圓鋁合金管混凝土短柱軸心受壓承載力研究

曾 翔，吳晚博，霍靜思，胡 濤

(1.海南大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，海南，?？?70228；2.華僑大學(xué)土木工程學(xué)院，福建，廈門361021)

鋁合金有很強(qiáng)的鈍化能力，具有很好的耐腐蝕性能，尤其是《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[1]指定的結(jié)構(gòu)用鋁合金(3×××系列、5×××系列和6×××系列合金)具有很好的耐腐蝕性能，5×××系列和6×××系列鋁合金在海洋船體及其上部結(jié)構(gòu)已有很好的應(yīng)用[2]。文獻(xiàn)[3]對(duì)6061-T6鋁合金筋在酸性(pH=2)和堿性(pH=12)溶液環(huán)境及混凝土內(nèi)部環(huán)境的耐腐蝕性能進(jìn)行研究，也表明其具有良好的耐腐蝕性能。從強(qiáng)度和變形能力來看，鋁合金也能滿足結(jié)構(gòu)使用要求[4-6]。此外，鋁合金還有重量輕、比強(qiáng)度高、良好的耐低溫性能、易于擠壓成型、易回收(回收耗能只有冶煉的3%)等優(yōu)點(diǎn)，是用量?jī)H次于鋼材的綠色建筑材料[7]。因其良好的性能，鋁合金在空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)[8-9]及幕墻結(jié)構(gòu)[10]已有廣泛的應(yīng)用。

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)具有優(yōu)良的力學(xué)性能，已被廣泛地應(yīng)用，但普通鋼材耐腐蝕性差。采用耐腐蝕材料是提高結(jié)構(gòu)的耐腐蝕性能，進(jìn)而提高結(jié)構(gòu)耐久性的解決途徑之一?；诮Y(jié)構(gòu)用鋁合金良好的耐腐蝕性能及其他優(yōu)點(diǎn)，采用鋁合金管替代鋼管形成的鋁合金管混凝土結(jié)構(gòu)，既能繼承鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)，又可提高結(jié)構(gòu)的耐腐蝕性，是具有應(yīng)用前景的一種新型結(jié)構(gòu)。因鋁合金的彈性模量約為鋼材的1/3，故鋁合金管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)比鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)要小，這意味著鋁合金管混凝土與鋼管混凝土的力學(xué)性能不同，前者不能直接套用后者的研究成果進(jìn)行分析與設(shè)計(jì)。

鋁合金管混凝土構(gòu)件的軸心受壓和受彎試驗(yàn)研究表明[11-14]，其具有較好的力學(xué)性能。目前，僅文獻(xiàn)[12,15-18]針對(duì)圓鋁合金管混凝土軸心受壓短柱的力學(xué)性能進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[12]的試驗(yàn)結(jié)果表明，短柱破壞時(shí)鋁合金管發(fā)生鼓曲，混凝土較完整或發(fā)生斜截面剪切破壞；隨混凝土強(qiáng)度提高，柱的延性降低；徑厚比較大而混凝土強(qiáng)度高(100 MPa)的短柱在鋁合金管沒有屈服時(shí)就達(dá)到了極限承載力。但文獻(xiàn)[12]提供的試驗(yàn)結(jié)果信息及分析較少，有必要進(jìn)一步開展試驗(yàn)以了解其的軸壓力學(xué)行為，并為數(shù)值分析和理論研究提供更多的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。文獻(xiàn)[15]通過理論分析，考慮鋁合金彈性模量的影響得到了鋁合金管混凝土柱的組合強(qiáng)度公式。文獻(xiàn)[16-17]基于有限元模型分析了鋁合金管混凝土短柱的力學(xué)性能及承載力，并擬合了軸壓承載力的計(jì)算公式。文獻(xiàn)[18]采用纖維模型對(duì)鋁合金管高強(qiáng)混凝土短柱進(jìn)行了分析，并建立了其軸壓承載力計(jì)算公式。就鋁合金管普通混凝土短柱而言，文獻(xiàn)[15]對(duì)軸壓承載力的定義不明確，而文獻(xiàn)[16]采用峰值荷載作為軸壓承載力值得商榷。由于不同參數(shù)的影響，圓鋁合金管混凝土短柱的軸壓荷載-變形曲線可能沒有下降段或達(dá)到峰值荷載時(shí)變形已非常大。若采用峰值荷載作為軸壓承載力，這時(shí)可能已超過了《建筑結(jié)構(gòu)可靠度設(shè)計(jì)統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)》[19]所述的承載力極限狀態(tài)，即因過度變形而不適合承載的狀態(tài)。因此，簡(jiǎn)單的將荷載-應(yīng)變曲線的峰值荷載作為軸壓承載力不符合工程設(shè)計(jì)實(shí)際。文獻(xiàn)[20]在討論鋼管混凝土短柱的軸心受壓承載力時(shí)也闡述了這一觀點(diǎn)。因而，有必要對(duì)圓鋁合金管混凝土短柱的軸心受壓承載力進(jìn)行進(jìn)一步探討。

為深入地研究圓鋁合金管混凝土短柱的軸心受壓性能及其承載力，本文開展了6根圓鋁合金管混凝土軸壓短柱的試驗(yàn)研究，對(duì)其破壞形態(tài)、軸壓荷載-應(yīng)變曲線、橫向變形系數(shù)、峰值荷載及延性進(jìn)行了分析。建立了圓鋁合金管混凝土軸壓短柱的有限元分析模型。探討了其軸壓承載力的定義，并采用有限元模型計(jì)算了不同參數(shù)下圓鋁合金管混凝土軸壓短柱的承載力。最后，基于統(tǒng)一理論及承載力數(shù)據(jù)的分析，提出了軸壓承載力的計(jì)算公式。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

如表1所示，共設(shè)計(jì)了6根圓鋁合金管混凝土短柱，套箍系數(shù)范圍0.57～1.26，混凝土強(qiáng)度等級(jí)C30～C50，含鋁率0.13～0.26。表1中試件編號(hào)的含義：字母A～C代表鋁合金管的尺寸分組，緊接首字母后的數(shù)字□×□代表鋁合金管截面尺寸，最后的兩位數(shù)字代表混凝土強(qiáng)度等級(jí)。參考鋼管混凝土軸壓短柱的試驗(yàn)方法[21]，所有試件的長(zhǎng)徑比L/D均為3。試件兩端未焊端板，混凝土澆注完畢后將試件端部處理平整，并在試件兩端局部纏繞兩層碳纖維布進(jìn)行加強(qiáng)。

表 1試件一覽表Table 1 Summary of specimens

1.2 材料力學(xué)性能

通過拉伸試驗(yàn)得到表1中不同壁厚鋁合金管的材料力學(xué)性能如表2所示。試驗(yàn)時(shí)混凝土的實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度fcu如表1所示。

表 2鋁合金力學(xué)性能Table 2 Propertiesof aluminum alloy

1.3 試驗(yàn)裝置及數(shù)據(jù)測(cè)量

試驗(yàn)裝置如圖1所示。試驗(yàn)在3000 kN 的微機(jī)控制電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，通過在試驗(yàn)機(jī)的上、下壓板間布置的4個(gè)百分表以測(cè)量試件整體壓縮變形?？紤]到加載初期試件端部可能與壓板間存在間隙，上、下壓板間百分表對(duì)柱的壓縮變形測(cè)量不準(zhǔn)確，因此，在加載初期利用圖1所示的百分表支架對(duì)稱布置2個(gè)百分表測(cè)量短柱非加強(qiáng)段(端部有碳纖維加固)的壓縮變形。在塑性發(fā)展前，短柱壓縮較均勻，故軸壓荷載N-軸向應(yīng)變?chǔ)?曲線初始段采用支架百分表所測(cè)變形的換算應(yīng)變，后續(xù)曲線采用上、下壓板間百分表所測(cè)變形的換算應(yīng)變。此外，在柱中截面均勻布置4個(gè)軸向和4 個(gè)環(huán)向應(yīng)變片，對(duì)鋁合金管中截面局部應(yīng)變進(jìn)行測(cè)量。

圖1 試驗(yàn)裝置Fig.1 Test set-up

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)

圖2為試件典型的破壞形態(tài)。試件表現(xiàn)為鼓曲型破壞(圖2(a))和剪切型破壞(圖2(b))。表1列出了各試件的破壞形態(tài)。鋁合金管的鼓曲均在試件達(dá)到峰值荷載后被觀察到。核心混凝土除了發(fā)生局部壓碎和斜向剪切裂縫外，未見其他部位出現(xiàn)肉眼可見的裂縫，完整性較好。發(fā)生剪切破壞的試件表面可觀察到鋁合金管的斜向剪切滑移線。

圖2 典型破壞形態(tài)Fig.2 Typical failure patterns

在彈塑性段，當(dāng)混凝土的橫向變形大于鋁合金管的橫向變形時(shí)，鋁合金管對(duì)核心混凝土產(chǎn)生約束作用，混凝土處于三向受壓狀態(tài)?；炷恋缺壤S受壓及定側(cè)壓三軸受壓試驗(yàn)表明[22-23]，其破壞形態(tài)跟圍壓σ1與縱向應(yīng)力σ3之比有關(guān)，當(dāng)σ1/σ3為0.15～0.2時(shí)通常發(fā)生斜剪破壞，當(dāng)σ1/σ3超過0.2時(shí)圍壓能較好地抑制裂縫的發(fā)展，混凝土主要發(fā)生砂漿及軟弱骨料破碎，最終表現(xiàn)為膨脹型擠壓流動(dòng)破壞。在加載過程中混凝土的裂縫及損傷(如骨料及砂漿破碎等)通常先在內(nèi)部產(chǎn)生及發(fā)展，在縱向應(yīng)力達(dá)到峰值后混凝土開始發(fā)展出宏觀的破壞形態(tài)。前述混凝土的2種三向受壓破壞形態(tài)均在本試驗(yàn)中出現(xiàn)，反映了鋁合金管對(duì)混凝土不同約束程度所產(chǎn)生的效果，混凝土的破壞形態(tài)也直接影響了試件最終的破壞特征。由于核心混凝土阻礙了鋁合金管的向內(nèi)屈曲，鋁合金管均表現(xiàn)為向外鼓曲。組合柱在達(dá)到峰值承載力后，在較大的豎向壓力及混凝土膨脹產(chǎn)生的橫向壓力下鋁合金管的鼓曲首先在試件中間段產(chǎn)生，局部鼓曲處的混凝土受壓發(fā)生破碎。鋁合金管的鼓曲造成其在鼓曲一側(cè)受力減少，混凝土承擔(dān)的壓力增大。此時(shí)，受約束作用較強(qiáng)的混凝土隨軸向變形的增加繼續(xù)膨脹，鼓曲處混凝土壓碎范圍繼續(xù)擴(kuò)大，在此過程中由于試驗(yàn)機(jī)加載板上部帶球鉸及試件截面受壓剛度的不均，加載端發(fā)生了微小的轉(zhuǎn)角，使試件產(chǎn)生較小的彎曲，并在試件端部產(chǎn)生另一個(gè)局部鼓曲，導(dǎo)致圖2(a)所示的鼓曲型破壞；而約束作用較弱的混凝土則沿其斜剪破壞面產(chǎn)生剪切滑移，并帶動(dòng)鋁合金管發(fā)生斜向滑移，進(jìn)而使另一側(cè)鋁合金管上端產(chǎn)生另一局部鼓曲，導(dǎo)致圖2(b)所示的剪切型破壞。

2.2 軸壓荷載N-軸向應(yīng)變?chǔ)?曲線

圖3給出了所有試件的軸壓荷載N-軸向應(yīng)變?chǔ)?曲線?？梢?，N-ε 曲線經(jīng)歷彈性段和彈塑性段后，有以下3種不同的發(fā)展趨勢(shì)：

1)N-ε 曲線在較大的軸向變形達(dá)到峰值荷載，然后接近水平(圖3(a))，近似理想塑性。

2)N-ε 曲線在達(dá)到荷載峰值點(diǎn)后進(jìn)入下降段，存在明顯的應(yīng)變軟化行為(圖3(c)、圖3(d)、圖3(f))。

3)N-ε 曲線在達(dá)到荷載峰值后曲線進(jìn)入下降段，但其下降段的斜率較第2)種情況平緩，當(dāng)變形達(dá)到一定值后承載力再次提高，并可能超過原來的第一峰值荷載(圖3(b)、圖3(e))。

圖3 軸壓荷載N-軸向應(yīng)變?chǔ)?曲線Fig.3 Axial load versusaxial strain curves

鋁合金管混凝土軸壓短柱N-ε 曲線的上述特點(diǎn)與鋼管混凝土軸壓短柱的N-ε 曲線相似。表1給出了各試件的峰值荷載Nmax與峰值應(yīng)變?chǔ)??？梢姡S混凝土強(qiáng)度的提高，峰值應(yīng)變降低，下降段更陡，延性降低。

2.3 橫向變形系數(shù)

橫向變形系數(shù)ν定義為鋁合金管環(huán)向應(yīng)變與軸向應(yīng)變之比[24-25]。圖4為典型的歸一化N/Nmax-ν曲線。在加載初期，由于鋁合金的泊松比大于混凝土的泊松比，使得鋁合金管的橫向變形大于混凝土的橫向變形，因而兩者沒有相互作用，鋁合金管與混凝土處于單軸受壓狀態(tài)。文獻(xiàn)[26]的研究表明，單軸受力下鋁合金橫向變形系數(shù)隨縱向變形的增加而增加，最后趨近于某一不超過0.5的穩(wěn)定值(即橫向變形系數(shù)隨縱向應(yīng)變的增加基本不變，或達(dá)到某值后隨縱向應(yīng)變的增加有微小的增加或降低，試驗(yàn)數(shù)據(jù)表現(xiàn)一定的離散性)。在圖4中荷載達(dá)到峰值荷載的60%之前(A-B段)，橫向變形系數(shù)ν的發(fā)展規(guī)律與文獻(xiàn)[26]的試驗(yàn)研究結(jié)果吻合，表明此階段鋁合金管與混凝土處于單軸受壓狀態(tài)?；炷潦軌撼跗诹芽p發(fā)展緩慢，當(dāng)壓應(yīng)力達(dá)到0.5fc～0.7fc時(shí)裂縫開始快速發(fā)展，使得其橫向變形迅速增大。當(dāng)混凝土的橫向變形超過鋁合金管的橫向變形時(shí)，約束效應(yīng)開始顯現(xiàn)，表現(xiàn)為軸壓柱的荷載達(dá)到峰值荷載的60%～70%時(shí)鋁合金管的橫向變形系數(shù)明顯地增加(B點(diǎn))。隨著荷載的繼續(xù)增大，混凝土的裂縫發(fā)展變快，橫向變形系數(shù)相應(yīng)的增長(zhǎng)變快，鋁合金管對(duì)混凝土的約束效應(yīng)也逐漸增強(qiáng)(B-C段)。當(dāng)混凝土出現(xiàn)非穩(wěn)定裂縫時(shí)，其橫向變形會(huì)更快地增長(zhǎng)，橫向變形系數(shù)的發(fā)展出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折(C點(diǎn))。

圖4 典型的歸一化N/N max-ν 曲線Fig.4 Typical normalized load (N/N max) versuslateral deformation coefficient curve

2.4 峰值荷載提高系數(shù)

定義峰值荷載提高系數(shù)SI如下[27]：

式中：Nmax、Aa與Ac的含義及Nmax的值見表1及注；N0為組合截面名義軸壓承載力；fc′為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度。式(2)參考了ACI 318[28]給出的鋼-混組合截面名義軸壓承載力的計(jì)算公式。表1給出了SI的計(jì)算結(jié)果在1.5～2.4，這說明鋁合金管與混凝土的組合效應(yīng)大大提高了兩者簡(jiǎn)單疊加的承載力，兩者具有很好的組合效果。

2.5 延性系數(shù)

延性系數(shù)u定義為[27]：

式中：ε85%為荷載下降到峰值荷載的85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變；εy=ε75%/0.75，ε75%為荷載-應(yīng)變曲線上升到峰值荷載的75%時(shí)所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變。如表1所示，各試件的延性系數(shù)u在3.2以上，表明組合柱具有很好的延性和變形能力。

3 有限元模型

3.1 有限元模型建模

采用通用有限元分析軟件ABAQUS 建立圓鋁合金管混凝土短柱軸心受壓的有限元分析模型。根據(jù)對(duì)稱性，利用對(duì)稱邊界條件采用1/8結(jié)構(gòu)模型建模，如圖5所示。在柱頂端設(shè)置一加載板模擬實(shí)際的加載情況。模型中采用軸向變形加載的方式進(jìn)行加載。

圖5 網(wǎng)格劃分及邊界條件Fig.5 Schematic view of element divisions and boundary conditions

鋁合金管采用4節(jié)點(diǎn)四邊形線性減縮積分殼單元(S4R)，該單元在鋼管混凝土力學(xué)性能的有限元模擬中已被廣泛地應(yīng)用于鋼管的模擬。核心混凝土和加載板采用8節(jié)點(diǎn)線性減縮積分實(shí)體單元(C3D8R)。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。各部分網(wǎng)格劃分如圖5所示。

鋁合金管及加載板與混凝土的接觸采用罰摩擦模型，其中切向?yàn)槟Σ两佑|，摩擦系數(shù)取0.4(分析表明摩擦系數(shù)的取值對(duì)軸壓柱模擬結(jié)果的影響可忽略)，法向采用硬接觸，允許接觸脫離。鋁合金管與加載板之間采用shell-to-solid coupling(殼單元與實(shí)體單元耦合)連接。

3.2 混凝土本構(gòu)模型

3.2.1混凝土等效受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

通過對(duì)文獻(xiàn)[29- 30]的鋼管約束混凝土等效受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系進(jìn)行修正，建立了圓鋁合金管約束混凝土等效受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型(如圖6所示)，其表達(dá)式如下：

3.2.2混凝土單軸受拉行為

混凝土單軸受拉行為的上升段簡(jiǎn)化成直線，達(dá)到抗拉強(qiáng)度后的下降段同樣簡(jiǎn)化為直線。下降段的受拉行為采用基于斷裂能開裂準(zhǔn)則的應(yīng)力-斷裂能關(guān)系。斷裂能GF采用Fib 模式規(guī)范的公式[31]：

3.3 鋁合金本構(gòu)模型

鋁合金采用各向同性彈塑性本構(gòu)模型。通過分析發(fā)現(xiàn)，Ramberg-Osgood 模型[32](式(10))能較好地?cái)M合鋁合金的單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)曲線。因此，采用該模型作為鋁合金的單軸本構(gòu)關(guān)系。

式中：σa、εa分別為鋁合金的應(yīng)力和應(yīng)變；Ea為鋁合金的彈性模量。鋁合金的彈性模量和泊松比分別取70 000 MPa 和0.3[1]。n、σ0.2見表2，指數(shù)n通過擬合試驗(yàn)曲線得到。

3.4 有限元模型驗(yàn)證

圖3給出了有限元模擬的荷載-應(yīng)變曲線與試驗(yàn)曲線的對(duì)比，模擬曲線與試驗(yàn)曲線的上升段吻合良好。圖7為有限元分析得到的柱的變形圖，反映了柱發(fā)生的鼓曲型破壞及柱在達(dá)到峰值荷載后至剪切型破壞發(fā)生前所經(jīng)歷的鼓曲變形特征。表3給出了各試件峰值荷載Nmax及軸壓應(yīng)變?yōu)?.01對(duì)應(yīng)的荷載Nu(為短柱的軸壓承載力)的有限元模擬值與試驗(yàn)值的對(duì)比。Nmax與Nu的模擬值平均誤差分別為+1.3%和-2.3%，其方差分別為0.005與0.004，這表明有限元模型能很好地對(duì)峰值荷載和軸壓承載力進(jìn)行預(yù)測(cè)，該有限元模型可用于圓鋁合金管混凝土短柱軸壓承載力的研究。

圖6 約束混凝土等效受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Equivalent compressive stress-strain relationship of confined concrete

圖7 有限元分析變形圖Fig.7 Deformation pattern from finite element analysis

表 3軸壓荷載模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Table 3 Comparison of axial loads from simulation and test

4 軸壓承載力計(jì)算

文獻(xiàn)[20]探討了鋼管混凝土柱軸心受壓承載力的取值，考慮到其N-ε 曲線存在沒有下降段(甚至強(qiáng)化)或曲線達(dá)到峰值荷載時(shí)變形已經(jīng)非常之大的情況，建議取應(yīng)變?yōu)?.01所對(duì)應(yīng)的荷載作為其軸壓承載力。若峰值應(yīng)變小于0.01，則取峰值荷載作為軸壓承載力。這一軸壓承載力的取值方法在先前的鋼管混凝土短柱的研究文獻(xiàn)[30,33]中也被采用。此外，美國(guó)混凝土協(xié)會(huì)建議FRP約束混凝土的極限狀態(tài)壓應(yīng)變?yōu)?.01，以防止混凝土的過度開裂和保證混凝土的完整性[34]；ISO-834耐火試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)將軸向應(yīng)變達(dá)到0.01作為柱在火災(zāi)下的破壞準(zhǔn)則[35]，這從另一方面說明前述軸壓承載力取值方法的合理性。同鋼管混凝土柱相似，鋁合金管混凝土柱的N-ε 曲線也存在沒有下降段或曲線達(dá)到峰值荷載時(shí)變形已經(jīng)非常之大的情況。在對(duì)鋁合金管混凝土柱的軸心受壓承載力進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，將其N-ε 曲線的峰值荷載作為軸壓承載力不盡合理。本文參考前述方法,定義鋁合金管混凝土的軸壓承載力。

采用第3節(jié)所述有限元模型，對(duì)27根不同參數(shù)(鋁合金管徑厚比23～35、鋁合金屈服強(qiáng)度70 MPa～230 MPa、混凝土強(qiáng)度C30～C50、含鋁率0.13～0.2以及套箍系數(shù)0.27～1.7)的鋁合金管混凝土柱進(jìn)行軸心受壓模擬，得到其軸壓承載力，以為鋁合金管混凝土短柱軸壓承載力的計(jì)算提供數(shù)據(jù)。鋁合金管徑厚比滿足《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50429-2007)[1]對(duì)徑厚比的限制要求，即承載力不受局部穩(wěn)定的影響。

為計(jì)算圓鋁合金管混凝土短柱的軸壓承載力，參考鋼管混凝土統(tǒng)一理論，建議圓鋁合金管混凝土短柱軸壓承載力Nuc計(jì)算公式：

其中，Asc和fsc分別為組合截面面積(即鋁管與混凝土面積之和)和組合抗壓強(qiáng)度。通過分析試驗(yàn)和模擬的33根短柱的fsc/fck與其影響因素的關(guān)系發(fā)現(xiàn)，fsc/fck與套箍系數(shù)θ 具有良好的線性關(guān)系(如圖8所示)。通過線性回歸分析，得到fsc與θ 的關(guān)系表達(dá)式：

圖8 f sc/f ck 與套箍系數(shù)θ 關(guān)系Fig.8 Relationship between f sc/f ck and θ

利用建議的公式(式(11)～式(12))計(jì)算各柱的軸壓承載力值Nuc，其與試驗(yàn)及有限元模擬的承載力NuTF的比較如圖9所示。式(11)～式(12)的計(jì)算誤差在7.4%～-10.8%，計(jì)算誤差的均值與方差分別為0.2%和0.002?？梢?，建議的計(jì)算公式能很好的預(yù)測(cè)圓鋁合金管混凝土短柱的軸壓承載力。

圖9 計(jì)算承載力N uc 與試驗(yàn)及模擬承載力N u TF 比較Fig.9 Comparison between axial strength (N uc) predicted by formula and axial strength (N u TF)from test and simulation

5 結(jié)論

本文通過圓鋁合金管混凝土短柱在軸心受壓荷載作用下的試驗(yàn)研究與非線性有限元分析，得到以下結(jié)論：

(1)圓鋁合金管混凝土軸壓短柱的破壞形態(tài)表現(xiàn)為鼓曲型破壞和剪切型破壞。核心混凝土除發(fā)生局部壓碎或剪切斜裂縫外，其余部分完整性較好。

(2)圓鋁合金管混凝土軸壓短柱具有較高的承載力和延性，表現(xiàn)出鋁合金管與混凝土的優(yōu)異組合效應(yīng)?；炷翉?qiáng)度的提高會(huì)降低短柱延性。

(3)基于本文建議的考慮鋁管約束效應(yīng)的混凝土等效受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，并結(jié)合混凝土損傷塑性模型建立了圓鋁合金管混凝土軸壓短柱的有限元分析模型，該模型能較好地預(yù)測(cè)其軸壓荷載-應(yīng)變曲線的上升段，可用于圓鋁合金管混凝土短柱的軸壓承載力研究。但若要對(duì)其曲線下降段進(jìn)行更好地模擬，還需進(jìn)一步改進(jìn)混凝土的本構(gòu)關(guān)系。

(4)建議的軸壓承載力計(jì)算公式能較好地預(yù)測(cè)圓鋁合金管混凝土軸壓短柱的承載力。由于薄壁鋁合金管混凝土柱的薄壁鋁合金管存在局部穩(wěn)定問題，本公式對(duì)薄壁鋁合金管混凝土短柱的承載力計(jì)算是否適用還需要開展進(jìn)一步研究。