朱劭骏

Wu C, Jiang S, Zeng Q, Zhu S^*. Stability reliability analysis of Kiewitt single-layer gridshells with experimentally validated topology-constrained initial imperfections[J]. Thin-Walled Structures, 2026, xx: 114669.

Kiewitt 网壳可靠度链条

步骤 1 / 实测装配误差 50 次装拆测量 Kiewitt 单层网壳

论文先做缩尺网壳实测：m=2、L=0.9 m、f/L=1/3，允许节点坐标偏差 5 mm、杆长误差 ±2 mm，用三维激光扫描得到真实缺陷分布。

这篇论文的关键不是“随机加缺陷”，而是用 50 次实体装配验证 CSIMM 能同时保留节点随机性和杆长拓扑约束；再将每种 K6 网壳抽样 800 个缺陷模型、覆盖 24 类结构与 5 组不确定性，得到屈曲承载力分布，并把建议落到 L/1500 与 1.44/1.30 安全系数。

实体实测 50 重复装拆生成真实缺陷样本

稳定样本量 N = 800 每种完美网壳的非线性屈曲样本

参数样本总量 96,000 5 × 24 × 800 个不确定性分析模型

建议设计 L/1500; K=1.44/1.30 99% 与 95% 保证水平

指标	实测	RIM	CSIMM
节点偏差 \|\|ΔP\|\| 均值/标准差	1.564 / 1.157 mm	4.729 / 1.327 mm; KL=1.538	1.704 / 1.243 mm; KL=0.006
杆长偏差 Δl 均值/标准差	0.068 / 1.492 mm	0.093 / 3.714 mm; KL=0.125	0.012 / 1.601 mm; KL=0.002
相对实测误差	基准	\|\|ΔP\|\| 均值 +202.37%; Δl 标准差 +148.93%	\|\|ΔP\|\| 均值 +8.95%; Δl 标准差 +7.31%

数据来源：摘要、表 1-2、3.2 节、4 节与结论。

Ji W, Li G Q, Zhu S^*. REACT-Net: Real-time assessment of collapse threat in fire-affected portal frame buildings[J]. Engineering Applications of Artificial Intelligence, 2026, 167: 113888.

REACT-Net 火灾坍塌预警

步骤 1 / 火场可测数据 从温度、几何和关键位移进入 LSTM

论文把现场温度、结构响应和几何参数组合起来，训练结构深度学习模型预测关键位移随时间的发展。

REACT-Net 的亮点是把传统“三阶段报警”变成可实时更新的剩余安全时间预测：540 个有限元样本训练模型，真实火灾试验在 5.5 min 坍塌；当火灾暴露达到 241 s 时，DL 模型预测剩余时间 101 s，误差仅 +12 s，比传统三阶段方法更接近真实坍塌时间。

训练样本 540 180 个 FDS 火灾模型 × 3 个结构模型

测试坍塌 5.5 min 真实火灾试验坍塌时刻

关键时刻 241 s → +12 s P=50% DL 预测误差

位移准确性 >80%, >90%, >95% 不同关键位移达到可接受/高精度要求

报警时刻	真实剩余时间	三阶段 P=50%	三阶段 P=80%	DL P=50%	DL P=80%
1st alert / 117 s	213 s	333 s (+120)	199 s (-14)	328 s (+115)	309 s (+96)
2nd alert / 210 s	120 s	113 s (-7)	63 s (-57)	171 s (+51)	129 s (+9)
3rd alert / 241 s	89 s	68 s (-21)	42 s (-47)	101 s (+12)	97 s (+8)

数据来源：摘要、4.1-4.3 节、6.2-6.3 节与表 5。

Lou T, Xu G W, Yang Y, Bai J, Qi L G^*, Ma M L^*, Lou G B, Zhu S J, Fu G J. Fire protection strategy for CFRP cable-anchor system: Experimental and numerical investigation[J]. Construction and Building Materials, 2025, 505: 144701.

CFRP 索锚防火策略

步骤 1 / 失效温度限值 CFRP 索与锚固填料都要控制在 250 ℃以内

论文以 3 h 标准火为目标，并把 CFRP 索与锚固填料的温度限值设为 250 ℃，对应环氧树脂玻璃化转变温度。

这篇论文把 CFRP 索、锚具与转接件分开处理：原系统 3 h 时转接件温度达到 593.8 ℃，显著高于锚具与索表面；经过单索试验、全尺寸索锚试验和有限元参数分析，给出 5 层防火毯、锚具 65 mm 涂层、转接件 85 mm 涂层的组合策略。

防火目标 3 h / 250 ℃ 标准火下 CFRP 与填料温度限值

原系统热点 593.8 ℃ 3 h 时转接件温度

索保护 5 layers 陶瓷纤维或纳米多孔二氧化硅防火毯

锚具/转接件 65 mm / 85 mm 非膨胀型防火涂层厚度

对象	论文中的关键数据	设计判断
原全尺寸索锚系统	3 h: 转接件 593.8 ℃; 锚具 316.9 ℃; 索表面 375.9 ℃	转接件是最危险热点
陶瓷纤维防火毯	4/5/6 层: 324.3/247.8/179.2 ℃	至少 5 层满足 250 ℃限值
锚具涂层	50/60/65/70/80 mm: 298.4/255.9/237.1/223.2/196.9 ℃	最小推荐 65 mm
转接件涂层	70/80/85/90/100 mm: 307.6/269.6/250.3/229.9/200.8 ℃	最小推荐 85 mm

数据来源：摘要、2.1 节、3.2 节、4.3 节、表 6 与结论。

Jiang S, Tang H, Zhang T, Zhu S^*. Fire performance of restrained axially loaded members in indeterminate steel trusses: Failure mechanisms and simplified design method[J]. Journal of Building Engineering, 2025, 116: 114671.

平面钢桁架火灾临界温度

步骤 1 / 局部火灾试验 6 个超静定平面钢桁架在恒载下升温

试件为 Q235B 平面桁架，长 1.7 m、高 0.26 m、跨 1.68 m，分 6 mm 与 12 mm 两组；线性升温至 900 ℃/120 min，记录温度、整体位移与杆件侧向挠曲。

这篇论文把“单个受压杆件火灾临界温度”推进到超静定桁架体系：先用 6 个局部受火试验和 ABAQUS 模型揭示起拱、回复、坍塌三阶段与内力重分布，再把上弦杆和斜腹杆的失效温度定义修正为可由简化构件法预测，最终给出上弦杆 0.65、斜腹杆 0.60 的等效长度系数。

试验数量 6 局部受火超静定平面桁架

失效准则 L/30 = 56 mm 跨中竖向位移达到限值

荷载比影响 -26.2 min n=0.4 增至 0.8 的平均耐火时间降低

简化设计精度 6.68% / 6.37% 上弦杆/斜腹杆平均相对误差

证据	论文数值	研究含义
试件与火灾制度	6 个 Q235B 平面桁架；1.7 m × 0.26 m，跨 1.68 m；6/12 mm 两组；900 ℃/120 min 线性升温	用真实体系而不是孤立杆件校准临界温度
关键温度与失效准则	L/30 = 56 mm；a-3 中 M2 屈曲 198.6 ℃，M1/M2/桁架失效约 618.0/619.1/619.1 ℃	单根杆件先失效后，体系冗余仍会短时重分配内力
参数分析	t-12-r-I 耐火时间 n=0.4/0.5/0.6/0.7/0.8: 103.2/97.0/90.6/84.8/77.4 min	荷载比升高近似线性降低耐火时间
构件法修正	PF 边界平均误差 6.97%/7.80%；优化等效长度 0.65/0.60 后为 6.68%/6.37%	把体系约束与冗余折算进简化临界温度设计

数据来源：摘要、表 1-7、3.2-4.4 节、5-6 节与结论。

Li J, Zhu S, Li G Q^*, Wang Y. Preventing fire-induced brittle collapse of steel tubular space trusses for reliable early warning: From mechanisms to design strategy[J]. Fire Safety Journal, 2026, 159: 104586.

空间管桁架抗脆性坍塌

步骤 1 / 坍塌模式谱系 4 种火灾坍塌模式中，A1 是必须消除的脆性模式

论文通过空间管桁架参数分析归纳 A1-A4：A1 为压腹杆渐进屈曲，几乎没有预警；A2-A4 均有峰值后缓慢下沉阶段，可作为预警窗口。

这篇论文不是单纯提高耐火极限，而是把“坍塌模式是否可预警”作为设计目标：在 F1/F5 这类支座附近不利火源下，要求相邻压腹杆的失效时间晚于拉腹杆，并用 t2,min = t1 + tn 反推压腹杆所需临界温度。验证算例显示，通过调整压腹杆截面/临界温度，可把消防员可逃生时间从 0 s 提升到 129 s、159 s，即 2 min 以上。

坍塌模式 4 A1 脆性；A2-A4 延性

火源位置 F1-F5 沿跨度 5 个位置，F1/F5 靠近支座最不利

荷载比 0.3-0.6 论文考虑的外荷载水平

逃生时间 0 s → 159 s 可对应 1.2 m/s 下超过 144 m 疏散距离

案例	临界温度与时间	坍塌模式含义
拉腹杆基准	50×3，荷载比 0.72，Tcr,t=492 ℃，t1=591 s	作为压腹杆设计必须晚于的延性触发点
压腹杆 104×3 / 114×4	Tcr,c=145/313 ℃；t2=324/547 s；tp=0/0 s	压腹杆先屈曲，仍是 A1 脆性坍塌
压腹杆 126×4	Tcr,c=496 ℃；t2=630 s；tp=39 s	拉腹杆先屈服，但逃生窗口仍较短
压腹杆 150×5	Tcr,c=549 ℃；t2=1008 s；tp=129 s	进入典型延性 A2 模式，可逃生时间超过 2 min
压腹杆 170×7	Tcr,c=647 ℃；t2>1500 s；tp=159 s	继续增加截面收益变小，论文指出 Case 5 仅比 Case 4 多 30 s

数据来源：摘要、表 1-4、2.3 节、3.1-3.3 节、4 节与结论。

Lou G, Zheng X, Wang Z, Zhu S^*. Post-fire fatigue performance of steel-concrete composite beams: Part I: Experimental investigation[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2025, 234: 109697.

火后组合梁疲劳损伤链条

步骤 1 / 火后栓钉剪切 先测栓钉，再测完整组合梁的火后疲劳

论文先做 1 个常温和 3 个火后推出试件，得到栓钉剪切承载力和荷载-滑移模型；再对 4 根组合梁进行恒载升温、自然冷却和常幅疲劳加载。

这篇论文回答的是“桥梁或楼盖火灾后看起来没坏，还能承受多久循环荷载”：栓钉在 443.8 ℃左右剪切承载力降至常温约 83%，组合梁火后疲劳中界面滑移和跨中挠度明显增大。CB-2 在 383 ℃、40 kN 幅值下仅 29.5 万次疲劳失效，而 CB-1 与 CB-3 在不同温度/幅值下均超过 200 万次后转入静载破坏。

推出试件 4 PUSH-0 常温；PUSH-1~3 火后

组合梁试件 4 CB-S0 常温；CB-1~3 火后疲劳

剪切承载力 83% 443.8 ℃时约为常温值

最短疲劳寿命 29.5×10^4 CB-2 在 383 ℃、40 kN 幅值下失效

项目	论文数值	含义
栓钉剪切承载力	PUSH-0: 236.0 kN；PUSH-1: 220.3 kN；PUSH-2/3 平均 195.2 kN；QUT/QU=1.00/0.93/0.83	火后温度升高使连接件强度与延性同步降低
组合梁构造	跨 3750 mm；剪跨 1475 mm；27 个 Φ16×70 栓钉；剪力连接度 0.82；C30 混凝土；I20a Q235B 钢梁	疲劳响应由界面连接退化控制
疲劳加载制度	CB-S0/1/2: 75-35 kN，幅值 40 kN；CB-3: 75-45 kN，幅值 30 kN；频率 4 Hz；基准 200 万次	CB-3 虽火后温度高，但较低幅值显著改善疲劳结果
疲劳结果	CB-S0: 235×10^4 次/120 kN；CB-1: 207×10^4 次/125 kN；CB-2: 29.5×10^4 次失效；CB-3: 208×10^4 次/129 kN	火后疲劳不能仅看最高温，还要看循环幅值与界面滑移发展

数据来源：摘要、表 1-5、3-5 节与结论。

Yu Y, Jiang S, Wang Y, Zhu S^*. SAFE-Net: Multi-Head attention enhanced framework for defect detection in anti-corrosion coatings on steel structures[J]. Engineering Applications of Artificial Intelligence, 2025, 156: 111278.

SAFE-Net 防腐涂层缺陷检测

步骤 1 / 真实缺陷数据集 961 张高分辨率图像切成 8193 个训练样本

论文采集服役钢结构防腐涂层真实图像，标注腐蚀、裂纹、剥落、起泡四类缺陷；1200×1200 滑窗切片后按 8:2 分为 6554 个训练样本和 1639 个验证样本。

SAFE-Net 不是简单换一个检测器，而是针对涂层缺陷“小、细、低对比、类别不均衡”的问题同时改 Backbone、Head 和 Loss：DA_C2f 抓小目标，Dynamic Head 提高多尺度召回，Slide Loss 处理稀有类别，Shape IoU 改善不规则边界。最终 P=88.94%、R=75.38%、mAP=78.02%、221 FPS，相比 YOLOv8m 分别提升 5.82、5.01、4.78 个百分点。

原始图像 961 服役钢结构真实防腐涂层图像

训练/验证 6554 / 1639 8193 个 1200×1200 切片样本

SAFE-Net 指标 88.94 / 75.38 / 78.02 P / R / mAP (%)

推理速度 221 FPS 对比模型中最高

项目	论文数值	含义
数据集	961 张高分辨率图像；8193 个切片；6554 训练 / 1639 验证；图像输入 640×640	面向服役钢结构涂层缺陷的专门数据集
类别分布	剥落 7445 (23.99%)；起泡 2629 (8.47%)；裂纹 3275 (10.55%)；腐蚀 17684 (56.98%)	类别不均衡解释了 Slide Loss 的必要性
模型对比	YOLOv8m: 83.12/70.37/73.24/208 FPS；SAFE-Net: 88.94/75.38/78.02/221 FPS	相比基线 P/R/mAP 提升 5.82/5.01/4.78 个百分点
泛化与误检	5 折交叉验证: 86.64±1.3 / 73.54±1.4 / 77.32±0.9；MR=10.9%，FR=15.9%	模型在不同划分下较稳定，但仍有漏检/误检改进空间

数据来源：摘要、表 1-4、4-6 节与结论。

Jiang S, Tang H, Huang M, Zhu S^*, Wang Y. Rapid assessment of thermal and structural properties for non-intumescent fire-protection coatings: A density-based quantitative investigation[J]. Construction and Building Materials, 2025, 485: 141806.

防火涂层密度快速评估

步骤 1 / 密度作为入口 把 300-800 kg/m3 的涂层试验压缩成一个可快速读取的设计参数

论文制备水泥基和石膏基非膨胀防火涂层，并测试干密度、抗压强度和导热系数；核心做法是让现场最容易获得的密度成为快速评估入口。

这篇论文的关键是把防火涂层的热学和力学性能都拉回到一个工程上容易测的参数：干密度。实验表明密度越低，导热系数和抗压强度通常越低；同等密度下，水泥基涂层抗压更高、导热更低。随后作者用图像处理和随机有限元把涂层简化为“胶凝基体 + 轻质绝热骨料”的两相材料，导热预测对水泥基平均误差不超过 7%，对石膏基多数不超过 15%；最终提出以密度为唯一输入的导热与抗压强度模型，导热模型平均相对误差 7.67%。

试验配方 10 + 3 10 组目标密度试件 + 3 组商业涂层

实测密度范围 308.68-811.62 kg/m3 表 2 覆盖水泥基、石膏基和商业材料

FEM 导热误差 <=7% / <=15% 水泥基平均不超过 7%；石膏基除个别组外不超过 15%

密度模型误差 7.67% 导热系数理论模型平均相对误差

项目	论文数据	含义
水泥基密度梯度	CB800: 811.62 kg/m3, 3.88 MPa, 0.233 W/(m·K); CB500: 495.10 kg/m3, 0.70 MPa, 0.144 W/(m·K)	密度降低显著降低导热系数，同时牺牲抗压强度
石膏基密度梯度	GB800: 699.19 kg/m3, 2.12 MPa, 0.312 W/(m·K); GB500: 496.34 kg/m3, 0.55 MPa, 0.181 W/(m·K)	同等密度下石膏基导热更高，需单独校准模型参数
商业涂层对照	CA: 529.27 kg/m3, 0.79 MPa, 0.122 W/(m·K); GE: 308.68 kg/m3, 0.20 MPa, 0.145 W/(m·K); GZ: 408.09 kg/m3, 0.32 MPa, 0.167 W/(m·K)	商业材料说明密度不是唯一物理因素，但可作为快速入口
模型精度	FEM: 水泥基平均误差不超过 7%，石膏基多数不超过 15%；密度导热模型平均相对误差 7.67%	密度模型可用于初步评估，材料参数校准决定精度上限

数据来源：摘要、表 2、3.1 节、4.1-4.2 节与结论。

Zeng Q, Ohsaki M, Hayashi K, Zhu S, Guo X^*. Local search-based online learning algorithm for shape and cross-section optimization of free-form single-layer reticulated shells[J]. Automation in Construction, 2025, 174: 106144.

LSOLA 网壳形态截面优化

步骤 1 / 高维设计空间 30 m 自由曲面网壳同时调整控制点高度和杆件截面

论文把 5×5 B 样条控制网简化为 6 个独立形状变量，并同时优化 45 个圆管外半径变量；目标是在应力和位移约束下最小化结构体积。

这篇论文提出 LSOLA，把自由曲面单层网壳的形状优化和截面优化放在同一个局部在线学习框架里。算法先用 LHS 和 K-means 把高维设计空间分区，每个子区训练 DNN；再用局部搜索生成更有信息量的查询点，并通过查询点分配、簇合并和数据删除来交换信息。30 m×30 m、320 杆件的算例中，LSOLA 最优体积达到 1.753 m3；同一 seed=200 下，LSOLA-NIX 为 1.983 m3，GSOLA 为 2.687 m3，GA 为 2.230 m3，SA 为 6.107 m3。相较 GA，LSOLA 在接近相同体积阶段约有 3 倍效率优势。

设计变量 6 + 45 6 个形状高度 + 45 个截面半径

结构规模 30 m, 320 members 10×10 等参网格含对角杆

最小体积 1.753 m3 LSOLA seed=200，迭代 160 得到

效率优势 about 3× 相较 GA 的有限元调用效率

项目	论文数据	含义
Table 2, seed=200	LSOLA: 1.753 m3, 31,760 FEA; LSOLA-NIX: 1.983 m3, 44,000 FEA; GSOLA: 2.687 m3, 44,000 FEA; GA: 2.230 m3, 40,000 FEA; SA: 6.107 m3, 45,500 FEA	局部在线学习得到更轻结构，且有限元调用更少
信息交换效果	LSOLA-NIX 最优体积比 LSOLA 大 2.5%-13.1%；seed=200 的十个最优解平均体积 2.215 m3，比 LSOLA 大 21.64%	交换信息提高效率和质量，但会减少形态多样性
DNN 局部精度	体积预测 R2 在迭代 69 达到 0.933；第一次簇合并后降至 0.450	合并扩大数据覆盖范围，带来效率提升同时也削弱局部预测精度
与 GA 的效率比较	目标体积约 2.330 m3 时，LSOLA 的 FEA 为 7600/9800/8400，GA 为 38200/27800/17600；DNN 训练和查询耗时约占 FEA 时间的 3%	LSOLA 的计算效率约为 GA 的 3 倍

数据来源：摘要、4.1-4.7 节、表 2、表 6-8 与结论。

Zheng X, Li G Q, Ji W, Zhu S^*. Edge computing-oriented model optimization for synchronous acquisition of key physical parameters governing building collapses in fire[J]. Advanced Engineering Informatics, 2025, 65: 103303.

边缘端火灾倒塌预警模型瘦身

步骤 1 / 边缘端约束 在消防现场把关键位移预测模型压缩到可实时部署

论文面向火灾倒塌预警中的边缘设备，优化 LSTM 模型来预测难以直接测量的关键位移，并尽量减少传感器输入、参数量和训练成本。

这篇论文把火灾倒塌预警模型做成可部署的边缘端流程：先比较均匀分布和更符合工程实际的正态分布采样，选择泛化更好的 Model-nor；再用 SHAP 排序 34 个输入特征，删去 16 个温度输入后仍保持高精度，并把现场热电偶布置成本降低 50%；最后用 GA-LSTM 优化网络层数、神经元数和学习率，使参数总量减少 78%、训练时间减少 52%。优化模型在 100 个测试集上预测顶点位移时，100% 的 r 落在 0.9-1，84% 的 R2 落在 0.9-1，单次预测耗时小于 1 s，低于 10 s 记录间隔。

原始输入维度 500×361×34 2 个易测位移 + 32 个温度输入

特征削减 34 -> 18 删除 16 个温度输入，布置成本降低 50%

模型瘦身 -78% 总参数量减少；训练时间减少 52%

边缘推理 <1 s 低于 10 s 现场记录间隔

项目	论文数据	含义
关键物理参数	第四榀框架五个位移：VvL、VhL 为易测；Vp、VvR、VhR 为难测；温度输入来自第 5-8 榀共 32 个热电偶	模型用可测数据补全现场难以直接获取的倒塌状态量
采样分布比较	r>0.95 的测试集比例：Model-nor 99%，Model-uni 94%，交叉验证模型约 92%；Model-nor 泛化表现更优	工程随机变量按正态分布采样更贴近真实物理状态
SHAP 删特征	删除 16 个输入特征后，预测 Vp 时 98% 测试集 r=0.95-1，79% 测试集 R2=0.95-1，38% 测试集 RMSE=0-5；热电偶布置成本降低 50%	解释性分析不仅减小模型输入，也指导现场传感器布置
GA-LSTM 与预警	参数量减少 78%，训练时间减少 52%；预测 Vp 时 100% 测试集 r=0.9-1，84% 测试集 R2=0.9-1；三级预警 570 s，预测剩余 71 s，真实剩余 90 s	模型足够小、足够快，可以服务边缘端实时预警

数据来源：摘要、3.1-3.4 节、4.2-4.8 节、表 4-6 与结论。

Qi H H, Li G Q, Zhu S^*. Real-time prediction of axial force in concrete-filled steel tubular columns under fire conditions using modular artificial intelligence techniques[J]. Engineering Applications of Artificial Intelligence, 2025, 150: 110617.

CFST 柱火灾轴力实时预测

步骤 1 / 现场可测量 从表面温度和轴向变形推断不可直接测量的柱轴力

论文把 CFST 柱火灾轴力预测拆成两个模块：先由 CNN-LSTM 根据表面温度补全截面温度场，再由带跳连的 LSTM 根据温度场和轴向变形预测轴力比。

这篇论文解决火灾中 CFST 柱轴力无法直接测量的问题。温度场模块使用 585 个热分析工况，每 5 min 生成一个 10×10 温度矩阵；轴力模块使用 180 个热-力工况，并以 20 min 滑动窗口形成 10,440 个样本。最终 MAI 在含噪测试集上取得 R2=0.9884、RMSE=0.2539；相同框架下集成式深度模型测试 RMSE=2.3854，MAI 的 RMSE 仅为其 10.46%，且 i3 CPU 推理小于 1 s。

温度场工况 585 5 宽度、9 火曲线、4 受火模式并考虑旋转

轴力样本 10,440 180 个热-力工况经 20 min 滑动窗口形成

MAI 测试精度 R2 = 0.9884 含噪测试集轴力比预测

实时推理 <1 s Intel i3-10100 CPU

项目	论文数据	含义
温度场数据库	585 个工况；每个工况 8 h、每 5 min 一个切片，共 97 个 10×10 温度矩阵；TFPM2 训练/测试数据 90,792/22,698	温度场先被补全，轴力模块才能获得内部混凝土温度信息
轴力数据库	180 个工况；每个 61 个 5 min 切片；Nt=4 的滑动窗口得到 58 段/工况，共 10,440 样本	20 min 时间窗让 LSTM 学到温度、变形和轴力的历史关系
模块消融	TFPM2 测试 R2=0.9719；AFPM1 测试 R2=0.9711，AFPM2 测试 R2=0.9569	温度场模块抗噪，轴力模块中跳连有效
MAI vs IDLM	MAI 测试 MAE=0.0377、RMSE=0.2539、R2=0.9884；IDLM 测试 MAE=0.4651、RMSE=2.3854	模块化训练避免多任务误差耦合，RMSE 仅为 IDLM 的 10.46%

数据来源：摘要、4.2-4.4 节、表 2-6、应用案例与结论。

Tang H, Jiang S, Wang Y, Liu Z, Zhu S^*. Experimental and numerical investigation on fire resistance of PEC members with fire protection[J]. Steel and Composite Structures, 2025, 55(4): 349-364.

PEC 构件防火性能

步骤 1 / ISO 834 火试验 3 根 T 形 PEC 梁和 6 根矩形 PEC 柱进行防火涂层试验

论文在 ISO 834 标准火下测试带防火涂层的 PEC 梁柱，记录温度场、跨中挠度和耐火时间，并用 ABAQUS 建立热-力有限元模型。

这篇论文用 3 根 PEC 梁和 6 根 PEC 柱火试验说明：非膨胀石膏基防火涂层虽有开裂和局部剥落，但总体稳定，试件实际厚度满足 2 h ISO 834 耐火要求。三根梁均表现为高温弯曲变形与混凝土拉裂；PEC-B2 的耐火时间为 207 min，PEC-B3 为 154 min。柱中 PEC-C5 和 PEC-C6 因峰值温度超过判据而失效，耐火时间分别为 121 和 105 min。参数分析显示涂层厚度从 7 mm 增至 11 mm，3 h 后峰值温度约降低 150 ℃；梁荷载比从 0.4 增至 0.7 时，耐火时间最多降低 142 min。

火试件 3 beams + 6 columns 均带防火涂层并按 ISO 834 升温

梁耐火时间 207 / 154 min PEC-B2 / PEC-B3

失效柱 C5:121, C6:105 min 峰值温度超过柱判据

涂层增厚效果 -150 ? 7 mm 增至 11 mm，3 h 后峰值温度降低

项目	论文数据	含义
试件配置	PEC-B1/B2/B3: L=5500 mm, H400×180×6×10；PEC-C1-C6: L=1000 mm；Q355B 钢板平均屈服强度 462.5 MPa	梁柱试件覆盖受弯构件和无荷载热传递柱构件
Table 5 火试验	PEC-B2: 3 h 最高温 501.9/598.6 ℃，挠度 -137 mm，tR=207 min；PEC-B3: 503.3/645.1 ℃，挠度 -175 mm，tR=154 min；PEC-C5/C6: 824.8/711.6 ℃，tR=121/105 min，Failure	梁由挠度控制，柱由峰值温度判定
Table 7 荷载比	GL1 耐火时间从 n=0.4 的 198.22 min 降至 n=0.7 的 99.55 min；全部模型中最大降幅可达 142 min	荷载比是 PEC 梁耐火设计的主控变量
参数分析结论	涂层厚度 7.0→11.0 mm，3 h 后峰值温度约降低 150 ℃；截面温度沿混凝土包覆深度明显下降，梁纵向温差最高 142.4 ℃	温度分布是后续高温承载力分区计算的基础

数据来源：摘要、表 1-7、3-6 节与结论。

Wu C, Jiang S, Zhu S^*. GRIDSNET: A graph neural network approach to predicting nonlinear buckling capacity of imperfect single-layer gridshells[J]. Thin-Walled Structures, 2025, 208: 112851.

GRIDSNET 网壳屈曲 GNN

步骤 1 / CSIMM 样本 把带拓扑约束初始缺陷的网壳转成图数据

论文用 CSIMM 生成可靠缺陷样本，再把节点、杆件和全局结构参数编码为图神经网络输入，用 GRIDSNET 替代昂贵的非线性有限元屈曲分析。

这篇论文把单层网壳稳定承载力预测改写成图学习问题。训练数据覆盖 Kiewitt-6 网壳 486 种参数组合：环数 m=8/10/12，跨度 40/50/60 m，矢跨比 1/4/1/5/1/6，缺陷幅值 L/500/L/1500/L/3000，三种截面和两种边界；每类结构用 CSIMM 生成 100 个缺陷样本，共 48,600 个样本，训练/验证/测试为 32,400/8,100/8,100。GNN B 在 K6 测试集上样本预测最好，R2=0.9237、RMSE=0.0592；但最终工程选择 GNN D，因为它在 K8 泛化和 95% 置信区间分位数预测上更稳，UT 数据集中两个分位误差为 0.52% 和 7.30%。单个样本 GNN D 耗时 0.0007 s，而 FE 模型为 55.6 s。

训练样本 48,600 486 类 K6 × 100 个 CSIMM 缺陷样本

数据划分 32,400 / 8,100 / 8,100 训练 / 验证 / 测试

K6 样本精度 R2 = 0.9237 GNN B，RMSE=0.0592

K8 分位误差 0.52% / 7.30% GNN D，95% 置信区间两侧分位

项目	论文数据	含义
训练数据库	m=8/10/12；L=40/50/60 m；f/L=1/4,1/5,1/6；α=L/500,L/1500,L/3000；3 种截面；Pinned/Fixed；486 类 ×100 = 48,600 样本	CSIMM 提供带拓扑约束的真实缺陷训练样本
K6 测试集	GNN A: R2=0.9034, RMSE=0.0671；GNN B: 0.9237, 0.0592；GNN C: 0.9017, 0.0673；GNN D: 0.8580, 0.0809	单样本承载力预测中 GNN B 最好
概率分布预测	Type 1 中 GNN D 均值误差 0.29%，右侧分位误差 2.43%；K8 UT2 中 GNN D 两个分位误差为 0.52% 和 7.30%	复合损失显著改善承载力概率分布与分位数预测
K8 泛化与速度	UT1: GNN D R2=0.8566, RMSE=0.0524；GNN D 0.0007 s/样本，FE 55.6 s/样本	无需随拓扑变化重训，计算速度相对 FE 提升多个数量级

数据来源：摘要、2-4.7 节、表 2、4、5、7、9、11 与结论。

Li G Q, Li J, Zhu S^*, Zhang C, Chen B, Ji W, Wang Y, Chen N, Qi H, Yang X, Jiang L, Nie Y, Luo Q. An experiment on a real building with truss roof to validate real-time early-warning system for fire-induced collapse[J]. Fire Technology, 2025, 61: 2013-2046.

真实建筑桁架火灾预警

步骤 1 / 真实建筑 一栋服役 50 多年的三角桁架屋盖被完整点火测试

论文不是只做构件炉试验，而是在真实厂房屋盖上布置温度、转角和位移监测，把现场数据实时传到云端预警系统。

这篇论文把火灾坍塌预警系统放进真实建筑而不是理想化模型中检验。试验建筑为 1950 年代建成的三角桁架厂房屋盖，跨度 11.6 m，火源平台 8 m x 3 m x 2.7 m，布置 60 个热电偶、倾角仪和雷达对照测量。火灾中气体和钢材最高温度接近 900 ?，屋盖在点火后 4134 s 出现显著变形和局部坍塌，4253 s 发生整体坍塌。系统在 642 s、948 s 和 3504 s 给出三级预警；第三次预警预测剩余 596 s，实际剩余 759 s，说明方法在真实复杂火场中能提前给出保守但可操作的撤离时间。

真实建筑 11.6 m span 服役 50 多年的三角桁架屋盖

现场传感 60 TCs 43 个气体、10 个钢、7 个混凝土表面热电偶

坍塌时刻 4134 / 4253 s 显著变形局部坍塌 / 整体屋盖坍塌

最高温度 ~900 ? 气体与钢材温度高度非均匀

事件	相对时间	论文数据
点火	130 s	10:09:16 点火，云端监测已经开始
第 1/2 级预警	642 s / 948 s	预测剩余 1972 s / 1327 s，实际剩余 3621 s / 3315 s
第 3 级预警	3504 s	预测剩余 596 s，实际到局部坍塌 759 s
坍塌	4134 s / 4253 s	显著变形局部坍塌 / 整体屋盖坍塌；温度峰值接近 900 ?

数据来源：摘要、表 1、表 3、表 4、试验现象、测点布置和结论。

Li J, Zhu S, Ji W, Li G Q^*, Wang Y, Qi H. Development of high-temperature resistant inclinometers for structural displacement acquisition of the buildings subjected to fire[J]. Fire Technology, 2025, 61: 1885-1914.

耐高温倾角仪位移采集

步骤 1 / 传感器保护 气体接近 900 ?，电子元件必须保持低于 180 ?

论文围绕一个很实际的问题：火场里位移计容易失效，能否用耐高温倾角仪测转角，再反演出关键位移。

这篇论文开发了耐高温倾角仪，并用炉内钢梁试验和真实建筑火灾验证。装置由电子元件、气凝胶和防火板组成，电子元件安全上限为 180 ?；炉内 ISO 834 加热约 70 min 时，30 mm 气凝胶保护下倾角仪温度保持在 100 ? 以内。真实建筑火灾中改用 40 mm 气凝胶，火场气体温度接近 900 ? 且持续超过 1 h，倾角仪仍基本低于 180 ?。论文进一步用转角多项式和深度学习模型把 R1-R6 转角转成 D1-D3 位移；在显著变形阶段，缺少边界位移监测时 DL 模型比传统多项式更接近实际。

保护厚度 30 / 40 mm 炉内钢梁 / 真实建筑火灾气凝胶厚度

电子限值 180 ? 电池和电子元件控制温度

炉内验证 70 min 倾角仪温度保持在约 100 ? 以内

真实火场 ~900 ? 气体温度持续超过 1 h，传感器仍能工作

环节	论文数据	含义
设备耐温	电子元件限值 180 ?；30 mm 气凝胶炉内 70 min 低于约 100 ?；40 mm 气凝胶真实火灾低于 180 ?	传感器能在火灾全过程早中期提供可用转角
炉内位移验证	钢梁 HW100x100x6x8，50 kg 集中荷载，ISO 834 加热约 70 min；40-55 min 差值小于 2 mm	转角反演位移在高温弯曲阶段可与直接位移计互相校核
DL 训练	900 个样本，4:1:1 划分，MSE 损失，Adam，batch=128，10000 epochs，5000 epochs 后趋稳	以 R1-R6 或缺失 R3 的转角输入预测 D1-D3 位移
D1 精度	DL1 RMSE=12.7, R2=0.82；DL2 RMSE=37.5, R2=0.94，覆盖到 11:16:36	缺少部分监测时，深度学习位移重构仍能延长可用预警时间

数据来源：摘要、2-4 节、表 2、表 3、炉内钢梁试验、真实建筑火灾试验和结论。

Ji W, Li G Q, Zhu S^*, Li J, Qi H, Wang Y. Machine learning-driven real-time identification of large-space building fires and forecast of temperature development[J]. Expert Systems with Applications, 2024, 255: 124758.

大空间火灾智能识别预测

步骤 1 / 数据预训练 先用 5000 个经典火灾模型样本学习温度时间规律

论文先用大规模参数化火灾模型预训练 LSTM，再用少量 FDS 场模拟迁移学习，让模型能服务真实大空间建筑。

这篇论文建立了大空间火灾的机器学习实时识别与温度预测框架。模型先在 5000 个经典火灾样本上预训练，按 3000/1000/1000 划分，并把 60 min 加热历程用 5 min 输入/输出窗口切成 153000 个训练对；随后用 50 个 FDS 样本迁移学习，增强后形成 120/40/40 训练、验证、测试集。迁移模型能在 20 min 预测间隔下保持平均温度预测精度约 90% 以上，火源平面位置平均识别精度约 89.6%/91.8%。真实火灾验证中，LSTM 模型火源位置识别超过 92%，20 min 温度预测超过 89%，一次预测耗时约 1.83 s；损坏热电偶比例低于 30% 时，异常测点识别精度超过 96%。

预训练样本 5000 经典火灾模型，3000/1000/1000 划分

训练对 153,000 5 min 输入窗口 + 5 min 输出窗口

FDS 迁移 50 -> 120/40/40 少量场模拟经数据增强后用于迁移学习

真实火灾 >92% / >89% 火源位置识别 / 20 min 温度预测

模块	论文数据	含义
预训练	5000 个经典火灾样本，3000/1000/1000；60 min 历程切为 153000 个训练对	低成本生成火灾时序先验
迁移学习	50 个 FDS 样本按 30/10/10 划分，增强后为 120/40/40	用少量高保真场模拟校准到大空间结构火灾
20 min 温度预测	表 6：暴露 5-40 min 时，20 min 超前精度约 90.64%-96.89%	达到实时预警所需的长提前量温度预测
真实火灾验证	位置识别超过 92%，20 min 温度预测超过 89%，预测耗时 1.83 s；损坏热电偶识别超过 96%	模型可以在传感器部分失效时维持火情识别和温度预测

数据来源：摘要、2-5 节、表 6、表 9、表 10、损坏热电偶分析和结论。

Wang Y, Li G Q, Zhu S^*. Graph recurrent neural networks-integrated real-time prediction of key displacements for fire-induced collapse early warning of steel frames[J]. Applied Soft Computing, 2024, 163: 111942.

FRAME-Net 难测位移预警

步骤 1 / 易测数据 现场能测到温度和外围位移，难点是内部关键位移

论文把钢框架转成图结构，用构件温度和易测节点位移作为输入，实时预测顶部和内部难以直接测量的关键位移。

这篇论文提出 FRAME-Net，把 GNN 的空间结构表达和 RNN/LSTM 的时序能力合并，用于火灾中多层平面钢框架的难测关键位移预测。训练数据来自经真实火灾试验验证的有限元模型：共 600 个样本，划分为 350/150/100，时间序列长度 72，单次训练约 4.2 h。测试集中，难测位移超过 95% 达到第 3 级精度、超过 90% 达到第 2 级、超过 85% 达到第 1 级。模型可不重训迁移到不同拓扑钢框架，单案预测约 0.01-0.02 s，远小于 72 s 的数据采样间隔。真实钢框架火灾试验中，预测误差在坍塌前基本控制在 5 mm 以内。最后，论文把预测位移接入早期预警算法：在 403/490/778 s 给出三级预警，实际剩余坍塌时间为 518/431/143 s，预测剩余时间为 190/88/62 s，均为保守预警。

训练数据 600 350/150/100 训练、验证、测试样本

测试精度 >95% 难测位移达到第 3 级精度

真实试验误差 <5 mm 坍塌前垂直/水平难测位移误差

推理时间 0.01-0.02 s 低于 72 s 数据记录间隔

项目	论文数据	含义
训练设置	600 样本；350/150/100；tmax=72；8000 epochs；RTX4090；单次训练约 4.2 h，5000 epochs 后测试损失稳定	用离线训练换取火场中的快速在线预测
测试集表现	超过 95% 达到第 3 级，超过 90% 达到第 2 级，超过 85% 达到第 1 级	满足预警算法对趋势和数量级的需求
真实火灾泛化	两层四跨钢框架；柱 50x30x3 mm，梁 60x40x3.5 mm；J6/J11 为易测点；误差基本小于 5 mm	训练集中没有的拓扑、尺寸、荷载和火灾类型仍可预测
预警剩余时间	tγ=403/490/778 s；实际剩余 518/431/143 s；预测剩余 190/88/62 s	预测均保守，第三阶段更接近真实坍塌时间

数据来源：摘要、表 1、表 8、表 13、5.5-7 节、真实火灾测试验证和结论。

Wu C, Jiang S, Zeng Q, Zhu S^*. Probability model evolution laws and mechanisms of non-linear buckling capacity of single-layer spherical gridshells with topology-constrained initial imperfections[J]. Thin-Walled Structures, 2024, 202: 112145.

CSIMM 屈曲概率模型演化

步骤 1 / 拓扑约束缺陷 用 CSIMM 生成真实可装配的初始几何缺陷样本

这篇论文不是只预测承载力，而是研究承载力概率分布为什么会随缺陷幅值、环数和矢跨比改变。

这篇论文用 CSIMM 对 Kiewitt-6 单层球面网壳进行非线性屈曲承载力概率分析。参数覆盖环数 m=8/10/12、矢跨比 1/6、1/5、1/4、缺陷幅值 L/300 到 L/3000，共 63 类工况，每类 1000 个初始几何缺陷样本，总计 63,000 个网壳模型。与传统随机缺陷 RIM 相比，CSIMM 能得到双峰分布，而 RIM 往往给出单峰；在 C4/C5 工况中，CSIMM 的最大承载力可低 8.60%/5.16%，最小承载力可低 42.29%/52.49%。论文进一步引入 joint well-formedness 表征节点局部刚度，解释承载力分布从小缺陷下偏态、到中等缺陷下双峰、再到大缺陷下近似正态的演化机制。结论建议把缺陷幅值 L/1500 作为验收限值，以充分发挥结构整体屈曲承载力，并重点控制主肋节点和内环节点偏差。

模型总量 63,000 63 类工况 x 每类 1000 个 CSIMM 缺陷样本

幅值范围 L/300-L/3000 7 个缺陷幅值层级

RIM 偏差 5.16% / 52.49% C5 中最大/最小承载力相对 CSIMM 的高估

验收建议 L/1500 充分利用整体屈曲承载力的缺陷幅值限值

证据	论文数据	含义
参数工况	m=8/10/12；f/L=1/6、1/5、1/4；幅值 L/300、L/500、L/800、L/1000、L/1200、L/1500、L/3000	系统扫描形态、刚度和缺陷幅值
C4 方法对比	RIM max/min/mean/std=7.206/4.987/6.251/0.367；CSIMM=6.586/2.878/4.461/0.761	CSIMM 更保守，且分布离散性更大
C5 方法对比	RIM max/min/mean/std=7.366/5.407/6.561/0.315；CSIMM=6.986/2.569/4.510/0.877	RIM 可能把最小承载力高估 52.49%
机制结论	屈曲模式分为 5 类：主肋内环、非主肋内环、主肋外环、非主肋外环局部凹陷和整体凹陷	概率分布形状来自不同屈曲模式在样本中的比例变化

数据来源：摘要、2.1-2.2 节、表 1、表 2、3.5 节、4.3-4.7 节和结论。

Wang Y, Li G Q, Zhu S^*. Collapse modes and mechanisms of planar multi-story large-span steel frames under fire[J]. Journal of Building Engineering, 2024, 94: 109924.

大跨多层钢框架坍塌模式图谱

步骤 1 / 系统参数分析 13 个钢框架拓扑覆盖规则跨和大跨区域

论文用经真实火灾坍塌试验验证的 ABAQUS/Explicit 模型，系统改变拓扑、火灾场景、荷载、构件尺寸、防火、温度梯度和风荷载。

这篇论文研究多层大跨平面钢框架在火灾中的坍塌模式和机制。研究对象包括 13 个多层钢框架：S0 为五层五跨规则框架，S1-S12 覆盖大跨区位于中部、边部、偏心位置以及跨越单层/多层等情况；规则跨 9 m，大跨 18 m，首层 6 m，其余楼层 5.4 m。参数分析还包括 12 类火灾场景、6 个荷载比 0.2-0.7、4 级防火、3 种截面温度梯度 300/600/900 ?/m 和 6 个风压水平。论文归纳出 8 种有限坍塌模式：A 一般内倾、B 再平衡、C 局部侧向、D 受火大跨梁诱发内倾、E 约束失效、F 整体下塌、G 未受火大跨梁诱发内倾、H 整体侧向。机制上，局部坍塌可归结为 R1 受火柱材料退化、R2 受火梁跨中变形驱动柱顶侧移、R3 梁失效后柱顶侧向约束丧失；其中 F 和 G 会牵连未受火下部楼层，危险性更高。

拓扑数量 13 S0 规则跨 + S1-S12 大跨框架

坍塌模式 8 A-H 八类有限模式

局部坍塌诱因 R1/R2/R3 材料退化、梁变形驱动侧移、侧向约束丧失

危险模式 F / G 会影响未受火下部楼层

维度	论文数据	含义
参数方案	13 个框架；规则跨 9 m，大跨 18 m；12 类火灾场景；荷载比 0.2-0.7；4 级防火；300/600/900 ?/m 温度梯度；±0.3/0.5/0.7 kN/m2 风压	覆盖拓扑、火灾、荷载和环境扰动
大跨专属模式	D 受火大跨梁诱发内倾；G 未受火大跨梁诱发内倾，二者只发生在大跨区域	大跨梁是模式切换的关键构件
局部坍塌诱因	A/B/H: R1；C/D: R2；E: R3；F/G: R1 或 R2 或 R3	三类机制解释八种宏观坍塌模式
参数影响	温度梯度通常不改变多层框架坍塌模式；风荷载促进整体侧向坍塌；防火可使 A 转为 C	预警算法可利用关键位移/速度演化识别模式

数据来源：摘要、2-6 节、表 1、表 2、附录 B/C 参数表和结论。

Li J, Zhu S, Li G Q^*, Zhang C, Chen B, Chen N, Yang X, Jiang L, Shan J, Qi H, Ji W, Wang Y. Data set for fire-induced collapse test on an existing building with a truss roof[J]. Journal of Structural Engineering, 2024, 150(10): 04724003. Hot 开源数据集下载

真实建筑火灾坍塌开放数据集

步骤 1 / 真实建筑数据 这是一个真实建筑火灾坍塌试验的数据论文

论文的重点不是重新解释现象，而是把温度、质量损失、HRR、转角、位移、视频和几何文件统一整理成开放数据集。

这篇数据论文公开了真实服役桁架屋盖建筑火灾坍塌试验数据集。试验建筑为 1950 年代建成的三角桁架厂房，跨度约 12 m，恒载 1.5 kN/m2，并在火源上方半跨施加约 3.5 kN/m 线荷载；钢材屈服强度 426 MPa、极限强度 553 MPa，混凝土强度 24.2 MPa。数据集包含非破坏性火灾和破坏性火灾两部分，后者点火于 2023-11-01 10:09:16，结束于 11:20:09。数据近 141 GB，包含 Temperatures.csv、Rotations.csv、Displacements.csv、Mass.csv、HRR.csv、视频、照片、几何文件和 metadata。采集系统包括 1 Hz 热电偶、5 Hz 质量/燃烧速率、1 Hz 耐高温倾角仪、50 Hz 三台微波雷达位移和多视角视频，为 CFD/FE/DL、坍塌预警和计算机视觉提供首个真实建筑火灾坍塌开放数据基准。

数据规模 ~141 GB CSV、MP4、JPG、DWG/PDF 和 metadata

建筑与荷载 ~12 m; 3.5 kN/m 桁架跨度约 12 m，半跨附加线荷载

采样频率 1 / 5 / 50 Hz 温度/转角、质量、位移

数据用途 CFD/FE/DL/CV 温度、结构响应、预警和视频识别验证

数据类别	论文数据	含义
试验时间	非破坏性 2023-10-29 16:55:18-17:33:56；破坏性 2023-11-01 10:09:16-11:20:09	数据同时覆盖温度测试和坍塌全过程
传感器	K 型热电偶 1 Hz；称重台 5 Hz；倾角仪 LoRa 1 Hz；微波雷达位移 50 Hz；7 个视频视角	为温度、HRR、转角、位移和视觉分析提供同步依据
位移坐标	D1=(3.71,0,-1.867), D2=(0,0,0), D3=(-3.71,0,-1.867)；A/B/C 三雷达坐标用于转换	从雷达线向位移还原标准 x/y/z 位移
文件结构	Temperatures.csv, Rotations.csv, Displacements.csv, Mass.csv, HRR.csv, videos, photos, geometric features, metadata	把一次不可重复真实火灾试验变成可复查数据资产

数据来源：摘要、试验建筑、火灾方案、监测设备、Data Format/Data Processing、表 1-3 与数据复用讨论。

Qi H H, Li G Q^*, Zhu S. Collapse analysis of restrained concrete-filled steel tubular columns in fire conditions[J]. Fire Safety Journal, 2024, 146: 104174.

受约束 CFST 柱火灾坍塌模式图

步骤 1 / 约束效应 端部梁板约束会让受火柱产生附加轴力和模式切换

论文把坍塌判据设为轴向收缩达到 H/100 或柱轴力降为 0，并系统研究 βa 与 μ 的模式边界。

这篇论文用经试验校准的 ABAQUS 顺序热-力耦合模型研究 ISO 834 标准火下受约束方钢管混凝土柱。模型使用 DC3D8/S4R/T3D2 等单元，混凝土与钢管允许摩擦滑移 0.25，端部轴向约束通过线弹簧模拟。验证中，无约束柱耐火时间与试验一致，受约束柱临界时间误差在 10% 以内。论文提出两个坍塌判据：轴向收缩达到 H/100，或柱轴力 P 降为 0，并归纳三种模式：扩张变形坍塌、收缩变形坍塌和承载力丧失坍塌。低荷载比下三种模式都可能出现；高荷载比下只出现收缩变形和承载力丧失。典型低荷载比 μ=0.1 时，βa 从 0 到 0.01 会把坍塌时间从 86.5 min 降到 63.5 min，但 βa ≥0.02 时坍塌时间超过 120 min；μ=0.5 时 βa 增大使坍塌时间从 21.8 min 提高到 >120 min。论文最终给出基于 b、H/b、βa、μ 的模式识别流程。

坍塌判据 H/100 or P=0 轴向收缩或轴力丧失

模式数量 3 扩张、收缩、承载力丧失

验证精度 <10% 受约束柱临界时间误差

边界参数 beta_a + mu 轴向约束水平和荷载比控制模式

证据	论文数据	含义
模型验证	SP-2/SP-3 耐火时间 140/109 min；受约束 SC150/SC220 临界时间误差小于 10%	热传导和力学响应均可用于参数分析
μ=0.1	βa=0/0.01/0.02/0.03/0.1 的坍塌时间为 86.5/63.5/>120/>120/>120 min	弱约束可提前坍塌，强约束可形成新平衡
μ=0.5	βa=0/0.01/0.03/0.05/0.1 的坍塌时间为 21.8/22.9/24.0/30.1/>120 min	高荷载比下轴向约束整体呈正效应
通用边界	常见方 CFST 柱 b=0.3-0.5 m，H/b=7.5-15；扩张模式最大 μ 约 0.3，最大 βa 约 0.11-0.22	几何尺寸会移动 βa-μ 模式边界

数据来源：摘要、2-5 节、表 1-5、图 8-18 与结论。

Du Y, Wang L, Wang Y, Zhu S^*, Li X. Elevated-temperature mechanical property and constitutive model of galvanized parallel wire strands[J]. Fire Safety Journal, 2024, 145: 104136.

镀锌平行钢丝束高温本构

步骤 1 / 19 丝钢束 12 个温度水平下测量 19 丝镀锌平行钢丝束

论文用非接触 DIC 获取高温拉伸过程中的应变，避免接触式应变计在高温下失效。

这篇论文对 19 根 5.4 mm 镀锌钢丝组成的平行钢丝束开展稳态高温单轴拉伸试验。试件名义直径 27 mm、截面面积 435.14 mm2、有效长度 1000 mm，温度水平从 20 ? 到 700 ? 共 12 级，每级 2 个试件，总计 24 个；加热速率 10 ?/min，保温 30 min，DIC 与试验机采样频率均为 10 Hz。论文建议用 1.5% 应变对应应力作为名义屈服强度。室温极限强度为 2553.5 MPa；400 ? 时极限强度约 1320.7 MPa，仅为室温约 51.7%；700 ? 时仅 63.9 MPa，约 2.5%。力学性能在 200-550 ? 快速下降，论文用 Boltzmann 曲线拟合弹性模量、比例极限、屈服强度和极限强度折减系数，并用弹性、塑性强化和颈缩三阶段分段拟合全过程本构模型。

试件 19 x 5.4 mm 名义直径 27 mm，面积 435.14 mm2

温度/试件 12 / 24 20-700 ?，每级 2 个试件

400 ? 强度 51.7% 极限强度相对室温

700 ? 强度 2.5% 极限强度几乎丧失

项目	论文数据	含义
试验制度	20、100、200、250、300、350、400、450、500、550、600、700 ?；每级 2 件；10 ?/min；保温 30 min；DIC 10 Hz	稳态拉伸曲线覆盖火灾温度范围
名义屈服	选择 1.5% 应变对应应力 f1.5%,theta 作为 fpy,theta	兼顾材料强度利用和安全储备
极限强度	20/400/700 ?: 2553.5 / 1320.7 / 63.9 MPa；折减系数 1.000 / 0.517 / 0.025	400 ? 后承载储备快速耗尽
拟合模型	Boltzmann 曲线拟合折减系数；全过程本构分为弹性、塑性强化、颈缩三段	用于预应力钢结构火灾变形与承载分析

数据来源：摘要、2-4 节、表 2-5、图 3-8 与结论。

Ji W, Li G Q^*, Wang Y, Li J, Zhu S, Yang X, Chen B, Chen N, Chen P. Experimental and numerical study on fire-induced collapse of double-span steel portal frames[J]. Fire Safety Journal, 2024, 143: 104059.

双跨门式刚架真实火灾坍塌

步骤 1 / 足尺缩尺火灾 16 m x 6 m 双跨钢门式刚架在左跨受火

论文构造 1:3 门式刚架，左跨设置火灾隔间，用木垛和汽油触发局部坍塌，同时记录温度、位移和转角。

这篇论文把双跨钢门式刚架的自然火灾试验、现场测量和数值预测连成一条链。试件为 16 m x 6 m、两跨各 8 m 的门式刚架，火灾总时长约 22 min。气体温度在点火约 2 min 后超过 700 ?，15 min 左右因屋面破坏和通风增强达到约 1200 ?；受火柱和梁温度达到约 600 ? 时出现关键位移峰值，超过 800 ? 后发生局部坍塌。论文比较热电偶、LVDT、微波雷达和高温保护倾角仪，并用 FDS 与 ABAQUS 复现实验。参数分析表明坍塌过程可近似看作准静态过程，若现场测得受火柱水平或竖向位移峰值及对应温度，可用 1.2Tx 或 1.1Tz 估计坍塌温度。

试验结构 16 m x 6 m 两跨各 8 m，1:3 双跨门式刚架

火灾时长 22 min 约 20 min 开始灭火，22 min 熄灭

关键温度 600 / 800 ? 600 ? 位移峰值，800 ? 后局部坍塌

预测系数 1.2Tx / 1.1Tz 由位移峰值温度估计坍塌温度

环节	论文数据	含义
真实火灾	16 m x 6 m 双跨框架；左跨火灾隔间；8 堆木垛；最大热释放率约 20 MW	直接观察局部坍塌而不是只依赖构件炉试验
测量系统	热电偶、LVDT、微波雷达、带防火保护的倾角仪	比较接触式和非接触式火场结构响应测量
坍塌过程	2 min 气温超过 700 ?；15 min 屋面破坏、受火跨开始坍塌；总时长约 22 min	受火跨坍塌，另一跨保持站立
预警判据	位移峰值温度 Tx/Tz；坍塌温度可取 1.2Tx 或 1.1Tz	把现场可测位移转成消防撤离温度阈值

数据来源：摘要、第 2-6 节、图 10-29、表 1-2 与结论。

Wang Y, Du Y, Zhu S^*, Huang L. Anti-sliding performance of parallel wire strand clamps at elevated temperatures[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2024, 212: 108302.

平行钢丝束索夹高温抗滑

步骤 1 / 稳态与瞬态试验 270 x 230 x 45 mm 索夹试件夹持 46 mm 平行钢丝束

论文用稳态等温加载得到各温度抗滑承载力，再用 ISO-834 升温曲线下恒推力试验得到火灾安全工作时间。

这篇论文研究平行钢丝束索夹在火灾高温下的抗滑性能。试件为 270 mm x 230 mm x 45 mm 索夹，夹持 46 mm、1670 MPa、61 根 5 mm 镀锌钢丝组成的平行钢丝束；每个螺栓分三轮施加 51/103/155 kN 预拉力，钢丝束轴向预张拉力为 600 kN。稳态试验覆盖 20-400 ? 的 8 个温度水平，400 ? 时极限抗滑承载力从 417.8 kN 降到 86.8 kN，仅为室温 20.8%。瞬态试验采用 ISO-834 升温曲线和 0.30-0.90Ffc,20 的 5 个推力等级，0.90Ffc,20 时安全时间为 531.3 s，只是 0.30Ffc,20 下 1395.9 s 的 38.1%。FE 分析进一步解释螺栓预拉力损失：400 ? 时螺栓预拉力为 20 ? 的 67.3%。

稳态温度 8 20-400 ?，保温 1 h 后加载

400 ? 抗滑 20.8% 极限抗滑承载力相对室温

瞬态等级 0.30-0.90Ffc,20 ISO-834 升温下恒推力

螺栓预拉力 67.3% 400 ? 时相对 20 ?

指标	论文数据	含义
试件与加载	索夹 270 x 230 x 45 mm；钢丝束直径 46 mm；预张拉 600 kN；螺栓每根 155 kN	模拟实际索夹受不平衡推力时的滑移风险
稳态抗滑	Ffc: 417.8 kN at 20 ?, 270.5 kN at 300 ?, 86.8 kN at 400 ?	400 ? 时抗滑能力仅剩 20.8%
瞬态安全时间	0.90/0.75/0.60/0.45/0.30Ffc,20: 531.3/915.0/1145.6/1294.2/1395.9 s	高推力会显著压缩火灾安全工作窗口
数值解释	400 ? 螺栓预拉力为 20 ? 的 67.3%；FE 抗滑承载力与试验吻合	高温软化、摩擦衰减和预拉力损失共同导致滑移

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 1-5、图 8-19 与结论。

Zeng Q, Ohsaki M, Zhang J, Zhu S, Li Z, Guo X^*. Structured triangular mesh generation method for free-form gridshells based on conformal mapping and virtual interaction forces[J]. Engineering Structures, 2023, 295: 116879.

自由曲面网壳结构化三角网格

步骤 1 / 保角映射 先在二维参数平面生成结构化三角网格

论文用 LSCM 把自由曲面参数化，再用面积图和虚拟相互作用力调节二维基网格密度，最后剪裁、映回三维并平滑。

这篇论文提出一种自由曲面单层网壳的结构化三角网格生成方法。它先用 LSCM 保角映射把复杂三维曲面转成二维参数平面，再用面积压缩比构造连续面积图，让二维目标杆长按局部面积压缩比调整；随后把结构化三角基网格看成粒子-弹簧系统，用虚拟相互作用力迭代移动节点。论文特别指出规则三角网格会出现拓扑锁定，并用边界刚度折减、内部力重分配等方法缓解。之后通过重心剪裁、边界修复和黄金分割优化剪裁距离，再用重心插值映回三维，最后用 VIF 平滑网格。四组算例表明，该方法能控制网格尺寸和方向；Case 2 在相同目标杆长下 CPU 时间约 13.8 s，相比已有方法 46.5-54.0 s 更快；Case 4 环形曲面中，等参网格变异系数 24.74%，而该方法约 10.68%。

核心转化 3D -> 2D -> 3D 保角映射、二维调密度、反映射

可控参数 ltar + beta 同时控制网格尺寸与方向

效率提升 13.8 s Case 2；参考方法 46.5-54.0 s

环形曲面 10.68% vs 24.74% 杆长变异系数，方法 vs 等参网格

步骤	论文数据	含义
框架流程	保角映射、面积图、二维基网格 VIF 调整、剪裁、反映射、三维平滑共 6 步	把困难的三维网格生成降维成二维可控过程
拓扑锁定	结构化三角网格内部节点度为 6，对向弹簧力可能抵消	解释为什么单纯 VIF 会在非目标杆长处停止
Case 2 效率	ltar = 2.30 m 时 tCPU = 13.8 s；参考方法 46.5-54.0 s	二维参数平面调整避免三维投影和拓扑优化开销
Case 4 环形曲面	该方法杆长变异系数约 10.68%；等参网格 24.74%	更均匀平滑，减少短杆和构件制造难度

数据来源：摘要、第 2-9 节、表 1-3、图 1-23 与结论。

Huang Y, Zhu S, Chen S^*. Deep learning-driven super-resolution reconstruction of two-dimensional explosion pressure fields[J]. Journal of Building Engineering, 2023, 78: 107620.

爆炸压力场超分辨重建

步骤 1 / 低分辨率压力场 粗网格 LS-DYNA 压力场进入超分辨网络

论文用真实低分辨率模拟而非简单下采样，配合 SDF 和流域通道恢复冲击波空间信息。

这篇论文提出二维爆炸压力场的深度学习超分辨框架。数据来自 LS-DYNA 轴对称爆炸流场模拟：2 m x 2 m 流场，9 个场景，每个分辨率 1800 个压力场；20/10/5/2.5 mm 网格对应 r=8/4/2/1，单场景计算时间约 4/50/465/4200 s。论文提出 multi-resolution concatenation，将低分辨率压力、SDF 距离场和 6 个流域通道拼接输入。UNet 在三种网络中最好，31.13 M 参数、1.52 GFLOPs、PSNR 41.79 dB。通道消融显示 SDF/FR 可使平均 PSNR 提升 0.66%-5.32%、标准差降低 18.3%-77.6%。相对双线性插值，超分辨模型 PSNR 提高 28.4%-48.4%，MSSIM 提高 0.8%-1.5%，测点压力时程 RMSE 最高降低 85.9%。

样本规模 1800 / resolution 9 场景 x 200 时刻

计算时间 4 -> 4200 s 20 mm 到 2.5 mm 网格

最佳网络 UNet 41.79 dB 31.13 M 参数，1.52 GFLOPs

时程 RMSE -85.9% 压力时程最大降幅

环节	论文数据	含义
数据集	r=8/4/2/1；100x100 到 800x800；每分辨率 1800 个压力场	支撑多倍率超分辨训练
网络	UNet / Attention UNet / Swin UNet: 41.79 / 40.39 / 38.99 dB	UNet 精度和复杂度最均衡
几何通道	平均 PSNR +0.66%-5.32%，标准差 -18.3%-77.6%	空间信息让模型更准更稳定
压力时程	Sensor 1, r=8: RMSE 0.0475 -> 0.0067 MPa	可从云图重建推进到爆炸荷载时程

数据来源：摘要、第 2-7 节、表 4、表 6-9、图 17-27 与结论。

Wang Y, Du Y, Zhu S^*, Huang L. Elevated-temperature mechanical property and constitutive model of Galfan-coated and full-locked steel cables[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2023, 211: 108146.

Galfan 索与全锁索高温本构

步骤 1 / 两类钢索 1670 MPa Galfan 镀层索与 1570 MPa 全锁索稳态拉伸

5000 kN 试验机、1200 ? 高温炉和 DIC 非接触测量共同获得 9 个温度水平下的完整曲线。

这篇论文对 1670 MPa Galfan 镀层钢索和 1570 MPa 全锁钢索进行稳态高温拉伸试验。Galfan 索名义直径 38 mm、实测直径 41.4 mm；全锁索名义直径 48 mm、实测直径 51.4 mm；两者有效长度均为 1000 mm。温度水平为 20、100、200、300、400、450、500、600、700 ?，升温速率 10 ?/min，保温 30 min，应变率 0.003 min^-1。论文建议两类索的高温名义屈服强度取 1.25% 应变对应应力。室温极限强度分别为 1681.7 MPa 和 1588.5 MPa；400 ? 时两类索约剩一半极限强度；700 ? 时 Galfan 索仅剩 2.36%，全锁索仅剩 3.56%。全锁索延性更好，论文给出弹性、屈服、强化、颈缩阶段的分段本构与折减系数。

温度水平 9 20-700 ?，保温 30 min

名义屈服 1.25% 两类索均取该应变应力

400 ? 49.2% / 52.9% Galfan / 全锁索极限强度折减

700 ? 2.36% / 3.56% Galfan / 全锁索残余极限强度

指标	论文数据	含义
试验制度	9 个温度水平；10 ?/min；保温 30 min；应变率 0.003 min^-1	稳态试验获得材料本构
室温极限	GCSC 1681.7 MPa；FLR 1588.5 MPa	高温折减基准
高温极限	400 ?: 830.1 / 841.0 MPa；700 ?: 39.7 / 56.5 MPa	700 ? 时承载力几乎耗尽
模型	1.25% 应变名义屈服；弹性、屈服、强化、颈缩分段	描述高温钢索完整受拉过程

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 2-8、图 4-13 与结论。

Li J, Li G Q, Zhu S^*. FAST-AlertNet: Early warning fire-induced collapse of large-span steel truss structures[J]. Engineering Applications of Artificial Intelligence, 2023, 126: 106891.

FAST-AlertNet 钢桁架火灾预警

步骤 1 / 输入替代 温度和转角输入，关键位移输出

论文用预埋热电偶和倾角仪替代火场中难以直接测量的位移，再由 FAST-AlertNet 同步预测 KMPP 位移曲线。

这篇论文提出 FAST-AlertNet，用温度和转角实时预测大跨钢桁架火灾中的关键位移，并据此给出三级坍塌预警和剩余时间。示例结构由 8 榀平面钢桁架组成，间距 6 m，每榀跨度 24 m，材料为 Q235。预训练数据集由 500 个参数化大空间火灾场景和 ABAQUS 热-结构耦合分析生成，迁移学习数据集由 60 个 FDS/PyroSim 真实温度场场景生成。网络为两层 LSTM 加两层全连接，层维度 11x64、64x32、32x128、128x3；动态加权损失优于传统 MSE。迁移学习中 TL2 冻结 LSTM1，uyP 的 R2 达 0.92、RMSE 为 3.59 mm。典型应用中系统 203 s 激活，292/926/1106 s 发出 1/2/3 级预警，实际 1198 s 坍塌；第 3 级预测剩余 90 s，真实剩余 92 s。

桁架示例 8 x 24 m 8 榀，间距 6 m，跨度 24 m

数据集 500 + 60 参数化预训练 + FDS 迁移学习

最佳 TL R2=0.92 TL2 的 uyP RMSE 为 3.59 mm

3 级预警 90 s vs 92 s 预测剩余 vs 真实剩余

环节	论文数据	含义
输入/输出	R1-R6 转角 + G1-G5 温度 -> uyP、uyR、uyL	用易测量数据恢复难测位移
网络	LSTM1 11x64, LSTM2 64x32, FC1 32x128, FC2 128x3	输出同步位移曲线
迁移学习	TL2: R2=0.92, RMSE=3.59 mm；Model 2: R2=0.69, RMSE=7.63 mm	FDS 温度场显著提升真实火灾适应性
应用算例	203 s 激活；292/926/1106 s 预警；1198 s 坍塌；第 3 级 90 s vs 92 s	越接近坍塌，剩余时间预测越贴近真实值

数据来源：摘要、第 2-6 节、表 2-9、图 8-27 与结论。

Zhang C, Zhu S, Zong S, Sui Z, Guo X^*. Experimental and numerical investigations on an assembled self-centering buckling-restrained brace with high post-yield stiffness[J]. Thin-Walled Structures, 2023, 190: 110927.

ASC-BRB 自复位高后屈服刚度

步骤 1 / 构型目标 同一根支撑同时耗能、复位并在大位移后硬化

论文提出装配式自复位屈曲约束支撑：BRB 核心板耗能，钢绞线提供复位力，碟簧串联提高可变形能力并带来后屈服刚度。

这篇论文提出一种装配式自复位屈曲约束支撑（ASC-BRB），把 BRB 系统和自复位系统并联组合。自复位系统由两组钢绞线和碟簧组串联组成；无论受拉或受压，端部距离变化都会拉长钢绞线、压缩碟簧，卸载后复位力克服核心板屈服力，使残余变形很小。试验中 BRB 理论极限拉力为 108.77 kN，自复位预拉力为 110 kN；ASC-BRB 在 36.84 mm（4% 层间位移角）循环位移下表现出旗形滞回和明显后硬化，残余位移约 1 mm，仅为最大加载位移的 2.91%，最大延性系数 25.58。论文还给出改进构型：用四个角钢核心替代原有 1 形核心，屈服力提高 9.4 倍，同时内管最大应力从 277 MPa 降到不超过 41 MPa，降低核心低周疲劳和约束管局部失稳风险。

预拉/启动 110 kN SC 系统目标预拉力，试验启动力约 109 kN

残余位移 1 mm 约为最大加载位移 36.84 mm 的 2.91%

变形能力 25.58 最大延性系数，4% 层间位移角加载

改进核心 9.4x 角钢核心屈服力提高，内管应力 277 -> 41 MPa

环节	论文数据	含义
自复位启动	目标预拉力 110 kN，SCB 启动力约 109 kN	试验启动力与设计目标吻合
旗形滞回	最大位移 36.84 mm，残余位移约 1 mm	耗能后仍能回到接近原位
可更换性	试验后主要损伤发生在核心板，其他构件保持完整	震后只需更换耗能核心板
改进构型	角钢核心屈服力为原 1 形核心的 9.4 倍；内管应力 277 -> <=41 MPa	核心更强，约束管局部失稳风险更低

数据来源：摘要、第 2-6 节、表 3-5、图 23-32 与结论。

Du Y, Zhu D, Zhu S^*. Experimental study on high-temperature creep behavior of full-locked and Galfan-coated steel cables[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2024, 36(1): 04023512.

全锁与 Galfan 钢索高温蠕变

步骤 1 / 火中风险 钢索在高温和拉应力共同作用下会持续蠕变

论文用非接触视频应变测量系统，在 350-500 ? 和不同应力比下测试全锁钢索与 Galfan 镀层钢索。

这篇论文研究 1560 MPa 全锁钢索和 1670 MPa Galfan 镀层钢索在火灾高温下的蠕变与火后强度。试件加热到目标温度后保温 30 min，再按应力比加载并维持 3 h，同时用非接触视频系统记录应变。结果显示温度和应力比都会显著放大蠕变，且 Galfan 钢索发展更快、破坏更早。500 ?、应力比 0.7 时，Galfan 钢索 116 min 断裂、断裂应变 24.36%；全锁钢索 180 min 未断裂，最大蠕变应变 8.19%。450 ?、应力比 0.9 时，Galfan 钢索 46 min 断裂，全锁钢索 148 min 断裂。论文拟合了复合时间强化模型，R2 均大于 0.9，并指出规范模型会明显低估这两类钢索的蠕变。火后极限强度最大折减为全锁钢索 49%、Galfan 钢索 55%。

试验时间 3 h 加热保温 30 min 后恒载蠕变

500 ? / 0.7 24.36% Galfan 116 min 断裂；全锁 8.19% 且未断裂

450 ? / 0.9 46 vs 148 min Galfan 与全锁钢索的断裂时间

火后强度 49% / 55% 极限强度最大折减：全锁 / Galfan

环节	论文数据	含义
蠕变矩阵	350/400/450/500 ?，多应力比，恒载 3 h	能分离温度和应力比的共同影响
最危险对比	500 ?、0.7：Galfan 24.36% 并 116 min 断裂；全锁 8.19% 未断裂	构造差异导致耐火蠕变能力不同
模型拟合	复合时间强化模型 R2 > 0.9	规范蠕变模型会低估这两类钢索应变
火后强度	500 ?：全锁 0.61/0.51；Galfan 0.54/0.45	需要按温度和应力历史评估剩余承载力

数据来源：摘要、试验方案、表 3-4、表 11、蠕变分析与结论。

Guo X, Zhang J, Zeng Q^*, Zhu S, Zong S. Performance-based optimal sensor placement method for single-layer reticulated shells considering modal observability and damage identifiability[J]. Thin-Walled Structures, 2023, 188: 110809.

网壳性能化传感器布置

步骤 1 / 双目标 传感器既要看清模态，也要对损伤敏感

论文把网壳传感器布置从经验选点转成性能化优化：同时最小化模态混淆、最大化损伤灵敏度。

这篇论文提出单层网壳（SLRS）的性能化最优传感器布置方法，同时考虑模态可观测性和损伤可识别性。方法先用频率损伤灵敏度矩阵缩小候选空间，再用遗传算法进行多目标优化，并进一步拟合两类性能曲线：传感器方向比例曲线决定 x/y/z 方向传感器比例，布置效果曲线决定总传感器数量。第一个球面网壳算例含 600 个杆件，选取前 20 阶模态；经筛选后 143 个节点、429 个自由度作为优化变量，GA 种群为 200、迭代 100 次。相对于平均分配的多目标方法，性能化方法使 z 向模态可观测性指标降低 50.0%，损伤可识别性指标提高 32.3%。论文还指出布置效果曲线有快速增长、过渡和缓慢增长三阶段，工程中建议在 Stage II 选择总传感器数量，以兼顾性能和经济性。

候选空间 143 / 429 143 个节点、429 个自由度进入优化

性能曲线 110 不同 L2 与总传感器数形成 110 组优化

z 向可观测 -50.0% 性能化方法相对 Method 1 的 z 向指标降低

z 向识别 +32.3% z 向损伤可识别性指标提升

环节	论文数据	含义
模态选择	单层网壳模态密集，选前 20 阶模态	避免低阶少量模态遗漏结构信息
空间缩减	600 杆件 -> 518 敏感杆件 -> L2=180 -> 143 节点/429 DOF	降低优化维度并减少局部最优风险
Method 4	x/y/z 方向 23/23/35 个传感器；z 向 f1 降低 50.0%，f2 提高 32.3%	性能曲线优于经验均分方向
工程建议	布置效果曲线分 Stage I/II/III，建议在 Stage II 选总数量	兼顾传感器系统性能和经济性

数据来源：第 2-8 节、表 1-8、图 5-17 与结论。

Guo X, Zhang J, Zong S^*, Zhu S. A fast-response-generation method for single-layer reticulated shells based on implicit parameter model of generative adversarial networks[J]. Journal of Building Engineering, 2023, 72: 106563.

网壳 GAN 快速响应生成

步骤 1 / 监测响应 从有限监测数据直接学习结构响应分布

论文把时域振动响应转换为频率、幅值和相位三通道张量，再用 DCGAN 学习单层网壳的隐式参数模型。

这篇论文提出单层网壳快速响应生成方法：先由监测时域响应经傅里叶变换得到频率、幅值和相位，再构造 GAN 输入张量，使 DCGAN 直接学习结构频域响应分布，训练后通过逆傅里叶变换快速生成时域响应。数值球面网壳算例生成 10000 组 20 s、50 Hz 激励响应，并分别建立 1DOF、4DOF、9DOF DCGAN；9DOF 数据张量为 [10000,84,84,3]。JSD 为 0.010-0.071，FID 为 2.321-6.211，满足小于 0.5 和 10 的质量判据。训练时间为 3.18/4.21/5.72 h，生成一组响应平均 35 ms，而 ANSYS 瞬态分析约 3 min。实际 45 m x 45 m 铝合金网壳用 4 个加速度传感器采集 48 h 数据，前 24 h 训练、后 24 h 验证，4320 组响应的 JSD/FID 为 0.018-0.072 和 3.041-4.767，生成 4320 组仅 151 s。

数值数据 10000 20 s、50 Hz 响应组

质量指标 0.010-0.071 数值网壳 JSD；FID 为 2.321-6.211

生成速度 35 ms ANSYS 一组约 3 min

实际网壳 48 h 前 24 h 训练，后 24 h 验证

环节	论文数据	含义
张量构造	9DOF: [10000,84,84,3]；4DOF: [10000,60,60,3]	把响应转成 GAN 可学习的图像式频域数据
质量评价	数值网壳 JSD 0.010-0.071，FID 2.321-6.211	生成样本兼具相似性和多样性
速度	GAN 35 ms/组；ANSYS 约 3 min/组；10000 组 350 s vs 500 h	训练后可快速扩充响应库
实际验证	45 m x 45 m 铝合金网壳，4 传感器，48 h 数据，4320 组验证	方法不只适用于数值模型

数据来源：摘要、第 2-6 节、表 1-6、图 7-22 与结论。

Li G Q, Li J, Zhu S^*. An approach for early-warning collapse of planar steel trapezoid trusses exposed to fire[J]. Fire Safety Journal, 2023, 137: 103778.

梯形钢桁架火灾坍塌预警

步骤 1 / 机理库 先把火灾中可能发生的桁架坍塌模式分清楚

论文用验证后的 ABAQUS 模型做参数分析，把梯形钢桁架坍塌归纳为 A1、A2、B1、B2 四类。

这篇论文提出平面梯形钢桁架火灾坍塌早期预警方法。模型先由既有全尺寸钢屋盖桁架火灾试验验证：试验车间直径 8 m、高 4.02 m，三榀平面桁架高 600 mm，B31 梁单元网格 0.05 m，整体初始缺陷 L/300、局部缺陷 l/350。随后建立 24 m 跨、1.5-2.7 m 高、6 m 间距的基本梯形桁架模型，考虑 6 种火源位置、弱/强约束、跨度、间距、荷载比、防火、截面和系杆布置。论文归纳四种坍塌模式：弱约束 A1/A2 与强约束 B1/B2，分别对应旋转铰或滑移面机制。基于关键节点位移和速度，提出 A/B 模式三级预警：A 模式预警归一化时间约 0.2-0.5、0.5-0.8、0.7-0.9；B 模式约 0.06-0.3、0.6-0.8、0.7-0.9。用蒙特卡洛给出可靠度意义下的剩余安全时间，并由既有火灾试验验证：系统 276 s 激活，418/689/734 s 发出三级预警，836 s 设为坍塌时间。

坍塌模式 4 A1/A2/B1/B2

基本模型 24 m 跨度 24 m，桁架间距 6 m

试验验证 418/689/734 s 1/2/3 级预警；836 s 坍塌

可靠度 MC 蒙特卡洛给出剩余安全时间比

环节	论文数据	含义
模式	A1/A2/B1/B2：弱/强约束 + 旋转铰/滑移面	预警判据必须先识别潜在模式
监测量	A: uxL, uyP 及速度；B: uyP, uyL, uzL 及速度	位移和速度比温度单指标更贴近坍塌状态
预警窗口	A: 0.2-0.5 / 0.5-0.8 / 0.7-0.9；B: 0.06-0.3 / 0.6-0.8 / 0.7-0.9	不同等级对应继续救援、撤离准备、立即撤离
验证	276 s 激活；418/689/734 s 预警；836 s 坍塌	实际火灾试验支持三级预警逻辑

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 1-10、图 14-36 与结论。

Ji W, Zhu S, Li G Q^*, Chen B. Synchronous displacement acquisition approach for early warning of fire-induced collapse of steel portal frames[J]. Fire Technology, 2023, 59: 1613-1645.

门式刚架同步位移获取

步骤 1 / 难测 KMPP 火场里屋面关键位移难以直接快速测量

论文把侧柱可测位移和梁柱转角组合起来，通过函数拟合同步推断屋面与内柱关键位移。

这篇论文解决火灾坍塌预警中的一个前提问题：关键监测物理量（KMPPs）里很多屋面和内柱位移在火场难以布置雷达直接测。方法是在施工阶段预埋测斜仪，火灾现场只需在两侧柱附近布置微波雷达测易测 KMPP，再由测斜仪转角和多项式挠曲函数恢复难测 KMPP。单跨分析比较 1、2、3 个测斜仪布置，三点布置基本可满足，五个测斜仪位置能使多数工况 R2>0.9。多跨通用方案为每跨 5 个测斜仪、每个内柱 3 个测斜仪，总数 7n-2，并用基于斜率的左右预测权重；当权重小于阈值 0.2 时重置为 0，可避免严重受火一侧误差污染。三跨和多参数分析中各工况 R2>0.9 或位移误差 d<10 mm。实际单跨火灾试验约 330 s 坍塌，预测预警时刻为 112/214/241 s；50% 可靠度下第 2 级剩余时间 115 s vs 真实 116 s，第 3 级 68 s vs 89 s。数值双跨框架约 15 min 坍塌，330/570/720 s 进入三级预警。

测斜仪总数 7n-2 每跨 5 个、每内柱 3 个

阈值 0.2 斜率权重低于阈值时重置

精度 R2>0.9 或 d<10 mm 覆盖参数分析工况

试验预警 112/214/241 s 约 330 s 坍塌

环节	论文数据	含义
布置	n 跨门式刚架：2 个雷达，7n-2 个测斜仪	火场只需低位布置雷达，难测位移由预埋传感器恢复
单跨精度	三点布置多数工况满意；五个位置时多数 R2>0.9	给出可落地的传感器数量依据
鲁棒性	三跨参数分析：R2>0.9 或 d<10 mm；阈值 b=0.2	不同火源、跨度、荷载比和柱脚条件下仍有效
预警验证	试验：112/214/241 s 预警，330 s 坍塌；数值：330/570/720 s 预警，约 15 min 坍塌	恢复位移能直接服务坍塌风险判断

数据来源：摘要、第 2-6 节、表 2-6、图 10-27 与结论。

Huang L, Du Y, Zhu S^*, Wang L. Material property and constitutive model of C120 hybrid fiber ultra-high performance concrete at elevated temperatures[J]. Structures, 2023, 50: 373-386.

C120 HF-UHPC 高温本构

步骤 1 / 高温试验 刚性元辅助加载捕捉峰后下降段

论文在 20-800 ? 下做立方体抗压和圆柱单轴压缩试验，得到完整应力-应变曲线。

这篇论文测试 C120 混杂纤维 UHPC（0.5% 钢纤维、0.15% PP 纤维）在高温下的材料性能和本构模型。试验温度为 20、100、200、300、400、600、800 ?，采用刚性元辅助加载系统稳定获得圆柱单轴压缩峰后段。立方体抗压强度从 20 ? 的 136 MPa 增至 200 ? 的 152 MPa，之后到 800 ? 降至 61 MPa；圆柱单轴强度从 113 MPa 增至 200 ? 的 133 MPa，800 ? 降至 37 MPa。初始弹性模量单调降低，从 46.40 GPa 降至 2.17 GPa；峰值应变单调增加，从 0.31e-2 增至 1.80e-2。论文拟合了强度、弹性模量和峰值应变折减/变化函数，并提出高温应力-应变本构模型，相比 EC2 和既有模型更能描述 C120 HF-UHPC 峰前和峰后变形。

峰值强度 152 MPa 200 ? 立方体抗压强度峰值

单轴强度 133 MPa 200 ? 圆柱单轴压缩峰值

弹性模量 46.40 -> 2.17 GPa 20 ? 到 800 ? 单调下降

峰值应变 5.81x 结论给出 800 ? 相对室温倍数

环节	论文数据	含义
温度矩阵	20/100/200/300/400/600/800 ?	覆盖常见火灾下材料退化区间
强度	立方体 136 -> 152 -> 61 MPa；圆柱 113 -> 133 -> 37 MPa	200 ? 附近增强，之后显著退化
变形	Ec 46.40 -> 2.17 GPa；峰值应变 0.31e-2 -> 1.80e-2	高温下承载力降、变形能力增
模型	提出强度、模量、峰值应变函数与应力-应变本构	供火灾结构分析直接取值

数据来源：摘要、第 2-6 节、表 4-6、图 10-20 与结论。

Du Y, Wu Y, Umar A M, Zhu S^*. Elevated-temperature creep model of parallel wire strands[J]. Frontiers of Structural and Civil Engineering, 2023, 17(7): 1060-1071.

平行钢丝束高温蠕变模型

步骤 1 / 试验对象 预应力平行钢丝束在火中会因蠕变损失预拉力

论文对 36 个 PWS 试件进行 350-500 ?、三应力水平、2 h 稳态高温蠕变试验。

这篇论文研究 1670 MPa 平行钢丝束（PWS）的高温蠕变模型。试验采用 CCD 非接触视频应变测量，目标温度 350、400、450、500 ?，每个温度三个应力水平，共 12 种工况、36 个试件；升温速率 10 ?/min，保温 1 h，加载 10 min 内达到目标应力，随后保持 2 h 或至破坏。结果表明温度比应力水平更显著控制蠕变：350 ? 下 511/617/734 MPa 的 2 h 蠕变应变为 0.0863/0.1689/0.2692%；400 ?、511 MPa 时为 0.4861%；500 ?、238 MPa 时已达 0.9332%。400 ? 到 450 ?、442 MPa 下蠕变应变增至 5.74 倍，因此 450 ? 被视为分段点。PWS 的蠕变应变低于同温同应力水平钢绞线。论文比较一般经验式、Bailey-Norton 和复合时间硬化模型，推荐能同时考虑温度、应力和时间的复合时间硬化模型；两段 R2 分别为 0.997 和 0.995。

试件 36 4 温度 x 3 应力 x 3 平行件

关键温度 450 ? 蠕变速率显著变化分段点

高温低应力 0.9332% 500 ?、238 MPa、2 h 蠕变应变

模型拟合 0.997/0.995 复合时间硬化两段 R2

环节	论文数据	含义
试验矩阵	350/400/450/500 ?；每温度 3 应力水平；36 试件	覆盖火灾中 PWS 蠕变关键区间
低温	350 ?: 0.0863/0.1689/0.2692% at 511/617/734 MPa	350 ? 以下蠕变相对较小
临界变化	442 MPa: 400 ? 0.1572% -> 450 ? 0.9026%	450 ? 是模型分段点
模型	复合时间硬化 R2=0.997/0.995，适用 20-500 ?	可用于预应力钢结构抗火分析

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 2-7、图 7-14 与结论。

Zeng Q, Zhu S, Li Z, Guo X^*. Self-adaptive triangular mesh generation framework for free-form single-layer reticulated shells based on virtual interaction forces[J]. Automation in Construction, 2023, 148: 104750.

VIF 自适应三角网格

步骤 1 / 初始网格 先从参数平面生成 Delaunay 初始三角网格

论文面向任意自由曲面网壳，把非结构初始网格逐步调整为均匀、流畅、结构化的三角网格。

这篇论文提出自由曲面单层网壳自适应三角网格生成框架。流程从参数平面初始 Delaunay 三角网格开始，映射到三维自由曲面；随后用非线性虚拟相互作用力（VIF）和前向 Euler 更新节点，并投影回曲面。论文提出网格能量函数，根据目标杆长自动增删节点与调整分布，再通过低能量和不规则度指标停止迭代。连通优化阶段引入边折叠、边分裂、边漂移和不规则节点操作，配合基于距离的优先级和方向判定，最后用 VIF 平滑同时处理整体和局部质量。四类曲面算例验证了鲁棒性：Case 1 在 16.4 x 15.1 x 3.9 m 曲面上，稠密/稀疏初始节点最终 COVm 为 0.091/0.112，CPU 34.4/22.9 s；VIF 平滑使 COVm 分别下降 28.9% 和 18.8%，优于 Laplacian。Case 3 带孔曲面、Case 4 环形曲面也能得到结构化网格；Loop 细分后 COVm 可降至 0.086-0.104、流畅度指数约 0.015-0.018。

Case 1 0.091 / 0.112 稠密/稀疏初始节点 COVm

VIF 平滑 -28.9% / -18.8% COVm 相对未平滑下降

CPU 22.9-50.3 s 多个算例生成时间

细分后 0.086-0.104 COVm 范围

环节	论文数据	含义
自适应	Case 1 初始稠密/稀疏均收敛，COVm 0.091/0.112	初始节点密度估计不准也能修正
平滑	VIF 平滑 COVm 下降 28.9%/18.8%；Laplacian 稀疏网格反增 10.7%	整体力学式平滑优于局部 Laplacian
复杂边界	带孔曲面 Case 3，最终 l0 约比 lopt 短 2%，COVm 约 0.112	多边界自由曲面仍可生成结构化网格
环形曲面	Case 4 初始能量约 300,000 m2，调整后降到 11.9/0.5 m2	大半径变化也能保持曲面形状和网格质量

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 1-5、图 11-17 与结论。

Zeng Q, Guo X, Yang X, Zhu S^*, Li Z. Constrained stochastic imperfection modal method for non-linear buckling analysis of single-layer reticulated shells[J]. Journal of Structural Engineering, 2023, 149(3): 04022265.

步骤 1 / MRIMM 独立随机节点偏差

起点是随机缺陷场，但相连杆件的长度偏差会大量超出可制造误差限。

超限杆件5/11

|Δl|max46.3 mm

平均 |ΔP|9.65 mm

最低屈曲因子3.863

这篇论文提出 CSIMM，用虚拟相互作用力把传统 MRIMM 生成的随机初始几何缺陷修正为同时具有随机性和拓扑可行性的缺陷场。数值例子为 Kiewitt-6 单层网壳：L=40 m、f/L=1/4、8 环、169 个内节点，并分别用 MRIMM 与 CSIMM 生成 1000 个随机缺陷场。结果显示，MRIMM 的杆长偏差最大 46.330 mm、最小 -49.325 mm，62.939% 的杆件超过 3.5 mm 制造误差限；CSIMM 则把杆长偏差严格限制在 ±3.5 mm 内。节点合位移方面，CSIMM 的均值 6.174 mm、标准差 4.500 mm，相比 MRIMM 的 9.650 mm 和 6.672 mm 分别降低 36.021% 和 32.554%。进一步对 f/L=1/6、1/5、1/4 三种 K6 壳各生成 1000 个缺陷场并做非线性屈曲分析，CSIMM 得到的最低屈曲荷载因子分别为 3.622、4.613、5.599，均低于 MRIMM，说明拓扑约束不是把缺陷变小，而是更有效地搜索现实可出现且更不利的缺陷模式。

IGI 样本 1000 + 3000 缺陷统计 + 三种矢跨比屈曲分析

杆长约束 ±3.5 mm CSIMM 全部满足，MRIMM 62.939% 超限

节点偏差降低 36.021% / 32.554% ||ΔP|| 均值 / 标准差相对 MRIMM 降低

最低屈曲因子 3.622 f/L=1/6 的 CSIMM 下界样本

环节	论文数据	含义
K6 网壳算例	L=40 m，f/L=1/4，8 环，169 个内节点；每种方法 1000 个 IGI	用同一结构直接比较 MRIMM 与 CSIMM 的缺陷分布
节点合位移 \|\|ΔP\|\|	MRIMM max/min/mean/std = 26.667/0.000/9.650/6.672 mm；CSIMM = 26.667/0.071/6.174/4.500 mm	CSIMM 保留随机性，但削弱由杆长超限造成的不现实大偏差
杆长偏差 Δl	MRIMM max/min/mean/std = 46.330/-49.325/0.027/9.180 mm；CSIMM = 3.500/-3.500/0.011/1.251 mm	CSIMM 把全部杆件压回制造误差限 ±3.5 mm 内
非线性屈曲影响	f/L=1/6：MRIMM 5.486/3.863/4.665/0.291；CSIMM 5.279/3.622/4.568/0.296	拓扑可行的缺陷反而可找到更低屈曲荷载下界

数据来源：2 节 CSIMM 框架、3.1-3.3 节、表 1-3、图 8-17 与结论。

Zhu S, Cheng Z, Zhang C, Guo X^*. Numerical analysis of aluminum alloy reticulated shells with gusset joints under fire conditions[J]. Frontiers of Structural and Civil Engineering, 2023, 17: 448-466. 论文PDF下载 (许可证: CC-BY-NC-ND)

铝合金网壳火灾承载力折减

步骤 1 / 半刚性节点 火灾分析先要让节点刚度随温度退化

论文用 ANSYS 中的 MPC184 pin 子单元表达铝合金加劲板节点的非线性弯矩-转角关系，并用室温与破坏性火灾试验验证。

这篇论文研究带加劲板半刚性节点的 K6 铝合金单层网壳在火灾下的承载力折减。模型先把 6061-T6 铝合金材料退化和节点温度相关弯曲刚度写入热-结构耦合分析，并用既有室温静力试验和 D-1/D-2 破坏性火灾试验校准位移曲线、热膨胀、刚度退化与坍塌形态。随后做参数分析：跨度 25/30/40 m，矢跨比 1/3、1/4、1/5，环数 10/12/14，三种 H 型截面，周边铰接/固接，火源功率 2/8/25 MW，支承结构高度 0/5/10 m，中心/角部火源；火灾总时长取 2400 s，每 240 s 评估一次承载力。论文定义 kΛ(t)=Λ(t)/Λ(0)，指出承载力折减主要受跨度、矢跨比、支承结构高度、火源功率和火源位置控制，而与杆件划分数、环数、厚跨比和支座形式基本无关；机制是箍束效应导致外环附加压力和相对刚度改变。进一步用 324 个热-结构耦合分析结果建立显式机器学习设计公式，并给出可忽略承载力分析和辐射热通量的距离判据。

火灾过程 2400 s 每 240 s 评估一次 kΛ

参数结果 324 用于 kΛ,min 快速公式

可忽略分析 5% / 10% 对应 Q、f/L 与 20 m 距离条件

辐射影响 11900% 近支座 25 MW、df=1 m 时 et

环节	论文数据	含义
参数矩阵	L=25/30/40 m；f/L=1/3、1/4、1/5；Q=2/8/25 MW；H=0/5/10 m	覆盖概念设计中最敏感的几何和火源变量
折减机理	与 L、f/L、H、Q、火源位置相关；与环数、厚跨比、支座形式等基本无关	外环箍束效应决定火灾下相对刚度和失效位置
忽略承载力分析	5%：f/L=1/5、Q<=8 MW、距结构>20 m；10%：f/L=1/3 或 1/5、Q<=15 MW、距结构>20 m，f/L=1/4 时 Q<=8 MW	给出初步设计阶段何时可省略耦合分析的边界
辐射热通量	屋下火 8 MW、df=1 m：tr 132 s vs tnr 216 s；近支座 25 MW、df=1 m：tr 20 s vs tnr 2400 s	火源接近结构时忽略辐射会严重高估耐火时间

数据来源：摘要、第 2-6 节、表 1-3、图 10-26 与结论。

Liao H, Jiang S C^*, Wang Y Z, Zhu S, Zhao X. Flexural behavior of clad rack beam-to-column bolted connections at high temperatures[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2022, 197: 107506.

围护货架梁柱螺栓连接高温弯曲

步骤 1 / 稳态高温试验 先把连接加热到目标温度，再做单悬臂加载

试件 BT1.5-BH120-2B-Tt 表示 1.5 mm 梁厚、120 mm 梁高、两颗螺栓；温度覆盖 20-700 ?。

这篇论文研究围护货架梁柱螺栓连接（CRBC）在高温下的弯曲性能。试验采用 EN15512 单悬臂方法，柱高 400 mm、梁长 1000 mm、加载点距柱边 350 mm；20 ? 做 1 个试件，300/400/500/600/700 ? 各做 2 个平行试件。9 个 LVDT 反算连接转角，6 个热电偶验证温度均匀性；升温约 10 ?/min，到目标温度后保温 30 min，再加载至峰值后降到 85% 终止。Table 5 显示弯矩承载力从 4.00 kN m 降到 0.65 kN m，初始转动刚度从 146 kN m/rad 降到 24 kN m/rad；300-600 ? 的破坏模式与常温相同，包含顶齿残余弯曲、梁端上焊区开裂、梁端下部局部屈曲和连接件挤压变形，700 ? 时梁端拉区不再开裂而连接件腹板残余变形更严重。论文建立考虑金属断裂的 ABAQUS 模型，采用 2 mm 实体网格和 5 mm 壳网格、摩擦系数 0.3，并通过 Table 8 验证弯矩-转角曲线。45 个参数模型表明增大梁高显著提升刚度和承载力，增大梁厚主要提升承载力且到一定程度会转为顶齿断裂；上部螺栓有明显作用，下部螺栓对正弯矩贡献很小。组件法理论模型对承载力和刚度的平均比值分别为 0.98 和 1.04。

温度矩阵 20-700 ? 20 ? 1 件；高温各 2 件

承载力比 1.00 -> 0.16 300 ? 到 700 ? 的 MR

刚度比 0.74 -> 0.16 300 ? 到 700 ? 的 KR

参数模型 45 梁厚、梁高和螺栓数量

环节	论文数据	含义
试验设置	20/300/400/500/600/700 ?；10 ?/min 升温；保温 30 min；9 个 LVDT、6 个热电偶	稳态高温下得到完整弯矩-转角响应
温度退化	Mue: 4.00/4.00/3.64/2.26/1.36/0.65 kN m；K0e: 146/108/90/64/40/24 kN m/rad	500 ? 后承载力和刚度快速下降
参数分析	梁高 105->145 mm：500 ? 承载力 +56%；300/400 ? 初始刚度 +84%/+94%	梁高比梁厚更能同时提升刚度和承载力
理论模型	承载力 Mu/Mue 平均 0.98、标准差 0.12；刚度 K0/K0e 平均 1.04、标准差 0.12	组件法可用于工程计算

数据来源：摘要、第 2-8 节、表 1-15、图 8-32 与结论。

Ji W, Li G Q, Zhu S^*. Real-time prediction of key monitoring physical parameters for early warning of fire-induced building collapse[J]. Computers and Structures, 2022, 272: 106875. 论文PDF下载开源代码下载

LSTM 难测 KMPP 实时预测

步骤 1 / KMPP 缺口 火场里屋脊和远侧檐口位移很难直接量

论文把左侧可测位移和温度作为输入，预测屋脊、右侧水平/竖向位移，再接入既有三阶段倒塌预警理论。

这篇论文提出基于 LSTM 的火灾倒塌预警关键监测物理量（KMPP）实时预测方法。单跨钢门式刚架示例包含 12 榀、间距 6 m、跨度 24 m，采用 ABAQUS 热-结构耦合生成训练数据；B31 梁单元中梁柱网格 0.15 m、次构件 0.3 m。随机性包括各榀竖向荷载 U(0.3qu,0.5qu)、Q235 钢 fy/fu 在设计值 0.9-1.1 倍之间、火灾参数 C=U(0.5,5) 和 39 种火灾场景；热构件温度可达 800-1200 ?。Model 1 的输入是左檐水平/竖向位移 VhL、VvL 和 32 个热电偶温度，输出是难测的 Vp、VhR、VvR；Model 2 只用温度输入。每个模型生成 500 个样本，按 300/100/100 分为训练、验证、测试，时间长 3600 s、间隔 10 s，训练 50000 epochs、batch size 128。Model 1 在未知测试集上超过 90% 样本满足高精度要求，单案例预测耗时 0.621 s，小于 10 s 采样间隔；Model 2 因忽略荷载、材料等结构不确定性的隐式识别而显著变差。典型案例中，860 s 进入 1 级预警，1140 s 进入 2 级，1200 s 进入 3 级，约 1400 s 坍塌；80% 可靠度下第 3 级预测剩余 211 s，真实剩余 200 s。

输入/输出 34 -> 3 2 个易测位移 + 32 温度 -> 3 个难测位移

训练样本 500 300/100/100 划分

实时性 0.621 s 小于 10 s 记录间隔

3级预警 211 vs 200 s 80% 可靠度预测/真实剩余时间

环节	论文数据	含义
结构与火场	12 榀、6 m 间距、24 m 跨；39 火灾场景；C=U(0.5,5)，热构件 800-1200 ?	训练集覆盖真实火灾和结构参数不确定性
模型输入	Model 1: VhL、VvL + 32 温度 -> Vp、VhR、VvR；Model 2: 32 温度 -> 全部 KMPP	易测位移负责隐式识别荷载和材料状态
训练与实时性	500 样本；300/100/100；50000 epochs；训练 31.4 h；预测 0.621 s < 10 s	离线训练、在线快速调用，适合火场更新
预警时间	860/1140/1200 s 进入 1/2/3 级；约 1400 s 坍塌；TR: 1465/341/211 s vs 540/260/200 s	预警等级越高，剩余时间预测越接近真实

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 1-6、图 5-24 与结论。

Ji W, Zhu S, Li G Q^*, Lou G, Jiang S. Approach for early-warning collapse of double-span steel portal frames induced by fire[J]. Fire Safety Journal, 2022, 131: 103628. 论文PDF下载 (许可证: CC-BY-NC-ND)

双跨门刚火灾坍塌预警

步骤 1 / 双跨火灾场景 先把双跨刚架在不同火区下会怎样塌分成 6 类

论文用 23 种跨内受火位置和 2 种榀间受火范围组成 46 个基本火灾场景，再叠加防火等级、跨度、柱距、支座、荷载比等参数。

这篇论文提出双跨钢门式刚架火灾诱发坍塌早期预警方法。模型采用 ABAQUS 热-结构耦合，双跨各 24 m、两榀间距方向受约束，B31 梁单元中梁柱网格 0.15 m、次构件 0.3 m；先施加恒载，再按参数化升温曲线加热到坍塌。论文系统计算 23 种跨内受火位置和 2 种榀间受火范围形成的 46 个火灾场景，并进一步考虑 9 个防火等级、0-600 ?/m 截面温差、18-30 m 跨度、6-9 m 柱距、柱脚与中柱顶连接形式、0.3-0.6 荷载比等因素。结果把双跨刚架坍塌分为 A 侧柱侧移、B 侧柱屈曲、C 整体内倒、D 整体外倒、E 侧跨坍塌、F 中柱坍塌六类；相对于单跨刚架，双跨因中柱和未受火跨约束新增了侧跨与中柱主导的行为。预警方法先由屋脊、檐口和中跨等关键监测物理量 KMPP 的位移/速度趋势识别坍塌模式，再用对应模式下的一、二、三级预警时间比和剩余时间比给出报警。论文用 Monte Carlo 在各参数范围内给出 70%-80% 可靠度建议；全文试验验证中，双跨框架约 16 min 坍塌，方法在约 7.5、11.5、15 min 给出三阶段预警，与 C 类整体内倒机制相符。

基本火场 46 23 种跨内位置 x 2 种榀间范围

坍塌模式 A-F 侧柱、整体、侧跨和中柱坍塌

推荐可靠度 70%-80% 预警时间与救援时间折中较好

验证预警 7.5/11.5/15 min 实际约 16 min 坍塌

环节	论文数据	含义
有限元与火场	24 m 双跨；B31；梁柱 0.15 m、次构件 0.3 m；23 x 2 = 46 火场	先建立足够覆盖受火位置和范围的坍塌数据库
参数范围	9 防火等级；温差 0-600 ?/m；跨度 18-30 m；柱距 6-9 m；荷载比 0.3-0.6	Monte Carlo 不是只针对一个算例，而是覆盖工程随机性
模式与预警	A/B/C/D/E/F 六类；KMPP 含 uhL、uvL、up、uhM、uvM、uq、uhR、uvR 及速度	先识别坍塌机制，再触发模式相关的三阶段报警
试验验证	C 类整体内倒；1/2/3 级约 7.5/11.5/15 min；实际约 16 min 坍塌	高等级预警接近坍塌时刻，适合撤离决策

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 3、表 16-17、图 13-19 与结论。

Liu W, Xu L, Zhu S^*, Li L, Liu F, Xiong Z. Shape optimisation of aluminium alloy spherical reticulated shells considering nonlinearities[J]. Frontiers of Structural and Civil Engineering, 2022, 16(12): 1565-1580.

铝合金球面网壳形状优化

步骤 1 / 样条控制壳形 只移动 3 个独立控制点，宏观壳形仍保持不变

论文用旋转三次样条描述 K6 球面网壳形状，设计变量为三个控制点竖向增量，约束在 -0.3 到 0.3 m。

这篇论文提出考虑几何非线性、材料非线性和螺栓球/加劲板半刚性节点非线性的铝合金球面网壳形状优化方法。结构采用 ANSYS BEAM188 梁单元建模，杆件每根 4 个单元、节点域 1 个单元，节点域弹性模量取 100E 表示加劲板增强，COMBIN39 非线性弹簧模拟节点面外弯曲刚度；并用已有 5 环 K6 球面网壳试验验证荷载-位移响应。优化目标是最大化考虑初始缺陷的非线性屈曲承载力 Pc，初始缺陷取最低阶对称与反对称线性屈曲模态的组合，非线性屈曲由弧长法求得。壳面由旋转三次样条控制，因对称性只有 3 个独立控制点，设计变量为 Delta Z1-Delta Z3，边界为 -0.3 到 0.3 m。遗传算法设置 50 代、50 个个体、80% 交叉率、高斯变异和精英保留，并复用重复个体的历史适应度以减少重复非线性分析。40 m 跨、矢跨比 1/4、12 环、H400x200x10x16 截面的算例中，Pc 从 28.33 提高到 47.52 kN/m2，增幅 67.74%；在 28 kN/m2 下最大节点位移从 93.7 降到 51.0 mm，压杆内力和强轴弯矩更均匀。参数研究给出不同矢跨比和荷载分布下的设计表，结论认为考虑材料非线性的优化更接近实际，也更能改善真实结构性能。

设计变量 3 x Delta Z 每个控制点限制在 +/-0.3 m

GA 设置 50 x 50 50 代、50 个个体、80% 交叉

承载力提升 67.74% 28.33 -> 47.52 kN/m2

位移降低 45.6% 93.7 -> 51.0 mm

环节	论文数据	含义
有限元建模	BEAM188；每根杆 4 单元、节点区 1 单元；节点区 100E；COMBIN39 非线性弹簧	把半刚性节点、材料和几何非线性一起纳入优化评价
优化算法	3 个 Delta Z；边界 +/-0.3 m；50 代、50 个体、80% 交叉、高斯变异、精英保留	用较少几何变量搜索复杂非线性隐式目标
基准算例	L=40 m，f/L=1/4，m=12，H400x200x10x16；Pc 28.33 -> 47.52 kN/m2	壳形微调即可显著推迟非线性屈曲
参数表	f/L=1/4、1/5、1/6；gamma=0、1/4、1/2、1；提升率最高约 84%	把高成本优化结果整理成工程可查的形状系数

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 1-5、图 1-16 与结论。

Zhu S, Ohsaki M, Hayashi K, Zong S^*, Guo X. Deep reinforcement learning-based critical element identification and demolition planning of frame structures[J]. Frontiers of Structural and Civil Engineering, 2022, 16(11): 1397-1414. 论文PDF下载 (许可证: CC-BY-NC-ND)

深度强化学习拆柱决策

步骤 1 / 动作就是拆除构件 把逐根拆柱变成强化学习中的状态-动作-奖励问题

论文把动作定义为移除一个可拆构件，状态由节点坐标、支座、荷载、杆件属性、存在性和应变能等特征经边嵌入整合。

这篇论文提出用于框架结构关键构件识别 CEI 和拆除规划 DP 的深度强化学习框架。传统敏感性指标需要对每个拆除候选逐一重分析，而且只看当前一步，无法直接决定多步移除后的最可能坍塌路径；论文把多构件移除写成马尔可夫决策过程，动作为移除一个构件，状态由节点特征和杆件特征组成。节点特征包括归一化坐标、到最近支座距离和集中荷载，杆件特征包括长度、存在性、荷载、屈服强度、截面面积、强轴惯性矩、应变能和应变能比；边嵌入把这些信息迭代汇总到每根杆件的综合特征向量中，使 DQN 的权重矩阵尺寸不依赖节点数和构件数。奖励函数同时考虑最终坍塌严重程度、应变能敏感性、拆除成本和安全偏好：CEI 中 lambda_R 接近 0，DP 中 lambda_R 取 100%，lambda4=10 或 5 表示高/低拆除成本。算例为 4 x 5 平面钢框架，跨度 4 x 8 m、高度 5 x 4 m，竖向梁荷载 32 kN/m，固定支座，BEAM188、几何和材料非线性、弧长法。训练在 Python 3.8.8 与 PyMAPDL/ANSYS 中完成，nep=5000、nf=100、Tmax=4、batch=64、gamma=1；Task 1/2 训练约 14.8/37.9 h，2000 episodes 后奖励收敛，约 400 episodes 后损失接近 0。训练后的智能体无需重训即可用于 3 x 4 小框架和不规则大框架；4 x 5 框架中，传统 ALP 需要 26 次非线性分析、26.61 s，而训练后的方法一次状态分析即可输出全部 Q 值、约 1.37 s，并避免把只导致局部坍塌的高单步敏感性柱误判为最优决策。

动作空间 ne 每个动作移除一个可拆构件

训练规模 5000 episodes nf=100、Tmax=4、batch=64

收敛特征 2000 / 400 奖励约 2000 轮收敛，损失约 400 轮近 0

推理加速 1.37 vs 26.61 s 4 x 5 框架，Q 值法 vs 传统 ALP

环节	论文数据	含义
状态定义	节点: 坐标、支座距离、荷载；杆件: 长度、存在性、荷载、fy、A、Iz、应变能、应变能比	让结构拓扑、荷载和当前损伤状态共同决定动作价值
训练设置	Python 3.8.8 + PyMAPDL/ANSYS；nep=5000、nf=100、Tmax=4、batch=64、gamma=1	离线训练把昂贵非线性重分析转化为在线快速决策
泛化测试	训练用 4 x 5 框架；测试 3 x 4 框架和不规则大框架，无需重训	边嵌入让网络适应不同动作空间大小
效率对比	4 x 5: ne=25，训练 14.8 h，方法 1.37 s，传统 26.61 s；不规则框架 1.63 s vs 76.65 s	在线阶段约按 ne x 100% 的量级提升计算效率

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 1-5、图 1-15 与结论。

Zhu S, Ohsaki M, Hayashi K, Guo X^*. Machine-specified ground structures for topology optimization of binary trusses using graph embedding policy network[J]. Advances in Engineering Software, 2021, 159: 103032. 论文PDF下载 (许可证: CC-BY-NC-ND)

图嵌入策略网络生成基结构

步骤 1 / 机器指定基结构 先让智能体从节点集中连出稳定、稀疏、带冗余的基结构

论文把添加杆件写成强化学习任务：动作不是选杆，而是依次选第一节点和第二节点，从而大幅缩小动作空间。

这篇论文提出机器指定基结构 MGS，用于二值桁架拓扑优化。传统全连接基结构杆件数随节点数二次增长，且对含应力约束的奇异最优问题不一定更好；人工指定基结构又依赖设计者经验。论文把从给定节点集生成稳定稀疏基结构的过程写成强化学习任务：Step 1 用随机策略逐步添加 m0 根有利杆件，在 3 个平动约束下形成稳定结构；Step 2 再随机加杆到指定杆件数 m。状态由图嵌入提取为综合特征矩阵，策略网络经 Softmax 输出各节点被选为动作的概率，并用 REINFORCE 训练。训练采用随机 4 x 4 节点集，Tmax=4、nf=100、RMSprop、学习率 1e-4、折扣因子 0.99、batch=20，共 10000 batches 即 200000 episodes，训练约 34.2 h；三组随机种子均在约 4000 batches 后收敛，最优平均奖励 1123.5 出现在 seed=100 的第 9708 batch。训练后的智能体无需重训即可处理规则 4 x 4、5 x 4、6 x 3 节点集，生成的结构均稳定且多数杆件为有利杆件。随后论文把 MGS 接入含应力和位移约束的二值桁架拓扑优化：4 x 4、5 x 4、6 x 6 算例分别用 m=65/90/200 的 MGS 生成多种局部最优；在 6 x 6 算例中，MGS seed=5 得到 0.01123 m3，优于全连接基结构的 0.01291 m3。L 形桁架中，MGS 在 170/130/90 MPa 允许应力下均低于文献人工基结构体积；严格位移约束和构件屈曲约束算例也验证了方法可迁移。

训练规模 200000 episodes 20 x 10000 batches，约 34.2 h

图嵌入 Tmax=4, nf=100 不同节点数无需重训

最优奖励 1123.5 seed=100，第 9708 batch

6x6 体积 0.01123 vs 0.01291 MGS seed 5 vs 全连接基结构，m3

环节	论文数据	含义
RL 训练	随机 4 x 4 节点集；Tmax=4，nf=100；batch=20，10000 batches；200000 episodes；34.2 h	把基结构生成能力离线训练出来
收敛与泛化	约 4000 batches 收敛；最高平均奖励 1123.5；测试 4 x 4、5 x 4、6 x 3 均稳定	图嵌入让策略不绑定训练节点数
基结构数量	例 1/2/3: mmin/mmax/m = 28/90/65, 56/190/90, 68/630/200；每例 20 个 MGS	用稀疏但可控的基结构替代全连接爆炸
优化表现	6 x 6: MGS 0.01123 m3 vs 全连接 0.01291 m3；L 形 170/130/90 MPa: 0.0432/0.0519/0.0564 m3	MGS 通过多样性增加靠近全局最优的机会

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 3-8、图 4-29 与结论。

Wang X, Zhu S, Zeng Q, Guo X^*. Improved multi-objective hybrid genetic algorithm for shape and size optimization of free-form latticed structures[J]. Journal of Building Engineering, 2021, 43: 102902.

NSGA-II-FSD 自由曲面网格优化

步骤 1 / B 样条形状变量 先用少量控制点生成连续光顺的自由曲面或曲线

论文用 B 样条表达建筑曲面，用等弦长和等参数线划分保证杆件与网格质量。

这篇论文提出 NSGA-II-FSD，用于大型自由曲面空间网格结构的形状和截面多目标优化。方法用 B 样条曲线/曲面描述自由形态，形状参数 V 进入 NSGA-II；截面不作为遗传变量逐根搜索，而是在每个候选形状下由 fully stressed design (FSD) 快速选择圆钢管截面 T。目标函数为结构总质量 m 和应变能 C，分别代表材料消耗和整体刚度；约束包括杆件强度、压杆稳定和建筑形状约束。FSD 中先为每个个体随机给定应力比上限 eta_lim，范围为 eta_lb 到 eta_ub，并希望多工况最大应力比落在 eta_lim-0.1 到 eta_lim；为避免迭代发散，每次截面号变化限制 Delta Ti,max=5。论文还提出显著变异策略：特殊代的变异幅值取设计变量范围的 1/2，其余代取 1/4，以扩展搜索边界、防止早熟。算例 1 是热电厂煤棚双层柱面网壳，荷载为恒载 1 kN/m2 与恒载+雪荷载 0.8 kN/m2，工况权重 0.8/0.2，7 个形状参数控制底弦 B 样条和厚度，100 个体、50 代、应力比范围 0.6-1.0，Pareto 前沿约 30 代后基本稳定。算例 2 是车站屋盖双层自由曲面空间桁架，投影为 80 m 正方形，13 个树柱支座，25 个 B 样条控制点中 8 个边角/边中点固定 z=15 m，其余 z=0-30 m，同样 100 个体、50 代、应力比范围 0.6-1.0，Pareto 前沿约 40 代后基本稳定。结论强调，该方法不只给一个最终形状，而是给质量、刚度、可靠度和建筑美学之间的 Pareto 选择集。

种群设置 100 x 50 两个算例均为 100 个体、50 代

应力比范围 0.6-1.0 eta_lim 在区间内随机生成

柱面网壳 30 gen Pareto 前沿约 30 代后稳定

自由曲面屋盖 80 m / 40 gen 80 m 投影，约 40 代后稳定

环节	论文数据	含义
目标与约束	目标: 总质量 m、应变能 C；约束: 拉压强度、压杆稳定、建筑形状 g(V)<0	把材料用量和整体刚度放到同一个 Pareto 框架
FSD 设置	eta_lim in [0.6,1.0]；目标区间 [eta_lim-0.1, eta_lim]；Delta Ti,max=5；数值测试 8 次 FSD 迭代	用目标应力比生成不同安全储备的截面方案
柱面网壳	恒载 1 kN/m2；雪荷载 0.8 kN/m2；工况权重 0.8/0.2；7 个形状参数；100 个体、50 代	约 30 代后 Pareto 前沿基本稳定
自由曲面屋盖	80 m 正方形投影；13 个支座；25 控制点，8 点固定 z=15 m，其余 z=0-30 m；约 40 代稳定	形态、美学和力学性能可同时比较

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 1-2、图 1-29 与结论。

Zhu S, Guo X^*, Tang W, Gao S, Chen C. Temperature development of aluminum alloy members considering fire radiation[J]. Journal of Building Engineering, 2021, 42: 102836.

铝合金构件火焰辐射升温校准

步骤 1 / 大空间火灾热源 大空间火灾中，火焰辐射不会被烟气完全吸收

论文把舱室火和大空间火分开：大空间构件温度需要同时考虑热烟气对流/辐射和火焰直接辐射。

这篇论文研究铝合金构件在火灾中的温度发展，重点是大空间火灾下火焰辐射的影响和热参数校准。由于铝合金导热系数高，按 Biot 数小于 0.01 判断，开口截面板厚小于 80 mm、闭口截面小于 40 mm 时可认为截面温度均匀；实际铝合金板厚通常满足这个假设。理论部分区分舱室火灾和大空间火灾：舱室火中火焰辐射基本被烟气吸收，而大空间局部火中应额外考虑火焰辐射。论文介绍了基于矩形辐射面的 surface assumption、基于点源的 point assumption，以及 EC9 方法；EC9 采用表面假设且取参数保守，因此偏安全但可能过保守。试验在 4 m 半径、3.7 m 总高模型中进行，防火布阻挡烟气外逸，门开窗关，通风因子 0.0599 m1/2，小于 0.07，形成通风控制火灾。两类 6063-T5 试件为 I100x50x4x5 和 Phi32x3.5，放在 2 MW 柴油火旁，距火心 1.5 m，高度约 +1.900 m；火灾持续 706 s，分为点火 0-24 s、增长 24-65 s、稳定燃烧 65-685 s、衰减 685-706 s。试验表明构件与周围气体温度很接近、截面不同位置温度接近，验证均匀温度假设；忽略火焰辐射会低估构件温度，不安全。论文在 EC9 辐射项中引入烟气吸收，并用 MATLAB R2020a 遗传算法校准 hc、epsilon_al 和 a，50 代、100 个体、80% 交叉、高斯变异、精英保留，最优参数为 hc=50.00 W/m2K、epsilon_al=0.2422、a=-0.00061，即 alpha_g(Tg)= -0.00061(Tg-T0)+1。

均匀温度 80 / 40 mm 开口/闭口截面板厚限值，Bi=0.01

火灾试验 2 MW / 706 s 柴油火，稳定燃烧 65-685 s

试件距离 1.5 m 距火心水平距离，6063-T5

校准参数 50 / 0.2422 / -0.00061 hc / epsilon_al / a

环节	论文数据	含义
理论假设	Bi=0.01；开口截面 t<80 mm，闭口截面 t<40 mm；铝合金导热系数远高于钢	构件温度可用集中参数模型计算
试验场景	4 m 半径、3.7 m 总高；通风因子 0.0599 m1/2；2 MW 柴油火；距火心 1.5 m；燃烧 706 s	构造出大空间局部火和烟气层共同作用的温度场
方法比较	忽略火焰辐射会低估温度；点源法与试验较吻合；EC9 表面法明显偏高	大空间铝合金构件升温必须显式考虑火焰辐射
GA 校准	初值 hc=35、epsilon=0.8、a=-0.001；50 代、100 个体、80% 交叉；最优 50.00、0.2422、-0.00061	把 EC9 保守参数替换为 6063-T5 试验校准参数

数据来源：摘要、第 2-5 节、表 1、图 1-22 与结论。

Zhu S, Ohsaki M, Zeng Q^*, Guo X. Form-finding of aluminum alloy reticulated structures considering joint rigidity[J]. Engineering Structures, 2021, 242: 112618.

半刚性节点自由曲面找形

步骤 1 / B 样条降维找形 用少量控制点生成光滑自由曲面，而不是逐节点搜索

论文把控制点竖向坐标作为变量，再用等弦长等参线划分生成网格，兼顾建筑曲面连续性和网格质量。

这篇论文提出一种考虑铝合金板式节点半刚性的自由曲面网壳找形方法。方法先用钳制张量积 B 样条曲面描述自由形态，并通过等弦长等参线划分生成网格，因此不用把每个节点位置都作为设计变量。针对铝合金板式节点需要冲压成曲面、但不同杆件方向曲率不同会产生装配缝隙的问题，论文提出节点间隙指标 I，用节点法向与各连接杆方向之间角残差的离散程度表征制造和装配便利性。力学模型中，杆件和刚性节点区用 BEAM188，节点区弹性模量取杆件 100 倍，半刚性用 COMBIN39 非线性转动弹簧和四折线弯矩-转角模型表示。优化目标为最小化节点间隙 I、最小化小面荷载下应变能 C、最大化短期半跨雪荷载安全系数 K；NSGA-II 用 MATLAB R2020a gamultiobj，种群 50、30 代。算例为 30 m x 30 m 自由曲面铝合金网壳，高度约束 5-20 m，25 个控制点中 21 个可动，由四重对称化为 5 个独立控制点，等参线每向分 10 段，边界铰支，截面 I300x150x8x12。半刚性节点结构得到 10 个 Pareto 折中解，I、C、-K 的范围比分别为 85.87%、83.34%、75.84%，说明算法给出了足够宽的选择空间。最关键的结论是刚接和半刚接的最优形态不能互换：半刚性结构更多通过轴力传力，刚接结构强轴弯矩更高；例如某双曲抛物面形态下，半刚性和刚接安全系数分别为 3.56192 和 2.03503，而另一凸形形态下为 2.59539 和 2.04069。因此真实节点刚度会改变内力分布和最优形态，找形时应显式考虑。

独立变量 5 / 21 21 个可动控制点经四重对称化为 5 个变量

优化设置 50 x 30 NSGA-II 种群 50、30 代

Pareto 范围 85.87 / 83.34 / 75.84% I / C / -K 的范围比

刚度影响 3.56192 vs 2.03503 同一形态下半刚接与刚接安全系数可大幅不同

环节	论文数据	含义
几何与变量	跨度 30 m x 30 m；高度 5-20 m；25 个控制点，21 个可动，5 个独立；等参线每向 10 段	用少量变量保持自由曲面连续和网格规则
目标函数	最小化 I 和 C，最大化 K；qse=0.2 kN/m2，qd=1 kN/m2，qs=1.85 kN/m2，荷载分项 1.35/1.40	把装配、刚度和短期雪荷载安全储备放在同一评价中
Pareto 表现	SRJ 得到 10 个折中解；I/C/-K 范围比为 85.87% / 83.34% / 75.84%	算法给出足够宽的设计取舍，而不是单一形态
刚/半刚交叉	形态 1: SRJ/RJ K=3.56192/2.03503；形态 2: 2.59539/2.04069；弱轴弯矩、强轴弯矩和轴压比例明显变化	真实节点刚度会改变最优找形结果

数据来源：摘要、2-6 节、图 1-20 与结论。

Xiong Z, Zhu S^*, Zou X, Guo S, Qiu Y, Li L. Elasto-plastic buckling behavior of aluminum alloy single-layer cylindrical shells[J]. Engineering Structures, 2021, 242: 112562.

铝合金柱面网壳弹塑性屈曲

步骤 1 / 半刚性节点模型 柱面网壳屈曲不能把铝合金板式节点简单当作刚接

论文用刚性节点区加 COMBIN39 转动弹簧模拟半刚性，并区分两纵边支承 A 与四边支承 B。

这篇论文研究铝合金板式节点单层柱面网壳的弹塑性屈曲行为，并给出工程可用的屈曲承载力估算公式。研究对象为三向网格柱面网壳，支承分为两纵边支承 A 和四边支承 B。有限元模型用 BEAM188 模拟杆件和刚性节点区，COMBIN39 模拟板式节点半刚性转动弹簧，节点四折线弯矩-转角模型来自既有试验；基础模型跨度 30 m、矢跨比 1/6、长跨比 2、跨厚比 100，截面 I300x150x8x10，节点板直径 450 mm、厚 12 mm，材料为 6061-T6。线性屈曲对比表明，若把节点视为刚接，线性屈曲荷载比半刚接高 18.6%（支承 A）和 15.5%（支承 B）；支承条件本身也极重要，半刚接下从 A 改为 B，线性屈曲荷载增加 168%。弹塑性非线性屈曲中，考虑半刚性会使极限荷载因子降低 49.7%（支承 A）和 18.7%（支承 B），且半刚接模型在材料未充分屈服前就发生屈曲，最大 Von Mises 应力仅约为 f0.2 的 51.7%-68.3%。参数分析考察矢跨比、长跨比、跨厚比、半跨活荷载 p/g 和初始几何缺陷；结果显示矢跨比影响相对较小，长跨比、跨厚比、荷载不对称和缺陷影响明显，其中跨厚比从 100 到 200 使承载力下降 77.3%（A）和 84.1%（B），p/g 从 0 到 1 使承载力下降 51.5%（A）和 34.4%（B），缺陷从 0 到 B/100 使承载力下降 42.6%（A）和 34.8%（B）。最终论文基于 17280 个数值结果建立公式，把荷载分布、节点半刚性、材料非线性和初始缺陷写成影响因子；其中 kJ,l=0.4848、kJ,q=0.7618，kP,l=0.9980、kP,q=0.9586，kIM,l=0.6908、kIM,q=0.8334，从而在工程中绕开耗时的弹塑性全过程分析。

线性屈曲 18.6% / 15.5% 刚接相对半刚接提高量，支承 A / B

非线性削弱 49.7% / 18.7% 半刚性使极限荷载因子下降，A / B

最敏感参数 77.3% / 84.1% 跨厚比 100 到 200 的承载力下降，A / B

公式样本 17,280 用于回归实用公式的数值分析结果

环节	论文数据	含义
基础模型	跨度 30 m；f/B=1/6；L/B=2；B/h=100；I300x150x8x10；节点板 450 mm x 12 mm；6061-T6	先建立可对比的半刚接和刚接柱面网壳
半刚性影响	线性刚接高 18.6% / 15.5%；非线性半刚接降低 49.7% / 18.7%；半刚接最大应力约 51.7%-68.3% f0.2	节点半刚性会让整体屈曲早于材料充分利用
参数敏感性	B/h 100->200: 下降 77.3% / 84.1%；p/g 0->1: 下降 51.5% / 34.4%；缺陷 0->B/100: 下降 42.6% / 34.8%	跨厚比、荷载不对称和缺陷是设计中最应盯住的风险项
公式回归	扩展方案：跨度 15/24/30 m，5 个矢跨比，6 个长跨比，4 个截面，4 个 p/g，B/300 缺陷；总计 17280 结果	把耗时弹塑性全过程分析转成工程估算公式

数据来源：摘要、2-5 节、表 1-8、图 1-23 与结论。

Guo X, Zhang J, Zhu S, Luo X^*, Xu H. Damping characteristics of single-layer aluminum alloy reticulated spatial structures based on improved modal parameter identification method[J]. Thin-Walled Structures, 2021, 164: 107822.

铝合金网壳阻尼识别

步骤 1 / 强有色噪声下识别模态 先降噪，再自适应分频，最后逐阶识别频率和阻尼

论文把 SVD 降噪、PSO 边界频率优化和 AMD 单模态分解组合起来，处理现场小幅振动信噪比较低的问题。

这篇论文提出改进的模态参数识别方法，并据此分析铝合金单层网壳的阻尼特性。方法链条为 SVD 降噪、PSO 自适应优化 AMD 的边界分割频率、再用 AMD/Hilbert 变换识别各单频衰减信号的天然频率和阻尼比。模拟信号包含 0.90、1.10、1.30 Hz 三个密集频率，理论阻尼均为 1.00%，持续 50 s、采样 100 Hz，并叠加强有色噪声；改进方法识别频率为 0.91、1.12、1.27 Hz，阻尼为 1.02%、1.03%、0.97%，频率和阻尼误差均不超过 3%，优于传统 AMD 的阻尼误差 4%-5%。现场试验覆盖 4 个服役铝合金网壳：45 m x 45 m 球面固定边界、40 m x 36 m 柱面固定边界、192 m x 63 m 自由曲面铰支、730 m x 120 m 自由曲面铰支；前三个有铝板围护，第四个无围护。通过跳跃竖向激励和橡胶锤水平激励采集衰减曲线，单次采集 10 s、采样 256 Hz，共获得 160、360、380、620 条曲线，合计 1520 条。识别的前六阶频率与 FE 对应频率误差均在 5% 内。阻尼结果显示，阻尼比随最大加速度幅值呈三阶段规律：A<0.024 m/s2 为低幅常数阶段，0.024-0.35 m/s2 为近似随 ln(A) 增长阶段，A>=0.35 m/s2 为高幅常数阶段。机理上，低幅时主要是铝合金材料阻尼；中幅时板式节点、螺栓和 H 形杆之间摩擦滑移逐步发展；高幅时大量节点滑移充分发展，阻尼达到高常数。论文还用频率比 1.5 区分低阶/高阶模态，并给出工程建议：微振阶段一阶阻尼 2.3%、高阶 1.2%；阻尼充分发展阶段一阶 4.1%、高阶 1.7%；发展阶段则按公式考虑加速度幅值。

方法链条 SVD + PSO + AMD 降噪、优化分频、单模态识别

现场曲线 1,520 四个服役铝合金网壳衰减曲线总数

阶段阈值 0.024 / 0.35 最大加速度幅值 m/s2

建议阻尼 2.3->4.1% 一阶从微振到充分发展阶段

环节	论文数据	含义
模拟验证	理论频率 0.90/1.10/1.30 Hz，阻尼均 1.00%；改进法识别 0.91/1.12/1.27 Hz 和 1.02/1.03/0.97%；误差不超过 3%	强有色噪声下优于传统 AMD
现场对象	45x45 m 球面固定、40x36 m 柱面固定、192x63 m 自由曲面铰支、730x120 m 自由曲面铰支	覆盖不同形态、尺度、边界和围护条件
数据规模	衰减曲线 160 / 360 / 380 / 620 条；每次 10 s，256 Hz；前六阶频率与 FE 误差均 <5%	实测频率识别结果可用于阻尼规律分析
阻尼建议	阶段阈值 A=0.024 和 0.35 m/s2；微振一阶/高阶 2.3%/1.2%；充分发展一阶/高阶 4.1%/1.7%	阻尼不是单一常数，应随振幅和频率比选取

数据来源：摘要、2-5 节、表 1-8、图 1-14 与结论。

Zhu S, Ohsaki M, Guo X^*. Prediction of non-linear buckling load of imperfect reticulated shell using modified consistent imperfection and machine learning[J]. Engineering Structures, 2021, 226: 111374. 成果代码下载

修正一致缺陷与机器学习屈曲预测

步骤 1 / 缺陷模态不再整体放大 先把线性屈曲模态拆成节点偏移和杆件变形两部分

传统一致缺陷把整个模态按 L/300 放大，可能过度放大杆件初弯曲；论文改用节点 L/300、杆件 l/1000 两套幅值。

这篇论文提出修正一致缺陷法，并结合机器学习预测带缺陷单层网壳的非线性屈曲承载力。传统一致缺陷法通常取原点处最低阶线性屈曲模态并按 L/300 整体放大，但当模态中的杆件变形占比不小或实际节点偏差与杆件初弯曲来源不同时，这种单一幅值会过分放大杆件缺陷，甚至错过最不利缺陷方向。论文把线性屈曲模态拆为节点偏移分量和杆件变形分量：节点位移提取后沿杆件线性插值得到节点分量，剩余部分作为杆件分量；然后节点分量按 L/300 缩放，杆件分量按 l/1000 缩放。Kiewitt-6 网壳算例中，一阶模态的模态应变能参与率为节点 86.17%、杆件 13.83%；原方法会把杆件缺陷放大到约 0.017 m，而合格钢杆件按 l/1000 约为 0.004 m，因此可能造成不真实的承载力判断。论文还说明正、负缺陷方向都要检查，弱杆件网壳中一阶模态负向缺陷会明显降低承载力。机器学习部分以 f/L、环数、截面直径、节点参与率、缺陷和增量位移范数、分区内缺陷向量与非线性屈曲增量位移的欧氏距离等作为输入，对屈曲折减率 rim=(Lambda_per-Lambda_im)/Lambda_per 建模。训练样本来自 L=50 m 的 Kiewitt-6 网壳，f/L=1/3、1/4、1/5、1/6，环数 6/8/10/12，10 种截面，铰支与固支分别训练；每个支承条件有 1600 个训练样本和 270 个测试样本。ANN、RBF-SVR 和线性 SVR 均能识别最不利缺陷，RBF-SVR 最准确，但线性 SVR 可写成含 90 个变量的显式公式，便于工程使用。

模态拆分 86.17% / 13.83% Kiewitt-6 一阶模态节点/杆件参与率

缺陷幅值 L/300 + l/1000 节点施工偏差与杆件初弯曲分开缩放

样本规模 1600 + 270 每种支承条件的训练与测试样本

实用公式 90 variables 线性 SVR 对 s=6 的 Kiewitt-6 网壳

环节	论文数据	含义
算例网壳	L=50 m，f/L=1/5，m=6；一阶模态能量节点 25.719、杆件 4.128 MN m	模态主要是节点偏移，但杆件分量仍会影响缺陷幅值
原方法问题	u_o,m,max=0.104 m；按 L/300 得 0.017 m，按 l/1000 约 0.004 m	整体缩放会把杆件初弯曲放大到不符合制造限值的水平
样本生成	4 个矢跨比 x 4 个环数 x 10 个截面 x 10 个缺陷模式；每种支承 1600 训练、270 测试	覆盖几何、边界和正负缺陷方向
模型表现	铰支 RBF-SVR 训练低误差 98.19%，最不利样本 98.75%；线性 SVR 可给出 90 变量公式	兼顾识别最不利缺陷与工程可解释性

数据来源：摘要、2-4 节、表 1-9、图 1-22 与结论。

Guo X, Zhu S, Jiang S^*, Zhang C, Chen C. Fire tests on single-layer aluminum alloy reticulated shells with gusset joints[J]. Structures, 2020, 28: 1137-1152.

铝合金板式节点网壳火灾试验

步骤 1 / 缩尺真实火灾 先在 8 m 跨铝合金 K6 网壳下做中心火和角部火

论文用柴油池火、门窗开闭和两档火功率组合出 8 个结构火灾试验，直接测空气温度、杆件温度、节点温度和位移。

这篇论文完成 8 组带板式节点铝合金单层网壳结构火灾试验，并结合经验温度公式、FDS 和 ANSYS 热-结构分析解释响应机理。试件为 8 m 跨、0.5 m 高的 5 环 K6 网壳，杆件为 I100x50x4x5，5 mm 厚节点板，6063-T5 铝合金，六个 M6 螺栓连接；外部用防火橡胶和陶瓷纤维布包覆以约束烟气。原型火功率为 8 MW 和 20 MW，经 0.2 缩尺后为 143.11 kW 和 357.77 kW；中心火和角部火、通风受限和燃料受限组合成 T1-T8。试验表明火灾过程可分为点火、初期增长、稳定燃烧和衰减四阶段，通风受限火比燃料受限火更不利。最不利的 T7 是高功率角部通风受限火，稳定燃烧 1396 s、衰减 948 s，测得最高空气温度 128 ?，最高杆件温度 85 ?，最高节点板温度 80 ?。结构响应上，几乎所有测点出现向上位移，表现为受火后的整体起拱；T3 和 T7 起拱最明显，但最大位移小于 15 mm，低于 L/400=20 mm 的使用限值，试后未见永久变形、破坏或熔化。经验公式和 FDS 均能较好预测水平温度梯度；基于 FDS 温度场的 ANSYS 分析显示，中心火下轴力近似对称，角部火下火源上方压杆力更大，T7 角部火最大压缩约 27.356 kN，高于中心火外环约 23.147 kN。随火灾发展，热膨胀附加压应力、节点刚度和材料性能退化使非线性屈曲承载力逐渐降低，角部火降低更显著。

火灾试验 8 中心/角部、通风受限/燃料受限、两档火功率

最不利工况 T7 357.77 kW 角部通风受限火

温度峰值 128 / 85 / 80 ? 空气/杆件/节点板最高温度

最大位移 <15 mm 低于 L/400=20 mm，未破坏

环节	论文数据	含义
试件	8 m 跨、0.5 m 高、5 环 K6；I100x50x4x5 杆件，5 mm 节点板，M6 螺栓，6063-T5 铝合金	试验对象接近实际板式节点铝合金网壳构造
火灾组合	143.11/357.77 kW；中心/角部火；门窗开闭形成通风受限或燃料受限；共 8 组	同时考察火源位置、热释放率和通风边界
峰值响应	T7 最高空气 128 ?、杆件 85 ?、节点板 80 ?；最大位移小于 15 mm	角部通风受限火最不利，但结构仍保持弹性和无损伤
数值解释	FDS 与经验公式拟合温度梯度；ANSYS 中心火外环压缩约 23.147 kN，角部火上方约 27.356 kN	角部火造成更局部、更大的压缩和更明显承载力折减

数据来源：摘要、2-5 节、表 1-4、图 1-20 与结论。

Guo X, Zeng Q, Zhu S^*, Huang Z. Bearing capacity of bolted ball-cylinder joint under uniaxial tensile force[J]. Structures, 2020, 28: 562-576.

球-圆柱组合节点轴拉承载力

步骤 1 / 新节点先过试验校准 球-圆柱组合节点在轴拉下的薄弱点是圆柱开口变形和螺栓拔出

论文用 ABAQUS 四分之一模型复现实验的荷载-位移曲线和破坏模式，再做参数分析与承载力公式。

这篇论文研究新型球-圆柱组合 BBC 节点在单向轴拉力下的承载能力。BBC 节点用于无檩条空间桁架结构，目标是简化传力路径并减少材料，但节点承载力必须高于杆件承载力。论文先用既有试验校准 ABAQUS 有限元模型：采用 C3D8I 八节点非协调单元、四分之一对称模型、双线性弹塑性材料、接触摩擦系数 0.2，并按试验过程施加 10 N 初始预紧、5000 N 螺栓预紧和单调位移加载。有限元能够复现实验中圆柱壁过大变形、螺栓拔出以及焊缝附近应力集中的破坏特征；JD1/JD2 初始刚度误差为 18.06% 和 4.21%，同位移荷载最大相对误差约 11.31%。参数分析共 99 个模型，考察圆柱直径、厚度、高度，矩形管尺寸，加劲肋宽厚，凸垫片宽厚，螺栓直径、间距和拧入长度。论文将圆柱开口相对变形 delta=1.5%D 对应的荷载定义为 BBC 节点轴拉承载力，并用 JD2/JD3 验证该准则，误差为 4.75% 和 0.51%。敏感性结果显示，圆柱厚度从 8 mm 增至 14 mm 使承载力提高 56.54%，比直径更关键；加劲肋宽度从 6 mm 增至 14 mm 提高 55.98%，加劲肋厚度从 6 mm 增至 12 mm 提高 18.53%；而矩形管宽度、长度、凸垫片宽度和螺栓间距影响很小。螺栓拧入长度对无加劲肋节点非常关键：tb 从 20 mm 减到 8 mm 时承载力下降 45.47%，且刚度和延性下降；当 tb 大于螺栓直径 d 后承载力基本稳定。最后论文建立理论-回归公式，包含非加劲承载力增大系数 gamma、加劲肋增强系数 eta 和拧入长度不足折减系数 xi。公式对 93.94% 的有限元模型误差在 5% 内，最大误差小于 10%；与三组试验对比平均绝对相对误差 6.41%，可用于工程设计。

参数模型 99 覆盖圆柱、垫片、螺栓、加劲肋和矩形管尺寸

承载力准则 delta = 1.5%D 圆柱开口相对变形对应荷载

最强敏感项 +56.54% 圆柱厚度 8 -> 14 mm 的承载力提高

公式精度 93.94% 有限元模型误差在 5% 内的比例

环节	论文数据	含义
模型校准	C3D8I 单元，1/4 对称，摩擦系数 0.2，螺栓 5000 N 预紧；JD1/JD2 初始刚度误差 18.06%/4.21%	有限元足以承接后续参数分析
承载力准则	delta=1.5%D；JD2/JD3 有限元承载力 74.74/66.59 kN，对试验误差 4.75%/0.51%	用变形准则避免直接等到复杂破坏点
敏感性	圆柱厚度 8->14 mm 提高 56.54%；加劲肋宽度 6->14 mm 提高 55.98%；tb 20->8 mm 无加劲下降 45.47%	真正有效的是局部抗弯和防止螺栓拔出
公式验证	93.94% 有限元模型误差在 5% 内，最大误差小于 10%；三组试验平均绝对误差 6.41%	理论推导加回归修正可以支撑工程估算

数据来源：摘要、2-5 节、表 1-7、图 1-20 与结论。

Guo X, Zong S, Shen Z^*, Zhu S, Yuan S. Mechanical behavior of in-service axial compression angle steel members strengthened by welding[J]. Journal of Building Engineering, 2020, 32: 101736.

服役角钢焊接加固

步骤 1 / 带载焊接加固 先给服役角钢施加初始轴压，再焊接方管形或 L 形加固件

论文复现了真实通信塔维修场景：构件仍在受力，焊接热输入会让荷载-位移曲线出现平台段。

这篇论文研究服役 Q235 角钢轴压构件在不卸载情况下采用焊接加固后的力学行为。试验以 L80x6 角钢为基材、L62x6 为加固件，设置未加固 JW0、方管形加固 JA0-JA3、L 形加固 JB0-JB3，共 9 个试件；初始应力取 0、0.1fy、0.2fy 和 0.3fy。加固件通过 4 mm 角焊缝连接，焊接采用渐进、间断、对称的顺序，构件在焊接过程中保持初始轴压。所有加固试件均发生弯曲屈曲，未加固试件发生局部屈曲并伴随弯扭变形。试验结果表明，加固后极限承载力约提高 20%，最大增幅为 24.82%；方管形 JA 的延性优于 L 形 JB，且 L 形对焊接热输入和初始荷载更敏感。荷载-位移曲线中，初始荷载越大，焊接热输入造成的平台段越长，但 JA/JB 极限承载力大体保持在约 200 kN。数值部分采用 ANSYS 间接热-结构耦合：SOLID70 做焊接瞬态温度场，SOLID185 做结构分析，Gauss 移动热源和单元生死模拟焊接过程，初始缺陷取一阶屈曲模态 L/1000。有限元复现实验弯曲屈曲、平台段和极限荷载，未加固 JW0 的试验/有限元/规范承载力分别为 169.06、168.75、176.13 kN；加固试件极限荷载偏差为 2.25%-8.80%。参数分析比较方管、T 形、Z 形和十字形截面，方管和十字形兼具较高承载力与较好延性，T/Z 形虽承载力高但峰后下降快、偏脆；当初始应力不超过 0.4fy 时，其对极限承载力影响可忽略。长细比越高加固收益越明显，例如方管加固在长细比 94 时增幅 38.53%，明显高于长细比 63 时的 4.94%。加固件厚度增加会提高承载力，但论文建议与基材厚度相同以兼顾效果和可施工性。

试件数量 9 JW0、JA0-JA3、JB0-JB3

承载力提升 up to 24.82% 相对未加固角钢 JW0

有限元偏差 2.25%-8.80% 加固试件极限荷载偏差

初始应力阈值 <=0.4 fy 对极限承载力影响可忽略

环节	论文数据	含义
试验矩阵	L80x6 基材、L62x6 加固件；JW0、JA0-JA3、JB0-JB3；初始应力 0/0.1/0.2/0.3fy	直接模拟服役通信塔角钢带载维修
承载力	JW0=169.06 kN；JA0=205.46 kN，JB2=211.02 kN；最大提升 24.82%	焊接加固显著提高承载力和延性
有限元	SOLID70/SOLID185，Gauss 移动热源，单元生死；加固试件极限荷载偏差 2.25%-8.80%	热过程和结构响应需要耦合计算
参数结论	方管/十字形兼具承载力和延性；长细比 94 时增幅 38.53%；t=7 mm 时增幅 31.81%	控制截面形式、长细比和加固厚度比单纯提高初始荷载容忍度更重要

数据来源：摘要、2-6 节、表 1-8、图 1-36 与结论。

Zhu S, Guo X^*, Jiang S, Zong S, Chen C. Experimental study on the fire-induced collapse of single-layer aluminum alloy reticulated shells with gusset joints[J]. Journal of Structural Engineering, 2020, 146(12): 04020268.

铝合金网壳破坏性火灾坍塌

步骤 1 / 同一网壳两次破坏性火灾 D-1 火源在地面不坍塌，D-2 火源抬高到 1.35 m 后触发坍塌

论文用 1/5 缩尺 K6 铝合金球面网壳、2 MW 柴油池火和包覆火场，直接观察破坏火灾下的温度与变形。

这篇论文对带板式节点铝合金单层球面网壳开展两次破坏性结构火灾试验，研究火灾坍塌行为和非均匀温度场影响。试验模型为 1/5 缩尺、8 m 跨、0.5 m 高的 5 环 K6 铝合金球面网壳，支承结构高 3.2 m，杆件长度 715-1000 mm，M6 不锈钢螺栓连接板式节点，外覆 1200 ? 陶瓷纤维布和 300 ? 防火橡胶布以阻烟；设计竖向荷载为 0.5 kN/m2。火源采用四个 0.7 m x 0.7 m 柴油油盘，每盘 15 L 柴油和 7.5 L 水，缩尺火功率 2 MW，对应原型 111.8 MW。D-1 火源置于地面，燃烧 1212 s 后未发生坍塌或影响力学性能的永久变形，最高空气温度 509.59 ?、最高杆件 449.73 ?、最高节点板 413.08 ?；网壳表现为受热起拱，最大位移 121.51 mm，最后基本恢复。D-2 在同日重新试验，火源抬高到 1.35 m；378-528 s 期间大量构件和节点板开始熔化，528 s 包覆布烧穿后网壳开始坍塌，530 s 火球从孔洞喷出，614 s 因明显破坏终止试验。D-2 最高空气温度 767.02 ?，中心构件出现熔化、断裂，外环构件因热膨胀附加轴压发生弯扭屈曲；变形过程可分为起拱阶段和下沉阶段。两次试验均显示明显水平温度梯度，证明大空间火灾不能采用均匀温度假定。Pyrosim/FDS 场模拟能较好复现温度场，ANSYS 结构分析进一步表明，非均匀温度场下杆件轴力绝对值几乎比均匀温度场高 100%，因为外环温度低于中心约 80 ? 时环向箍束效应更强，忽略非均匀性会低估结构内力。

缩尺火功率 2 MW 对应原型 111.8 MW

D-1 结果 1212 s no collapse 最高构件温度 449.73 ?，起拱后恢复

D-2 坍塌 528 s 包覆烧穿后开始坍塌，最高空气 767.02 ?

非均匀内力 ~100% higher 非均匀温度下轴力绝对值几乎翻倍

环节	论文数据	含义
试件与火源	8 m 跨、0.5 m 高、5 环 K6；2 MW 柴油池火，原型 111.8 MW；竖向荷载 0.5 kN/m2	为铝合金空间结构提供破坏性火灾实测数据
D-1	地面火；最高空气 509.59 ?、杆件 449.73 ?、节点 413.08 ?；最大位移 121.51 mm；1212 s 后恢复	高温并不必然导致整体坍塌，非均匀低温区提供完整性
D-2	1.35 m 高火源；378 s 熔化，528 s 开始坍塌，530 s 火球，614 s 终止；最高空气 767.02 ?	局部超大火把变形机制从起拱推入下沉坍塌
温度场影响	D-2 水平温差可达 378.62 ?；Model-N 轴力绝对值比 Model-U 几乎高 100%	大空间火灾分析必须采用场模拟或非均匀温度输入

数据来源：摘要、Test Program、Results、Simulation、Conclusions、图 1-23 与表 1-2。

Jiang S, Zhu S^*, Guo X, Chen C, Li Z. Safety monitoring system of steel truss structures in fire[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2020, 172: 106216.

钢桁架火灾安全监测系统

步骤 1 / 温度替代易损位移传感器 用热电偶温度实时估计构件失效，而不是依赖火中易损的位移/振动传感器

系统先按应变能选重要构件布置传感器，再把温度换算成失效指数 Q 和六级危险状态。

这篇论文开发了钢桁架结构火灾安全监测系统，目标是在救援过程中向指挥员给出构件状态、潜在坍塌位置和提前预警。系统的理论基础包含三层指标：第一，用构件失效前后总应变能变化定义重要性系数，帮助在成本受限时选择布置温度传感器的关键构件；第二，利用温度对钢材强度折减和压杆稳定系数的影响定义构件失效指数 Q，并把构件状态分为 safe、secondary safe、secondary dangerous、dangerous、critical 和 failure 六级；第三，当某构件失效后，用受影响构件的应变能之和与结构总应变能之比定义坍塌指数 Ipc。SAP2000 数值算例为 8 m 跨、1 m 高、1 m 分区宽的 Q235 钢桁架，荷载组合为 1.2g+1.4q，g=q=0.5 kN/m2。单构件移除分析显示，弦杆移除比腹杆移除更容易导致应力比急剧增加；双斜腹杆能提高安全性。以构件 18 为例，Ut=271.34 N m，受影响构件 Ua=210.84 N m，Ipc=0.777 并发生坍塌。综合原模型和改造模型的坍塌样本，97% 的坍塌结果 Ipc 超过 0.45，因此论文保守取坍塌指数限值 0.45。系统实现上，数据库用 SQL Server 2017，界面用 Visual Basic / Visual Studio 2017；监测时默认每 60 s 读取温度，更新危险等级，移除最危险构件并计算内力、位移和坍塌指数。试验验证采用既有全尺寸钢桁架屋盖火灾试验：结构直径 8 m、高 4.02 m，由六榀 RHS 平面钢桁架、檩条和屋面板组成，面荷载 0.439 kN/m2，木垛燃料密度 20 kg/m2。系统在 590 s 预判部分 secondary safe 构件将在 200 s 内失效；636 s 预判 20 号构件距失效 78 s；665 s 时 20 号构件接近临界温度、危险等级为 dangerous，预测失效时间 58 s，并计算 Ipc=0.573 > 0.450，发出坍塌预警；695 s 时多个构件被判定失效。与试验位移对比，系统在 665 s 给出的结构响应最接近 845 s 实测变形，说明可至少提前 180 s 给出坍塌位置预警。

坍塌指数限值 0.45 97% 坍塌样本超过该值

构件 18 示例 Ipc=0.777 Ua=210.84 / Ut=271.34 N m

首个坍塌预警 665 s Ipc=0.573 > 0.450，20 号构件 58 s 后失效

提前量 180 s 665 s 预测最接近 845 s 实测响应

环节	论文数据	含义
理论指标	重要性系数基于总应变能；失效指数 Q 基于温度折减；坍塌指数 Ipc=Ua/Ut	把热电偶温度转成可理解的结构风险状态
限值标定	8 m 跨、1 m 高 Q235 桁架；构件 18: Ut=271.34 N m, Ua=210.84 N m, Ipc=0.777；限值 0.45	弦杆失效比腹杆更容易触发整体风险
系统实现	SQL Server 2017 数据库，Visual Basic / Visual Studio 2017 界面；默认 60 s 读数间隔	能在消防控制中心既自动监测也手动复核
试验验证	全尺寸钢桁架屋盖；665 s: 20 号构件 dangerous，58 s 后失效，Ipc=0.573；最接近 845 s 位移，提前 180 s	预警对象不是抽象数字，而是可避开的坍塌区域

数据来源：摘要、2-6 节、表 1-2、图 1-15 与结论。

Zhu S, Ohsaki M, Guo X^*, Zeng Q. Shape optimization for non-linear buckling load of aluminum alloy reticulated shells with gusset joints[J]. Thin-Walled Structures, 2020, 154: 106830.

AAG 网壳样条-GA 屈曲优化

步骤 1 / 把壳面写成三个可调控制点 不是换截面或加材料，而是在小范围内移动壳面节点来提升稳定承载力

论文把对称壳面的高度用三次样条描述，只优化 Z1、Z2、Z3 三个控制点，节点移动边界限制在 +/-0.3 m，目标直接设为非线性屈曲荷载 Pc。

这篇论文提出一种面向带铝合金板式节点 AAG 的球面单层网壳形状优化方法。核心思想是：不以传统总应变能最小为目标，而是直接最大化考虑初始缺陷后的非线性屈曲荷载 Pc。壳面几何由七个控制点的三次样条表示，利用结构对称性仅取 Z1、Z2、Z3 三个高度控制点作为设计变量，节点移动范围为 +/-0.3 m，以保证曲面平顺且不显著改变建筑外形。有限元模型采用 ANSYS BEAM188 模拟 I 形杆件和节点域，COMBIN39 引入板式节点的非线性半刚性弯曲模型，材料采用 Ramberg-Osgood 本构，并用既有静力试验验证。非线性屈曲分析同时考虑整体缺陷和杆件缺陷：整体缺陷采用对称与反对称一阶屈曲模态的等权组合，以覆盖极限点屈曲和分岔屈曲；杆件则引入 l/1000 初始偏心，以触发弯扭屈曲与整体屈曲耦合。基础算例为 L=40 m、f/L=1/4、12 环、I400x200x10x16 截面、16 mm 节点板、300 mm 节点域、8 个 M14 螺栓、铰支承、半跨活荷载 q/g=1/2。通过 arc-length 分析比较参数后，采用 nsub=500、amax=2。遗传算法采用 MATLAB 工具箱，50 代、每代 50 个个体、80% 交叉率和精英策略。以 Pc 为目标时，Pc 从 44.972 kN/m2 提高到 75.064 kN/m2，提升 66.91%，曲面仍保持光顺；而以总应变能为目标时，应变能仅从 102.14 N m 降到 100.32 N m，Pc 只提高到 48.882 kN/m2，即 8.7%。这说明铝合金板式节点网壳的非线性屈曲承载力与总应变能或弯曲应变能比例并不强相关。为了把高计算成本的 GA 结果转化为工程可用工具，论文进一步对荷载比 gamma=q/g 为 0、1/4、1/2、1 以及 f/L=1/4、1/5、1/6 进行参数分析，给出三组实用设计表，包含控制点移动值和可用于一般跨度的三次样条显式参数。设计表在不同杆件高度、环数和支承条件下仍能提升 Pc，但适用范围限定为 f/L=1/6 到 1/4；超出该范围时应直接求解优化问题。

优化变量 Z1-Z3 七点三次样条中仅三个高度控制点参与优化

基础模型 L=40 m f/L=1/4，12 环，I400x200x10x16，q/g=1/2

Pc 提升 66.91% 44.972 -> 75.064 kN/m2

设计表范围 1/6-1/4 覆盖 f/L=1/4、1/5、1/6 和四种荷载比

环节	论文数据	含义
建模	BEAM188 杆件和节点域，COMBIN39 半刚性节点，Ramberg-Osgood 本构，并用既有静力试验校准	优化不是孤立数学模型，而是嵌入了板式节点半刚性和材料非线性
缺陷	0.5*(symmetric + antisymmetric) 整体模态，杆件初始偏心 e=l/1000	同时考虑整体屈曲和杆件弯扭屈曲的不利耦合
优化对比	Pc 目标: 44.972 -> 75.064 kN/m2；总应变能目标: 44.972 -> 48.882 kN/m2	直接优化非线性屈曲荷载才真正提升大变形稳定性能
工程化	f/L=1/4、1/5、1/6；gamma=0、1/4、1/2、1；IR 约 17%-102%	高成本 GA 结果被压缩成可查表的样条系数

数据来源：摘要、2-5 节、表 1-7、图 1-16 与结论。

Jiang S, Zhu S, Guo X^*, Li Z. Full-scale fire tests on steel roof truss structures[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2020, 169: 106025.

全尺寸钢屋盖桁架火灾试验

步骤 1 / 真实屋盖而不是缩尺杆件 8 m 直径、4.02 m 高的钢屋盖桁架在受载状态下接受柴油池火和木垛火

试件由六榀 RHS 主桁架、檩条和屋面板组成，外加 2206.65 kg 铁砂桶形成 0.439 kN/m2 火灾工况面荷载。

这篇论文对一个全尺寸钢屋盖桁架结构进行了两组非破坏性柴油池火试验和一组破坏性木垛火试验，目的是获得真实火灾下整体钢桁架的热-结构响应和破坏模式，并为后续火灾监测系统提供试验依据。试件是圆形厂房屋盖模型，直径 8 m、总高 4.02 m，由六榀 Q235 RHS 平面主桁架、檩条、檩托和屋面板组成，支座附近设两道竖向支撑桁架以提高环向和侧向刚度。按 GB50017 和 GB50009 设计，火灾工况附加面荷载为 0.439 kN/m2，由 2206.65 kg 铁砂桶施加，构件最大应力强度比为 0.71。非破坏性工况采用 0.7 m x 0.7 m 柴油池火，单池约 360 kW，分别布置在中心和角部，每次 6 L 柴油加等体积水。预先 Pyrosim/FDS 试算显示最高节点温度约 142.68 ?，不会导致失效。试验中两次小火均造成非均匀空气和构件温度场，结构响应为很小的弹性起拱，位移量级未超过 1 mm，试后没有永久变形、杆件屈曲或构件熔化。破坏性工况采用 20 kg/m2 火荷载密度的木垛，共 975 kg 木材，六个 1.0 m x 1.0 m x 1.12 m 木垛，中部 2 L 柴油池点火。火灾过程可分为 0-210 s 点火、210-810 s 初期增长、810-900 s 稳定燃烧和 900-3000 s 衰减四阶段。600 s 时火势达到最大，750 s 火焰穿过屋面板，900 s 因屋面板大变形而可见更多火焰并开始喷水，约 1800 s 火势受控，3000 s 熄灭。热响应显示大火下初期增长和稳定燃烧阶段空气温度与构件温度接近，且中心区域温度更高；采用均匀温度假定会偏保守，因此建议用 FDS 等场模拟考虑非均匀温度。结构响应上，试件先明显起拱，D5 等中心测点在约 700 s 达到最大上拱，对应最高空气温度约 890 ?，770 s 时仍维持高位；约 860 s 部分 LVDT 达到量程。试后中心竖向位移约 480 mm，所有腹杆发生屈曲，而节点没有明显损伤，说明在节点承载力设计高于杆件时，火灾中更可能由杆件先失效。论文指出腹杆屈曲后结构竖向刚度显著下降，屋面板开裂上翘会引入额外氧气，值得在实际钢桁架屋盖抗火设计中考虑。

试件尺度 8 m / 4.02 m 直径 8 m，总高 4.02 m，六榀 RHS 主桁架

小火工况 360 kW 中心和角部柴油池火，试后无损伤

大火燃料 975 kg 20 kg/m2 木垛火荷载密度，六个木垛

试后变形 480 mm 中心大竖向位移，腹杆屈曲但节点未明显损伤

环节	论文数据	含义
试件	圆形屋盖直径 8 m，高 4.02 m；六榀 Q235 RHS 主桁架；荷载 q=0.439 kN/m2	火灾响应来自整体屋盖系统，而非单根构件
非破坏性火	0.7 m x 0.7 m 柴油池火，约 360 kW；中心和角部两种位置；试后无损伤	小尺寸局部火主要产生可恢复的热起拱
破坏性火	975 kg 木材，20 kg/m2；600 s 火势最大，750 s 火焰穿屋面，3000 s 熄灭	木垛火能把整体结构推入大变形和失稳阶段
破坏机理	约 700 s 达到最大起拱；约 860 s LVDT 达量程；试后中心位移约 480 mm，腹杆全屈曲，节点无明显损伤	腹杆先屈曲导致竖向刚度显著下降

数据来源：摘要、2-5 节、图 1-19 与结论。

Luo J, Zong S, Zhu S, Guo X^*, Yu M. Mechanical behavior of Q690 high-strength steel beams at room and elevated temperatures[J]. Structural Design of Tall and Special Buildings, 2020, 29(5): e1712.

Q690 高强钢梁高温承载力公式

步骤 1 / 同时做简支梁和悬臂梁 常温下有强度破坏和整体弯扭屈曲，高温下所有试件都转为整体弯扭屈曲

论文把 H300/H350 简支梁和 B40/B50 悬臂梁分别放在常温和 650 ? 下测试，再用有限元扩展到设计公式。

这篇论文研究 Q690 高强钢梁在常温和高温下的力学行为，并建立实用承载力公式。试验包括两类构件：H 系列简支梁 H300x150x10x12 和 H350x150x10x12，总长 2840 mm、有效长度 2740 mm；B 系列悬臂梁 H120x40x4x5 和 H120x50x4x5，总长 1280 mm、有效长度 2300 mm。试件分为常温组和 650 ? 高温组。材料拉伸试验显示，Q690 常温弹性模量 E=206355 MPa、屈服强度 fy=768.64 MPa、抗拉强度 fu=801.17 MPa；650 ? 时 E 降至 60074 MPa、fy 降至 207.03 MPa、fu 降至 253.67 MPa，强度和刚度大幅衰减。试验结果表明，H300-A 和 H350-A 常温简支梁发生强度破坏，极限荷载分别为 973.0 kN 和 1172.0 kN，并伴随大挠度和上翼缘局部屈曲；其余试件均为整体弯扭屈曲。高温下 H300-B 和 H350-B 极限荷载仅为 91.8 kN 和 102.2 kN，B 系列高温悬臂梁也从常温 17.78/24.89 kN 降至约 4.10-5.19 kN。有限元模型采用 ANSYS SHELL181，考虑材料和几何非线性，以第一阶整体屈曲模态作为初始缺陷，常温和高温组缺陷幅值分别约为 l/2000，并考虑高温加热自重变形。B 系列高温试件温度场不均匀，论文用 SHELL57 稳态温度场分析校准热对流边界。有限元可准确复现破坏模式和荷载-位移曲线，极限荷载误差最大 8.56%，均小于 10%。常温承载力公式以弹性弯扭屈曲临界弯矩 Mcr 和 Perry 公式为基础，用整体稳定系数 phi_b=Mu/(Wp fy) 表示承载力折减。参数分析考虑残余应力、加劲肋布置、加载类型、荷载作用位置、端弯矩比、五类截面形状和多种截面尺寸；残余应力影响很小，加劲肋影响在 5% 以内，弯矩图越饱满稳定系数越低，荷载作用在上翼缘更不利。基于 29 种截面尺寸、13 种加载条件、377 条曲线和 4550 个数据点，论文拟合了等效初始缺陷参数 eta 的二次函数，并为可靠性上调 0.2533 个标准差，得到常温 Q690 梁承载力公式。火灾公式沿用同一框架，但温度从 100 到 800 ?；结果显示温度超过 400 ? 后承载力急剧下降，且高温稳定系数不能用一个统一参数曲线描述。论文为 20-800 ? 给出温度相关拟合参数，与试验和 Eurocode 3 对比后表明，所提公式比 EC3 曲线更接近高温试验结果，可用于工程设计。

试件数量 10 H 系列简支梁与 B 系列悬臂梁，常温和 650 ?

650 ? 屈服强度 207.03 MPa 常温 fy=768.64 MPa，650 ? 约为 27%

有限元误差 <10% 极限荷载最大误差 8.56%

公式数据量 4550 pts 常温 377 条曲线；高温扩展至 100-800 ?

环节	论文数据	含义
材料	20 ?: E=206355 MPa, fy=768.64 MPa；650 ?: E=60074 MPa, fy=207.03 MPa	高强钢在高温下强度和刚度同步大幅退化
试验承载力	H300-A/H350-A: 973/1172 kN；H300-B/H350-B: 91.8/102.2 kN；B 系列高温约 4.10-5.19 kN	火灾下承载力下降并转入整体弯扭屈曲主导
模型校准	ANSYS SHELL181，第一阶整体屈曲模态缺陷；极限荷载误差最大 8.56%	有限元可用于大规模参数分析和公式拟合
公式	常温 29 种截面尺寸 x 13 加载条件，377 曲线，4550 数据点；高温 100-800 ? 拟合参数	把复杂弯扭屈曲行为压缩成可用于工程设计的稳定系数

数据来源：摘要、2-7 节、表 1-8、图 1-40 与结论。

Guo X, Zong S, Gao S^*, Zhu S, Zhang Y. Ductile failure of occlusive high strength bolt connections under shear force[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2020, 168: 105982.

OHSB 咬合高强螺栓抗剪公式

步骤 1 / 让力从摩擦转入齿槽咬合 OHSB 连接靠凸齿与凹槽接触传力，合理齿槽设计能避免板错动和螺栓松动的脆性破坏

论文把齿槽深度和宽度取为 1.5 mm 与 2.0 mm，静力加载中观察从摩擦、滑移到咬合和齿槽屈服的全过程。

这篇论文研究新型咬合高强螺栓 OHSB 连接在剪力作用下的延性失效。试验共设计 8 个 OCT 试件，OCT1-OCT3 为单剪，OCT4-OCT8 为双剪；芯板加工凸齿和长圆孔，盖板加工凹槽和圆孔，长圆孔用于排除孔壁承压对承载力的贡献。齿槽深度和宽度分别为 1.5 mm 和 2.0 mm，螺栓为 10.9 级高强螺栓，钢板材料为 Q235，平均 E=204.3 GPa、fy=296.3 MPa、fu=456.8 MPa。加载过程为安装、1 kN 预加载消隙和 200 N/s 单调加载。所有试件均表现为齿和槽屈服的延性失效，没有明显螺栓变形；极限荷载从 OCT-1 的 42.38 kN 到 OCT-6 的 537.76 kN。荷载-位移曲线可分为四阶段：摩擦阶段、滑移阶段、齿槽咬合阶段和失效阶段。ABAQUS 有限元模型采用整体、半模型或四分之一模型，C3D8R 实体单元，齿槽附近加密网格，齿槽之间采用有限滑移、罚摩擦和硬接触；分析步骤模拟 10 kN 螺栓预紧、试验预紧、锁定螺栓长度和位移加载。FE 与试验极限荷载最大偏差 4.50%、最小偏差 1.30%。参数分析包含摩擦系数、齿槽数量、板宽、盖板厚度、螺栓直径和预拉力。摩擦系数从 0.10 增至 0.45 时，承载力由 353.32 kN 增至 477.06 kN，提升 35.02%；齿槽数量增加能提高承载力，但超过 16 后变形能力显著下降并可能转为板错动脆性失效，因此建议单块盖板齿槽数不超过 16；板宽从 80 mm 增至 180 mm 时承载力提升 33.2%；盖板加厚和螺栓直径增大也能提高刚度和承载力；预拉力从 0.2P 增至 0.8P 只使承载力从 375.17 kN 增至 382.87 kN，影响很小。基于有效宽度 we、有效齿槽数 ne 和齿槽力矩平衡，论文推导双剪 OHSB 延性失效抗剪公式，并拟合压力力臂修正系数 gamma。公式对 FE 模型的最大误差 7.42%、平均 1.77%；对双剪试验修正承载力的最大误差 12.93%、平均 6.15%，适用于双剪、齿槽屈服控制的 OHSB 连接。

试件 8 OCT1-OCT3 单剪，OCT4-OCT8 双剪

破坏模式 ductile 齿和槽屈服，螺栓无明显变形

齿槽上限 n <= 16 超过后变形能力下降并可能板错动

公式误差 1.77% avg FE 对比平均 1.77%，最大 7.42%

环节	论文数据	含义
试验	8 个 OCT 试件；齿槽 2.0 mm 宽、1.5 mm 深；Q235 板，10.9 级高强螺栓	直接观测 OHSB 在剪力下的真实传力与失效过程
曲线阶段	摩擦、滑移、咬合、失效四阶段；齿槽屈服控制最终承载力	承载力来自咬合作用，不只是螺栓摩擦
参数	mu=0.10->0.45: 353.32->477.06 kN；板宽 80->180 mm: +33.2%；预拉力 0.2P->0.8P: 375.17->382.87 kN	表面处理和构造尺寸更关键，预拉力只需足以压紧板件
公式	有效宽度 we、有效齿槽数 ne、修正系数 gamma；FE 平均误差 1.77%，试验平均误差 6.15%	把复杂接触塑性压缩为双剪延性失效设计公式

数据来源：摘要、2-7 节、表 1-6、图 1-28 与结论。

Guo X, Tao L, Zhu S^*, Zong S. Experimental investigation of mechanical properties of aluminum alloy at high and low temperatures[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2020, 32(2): 06019016.

结构铝合金高低温力学性能因子

步骤 1 / 温度不是单向削弱 低温下铝合金强度、刚度和延性提高，高温下力学性能快速退化

论文测试 6082-T6、6N01-T6、6061-T6、6061-T4 和 7020-T6，在 -100、-50、0、20、100、200、300 ? 下获得应力-应变曲线。

这篇技术短文通过 169 个拉伸试件研究结构铝合金在高温和低温下的力学性能。材料包括空间结构常用的 6082-T6、6N01-T6、6061-T6、6061-T4 和 7020-T6，其中 6xxx 系列为板状试件，7020-T6 为棒状试件；试验温度为 300、200、100、20、0、-50 和 -100 ?。试验采用视频引伸计和 20 mm 光学标距，升温或通氮降温后保温至少 15 min，再以 0.5 mm/min 加载至断裂。结果表明，低温下弹性模量、极限抗拉强度和名义屈服强度提高，高温下显著下降。弹性模量统计结果近似服从正态分布，平均 E 从 20 ? 的 68090.52 MPa 提高到 -100 ? 的 73750.27 MPa，而 300 ? 降至 49815.48 MPa。论文提出分段本构模型：第一段仍采用 Ramberg-Osgood 形式，第二段用抛物线并在分段点保持连续光滑，推荐分段应变 epsilon0=1%；该模型可较好拟合不同温度下的应力-应变曲线。SEM 断口分析显示，6xxx 铝合金在 20 ? 下有层状解理和韧窝的混合断裂，高温下韧窝更大更明显，低温下出现更多更深的圆形韧窝；7020-T6 在 -100 到 300 ? 均表现为分布较均匀的深韧窝。低温增强可归因于晶粒细化、临界分切应力提高和加工硬化能力增强；高温下微粒热运动和热激活使强度下降但塑性提高。论文用二次函数分别拟合弹性模量影响因子 kE(T)、极限强度影响因子 k1(T) 和名义屈服强度影响因子 k2(T)，并给出 95% 上下界。公式在 -100 到 200 ? 内预测有效；当温度高于 200 ?，为安全起见建议采用 95% 下界或 EC9 中的折减系数。延性方面，所有铝合金在 20 ? 附近伸长率最低，低温时增大；6N01-T6、6061-T6 和 6061-T4 在高于 200 ? 后延性明显下降，而 6082-T6 和 7020-T6 高温下未明显下降。论文也指出高温试验为稳态试验，后续还需要更贴近真实火灾的瞬态材料试验。

试件数量 169 5 种结构铝合金，7 个温度水平

温度范围 -100 to 300 ? 覆盖寒区低温与大空间火灾高温

弹性模量变化 73.75 -> 49.82 GPa -100 ? 到 300 ? 的平均 E

设计因子 kE, k1, k2 弹性模量、极限强度、名义屈服强度温度影响因子

环节	论文数据	含义
试验矩阵	6082-T6、6N01-T6、6061-T6、6061-T4、7020-T6；169 个试件；-100、-50、0、20、100、200、300 ?	覆盖空间结构铝合金在寒区和火灾中的关键温度区间
弹性模量	平均 E: -100 ? 为 73750.27 MPa，20 ? 为 68090.52 MPa，300 ? 为 49815.48 MPa	低温增强、高温退化在刚度层面同样明显
本构	第一段 R-O，第二段抛物线；推荐 epsilon0=1%；保证分段点连续光滑	比单一 R-O 更适合不同温度下的曲线转折
设计建议	kE、k1、k2 用二次函数拟合；-100 到 200 ? 有效；高于 200 ? 用 95% 下界或 EC9	把材料试验转化为可用于极端温度设计的折减/增强系数

数据来源：摘要、Test Program、Test Results、Constitutive Relationship、Microanalysis、Temperature Influence Factors、Conclusions、表 1-7 与图 1-12。

Guo X, Zhu S^*, Liu X, Liu L. Experimental study on hysteretic behavior of aluminum alloy gusset joints[J]. Thin-Walled Structures, 2018, 131: 883-901.

AAG 板式节点循环滞回性能

步骤 1 / 从静力节点走向循环滞回 铝合金板式节点在地震等往复作用下会经历螺栓滑移、孔壁承压和刚度退化

论文测试 8 个节点，每个节点连接 6 根 I100x50x4x5 杆件，两个圆形节点板和 8 个 M6 不锈钢螺栓组成板式节点。

这篇论文通过 8 个铝合金板式节点 AAG 试件的循环加载试验研究其滞回行为。每个节点连接 6 根 I100x50x4x5、长 905 mm 的 6063-T5 I 形杆件，两个直径 240 mm 的铝合金节点板通过 8 个 M6 不锈钢螺栓连接，杆件夹角为 60 度。试件变量包括节点板厚度 2、3、4、5 mm，节点板材料 6061-T6 或 6061-T4，是否设置剪力连接件，以及六点加载或两点加载。材料试验给出 6061-T6 板 E=72246 MPa、f0.2=364.16 MPa、fu=406.05 MPa，6061-T4 板 E=69169 MPa、f0.2=147.76 MPa、fu=245.99 MPa，6063-T5 杆件 E=65364 MPa、f0.2=177.40 MPa、fu=206.80 MPa。循环加载采用 AISC 程序，相对转角从 0.375% 增至 10%，每级 2-3 圈，速度 10 min/round，正式加载前先施加 20% 估计极限荷载消除间隙。试验现象可分为四个变形阶段：初期无明显变形并伴随节点区脆响；随后杆件弯曲和节点区整体变形加剧且卸载可恢复；第三阶段根据试件分为厚板试件整体扭转和杆件弯扭、薄板自由区/中心区屈曲或仅中心区屈曲；第四阶段则出现杆件断裂或过大扭转、节点板连接区突然断裂、或底板块体撕裂。失效模式与节点板厚度和杆件翼缘厚度之比相关：厚板试件 A1、A2、D1 主要发生杆件断裂、局部屈曲和弯扭屈曲；薄板试件 B1、B2、C1、C2 主要发生节点板块体撕裂和自由区屈曲；D2 同时出现两类失效。滞回曲线方面，P-delta 曲线反映整体试件，M-theta 曲线反映节点区。曲线可归纳为弹性、螺栓滑移、孔壁承压、峰值和失效五个阶段。螺栓孔与螺栓杆间隙导致明显 pinching，P-delta 滞回环不够饱满；但 M-theta 环更饱满，说明节点区耗能能力优于整体试件。6061-T4 节点板试件比 6061-T6 有更大极限位移和更饱满滞回环，但峰后退化更明显。厚板 A 系列滞回环比薄板 B 系列更饱满，剪力连接件对部分试件有改善，且两点加载中非加载杆件滞回环更饱满，说明 AAG 节点具备良好传力能力。骨架曲线显示 A 系列极限荷载和初始刚度最高，D 系列最低，两点加载显著削弱强度和变形能力。所有试件关键阶段相对转角均大于 1/15，变形能力较好。循环过程中承载力在峰值前没有明显退化，但刚度先快速下降、中期近似稳定、峰值后再次骤降。

试件 8 6 根 I 形杆件、2 块节点板、8 个 M6 螺栓

循环程序 0.375%-10% AISC 相对转角加载，10 min/round

响应阶段 5 弹性、螺栓滑移、孔壁承压、峰值、失效

变形能力 >1/15 所有试件关键阶段相对转角均超过 1/15

环节	论文数据	含义
试件构造	I100x50x4x5 杆件长 905 mm，节点板直径 240 mm，8 个 M6 螺栓，夹角 60 度	试件直接对应铝合金单层网壳常用板式节点
失效	A1/A2/D1 厚板: 杆件断裂、局部屈曲、弯扭屈曲；B/C 薄板: 节点板块体撕裂和自由区屈曲；D2 两者兼有	节点板太强时杆件先坏，节点板太薄时节点板先撕裂
滞回	P-delta 环 pinching 明显；M-theta 环更饱满；6061-T4 极限位移更大但峰后退化更明显	耗能主要来自节点区，螺栓滑移限制整体环饱满度
退化	相对转角均大于 1/15；峰前承载力折减系数接近 1；环刚度初期快速下降、中期稳定、峰后骤降	节点变形能力好，但抗震耗能仍受滑移和刚度退化约束

数据来源：摘要、2-4 节、表 1-5、图 1-25 与结论。

Zhu S, Guo X^*, Liu X, Jiang S. Bearing capacity of aluminum alloy members under eccentric compression at elevated temperatures[J]. Thin-Walled Structures, 2018, 127: 574-587.

铝合金偏心受压高温承载力

步骤 1 / 温度与偏心距双变量试验 同一 I100x50x4x5 杆件在 10 mm 与 30 mm 偏心距、20/200/300 ? 下加载到弯扭屈曲

试验先用 14 根杆件建立高温偏心压弯响应，再用 ANSYS 扩展到材料、截面、长细比和温度空间。

这篇论文研究铝合金杆件在高温偏心受压下的弯扭稳定承载力。试验对象为 14 根 6063-T5 I100x50x4x5 杆件，有效长度 900 mm，温度为 20、200、300 ?，偏心距为 10 和 30 mm，并通过重复试件检查离散性。材料平均 E=65364 MPa、f0.2=177.40 MPa、fu=206.80 MPa。试验显示所有试件均发生以弯曲变形为主的弯扭屈曲，没有局部屈曲；承载力随温度升高和偏心距增大而下降。典型极限荷载为 20 ?、e=10 mm 时约 60-62 kN，20 ?、e=30 mm 时约 47 kN；200 ? 下对应降至约 43-46 kN 和 34-36 kN；300 ? 有效试件约 18-23 kN。300 ? 时炉内上部温度较高，最大侧向挠度出现在中截面上方约 100-150 mm。ANSYS SHELL181 模型考虑材料和几何非线性、Ramberg-Osgood 本构、L/1000 初始缺陷，并对 300 ? 采用 250-300 ? 线性温度场，极限承载力最大误差 8.38%、平均误差 1.63%。随后参数分析覆盖 6061-T6 和 6063-T5，两类 I/T 截面、9 种截面规格、100/200/300 ? 和 0.25-2.75 归一化长细比，得到 432 条弯扭相关曲线；所有曲线均位于线性相关式之上。因此论文建议在 300 ? 以下用基于 GB50429 稳定系数的线性相关公式计算偏心受压弯扭承载力，EC9 更保守，可用于重要结构复核。

试件 14 I100x50x4x5，l0=900 mm，6063-T5

变量 20/200/300 ? 偏心距 10 与 30 mm

FE 精度 1.63% avg 最大误差 8.38%

设计曲线 432 全部位于线性相关曲线之上

环节	论文数据	含义
试验	14 根 6063-T5 I 形杆；20/200/300 ?；e=10/30 mm；保温至少 15 min	直接观测高温偏心压弯弯扭失稳
承载力	20 ?,e=10 mm: 60.17/61.82 kN；200 ?,e=30 mm: 35.71/34.09 kN；300 ? 有效试件约 17.86-23.54 kN	温度和偏心距都会显著降低稳定承载力
模型	SHELL181，Ramberg-Osgood，L/1000 缺陷；300 ? 采用 250-300 ? 线性温度场	考虑炉内非均匀升温对失稳位置的影响
公式	2 种铝合金、2 类截面、9 种规格、3 个温度、0.25-2.75 长细比，共 432 条曲线	把复杂弯扭屈曲压缩成 300 ? 以下可用的线性设计相关式

数据来源：摘要、2-6 节、表 1-6、图 1-21 与结论。

Guo X, Zhu S, Liu X^*, Wang K. Study on out-of-plane flexural behavior of aluminum alloy gusset joints at elevated temperatures[J]. Thin-Walled Structures, 2018, 123: 452-466.

AAG 节点高温面外弯曲

步骤 1 / 把节点放进异形炉 6 杆 AAG 节点在 20/200/300 ?、2 mm 或 4 mm 节点板下承受面外弯曲

试验区分厚板、薄板、六点加载和三点加载，直接观察节点板是否先撕裂或屈曲。

这篇论文研究铝合金板式节点 AAG 在 300 ? 以下的面外弯曲行为。9 个节点均由 6 根 H100x50x4x5、长 905 mm 的 6063-T5 I 形杆和直径 240 mm 节点板组成，8 个 M6 不锈钢螺栓连接一侧翼缘。变量包括节点板厚度 4 mm 或 2 mm、温度 20/200/300 ?，以及六点加载或三点加载。6061-T6 节点板 E=72246 MPa、f0.2=364.16 MPa、fu=406.05 MPa，杆件为 6063-T5。试验表明，300 ? 以下失效模式与常温相同：厚板试件主要为杆件破裂或屈曲，薄板试件在拉区发生节点板块体撕裂，在压区发生节点板局部屈曲；螺栓无明显变形。薄板 B2-20/200/300 的极限荷载为 35.58/29.76/12.84 kN，三点加载 C2-20/200/300 为 34.04/31.22/28.44 kN，说明温度会降低薄板节点承载力，加载路径会改变内力传递。厚板 A4-20/200/300 的极限荷载为 161.47/121.29/148.65 kN，失效发生在炉外杆件，节点区安全性可保证。弯矩-转角曲线总体符合四折线模型：螺栓固定、螺栓滑移、孔壁承压和失效；300 ? 以下初始刚度基本不降低，甚至因热膨胀缩小间隙而提高，而极限弯矩随温度下降。ABAQUS C3D8R 接触模型配合 DC3D8 热传导分析验证后，参数研究覆盖 6061/6063/6082 不同状态、板厚、中心区半径和温度，建立局部屈曲、块体撕裂和四折线刚度温度影响公式；局部屈曲公式最大误差 7.16%，块体撕裂公式最大误差 17.43%。

试件 9 4 mm 厚板 3 个，2 mm 薄板 6 个

温度 20-300 ? 20、200、300 ?

薄板承载力 35.58 -> 12.84 kN B2 系列从 20 ? 到 300 ?

公式误差 7.16% / 17.43% 局部屈曲 / 块体撕裂最大误差

环节	论文数据	含义
构造	6 根 H100x50x4x5 杆件，节点板直径 240 mm，8 个 M6 螺栓，板厚 2 或 4 mm	直接对应铝合金单层网壳常用节点
试验荷载	B2-20/200/300: 35.58/29.76/12.84 kN；C2-20/200/300: 34.04/31.22/28.44 kN	温度和加载路径共同控制薄板节点性能
刚度	B2 Kf: 186.46/187.46/181.15 kN m/rad；C2 Kf: 144.93/236.29/170.18	初始刚度并不随温度单调下降，间隙和热膨胀很关键
公式	局部屈曲最大误差 7.16%；块体撕裂最大误差 17.43%；四折线模型匹配 M-theta 曲线	可用于 300 ? 以下 AAG 节点火灾设计估算

数据来源：摘要、2-6 节、表 1-9、图 1-26 与结论。

Zhu S, Guo X^*, Liu X, Gao S. The in-plane effective length of members in aluminum alloy reticulated shell with gusset joints[J]. Thin-Walled Structures, 2018, 123: 483-491.

AAG 网壳杆件面内计算长度

步骤 1 / 从局部杆件试验开始 5 个带 AAG 节点的固定端杆件试验用于识别节点区对计算长度的缩短作用

试验中的计算长度与净长更稳定相关，说明节点半刚性可以用净长框架处理。

这篇论文研究 AAG 节点单层网壳杆件的面内稳定计算长度。核心是把两个边界条件分开：AAG 节点本身的半刚性记为 k1，相邻杆件提供的转动约束记为 k2，并考虑相邻杆件受压后转动刚度因二阶效应降低。试验部分包含 5 个带 AAG 节点的轴压杆件，截面均为 I100x50x4x5，节点板直径 240 mm、厚 5 mm，8 个 M6 螺栓；3 个总长 1.0 m、2 个总长 1.2 m，净长分别为 760 和 960 mm。材料为 6061-T4，板材 E=69088 MPa、f0.2=184.40 MPa，杆件 E=65364 MPa、f0.2=177.40 MPa。试件均绕弱轴整体屈曲，极限荷载 118.28-145.71 kN；ABAQUS C3D8R 接触模型极限荷载最大误差 3.47%。从 FE 应力与变形图识别反弯点可得计算长度：1.0 m 试件 l0=393-396 mm，1.2 m 试件 l0=505 mm；以总长计为 0.393-0.421l，以净长计为 0.517-0.526ln，波动更小。因此 k1 的影响可理解为杆件计算长度接近净长的固定端杆。对 k2，论文从节点局部区域推导相邻杆件转动刚度，并提出受压折减因子 eta=1-N/NE；实际结构中推荐用一端固一端铰近似的 Euler 荷载计算。最后求解弯曲平衡方程得到 K 系数表，范围 0.500-0.981，计算长度 l0=mu ln；保守时可直接取净长 ln。K6 壳算例表明，若只对目标杆件加载而忽略相邻杆件受压刚度削弱，临界荷载至少高估 50%；提出的 K 系数平均误差 4.61%，且偏安全。

杆件试验 5 1.0 m 与 1.2 m 两类长度

FE 误差 <=3.47% 极限荷载最小误差 0.03%

净长系数 0.517-0.526 由反弯点识别 k1 影响

K 系数 0.500-0.981 相邻杆件约束 k2 查表

环节	论文数据	含义
试件	I100x50x4x5；节点板 240 mm x 5 mm；总长 1000/1200 mm；净长 760/960 mm	用真实节点边界测量 k1 对计算长度的影响
极限荷载	1mA/B/C: 129.29/132.53/145.71 kN；1.2mA/B: 118.28/118.91 kN；FE 最大误差 3.47%	FE 可用于识别反弯点和后续理论推导
计算长度	l0=393-396 mm 或 505 mm；l0/l=0.393-0.421；l0/ln=0.517-0.526	净长比总长更适合作为 AAG 杆件计算长度基准
算例	8.3-22 m K6 壳；Pcr(1) 至少比 Pcr(2) 大 50%；K 表平均误差 4.61%	相邻杆件压缩削弱必须进入局部稳定设计

数据来源：摘要、2-6 节、表 1-6、图 1-20 与结论。

Jiang S, Guo X, Xiong Z^*, Cai Y, Zhu S. Experimental studies on behaviour of tubular T-joints reinforced with grouted sleeve[J]. Steel and Composite Structures, 2017, 23(5): 585-596.

灌浆套筒加固钢管 T 节点

步骤 1 / 既有节点外包套筒 两片半套筒围住节点，封边后灌入膨胀浆体形成复合加固区

方法适合既有桁架或网壳钢管节点，不需要拆除原节点。

这篇论文提出一种面向既有钢管 T 节点的灌浆套筒加固方法，并通过 7 个试件验证。试件由 168x8 mm 弦杆和 114xtb mm 腹杆组成，弦杆先施加 180 kN 恒定轴压，相当于弦杆纯轴压承载力的 15%，随后腹杆轴压加载至破坏。两组基准试件分别为 ZHU1（腹杆厚 6 mm）和 ZHI1（腹杆厚 4 mm）；5 个加固试件采用 D14 膨胀浆体、6 mm 钢套筒，变量包括灌浆厚度 7 或 19.5 mm、套筒长度系数 1 或 1.5、套筒连接方式焊接或 CFRP。材料试验显示钢材平均 E=205109 MPa、fy=322.56 MPa、fu=481.04 MPa，浆体平均抗压强度 52.18 MPa。未加固节点主要为弦杆大塑性变形；加固节点失效包括焊缝开裂、FRP 开裂、套筒端附近弦杆塑性变形以及套筒与弦杆共同塑性变形，说明套筒改变了失效路径。试验极限荷载为 ZHU1 272.5 kN、ZHI1 289.3 kN；加固后 ZHU2/ZHU3/ZHU4 为 456.8/467.6/450.4 kN，ZHI2/ZHI3 为 446.3/499.6 kN。相较未加固节点，承载力提高 54.3%-72.7%，初始刚度提高 6.6%-38.4%，极限位移提高 180.6%-244.6%。焊接套筒与 CFRP 连接套筒效果接近；将套筒长度系数从 1 增至 1.5，使 ZHI3 相比 ZHI2 承载力提高 11.9%、初始刚度提高 18.9%。

试件 7 5 个加固，2 个未加固对照

弦杆轴压 180 kN 约为弦杆纯轴压 15%

承载力提升 54.3%-72.7% 相对未加固节点

长度系数作用 +11.9% alpha 1 -> 1.5 的承载力提升

环节	论文数据	含义
试件矩阵	弦杆 168x8 mm，腹杆 114x6 或 114x4 mm；D14 浆体；6 mm 套筒；td=7/19.5 mm；alpha=1/1.5	覆盖套筒厚度、长度和连接方式三个施工变量
荷载	ZHU1/ZHI1: 272.5/289.3 kN；ZHU2/ZHU3/ZHU4: 456.8/467.6/450.4 kN；ZHI2/ZHI3: 446.3/499.6 kN	外包套筒显著提升既有节点静力承载力
刚度与延性	初始刚度提高 6.6%-38.4%；极限位移提高 180.6%-244.6%	不是单纯增承载，还改善变形能力
关键参数	ZHI2 -> ZHI3: alpha 1 -> 1.5，承载力 +11.9%，初始刚度 +18.9%	套筒延伸长度决定加固效率

数据来源：摘要、2-6 节、表 1-5、图 1-16 与结论。

Xiong Z, Guo X^*, Luo Y, Zhu S, Liu Y. Experimental and numerical studies on single-layer reticulated shells with aluminium alloy gusset joints[J]. Thin-Walled Structures, 2017, 118: 124-136.

AAG 单层网壳试验与半刚性屈曲

步骤 1 / 全壳试验 8 m 跨、0.5 m 高、5 环 K6 壳由 210 根 I 形杆和 91 个 AAG 节点组成

中心节点集中加载，记录节点位移、杆件内力、节点板应力和支座位移。

这篇论文通过一个实体 AAG 节点单层网壳试验和 FE 分析研究整体屈曲行为。试验壳为 Kiewitt-6，8 m 跨、0.5 m 高、5 环，包含 210 根 I100x50x4x5 杆件和 91 个 AAG 节点，节点板厚 5 mm，每个翼缘由 6 个手拧 M6 不锈钢螺栓连接。材料为 6063-T5，板材 E=71879 MPa、f0.2=144.3 MPa，杆件 E=65364 MPa、f0.2=177.4 MPa。加载前用全站仪测得初始几何缺陷，最大 54.95 mm、最小 9.93 mm、平均 33.88 mm。中心节点通过两台液压千斤顶和拉杆-分配梁系统加载，四个加载阶段依次用于识别初始刚度、屈曲荷载、后屈曲和最终破坏。第一阶段 20 kN 左右节点进入螺栓滑移，64.3 kN 卸载后中心节点残余位移 37.82 mm，为最大位移的 65%。第二阶段 74.55 kN 发生失稳，J1 位移增至 162 mm 后卸载，第一环明显下陷。第三阶段仍可加载至 94.7 kN，说明第二阶段为跳跃屈曲；最后阶段 99.7 kN 时加载节点附近杆件下翼缘断裂，顶节点到第二环区域显著下沉。支座位移可忽略；L1 杆在第三和最后阶段进入塑性，节点板 Mises 应力低于 144.3 MPa，基本保持弹性。ANSYS 模型采用 BEAM188 杆件/刚性节点区和 COMBIN39 节点半刚性弹簧，屈曲荷载 75.29 kN，与试验 74.55 kN 接近；最大荷载平均误差 2.1%，位移平均误差 3.8%。参数分析显示：考虑 AAG 弯曲行为的 FE-shell1 极限荷载为 9.13 kN/m2，仅用刚性节点区的 FE-shell2 为 11.54 kN/m2，仅半刚性弹簧的 FE-shell3 为 8.06 kN/m2，完全刚接 FE-shell4 为 10.37 kN/m2。因此刚性节点区提高初始刚度，但半刚性弯曲会削弱屈曲承载力；网壳失稳前主要处于螺栓固定阶段，后续滑移、孔壁承压和极限弯矩影响可忽略。

实测壳体 8 m / 0.5 m K6，5 环，210 杆，91 节点

初始缺陷 33.88 mm avg 最大 54.95 mm

屈曲荷载 74.55 kN 第二加载阶段跳跃屈曲

FE 精度 2.1% / 3.8% 荷载 / 位移平均误差

环节	论文数据	含义
壳体	8 m 跨、0.5 m 高、5 环；210 根 I100x50x4x5 杆；91 个 AAG 节点	不是孤立杆件，而是完整空间体系试验
加载过程	第一阶段 64.3 kN；第二阶段 74.55 kN 屈曲；第三阶段 94.7 kN；最后 99.7 kN 断裂	屈曲后仍存在后屈曲承载力，最终由节点附近杆件破坏控制
局部响应	支座最大位移约 0.82 mm；L1 第三/最后阶段进入塑性；节点板应力低于 144.3 MPa	试验主要反映整体屈曲与杆件塑性，不是节点板先屈服
模型	FE 屈曲 75.29 kN vs 试验 74.55 kN；最大荷载平均误差 2.1%，位移 3.8%	半刚性弹簧模型足以支撑后续参数分析

数据来源：摘要、2-6 节、表 1-4、图 1-33 与结论。

Xiong Z, Guo X^*, Luo Y, Zhu S. Elasto-plastic stability of single-layer reticulated shells with aluminium alloy gusset joints[J]. Thin-Walled Structures, 2017, 115: 163-175.

AAG 网壳弹塑性稳定公式

步骤 1 / 从刚接壳到 AAG 半刚接壳 AAG 节点刚性区域提高初始刚度，但半刚性弯曲会显著降低屈曲承载力

基本 70 m K6 模型中，刚接壳 10.37 kN/m2，AAG 半刚性壳 9.13 kN/m2。

这篇论文系统研究 AAG 节点单层 K6 网壳的弹塑性稳定，并基于 8000 多个 FE 模型提出实用屈曲承载力公式。模型采用 ANSYS BEAM188 模拟杆件和刚性节点区，COMBIN39 非线性弹簧模拟 AAG 节点面外四折线弯曲刚度。参数覆盖跨度 40/50/60/70 m，矢跨比 1/4、1/5、1/6、1/7，环数 16/18/20/22，四种 I 形截面 M1-M4 及对应 J1-J4 节点，线性/非线性节点刚度模型，弹性/弹塑性材料，荷载分布 p/g=0、1/4、1/2、1，铰/固支，以及 0、S/1000、S/500、S/300、S/200、S/100 初始缺陷。FE 先用 8 m 试验壳验证，屈曲荷载 75.29 kN 与试验 74.55 kN 接近。基本 70 m、f/L=1/7、16 环、M4、固定支座、p/g=0 模型中，弹性屈曲时刚接壳为 15.05 kN/m2，比半刚性壳 12.5 kN/m2 高 16.94%；弹塑性极限时刚接壳 10.37 kN/m2，比 AAG 半刚性壳 9.13 kN/m2 高 11.92%。参数研究表明：跨度厚度比越大承载力越低，AAG/刚接比可降至约 84.5%；矢跨比增大时承载力和 AAG/刚接比提高，1/4 时个别 AAG 壳甚至超过刚接壳；环数增加提高承载力；节点弯曲行为改善会提高承载力；材料非线性对 AAG 壳影响弱于刚接壳；p/g 增大降低承载力；支座影响相对较小；初始缺陷会显著降低承载力，S/300 以上影响趋稳。公式部分先用 2048 个刚接壳模型拟合 CL，再用 768 个模型拟合节点弯曲系数 CJ，-10% 到 10% 误差内占 92.8%；再用 768 个模型拟合材料弹塑性系数 CP，-10% 到 10% 误差内占 90.4%；最后用 4096 个初始缺陷结果确定 CIM，平均 0.367、标准差 0.043，95% 保证取 0.296，低于钢刚接壳常用 0.4-0.7，说明 AAG 网壳对初始缺陷更敏感。

模型规模 >8000 用于公式推导的 FE 壳模型

半刚性折减 9.13 vs 10.37 AAG / 刚接弹塑性极限 kN/m2

公式精度 92.8% / 90.4% CJ / CP 在 +/-10% 误差内比例

缺陷系数 0.296 95% 保证 CIM

环节	论文数据	含义
基础对比	弹性屈曲：15.05 vs 12.5 kN/m2；弹塑性极限：10.37 vs 9.13 kN/m2	忽略 AAG 半刚性会高估稳定承载力
参数范围	S=40-70 m；f/L=1/4-1/7；16-22 环；p/g=0-1；缺陷 0 到 S/100	公式不是单一算例拟合，而是覆盖工程参数空间
公式拟合	CL: 2048 模型；CJ: 768 模型，92.8% 在 +/-10%；CP: 768 模型，90.4% 在 +/-10%	把 FE 数据压缩成可快速估算的设计因子
缺陷	CIM 最大 0.574、最小 0.244、平均 0.367、标准差 0.043；95% 取 0.296	AAG 网壳初始缺陷敏感性比钢刚接壳更强

数据来源：摘要、2-7 节、表 1-14、图 1-24 与结论。

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