铸铝节点承载力设计简化计算公式。
毂式节点又称嵌入式毂节点，由柱状毂体、杆端嵌入件、盖板、中心螺栓等零件构成。其在国外应用较广泛，如直径110m的印尼Pupuk Kaltim圆形煤仓、智利Coemin选矿厂等 [61],但缺乏详细资料。国内目前已知的仅有河北省唐山市的4个原煤仓库曾考虑使用毂式节点弗伦第尔空腹双层网壳，严仁章等 [62]针对弗伦第尔空腹双层网壳进行了结构稳定性分析。德克萨斯EI Paso大学 [62]曾完成了毂式节点的弯曲试验，提出其在强轴方向能有效传递弯矩，可等效为刚接，但弱轴方向仅可传递微量弯矩，可等效为铰接。
国内对于板式节点性能研究较多，郭小农、SHEN W等 [63,64,65]完成了铝合金板式节点的受压承载力试验，破坏模式为下节点板及最外侧螺栓附近翼缘断裂，并根据试验结果得到板式节点的弯矩-转角(My-φ)曲线(图5)。GUO X N、陈伟刚、张志杰等 [66,67]对铝合金板式节点进行了弯剪破坏试验，破坏模式为节点板的屈曲破坏，加载结束时杆件承受的最大弯矩约为其纯弯状态下强度设计值的0.88倍。张志杰等 [68]对北京大兴国际机场采光顶板式节点进行压弯状态下的力学性能试验，得到试件破坏模式为约束端杆件的腹板和上翼缘交界处发生撕裂破坏，节点的轴向和竖向荷载-位移曲线均包含上升段、水平段和下降段3个阶段。XU S [69]对板式节点进行了滞回试验研究，也发现试件破坏模式是节点下翼缘最外侧螺栓孔处被拉坏(图6)。GUO X N [70]对板式节点进行滞回试验及有限元分析，提出其破坏模式取决于节点板厚度与构件翼缘厚度的比值。以上试验推动了铝合金板式节点的发展，但其加载方式均与实际节点在铝合金单层网壳中的受力情况不符，节点处破坏的试验现象亦有悖于“强节点弱构件”的设计原则，因此对板式节点的研究还有待深入。
图5 铝合金板式节点受压承载力试验
近年来，国内学者对于铝合金板式节点的研究更加深入。王元清、张颖等 [71,72]对应用于南京牛首山佛顶宫穹顶的箱形-工字形板式节点进行了试验研究，得到了其破坏模式与受力机理。郭小农等 [73,74]深入研究了螺栓滑移及弧面节点板冲压成形过程对板式节点及网壳力学性能的影响，并给出了相关计算公式。
图6 铝合金板式节点滞回试验
目前对于节点的研究主要集中在连接H形截面构件的板式节点。众所周知，H形截面受压稳定性差，抗扭刚度低，易造成扭转失稳，应结合试验和数值分析研发出可连接箱形截面或圆管截面的新式节点，进而达到优化结构的目的。现有的针对板式节点的试验大多只在节点板上或杆件上施加集中荷载，节点以受弯为主，与实际结构中杆件受压为主的情况不同，其破坏形态也为节点板断裂，不满足“强节点弱构件”的设计原则。已完成的滞回试验的节点在同一平面内，与实际节点构造上有所差异，不能准确反映节点及其所连接杆件在地震往复荷载作用下的破坏形式。未来节点试验研究中应考虑到杆件轴力与节点弯矩共同作用，模拟在实际铝合金单层网壳中节点受力状态下节点的力学性能。此外，针对铸铝节点、毂式节点等新型铝合金节点的研究有益于丰富铝合金网壳形式，应得到更加深入的研究。
3.4 静力稳定性能
对于钢网壳稳定性能的研究已经比较深入，并取得了系统全面的研究成果 [75,76,77,78,79,80]。相比而言，铝合金单层网壳稳定性能的相关研究尚不充分。20世纪90年代，日本学者HIYAMA Y等 [81]通过缩尺试验研究了铝合金球节点网壳的屈曲性能。20世纪90年代，我国的刘锡良、王亚昌、曾银枝等 [82,83,84]通过稳定性试验及有限元非线性分析计算了铝合金单层网壳的静力稳定性。2010年之后，随着计算机的发展，研究更加深入、系统。SHEN W、郭小农、季跃等 [85,86,87,88,89,90]通过大规模参数分析研究了不同参数(跨度、矢跨比、节点半刚性、初始缺陷、屋面板蒙皮效应等)对铝合金单层球面、柱面网壳稳定承载力的影响，得出了一定规律性的结论。XIONG Z等 [91]对一个跨度为8m的铝合金单层球面网壳模型进行了稳定性试验，得到其破坏形式，并在有限元软件中对试验进行了模拟(图7)。但试验仅在网壳顶点加载，与网壳实际受力情况相差较大。
图7 铝合金单层球面网壳静力稳定性试验
针对铝合金单层网壳稳定性问题还有以下几点有待深入研究：1)在对铝合金单层网壳结构进行特征屈曲分析时，前若干阶屈曲模态基本均为杆件失稳，这是由于H形截面杆件强、弱轴惯性矩差异较大而造成的，规范中建议采用结构最低阶屈曲模态作为初始缺陷分布的模拟方法可能不再适用，需要通过数值分析研究由H形截面杆件构成的铝合金单层网壳合理的初始缺陷施加方式；2)需要进一步通过多尺度的有限元数值模拟及试验方法深入研究铝合金单层网壳的破坏机理，考虑节点刚度影响，甚至可以考虑围护屋面的影响；3)H形截面杆件抗扭刚度较小，易发生失稳，应采取措施避免杆件过早失稳，或研究其他截面形式的杆件。
3.5 抗震性能
谢志红等 [92]对比了铝合金双层网壳和钢网壳的抗震性能，得出铝合金网壳与钢网壳自振特性基本相同。李媛萍 [93]研究了铝合金材料黏弹性对网壳动力性能的影响，提出地震等特定荷载作用下忽略材料的黏性计算会产生较大误差。郭小农等 [94]对一跨度为8m的K6型铝合金单层球面网壳模型的阻尼比进行实测，建议此类网壳阻尼比取3.3%。罗晓群等 [95]对一平面尺寸为45m×45m, 矢高为2.86m的板式节点单层球面网壳的振动特性进行了实测，并建议阻尼比取4%。
广州大学的李宏、朱红普、于志伟等 [96,97,98,99]采用参数分析的方法对铝合金单层球面网壳及柱面网壳的强震失效机理及易损性进行了分析研究，指出铝合金单层网壳具有动力失稳破坏及动力强度破坏两类失效模式，并引入模糊评判理论提出了失效模式的实用判别标准。通过易损性分析，拟合得到了铝合金单层网壳结构的损伤模型与损伤因子。但铝合金单层网壳的动力失效机理尚缺乏振动台试验的验证。
相比钢网壳的抗震研究，铝合金单层网壳抗震性能研究很不充分，且以有限元分析为主。我国是地震多发国家，为了更好地推广和应用铝合金单层网壳结构，提高其抗震性能，对铝合金单层网壳结构进行更为全面、深入的地震响应分析和抗震性能研究非常迫切。
3.6 温度影响及抗火性能
铝合金材料热敏感性强，高温对铝合金结构影响较大。现有对铝合金网壳结构高温力学性能的研究文献可分为材料性能、构件承载力与节点性能三方面。
3.6.1 材料性能
材料性能方面，彭航、ZHU S J等 [100,101]对6061-T6,6082-T6等铝合金材料进行了高温下的单调拉伸试验，提出温度超过200℃时铝合金强度急剧下降，并给出了铝合金力学性能指标高温折减系数的计算公式。陈志华等 [102]完成了186个6061-T6及7075-T73铝合金单次和多次过火试验，提出了铝合金过火后的材料本构模型。近年来，刘红波等 [103]对16个热处理后的6061-T6铝合金标准试件进行单调拉伸及滞回试验，得到了不同过火温度、过火时间和冷却方式等因素对铝合金力学性能的影响，并拟合了火灾高温后材料在循环荷载下的应力-应变关系骨架曲线。
3.6.2 构件承载力
构件承载力方面，MALJAARS J等 [104]完成了55个6060-T6,5083-H111铝合金在高温下的单调拉伸试验及矩形空心管和L形铝合金杆件在高温下的轴压试验，得到其在高温下的力学性能。同济大学的何志力、韩川 [105,106]完成了大量6061-T6铝合金轴压及偏压构件高温试验，并结合大规模有限元参数分析，提出了铝合金构件在高温下的稳定承载力计算公式。黄力才 [107]对高温下6061-T6铝合金受弯构件及压弯构件的稳定承载力进行了有限元分析，并拟合得到了承载力计算公式。ZHU S Z [108]等完成了14个H形铝合金构件的高温偏压试验，所有构件的失效模式均为弯扭屈曲。经过有限元参数分析，提出了铝合金构件在300℃以下的偏压承载力计算公式。
3.6.3 节点性能
节点性能方面，GUO X N等 [109]完成了9个铝合金板式节点的高温性能试验，结合有限元模拟提出节点在各温度下的破坏模式相同，当节点板厚度大于等于翼缘厚度时，节点在300℃时仍能确保安全性(图8)。
图8 铝合金节点高温性能试验
3.6.4 网壳性能
网壳性能方面，郭小农、朱邵骏等学者 [110,111,112]对一直径为8m, 矢高为0.5m的K6型铝合金单层球面网壳进行了火灾下的静力试验，得到了不同火源位置下结构温度及内力分布情况，以及结构在火灾下的破坏模式，并提出了有限元模拟方法和防火设计建议，为后续研究及结构设计提供了借鉴意义(图9)。
图9 铝合金网壳火灾下的静力试验
铝合金结构对温度敏感，温度超过200℃时铝合金强度明显下降，这给实际工程的防火设计带来很大困难。目前工程中通常采用喷淋系统进行火灾防护。在对节点和构件高温性能研究的基础上，铝合金单层网壳结构的整体抗火性能需进一步深入研究。
3.7 焊接性能
与钢材焊接性能相比，铝合金焊件的热影响区范围可达几十毫米，热影响区内母材强度显著降低。尽管如此，目前仍发展出多种铝合金焊接工艺，如熔化极氩弧焊(MIG)、钨极氩弧焊(TIG)、搅拌摩擦焊(FSW)、激光焊等。
MIG及TIG工艺是土木工程中常用的铝合金焊接工艺，在编制《铝合金结构设计规范》(GB 50429—2007) [1]过程中，国内学者对该类焊接节点及其力学性能进行了较为系统的研究。李静斌等 [113]对6061-T6铝合金焊接节点的力学性能进行了系统的试验研究，得到铝合金对接焊缝节点的抗拉强度为母材设计值的0.59倍，名义屈服强度为母材的0.38倍，角焊缝与对接焊缝的极限强度比值关系与钢结构相同。吴芸等 [114,115]对10根贴角焊试件和10根坡口焊试件进行了轴心受压承载力试验，试验结果与国标及欧洲规范给出的承载力设计公式计算结果吻合良好。在此基础上，通过参数分析发现焊接引起构件焊缝周围的材性变化是影响构件承载力的主要因素，焊接残余应力对构件承载力影响可以忽略 [116]。
FSW是20世纪90年代发明的一种新型的固相塑性连接技术(图10)。在搅拌摩擦焊接过程中金属不熔化，处于热塑性状态，因而可以避免传统熔化焊接工艺带来的焊接缺陷 [117]。赵勇等 [118]对6061铝合金的MIG,TIG,FSW三种焊接接头性能进行了对比试验研究，得到FSW焊接接头综合力学性能最好，其接头抗拉强度达到母材的81%。潘锐等 [119]研究了焊接速度和搅拌头旋转速度对6061-T4铝合金焊缝性能的影响。试验结果表明当焊接速度为180mm/min, 搅拌头旋转速度为1 200r/min时，接头抗拉强度可达母材的95%。然而，FSW工艺尚存在局限性，比如对焊件的夹持要求高，需要刚性固定；不同焊缝需要使用不同的夹具；搅拌头磨损快，适应性差等 [117]。因此FSW目前多用于航空、航天及汽车制造等领域。
图10 搅拌摩擦焊原理示意图
纵观铝合金焊接工艺发展，应用于建筑结构的焊接工艺仍然以MIG,TIG为主，因而焊接过程对母材性能的显著削弱是阻碍焊接铝合金结构推广应用的重要因素之一。未来对于焊接铝合金结构的研究，一方面应提高传统熔化焊接工艺的可靠性，另一方面继续发展FSW工艺，探索其在建筑工程领域的适用性。
4 结语
本文汇总了近20年铝合金在国内的24例典型工程，介绍了铝合金单层网壳的设计、施工方法。总结了国内外对于铝合金材料、构件、节点受力性能、网壳静力稳定性能、抗震性能、温度影响、抗火性能和焊接性能的研究成果，并提出了未来需要进一步研究的问题与方向。
(1)随着材料、设计技术及相关规范的颁布，我国铝合金网壳结构发展迅速，近年来国内建成了多项百米级跨度的铝合金单层网壳结构，未来将会更快地发展。
(2)目前尚有很多铝合金网壳结构方面的研究课题值得深入研究，包括铝合金材料、构件、节点的性能研究，铝合金网壳静力稳定、抗震及抗火性能以及铝合金的焊接性能等。
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