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摘要：鋼管混凝土構件和其他材料的結構構件一樣，在役期間不可避免地要受到意外撞擊，為了了解其破壞過程 進而為結構設計提供理論依據，對套箍系數分別為l、1．15和1．9的兩端簡支鋼管}昆凝土梁在不同側向沖擊能作用下的動力響應進行試驗研究和仿真分析。...

鋼管混凝土梁在側向沖擊荷載作用下動力響應的試驗研究和數值模擬

王蕊   李珠   任夠平  張善元

(太原理工大學，山西太原030024)

引言

    鋼管混凝土構件和其他材料的結構構件一樣，在役期間，不可避免地要受到意外撞擊，如颶風飛卷的碎片和失事飛機對高層、超高層建筑的沖擊，船舶因偏離航線對橋梁和海上鉆井平臺的撞擊，爆炸對地面及地下結構的沖擊，汽車對結構的意外碰撞等。鋼管混凝土常作為建筑結構的梁、柱等承重結件，其遭受撞擊時，一旦損傷和破壞將引起生命和財產的巨大損失。因此，對其撞擊破壞的研究有著十分重要的工程背景，越來越受到工程界的高度重視。隨著鋼管混凝土在建筑、交通、核電站、軍事等領域的廣泛使用，急需對鋼管混凝土的耐撞性做出評價。鋼管混凝土由鋼管和內填混凝土組成，其在撞擊載荷作用下的損傷和破壞問題屬于塑性動力學的研究范疇。研究此類問題時要考慮幾何和物理的非線形效應，是一個非常復雜的問題。目前，對以梁、柱見長的鋼管混凝土，因其大量使用較晚，對其耐撞性研究較少。在文獻中，只定性分析得到鋼管混凝土具有良好的耐撞性；文獻僅對鋼管混凝土短柱的軸向撞擊進行了試驗研究。對鋼管混凝土構件在服役期間側向撞擊、偏心撞擊的多發工況在試驗分析和理論研究上均屬空白。

    為了給工程實際提供可靠的理論設計依據，本文首次較為系統地研究了不同套箍系數的鋼管混凝土在橫向沖擊載荷作用下的動力響應，并對試驗過程進行了數值模擬，得到的試件殘余變形模態和沖擊力時程曲線與試驗中記錄的非常吻合。進一步對更多尺寸的試件進行數值模擬，得到鋼管混凝土破壞的臨界能量，為工程設計提供了理論依據。

表1試件幾何和材料性質

    其中：σy為鋼材的屈服強度；δ為鋼材的延伸率。

表2試件編號和研究結果

一、試驗設備及試件

    本試驗在加載裝置DHR9401式沖擊試驗臺上完成。沖擊試驗機高達l3．47 m，相應的撞擊速度最高可達l5．7 m／s；落錘質量可在240 k9范圍內調整，與不同沖擊高度匹配時，可得到滿足試驗中要求的不同沖擊能量。

    試件用鋼管為Ф114的Q235號低碳鋼管，鋼管壁厚分別為3．5 mm、3．8 mm和4．5 mm，其套箍系數分別為1、1．15和1．9。其中，3．5 mm、3．8 mm壁厚的為有縫鋼管，4．5 mm壁厚的為無縫鋼管；混凝土由商品混凝土廠配制生產，為了確定試件加載時內填混凝土的實際強度，我們制作了l2個立方體(100mm×100 mm×100 mm)混凝土試塊，測得混凝土試塊抗壓強度的平均值為52．8 Mpa，折算成混凝土的軸心抗壓強度為fe=48．2 Mpa。試件有效跨度L為1．2m，落錘在構件的中點處進行沖擊，即落錘的中心正對準構件0．6m處(試件的具體參數可參見表1)。

    試驗過程中，除了觀察試件在不同沖擊能量下的局部和整體變形，還需測量沖擊力的變化情況。其中，局部變形由貼在鋼管的底部中心、鋼管兩側中點(如圖l、2)的應變片記錄；整體變形主要由跨中撓度Y衡量，其值主要由試驗人員利用臺式游標卡尺量測，并結合在平臺上對沖擊后的試件取跨中向兩側各200 mm范圍量取撓度值繪制撓度曲線，最后對兩種方法進行校核；沖擊力的時程曲線用固定于落錘和沖擊頭之間傳感器(見圖3)測定。

圖1簡支構件沖擊點和應變片位置示意圖

 

圖2鋼管混凝土應變片貼片圖

 

圖3錘頭和自制動態力傳感器

二、試驗結果

    試驗中觀察到，當落錘升至使試件跨中鋼管底部出現頸縮高度之前，試件變形較為緩慢。鋼管壁厚3．5 mm鋼管混凝土試件，當落錘高度為6．29m時；鋼管壁厚3．8 mm鋼管混凝土試件，當落錘高度為6．29 m時；鋼管壁厚為4．5 mm鋼管混凝土試件，當落錘高度為l0．5 m時，沖擊部位的鋼管混凝土底部鋼管產生頸縮，之后構件將產生裂縫。此時，應變片記錄曲線全部到達鋼材的極限應變εl=0．31，鋼管進入塑性階段，隨即試件中的應力重新分布，受壓區混凝土壓碎，受拉區混凝土退出工作。圖4是B4鋼管產生臨界裂縫的照片，我們把這個狀態稱為臨界狀態。當沖擊速度(落錘高度)繼續增加時，試件底部的變形迅速增大，轉角急劇增大，直至出現鋼管斷裂，整個鋼管混凝土達到破壞狀態。圖5是B5的破壞的照片。

圖4鋼管開裂狀態

 

圖5鋼管破壞狀態

    圖6給出了B類試件在不同沖擊能量下的整體變形，可以看出試件在受到側向沖擊作用下，試件沖擊點的撓度最大，其撓度隨落錘沖擊高度的提高而增大，在沖擊點的兩側，鋼管向上隆起形成一個鼓包。鼓包的大小和落錘下落速度有關，沖擊速度越大局部變形就越明顯。局部變形出現的位置相對比較穩定，基本上出現在沖擊點兩側30 mm的地方。這主要是由于當落錘的沖擊速度增大，沖擊能量增大，從而使沖擊點的混凝土破碎膨脹，擠壓外包鋼管，使鋼管產生隆起。另外，試件的整體撓度基本是關于沖擊點對稱的，但在離沖擊點較遠的地方誤差較大，誤差主要來源于測量誤差和試驗本身因素，如沖擊點不可能是完全作用于試件的中點，試件本身材料分布的不均勻性等。在其他兩類件的試驗中也得到了類似的撓曲線，只是在幅值上不同。比較后發現在相同的沖擊能作用下，隨試件套箍系數的增加，其跨中撓度減小。

圖6 8類試件在不同沖擊能量下的撓曲線

    圖7給出了不同套箍系數試件在相同沖擊能作用下的沖擊力時程曲線，沖擊力過程可明顯劃分成3個階段。

    第一階段：振蕩階段；落錘剛接觸的瞬問，試件的沖擊力迅速達到峰值，然后迅速衰減，沖擊力處于振蕩的階段，把這個階段的完成時間定義為t1，由此可估算出試件跨中的加速度。

    第二階段：穩定階段；在試件經歷了初期的振蕩之后，沖擊力穩定在一定值，形成平臺。這個階段持續的時間較長，沖擊力能主要耗散在這個階段。

    第三階段：衰減階段；沖擊力在經過一個穩定的時期后，迅速衰減，直至沖擊力減小至零。

    比較圖7中的各圖，隨試件的套箍系數的增加，沖擊力增大，但是套箍系數對沖擊力的影響要比對撓度的影響小得多。在落錘下落高度增大的情況下，沖擊力的峰值增大，兩者基本成正比關系。沖擊力的平臺值，不像其峰值變化明顯，基本上比較穩定，這主要是由于沖擊力的峰值對外界因素比較敏感，而且影響因素很多。隨試件套箍系數的增大，試件受到沖擊力的平臺值增大。試驗過程中，還觀察到隨落錘下落高度的增大，沖擊力峰值和平臺值增大。

圖7不同套箍系數試件的沖擊力時程曲線

三、數值模擬

    3．1模型的建立

    利用LS--DYNA為求解器完成了對兩端為簡支鋼管混凝土試件受側向沖擊的計算機數值模擬，并與試驗結果進行比較。模型共分為3個部分，分別為鋼管、鋼管中的混凝土和沖擊塊。其中鋼管采用彈塑性等向強化材料，混凝土采用SOIL—CONCRETE材料模型，沖擊塊采用RIGID材料。模擬中當鋼管與混凝土之間采用面一面滑移接觸且摩擦力定義為零時，他們之間的相對位移不足1 mm；在試驗過程中觀察到只有當鋼管撕裂后，混凝土和鋼管才會在沖擊點附近分離，且試件的大部分區域鋼管與混凝土都連接得較好，所以本文在建模中鋼管與混凝土在接觸面上采用共節點的方式來模擬他們的黏接。

    考慮到此節點處單元自由度的耦合問題，模型全部采用SOILD單元劃分。沖擊塊與鋼管的接觸算法采用對稱的罰函數法，該算法編程簡單，很少激起沙漏效應。鋼管混凝土的直徑為114 mm，凈跨為l．2 m。在顯式有限元里，網格劃分得不好，不僅影響計算的精度，而且容易產生沙漏現象。為了避免以上情況，在網格劃分時，網格應盡可能的均勻對稱，由于鋼管混凝土由外鋼管和核心混凝土組成，而外鋼管相對于混凝土來說，其鋼管壁厚是很小的，這樣在劃分網格時，如果直接采取映射掃略的方法來劃分，網格就顯得不是很規則，為了解決這個問題，在體生成時，先在體截面上沿直徑劃出兩道垂直的線，通過對線的劃分控制來控制整個體網格的精度和規則程度。

    鋼管混凝土構件劃分共6477個單元。另外，為了提高計算的精度，在構件網格的劃分上，在沖擊部位進行一倍加密處理。對于沖擊塊，由于是剛體材料，在劃分網格時，可以盡量劃分的精細來提高運算的精度，并不影響運算的速度。本文采用了掃略方式，共劃分l38個單元。簡支的邊界條件采用對試件中線節點x、y進行約束，保證試件的自由轉動和在z方向上的自由伸縮來實現。

    3．2計算結果

    3．2．1簡支構件的撓度研究

    圖8給出了B4和B5試件受到側向沖擊后構件最終變形的模態。與圖4、5的試驗所得變形模態非常一致。由于簡支試件兩端約束對稱，荷載對稱，試件的撓度曲線也是對稱的，試件變形集中在沖擊點附近，此范圍外幾乎沒有變化。

 

圖8 8類試件變形模態的計算結果

    3．2．2沖擊力的時程曲線

    圖9給出82和B3試件沖擊力時程曲線的計算機計算結果，可以看到沖擊力是一個瞬時的量，作用時間在20 ms左右，沖擊過程中沖擊力分為3個階段。并且可以看到圖9中B2的沖擊力時程曲線與圖7中B2的沖擊力時程曲線是非常吻合的。對比圖9中的兩圖可以看到沖擊力峰值隨落沖擊速度的增加而增大。在鋼管混凝土試件受到側向沖擊時，沖擊力在經歷了初期的震蕩后，形成一穩定的平臺值，此平臺值是衡量沖擊力大小的重要因素之一。表2給出了沖擊力平臺值試驗和數值模擬計算的結果，兩者較為接近。

 

圖9 8類試件沖擊力時程線

    3．2．3鋼管混凝土應變研究

    試件在受到外界沖擊物突加荷載作用時，沖擊的作用時間很短，沖擊的能量來不及擴散沖擊就結束了，和靜力相比雖然撓度和沖擊力的峰值都較大，但是其影響范圍卻較小，此外的區域變形很小。圖10為B類試件的應變圖。

    對同一種試件而言，應變在不同的位置變化很大，為研究其變化規律，選擇試件的上下軸線為研究對象。本文中提到的頂部是沖擊物的沖擊面，底部是背對沖擊面的部分。通過圖ll對比可以看出，底面中線的應變和頂部中線的應變曲線形狀比較相似，方向相反。鋼管混凝土試件應變在沖擊點最大，3方向中，Z方向(沿構件長度方向)上的應變最大，z方向、Y方向的應變大小相當。這說明在沖擊作用下，試件變形以受彎變形為主，而剪切變形相對較弱。

圖10鋼管混凝土單元應變

 

圖11鋼管上下軸線的應變曲線

    3．2．4臨界能量

    鋼管混凝土受到沖擊作用時，構件破壞的臨界能量是衡量構件耐軸性的一個重要因素。到目前為止，人們對于沖擊碰撞作用下的鋼管混凝土構件的破壞準則還處于探索階段，其破壞可分為拉伸型和壓縮型兩種類型。本文以沖擊處底部鋼管的最大應變作為試件的破壞準則，其極限應變值ε1=0．3 1通過靜力試驗確定。  

    在研究鋼管混凝土的臨界能量時，為了和靜力的參數相對應，用套箍系數孝來描述。所謂的套箍系數ξ，實際上是綜合反映鋼在鋼管混凝土構件中所占相對比例的一個參數

    在試驗中，由于試件的數量限制和試驗過程中一些不可預知的因素的影響，使構件的臨界能量不易獲取，可以通過對破壞準則的判斷，利用計算機仿真模擬得出簡支構件在不同的套箍系數下的臨界能量。在鋼管混凝土構件中，混凝土往往采用的是高強混凝土，在核心混凝土強度等級為C45一C80時，采用不同的屈服強度鋼材和混凝土強度等級的影響并不大，故只考慮了含鋼率不同引起的亭變化的情況。

    根據大量的數值模擬和分析，用回歸的方法，給出了鋼管混凝土構件在不同含鋼率下，套箍系數和臨界沖擊能量，套箍系數和臨界破壞時沖擊力大小之間的回歸公式。

El=38767ξ²+12510ξ+463．96    (2)          F=857ξ一70     (3)

    其中：El為臨界沖擊能量；F為臨界狀態下的沖擊力；ξ為套箍系數。

    由式(2)和(3)可以看出套箍系數是影響構件臨界能量的一個最重要的因素，套箍系數ξ和臨界能量是二次函數關系，沖擊力峰值和套箍系數ξ成正比，隨著ξ的增大而增大。

圖12參和臨界能量的關系曲線

 

圖13套箍系數和臨界沖擊力的關系曲線

四、結 論

    (1)構件的最終跨中撓度隨沖擊能增大而增大，整體成V形；隨緊箍系數的增大而減小。

    (2)構件的沖擊力峰值隨沖擊能增大而增大，與套箍系數ξ成正比；沖擊力平臺值隨緊箍系數的增大而增大。

    (3)試驗研究和數值模擬計算結果表明，鋼管混凝土構件在側向沖擊荷載作用下的破壞為拉伸型破壞，其臨界破壞狀態由鋼管的極限拉伸應變決定，一旦鋼管開裂，構件就喪失了承載能力。

    (4)套箍系數是影響構件臨界破壞能的重要因素，與臨界能量呈二次函數關系。

(5)凝土的強度等級、沖擊塊的剛度和形狀、沖擊的角度等對鋼管混凝土構件臨界破壞能量的影響將在后續文章中闡述。

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(本文來源：陜西省土木建筑學會     文徑網絡：呂琳琳  尹維維 編輯   文徑 審核)

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