趙洪飛，喬崎云，曹萬(wàn)林，姜 爽，馬晨洋，劉宏波

（1.國(guó)網(wǎng)北京市電力公司電纜分公司，北京 100022；2.北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京 100124；3.河北建筑工程學(xué)院土木工程學(xué)院，河北張家口 075000）

引言

鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)具有承載力高、延性好、施工速度快等優(yōu)點(diǎn)［1-2］，受到學(xué)術(shù)界與工程界的廣泛關(guān)注，并大量應(yīng)用于建筑及橋梁工程。但是，鋼材耐腐蝕性較差，銹蝕后結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能會(huì)受到較大影響，造成嚴(yán)重的安全隱患［3］。鋁合金具有耐腐蝕性強(qiáng)、質(zhì)量輕、再處理成本低、再利用率高、易擠壓成型等優(yōu)點(diǎn)，最大優(yōu)勢(shì)在于其比強(qiáng)度明顯高于鋼材。目前，已有較多學(xué)者展開了鋁合金管-混凝土組合結(jié)構(gòu)研究。Feng［4-5］，Gopinatha等［6］，胡濤［7］等的研究結(jié)果表明：鋁合金-混凝土組合結(jié)構(gòu)具有良好的力學(xué)性能。

為進(jìn)一步降低鋁合金組合結(jié)構(gòu)的自重，利用木材代替混凝土而形成的鋁合金-木組合結(jié)構(gòu)應(yīng)勢(shì)而生。在交通不便的偏遠(yuǎn)海島地區(qū)的低矮建筑中，鋁合金-木組合結(jié)構(gòu)因其自重輕易運(yùn)輸，且耐腐蝕性能好，具有較為廣泛的應(yīng)用前景。目前，關(guān)于鋁合金-木組合結(jié)構(gòu)的研究相對(duì)較少，劉慧等［8］通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，鋁材與木材通過(guò)螺釘連接能夠較好的協(xié)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(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)通過(guò)擠壓成型，避免了焊接對(duì)連接件的削弱。

文中在課題組前期鋼管-木組合結(jié)構(gòu)［10-11］的研究基礎(chǔ)上，提出了鋁合金管-木組合柱結(jié)構(gòu)。該新型組合柱由外部鋁合金管、內(nèi)部木柱及鋁合金管和木柱之間的水泥凈漿組成（圖1）。進(jìn)行鋁合金-木組合柱軸壓試驗(yàn)，研究不同設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)組合短柱軸壓力學(xué)性能的影響規(guī)律，給出設(shè)計(jì)建議。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了24個(gè)鋁合金-木組合短柱試件，共8種工況，各工況各制作了3個(gè)相同試件以減小試驗(yàn)離散帶來(lái)的誤差。試件均采用圓形截面，直徑120 mm，高360 mm，相關(guān)設(shè)計(jì)參數(shù)如圖1及表1所示。鋁合金管牌號(hào)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(duì)組合柱軸壓性能提升的影響規(guī)律。試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)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(shù)（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(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design variables of specimens

1.2 試件制作

試件制作過(guò)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(nèi)，澆筑水泥凈漿并抹平試件頂面，所有試件在自然條件下養(yǎng)護(hù)28 d。試驗(yàn)前涂抹高強(qiáng)石膏進(jìn)行試件找平。對(duì)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(guò)程Fig.2 Fabrication process of specimens

1.3 材料性能

本試驗(yàn)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(yàn)第一部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T228.1-2010）［12］要求測(cè)定力學(xué)性能，如表2所示。根據(jù)《建筑砂漿基本性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T70-2009）［13］測(cè)得各水灰比水泥凈漿的立方體抗壓強(qiáng)度、軸向抗壓強(qiáng)度及彈性模量，如表3所示。木材順紋抗壓強(qiáng)度按照《木材順紋抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)方法》（GB/T1935-2009）［14］要求測(cè)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(cè)定方法》（GB/T15777-2017）［15］要求測(cè)定，為10 705 MPa。CFRP和粘結(jié)劑的力學(xué)性能見(jiàn)表4。

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

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

表4 CFRP及其粘結(jié)劑的力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of CFRP and its binder

1.4 加載方案

試驗(yàn)加載裝置與位移計(jì)布置如圖3所示，共設(shè)置4個(gè)位移計(jì)以測(cè)量試件豎向位移，取4個(gè)位移計(jì)的平均值作為試件的軸向變形值。鋁合金管及CFRP的應(yīng)變片布置如圖4所示。試件正式加載前進(jìn)行預(yù)加載，預(yù)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(guò)程中，在施加載荷達(dá)到0.6Pu之前，按每級(jí)Pu/10的速度施加；在試件荷載達(dá)到0.6Pu后，按每級(jí)Pu/15的速度進(jìn)行加載，每級(jí)持荷30～60 s；在試件達(dá)到峰值荷載后，采用連續(xù)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(jì)布置Fig.3 Loading device and LVDTs arrangement

圖4 應(yīng)變片布置Fig.4 The arrangement of strain gauges

2 破壞形態(tài)

試件的最終破壞形態(tài)如圖5所示。試件破壞形態(tài)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(zhǎng)，破壞形態(tài)由柱端屈曲破壞逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橹星茐?；水泥凈漿水灰比、CFRP粘貼層數(shù)對(duì)鋁合金-木組合柱的破壞形態(tài)無(wú)明顯影響。

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

3 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

3.1 荷載-位移曲線

圖6為各試件荷載-位移關(guān)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(dá)到峰值荷載80%之前，試件基本處于彈性階段，隨著加載的進(jìn)行，試件逐漸進(jìn)入彈塑性階段，曲線斜率趨于平緩直至承載力達(dá)到峰值；峰值后試件進(jìn)入屈曲階段，此時(shí)鋁合金管表面逐漸鼓曲開裂，荷載-位移曲線表現(xiàn)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(jìn)入破壞階段；在加載末期，大部分試件的荷載-位移曲線出現(xiàn)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(duì)木柱的約束作用使木柱再一次被壓實(shí)，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(shù)等參數(shù)變量對(duì)試件峰值承載力的影響規(guī)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(duì)木柱的約束效應(yīng)增強(qiáng)。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(qiáng)度低于5 mm鋁合金材料的屈服強(qiáng)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(duì)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(duì)試件有較好的約束效應(yīng)，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(shù)變量對(duì)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(jìn)行計(jì)算，對(duì)同一工況下3個(gè)相同試件進(jìn)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(duì)應(yīng)的位移。

圖8 參數(shù)變量對(duì)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(duì)其約束效應(yīng)越強(qiáng)，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(shù)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(shù)μ對(duì)鋁合金-木組合短柱進(jìn)行延性分析，其計(jì)算方法見(jiàn)式（2）～式（4）［16］。由表7可知，試件的延性系數(shù)隨著木柱直徑、鋁合金壁厚及CFRP層數(shù)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(duì)應(yīng)的豎向位移；Δ0.85為組合柱承載力降至峰值承載力的85%對(duì)應(yīng)的豎向位移；H為組合柱柱高。

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

3.5 荷載-應(yīng)變曲線

圖9為各試件的荷載-應(yīng)變曲線，其中應(yīng)變值受拉為正、受壓為負(fù)；曲線大致分為3個(gè)階段。其中，第1階段為彈性階段，荷載與軸向、環(huán)向應(yīng)變呈線性關(guān)系，軸向應(yīng)變的發(fā)展快于環(huán)向應(yīng)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(jìn)一步壓密，試件開始屈服，環(huán)向應(yīng)變和軸向應(yīng)變迅速增長(zhǎng)，出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)；第3階段為屈曲階段，此時(shí)木柱被壓潰，鋁合金管逐漸屈服，應(yīng)變繼續(xù)增加。對(duì)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(huán)向應(yīng)變相差不大，第3階段鋁合金管的環(huán)向變形較CFRP增長(zhǎng)較快，這是由于CFRP開裂后對(duì)鋁合金管的約束能力減弱所致

圖9 各試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.9 Load-strain curves of specimens

4 承載力分析與計(jì)算

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

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

圖11 試驗(yàn)值與計(jì)算值比較Fig.11 Comparison between the calculated results and test results

基于簡(jiǎn)單疊加原理，采用式（5）計(jì)算試件C1-C6的極限承載力N1，其計(jì)算結(jié)果如表8所示。由表8可知，試驗(yàn)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(guān)鋼管-木組合柱的試驗(yàn)研究［11，17］中，也得到相同的結(jié)論，試驗(yàn)值與計(jì)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(dá)到峰值荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的軸向位移相差較大。基于文獻(xiàn)［11］和文獻(xiàn)［17］的研究結(jié)論，文中在式（5）中引入了0.8的組合折減系數(shù)，如式（6）所示。修正后的極限承載力計(jì)算值N2及Nexp/N2見(jiàn)表8。Nexp/N2的平均值為0.99，理論計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合良好。

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

表8 各試件承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值Table 8 Experimental and calculated results of bearing capacity

5 結(jié)論

文中進(jìn)行了24個(gè)新型鋁合金-木組合短柱軸壓性能試驗(yàn)研究，設(shè)計(jì)參數(shù)為木柱直徑，鋁合金管壁厚，水灰比及CFRP層數(shù)，主要結(jié)論如下：

（1）鋁合金-木組合短柱試件破壞形態(tài)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(zhǎng)，破壞形態(tài)由柱端屈曲破壞逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橹星茐摹?/p>

（2）木柱直徑對(duì)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(shù)越多，初始剛度越大，但CFRP層數(shù)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(shù)會(huì)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(jì)算公式，試驗(yàn)值與理論值的比值平均值為0.99，具有較高的精度。