圓鋁合金管-海水海砂混凝土柱的軸壓力學(xué)性能

陳 鼎,曲 慧,李 偉,李志超,王慶凡

(1.煙臺(tái)大學(xué)土木工程學(xué)院,山東 煙臺(tái) 264005;2.山東省冶金設(shè)計(jì)院股份有限公司,山東 濟(jì)南 250098)

鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)因能充分發(fā)揮材料性能獲得更高的承載力與更好的變形能力,被廣泛應(yīng)用于建筑結(jié)構(gòu)與橋梁結(jié)構(gòu)上。但隨著我國(guó)大力發(fā)展海島建設(shè),區(qū)域因素帶來(lái)的環(huán)境腐蝕和混凝土原材料的短缺限制了鋼管混凝土在海島及沿海地區(qū)的應(yīng)用,故對(duì)耐腐蝕性金屬與海砂混凝土組合結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的研究成為當(dāng)今研究熱點(diǎn)。

雖因海島地區(qū)材料運(yùn)輸?shù)牟槐阈?使得海島混凝土建設(shè)發(fā)展緩慢,但海島坐擁豐富的海水和海砂資源[1],若使用海水與海砂作為制作混凝土的原材料可以很好地解決海島地區(qū)資源短缺的問(wèn)題。目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)外摻粉煤灰及改變混凝土配合比等手段對(duì)海水海砂混凝土力學(xué)性能開(kāi)展了各項(xiàng)研究。如,JIANG等[2]研究發(fā)現(xiàn)外摻粉煤灰和氯離子對(duì)混凝土的早期強(qiáng)度有著積極影響;竹田宣典等[3]利用海水與原狀海砂制備的高密度海水海砂混凝土其流動(dòng)性、早期強(qiáng)度與后期強(qiáng)度較普通混凝土有明顯提高;寧博等[4]通過(guò)試驗(yàn)對(duì)海砂、天然河砂與高嶺土尾砂制備的高性能混凝土拌合物性能與力學(xué)性能等進(jìn)行對(duì)比得出,海砂取代普通河砂作為建筑用砂安全可行;盧佳[5]通過(guò)海水海砂混凝土試件的軸壓試驗(yàn)結(jié)果,提出改進(jìn)后的海水海砂混凝土峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變、初始切線模量與應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系預(yù)測(cè)模型;文獻(xiàn)[6-8]研究了不同配比下海砂取代率、氯化物含量、摻和量等參數(shù)對(duì)海水海砂混凝土力學(xué)性能的影響。

由于海砂混凝土對(duì)于普通鋼管具有腐蝕性。一些學(xué)者對(duì)鋁合金材料的力學(xué)性能和鋁合金構(gòu)件的承載力及破壞模式展開(kāi)了相關(guān)研究。RAMBERG和OSGOOD[9]通過(guò)研究航空用鋁合金材料,提出了鋁合金應(yīng)力-應(yīng)變曲線關(guān)系的Ramberg-Osgood模型;趙遠(yuǎn)征[10]通過(guò)對(duì)不同截面的鋁合金構(gòu)件進(jìn)行試驗(yàn)研究,總結(jié)出鋁合金構(gòu)件的失穩(wěn)破壞規(guī)律; ZHOU和YOUNG[11]通過(guò)試驗(yàn)給出了鋁合金柱的承載力、荷載-軸向位移關(guān)系、荷載-軸向應(yīng)變關(guān)系以及柱的破壞模式。

目前國(guó)際上已經(jīng)有學(xué)者對(duì)鋁合金管混凝土進(jìn)行了承載力的研究。宮永麗[12]通過(guò)試驗(yàn)與有限元建模分析推導(dǎo)出鋁合金管混凝土的強(qiáng)度承載力計(jì)算公式;龔文志[13]將鋁合金管的幾何參數(shù)和核心混凝土的強(qiáng)度作為參數(shù),推導(dǎo)出了鋁合金管混凝土構(gòu)件受彎承載力計(jì)算公式。對(duì)鋁合金管海水海砂混凝土構(gòu)件研究較少,各國(guó)的相關(guān)規(guī)范制定也不完善,因此有必要對(duì)鋁合金管海水海砂混凝土構(gòu)件進(jìn)行力學(xué)性能研究。

本文以長(zhǎng)徑比和主管徑厚比為試驗(yàn)參數(shù),對(duì)16個(gè)圓鋁合金管-海水海砂混凝土柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)研究,并將實(shí)測(cè)承載力與規(guī)范計(jì)算值進(jìn)行比較。通過(guò)試驗(yàn)研究,旨在確定不同主管徑厚比、構(gòu)件長(zhǎng)徑比下柱的力學(xué)性能和破壞模式;通過(guò)分析荷載-位移曲線、荷載-應(yīng)變曲線、截面橫向變形系數(shù)、延性系數(shù)等性能指標(biāo),揭示圓鋁合金管-海水海砂混凝土柱受壓工作機(jī)理。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

以鋁合金管長(zhǎng)徑比、徑厚比等為參數(shù),設(shè)計(jì)并制作了16個(gè)圓鋁合金管海水海砂混凝土柱試件(試件編號(hào)為lb03-1—lc55-2)詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試件參數(shù)

分別為鋼管面積和核心混凝土面積;ξ為構(gòu)件約束效應(yīng)系數(shù),ξ=α×fy/fck,式中fy為鋁合金材料屈服強(qiáng)度,fck為海水海砂混凝土軸心

抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值,取值參考文獻(xiàn)[5]中建議的fck=0.78fcu,fcu為核心海水海砂混凝土立方體抗壓強(qiáng)度;Ne為實(shí)測(cè)極限承載力,Na為

相同參數(shù)試件極限承載力的平均值,u為延性系數(shù),SI為試件承載力提高系數(shù)。

1.2 材料力學(xué)性能

本次試驗(yàn)混凝土采用C40細(xì)石混凝土,根據(jù)《海砂混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》(JGJ 206—2010)[14]相關(guān)要求,以每100 kg混凝土中加入0.25 kg海水晶與0.3 kg貝殼(過(guò)5 mm篩)的方法配制試驗(yàn)所需海水海砂混凝土,混凝土配合比見(jiàn)表2。實(shí)測(cè)28 d立方體抗壓強(qiáng)度為38.9 MPa,彈性模量為2.93×104MPa。

表2 海水海砂混凝土配合比

分別對(duì)不同鋁合金管直徑與厚度的鋁合金管取樣,并對(duì)4種鋁合金材料進(jìn)行軸拉試驗(yàn),得到鋁合金材料力學(xué)性能見(jiàn)表3。

表3 鋁合金材料力學(xué)性能

1.3 初始缺陷

試件制作過(guò)程中由于施工的誤差引起了上下表面中心出現(xiàn)了偏移,故在試驗(yàn)開(kāi)始前測(cè)量了試件的初偏心,如表4所示。

表4 試件初始幾何缺陷

1.4 測(cè)量?jī)?nèi)容及測(cè)點(diǎn)布置

圖1給出了位移計(jì)和應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的布置。為測(cè)量試件豎向位移和鉸支座轉(zhuǎn)動(dòng),在鉸支座上布置位移計(jì)DP1-4,為測(cè)量試件彎曲后在側(cè)向上的位移,在柱側(cè)面布置位移計(jì)DP5-9,布置如圖1(a)。為測(cè)量柱的環(huán)向應(yīng)變,在試件中部按間隔90°均勻布置四組應(yīng)變片,為測(cè)量柱的環(huán)向應(yīng)變,在中部應(yīng)變片沿柱長(zhǎng)方向均勻布置3或5組應(yīng)變片,布置如圖1(b)。根據(jù)測(cè)量到的變形情況分析軸向力在鋁合金管與海水海砂混凝土之間的分配情況,并分析核心混凝土的受力狀態(tài)。

圖1 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

1.5 加載裝置及加載制度

本次試驗(yàn)加載在YES-50000四柱壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,為了減小支座對(duì)試件端部轉(zhuǎn)動(dòng)摩擦以及在加載過(guò)程中出現(xiàn)荷載位置的錯(cuò)動(dòng),加載支座采用刀口鉸。試驗(yàn)裝置如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)的加載分為預(yù)壓與正式加載兩部分,在試驗(yàn)正式開(kāi)始前先對(duì)試件進(jìn)行預(yù)壓,預(yù)壓荷載約為試件預(yù)估極限承載力的十分之一,預(yù)壓過(guò)程中對(duì)稱布置的位移計(jì)讀數(shù)絕對(duì)誤差不超過(guò)十分之一。正式加載時(shí)采用分級(jí)加載的制度,直至荷載下降至極限荷載的70%,或試件變形非常嚴(yán)重時(shí),試驗(yàn)結(jié)束。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 破壞模態(tài)

圓鋁合金管海水海砂混凝土柱試件在軸壓試驗(yàn)中的破壞類型分為剪切破壞(圖3(a))和壓彎破壞(圖3(b))兩種。通過(guò)對(duì)表1不同試件破壞類型的分析得出,當(dāng)試件長(zhǎng)徑比較小且壁厚較小時(shí),試件易發(fā)生剪切破壞,壁厚較大時(shí)易發(fā)生壓彎破壞。當(dāng)試件長(zhǎng)徑比較大時(shí),兩種壁厚條件下的試件都易發(fā)生壓彎破壞。具體試件的破壞類型見(jiàn)表1。其中,長(zhǎng)柱lc05-2 、lc53-2、lc55-1和中柱lb55-1的破壞模式較同組壓彎破壞試件不同,分析是在試件制作過(guò)程中混凝土振搗不密實(shí)導(dǎo)致試件傳力不均勻和較大初始缺陷帶來(lái)的附加彎矩所引起應(yīng)力集中的共同作用下發(fā)生了剪切或彎剪破壞。

圖3 試驗(yàn)典型破壞形態(tài)

發(fā)生剪切破壞的試件達(dá)到極限承載力之后，約束作用較弱的混凝土沿其剪切破壞面發(fā)生剪切破壞,部分試件的鋁合金管被發(fā)生滑移的核心混凝土撐開(kāi),試件承載力迅速下降。

發(fā)生壓彎破壞的試件達(dá)到極限承載力后,上下鉸支座出現(xiàn)較大幅度的轉(zhuǎn)動(dòng),同時(shí)柱身發(fā)生明顯彎曲變形,隨后受壓一側(cè)鋁合金管出現(xiàn)褶皺,受拉一側(cè)混凝土屈服開(kāi)裂,外部鋁合金管被拉開(kāi),試件承載力迅速下降。

不同破壞模式的試件在受壓過(guò)程中均未出現(xiàn)明顯異響,鋁合金管上未清理掉的混凝土逐漸脫落,達(dá)到極限承載力之前均未能觀察到柱身有剪切、鼓曲等明顯變化。

2.2 荷載-應(yīng)變曲線

依據(jù)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變及相應(yīng)荷載值,繪制試件lb53-1和lc53-1兩種不同的破壞模式的荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖 4 所示。

從圖4可以看出,試件在試驗(yàn)加載的前期為彈性階段,荷載與橫、縱向應(yīng)變關(guān)系曲線呈線性變化。此階段相同荷載下縱向應(yīng)變大于橫向應(yīng)變,說(shuō)明鋁合金管此時(shí)對(duì)核心混凝土約束有限。當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載70%左右時(shí),曲線發(fā)展趨勢(shì)變?yōu)榉蔷€性。如圖4(c、d)所示,長(zhǎng)柱試件lc53-1達(dá)到極限荷載后中部環(huán)向的G1測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值急劇增加,與G1測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的G3測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值逐漸減小后數(shù)值變?yōu)檎?說(shuō)明G1測(cè)點(diǎn)受壓程度加大及G3測(cè)點(diǎn)受壓程度減小直到受拉,由此可以判斷出試件出現(xiàn)壓彎現(xiàn)象,分析試件沿長(zhǎng)度方向的應(yīng)變值,G1測(cè)點(diǎn)持續(xù)增大,其余測(cè)點(diǎn)均小幅度增加,說(shuō)明破壞發(fā)生在試件中部位置。如圖4(a、b)所示,長(zhǎng)柱試件lb53-1達(dá)到極限荷載后中部環(huán)向的G1-G8測(cè)點(diǎn)應(yīng)變緩慢減少,底部沿長(zhǎng)度方向的G11、G12測(cè)點(diǎn)應(yīng)變快速增長(zhǎng),G9逐漸減少但數(shù)值仍為負(fù)值,其余測(cè)點(diǎn)均小幅度增加,說(shuō)明底部出現(xiàn)最不利截面,與實(shí)際剪切破壞形式對(duì)照后基本一致。

圖4 荷載-應(yīng)變曲線

2.3 荷載-位移曲線

圖5給出相同徑厚比試件的荷載-位移曲線。從圖5可以看出,所有的荷載-位移關(guān)系曲線均呈現(xiàn)出彈性段、彈塑性段與下降段三個(gè)階段。試驗(yàn)加載初期試件處于彈性階段,試件軸向位移發(fā)展緩慢,荷載較位移增長(zhǎng)迅速,曲線基本為線性;隨著荷載增大至極限承載力的70%左右試件進(jìn)入彈塑性階段,軸向位移加速增長(zhǎng)的同時(shí)荷載緩慢增長(zhǎng)直至達(dá)到極限承載力;之后軸向承載力開(kāi)始進(jìn)入下降段,試件的軸向位移迅速發(fā)展,待試件達(dá)到極限承載力后,軸向位移迅速發(fā)展且承載力陡降,說(shuō)明試件已經(jīng)破壞。這主要是因?yàn)樵嚰_(dá)到極限承載力之后,鋁合金管失效無(wú)法進(jìn)一步約束核心混凝土的橫向變形,又由于混凝土材料脆性較大,導(dǎo)致了試件整體承載力出現(xiàn)下降。

圖5 荷載-位移曲線

對(duì)于相同徑厚比的鋁合金海水海砂混凝土柱,其承載能力隨長(zhǎng)徑比增大而減小,下降趨勢(shì)為5%～15%,長(zhǎng)徑比大的試件峰值荷載出現(xiàn)較晚,且下降趨勢(shì)較陡。 對(duì)于相同長(zhǎng)徑比的試件,徑厚比由50降至20,其承載能力提高20%～50%。

3 受力性能指標(biāo)及影響因素分析

3.1 橫向變形系數(shù)

橫向變形系數(shù)μp定義為單軸變形時(shí)鋁合金管中部橫向應(yīng)變數(shù)據(jù)平均值εh與縱向應(yīng)變數(shù)據(jù)平均值εv之比,體現(xiàn)了結(jié)構(gòu)構(gòu)件的變形能力。金屬材料拉伸、壓縮時(shí),μp隨著縱向變形的增大而增大,經(jīng)過(guò)一定變形后μp趨于一個(gè)小于或接近0.5的穩(wěn)定值[15-17]。通過(guò)分析橫向變形系數(shù)可以了解到試件的受力性能。圖6為試驗(yàn)測(cè)得N/Nmax-μp曲線。

從圖6中可以看出,在試驗(yàn)加載初期階段,所有試件μp從某一較小值開(kāi)始沿直線上升,原因是這一階段鋁合金管的橫向變形大于核心混凝土的橫向變形,兩者相互作用幾乎為零,此階段試件的橫向變形與縱向變形呈線性,核心混凝土與外部鋁合金管基本處于單軸受壓狀態(tài)。隨著軸向荷載的增大,曲線快速上升,這是由于混凝土受壓初期裂縫發(fā)展緩慢,但當(dāng)壓應(yīng)力達(dá)到0.5fc～0.7fc后裂縫迅速發(fā)展,使其橫向變形迅速增大,當(dāng)混凝土橫向變形大于鋁合金橫向變形時(shí),約束效應(yīng)開(kāi)始顯現(xiàn),隨后荷載繼續(xù)增加而μp穩(wěn)定在某一數(shù)值附近。在N/Nmax達(dá)到0.7左右時(shí),μp繼續(xù)以較小的幅度增加。當(dāng)N/Nmax大于0.9時(shí),μp迅速增長(zhǎng),分析是混凝土出現(xiàn)不穩(wěn)定裂縫后橫向變形更快地增長(zhǎng),鋁合金管的約束作用得到充分發(fā)揮。當(dāng)核心混凝土貫通裂紋增多改變內(nèi)部結(jié)構(gòu)或試件失穩(wěn)后,表現(xiàn)出試件的最終破壞形式為剪切滑移破壞或彎曲失穩(wěn)破壞。

如圖6(a),在長(zhǎng)徑比為6的試件中,試件的N/Nmax-μp在試驗(yàn)加載初期上升趨勢(shì)基本相同,而在試驗(yàn)加載中期,發(fā)生剪切破壞的試件曲線增長(zhǎng)趨勢(shì)高于發(fā)生壓彎破壞的試件,發(fā)生剪切破壞的試件在試驗(yàn)中期的μp的平均值也高于壓彎破壞的試件。

如圖6(b),在長(zhǎng)徑比為10的試件中,發(fā)生剪切破壞的試件曲線在加載初期上升趨勢(shì)高于發(fā)生壓彎破壞的試件,且線性段結(jié)束較早,而在加載中期增長(zhǎng)趨勢(shì)小于發(fā)生壓彎破壞的試件。

圖6 試件的N/Nmax-μp曲線

3.2 延性系數(shù)

通過(guò)試件的延性系數(shù)可以反應(yīng)該組合結(jié)構(gòu)的延性性能與變形能力。延性系數(shù)u的計(jì)算公式為[18]

u=0.75ε85%/ε75%,

(1)

式中,ε85%為荷載下降到峰值荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的鋁合金管中部縱向應(yīng)變平均值，ε75%為荷載上升到峰值荷載75%時(shí)對(duì)應(yīng)的中部縱向應(yīng)變平均值。

根據(jù)表1延性系數(shù)u的計(jì)算結(jié)果可知,鋁合金管海水海砂混凝土試件的延性性能與變形能力較好,對(duì)與同組發(fā)生不同破壞模式的試件,發(fā)生壓彎破壞的試件延性系數(shù)明顯高于發(fā)生剪切破壞的試件。

3.3 承載能力分析

為驗(yàn)證鋁合金管海水海砂混凝土柱的承載能力是否高于鋁合金管與海水海砂混凝土的和強(qiáng)度,通過(guò)峰值荷載提高系數(shù)SI[18],可以表征鋁合金管與海水海砂混凝土組合構(gòu)件承載能力的提高程度。

(2)

式中：Ne為試件峰值荷載;As為鋁合金管截面面積;Ac為核心混凝土截面面積;fy為鋁合金管屈服強(qiáng)度;fc′為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度,其中fc′=0.847fcu。

通過(guò)表1可以看出峰值荷載提高系數(shù)SI的計(jì)算結(jié)果均在1.16 以上,說(shuō)明圓鋁合金管海水海砂混凝土柱的承載能力高于兩者的簡(jiǎn)單疊加,組合構(gòu)件承載力提高,鋁合金管與海水海砂混凝土具有較好的組合效果。

極限承載力的變化趨勢(shì)如圖7所示,相同核心混凝土強(qiáng)度f(wàn)c與徑厚比D/t的條件下,隨著長(zhǎng)徑比L/D增加,試件極限承載力減小,且長(zhǎng)徑比為10的柱主要為壓彎失穩(wěn)破壞,說(shuō)明長(zhǎng)柱的承載能力主要決定于穩(wěn)定。相同長(zhǎng)徑比的情況下,隨著壁厚t的增加即含鋼率α的提高與約束效應(yīng)系數(shù)ξ的增加,鋁合金管對(duì)核心海水海砂混凝土的約束效果提升,核心混凝土軸心抗壓強(qiáng)度提高,試件承載力有較大程度的提升。

圖7 試件極限承載力對(duì)比

4 承載力計(jì)算方法對(duì)比

介于目前鮮有規(guī)范給出鋁合金管海水海砂混凝土柱承載力的計(jì)算方法,且只有少數(shù)學(xué)者對(duì)鋁合金管混凝土柱進(jìn)行了承載力公式的研究,現(xiàn)采用《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[19](GB 50936—2014)、《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[20](CECS 28—2012)中鋼管混凝土承載力的計(jì)算方法以及宮永麗[12]提出的鋁合金管混凝土柱承載力的計(jì)算方法,通過(guò)改變公式中的幾何參數(shù)和材料屬性進(jìn)行鋁合金管海水海砂混凝土柱的承載力計(jì)算,并將計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)承載力進(jìn)行比較,結(jié)果見(jiàn)圖8。

圖8 計(jì)算承載力與試驗(yàn)承載力比較

圖中N為試驗(yàn)實(shí)測(cè)承載力,NG和NCE分別為《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[19]和《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[20]中鋼管混凝土柱軸壓承載力計(jì)算值,N宮為宮永麗[12]提出的鋁合金管混凝土柱軸壓承載力計(jì)算值。根據(jù)分析結(jié)果可知,《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(GB 50936-2014)[19]和宮永麗[12]所提出的軸壓承載力計(jì)算公式結(jié)果離散程度小,計(jì)算承載力較試驗(yàn)實(shí)測(cè)值大,偏差最大在30%左右;《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 28-2012)[20]總體上計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,但個(gè)別構(gòu)件,如初始缺陷較大的試件(lb53-1、lb53-2),離散性較大,其計(jì)算結(jié)果小于試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的50%左右。對(duì)于工程中的柱,其初偏心為10%L的可能性較小,因此這種較大的偏差可忽略。

總體上,可采用《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[20]中圓鋼管混凝土柱承載力的公式對(duì)鋁合金管混凝土柱的承載力進(jìn)行初步預(yù)估,但為了準(zhǔn)確預(yù)測(cè)圓鋁合金管海水海砂混凝土柱的承載力,需要對(duì)試件進(jìn)行進(jìn)一步的參數(shù)分析,進(jìn)而提出一種可靠的鋁合金管海水海砂混凝土軸壓承載能力計(jì)算方法。

5 結(jié) 論

在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi),通過(guò)對(duì)16根圓鋁合金海水海砂混凝土柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn),可以得出以下主要結(jié)論:

(1)軸壓作用下圓鋁合金海水海砂混凝土柱在長(zhǎng)徑比為10時(shí)主要發(fā)生彎曲失穩(wěn)破壞,部分試件由于初始缺陷的影響發(fā)生剪切破壞,說(shuō)明長(zhǎng)柱的承載能力主要決定于穩(wěn)定;在試件長(zhǎng)徑比為6時(shí)試件不易失穩(wěn),主要發(fā)生剪切破壞,隨著壁厚的增加,試件易受荷載的影響發(fā)生彎曲失穩(wěn)破壞。

(2)初始缺陷對(duì)圓鋁合金管海水海砂混凝土柱試件的破壞模式有著較大影響,在實(shí)際工程中要對(duì)柱的初始缺陷進(jìn)行限定。

(3)試件在相同徑厚比的條件下其承載力隨著長(zhǎng)徑比的增大而減小,試件在加載初始階段鋁合金管與核心混凝土共同受力,當(dāng)鋁合金管達(dá)到屈服時(shí)不再承擔(dān)荷載,但核心混凝土承受荷載繼續(xù)增加,提高了試件承載力。

(4)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[20]中圓鋼管混凝土柱承載力的公式可用于對(duì)鋁合金管混凝土柱的承載力進(jìn)行初步預(yù)估。