范定堅(jiān)，任曼妮

（1.陜西省現(xiàn)代建筑設(shè)計(jì)研究院 第一設(shè)計(jì)所，陜西 西安 710021；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院，黑龍江 哈爾濱 150090）

0 引言

鋼管混凝土由鋼管內(nèi)部填充混凝土而成，其中鋼管起到約束混凝土作用.鋼管混凝土相對于普通鋼筋混凝土柱具有承載能力高、抗彎剛度大、自重小以及較好的變形能力[1]，這種特性使鋼管混凝土在實(shí)際工程中應(yīng)用比較廣泛.在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，大多只考慮恒載、活載等靜力載荷，以及風(fēng)載荷、地震作用等動(dòng)力載荷，而忽略了作用時(shí)間極短、能量巨大的動(dòng)態(tài)沖擊載荷[2].近年來，結(jié)構(gòu)受到很多的汽車、爆炸的沖擊，而方鋼管由于其良好的受力性能成為結(jié)構(gòu)主要受力構(gòu)件，一旦對鋼管混凝土發(fā)生沖擊作用，對整個(gè)結(jié)構(gòu)的安全性造成很大的影響，因此對鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的抗側(cè)向沖擊性能研究是有必要的.

SAKINO[3]對方鋼管混凝土柱進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)并對柱耗能能力的影響因素進(jìn)行研究.BAMBACH[4]對方鋼管混凝土柱進(jìn)行沖擊載荷作用下的動(dòng)力性能研究及有限元模擬分析.王洪欣[5]等對空心圓鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行抗側(cè)向沖擊性能研究，分析了鋼管強(qiáng)度、混凝土強(qiáng)度、空心率等因素對構(gòu)件的抗側(cè)向沖擊性能的影響.候川川[6]對圓鋼管混凝土構(gòu)件在沖擊載荷下的力學(xué)性能進(jìn)行分析，通過回歸分析得到鋼管混凝土構(gòu)件在沖擊載荷下截面動(dòng)力抗彎強(qiáng)度實(shí)用計(jì)算公式.鄒淼[7]對FRP管-混凝土-鋼管組合柱進(jìn)行了側(cè)向撞擊試驗(yàn)，研究沖擊能量大小和FRP包裹層數(shù)對柱抗側(cè)向沖擊性能的影響.胡昌明[8]等開展了鋼管混凝土疊合試件落錘沖擊試驗(yàn)，構(gòu)件表現(xiàn)出良好的受力性能，管外鋼筋混凝土部件與核心鋼管混凝土部件能夠協(xié)調(diào)互補(bǔ)、共同工作.姜珊[9]、候俊[10]對不銹鋼-混凝土-鋼管組合構(gòu)件在側(cè)向沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行研究，分析了空心率、沖擊能量和軸壓比等因素對組合構(gòu)件的影響.冉永紅[11]等對鋼管混凝土樁林在沖擊載荷作用下的動(dòng)力性能進(jìn)行研究，分析結(jié)構(gòu)在不同沖擊高度、沖擊質(zhì)量對結(jié)構(gòu)的動(dòng)力性能影響.何佳星[12]對內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件受到橫向撞擊的過程進(jìn)行模擬，得出內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件的靜態(tài)極限彎矩計(jì)算方法.李顯輝[13]等對比研究了中空夾層鋼管混凝土的動(dòng)力性能，研究結(jié)果表明：中空夾層鋼管混凝土試件的抗沖擊性能明顯優(yōu)于雙層空鋼管試件的抗沖擊性能；中空夾層鋼管混凝土直管試件的抗沖擊性能優(yōu)于錐管試件.

綜上可知，空心鋼管混凝土柱具有良好抗沖擊性能，但現(xiàn)有研究大部分集中在對圓鋼管混凝土構(gòu)件的沖擊動(dòng)力性能方面，對方鋼管空心混凝土柱的抗側(cè)性動(dòng)力性能研究較少.因此，采用有限元軟件對內(nèi)配圓鋼管的方鋼管空心混凝土柱抗側(cè)向沖擊動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行分析，分析了構(gòu)件在運(yùn)動(dòng)物體沖擊作用下的破壞模式，并研究了鋼材強(qiáng)度、混凝土強(qiáng)度、空心率、含鋼率和沖擊位置對構(gòu)件的動(dòng)力響應(yīng)的影響.

1 有限元模型建立

1.1 材料屬性

在快速加載過程中，金屬材料具有應(yīng)變率效應(yīng)，鋼材的屈服強(qiáng)度會(huì)得到不同程度的提高，本模型中采用Cowper-symoods模型，該模型的屈服強(qiáng)度為

式中，σ0為靜態(tài)屈服應(yīng)力，MPa；˙為應(yīng)變率，C和p為材料應(yīng)變率系數(shù)；β為硬化參數(shù)；為有效塑性應(yīng)變；Ep為塑性硬化模量.

本文中，鋼材密度取7 850 kg/m3，彈性模量取2.06×1011N/m2，泊松比為0.3，C和p選取參數(shù)取值見文獻(xiàn)[7].混凝土采用ABAQUS中提供的彈塑性損傷模型，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系參照文獻(xiàn)[7].

1.2 模型建立

混凝土和鋼板均采用C3D8R實(shí)體單元，混凝土與圓鋼管和方鋼管之間相互作用采用接觸進(jìn)行設(shè)置[14]，鋼管與混凝土的法向接觸為“硬接觸”，切向力采用庫倫摩擦力；為保證全部沖擊作用完全傳遞給鋼管柱，故沖擊塊尺寸為 300 mm×50 mm×50 mm，采用剛體來保證沖擊塊在撞擊過程中不發(fā)生變形對剛體塊整體施加初始速度；構(gòu)件的兩端采用固結(jié)約束，試件高度均為1 200 mm，試驗(yàn)構(gòu)件截面見圖1，建成后的有限元模型見圖2，截面尺寸見表1.構(gòu)件均滿足《鋼管混凝土技術(shù)規(guī)程》[15]的要求.

圖1 構(gòu)件截面Fig.1 section of component

圖2 有限元模型Fig.2 model of finite element

表1 試件尺寸Tab.1 size of specimens

續(xù)表1

1.3 數(shù)值模擬的驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模擬的準(zhǔn)確性，選取文獻(xiàn)[5]中的空心鋼管混凝土試件A-1、試件A-2、試件B-1和試件B-2進(jìn)行驗(yàn)證.圖3給出了試件B-1和試件B-2的試驗(yàn)與模擬的沖擊力時(shí)程曲線對比，從圖中可以看出試驗(yàn)與模擬的沖擊力過程大致相同；表2給出了試驗(yàn)與模擬的沖擊力與撓度對比值，從表2中可見，試驗(yàn)值和模擬值沖擊力相差均值為 1.04，撓度值相差均值為1.04；由此可見本文采用的模擬方法是合理且可靠的.

圖3 試驗(yàn)與模擬時(shí)程對比Fig.3 comparisons of experimental and simulated

表2 試驗(yàn)與模擬沖擊力和撓度對比Tab.2 comparison of impact force and deflection between test and simulation

2 構(gòu)件抗側(cè)向沖擊作用分析

2.1 破壞模式對比

以典型構(gòu)件 F-1為例，分析該形式鋼管混凝土柱在側(cè)向沖擊作用下的破壞.構(gòu)件F-1受到?jīng)_擊時(shí)，撞擊位置的受力較大的同時(shí)，柱固定端的應(yīng)力也隨之增大；鋼管混凝土柱呈現(xiàn)彎曲整體彎曲破壞模式，跨中沖擊力最大，撓度最大，變形由跨中往兩個(gè)柱端延伸，最終破壞形態(tài)呈“V”字形，構(gòu)件F-1變形見圖4.除以下2個(gè)鋼管混凝土柱外，其余柱在受到?jīng)_擊后的破壞均同構(gòu)件F-1相同，均為彎曲破壞.

圖4 構(gòu)件F-1變形Fig.4 deformation of F-1

構(gòu)件F-9、構(gòu)件F-10由于圓鋼管直徑過大，在相同速度沖擊作用下，局部抗剪切能力不足，導(dǎo)致沖切部位發(fā)生嚴(yán)重的變形，失去抗沖切能力，鋼管被壓扁，沖擊部位處的鋼管撓度要遠(yuǎn)大于沖擊處底部的撓度，最終發(fā)生局部沖切破壞，見圖5.

圖5 構(gòu)件F-9變形Fig.5 deformation of component F-9

2.2 鋼管強(qiáng)度影響

鋼管強(qiáng)度直接影響方鋼管空心混凝土柱的抗側(cè)向沖擊性能，構(gòu)件F-1、構(gòu)件F-2、構(gòu)件F-3的方鋼管鋼材強(qiáng)度分別為Q235、Q340、Q390，其余材料屬性均相同.沖擊速度均為30 m/s工況下，3個(gè)構(gòu)件的跨中撓度位移和沖擊力時(shí)程曲線見圖6.由于沖擊體剛度較大，整個(gè)撞擊過程時(shí)間很短暫，在0.36 ms處沖擊力達(dá)到最大值.整個(gè)撞擊過程在0.01 s之內(nèi)完成，之后時(shí)間沖擊力均為0，故圖6中只列出0.01 s內(nèi)沖擊力曲線.從圖6中可以看出，相較于構(gòu)件F-1，構(gòu)件F-2和構(gòu)件F-3沖擊力峰值分別增大5.96%和9.29%，撓度值分別降低18.89%和23.53%，這是由于方鋼管屈服強(qiáng)度增加能夠有效提高鋼管混凝土柱的抗側(cè)剛度，導(dǎo)致沖擊力峰值的提升.說明在相同沖擊速度下，隨著方鋼管強(qiáng)度的增大，構(gòu)件整體剛度越大，有利于減少構(gòu)件的變形.

圖6 不同方鋼管鋼材強(qiáng)度對比Fig.6 strength comparison of different square steel tubes

構(gòu)件F-1、構(gòu)件F-4和構(gòu)件F-5內(nèi)的圓鋼管鋼材強(qiáng)度分別為Q235、Q340、Q390，其余材料屬性均相同.沖擊速度均為30 m/s工況下，3個(gè)構(gòu)件的跨中撓度位移和沖擊力時(shí)程曲線見圖7.從圖7中可見，在相同撞擊速度作用下，3個(gè)構(gòu)件的沖擊力最值和跨中位移相差均不超過 1%，說明在相同沖擊速度下，提高空心圓鋼管鋼材強(qiáng)度對整體柱構(gòu)件的抗側(cè)向沖擊性能影響并不明顯；但圓鋼管屈服強(qiáng)度提高會(huì)減少圓鋼管受到?jīng)_擊作用后的變形，對構(gòu)件整體變形起到有利作用.

圖7 不同空心圓鋼管鋼材強(qiáng)度對比Fig.7 strength comparison of different circular steel tubes

2.3 混凝土強(qiáng)度影響

圖8給出方鋼管空心柱混凝土在C30、C40、C50下沖擊力和跨中撓度對比情況.從圖8中可見，3條沖擊力曲線基本重合，說明改變混凝土強(qiáng)度對沖擊力平臺(tái)值的影響較??；但隨著混凝土強(qiáng)度的增大，其沖擊力峰值呈增大趨勢，說明提高混凝土強(qiáng)度會(huì)在一定程度上提高構(gòu)件的抗側(cè)向沖擊力峰值，但是提高幅度有限，對沖擊力平臺(tái)值基本不會(huì)產(chǎn)生影響；跨中撓度時(shí)程曲線相差很小，這主要是因?yàn)殇摴芑炷猎谑艿經(jīng)_擊作用時(shí)，核心混凝土的主要作用是支撐鋼管，防止鋼管局部失穩(wěn)，混凝土強(qiáng)度并未對抵抗變形起作用.

圖8 不同混凝土強(qiáng)度對比Fig.8 strength comparison of different concrete

2.4 空心率影響

空心鋼管的空心率[14]為

式中，Ac、Ah分別為混凝土面積和空心面積，mm2.

構(gòu)件F-1、構(gòu)件F-8、構(gòu)件F-9、構(gòu)件F-10的空心率分別為0.33、0.38、0.45、0.53，4個(gè)構(gòu)件鋼材強(qiáng)度、混凝土強(qiáng)度、沖擊速度以及柱端約束均相同.圖9給出了4個(gè)方鋼管空心混凝土柱試件的沖擊力和撓度曲線.從圖9中可見：構(gòu)件F-9和構(gòu)件F-10中，沖擊塊對柱的作用時(shí)間要遠(yuǎn)遠(yuǎn)長于其余兩個(gè)柱構(gòu)件，0.035 s之后沖擊塊才開始脫離構(gòu)件，此時(shí)構(gòu)件F-9、構(gòu)件F-10跨中撓度過大，產(chǎn)生局部屈服，這是由于空心率過大導(dǎo)致鋼管柱剛度明顯不足以抵抗側(cè)向沖擊；隨著空心率的增加，構(gòu)件F-8、構(gòu)件F-9沖擊力峰值相對于構(gòu)件F-1分別降低了7.80%和8.36%，而構(gòu)件F-10的沖擊力峰值突然增大，這主要是由于空心率的增大，造成構(gòu)件沖擊部位方鋼管首先局部屈服，同時(shí)沖擊塊與構(gòu)件接觸時(shí)間較長，方鋼管與圓鋼管之間距離較小，圓方管充分發(fā)揮本身的抗側(cè)剛度，最終方鋼管和圓鋼管均發(fā)生屈服，構(gòu)件產(chǎn)生沖切破壞.隨著空心率的增大，構(gòu)件柱撓度增大，說明空心率增大會(huì)降低方方管空心混凝土柱的抗側(cè)向沖擊能力，同時(shí)空心率會(huì)改變構(gòu)件的破壞模式.

圖9 不同空心率的構(gòu)件強(qiáng)度對比Fig.9 strength comparison of components with different hollow ratio

2.5 含鋼質(zhì)量分?jǐn)?shù)影響

保持方鋼管混凝土整體外徑不變的情況下，在初始模型的基礎(chǔ)上分別改變方鋼管和圓鋼管的鋼材厚度，探究截面含鋼率對側(cè)向沖擊作用下方鋼管空心混凝土柱動(dòng)力性能的影響.表3給出了各個(gè)構(gòu)件的鋼材厚度參數(shù)及含鋼率.

表3 構(gòu)件的鋼材厚度及含鋼質(zhì)量分?jǐn)?shù)Tab.3 steel thickness and steel ratio of components

圖10給出了撞擊速度為30 m/s工況下，不同方鋼管厚度下的構(gòu)件沖擊力時(shí)程曲線和跨中撓度時(shí)程曲線.從圖10中可以看出：相比構(gòu)件F-1（含鋼質(zhì)量分?jǐn)?shù)為9.47%），構(gòu)件F-11、構(gòu)件F-12、構(gòu)件F-13沖擊力峰值分別增大 2.53%、12.89%、18.93%，這是因?yàn)殡S著方方管厚度的增大，截面含鋼質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大使得截面剛度變大，在沖擊載荷作用下的動(dòng)力響應(yīng)越劇烈；同時(shí)，隨著方鋼管厚度增加導(dǎo)致沖擊塊與構(gòu)件的沖擊時(shí)間變短，構(gòu)件受到的沖擊力峰值和平臺(tái)值隨之增大.從圖10（b）可見：隨著方鋼管厚度增大，構(gòu)件跨中撓度隨之減少，相較于構(gòu)件F-1，構(gòu)件F-11、構(gòu)件F-12、構(gòu)件F-13跨中撓度峰值分別減少11.53%、18.86%、26.91%，這是由于方鋼管厚度增大提高截面的抗側(cè)剛度，進(jìn)而減少截面變形.

圖10 不同方鋼管厚度構(gòu)件強(qiáng)度對比Fig.10 strength comparison of different square steel tube thickness

圖11為不同圓鋼管厚度構(gòu)件強(qiáng)度對比.從圖11中可見：增大圓鋼管厚度后，沖擊力峰值基本相差不大，相較于構(gòu)件F-1，構(gòu)件F-14、構(gòu)件F-15、構(gòu)件F-16的撓度分別減少了5.63%、8.62%、10.83%，說明增大圓鋼管厚度，構(gòu)件的沖擊力峰值不會(huì)得到明顯提升，但跨中撓度會(huì)得到明顯減少，這主要是因?yàn)樵跊_擊速度為30 m/s工況下，方鋼管空心混凝土柱只有外側(cè)方鋼管對截面剛度發(fā)揮主要作用，圓鋼管此時(shí)處于彈性狀態(tài)，改變圓鋼管截面含鋼率對結(jié)構(gòu)截面剛度影響不大.

圖11 不同圓鋼管厚度構(gòu)件強(qiáng)度對比Fig.11 strength comparison of with different thickness of circular steel tube

因此，當(dāng)提高截面的含鋼質(zhì)量分?jǐn)?shù)時(shí)，能夠有效提高截面的抗側(cè)向沖擊性能以及增大截面剛度，提高截面抵抗變形的能力；增大圓鋼管厚度對構(gòu)件變形能力能夠得到提升，構(gòu)件截面的抗側(cè)向沖擊能力不會(huì)產(chǎn)生明顯的提升.

2.6 沖擊位置的影響

構(gòu)件F-1、構(gòu)件F-19、構(gòu)件F-20在相同撞擊速度下，沖擊塊的沖擊位置分別在構(gòu)件的1/2、1/4和1/3位置處，用以考察不同位置的撞擊對柱構(gòu)件的動(dòng)力性能影響.從圖12（a）中可見：相對構(gòu)件F-1，構(gòu)件 F-19、構(gòu)件 F-20沖擊力峰值增大 14.12%和9.0%，3個(gè)構(gòu)件的沖擊平臺(tái)值接近；從圖11（b）可見：3個(gè)構(gòu)件的跨中撓度峰值相差很小，但是距離支座越近，撓度峰值越小且越早達(dá)到穩(wěn)定.因此，隨著沖擊位置距離支座距離越近，構(gòu)件變形減少，構(gòu)件能夠承受更大的沖擊作用.

圖12 不同沖擊位置下構(gòu)件強(qiáng)度對比Fig.12 comparison of member strength under different impact positions

3 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬方法對方鋼管空心混凝土柱的沖擊破壞模式以及在5個(gè)不同影響因素下的抗側(cè)向沖擊性能進(jìn)行分析，得出以下結(jié)論：

（1）內(nèi)配圓鋼管的方鋼管空心混凝土柱會(huì)發(fā)生整體彎曲破壞和局部沖切破壞，大部分鋼管混凝土構(gòu)件產(chǎn)生彎曲破壞，構(gòu)件F-9、構(gòu)件F-10方鋼管混凝土由于空心率過大，在相同速度沖擊作用下，局部抗剪切能力不足，產(chǎn)生局部沖切破壞.

（2）增大方鋼管鋼材強(qiáng)度、鋼材厚度和降低鋼管混凝土空心率，均能夠有效提高鋼管混凝土柱抗側(cè)向沖擊動(dòng)力性能，而改變圓鋼管鋼材強(qiáng)度、厚度以及柱中混凝土強(qiáng)度對構(gòu)件抗側(cè)向剛度影響作用基本可以忽略.

（3）隨著沖擊點(diǎn)與支座距離的縮短，構(gòu)件的變形減少，縮短構(gòu)件變形達(dá)到穩(wěn)定所需的時(shí)間，構(gòu)件能夠承受更大的沖擊作用，但對沖擊力平臺(tái)值影響較小.