側(cè)向撞擊荷載作用下內(nèi)八邊形空心鋼筋混凝土柱的動力響應(yīng)*

陳亮廷，王 蕊

（太原理工大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，山西 太原 030024）

近些年來，世界范圍內(nèi)地震頻發(fā)，汽車和列車脫軌撞擊橋墩會造成重大損失。空心鋼筋混凝土柱（見圖1（a））相比于實心鋼筋混凝土柱可以有效提高穩(wěn)定性。鋼管空心鋼筋混凝土柱（見圖1（b））既可以提高柱子的穩(wěn)定性又可以提高柱子的耐撞擊性能。Wang等[1]、王蕊等[2]、任夠平等[3]進行了一系列鋼管混凝土梁在側(cè)向撞擊下的動力響應(yīng)研究。張瑞坤等[4]研究了鋼筋混凝土柱在三角形脈沖荷載下的動力響應(yīng)研究。馮宇等[5]研究了配筋率對混凝土柱抗側(cè)向抗沖擊性能的關(guān)系。Han等[6]通過試驗并模擬了高強鋼管混凝土構(gòu)件橫向沖擊，通過參數(shù)分析并建立了鋼管混凝土構(gòu)件在沖擊荷載作用下的抗彎承載力簡化模型。朱翔等[7]對外包鋼管加固RC柱進行了沖擊試驗研究和數(shù)值理論研究。周澤平等[8]進行了低速撞擊下鋼筋混凝土梁的變形和破壞的試驗研究。田力等[9]研究了鋼筋混凝土柱在撞擊荷載下的損傷評估和防護方法。Thilakarathna等[10]對鋼筋混凝土軸壓柱側(cè)向沖擊荷載下動力特性和損傷程度進行了研究。Fujikake等[11-12]對鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能進行了一系列的研究。Al-Thairy等[13]對不同軸壓比的鋼柱在橫向撞擊下的試驗和理論研究。Rememikov[14]、Bambach等[15-16]、Yousuf等[17]進行了不銹鋼鋼管混凝土構(gòu)件和普通鋼管混凝土構(gòu)件在落錘撞擊試驗下的沖擊性能研究。

圖1 空心混凝土柱Fig. 1 Hollow concrete

1 試驗方案

1.1 試驗裝置

圖2 落錘沖擊試驗裝置Fig. 2 Drop-weight impact test setup

表1 落錘參數(shù)Table 1 Parameters of drop-weight

圖3 試驗裝置示意圖Fig. 3 Schematic illustration of testing setup

試驗在太原理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室自主研發(fā)的大型落錘試驗機上完成，如圖2所示。落錘試驗機主要由頂部大梁、電葫蘆吊機、脫鉤器、錘體、錘頭以及落錘防護裝置等組成，沖擊力傳感器安裝在錘體和錘頭之間，組成落錘。通過控制電葫蘆吊機控制落錘升降，通過激光測距儀來控制高度，通過脫鉤器控制落錘的釋放。通過液壓千斤頂施加軸力。落錘尺寸如表1所示，試驗裝置如圖3所示。落錘最大提升高度為5.0 m，落錘總質(zhì)量為1.15 t (國內(nèi)最大)。落錘試驗機具體操作過程：首先用鉤子吊住落錘；然后，在脫鉤器內(nèi)插入安全銷子；使用遙控器緩緩提升落錘，并在提升中使用激光測距儀控制落錘距離構(gòu)件表面的高度，等待落錘基本無晃動后，將安全銷子從脫鉤器內(nèi)拉出，再次等待落錘基本無晃動后，迅速拉動脫鉤器釋放落錘。本次試驗中落錘質(zhì)量保持不變。

1.2 試件材料

試件材料的材料參數(shù)如表2所示。

表2 試件材料幾何尺寸和性質(zhì)Table 2 Specimen geometry and material properties

1.3 試件尺寸

為了和實際工程更加接近，本次試驗的構(gòu)件設(shè)計長1 800 mm，凈跨1 200 mm，截面尺寸400 mm×400 mm，內(nèi)八邊形空心鋼筋混凝土柱構(gòu)件（圖4）箍筋間距在支座處為25 mm，支座過渡段為50 mm，在中間為100 mm;內(nèi)襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱構(gòu)件（圖5）箍筋間距在支座處為50 mm，在中間為100 mm，鋼管厚度（T）分別為2 mm和3.91 mm。

1.4 試驗過程及結(jié)果

本試驗過程中記錄了撞擊力時程曲線和跨中位移時程曲線，并觀測了構(gòu)件的最終破壞形態(tài)。其中，撞擊力時程曲線由固定在鋼錘中間的力傳感器記錄，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用NIPXIe-1006Q型號，通過LabView Signal Express軟件進行采集；跨中位移時程曲線通過高速攝像機對沖擊過程中觀測點的追蹤進行記錄，拍攝速度取為4 000 s-1。構(gòu)件的試驗結(jié)果記錄如表3所示。

圖4 內(nèi)八邊形空心鋼筋混凝土柱Fig. 4 Inner octagonal hollow reinforced concrete column

圖5 內(nèi)襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱Fig. 5 Inner octagonal hollow steel tube reinforced concrete column

表3 試件編號和試驗結(jié)果Table 3 Experimental results

2 試驗結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

結(jié)合撞擊試驗后構(gòu)件破壞的形貌如圖6所示，本次試驗的破壞形態(tài)分為局部型破壞（Ⅰ型）和整體型破壞（Ⅱ型），如圖7所示。

Ⅰ型：落錘與構(gòu)件撞擊位置局部壓裂，落錘邊緣與支座之間柱腹部混凝土拉應(yīng)變達到混凝土的極限拉應(yīng)變值時，混凝土沿主壓應(yīng)力線開裂形成腹剪斜裂縫，構(gòu)件的下側(cè)混凝土在彎矩作用下產(chǎn)生豎向裂縫。

Ⅱ型：落錘與構(gòu)件撞擊位置發(fā)生嚴(yán)重壓碎，落錘能量大，落錘邊緣與支座之間柱腹部混凝土因為抗壓能力不足迅速發(fā)生斜壓破壞，混凝土剝落嚴(yán)重，鋼筋裸露，形成較寬的斜壓破壞區(qū)。構(gòu)件的下側(cè)混凝土在彎矩和剪力作用下產(chǎn)生豎向裂縫和橫向裂縫。

試件在承受某一能量E1撞擊時，試件此時的混凝土開始形成腹剪斜裂縫，試件開始喪失承載能力，E1稱為試件的撞擊開裂極限能量。試件在承受某一能量E2撞擊時，試件此時的混凝土形成大量腹剪斜裂縫，試件急劇喪失承載能力，開始出現(xiàn)斜壓破壞區(qū)，E2稱為試件的撞擊極限能量。

（1）當(dāng)撞擊高度H=2 m時，落錘的撞擊能量為22 540 J，E1＜22 540 J＜E2，試件的破壞形態(tài)為Ⅰ型；H=5 m時，落錘的撞擊能量為56 350 J，E2＜56 350 J，試件的破壞形態(tài)為Ⅱ型。

圖6 試驗后構(gòu)件破壞形態(tài)Fig. 6 Failure mode of tested specimens

圖7 構(gòu)件破壞簡化圖Fig. 7 Illustration of the failure of specimen

（2）當(dāng)撞擊高度H=5 m，邊界條件相同時，鋼管厚度越大，構(gòu)件的耐撞擊性能越好，如編號TFF-5的殘余撓度為29 mm，F(xiàn)F-5的殘余撓度為40 mm，RSS-5的殘余撓度為37 mm，SS-5的殘余撓度為52 mm。鋼管可以將構(gòu)件抗撞擊性能提高25%～28%。

（3）當(dāng)撞擊高度H=5 m，鋼管厚度，兩端固定可以明顯提高構(gòu)件的耐撞擊性能，如編號FF-5的殘余撓度為40 mm，F(xiàn)S-5的殘余撓度為50 mm，SS-5的殘余撓度為52 mm。兩端固定可以將構(gòu)件的抗撞擊性能提升20%。

2.2 撞擊力時程曲線

撞擊力時程曲線如圖8所示，從圖8中可以看出構(gòu)件的撞擊力時程曲線表現(xiàn)出相似趨勢，撞擊力在很短時間內(nèi)增長到峰值，然后又迅速降到零，之后又連續(xù)出現(xiàn)多個峰值，最后撞擊力逐漸減小為零。

構(gòu)件與落錘撞擊，構(gòu)件的撞擊部位獲得向下的速度，落錘向上彈起，兩者分離之后，構(gòu)件的速度逐漸減低，落錘在重力作用下再次撞擊構(gòu)件，撞擊力出現(xiàn)第二次峰值，循環(huán)往復(fù)撞擊力時程曲線出現(xiàn)多個峰值階段，落錘的能量逐漸消耗，撞擊力逐漸減小為零。如編號SS-2出現(xiàn)多個逐漸減小的峰值，最后逐漸減小接近為零。

當(dāng)約束條件和軸壓比相同時，撞擊高度越大，撞擊力峰值越大。如撞擊高度H=2 m時編號FF-2的撞擊力峰值達到25 558 kN，撞擊高度H=5 m時編號FF-5的撞擊力峰值達到67 001 kN。

2.3 跨中位移時程曲線

跨中位移時程曲線如圖9所示，從圖9中可以看出跨中位移在撞擊后迅速增大，隨著能量的消耗，曲線的斜率逐漸減小，當(dāng)斜率減小為零時，跨中位移達到最大值。構(gòu)件逐漸恢復(fù)變形，最終在殘余位移值附近自由震動。

（1）當(dāng)撞擊高度H=2 m，鋼管厚度為零時，一端固定一端簡支相比兩端簡支，可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。如一端固定一端簡支條件下(試樣FS-2)的殘余撓度為6 mm；兩端簡支條件下(試樣SS-2)的殘余撓度為11 mm。

（2）當(dāng)撞擊高度H=5 m，兩端的約束條件相同時，鋼管的厚度可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。如兩端固定條件下，鋼管厚度為零時（試樣FF-5）的殘余撓度為40 mm；在兩端固定條件下，鋼管厚度為3.91 mm（試樣TFF-5）的殘余撓度為29 mm。

圖8 撞擊力時程曲線Fig. 8 Force versus time curves in impacts

（3）當(dāng)撞擊高度H=5 m，鋼管厚度為零時，兩端固定與一端固定一端簡支以及兩端簡支相比，兩端固定可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。如兩端固定條件下（試樣FF-5）的最大跨中位移為35.9 mm；一端固定一端簡支條件下（試樣FS-5）的最大跨中位移為41.9 mm；兩端簡支條件下（試樣SS-5）的最大跨中位移為37.9 mm。

沖擊能量對構(gòu)件的影響可參見柱狀圖(圖10)，從圖10中可以顯著的得到看出撞擊高度和邊界條件對構(gòu)件耐撞擊性能的影響十分顯著。

圖9 跨中位移時程曲線Fig. 9 Trans-middle displacement versus time curves

圖10 沖擊能量對位移的影響Fig. 10 Influence of impact energy on displacement

（1）當(dāng)鋼管厚度T=0時，構(gòu)件撞擊高度由2 m上升到5 m時，能量增大1.5倍，構(gòu)件的跨中位移增大3.1倍。如一端固定一端簡支，撞擊高度為2 m (FS-2的最大跨中位移為10.2 mm；一端固定一端簡支，撞擊高度為5 m（FS-5）的最大跨中位移為41.9 mm。當(dāng)鋼管厚度T≠0時，構(gòu)件撞擊高度由2 m上升到5 m，能量增大1.5倍，構(gòu)件的跨中位移增大1.8倍。如兩端固定條件下，撞擊高度為2 m，鋼管厚度為3.91 mm（試樣TFF-2）的最大跨中位移為9 mm；兩端固定，撞擊高度為5 m，鋼管厚度為3.91 mm（試樣TFF-5）的最大跨中位移為25 mm。

（2）當(dāng)撞擊高度H=2 m，鋼管厚度為零時，兩端固支可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。一端固定一端簡支條件下(試樣FS-2）的殘余撓度為6 mm；兩端簡支條件下（試樣SS-2）的殘余撓度為11 mm。當(dāng)撞擊高度H=5 m，鋼管厚度為零時，兩端固定可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。如兩端固定條件下（試樣FF-5）的最大跨中位移為35.9 mm，一端固定一端簡支條件下（試樣FS-5）的最大跨中位移為41.9 mm，兩端簡支條件下（試樣SS-5）的最大跨中位移為37.6 mm。

（3）當(dāng)撞擊高度H=5 m，兩端固支時，鋼管厚度的增加可以構(gòu)件的抗撞擊性能。如兩端固定條件下，鋼管厚度為零 時（試樣FF-5）的殘余撓度為40 mm；兩端固定條件下，鋼管厚度為3.91 mm（試樣TFF-5）的殘余撓度為29 mm。

3 結(jié) 論

在本次試驗研究范圍內(nèi)，得出如下主要結(jié)論：

（1）當(dāng)撞擊高度H=2 m時，構(gòu)件的破壞形態(tài)為Ⅰ型；當(dāng)撞擊高度H=5 m時，構(gòu)件的破壞形態(tài)為Ⅱ型。

（2）當(dāng)邊界條件和鋼管厚度相同時，隨著撞擊高度的增大，構(gòu)件的跨中位移增大，內(nèi)八邊形空心鋼筋混凝土柱的破壞越嚴(yán)重。

（3）當(dāng)撞擊高度為5 m，鋼管厚度為零時，兩端固定與一端固定一端簡支以及兩端簡支相比，兩端固定條件下構(gòu)件的抗撞擊性能可以提高20%。

（4）當(dāng)撞擊高度為5 m，兩端的約束條件相同時，構(gòu)件中含鋼管和不含鋼管相比，構(gòu)件中含鋼管構(gòu)件的抗撞擊性能提升25%～28%。