H型截面高強度鋁合金開孔柱軸壓性能試驗

楊 航， 陳 譽

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院， 福建 福州 350108)

0 引言

鋁合金作為一種新型的建筑材料， 由于其具有質(zhì)量輕、 密度小、 外形美觀、 耐腐蝕性好、 低溫韌性好、 可擠壓成型、 可循環(huán)利用等優(yōu)點， 在工程建筑結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用越來越廣泛[1]. 在某些房屋建筑結(jié)構(gòu)中， 為便于組裝或方便管道電線等設(shè)施通過或建筑美觀上的考慮， 往往必須在柱體或梁體上開設(shè)單個或多個孔洞[2]. 孔洞的存在會改變構(gòu)件的應(yīng)力分布， 對構(gòu)件的力學(xué)性能和變形均有一定影響， 因此對鋁合金開孔構(gòu)件受力性能研究有重要意義.

目前， 國內(nèi)外專家學(xué)者對鋁合金柱進行了大量試驗和理論研究. 郭小農(nóng)等[3]采用試驗研究和有限元分析結(jié)合的方法， 對鋁合金柱進行偏心受壓研究， 其中包括15個H型截面試件和15個矩形空心截面試件， 提出了6082-T6鋁合金軸壓構(gòu)件的精確強度計算公式. Young等[4]采用有限元方法對鋁合金圓形空心截面非焊接柱和焊接柱進行了數(shù)值研究， 提出了鋁合金圓筒形柱端部橫向焊接的設(shè)計準則. 惠存等[5]對單根立柱和單元體加壓腔加壓兩種不同形式構(gòu)件進行試驗研究， 結(jié)果表明《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》對開口截面鋁合金立柱的穩(wěn)定與強度計算偏保守. 王元清等[6-7]對大截面鋁合金短柱和長柱進行了試驗研究， 并將試驗結(jié)果與根據(jù)現(xiàn)有規(guī)范得到的計算結(jié)果進行比較. Adeoti等[8]采用試驗研究和有限元分析結(jié)合的方法， 對6082-T6鋁合金柱進行了軸向受壓研究， 提出6082-T6鋁合金軸壓構(gòu)件的精確強度計算公式. Zhao等[9]對29根6082-T6鋁合金箱形截面和L型截面擠壓柱進行了試驗研究， 基于試驗研究建立了有限元模型， 最后對我國鋁合金規(guī)范相應(yīng)公式中的參數(shù)進行了修正. Feng等[10]對27個圓形截面鋁合金試件進行軸壓試驗研究， 并將試驗結(jié)果與按現(xiàn)行設(shè)計規(guī)范中計算公式得到的理論值進行了比較. 謝磊[11]采用有限元方法對異形截面鋁合金構(gòu)件進行了數(shù)值研究， 在我國鋁合金規(guī)范的基礎(chǔ)上提出了有效厚度的建議折減公式， 并驗證了該公式對異形截面鋁合金構(gòu)件的適用性. 張長銳[2]通過有限元數(shù)值分析方法， 對6061-T6型系列鋁合金管狀開孔柱構(gòu)件進行軸壓性能研究， 提出了鉛合金開孔軸壓構(gòu)件的計算公式. 張旭[12]對25根不同截面尺寸、 長細比、 偏心距的H型截面6082-T6高強鋁合金構(gòu)件展開偏心受壓試驗研究， 并結(jié)合有限元分析軟件， 提出了適用于6082-T6高強鋁合金壓彎構(gòu)件的承載力計算公式. 孫麗娟[13]對29根6082-T6 高強鋁合金構(gòu)件的偏心受壓試驗研究， 并結(jié)合有限元分析軟件， 對中國《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[14]和歐洲規(guī)范Eurocode9[15]中的壓彎構(gòu)件穩(wěn)定承載力相關(guān)公式進行了驗證及參數(shù)修正.

綜上所述， 目前沒有關(guān)于高強度鋁合金開孔柱研究， 而開孔軸向受壓構(gòu)件在《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中也沒有相應(yīng)的計算公式， 有待對6082-T6鋁合金構(gòu)件的軸壓性能進行深入研究. 為了研究高強度鋁合金軸心受壓開孔柱的受力性能和屈曲模式， 本文通過對10根6082-T6型鋁合金H型截面柱進行軸壓性能試驗， 研究其軸壓承載力和屈曲模式， 并將試驗結(jié)果與中國鋁合金設(shè)計規(guī)范未開孔鋁合金軸壓構(gòu)件計算公式的計算結(jié)果進行對比， 以此來指導(dǎo)鋁合金H型開孔柱在實際工程中的應(yīng)用.

1 試驗研究

1.1 試件設(shè)計

本次試驗采用6082-T6鋁合金材料擠壓成型鋁合金構(gòu)件， 材料的名義屈服強度采用廠家提供的品質(zhì)報告中的數(shù)值，f0.2=296.0 MPa. 對一種H型截面尺寸形式的6082-T6鋁合金開孔柱進行軸壓試驗. 試件的編號規(guī)則: 若試件編號中為“L1200-D0-N0”則表示試件為長度為1 200 mm， 開孔直徑為零， 開孔個數(shù)為0的鋁合金構(gòu)件. 所有試件均由一個模具加工而成， 尺寸H×B×t1×t2為75 mm×50 mm×5 mm×5 mm. 試件的截面尺寸及孔洞布置位置如圖1所示.

圖1 構(gòu)件截面及孔洞位置Fig.1 Member section and hole position

圖1中,H表示為截面高度，B為截面寬度，t1腹板厚度，t2翼緣厚度，L為設(shè)計柱長，D為開孔直徑，N為開孔個數(shù)，S為孔與孔之間的中心間距，X為邊孔中心到柱端的水平距離，ρ=D/H為開孔率，i為回轉(zhuǎn)半徑. 構(gòu)件編號、 截面尺寸、 長細比λ等幾何參數(shù)如表1所示.

表1 試件主要參數(shù)

1.2 試驗裝置和測量方案

試驗采用 YES-500 液壓式壓力試驗機進行加載， 裝置圖如圖2所示， 所有試件二端均采用鉸支座設(shè)計. 在試驗之前， 采用物理對中的方法使上下刀口支座對中， 確保構(gòu)件試件中正， 并用水平尺進行復(fù)核. 正式加載之前進行預(yù)加載， 以消除虛位移并確保試件軸心受壓， 預(yù)加荷載不超過預(yù)估極限荷載的15%. 試驗正式加載采用位移控制， 初期位移控制加載速度為 0.2 mm·s-1, 在荷載超過預(yù)計極限荷載60%后， 位移控制加載速度為0.5 mm·min-1. 當荷載下降至極限荷載80%后， 停止加載.

試驗過程中采用位移計和應(yīng)變片測量鋁合金柱在加載過程中的變形， 具體以L1200-D30-N1構(gòu)件為例， 在試件孔洞中部截面對稱處布置三相應(yīng)變片， 用于測量跨中截面孔洞處的受力狀態(tài)， 在構(gòu)件中部四個翼緣外側(cè)距離翼緣邊緣5 mm處布置四個應(yīng)變片用于測量翼緣受壓、 受拉側(cè)應(yīng)變， 應(yīng)變測點布置圖如圖3(a)所示； 在試件中部截面沿X方向、Y方向各布置一個位移計D1和D2， 測量試件的跨中側(cè)向位移(當試件中部有孔洞時， 用膠水將無機玻璃覆蓋孔洞與試件粘結(jié)在一起)， 位移計測點布置圖如圖3(b)所示. 應(yīng)變片編號中S代表單向應(yīng)變片； Z代表應(yīng)變片縱向與Z軸(構(gòu)件縱向)平行； T代表三向應(yīng)變片.

圖2 試驗加載裝置圖Fig.2 Test setup

圖3 試件測點布置Fig.3 Layout of measuring points of specimens

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞模式

試驗過程中， 在達到極限荷載之前， 所有試件的翼緣均發(fā)生不同程度的局部鼓凸， 腹板開洞小的試件， 翼緣無明顯變化； 腹板開洞大的試件， 翼緣局部鼓凸， 且和對稱一側(cè)翼緣的凹凸方向相同. 腹板洞徑在20 mm， 即開孔率為26.7%的構(gòu)件在達到極限荷載后， 隨著荷載的降低， 翼緣部位仍無明顯的局部鼓凸變化； 腹板開洞孔徑為30、 40 mm時， 即開孔率在40%、 53.3%的構(gòu)件在達到極限荷載后， 隨著荷載的降低， 翼緣的局部鼓凸逐漸明顯. 最終， 所有試件均發(fā)生繞弱軸的彎曲屈曲， 部分試件伴隨出現(xiàn)局部屈曲破壞如圖4所示. 試件的屈曲位置總體上位于孔洞截面處、 二分之一截面翼緣處， 屈曲形式是翼緣向二邊外側(cè)對稱鼓凸. 卸荷后， 變形部分恢復(fù).

圖4 軸心受壓試件典型失穩(wěn)破壞形式Fig.4 Typical failure modes of the instability of specimens under axial compression

2.2 極限荷載試驗結(jié)果對比

表2給出軸壓試件極限荷載試驗結(jié)果. 從表中可看出： 試件極限荷載隨著開孔率的增大、 開孔數(shù)目的增大而降低.

表2 試件試驗結(jié)果

2.3 荷載-豎向位移曲線

圖5為荷載-豎向位移曲線， 從圖5可看出： 在加載初期， 荷載和豎向位移呈線性相關(guān)； 在經(jīng)過試件的極限荷載后， 隨著荷載降低， 豎向位移增大很小的情況下， 極限荷載降低變化加快. 隨著孔徑的增加， 試件的極限荷載不斷降低.

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圖5 各試件荷載-豎向位移關(guān)系曲線Fig.5 Load-displacement curve of each specimen

2.4 開孔率和開孔孔數(shù)對試件極限荷載影響曲線

通過圖6孔數(shù)N對極限荷載的影響曲線和圖7開孔率ρ對極限荷載的影響曲線可以看出， 試件的極限荷載隨著開孔孔數(shù)N的增大而降低， 孔洞數(shù)目越多， 試件的極限荷載降低的越快； 試件的極限荷載隨著開孔率ρ的增大而降低， 在相同開孔率的狀態(tài)下， 試件極限荷載隨開孔數(shù)目的增加而降低， 試件的極限荷載和孔徑呈現(xiàn)近似負線性相關(guān)關(guān)系.

圖6 極限荷載-開孔個數(shù)影響曲線Fig.6 Ultimate load-hole number influence curve

圖7 極限荷載-開孔率影響曲線Fig.7 Ultimate load-opening ratio influence curve

2.5 荷載-柱中軸向應(yīng)變曲線

圖8為試件L1200-D30-N1的荷載-跨中豎向應(yīng)變曲線， 在加載開始時， 試件應(yīng)變片 S1(Z)、 S2(Z)、 S3(Z)和S4(Z)， 應(yīng)力接近于0， 隨著荷載和跨中變形的不斷增大， 應(yīng)變片S1(Z)和S4(Z)開始出現(xiàn)拉應(yīng)力； 對于應(yīng)變片 S2(Z)和 S3(Z)， 在加載過程中， 一直處于受壓狀態(tài). 從荷載-跨中豎向應(yīng)變曲線可以看出來： 在加載初期， 各個應(yīng)變值與應(yīng)力值呈線性關(guān)系； 在加載過程中 S1(Z)和S4 (Z)應(yīng)變片應(yīng)變值近似相等， S2(Z)和 S3(Z)應(yīng)變片的應(yīng)變值近似相等， 這符合雙軸對稱截面軸壓構(gòu)件發(fā)生彎曲屈曲時應(yīng)變分布性質(zhì).

2.6 荷載-孔周應(yīng)變強度曲線

以L1200-D30-N1構(gòu)件為例， 分析孔周應(yīng)變強度變化與分布規(guī)律. 分別在柱下部邊孔、 柱上部邊孔、 以及柱中部邊孔三個位置布應(yīng)變花， 應(yīng)變花布置位置如圖3. 應(yīng)變強度的表達式[17]為：

(1)

式中：ν為泊松比；ε1、ε2、ε3為三向主應(yīng)變. 荷載-應(yīng)變強度曲線如圖9.

圖8 荷載-柱中軸向應(yīng)變曲線Fig.8 Load-axial strain curve in the middle of column

圖9 荷載-應(yīng)變強度曲線Fig.9 Load-strain intensity curves

如圖9所示， 通過對四個測點應(yīng)變強度的分析， T1和T2、 T3和T4有著相似的應(yīng)變強度和變化規(guī)律. T1和T2測點處的應(yīng)變強度隨荷載的增大而增大， 當荷載加載到極限荷載的60%附近時， T1和T2點達到屈服強度. T3和T4測點處的應(yīng)變強度隨荷載增大而增大， 但當荷載加載到極限荷載的90%時， 測點處仍然處于彈性階段. 綜上可知， 在加載過程中， 柱中部孔洞相對柱上下邊孔為薄弱位置.

2.7 荷載-柱中水平位移曲線

圖10 荷載-柱中繞Y軸水平位移曲線Fig.10 Load-horizontal displacement curve around the Y axis in the middle of the column

圖10為試件L1200-D30-N1加載過程中荷載-柱中繞弱軸位移曲線， 在試件加載初期， 試件處于線彈性階段， 荷載隨柱中位移呈直線增長， 隨著荷載的不斷增大， 部分截面出現(xiàn)塑性， 進入變形發(fā)展階段， 荷載增長減緩， 柱中繞Y軸水平位移增長速度加快； 在軸向加載全過程中， 柱中繞強軸水平位移幾乎不變， 這符合雙軸對稱截面軸壓構(gòu)件發(fā)生彎曲屈曲時側(cè)向繞曲特征.

2.8 穩(wěn)定承載力計算公式修正

《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》對于軸壓構(gòu)件穩(wěn)定承載力計算公式如下：

(2)

α1=2.007-0.27ρ-0.11N

(3)

因此， 軸心受壓高強度鋁合金開孔柱穩(wěn)定承載力計算公式為：

(4)

表3 穩(wěn)定承載力結(jié)果對比

由表 3 可看出， 《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》可用于6082-T6鋁合金工字型截面柱的軸壓構(gòu)件穩(wěn)定承載力計算, 但計算結(jié)果過于保守， 不能滿足經(jīng)濟性要求. 由修正計算公式(4)得到的高強度鋁合金H型截面開孔柱的穩(wěn)定承載力與試驗值相差不大， 最大誤差為4.3%. 說明可采用修正計算公式(4)計算軸壓狀態(tài)下的高強度鋁合金H型截面開孔柱的穩(wěn)定承載力， 但目前試驗樣本較少， 需要對《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中軸心受力構(gòu)件穩(wěn)定承載力公式進行進一步的研究， 以滿足6082-T6高強度鋁合金開孔柱穩(wěn)定承載力的計算要求.

3 結(jié)語

1) 對于雙軸對稱截面H型的高強度鋁合金柱， 在軸向荷載作用下其破壞形態(tài)均為彎曲失穩(wěn).

2) 鋁合金柱承受軸力發(fā)生屈曲破壞時變形較大， 幾乎所有試件其最大位移均出現(xiàn)在跨中. 卸荷后， 鋁合金柱彈性變形恢復(fù)快， 且恢復(fù)變形后的鋁合金柱跨中擾度小， 說明鋁合金柱在屈曲變形前變形以彈性變形為主， 塑性變形小.

3) 鋁合金軸心高強度受壓開孔構(gòu)件， 孔洞的存在破壞了其結(jié)構(gòu)的整體性， 削弱了截面面積， 降低了構(gòu)件的極限承載力； 在彈性階段， 柱中部孔洞位置相對柱上下邊孔為薄弱位置.

4) 試件的極限荷載隨著開孔孔數(shù)N、 開孔率ρ的增大而降低， 在相同開孔率的狀態(tài)下， 試件極限荷載隨開孔數(shù)目的增加而降低， 試件的極限荷載和孔徑呈現(xiàn)近似負線性相關(guān)關(guān)系.

5) 開孔數(shù)目對鋁合金柱的極限承載力有很大的影響， 試件的極限承載力隨著開孔孔數(shù)N的增大而降低， 孔洞數(shù)目越多， 試件的極限承載能力降低越快.

6) 通過引入承載力修正系數(shù)， 提出適用于H型截面高強度鋁合金開孔柱穩(wěn)定承載力軸壓計算公式.