史艷莉，紀(jì)孫航，王文達(dá)，鄭 龍

（蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050）

自2001 年“9·11 事件”后，工程結(jié)構(gòu)與材料在火災(zāi)、爆炸、撞擊荷載作用下的性能引起研究者的廣泛關(guān)注。Xi 等[1]建立了鋼梁在火災(zāi)作用后遭受撞擊荷載的有限元模型。Ruan 等[2]、Tan 等[3]通過數(shù)值模擬分別對火災(zāi)與爆炸聯(lián)合作用下鋼筋混凝土梁和鋼梁的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行研究。Yu 等[4]對高溫下混凝土的動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行分析。Chen 等[5]基于試驗(yàn)提出考慮了高溫和應(yīng)變率耦合效應(yīng)的混凝土高溫動(dòng)態(tài)強(qiáng)度提高系數(shù)。

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)不僅具有承載力高、塑性韌性好、施工方便、經(jīng)濟(jì)效果好等優(yōu)點(diǎn)，而且有良好的耐火性能和火災(zāi)后可修復(fù)性，被廣泛應(yīng)用于高層和超高層建筑結(jié)構(gòu)、大跨空間結(jié)構(gòu)、交通樞紐等工程結(jié)構(gòu)中[6]。近年來建筑火災(zāi)與橋梁事件頻發(fā)，造成了重大傷亡和財(cái)產(chǎn)損失，重要建筑或交通樞紐結(jié)構(gòu)在受火后往往需要對其火災(zāi)后受損程度進(jìn)行評估及修復(fù)加固，尤其對于受火后的交通樞紐結(jié)構(gòu)，其抗撞擊性能評估十分必要。而火災(zāi)往往與撞擊、爆炸等災(zāi)害相伴發(fā)生，如可燃物在火災(zāi)中爆炸造成的沖擊、瓦斯爆炸，以及人為恐怖襲擊造成的爆炸沖擊等?！?·11 事件”中，世貿(mào)中心大樓遭受撞擊后發(fā)生火災(zāi)，引起上部結(jié)構(gòu)倒塌，對下部結(jié)構(gòu)造成沖擊；2015 年天津“8·12 特大火災(zāi)爆炸事故”，都使得結(jié)構(gòu)可能處于火災(zāi)和撞擊的共同作用，造成嚴(yán)重破壞。因此，對于建筑結(jié)構(gòu)和交通樞紐結(jié)構(gòu)中常用的鋼管混凝土構(gòu)件，其火災(zāi)下的抗撞擊性能研究對評估構(gòu)件在高溫下的抗撞擊能力和火災(zāi)后的修復(fù)性能有重要意義，而且十分必要。

目前，關(guān)于鋼管混凝土及鋼管混凝土組合構(gòu)件在常溫下的側(cè)向撞擊性能已有大量研究[7-14]，研究表明該類構(gòu)件具有良好的抗側(cè)向撞擊性能。但關(guān)于鋼管混凝土在火災(zāi)與撞擊聯(lián)合作用方面的研究較少，Huo 等[15-16]先后對鋼管混凝土短試件進(jìn)行不同高溫下的動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)；Chen 等[17]對高溫下鋼管活性粉末混凝土試件進(jìn)行了動(dòng)態(tài)試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬；霍靜思等[18]進(jìn)行了ISO-834 標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)作用下鋼管混凝土短柱軸向撞擊試驗(yàn)?；馂?zāi)與撞擊作用下結(jié)構(gòu)行為差異明顯，以致采用試驗(yàn)研究和數(shù)值計(jì)算的方法難度較大，試驗(yàn)時(shí)試件尺寸受到限制，目前多為小尺寸試塊或短柱試驗(yàn)研究，理論分析也較少。對于較大尺寸鋼管混凝土構(gòu)件的側(cè)向撞擊研究更少，難以滿足工程設(shè)計(jì)需求。

鑒于此，本文通過ABAQUS 有限元軟件建立鋼管混凝土構(gòu)件在高溫下的側(cè)向撞擊有限元數(shù)值模型，由于目前缺乏高溫下鋼管混凝土側(cè)向撞擊的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，故通過分別模擬已有鋼管混凝土的溫度場試驗(yàn)、高溫下的軸向撞擊試驗(yàn)和常溫下側(cè)向撞擊試驗(yàn)，驗(yàn)證本文數(shù)值方法的合理性。在此基礎(chǔ)上，建立鋼管混凝土構(gòu)件在不同溫度下的側(cè)向撞擊模型，分別對比了不同溫度下的撓度和撞擊力時(shí)程曲線，采用極值后平均撞擊力和吸能系數(shù)對高溫下構(gòu)件的抗側(cè)向撞擊性能進(jìn)行定量分析；并對600 ℃下構(gòu)件側(cè)向撞擊的全過程進(jìn)行分析。

1 有限元模型

1.1 鋼材的本構(gòu)關(guān)系模型

溫度對鋼材性能影響明顯，鋼材在高溫下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用文獻(xiàn)[6]中的模型，其應(yīng)力強(qiáng)度與應(yīng)變強(qiáng)度的關(guān)系為：

式中：σs為應(yīng)力強(qiáng)度，εs為應(yīng)變強(qiáng)度；εp=4×10?6fy，fy為鋼材屈服強(qiáng)度；f(T,0.001)與f[T,(εs?εp+0.001)]為與溫度有關(guān)的函數(shù)，具體確定方法見文獻(xiàn)[6]。進(jìn)行構(gòu)件撞擊性能研究需要考慮動(dòng)態(tài)荷載，與靜態(tài)荷載相比，動(dòng)態(tài)荷載作用下鋼材強(qiáng)度明顯提高，材料的應(yīng)變率效應(yīng)不可忽略。本文采用Cowper-Symonds 模型考慮鋼材在不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度，其具體表達(dá)式為：

式中：σd為鋼材應(yīng)變率為時(shí)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力；σs為靜態(tài)荷載下的應(yīng)力；為應(yīng)變率；D 與p 為參數(shù)，常溫下D=6 844 s?1，p=3.91[8]，鋼材在高溫下的強(qiáng)度退化嚴(yán)重，目前沒有確定高溫下鋼材動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的計(jì)算模型，參考文獻(xiàn)[19]中對高溫下鋼結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用分析時(shí)取值，高溫下D=400 s?1與p=1.0。

1.2 混凝土的本構(gòu)關(guān)系模型

混凝土采用塑性損傷模型，不同溫度下的混凝土采用適用于高溫下鋼管混凝土中核心混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型[6]，該模型考慮了溫度對鋼材屈服強(qiáng)度、核心混凝土抗壓強(qiáng)度和極限應(yīng)變等的影響，具體表達(dá)式為：

采用能量破壞準(zhǔn)則(混凝土的應(yīng)力-斷裂能關(guān)系)定義混凝土受拉時(shí)的軟化性能，塑性損傷模型中受拉性能定義時(shí)，采用GFI。

混凝土在高溫下的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能受應(yīng)變率和溫度的影響，本文采用考慮了溫度和應(yīng)變率綜合影響的高溫動(dòng)態(tài)強(qiáng)度提高系數(shù)(η)[5]來考慮混凝土在高溫下的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，表達(dá)式為：

1.3 鋼材與混凝土的熱工性能

溫度場分析時(shí)需要定義鋼材與混凝土的熱工性能參數(shù)，鋼材與混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱按文獻(xiàn)[6]中確定。其中，鋼材導(dǎo)熱系數(shù)(ks)與混凝土導(dǎo)熱系數(shù)(kc)表達(dá)式為：

鋼材的比熱(cs)和密度(ρs)之間的關(guān)系為：

式中：ρs=7 850 kg/m3。

混凝土的比熱(cc)和密度(ρc)之間的關(guān)系為：

式中：ρc=2 400 kg/m3，ρw和cw分別為水的密度和比熱。

1.4 高溫下側(cè)向撞擊的數(shù)值模型

鋼管混凝土構(gòu)件在火災(zāi)和撞擊共同作用下需要考慮受火升溫過程和撞擊過程，兩種過程差異明顯。故本文采用ABAQUS 中的順序耦合，將隱式靜態(tài)分析與顯示動(dòng)態(tài)分析相合，建立鋼管混凝土構(gòu)件在高溫下的側(cè)向撞擊數(shù)值模型。第一步：確定外鋼管和核心混凝土的熱工性能參數(shù)，包括導(dǎo)熱系數(shù)、容重和比熱，通過瞬態(tài)熱傳遞完成溫度場分析；第二步：將溫度場分析的結(jié)果作為初始狀態(tài)導(dǎo)入熱-力分析，并編輯重啟動(dòng)請求命令，完成升溫分析；第三步：將上步分析后構(gòu)件的變形及網(wǎng)格導(dǎo)入撞擊分析，同時(shí)將熱-力分析結(jié)果作為初始狀態(tài)引入，通過賦予落錘初始速度，實(shí)現(xiàn)落錘對構(gòu)件的撞擊。具體耦合過程如圖1。

圖 1 火災(zāi)與撞擊的耦合過程Fig. 1 Coupling process of fire and impact action

表 1 試件溫度場信息表Table 1 The information of temperature field for the specimens

2 模型驗(yàn)證

2.1 鋼管混凝土構(gòu)件溫度場模擬

為驗(yàn)證本文鋼管混凝土構(gòu)件溫度場模擬結(jié)果的合理性與準(zhǔn)確性，對不同截面尺寸的圓鋼管混凝土構(gòu)件溫度場試驗(yàn)[20]進(jìn)行模擬，試驗(yàn)試件信息見表1，其中d 為外鋼管直徑， ? 為鋼管壁厚，s 為測點(diǎn)距鋼管外表面的垂直距離(s 的下標(biāo)1、2 和3 分別代表不同測點(diǎn))。

圖 2 溫度場試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對比Fig. 2 Comparison of temperature field between tested and calculated results

試驗(yàn)采用加拿大設(shè)計(jì)規(guī)程CAN4-S101 規(guī)定的曲線對試件進(jìn)行升溫。進(jìn)行溫度場分析時(shí)，分析步為瞬態(tài)熱傳遞，試件均勻受火；環(huán)境與試件采用對流與輻射方式進(jìn)行熱量交換，綜合輻射系數(shù)為0.5，對流系數(shù)為25 W/(m2·℃)。核心混凝土與外鋼管采用“Tie”進(jìn)行約束，以模擬鋼管與混凝土之間溫度完全傳遞，二者均采用單元類型為DC3D8 的三維實(shí)體單元。圖2 為試件溫度場實(shí)測結(jié)果(虛線)與模擬結(jié)果(實(shí)線)對比情況，其中1、2、3 代表不同測點(diǎn)。由圖可見模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，說明該方法可以很好地對高溫下鋼管混凝土構(gòu)件的溫度場進(jìn)行模擬。

2.2 高溫下鋼管混凝土短柱軸向撞擊模擬

由于目前缺少高溫下鋼管混凝土側(cè)向撞擊的試驗(yàn)，故對已有高溫下鋼管混凝土短柱軸向落錘撞擊試驗(yàn)[18]進(jìn)行模擬，以驗(yàn)證高溫作用下構(gòu)件撞擊模擬方法的準(zhǔn)確性。試件C4950a 和C4952a 的撞擊速度分別為13.4 m/s 和14.8 m/s，試件的截面尺寸相同，長度為450 mm，鋼管外直徑為150 mm，鋼管壁厚為4 mm。試驗(yàn)時(shí)混凝土抗壓強(qiáng)度為59.89 MPa，鋼材屈服強(qiáng)度為33 MPa，受火時(shí)間為90 min，落錘質(zhì)量為524.4 kg。試驗(yàn)與模擬均采用ISO-834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線作為柱的升溫模型，具體表達(dá)式為

式中：T 為t 時(shí)刻的溫度，T0為初始溫度。

采用2.1 節(jié)溫度場分析的方法對柱進(jìn)行溫度場分析。撞擊分析時(shí)，將落錘簡化為剛性平面，采用離散剛體殼單元，單元類型為R3D4，其位置定義在構(gòu)件上端1 mm 處，并施加初始速度。落錘與試件接觸行為采用“硬接觸”；鋼管與混凝土之間采用“surface-to-surface”接觸，切向行為采用“罰函數(shù)”，摩擦系數(shù)為0.6，法向行為采用“硬接觸”。鋼管單元類型為S4RT，混凝土單元類型為C3D8RT。約束構(gòu)件下端板三個(gè)方向(x、y 和z 方向)的位移和轉(zhuǎn)角實(shí)現(xiàn)固支邊界，構(gòu)件上端板自由無約束，落錘僅在z 軸方向(構(gòu)件軸向)可以平動(dòng)。圖3 為構(gòu)件高溫下試驗(yàn)的場景和模擬時(shí)的邊界條件。

通過有限元分析（finite element analysis, FEA）得到鋼管混凝土短柱軸向撞擊的撞擊力時(shí)程曲線，與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖4 所示?？梢钥闯?，模擬撞擊力時(shí)程曲線整體上與試驗(yàn)曲線吻合較好，模擬撞擊時(shí)程與試驗(yàn)基本一致，但模擬撞擊力值整體上比試驗(yàn)結(jié)果偏低。分析其原因?yàn)椋耗M時(shí)整個(gè)構(gòu)件上下受火均勻，處于均勻溫度場，試件上部與下部受火后損傷程度相同；試驗(yàn)時(shí)由于升溫爐加熱區(qū)段高于試件下部(圖3)及對流條件等原因，導(dǎo)致試件受熱不均勻，部分區(qū)域受火損傷較小。從而模擬時(shí)外鋼管與核心混凝土強(qiáng)度退化比試驗(yàn)嚴(yán)重，模擬的撞擊力比試驗(yàn)結(jié)果偏低?？梢?，該方法可以較好地模擬鋼管混凝土高溫下的撞擊過程。

圖 3 試件的邊界條件Fig. 3 Boundary condition of the specimen

圖 4 試驗(yàn)與模擬的撞擊力時(shí)程曲線對比Fig. 4 Comparison between experimental and calculated time-history curves of impact force

2.3 常溫下鋼管混凝土構(gòu)件側(cè)向撞擊模擬

對常溫下的圓鋼管混凝土構(gòu)件側(cè)向撞擊試驗(yàn)[8]進(jìn)行模擬，試驗(yàn)試件基本信息見表2，其中L 為試件長度。模擬時(shí)將落錘簡化為剛性平面，其位置定義在鋼管上表面附近1 mm 處，落錘與鋼管表面法向采用“硬接觸”。對試件施加重力加速度，通過賦予落錘初始速度實(shí)現(xiàn)撞擊過程。

圖5 給出了常溫下試件的撞擊力時(shí)程曲線試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比情況。從圖5 可以看出：固支邊界試件的平臺(tái)值吻合較好，計(jì)算撞擊時(shí)程較實(shí)測值略偏長，這是因?yàn)樵囼?yàn)固支邊界與模擬固支邊界由一定的差距；簡支邊界試件的撞擊力時(shí)程曲線平臺(tái)值幾乎重合，曲線吻合良好。圖6 給出試件跨中極限撓度模擬值(uFEA) 與試驗(yàn)值(utest)對比情況，模擬值與試驗(yàn)值之比的平均值為0.97，平均方差為0.089。從圖6 可以看出，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。圖7 為常溫下試件側(cè)向撞擊試驗(yàn)破壞形態(tài)與數(shù)值分析破壞形態(tài)對比情況。從圖7 可以看出，數(shù)值模擬的試件整體變形和局部屈曲變形與試驗(yàn)結(jié)果一致，跨中產(chǎn)生明顯撓曲變形和局部屈曲?？梢?，該有限元模型可以很好地對鋼管混凝土構(gòu)件的側(cè)向撞擊過程進(jìn)行模擬。

表 2 試件試驗(yàn)信息表Table 2 Information of the tested specimens

圖 5 試驗(yàn)與數(shù)值模擬撞擊力時(shí)程曲線比較Fig. 5 Comparison between tested and calculated time history curves of impact force

圖 6 跨中撓度實(shí)測值與計(jì)算值對比Fig. 6 Comparison between tested and calculated mid-span deflections

圖 7 破壞形態(tài)對比Fig. 7 Comparison of the failure modes

3 不同溫度下構(gòu)件抗側(cè)向撞擊性能分析

3.1 構(gòu)件參數(shù)與邊界條件

圖 8 邊界條件及網(wǎng)格劃分Fig. 8 Boundary conditions and meshing

本文數(shù)值分析時(shí)采用圓截面形式的鋼管混凝土，鋼管外直徑為180 mm，厚度為3.65 mm，構(gòu)件長度為1 940 mm。鋼材屈服強(qiáng)度fy=247 MPa，混凝土抗壓強(qiáng)度fcu=75.1 MPa。模擬時(shí)構(gòu)件的邊界條件及網(wǎng)格如圖8 所示，通過約束構(gòu)件兩端截面三個(gè)方向的位移和轉(zhuǎn)角實(shí)現(xiàn)固支邊界條件，網(wǎng)格均勻劃分，大小為20 mm。落錘質(zhì)量為665 kg，撞擊速度為6.0 m/s，撞擊能量Ei=11.97 kJ。不同條件下構(gòu)件信息見表3，其中：T 為構(gòu)件溫度(以外鋼管的溫度作為構(gòu)件溫度)，Eg為整體變形吸收能量，tmax為撞擊時(shí)程，F(xiàn)pe為極值后平均撞擊力，μ為吸能系數(shù)，umax為構(gòu)件跨中最大撓度，ut,max為跨中頂面最大撓度。整個(gè)分析過程中，不同分析的耦合過程見圖1。

表 3 構(gòu)件基本參數(shù)與結(jié)果Table 3 Parameters and results of the members

3.2 構(gòu)件的溫度場

圖9 為鋼管混凝土構(gòu)件分別升溫到200、400、600 ℃后的橫截面節(jié)點(diǎn)溫度(Tcs)分布。可以看出：構(gòu)件均達(dá)到了預(yù)定的溫度，外鋼管溫度分布均勻；核心混凝土的溫度分布不均勻，溫度梯度大，表面溫度很高，但核心區(qū)溫度相對較低，如混凝土表面溫度達(dá)到600 ℃以上時(shí)，其核心區(qū)域溫度仍低于100 ℃，這與混凝土的熱惰性有關(guān)。

圖 9 不同溫度下構(gòu)件的溫度分布Fig. 9 Temperature distributions of the members at different temperatures

3.3 不同溫度下構(gòu)件的跨中撓度時(shí)程曲線

圖10 給出不同構(gòu)件的跨中撓度時(shí)程曲線?？梢钥闯觯簻囟葘缰袚隙扔绊懨黠@，隨溫度升高，跨中撓度迅速增大，常溫下構(gòu)件C066 跨中最大撓度為49.4 mm，隨著溫度升高為200、400、600 ℃，跨中極限撓度分別增長到53.8、64.5、87.7 mm，較常溫下增長的幅度分別為9%、28%、78%。當(dāng)溫度低于400 ℃時(shí)，撓度增加幅度較小，溫度達(dá)到400 ℃后，撓度增長幅度明顯增大。此外，溫度對撓度發(fā)展速度也有影響，在0.01 s 前，溫度變化對撓度前期發(fā)展速度影響較小，0.01 s 后，隨溫度升高，撓度時(shí)程曲線斜率逐漸增大，表明跨中變形速度加快。其原因?yàn)椋弘S溫度升高，外鋼管和核心混凝土的強(qiáng)度逐漸降低，材性劣化程度加重。

3.4 不同溫度下構(gòu)件的撞擊力時(shí)程曲線

圖11 為20、400、600 ℃下構(gòu)件的撞擊力時(shí)程曲線。從圖11 可以看出：相同撞擊條件下，常溫與高溫下構(gòu)件的撞擊力時(shí)程曲線明顯不同，常溫下鋼管混凝土構(gòu)件的撞擊力時(shí)程曲線一般分為震蕩階段、平臺(tái)階段和卸載階段；高溫下構(gòu)件的撞擊力時(shí)程曲線震蕩階段結(jié)束后撞擊力持續(xù)下降，沒有明顯的平臺(tái)階段，其原因?yàn)殡S著溫度升高，材性劣化程度加重，材料強(qiáng)度降低。這與軸壓荷載對鋼管混凝土構(gòu)件撞擊力時(shí)程曲線影響規(guī)律相似，當(dāng)軸壓比較大時(shí)，構(gòu)件撞擊力時(shí)程曲線進(jìn)入平臺(tái)階段后撞擊力持續(xù)下降[7]。定義撞擊力持續(xù)降低的過程為“下降階段”，則高溫下撞擊力時(shí)程曲線可分為震蕩階段、下降階段和卸載階段。下降階段的撞擊力隨溫度升高逐漸降低，說明構(gòu)件抵抗撞擊的能力減弱。此外，高溫對構(gòu)件的撞擊時(shí)程也有明顯影響，隨著溫度升高，撞擊時(shí)程逐漸增大，構(gòu)件C066、C466 和C666 對應(yīng)的撞擊時(shí)程分別為0.024、0.030 和0.040 s，高溫比常溫下增大的幅度分別為25%和66%。

圖 10 不構(gòu)件的跨中撓度(u)時(shí)程曲線Fig. 10 Time history curves of mid-span deflection(u) for different members

圖 11 不同溫度下的撞擊力時(shí)程曲線Fig. 11 Impact force versus time curves at different temperatures

3.5 不同溫度下構(gòu)件的極值后平均撞擊力

撞擊力時(shí)程曲線平臺(tái)階段的撞擊力值可以反映構(gòu)件在側(cè)向撞擊荷載作用下的抗撞擊性能，文獻(xiàn)[21]采用峰值后平均撞擊力Pm來反映水泥填充的中空夾層組合構(gòu)件的抗撞擊能力。高溫下鋼管混凝土構(gòu)件的撞擊力時(shí)程曲線進(jìn)入平臺(tái)階段后撞擊力逐漸降低，沒有平臺(tái)值，定義極值后平均撞擊力Fpe來反映下降階段的撞擊力值，以反映構(gòu)件在高溫下抵抗撞擊的能力，F(xiàn)pe表達(dá)式為

式中：ub為撞擊力過峰值以后達(dá)到最小值時(shí)對應(yīng)的跨中撓度；F 為與u 對應(yīng)的撞擊力值，umax為構(gòu)件跨中最大撓度。

圖 12 試件CC1 和SS1 的平均撞擊力(Pm 與Fpe)Fig. 12 Average impact force (Pm, Fpe) of the members CC1 and SS1

圖12 給出2.3 節(jié)試件CC1 和SS1 的兩種平均撞擊力Pm與Fpe?？梢钥闯?，計(jì)算的峰值后平均撞擊力比平臺(tái)階段的撞擊力值偏高，而計(jì)算 的Fpe與平臺(tái)階段的撞擊力試驗(yàn)值吻合更好。如試件SS1 實(shí)際撞擊力平臺(tái)值為74.5 kN，計(jì)算的Fpe與Pm分別為75.4 kN 和92.3 kN，采用Fpe與Pm反映構(gòu)試件SS1 的平臺(tái)值比實(shí)測平臺(tái)值分別偏高1.2%和23.9%。Pm值偏大的原因?yàn)樗嗵畛涞闹锌諍A層組合構(gòu)件的撞擊力時(shí)程曲線峰值點(diǎn)與平臺(tái)階段相近，且撞擊力達(dá)到峰值后沒有明顯降低，而鋼管混凝土構(gòu)件在撞擊力達(dá)到峰值后，撞擊力大幅度降低，出現(xiàn)明顯極小值點(diǎn)，因而采用Fpe可以更好地反映鋼管混凝土在高溫下的抗撞擊能力。

圖13 為構(gòu)件在不同溫度下的撞擊力-跨中撓度關(guān)系曲線?？梢钥闯觯焊邷叵聵?gòu)件撞擊力達(dá)到峰值時(shí)撓度較小，約5～10 mm；撓度的發(fā)展主要在下降階段，隨著溫度升高，撓度快速增加；當(dāng)撞擊力下降階段結(jié)束時(shí)，撓度達(dá)到最大值；進(jìn)入卸載階段，撞擊力急劇降低，撓度值有所減小。同時(shí)，圖中也給出不同構(gòu)件的Fpe與下降階段撞擊力的對比情況，圖中水平虛線為各構(gòu)件相應(yīng)的極值后平均撞擊力?？梢钥闯觯現(xiàn)pe可以很好地反映不同溫度下構(gòu)件在下降階段撞擊力的整體水平。

圖14 為不同構(gòu)件的極值后平均撞擊力值?？梢钥闯觯嗤矒魲l件下，隨著溫度升高，構(gòu)件下降階段的極值后平均撞擊力逐漸減小，且減小速度隨著溫度升高逐漸增大。常溫下構(gòu)件C066 的極值后平均撞擊力為227.7 kN，隨著溫度升高到200、400、600 ℃后，F(xiàn)pe分別降低到222.0、192.4、137.9 kN，降低幅度分別為2.5%、15.5%和39.4%，可見當(dāng)溫度超過400 ℃后，極值后平均撞擊力大幅降低，表明構(gòu)件的抗撞擊能力損失嚴(yán)重。

圖 13 不同溫度下撞擊力-撓度關(guān)系曲線Fig. 13 Impact force versus deflection curves at different temperatures

圖 14 不同溫度下構(gòu)件的極值后平均撞擊力Fig. 14 The post-extremum equal impact force of the members at different temperatures

3.6 不同溫度下構(gòu)件的吸能系數(shù)

構(gòu)件的總變形分為整體變形和局部凹陷變形，其局部變形值δ 為

式中：ut為構(gòu)件跨中頂面撓度(即構(gòu)件跨中的全部變形)，u 為跨中撓度(即構(gòu)件的整體變形)，構(gòu)件的撞擊力-撓度關(guān)系曲線圍成的面積值為構(gòu)件整體變形所吸收的能量Eg。落錘的總動(dòng)能為Ei為

圖 15 不同溫度下構(gòu)件吸收的能量EgFig. 15 Energy absorbed by members (Eg) at different temperatures

式中：m0為落錘質(zhì)量，v 為落錘撞擊構(gòu)件時(shí)的初始速度，Ei=11.97 kJ。表3 給出了不同構(gòu)件的umax、ut,max、Ei和Ei/Eg。圖15 為不同溫度下構(gòu)件整體變形所吸收的能量?？梢钥闯龈髟嚰腅g相近，常溫下構(gòu)件的Eg為10.69 kJ，200、400、600 ℃時(shí)Eg分別為11.03、11.25、11.09 kJ。各構(gòu)件Ei/Eg的平均值為0.92，可見約92%的落錘動(dòng)能由構(gòu)件的整體變形吸收，較小部分能量由構(gòu)件局部變形吸收，以及落錘撞擊后剩余動(dòng)能等其他形式耗散。

吸能系數(shù)μ可以反映構(gòu)件在側(cè)向撞擊作用下的吸能能力，μ值越大，表示構(gòu)件抗撞擊性能越強(qiáng)[21]，其表達(dá)式為

式中：Ea為由構(gòu)件全部變形吸收的能量，由于大部分能量被構(gòu)件整體變形吸收，故忽略除變形吸收外所耗散的能量，Ea取初始動(dòng)能值11.97 kJ；m 為構(gòu)件質(zhì)量，由鋼管和混凝土的密度及體積求得；ut為構(gòu)件撞擊后的全部變形；g 為重力加速度。

圖16 給出了構(gòu)件在不同溫度下的吸能系數(shù)μ?？梢钥闯?，隨著溫度升高，構(gòu)件的吸能系數(shù)逐漸減小，且溫度越高，減小的幅度越大，說明隨著溫度升高，構(gòu)件抵抗撞擊的能力逐漸降低，且降低程度隨著溫度升高逐漸明顯。其原因?yàn)殡S著溫度升高，鋼管與混凝土的材性劣化程度加重，構(gòu)件剛度逐漸減小。

圖 16 構(gòu)件的吸能系數(shù)Fig. 16 Energy absorption capacity (μ) of the members

4 恒高溫下構(gòu)件撞擊全過程

4.1 構(gòu)件的撞擊力、速度和撓度時(shí)程曲線

3.3 節(jié)與3.4 節(jié)結(jié)果分析表明，不同高溫對構(gòu)件跨中撓度和撞擊力的影響規(guī)律一致，故以600 ℃下構(gòu)件C666 為例對高溫下構(gòu)件的撞擊全過程進(jìn)行分析。圖17 為無量綱的F/Fmax、v/vmax、u/umax時(shí)程曲線(Fmax、vmax、umax分別為構(gòu)件的最大撞擊力、最大速度和跨中最大撓度)?？梢钥闯?，構(gòu)件速度從零迅速增加，達(dá)到最大值后降低并發(fā)生震蕩；B 時(shí)刻后，構(gòu)件速度呈線性減小，撞擊力整體上持續(xù)下降，跨中撓度快速增長，因此以B 時(shí)刻作為震蕩階段的結(jié)束點(diǎn)。整個(gè)撞擊過程可分為3 個(gè)階段：OB 段(震蕩階段)，BC 段(下降階段)和CD 段(卸載階段)，其中A 點(diǎn)為撞擊力峰值點(diǎn)。

圖 17 撞擊力、跨中撓度和跨中速度時(shí)程曲線Fig. 17 Time history curves of impact force, deflection and velocity at mid-span

對整個(gè)撞擊過程進(jìn)行分析。震蕩階段(OB)：撞擊力迅速增加并達(dá)到峰值點(diǎn)A，此時(shí)跨中撓度比較??；A 點(diǎn)后撞擊力快速下降，構(gòu)件速度迅速達(dá)到最大，其原因?yàn)樽矒艉髽?gòu)件瞬間獲得較大能量，構(gòu)件速度大于落錘速度，二者發(fā)生短時(shí)間分離；隨后撞擊力上升并發(fā)生震蕩。下降階段(BC)：撞擊力到達(dá)B 點(diǎn)后進(jìn)入下降階段，該過程撞擊力與構(gòu)件速度持續(xù)降低，跨中撓度不斷發(fā)展；當(dāng)?shù)竭_(dá)C 點(diǎn)時(shí)，跨中撓度達(dá)到最大值，構(gòu)件速度減小為零。卸載階段(CD)：C 點(diǎn)后，跨中撓度有所下降，構(gòu)件部分變形恢復(fù)，并發(fā)生回彈，速度逐漸反向增大；到達(dá)D 點(diǎn)時(shí)，撞擊力消失，落錘與構(gòu)件分離。

4.2 典型時(shí)刻構(gòu)件的應(yīng)力與變形

圖18 為構(gòu)件C666 在O、A、B、C 和D 點(diǎn)時(shí)核心混凝土縱向切面和外鋼管的縱向應(yīng)力(S22 應(yīng)力，即構(gòu)件軸線方向的應(yīng)力)分布與變形，包括核心混凝土跨中橫截面和端部橫截面。對整個(gè)撞擊過程中典型時(shí)刻構(gòu)件的縱向應(yīng)力和整體變形進(jìn)行分析。

圖 18 鋼管與核心混凝土縱向應(yīng)力(S22 應(yīng)力)Fig. 18 Longitudinal stress (S22) of steel tube and core concrete

O 點(diǎn)時(shí)：此時(shí)撞擊未開始，核心混凝土和外鋼管已有應(yīng)力，這表明受火分析后的結(jié)果作為初始狀態(tài)被成功地引入到撞擊分析中。A 點(diǎn)時(shí)：核心混凝土與外鋼管跨中頂部區(qū)域產(chǎn)生局部屈曲，出現(xiàn)高壓應(yīng)力區(qū)域，但沒有明顯的整體變形；核心混凝土跨中截面與端部截面縱向應(yīng)力分布明顯不同，跨中截面下部區(qū)域受拉(應(yīng)力為正值)，上部區(qū)域受壓(應(yīng)力為負(fù)值)，且受拉區(qū)大于受壓區(qū)。B 點(diǎn)時(shí)：外鋼管與核心混凝土發(fā)生明顯的彎曲，跨中與端部產(chǎn)生局部屈曲變形；外鋼管跨中下部與兩端頂部出現(xiàn)拉應(yīng)力區(qū)，跨中區(qū)域上部與兩端區(qū)域下部產(chǎn)生較大壓應(yīng)力；核心混凝土跨中截面上部與兩端截面下部受壓。C 點(diǎn)時(shí)：外鋼管與核心混凝土跨中彎曲變形達(dá)到最大，跨中與端部區(qū)域局部屈曲變形更加明顯；該點(diǎn)時(shí)構(gòu)件變形已充分發(fā)展。D 點(diǎn)時(shí)：外鋼管與核心混凝土部分變形恢復(fù)，外鋼管的受拉區(qū)有所減小，核心混凝土截面應(yīng)力分布發(fā)生明顯改變，受壓區(qū)域減小。其原因?yàn)椋簶?gòu)件回彈過程中，部分區(qū)域的變形恢復(fù)，造成混凝土截面受壓區(qū)域增大。

從整個(gè)撞擊過程中外鋼管與核心混凝土縱向應(yīng)力發(fā)展與變形可以看出，構(gòu)件的高應(yīng)力區(qū)域和局部變形區(qū)域主要集中在跨中和兩端，跨中與端部之間區(qū)域應(yīng)力較低且沒有明顯屈曲變形。表明構(gòu)件在撞擊后撞擊部位及端部約束部位受損最嚴(yán)重，為主要變形區(qū)域，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮對端部區(qū)域進(jìn)行加強(qiáng)。

5 結(jié) 論

本文采用ABAQUS 有限元軟件建立了鋼管混凝土構(gòu)件在高溫下的側(cè)向撞擊模型，對不同溫度下構(gòu)件的撞擊性能進(jìn)行討論，采用極值后平均撞擊力和吸能系數(shù)對高溫下構(gòu)件的抗側(cè)向撞擊性能量化分析，并分析了600 ℃下鋼管混凝土的構(gòu)件側(cè)向撞擊全過程，在本文研究范圍內(nèi)得到以下結(jié)論：

（1）本文建立的數(shù)值模型可以很好地模擬鋼管混凝土構(gòu)件在高溫下的側(cè)向撞擊過程，可用于分析高溫下鋼管混凝土構(gòu)件的抗撞擊性能；

（2）鋼管混凝土構(gòu)件的跨中撓度隨著溫度升高不斷增大，當(dāng)溫度超過400 ℃后，構(gòu)件遭受撞擊后會(huì)產(chǎn)生較常溫下更嚴(yán)重的變形，將影響后期的修復(fù)與加固；

（3）鋼管混凝土構(gòu)件在高溫下的撞擊力時(shí)程曲線可分為：震蕩階段、下降階段和卸載階段；構(gòu)件主要通過整體彎曲變形吸收落錘的動(dòng)能，由局部變形吸收或其它形式耗散的能量較少；

（4）采用極值后平均撞擊力和吸能系數(shù)量化分析高溫作用下構(gòu)件的抗撞擊能力，極值后平均撞擊力和吸能系數(shù)隨著溫度升高逐漸降低，表明隨著溫度升高，鋼管混凝土構(gòu)件的抗撞擊性能逐漸降低，且當(dāng)溫度超過400 ℃后，構(gòu)件抗撞擊性能損失嚴(yán)重；

（5）鋼管混凝土構(gòu)件在高溫下遭受撞擊后，兩端約束部位和跨中撞擊區(qū)域受損最嚴(yán)重，產(chǎn)生明顯的彎曲變形與局部屈曲變形，其余部分變形不明顯。