鋁合金-木組合短柱軸壓性能試驗研究

趙洪飛，喬崎云，曹萬林，姜 爽，馬晨洋，劉宏波

（1.國網北京市電力公司電纜分公司，北京 100022；2.北京工業大學建筑工程學院，北京 100124；3.河北建筑工程學院土木工程學院，河北張家口 075000）

引言

鋼管混凝土組合結構具有承載力高、延性好、施工速度快等優點［1-2］，受到學術界與工程界的廣泛關注，并大量應用于建筑及橋梁工程。但是，鋼材耐腐蝕性較差，銹蝕后結構的力學性能會受到較大影響，造成嚴重的安全隱患［3］。鋁合金具有耐腐蝕性強、質量輕、再處理成本低、再利用率高、易擠壓成型等優點，最大優勢在于其比強度明顯高于鋼材。目前，已有較多學者展開了鋁合金管-混凝土組合結構研究。Feng［4-5］，Gopinatha等［6］，胡濤［7］等的研究結果表明：鋁合金-混凝土組合結構具有良好的力學性能。

為進一步降低鋁合金組合結構的自重，利用木材代替混凝土而形成的鋁合金-木組合結構應勢而生。在交通不便的偏遠海島地區的低矮建筑中，鋁合金-木組合結構因其自重輕易運輸，且耐腐蝕性能好，具有較為廣泛的應用前景。目前，關于鋁合金-木組合結構的研究相對較少，劉慧等［8］通過試驗發現，鋁材與木材通過螺釘連接能夠較好的協同工作，鋁-木組合梁具有良好的抗彎性能。楊德鵬［9］提出的新型鋁木組合結構梁柱節點通過擠壓成型，避免了焊接對連接件的削弱。

文中在課題組前期鋼管-木組合結構［10-11］的研究基礎上，提出了鋁合金管-木組合柱結構。該新型組合柱由外部鋁合金管、內部木柱及鋁合金管和木柱之間的水泥凈漿組成（圖1）。進行鋁合金-木組合柱軸壓試驗，研究不同設計參數對組合短柱軸壓力學性能的影響規律，給出設計建議。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗共設計了24個鋁合金-木組合短柱試件，共8種工況，各工況各制作了3個相同試件以減小試驗離散帶來的誤差。試件均采用圓形截面，直徑120 mm，高360 mm，相關設計參數如圖1及表1所示。鋁合金管牌號為6063-t5，木柱為杉木原木，水泥凈漿為P.O42.5普通硅酸鹽水泥。試件C7和C8在鋁合金管外纏繞粘貼CFRP條帶以研究CFRP對組合柱軸壓性能提升的影響規律。試驗設計參數包括：鋁合金管壁厚（3、5、7 mm）、木柱直徑（60、80、100 mm）、水泥凈漿水灰比（0.4、0.6）及CFRP粘貼層數（0、1、3）。

圖1 鋁合金-木組合短柱（C1試件）（單位：mm）Fig.1 Dimensions of aluminum alloy-timber composite stub columns（Specimen C1）（Unit：mm）

表1 試件設計參數Table 1 Design variables of specimens

1.2 試件制作

試件制作過程如圖2所示。首先將鋁合金管及木柱切割并加工成所需形狀及尺寸，清理擦拭鋁合金管，打磨木柱至表面光滑并涂抹兩層木材防水涂料。隨后將木柱同心放置于鋁合金管內，澆筑水泥凈漿并抹平試件頂面，所有試件在自然條件下養護28 d。試驗前涂抹高強石膏進行試件找平。對于C7和C8試件，分別在鋁合金管外纏繞粘貼了1層及3層CFRP。

圖2 試件制作過程Fig.2 Fabrication process of specimens

1.3 材料性能

本試驗采用3、5、7 mm厚鋁合金管，同一批管材按照《金屬材料·拉伸試驗第一部分：室溫試驗方法》（GB/T228.1-2010）［12］要求測定力學性能，如表2所示。根據《建筑砂漿基本性能試驗方法標準》（JGJ/T70-2009）［13］測得各水灰比水泥凈漿的立方體抗壓強度、軸向抗壓強度及彈性模量，如表3所示。木材順紋抗壓強度按照《木材順紋抗壓強度試驗方法》（GB/T1935-2009）［14］要求測定，為42.69 MPa；木材順紋彈性模量按照《木材順紋抗壓彈性模量測定方法》（GB/T15777-2017）［15］要求測定，為10 705 MPa。CFRP和粘結劑的力學性能見表4。

表2 鋁合金材料力學性能Table 2 Mechanical properties of aluminum alloy materials

表3 水泥凈漿材料力學性能Table 3 Mechanical properties of cement net slurry materials

表4 CFRP及其粘結劑的力學性能Table 4 Mechanical properties of CFRP and its binder

1.4 加載方案

試驗加載裝置與位移計布置如圖3所示，共設置4個位移計以測量試件豎向位移，取4個位移計的平均值作為試件的軸向變形值。鋁合金管及CFRP的應變片布置如圖4所示。試件正式加載前進行預加載，預加載荷載值為估算極限荷載Pu的15%，加載速度為0.5 mm/min。正式加載過程中，在施加載荷達到0.6Pu之前，按每級Pu/10的速度施加；在試件荷載達到0.6Pu后，按每級Pu/15的速度進行加載，每級持荷30～60 s；在試件達到峰值荷載后，采用連續位移加載，加載速度為1 mm/min，直至試件完全破壞。

圖3 加載裝置及位移計布置Fig.3 Loading device and LVDTs arrangement

圖4 應變片布置Fig.4 The arrangement of strain gauges

2 破壞形態

試件的最終破壞形態如圖5所示。試件破壞形態主要可分為柱端屈曲破壞和柱中屈曲破壞，由圖可知C1-2、C3-1、C4-1、C6-2、C7-1、C8-2為柱端屈曲破壞，C1-3、C2-2、C5-1為柱中屈曲破壞。隨木柱直徑的增大或鋁合金管壁厚的增長，破壞形態由柱端屈曲破壞逐漸轉變為柱中屈曲破壞；水泥凈漿水灰比、CFRP粘貼層數對鋁合金-木組合柱的破壞形態無明顯影響。

圖5 試件破壞形態Fig.5 Final damage form of the specimens

3 試驗結果及其分析

3.1 荷載-位移曲線

圖6為各試件荷載-位移關系曲線，可分為彈性階段、彈塑性階段、屈曲階段、破化階段和二次上升階段。在達到峰值荷載80%之前，試件基本處于彈性階段，隨著加載的進行，試件逐漸進入彈塑性階段，曲線斜率趨于平緩直至承載力達到峰值；峰值后試件進入屈曲階段，此時鋁合金管表面逐漸鼓曲開裂，荷載-位移曲線表現為平緩的下降曲線；隨著鋁合金管逐漸開裂，荷載-位移曲線下降速率增大，進入破壞階段；在加載末期，大部分試件的荷載-位移曲線出現二次上升階段，其可能原因是木柱壓潰后，鋁合金管和水泥凈漿對木柱的約束作用使木柱再一次被壓實，承載力緩慢上升。

圖6 試件荷載-位移曲線Fig.6 Specimen load-displacement curves

3.2 承載力

各試件的平均峰值承載力列于表5。不同木柱直徑、鋁合金管壁厚、水泥凈漿水灰比及CFRP層數等參數變量對試件峰值承載力的影響規律如圖7所示。

試件的峰值承載力隨著木柱直徑的減小而增大（圖7（a）），木柱直徑為80 mm及60 mm的試件（C1及C3）承載力與木柱直徑100 mm的試件（C2）承載力相比，分別提高了14.70%及31.25%。這是由于木柱直徑減小，鋁合金管及水泥凈漿對木柱的約束效應增強。鋁合金壁厚為5 mm及7 mm的試件承載力相較于3 mm的試件承載力分別提高了43.28%，22.75%；需要注意的是，壁厚7 mm試件的比5 mm試件的承載力低（圖7（b）），這是由于7 mm鋁合金材料的屈服強度低于5 mm鋁合金材料的屈服強度（如表2）。水泥凈漿水灰比為0.4的試件承載力相較于水灰比為0.6的試件提高了12.37%（圖7（c））。鋁合金管粘貼CFRP對試件承載力有明顯提高，粘貼1層CFRP的試件承載力提高了12.06%，粘貼3層CFRP的試件承載力提高了31.08%（圖7（d））；粘貼CFRP對試件有較好的約束效應，可以延緩試件的屈服，從而提高了組合柱的峰值承

表5 各試件的峰值承載力Table 5 The peak bearing capacity of specimens

圖7 參數變量對試件峰值承載力的影響Fig.7 Effect of parameter variables on the peak bearing capacity of the specimens

3.3 剛度

試件初始剛度按照式（1）進行計算，對同一工況下3個相同試件進行擬合，獲得擬合曲線，得到初始剛度并列于表6。

式中：Fi為試件荷載-位移曲線彈性階段的荷載值；xi為荷載值Fi對應的位移。

圖8 參數變量對試件初始剛度的影響Fig.8 Effect of parameter variables on the initial stiffness of specimens

隨著木柱直徑的較小，鋁合金管及水泥凈漿對其約束效應越強，組合柱初始剛度也越大。試件C3和試件C1的初始剛度相較于試件C2的初始剛度分別提高了90.79%和75.01%（圖8（a））。隨著水泥凈漿水灰比的減小，試件的初始剛度逐漸增大，試件C1的初始剛度相較于試件C6的初始剛度提高了16.20%（圖8（c）），此外，試件的初始剛度隨著鋁合金管壁厚的增大有一定的提升（圖8（b）），隨著CFRP層數的增大略有提升，但提升效果十分有限（圖8（d））。

表6 各試件初始剛度Table 6 Initial stiffness of the specimens

3.4 延性

引入延性系數μ對鋁合金-木組合短柱進行延性分析，其計算方法見式（2）～式（4）［16］。由表7可知，試件的延性系數隨著木柱直徑、鋁合金壁厚及CFRP層數的增大而減小，隨著水灰比的增大而增大。

式中：Δμ為組合柱峰值承載力對應的豎向位移；Δ0.85為組合柱承載力降至峰值承載力的85%對應的豎向位移；H為組合柱柱高。

表7 各試件的延性系數Table 7 Ductility factor of specimens

3.5 荷載-應變曲線

圖9為各試件的荷載-應變曲線，其中應變值受拉為正、受壓為負；曲線大致分為3個階段。其中，第1階段為彈性階段，荷載與軸向、環向應變呈線性關系，軸向應變的發展快于環向應變；第2階段為彈塑性階段，由于部分水泥凈漿被壓碎、木柱被進一步壓密，試件開始屈服，環向應變和軸向應變迅速增長，出現明顯的轉折點；第3階段為屈曲階段，此時木柱被壓潰，鋁合金管逐漸屈服，應變繼續增加。對于鋁合金管外部纏繞粘貼CFRP的試件C7和C8，CFRP和鋁合金管在第1、2階段的環向應變相差不大，第3階段鋁合金管的環向變形較CFRP增長較快，這是由于CFRP開裂后對鋁合金管的約束能力減弱所致

圖9 各試件荷載-應變曲線Fig.9 Load-strain curves of specimens

4 承載力分析與計算

圖10為鋁合金管、水泥凈漿及木柱對極限承載力的貢獻率計算值。由圖中C1-C3試件可知，隨著木柱直徑的增大，木柱對極限承載力的貢獻率也相應增大。此外，直徑為60 mm的試件C3的水泥凈漿對極限承載力的貢獻率為50%，而直徑為100 mm的試件C2的水泥凈漿對貢獻率僅為17%，表明水泥凈漿對承載力的貢獻隨著木柱直徑的增大而減小。

圖10 各組分對峰值承載力的貢獻Fig.10 Contribution of each component to the ultimate strength

圖11 試驗值與計算值比較Fig.11 Comparison between the calculated results and test results

基于簡單疊加原理，采用式（5）計算試件C1-C6的極限承載力N1，其計算結果如表8所示。由表8可知，試驗極限承載力與Nexp與N1比值的平均值為0.79，誤差較大。在已有相關鋼管-木組合柱的試驗研究［11，17］中，也得到相同的結論，試驗值與計算值的比值平均值約為0.8（圖11），其主要原因是鋼管與木柱達到峰值荷載時對應的軸向位移相差較大。基于文獻［11］和文獻［17］的研究結論，文中在式（5）中引入了0.8的組合折減系數，如式（6）所示。修正后的極限承載力計算值N2及Nexp/N2見表8。Nexp/N2的平均值為0.99，理論計算值與試驗值吻合良好。

式中：fAl為鋁合金管的屈服強度；AAl為鋁合金管的截面面積；fw為木材的順紋抗壓強度；Aw為木材的截面面積；fc為水泥凈漿的立方體抗壓強度；Ac為水泥凈漿的截面面積。

表8 各試件承載力試驗值與計算值Table 8 Experimental and calculated results of bearing capacity

5 結論

文中進行了24個新型鋁合金-木組合短柱軸壓性能試驗研究，設計參數為木柱直徑，鋁合金管壁厚，水灰比及CFRP層數，主要結論如下：

（1）鋁合金-木組合短柱試件破壞形態為柱中屈曲破壞或柱端屈曲破壞。隨木柱直徑的增大或鋁合金管壁厚的增長，破壞形態由柱端屈曲破壞逐漸轉變為柱中屈曲破壞。

（2）木柱直徑對組合柱極限承載力有較大影響，木柱直徑為80 mm及60 mm試件的承載力與木柱直徑100 mm試件的承載力相比，分別提高了14.70%及31.25%。

（4）木柱直徑是影響短柱剛度的重要因素，柱直徑為80 mm及60 mm試件與木柱直徑100 mm試件相比，初始剛度分別提高了75.01%和90.79%。，水灰比越小，鋁管壁厚越大，CFRP層數越多，初始剛度越大，但CFRP層數的影響十分有限。

（5）增加試件木柱直徑、鋁合金管壁厚及CFRP層數會降低組合柱的延性，增加水泥凈漿水灰可提高組合短柱的延性。

（6）提出了鋁合金-木組合短柱承載力計算公式，試驗值與理論值的比值平均值為0.99，具有較高的精度。