赵洪飞，乔崎云，曹万林，姜 爽，马晨洋，刘宏波

（1.国网北京市电力公司电缆分公司，北京 100022；
2.北京工业大学建筑工程学院，北京 100124；
3.河北建筑工程学院土木工程学院，河北张家口 075000）

钢管混凝土组合结构具有承载力高、延性好、施工速度快等优点［1-2］，受到学术界与工程界的广泛关注，并大量应用于建筑及桥梁工程。但是，钢材耐腐蚀性较差，锈蚀后结构的力学性能会受到较大影响，造成严重的安全隐患［3］。铝合金具有耐腐蚀性强、质量轻、再处理成本低、再利用率高、易挤压成型等优点，最大优势在于其比强度明显高于钢材。目前，已有较多学者展开了铝合金管-混凝土组合结构研究。Feng［4-5］，Gopinatha等［6］，胡涛［7］等的研究结果表明：铝合金-混凝土组合结构具有良好的力学性能。

为进一步降低铝合金组合结构的自重，利用木材代替混凝土而形成的铝合金-木组合结构应势而生。在交通不便的偏远海岛地区的低矮建筑中，铝合金-木组合结构因其自重轻易运输，且耐腐蚀性能好，具有较为广泛的应用前景。目前，关于铝合金-木组合结构的研究相对较少，刘慧等［8］通过试验发现，铝材与木材通过螺钉连接能够较好的协同工作，铝-木组合梁具有良好的抗弯性能。杨德鹏［9］提出的新型铝木组合结构梁柱节点通过挤压成型，避免了焊接对连接件的削弱。

文中在课题组前期钢管-木组合结构［10-11］的研究基础上，提出了铝合金管-木组合柱结构。该新型组合柱由外部铝合金管、内部木柱及铝合金管和木柱之间的水泥净浆组成（图1）。进行铝合金-木组合柱轴压试验，研究不同设计参数对组合短柱轴压力学性能的影响规律，给出设计建议。

1.1 试件设计

本试验共设计了24个铝合金-木组合短柱试件，共8种工况，各工况各制作了3个相同试件以减小试验离散带来的误差。试件均采用圆形截面，直径120 mm，高360 mm，相关设计参数如图1及表1所示。铝合金管牌号为6063-t5，木柱为杉木原木，水泥净浆为P.O42.5普通硅酸盐水泥。试件C7和C8在铝合金管外缠绕粘贴CFRP条带以研究CFRP对组合柱轴压性能提升的影响规律。试验设计参数包括：铝合金管壁厚（3、5、7 mm）、木柱直径（60、80、100 mm）、水泥净浆水灰比（0.4、0.6）及CFRP粘贴层数（0、1、3）。

图1 铝合金-木组合短柱（C1试件）（单位：mm）Fig.1 Dimensions of aluminum alloy-timber composite stub columns（Specimen C1）（Unit：mm）

表1 试件设计参数Table 1 Design variables of specimens

1.2 试件制作

试件制作过程如图2所示。首先将铝合金管及木柱切割并加工成所需形状及尺寸，清理擦拭铝合金管，打磨木柱至表面光滑并涂抹两层木材防水涂料。随后将木柱同心放置于铝合金管内，浇筑水泥净浆并抹平试件顶面，所有试件在自然条件下养护28 d。试验前涂抹高强石膏进行试件找平。对于C7和C8试件，分别在铝合金管外缠绕粘贴了1层及3层CFRP。

图2 试件制作过程Fig.2 Fabrication process of specimens

1.3 材料性能

本试验采用3、5、7 mm厚铝合金管，同一批管材按照《金属材料·拉伸试验第一部分：室温试验方法》（GB/T228.1-2010）［12］要求测定力学性能，如表2所示。根据《建筑砂浆基本性能试验方法标准》（JGJ/T70-2009）［13］测得各水灰比水泥净浆的立方体抗压强度、轴向抗压强度及弹性模量，如表3所示。木材顺纹抗压强度按照《木材顺纹抗压强度试验方法》（GB/T1935-2009）［14］要求测定，为42.69 MPa；
木材顺纹弹性模量按照《木材顺纹抗压弹性模量测定方法》（GB/T15777-2017）［15］要求测定，为10 705 MPa。CFRP和粘结剂的力学性能见表4。

表2 铝合金材料力学性能Table 2 Mechanical properties of aluminum alloy materials

表3 水泥净浆材料力学性能Table 3 Mechanical properties of cement net slurry materials

表4 CFRP及其粘结剂的力学性能Table 4 Mechanical properties of CFRP and its binder

1.4 加载方案

试验加载装置与位移计布置如图3所示，共设置4个位移计以测量试件竖向位移，取4个位移计的平均值作为试件的轴向变形值。铝合金管及CFRP的应变片布置如图4所示。试件正式加载前进行预加载，预加载荷载值为估算极限荷载Pu的15%，加载速度为0.5 mm/min。正式加载过程中，在施加载荷达到0.6Pu之前，按每级Pu/10的速度施加；
在试件荷载达到0.6Pu后，按每级Pu/15的速度进行加载，每级持荷30～60 s；
在试件达到峰值荷载后，采用连续位移加载，加载速度为1 mm/min，直至试件完全破坏。

图3 加载装置及位移计布置Fig.3 Loading device and LVDTs arrangement

图4 应变片布置Fig.4 The arrangement of strain gauges

试件的最终破坏形态如图5所示。试件破坏形态主要可分为柱端屈曲破坏和柱中屈曲破坏，由图可知C1-2、C3-1、C4-1、C6-2、C7-1、C8-2为柱端屈曲破坏，C1-3、C2-2、C5-1为柱中屈曲破坏。随木柱直径的增大或铝合金管壁厚的增长，破坏形态由柱端屈曲破坏逐渐转变为柱中屈曲破坏；
水泥净浆水灰比、CFRP粘贴层数对铝合金-木组合柱的破坏形态无明显影响。

图5 试件破坏形态Fig.5 Final damage form of the specimens

3.1 荷载-位移曲线

图6为各试件荷载-位移关系曲线，可分为弹性阶段、弹塑性阶段、屈曲阶段、破化阶段和二次上升阶段。在达到峰值荷载80%之前，试件基本处于弹性阶段，随着加载的进行，试件逐渐进入弹塑性阶段，曲线斜率趋于平缓直至承载力达到峰值；
峰值后试件进入屈曲阶段，此时铝合金管表面逐渐鼓曲开裂，荷载-位移曲线表现为平缓的下降曲线；
随着铝合金管逐渐开裂，荷载-位移曲线下降速率增大，进入破坏阶段；
在加载末期，大部分试件的荷载-位移曲线出现二次上升阶段，其可能原因是木柱压溃后，铝合金管和水泥净浆对木柱的约束作用使木柱再一次被压实，承载力缓慢上升。

图6 试件荷载-位移曲线Fig.6 Specimen load-displacement curves

3.2 承载力

各试件的平均峰值承载力列于表5。不同木柱直径、铝合金管壁厚、水泥净浆水灰比及CFRP层数等参数变量对试件峰值承载力的影响规律如图7所示。

试件的峰值承载力随着木柱直径的减小而增大（图7（a）），木柱直径为80 mm及60 mm的试件（C1及C3）承载力与木柱直径100 mm的试件（C2）承载力相比，分别提高了14.70%及31.25%。这是由于木柱直径减小，铝合金管及水泥净浆对木柱的约束效应增强。铝合金壁厚为5 mm及7 mm的试件承载力相较于3 mm的试件承载力分别提高了43.28%，22.75%；
需要注意的是，壁厚7 mm试件的比5 mm试件的承载力低（图7（b）），这是由于7 mm铝合金材料的屈服强度低于5 mm铝合金材料的屈服强度（如表2）。水泥净浆水灰比为0.4的试件承载力相较于水灰比为0.6的试件提高了12.37%（图7（c））。铝合金管粘贴CFRP对试件承载力有明显提高，粘贴1层CFRP的试件承载力提高了12.06%，粘贴3层CFRP的试件承载力提高了31.08%（图7（d））；
粘贴CFRP对试件有较好的约束效应，可以延缓试件的屈服，从而提高了组合柱的峰值承

表5 各试件的峰值承载力Table 5 The peak bearing capacity of specimens

图7 参数变量对试件峰值承载力的影响Fig.7 Effect of parameter variables on the peak bearing capacity of the specimens

3.3 刚度

试件初始刚度按照式（1）进行计算，对同一工况下3个相同试件进行拟合，获得拟合曲线，得到初始刚度并列于表6。

式中：Fi为试件荷载-位移曲线弹性阶段的荷载值；
xi为荷载值Fi对应的位移。

图8 参数变量对试件初始刚度的影响Fig.8 Effect of parameter variables on the initial stiffness of specimens

随着木柱直径的较小，铝合金管及水泥净浆对其约束效应越强，组合柱初始刚度也越大。试件C3和试件C1的初始刚度相较于试件C2的初始刚度分别提高了90.79%和75.01%（图8（a））。随着水泥净浆水灰比的减小，试件的初始刚度逐渐增大，试件C1的初始刚度相较于试件C6的初始刚度提高了16.20%（图8（c）），此外，试件的初始刚度随着铝合金管壁厚的增大有一定的提升（图8（b）），随着CFRP层数的增大略有提升，但提升效果十分有限（图8（d））。

表6 各试件初始刚度Table 6 Initial stiffness of the specimens

3.4 延性

引入延性系数μ对铝合金-木组合短柱进行延性分析，其计算方法见式（2）～式（4）［16］。由表7可知，试件的延性系数随着木柱直径、铝合金壁厚及CFRP层数的增大而减小，随着水灰比的增大而增大。

式中：Δμ为组合柱峰值承载力对应的竖向位移；
Δ0.85为组合柱承载力降至峰值承载力的85%对应的竖向位移；
H为组合柱柱高。

表7 各试件的延性系数Table 7 Ductility factor of specimens

3.5 荷载-应变曲线

图9为各试件的荷载-应变曲线，其中应变值受拉为正、受压为负；
曲线大致分为3个阶段。其中，第1阶段为弹性阶段，荷载与轴向、环向应变呈线性关系，轴向应变的发展快于环向应变；
第2阶段为弹塑性阶段，由于部分水泥净浆被压碎、木柱被进一步压密，试件开始屈服，环向应变和轴向应变迅速增长，出现明显的转折点；
第3阶段为屈曲阶段，此时木柱被压溃，铝合金管逐渐屈服，应变继续增加。对于铝合金管外部缠绕粘贴CFRP的试件C7和C8，CFRP和铝合金管在第1、2阶段的环向应变相差不大，第3阶段铝合金管的环向变形较CFRP增长较快，这是由于CFRP开裂后对铝合金管的约束能力减弱所致

图9 各试件荷载-应变曲线Fig.9 Load-strain curves of specimens

图10为铝合金管、水泥净浆及木柱对极限承载力的贡献率计算值。由图中C1-C3试件可知，随着木柱直径的增大，木柱对极限承载力的贡献率也相应增大。此外，直径为60 mm的试件C3的水泥净浆对极限承载力的贡献率为50%，而直径为100 mm的试件C2的水泥净浆对贡献率仅为17%，表明水泥净浆对承载力的贡献随着木柱直径的增大而减小。

图10 各组分对峰值承载力的贡献Fig.10 Contribution of each component to the ultimate strength

图11 试验值与计算值比较Fig.11 Comparison between the calculated results and test results

基于简单叠加原理，采用式（5）计算试件C1-C6的极限承载力N1，其计算结果如表8所示。由表8可知，试验极限承载力与Nexp与N1比值的平均值为0.79，误差较大。在已有相关钢管-木组合柱的试验研究［11，17］中，也得到相同的结论，试验值与计算值的比值平均值约为0.8（图11），其主要原因是钢管与木柱达到峰值荷载时对应的轴向位移相差较大。基于文献［11］和文献［17］的研究结论，文中在式（5）中引入了0.8的组合折减系数，如式（6）所示。修正后的极限承载力计算值N2及Nexp/N2见表8。Nexp/N2的平均值为0.99，理论计算值与试验值吻合良好。

式中：fAl为铝合金管的屈服强度；
AAl为铝合金管的截面面积；
fw为木材的顺纹抗压强度；
Aw为木材的截面面积；
fc为水泥净浆的立方体抗压强度；
Ac为水泥净浆的截面面积。

表8 各试件承载力试验值与计算值Table 8 Experimental and calculated results of bearing capacity

文中进行了24个新型铝合金-木组合短柱轴压性能试验研究，设计参数为木柱直径，铝合金管壁厚，水灰比及CFRP层数，主要结论如下：

（1）铝合金-木组合短柱试件破坏形态为柱中屈曲破坏或柱端屈曲破坏。随木柱直径的增大或铝合金管壁厚的增长，破坏形态由柱端屈曲破坏逐渐转变为柱中屈曲破坏。

（2）木柱直径对组合柱极限承载力有较大影响，木柱直径为80 mm及60 mm试件的承载力与木柱直径100 mm试件的承载力相比，分别提高了14.70%及31.25%。

（4）木柱直径是影响短柱刚度的重要因素，柱直径为80 mm及60 mm试件与木柱直径100 mm试件相比，初始刚度分别提高了75.01%和90.79%。，水灰比越小，铝管壁厚越大，CFRP层数越多，初始刚度越大，但CFRP层数的影响十分有限。

（5）增加试件木柱直径、铝合金管壁厚及CFRP层数会降低组合柱的延性，增加水泥净浆水灰可提高组合短柱的延性。

（6）提出了铝合金-木组合短柱承载力计算公式，试验值与理论值的比值平均值为0.99，具有较高的精度。

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