關(guān)鍵詞： GFRP 管-鋼骨混凝土組合構(gòu)件；側(cè)向沖擊；含鋼率；破壞模式

中圖分類號(hào)： O347; TU398.9 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼： 13015 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)因承載力高、延性好、穩(wěn)定性強(qiáng)及抗震性能良好等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于高層建筑、工業(yè)廠房和橋梁等結(jié)構(gòu)[1]。然而，在組合結(jié)構(gòu)服役期間，鋼材易發(fā)生銹蝕，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力下降，甚至發(fā)生失效破壞。纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（fiber reinforced polymer，F(xiàn)RP）具有自重輕、強(qiáng)度高、抗腐蝕性強(qiáng)、約束效果好等優(yōu)點(diǎn)，可以明顯改善結(jié)構(gòu)工程應(yīng)用中的鋼材腐蝕問(wèn)題。FRP主要包括玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（glass fiber reinforced polymer，GFRP）、碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料、芳綸纖維增強(qiáng)復(fù)合材料和玄武巖纖維增強(qiáng)復(fù)合材料。其中，GFRP因具有抗拉強(qiáng)度高、價(jià)格低等優(yōu)點(diǎn)，得到了廣泛應(yīng)用[2-3]。采用纖維纏繞成型的GFRP管材與鋼骨混凝土相結(jié)合，形成GFRP管-鋼骨混凝土組合柱，能充分發(fā)揮各組成材料的力學(xué)性能。GFRP管的存在改善了混凝土的強(qiáng)度和延性；鋼骨的存在提高了構(gòu)件的受壓、受剪和抗震性能；混凝土的存在延緩了GFRP管的局部纖維撕裂，阻止了鋼骨的屈曲，提高了構(gòu)件的穩(wěn)定性[4]。將GFRP管-鋼骨混凝土組合構(gòu)件應(yīng)用于大跨度橋梁，可減輕橋梁自重，提高橋梁結(jié)構(gòu)剛度，延長(zhǎng)橋梁使用壽命，降低日常維護(hù)費(fèi)用；將它應(yīng)用于地質(zhì)條件復(fù)雜、鹽度大、濕度高及有腐蝕性物質(zhì)的近海工程，結(jié)構(gòu)的抗腐蝕能力顯著提升。因此，GFRP管-鋼骨混凝土在土木工程中具有巨大的應(yīng)用潛力和廣闊的發(fā)展空間。

然而，在實(shí)際工程中GFRP管-鋼骨混凝土不可避免地遭受撞擊等偶然荷載的作用。一旦發(fā)生撞擊，結(jié)構(gòu)可能發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷，甚至完全喪失承載能力，給人們的生命和財(cái)產(chǎn)造成巨大損失。目前，對(duì)GFRP 管-鋼骨混凝土組合構(gòu)件的研究主要集中在軸壓[5-6]、偏壓[7-8] 和抗震性能[9-10] 等方面。已有研究[11-12]表明，含鋼率是構(gòu)件承載力和延性的重要影響因素之一，但是關(guān)于含鋼量對(duì)構(gòu)件抗沖擊性能影響的研究仍很缺乏，影響機(jī)制也不明確。基于此，本文中在驗(yàn)證有限元模型正確的基礎(chǔ)上，深入研究含鋼率對(duì)不同長(zhǎng)細(xì)比構(gòu)件破壞模式、截面彎矩發(fā)展、沖擊力以及能量耗散的影響，以期為該類組合構(gòu)件的實(shí)際工程應(yīng)用提供參考。

1 有限元模型

1.1 單元選取

有限元模型由GFRP 管、H 型鋼、混凝土和沖擊塊4 個(gè)部分組成，如圖1 所示，其中L 為構(gòu)件長(zhǎng)度。GFRP 管采用四節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的殼單元?jiǎng)澐?，H 型鋼和混凝土采用八節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的三維實(shí)體單元?jiǎng)澐?，沖擊塊（橫截面尺寸為40mm×80mm）采用四節(jié)點(diǎn)格式的三維剛體單元?jiǎng)澐?。GFRP管與混凝土、鋼骨與混凝土，以及沖擊塊與GFRP 管之間均采用面面接觸，法向采用硬接觸，切向采用罰接觸，GFRP 管與混凝土以及鋼骨與混凝土之間的摩擦因數(shù)均設(shè)為0.6[8]，沖擊塊與GFRP 管之間的摩擦因數(shù)設(shè)為零[13]。

構(gòu)件的邊界條件為兩端端面固定。網(wǎng)格尺寸對(duì)計(jì)算結(jié)果至關(guān)重要，綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算耗時(shí)，對(duì)構(gòu)件的沖擊部位進(jìn)行局部加密。通過(guò)在預(yù)定義場(chǎng)中為沖擊塊賦予初速度的方法來(lái)模擬對(duì)構(gòu)件的沖擊，且沖擊方向?yàn)殇摴侨踺S方向。

1.3 模型驗(yàn)證

本文中，從GFRP 管-鋼骨混凝土構(gòu)件的靜力性能和FRP 組合構(gòu)件的動(dòng)力性能兩方面驗(yàn)證模型的正確性。采用ABAQUS 軟件對(duì)文獻(xiàn)[8， 20-21] 中GFRP 管-鋼骨混凝土構(gòu)件、FRP-混凝土-鋼管組合柱及FRP-鋼管混凝土構(gòu)件的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行模擬驗(yàn)證。

圖2 顯示了GFRP 管-鋼骨混凝土構(gòu)件的荷載-位移曲線?？梢钥闯?，在彈性階段，模擬和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，在彈塑性階段，二者存在6%的誤差，這主要是由于模擬采用的材料參數(shù)與實(shí)際材料有差異?？傮w上看，有限元模型能夠預(yù)測(cè)GFRP 管-鋼骨混凝土構(gòu)件的靜力性能。

圖3 顯示了FRP-混凝土-鋼管組合柱（F2H）和FRP-鋼管混凝土構(gòu)件（LCL1（1））的沖擊力時(shí)程曲線，其中：d、m、v 分別為截面直徑、沖擊塊質(zhì)量和速度。可以看出，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本相同。表1 對(duì)比了模擬和試驗(yàn)得到的構(gòu)件沖擊力學(xué)性能，其中：F_max 為沖擊力峰值，F(xiàn)_osc 為振蕩段振蕩均值，Δ_max 為構(gòu)件L/2 處位移極值。試驗(yàn)與模擬的最大誤差為20%，這主要是由于夾具及鋼板的數(shù)據(jù)不詳?？傮w而言，模擬的準(zhǔn)確性較好，該模型能夠用于GFRP 管-鋼骨混凝土構(gòu)件的計(jì)算分析。

2 構(gòu)件模型設(shè)計(jì)

為研究含鋼率α 和長(zhǎng)細(xì)比λ 對(duì)GFRP 管-鋼骨混凝土構(gòu)件抗沖擊性能的影響，建立了15 個(gè)不同參數(shù)的構(gòu)件模型。根據(jù)JGJ 138—2016《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[22]，H 型鋼的含鋼率α 不宜小于4%，且不宜大于15%，故本研究中模型的含鋼率在4.8%～11.9% 之間。構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比λ 在8～33 之間。GFRP 管的內(nèi)徑為180 mm，厚度為4 mm，纖維纏繞角度為45°/–45°，彈性模量為41.29 GPa，極限抗拉強(qiáng)度為884.5 MPa[23]，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，鋼骨為Q235 鋼材。Sharma 等[24] 將沖擊塊速度低于15 m/s、質(zhì)量小于2722 kg 的沖擊定義為低速?zèng)_擊。為了模擬低速?zèng)_擊，設(shè)定沖擊塊的速度為8.43 m/s，質(zhì)量為230 kg，模型的具體參數(shù)見(jiàn)表2，其中：L 為長(zhǎng)度，h、b、t₁ 和t₂ 分別為高度、翼緣寬度、腹板厚度和翼緣厚度，I_x 為強(qiáng)軸截面慣性矩。

3 典型構(gòu)件的受力分析

3.1 沖擊全過(guò)程

圖4顯示了典型構(gòu)件MJ3 歸一化處理后的力學(xué)參數(shù)，包括沖擊力（F）、L/2 處側(cè)移（Δ）、沖擊塊速度（v）、構(gòu)件速度（v₁）、GFRP 管與混凝土相互作用力（F_G）以及鋼骨與混凝土相互作用力（F_S）。將沖擊方向的運(yùn)動(dòng)定義為正向運(yùn)動(dòng)。

從圖4 可以看出，構(gòu)件的沖擊過(guò)程可分為3 個(gè)階段：峰值段（OA）、振蕩段（AB）和下降段（BC）。在O時(shí)刻，沖擊開(kāi)始，沖擊塊未接觸構(gòu)件表面；在A 時(shí)刻，沖擊力達(dá)到峰值；在B 時(shí)刻，構(gòu)件L/2 處側(cè)移達(dá)到最大值；在C 時(shí)刻，沖擊塊與構(gòu)件分離。在峰值段（OA），沖擊塊將能量傳遞給構(gòu)件，沖擊塊速度減小，構(gòu)件速度增大，構(gòu)件未發(fā)生明顯側(cè)移；在振蕩段（AB），沖擊塊和構(gòu)件的速度均降低，且速度基本一致，構(gòu)件充分變形，在B 時(shí)刻側(cè)移達(dá)到最大值；在下降段（BC），構(gòu)件的彈性勢(shì)能恢復(fù)，沖擊塊與構(gòu)件反向運(yùn)動(dòng)，構(gòu)件變形減小20%。GFRP 管與混凝土相互作用力時(shí)程曲線與沖擊力時(shí)程曲線的變化趨勢(shì)基本一致，表明GFRP 管能迅速傳遞沖擊力至混凝土，并保持較高的剛度和響應(yīng)速度。而鋼骨與混凝土相互作用力時(shí)程曲線較為平緩，這是由于混凝土吸收了部分沖擊能量，并延緩了沖擊力傳遞。在正向運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，當(dāng)沖擊塊速度大于構(gòu)件速度時(shí)，沖擊力增大；當(dāng)沖擊塊速度小于構(gòu)件速度時(shí)，沖擊力減小。沖擊塊速度較大時(shí)，其具有較大的動(dòng)能，在沖擊構(gòu)件時(shí)會(huì)傳遞更多的能量給構(gòu)件，導(dǎo)致兩者之間的相互作用增強(qiáng)，沖擊力增大。構(gòu)件速度較大時(shí)，沖擊塊與構(gòu)件有分離的趨勢(shì)，導(dǎo)致兩者之間的相互作用減弱，沖擊力減小。

從圖6 可以看出，在B 時(shí)刻，由于GFRP 管的約束作用，其環(huán)向應(yīng)力呈升高趨勢(shì)，最大環(huán)向拉應(yīng)力升高22%，最大壓應(yīng)力升高21%。隨著構(gòu)件彎曲變形的發(fā)展，GFRP 管環(huán)向受拉區(qū)域的面積增大。而鋼骨與混凝土發(fā)生卸載，相較于A 時(shí)刻，鋼骨最大應(yīng)力降低12%，鋼骨整體產(chǎn)生明顯的彎曲變形，混凝土頂部壓應(yīng)力降低55%。值得注意的是，由于應(yīng)變率效應(yīng)，在A 時(shí)刻沖擊部位腹板已進(jìn)入靜載下的應(yīng)力強(qiáng)化段，但在B 時(shí)刻此處的應(yīng)力處于應(yīng)力彈塑性段，應(yīng)力降低。

從圖7 可以看出，在C 時(shí)刻，撞擊體與構(gòu)件分離，構(gòu)件回彈，GFRP 管的最大環(huán)向拉應(yīng)力降低41%，最大壓應(yīng)力降低63%。由于GFRP 管約束混凝土，其部分環(huán)向拉應(yīng)力仍呈升高趨勢(shì)。相較于B 時(shí)刻，混凝土頂部壓應(yīng)力降低86%，鋼骨彎曲變形有所恢復(fù)。

3.2 截面彎矩發(fā)展

圖8 為典型時(shí)刻構(gòu)件的截面彎矩。從圖8 （ a ） 可以看出，在A 時(shí)刻構(gòu)件中部截面彎矩最大，GFRP 管、混凝土和鋼骨分別承擔(dān)14%、31% 和55% 的截面彎矩，表明此時(shí)沖擊力已傳遞至鋼骨，鋼骨承擔(dān)截面大部分彎矩。同時(shí)，沖擊力由跨中向支座端傳遞，使得構(gòu)件產(chǎn)生負(fù)彎矩，但未傳遞至支座端，此處彎矩基本為零。

在B 時(shí)刻，構(gòu)件的反彎點(diǎn)位置從構(gòu)件2/5 處移至1/4 處，彎矩分布形狀接近固支桿在集中荷載下的分布形狀。GFRP 管、混凝土和鋼骨在中部截面分別承擔(dān)42%、20% 和38% 的彎矩。GFRP 管在中部截面承擔(dān)的彎矩最大，說(shuō)明GFRP 管在振蕩段既承受沖擊力作用又在環(huán)向約束混凝土，發(fā)揮雙重作用。

在C 時(shí)刻，構(gòu)件發(fā)生回彈，彈性勢(shì)能恢復(fù)，鋼骨與混凝土在中部截面產(chǎn)生了負(fù)彎矩。而GFRP 管在中部截面仍然承擔(dān)正彎矩，構(gòu)件反彎點(diǎn)的位置基本未發(fā)生改變，彎矩分布形狀接近固支桿在均布荷載下的分布形狀。

圖9 為構(gòu)件中部截面的彎矩時(shí)程曲線?？梢钥闯觯跊_擊過(guò)程中，構(gòu)件中部截面基本一直承受正彎矩，表明構(gòu)件在沖擊作用下發(fā)生彎曲。在峰值段（OA），由于力的傳遞，GFRP 管、混凝土和鋼骨的截面彎矩呈增長(zhǎng)趨勢(shì)。在振蕩段（AB），隨著構(gòu)件彎曲變形的發(fā)展，GFRP 管和鋼骨的截面彎矩增大，GFRP 管彎矩增至21.69 kN·m，對(duì)截面彎矩貢獻(xiàn)最大?；炷两孛鎻澗卦诖穗A段出現(xiàn)小波動(dòng)，這是沖擊塊與構(gòu)件相互作用減弱造成的。因鋼骨發(fā)生屈服，后期的截面彎矩趨于平緩。在下降段（BC），構(gòu)件發(fā)生回彈，截面彎矩由正彎矩逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)彎矩。

3.3 能量分析

圖10顯示了構(gòu)件及各組成部分的能量耗散?？梢钥闯觯诜逯刀危∣A），能量耗散率（耗能/總能量）低于5%，此時(shí)構(gòu)件尚未發(fā)生明顯的變形，大部分能量耗散由混凝土承擔(dān)。這是因?yàn)樵跊_擊荷載的傳遞過(guò)程中，混凝土抵抗局部變形耗散較少的能量。進(jìn)入振蕩段（AB）后，能量耗散率直線上升。在B 時(shí)刻，構(gòu)件已經(jīng)發(fā)生了明顯的變形，其中GFRP 管的能量耗散占總耗散能的25%，混凝土占27%，鋼骨占48%。由此可見(jiàn)，鋼骨是構(gòu)件變形的主要承擔(dān)者。在下降段（BC），構(gòu)件能量耗散降低8%，這是由于彈性勢(shì)能得到了一定的恢復(fù)，從而緩解了構(gòu)件變形。

3.4 破壞模式

圖11 為典型構(gòu)件MJ3 沖擊結(jié)束后構(gòu)件的破壞云圖，其中圖11（a） 為GFRP 管的基體拉伸/壓縮損傷云圖，圖11（b） 為混凝土的最大主塑性應(yīng)變?cè)茍D，圖11（c） 為鋼骨的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。壓縮/拉伸損傷反映GFRP 管基體的破壞程度，數(shù)值為1 表示完全破壞?；炷磷畲笾魉苄詰?yīng)變?cè)茍D中箭頭方向?yàn)閼?yīng)變方向，垂直于混凝土開(kāi)裂方向，箭頭越長(zhǎng)，表明應(yīng)變?cè)酱?。鋼骨的等效塑性?yīng)變反映鋼材在加載時(shí)間內(nèi)塑性應(yīng)變的累加效應(yīng)，其值大于零，表明鋼材已經(jīng)發(fā)生屈服。

從圖11 可以看出：GFRP 管基體的壓縮破壞程度由沖擊部位及對(duì)側(cè)兩端向四周遞減，破壞程度較大的區(qū)域長(zhǎng)度占總長(zhǎng)的41%，其中最大的破壞程度達(dá)到了77%；GFRP 管基體拉伸破壞的主要區(qū)域?yàn)闆_擊側(cè)兩端和沖擊部位對(duì)側(cè)附近，沖擊部位及沖擊對(duì)側(cè)兩端的拉伸破壞呈條狀，破壞程度較大的區(qū)域長(zhǎng)度占總長(zhǎng)45%，基體拉伸破壞區(qū)域面積大于壓縮破壞，破壞程度最大達(dá)到95%。可見(jiàn)，沖擊荷載作用下，基體拉伸破壞先于基體壓縮破壞發(fā)生。沖擊部位及沖擊對(duì)側(cè)的混凝土開(kāi)裂最嚴(yán)重，鋼骨翼緣附近混凝土次之。鋼骨沖擊側(cè)翼緣兩端的等效塑性應(yīng)變最大，達(dá)到0.023；鋼骨在沖擊部位及兩端附近屈服，而沖擊部位應(yīng)變較大的區(qū)域長(zhǎng)度占總長(zhǎng)17%，鋼骨有明顯的塑性變形。

綜上所述，GFRP 管-鋼骨混凝土構(gòu)件在側(cè)向沖擊作用下的破壞模式表現(xiàn)為構(gòu)件整體彎曲破壞，且伴隨著GFRP 管及混凝土沖擊區(qū)域局部破壞。

4 構(gòu)件抗沖擊性能的影響因素

4.1 含鋼率

圖12為相同長(zhǎng)細(xì)比下不同含鋼率構(gòu)件的沖擊力時(shí)程曲線?？梢钥闯觯谙嗤L(zhǎng)細(xì)比下，與未配置鋼骨的構(gòu)件相比，內(nèi)置鋼骨的構(gòu)件沖擊力峰值提高19%～102%，振蕩段振蕩均值提高7%～134%，持時(shí)略有縮短，說(shuō)明內(nèi)配鋼骨的組合構(gòu)件的抗沖擊性能更優(yōu)越。隨著含鋼率增大，構(gòu)件的沖擊力峰值和振蕩均值基本呈增大趨勢(shì)。然而，含鋼率由7.1% 增至8.6% 時(shí)，構(gòu)件的沖擊力峰值和振蕩均值卻出現(xiàn)了下降，且長(zhǎng)細(xì)比為8、20和33等3 類構(gòu)件的沖擊力峰值下降幅度分別為5.1%、10.0% 和10.8%，振蕩均值下降幅度分別為9.8%、12.3% 和10.2%。這是因?yàn)楹撀蕿?.1% 的窄翼緣型鋼強(qiáng)軸慣性矩為679 cm⁴，含鋼率為8.6% 的寬翼緣型鋼強(qiáng)軸慣性矩為383 cm⁴，前者的慣性矩比后者大77%，前者的抗彎剛度大于后者。由于構(gòu)件的破壞模式為整體彎曲破壞，抗彎剛度在沖擊過(guò)程中是影響構(gòu)件動(dòng)態(tài)響應(yīng)的關(guān)鍵因素，因此，當(dāng)含鋼率相差較小而截面慣性矩相差較大時(shí)，截面抗彎剛度對(duì)構(gòu)件抗沖擊性能的影響大于含鋼率。

圖13為相同長(zhǎng)細(xì)比下不同含鋼率構(gòu)件在L/2 處的側(cè)移時(shí)程曲線。可以看出，在相同長(zhǎng)細(xì)比下，與未配置鋼骨的構(gòu)件相比，內(nèi)置鋼骨的構(gòu)件的側(cè)移極值下降17%～59%，殘余側(cè)移下降13%～68%，說(shuō)明內(nèi)配鋼骨可以減小組合構(gòu)件的側(cè)向位移，提高抗沖擊性能。隨著含鋼率增大，構(gòu)件側(cè)移極值和殘余側(cè)移基本呈下降趨勢(shì)。然而，當(dāng)含鋼率由7.1% 增至8.6% 時(shí)，側(cè)移極值和殘余側(cè)移略有增長(zhǎng)，這與構(gòu)件的抗彎剛度有關(guān)。當(dāng)含鋼率由7.1% 增至11.9% 時(shí)，長(zhǎng)細(xì)比為8、20 和33 等3 類構(gòu)件的側(cè)移極值下降幅度分別為1.8%、10.1% 和15.5%，殘余側(cè)移的下降幅度分別為5.2%、15.5% 和22.7%。這表明：當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比較小時(shí)（λ≤8），鋼骨的強(qiáng)軸慣性矩較大，含鋼率和強(qiáng)軸慣性矩同時(shí)增加對(duì)構(gòu)件側(cè)移的影響較?。划?dāng)長(zhǎng)細(xì)比較大時(shí)（λ≥20），含鋼率和鋼骨強(qiáng)軸慣性矩同時(shí)增加對(duì)構(gòu)件側(cè)移的影響顯著。

4.2 長(zhǎng)細(xì)比

圖14（a） 顯示了相同含鋼率下不同長(zhǎng)細(xì)比構(gòu)件的沖擊力峰值（F_max）和振蕩段振蕩均值（F_osc），圖14（b）顯示了其L/2 處側(cè)移極值（Δ_max）和L/2 處殘余側(cè)移（Δ_res）。從圖14（a） 可以看出，相同含鋼率下不同長(zhǎng)細(xì)比構(gòu)件的沖擊力峰值差值均在10% 以內(nèi)，這是因?yàn)闆_擊力第一峰值主要與構(gòu)件沖擊速度及接觸剛度有關(guān)[25]，構(gòu)件抗彎剛度對(duì)其影響較小。長(zhǎng)細(xì)比為8、20 和33 等3 類構(gòu)件的振蕩均值差值較大，長(zhǎng)細(xì)比為20 的構(gòu)件較長(zhǎng)細(xì)比為8 的構(gòu)件的振蕩均值降低59%～69%，長(zhǎng)細(xì)比為33的構(gòu)件較長(zhǎng)細(xì)比為8 的構(gòu)件的振蕩均值降低80%～86%。較大長(zhǎng)細(xì)比的構(gòu)件的抗彎剛度較小，且在峰值段后受到較小的相互作用力，振蕩段的動(dòng)態(tài)響應(yīng)較弱，振蕩均值較小。從圖14（b） 可以看出，長(zhǎng)細(xì)比為20和33的構(gòu)件的側(cè)移極值分別為長(zhǎng)細(xì)比為8的構(gòu)件的2.5和5.0倍，振蕩段構(gòu)件充分變形，隨著長(zhǎng)細(xì)比增加，構(gòu)件彎曲變形增大，抗沖擊性能下降。

圖15 為相同含鋼率下不同長(zhǎng)細(xì)比構(gòu)件的各階段持時(shí)。從圖15 可以看出：各構(gòu)件峰值段的持時(shí)基本相同，振蕩段和下降段的持時(shí)均隨長(zhǎng)細(xì)比增加而增加。這是因?yàn)殡S著構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的增大，彎曲變形增大，相互作用時(shí)間延長(zhǎng)，應(yīng)力向周圍傳遞所需的時(shí)間增長(zhǎng)，因此構(gòu)件振蕩段和下降段的持時(shí)增長(zhǎng)。

5 耗能分析

構(gòu)件沖擊過(guò)程中的總耗能為：

E_I = E_P + E_E + E_CD + E_A （5）

式中：E_P 為塑性總耗能，E_E 為彈性應(yīng)變能，E_CD 為黏彈性或蠕變過(guò)程的能量耗散，E_A 為偽應(yīng)變能。若偽應(yīng)變能小于總耗能的10%，則模型正確。本研究中無(wú)黏彈性或者蠕變過(guò)程的能量耗散，偽應(yīng)變能約為總耗能的5%。

表3 列出了沖擊過(guò)程中構(gòu)件的耗能，其中：E_IC 為混凝土耗能，E_IS為鋼骨耗能，E_PS 為鋼骨塑性耗能。

5.1 含鋼率對(duì)耗能的影響

圖16 顯示了相同長(zhǎng)細(xì)比下不同含鋼率構(gòu)件的耗能。由圖16 和表3 可知：GFRP 管-鋼骨混凝土構(gòu)件的耗能與含鋼率有關(guān)；當(dāng)含鋼率較低（α=4.8%）時(shí)，對(duì)相同長(zhǎng)細(xì)比的構(gòu)件，混凝土耗能較GFRP 管耗能增加46%～68%，較鋼骨耗能增加20%～51%，長(zhǎng)細(xì)比越小，混凝土的耗能越多；當(dāng)含鋼率較高（α≥7.1%）時(shí)，對(duì)于λ=8 的構(gòu)件，混凝土和鋼骨的耗能基本相同，GFRP 管的耗能約占總能耗20%；對(duì)于λ≥20 的構(gòu)件，鋼骨耗能較混凝土耗能增加58%～179%，較GFRP 管耗能增加117%～498%，即λ≥20 的構(gòu)件耗能主要依靠鋼骨的塑性耗能，即抵抗變形所消耗的能量。

圖17 為鋼骨塑性耗散能時(shí)程曲線?？梢钥闯觯涸诜逯刀危摴撬苄院哪茌^少，鋼骨未發(fā)生明顯變形；在振蕩段，鋼骨塑性耗能呈線性增長(zhǎng)，鋼骨變形發(fā)展充分；在下降段，鋼骨塑性耗能基本不變。內(nèi)置同類型（窄翼緣或?qū)捯砭墸╀摴菚r(shí)，隨著含鋼率增加，鋼骨塑性耗能增加；內(nèi)置不同類型鋼骨時(shí)，鋼骨的強(qiáng)軸慣性矩越大，鋼骨塑性耗能越大。

5.2 長(zhǎng)細(xì)比對(duì)耗能的影響

圖18顯示了相同含鋼率下不同長(zhǎng)細(xì)比構(gòu)件的耗能。由表3 和圖18 可知：當(dāng)含鋼率較低（α=4.8%）時(shí)，λ≥20 的構(gòu)件的GFRP 管耗能、混凝土耗能和鋼骨耗能均大于λ=8 的構(gòu)件，各材料的耗能較為均勻，占總耗能的1/3；當(dāng)含鋼率較高（α≥7.1%）時(shí)，λ≥20 的構(gòu)件的GFRP 管耗能和混凝土耗能小于λ=8 的構(gòu)件，鋼骨耗能則大于λ=8 的構(gòu)件。各材料的耗能隨著構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的增大呈非線性變化，鋼骨耗能明顯大于混凝土和GFRP 管的耗能，沖擊后期構(gòu)件變形消耗的能量主要由鋼骨承擔(dān)。隨著構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的增大，構(gòu)件耗能增加。

6 結(jié)論

對(duì)側(cè)向沖擊荷載作用下GFRP 管-鋼骨混凝土組合構(gòu)件的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了含鋼率對(duì)不同長(zhǎng)細(xì)比構(gòu)件抗沖擊性能的影響，主要結(jié)論如下：

（1） 內(nèi)置鋼骨能夠提高組合構(gòu)件的抗沖擊性能，減小構(gòu)件的側(cè)移；

（2） 組合構(gòu)件在側(cè)向沖擊荷載作用下的破壞模式表現(xiàn)為構(gòu)件整體受彎破壞，以及GFRP管和混凝土沖擊區(qū)域局部破壞，受力全過(guò)程可分為峰值段、振蕩段、下降段3個(gè)階段；

（3） 對(duì)于以彎曲破壞為主的構(gòu)件，截面抗彎剛度是影響構(gòu)件抗沖擊性能的主要因素之一；在含鋼率相差不多（1.5%）的情況下，宜配置慣性矩大的窄翼緣型鋼；

（4） 在沖擊振蕩段，GFRP 管不僅承受沖擊力作用，而且環(huán)向約束混凝土，發(fā)揮雙重作用；

（5） 組合構(gòu)件的塑性耗能隨含鋼率和長(zhǎng)細(xì)比增加而增加，對(duì)于λ≥20 的構(gòu)件，抵抗彎曲變形所消耗的能量大部分由鋼骨承擔(dān)。

（責(zé)任編輯 王小飛）