铝合金作为一种新型的建筑材料, 由于其具有质量轻、密度小、外形美观、耐腐蚀性好、低温韧性好、可挤压成型、可循环利用等优点^[1], 在现代建筑结构中的应用越来越广泛, 尤其是2007年我国制订了《铝合金结构设计规范》 (GB 50429—2007) ^[2] (简称中国铝合金设计规范) , 更加推动了铝合金在我国建筑结构中的应用。

　　 铝合金构件作为一种新的构件形式, 是由铝合金材料制造而成, 其基本构件的力学性能有很多与钢结构相似^[3], 但又有些许不同, 如铝合金的比强度高、弹性模量低、温度变形大等, 因此不能照搬钢结构的计算公式。鉴于此, 国内外各大高校和科研单位展开了对铝合金结构基本构件的力学性能的研究。目前, 国内外关于铝合金轴压构件的研究已趋于完善, 如在20世纪三四十年代美国就进行了大量的轴心受压构件试验^[4,5,6,7,8], 不过因为当时的试验条件比较简单陈旧, 仅给出了一些定性的结果。国内对铝合金轴心受压构件的研究始于1999年, 同济大学的李明等^[9]进行了一批铝合金轴心受压构件试验, 提出了铝合金轴心受压构件的计算公式;同济大学的沈祖炎、郭小农等^[10]以上海植物园展览温室铝合金网架工程为背景, 进行了一批轴心受压构件和节点试验, 该批试件为热处理铝合金材料6061-T6和非热处理铝合金材料5038-H321挤压型材, 截面类型有圆管和H型共2种, 支座采用了双刀口支座, 所有构件均为弯曲失稳, 并引用了文献[9]的试验结果, 提出了铝合金轴心受压构件稳定系数的计算公式^[11]。此外, 常婷和王元清等^[12]、杨联萍和姚念亮等^[13]、吴芸和张其林^[14]以及惠存和王斌等^[15]也对铝合金轴心受压构件展开了试验研究。综合上述研究可以看出, 目前国内外关于铝合金轴压构件的研究均为未开孔构件, 而有时在某些房屋建筑中, 为便于组装、美观或方便管道电线等设施通过, 往往需要在柱体上开设单个或多个孔洞, 而国内外关于铝合金轴压开孔构件的研究几乎没有, 在相关铝合金设计规范^[2,16]中也没有关于铝合金轴压开孔构件的设计方法, 因此有必要对铝合金轴压开孔构件的受力性能和屈曲模式进行研究, 探究相关设计方法, 以满足其在工程实践中的应用需求。

　　 综上, 为了研究铝合金轴心受压开孔柱的受力性能和屈曲模式, 本文采用了实际工程中常用的6061-T6系列和6063-T5系列铝合金材料, 对44个铝合金矩形开孔柱进行了轴压性能试验, 研究其轴压承载力和屈曲模式, 并将试验结果与中国铝合金设计规范和欧洲规范EN1999-1-1∶2007^[16] (简称欧洲规范) 中关于未开孔铝合金轴压构件计算公式的计算结果和北美冷弯型钢轴心受压开孔构件的有效宽度法公式的计算结果进行对比, 以此来指导铝合金矩形开孔柱在实际工程中的应用。

　　 本文采用6061-T6系列和6063-T5系列的铝合金材料制成矩形管构件, 对6种截面尺寸的铝合金开孔柱进行了轴压试验。试件的编号按图1所示的规则进行编排:若试件编号中没有“-d□-n□”则表示此试件为不开孔构件;若试件编号后面带有R₁则表示此试件为重复试件, 用来验证试验的准确性。试件的截面尺寸及孔洞位置定义见图2, 实测详细尺寸见表1, 其中B为截面宽度, D为截面高度, t为截面厚度, L为柱长, d为开孔直径, n为开孔个数, s为开孔之间的间距, x为边缘开孔到柱端的距离, L_e为有效长度, r为回转半径。

　　 为了得到铝合金材料的力学性能, 本次试验采用线切割加工工艺, 分别在6种不同截面的铝合金管材上沿长度方向取两个材性试验标准件, 按《金属材料拉伸试验:第1部分:室温试验方法》 (GB/T 228.1—2010) ^[17]的相关规定进行材性试验。材性试验在如图3所示的电子万能试验机上进行, 采用位移控制加载。材性试验中, 在标准件的两侧中心处各贴一片应变片以测量实际应变;用位移计测量其变形。通过材性试验得到铝合金管材的材料性能如表2所示, 其应力-应变曲线见图4。

　　 铝合金构件在制作、运输以及安装过程中, 不可避免地会在构件中产生一定大小的初始几何缺陷, 初始几何缺陷的产生受多种因素的影响, 对构件的极限承载力和变形性能有显著的影响^[18]。因此, 在试验之前对各试件的初始几何缺陷进行了详细的测量。初始几何缺陷包括局部几何缺陷和整体几何缺陷, 本次试验测量了短柱的局部初始几何缺陷, 以及中柱和长柱的整体初始几何缺陷, 见表1。

　　 本次铝合金矩形开孔柱轴心受压试验共分两阶段进行。

　　 第一阶段试验采用图5所示的试验装置, 在试件顶部竖向加载, 试件两端均设置了刀口支座用来模拟铰支边界条件。刀口方向与铝合金柱开孔面平行。在试验之前, 采用物理对中的方法使试件对中上下刀口支座。在试验过程中, 用位移控制, 以0.1mm/min的速度施加荷载, 采用位移计和应变片测量试件的位移和变形。第一阶段试验对5根不同长度的铝合金矩形开孔柱施加轴心荷载, 但并未得到预期的试验结果, 试件并未在柱中或孔洞周边发生局部屈曲, 也未发生整体屈曲, 而是由试件端部失效导致整个试件的破坏。通过对第一阶段试验的观察和总结可以发现:焊接热影响对铝合金构件的承载力有较大的削弱, 由于试件两端均焊接了端板, 导致试件端部热影响区的强度低于柱中及孔洞周边区域的强度, 从而引起试件端部的破坏。

　　 为了得到理想的试验结果, 采用在试件柱端环向粘贴3层CFRP的方法对试件端部的热影响区进行加固, 并设计了更为简便的试验装置, 进行第二阶段的试验。第二阶段的试验采用图6所示的试验装置, 在试件顶部竖向加载, 试件两端仍采用刀口支座模拟铰支边界条件。在试验的前期, 用力控制分级施加荷载, 直至峰值荷载出现后, 再用位移控制分级施加荷载, 直至试件最终破坏。

　　 第一阶段试验的试件由于焊接热影响区的影响, 无论长柱还是短柱, 无论是否开孔, 所有试件的破坏都是由铝合金矩形开孔柱端部的破坏造成的, 说明焊接热影响对铝合金构件的承载力有较大影响。

　　 第二阶段试验试件的破坏模式主要有整体屈曲 (G) 、局部屈曲 (L) 和这两种破坏模式的组合 (G+L) , 如图7所示。但仍有部分试件在发生整体屈曲和局部屈曲之前, 构件端部发生破坏, 说明CFRP加固试件端部的热影响区能有效提高其承载力, 但提高的幅度有限, 无法完全消除焊接热影响的不利影响, 铝合金矩形开孔柱的破坏模式见表3, 其荷载-位移曲线如图8所示。

　　 本次试验通过对6种不同截面的短柱和中长柱的开孔和不开孔试件的对比, 来探究孔洞的存在对轴压试件极限承载力的影响。从图8的荷载-位移曲线可以看出, 孔洞的存在降低了铝合金受压构件的极限承载力。通过比较试件S50×1-L150, S50×1-L150-d19-n1, S50×1-L500和S50×1-L500-d19-n3的荷载-位移曲线, 可以得出单个孔洞的试件的极限承载力下降了3.3%, 3个孔洞的试件的极限承载力下降了10.7%;通过比较试件R60×120×2-L1200, R60×120×2-L1200-d46-n3, R60×120×2-L2400和R60×120×2-L2400-d46-n6的荷载-位移曲线, 可以得出3个孔洞的试件的极限承载力下降了16.3%, 6个孔洞的试件的极限承载力下降了26.4%, 由此可以得出孔洞的存在对试件承载力的影响随着柱长的增加、孔洞的增多而变大;通过比较试件R80×120×3-L2400, R80×120×3-L2400-d46-n6, R60×120×2-L2400和R60×120×2-L2400-d46-n6的荷载-位移曲线, 可以得出:当截面不同、柱长相同、开孔个数相同和开孔直径相同时, 孔洞的存在对试件极限承载力的削弱随着截面刚度的增大而减小。

　　 将铝合金矩形未开孔柱的极限承载力试验值与铝合金设计规范和欧洲规范的设计方法的计算结果进行对比, 对比结果见表3。在按规范计算承载力时, 材性取值按前文的材性试验的试验数据 (E和σ_0.2) 取值。根据表3可以看出:虽然中国规范和欧洲规范在计算铝合金轴心受压构件承载力 (P_CC和P_EC) 时均采用了有效厚度法, 但欧洲规范相对中国规范厚度的折减更大, 且考虑了安全分项系数, 更贴近国产铝合金矩形轴心受压构件承载力的试验结果。

　　 此外, 美国钢铁协会于2007年颁布了《北美冷弯型钢结构构件设计规范》 (ANSI/AISI S100—2007) ^[19] (简称北美规范) , 并于2012年对规范进行了更新^[20]。该规范基于有效宽度法考虑了孔洞对构件承载力的影响, 提出了冷弯型钢轴心受压开孔构件的计算公式:

　　 $\begin{array}{l}{\rm P}{}_{\text{Ν}\text{A}\text{S}}=A{}_{\text{e}\text{f}\text{f}}F{}_{\text{n}}(1)\\ b{}_{\text{e}\text{f}\text{f}}=\{\begin{array}{l}w-d(\lambda \le 0.673)\\ \frac{w}{\lambda }\left(1-\frac{0.22}{\lambda }-0.8\frac{d}{w}+0.085\frac{d}{w\lambda }\right)\le w-d\\ (\lambda >0.673)\end{array}(2)\\ \lambda =\sqrt{\frac{F{}_{\text{n}}}{k\frac{\text{π}{}^{2}E}{12(1-\mu {}^2)}\left(\frac{t}{w}\right){}^2}}(3)\end{array}$

　　 式中:F_n为名义屈曲应力;k为屈曲系数;w为板带宽度;λ为中间变量;b_eff为试件截面有效宽度;A_eff为试件截面有效面积。

　　 本文将铝合金矩形开孔柱的极限承载力试验值与北美冷弯型钢规范 (2007版和2012版) 提出的冷弯型钢轴心受压开孔构件的有效宽度法计算公式计算所得结果进行了对比, 见表3。可以看出:其计算

　　 结果与试验数据比值的均值为1.12, 接近一半试件的计算结果与试验数据的偏差在10%以上, 因而北美冷弯型钢规范 (2007版和2012版) 提出的冷弯型钢轴心受压开孔构件的有效宽度法计算公式并不适用于铝合金轴心受压开孔构件。

　　 对两端铰支的铝合金矩形开孔柱的轴心受压性能进行了试验研究, 得到其典型的破坏模式和极限承载力, 并将试验结果与中国铝合金设计规范、欧洲规范和北美冷弯型钢规范的轴心受压开孔构件有效宽度法计算结果进行对比, 得出如下结论:

　　 (1) 国产铝合金材料6061-T6系列和6063-T5系列的力学性能与中国铝合金设计规范所给出的力学性能有较大差异。

　　 (2) 铝合金矩形柱轴心受压承载力的试验值与欧洲规范计算所得理论结果比较贴近, 与中国铝合金设计规范相比误差较大。

　　 (3) 关于铝合金轴心受压开孔构件, 孔洞的存在破坏了其结构的连续性, 削弱了截面面积, 降低了构件的承载力, 改变了其应力分布。

　　 (4) 通过对比北美冷弯型钢规范的轴心受压开孔构件的计算方法, 发现其并不适用于铝合金轴心受压开孔构件, 因此后续还需相关研究来提出适用于铝合金轴心受压开孔构件的计算方法。