胡文偉，王 蕊，趙 暉，張 力

（太原理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山西 太原 030024）

近年來，建筑結(jié)構(gòu)遭受火災(zāi)、撞擊與爆炸等偶然荷載而引起結(jié)構(gòu)破壞的事件時有發(fā)生，而不同類型災(zāi)害的發(fā)生具有一定關(guān)聯(lián)性。如湖南邵陽1·31 與天津8·12 特大爆炸事故中，上部構(gòu)件受火失效發(fā)生跌落，下層構(gòu)件遭受跌落構(gòu)件的撞擊作用發(fā)生坍塌；火災(zāi)引發(fā)易爆物爆炸，構(gòu)件同時受到火災(zāi)與爆炸飛濺物撞擊作用。目前，鋼管混凝土柱常用于重要結(jié)構(gòu)的豎向承重構(gòu)件，一旦發(fā)生破壞有可能引起結(jié)構(gòu)整體坍塌。因此，對該類構(gòu)件在火災(zāi)與撞擊等多災(zāi)害耦合工況下力學(xué)性能研究具有現(xiàn)實意義。

目前針對高溫與撞擊聯(lián)合作用下結(jié)構(gòu)構(gòu)件力學(xué)性能，Huo 等、Jin 等與叢珊分別對鋼管混凝土（concrete-filled steel tubular，CFST）短柱、鋼纖維-鋼筋混凝土（steel fiber-reinforced concrete，SFRC）梁與鋼框架開展了相關(guān)試驗與數(shù)值模擬研究。結(jié)果表明，受火90 min 后，鋼管混凝土軸向撞擊承載力下降至常溫時的25%；鋼纖維可有效減少高溫與沖擊聯(lián)合作用下SFRC 梁裂縫；溫度達到600 ℃時，鋼框架抗撞承載力急劇降低。2020 年，史艷莉等基于ABAQUS 建立了截面尺寸為180 mm×3.65 mm 的圓鋼管混凝土構(gòu)件在ISO 834-1—1999規(guī)定的火災(zāi)作用下的標(biāo)準(zhǔn)側(cè)向撞擊模型，主要分析了構(gòu)件在20、200、400 和600 ℃下的抗撞性能。研究結(jié)果表明，當(dāng)溫度超過400 ℃時，鋼管混凝土構(gòu)件的抗撞能力顯著降低，此時構(gòu)件變形嚴重，后期將難以修復(fù)。該研究只針對單一幾何與物理參數(shù)的鋼管混凝土構(gòu)件進行了高溫下抗撞性能研究，并且在分析中未考慮軸力的影響，但基于課題組前期研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)，撞擊能量、材料強度、含鋼率與軸壓比等對常溫下鋼管混凝土構(gòu)件抗撞性能有顯著影響，因此有必要對高溫作用下此類構(gòu)件的抗撞性能進行機理與擴大影響參數(shù)分析。

鑒于此，本文將采用ABAQUS 有限元軟件對火災(zāi)與撞擊聯(lián)合作用下鋼管混凝土柱受力機理進行分析，重點研究該類構(gòu)件的變形特征、受力全過程、相互作用與耗能分析等，并對其抗撞性能影響因素進行參數(shù)分析，并給出初步設(shè)計建議。

1 有限元模型建立與驗證

1.1 構(gòu)件參數(shù)設(shè)計

共設(shè)計了70 個火災(zāi)高溫與撞擊耦合作用下的鋼管混凝土構(gòu)件，主要分析了受火時間（0、15、30、45、60、75 和90 min）、混凝土立方體抗壓強度（=30，40，50 MPa）與鋼管屈服強度（=345，390，425 MPa）、含鋼率（7.4%、8.5%、9.6%與10.8%）、撞擊質(zhì)量（1 000、2 000 和3 000 kg）以及撞擊速度（5、7 和9 m/s）對該類構(gòu)件在火災(zāi)高溫下抗撞性能的影響。構(gòu)件設(shè)計總長為4 500 mm，受火范圍為柱中3 500 mm，兩端固結(jié)。部分典型構(gòu)件詳細參數(shù)見表1，其中與分別為截面直徑與鋼管厚度，為軸壓比（=/，與分別為施加的軸力與構(gòu)件軸向承載力），為受火時間，為落錘質(zhì)量，為撞擊速度。

表1 構(gòu)件詳細參數(shù)Table 1 Detailed parameters of specimens

1.2 有限元模型建立

首先采用完全熱力耦合法建立靜力傳熱模型，按照ISO 834-1—1999的標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線對構(gòu)件進行受火有限元分析。其次，通過設(shè)置重啟動將得到的結(jié)果導(dǎo)入側(cè)向撞擊模型的初始狀態(tài)中，實現(xiàn)高溫與側(cè)向撞擊耦合分析。具體過程見圖1。

圖1 溫度-撞擊耦合分析過程Fig. 1 Procedure of coupled temperature and impact analysis

1.2.1 靜力傳熱模型

建立靜力傳熱模型需要首先確定高溫下材料的熱工參數(shù)以及力學(xué)性能參數(shù)，其中混凝土與鋼材的熱工參數(shù)均采用Lie 等建議的模型。混凝土高溫受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系與受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系分別采用Lie 等與Hong 等建議的模型，鋼材采用文獻[15]建議的高溫應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。外鋼管與核心混凝土之間設(shè)置0.3 的庫倫摩擦因數(shù)，法向為硬接觸，鋼管外表面的熱對流與熱輻射系數(shù)分別采用25 W/(m·K)和0.7。通過設(shè)置接觸熱阻為0.01 m·K/W 考慮鋼管與混凝土之間的空隙。

1.2.2 高溫下側(cè)向撞擊模型

側(cè)向撞擊模型中需考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)，其中鋼材通過Cowper-Symonds 模型考慮應(yīng)變率效應(yīng)，根據(jù)侯川川與Chen 等的建議，常溫和高溫下模型參數(shù)、分別取6844 s與3.91 以及400 s與1.0；混凝土高溫下應(yīng)變率效應(yīng)采用Chen 等的模型。賦予落錘速度與質(zhì)量模擬撞擊荷載，同時為模型施加9.8 m/s的重力加速度。外鋼管與落錘之間設(shè)置無摩擦與硬接觸。為保證計算精度，對撞擊區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格進行了局部加密處理，網(wǎng)格尺寸為非加密區(qū)的1/3。

1.3 有限元模型驗證

為驗證有限元模型的準(zhǔn)確性，本文分別對文獻[3]中常溫下鋼管混凝土構(gòu)件側(cè)向撞擊試驗與高溫下鋼管混凝土短柱軸向撞擊試驗進行了模擬驗證，分別選擇文獻[19]中不同邊界條件的試件與文獻[3]中不同鋼管厚度的試件進行驗證。破壞模式與相關(guān)曲線對比分別見圖2 和圖3，可以看出，常溫下鋼管混凝土側(cè)向撞擊后撞擊位置發(fā)生明顯彎曲變形，有限元模擬得到的結(jié)果與試驗較為一致。圖3 中撞擊力隨著鋼管厚度增大而有所提高，試驗與模擬的撞擊力時程曲線對比情況有一定差異，以鋼管厚度為2 mm 的試件為例，有限元得到的撞擊持時小于試驗結(jié)果。分析原因認為：模型中落錘與端板簡化為剛體，忽略了二者的變形，導(dǎo)致接觸時間減?。桓邷嘏c撞擊耦合試驗的復(fù)雜性導(dǎo)致試驗可能存在測量誤差；此外，材料熱工參數(shù)與動力學(xué)參數(shù)參照相關(guān)規(guī)范與文獻取值并非實測值，對模擬結(jié)果也有一定影響?？紤]上述影響因素，認為本文所建立的模型可以較好預(yù)測高溫下鋼管混凝土柱的抗撞性能。

圖2 試件破壞形態(tài)對比Fig. 2 Comparison of the failure modes of specimens

圖3 試驗值與模擬值對比Fig. 3 Comparison between test and FE results

2 抗撞工作機理分析

2.1 溫度與軸力耦合分析

部分構(gòu)件溫度場分布如圖4 所示?；馂?zāi)作用下，構(gòu)件截面溫度場呈雙對稱軸分布，受火范圍內(nèi)，溫度沿構(gòu)件縱向均勻分布。隨著受火時間的增加，外鋼管溫度升高，跨中混凝土低溫區(qū)域面積縮減，混凝土截面溫度呈梯度分布，受火90 min 時，混凝土中心區(qū)域仍保持較低溫度。由圖5 中的軸向變形與荷載分配曲線可以看出，受火初期構(gòu)件發(fā)生軸向膨脹，荷載主要由外鋼管承受。隨著火災(zāi)時間增長，壓縮變形逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，軸力開始從外鋼管向核心混凝土傳遞。這主要是由于高溫作用下外包鋼管性能劣化嚴重，而混凝土溫度較低，仍保持較好的力學(xué)性能，核心混凝土主要承擔(dān)軸向荷載。

圖4 構(gòu)件溫度場分布Fig. 4 Temperature distribution of specimens

圖5 有軸力構(gòu)件Z6 軸向變形與荷載分配Fig. 5 Axial displacement and load distribution of Z6

2.2 撞擊力與變形特征

基于試驗研究表明，撞擊力平臺值可較好反映構(gòu)件的抗撞擊性能。本文中采用Wang 等建議的高溫下鋼管混凝土柱撞擊力平臺值計算方法：

式中：為撞擊力過峰值后達到最小時對應(yīng)的跨中撓度，為跨中最大撓度。

構(gòu)件撞擊力-跨中撓度關(guān)系曲線如圖6 所示，隨著受火時間增加，撞擊力平臺值降低，以A 組構(gòu)件為例，受火時間從0 min 增加到90 min，撞擊力平臺值降低了86.3%。對比圖6（b），當(dāng)軸壓比增大至0.2 時，分別下降了8.1%、3.2%和7.8%。高溫作用降低了構(gòu)件抗撞性能，軸力對高溫下鋼管混凝土柱的抗撞性能具有削弱作用，這與本課題組所研究的常溫下軸力對鋼管混凝土構(gòu)件抗撞性能影響規(guī)律一致。

圖6 構(gòu)件撞擊力-跨中撓度曲線Fig. 6 Impact force versus mid-span deflection curves of specimens

2.3 破壞模式

構(gòu)件受撞擊后外鋼管等效塑性應(yīng)變和混凝土最大主塑性應(yīng)變?nèi)鐖D7 所示。側(cè)向撞擊與火災(zāi)聯(lián)合作用下構(gòu)件表現(xiàn)為受彎破壞，撞擊部位和溫度過渡區(qū)底部形成塑性鉸，跨中混凝土頂部與底部以及溫度過渡區(qū)有明顯開裂趨勢。隨著火災(zāi)時間增長，構(gòu)件塑性應(yīng)變以及塑性區(qū)域都有所增大。火災(zāi)與撞擊聯(lián)合作用下鋼管塑性發(fā)展充分，能夠較好地約束混凝土，保證了試件的整體變形。對比圖7（b）～（c）發(fā)現(xiàn)，由于軸壓力存在，引起-二階效應(yīng)（與分別為軸壓力與側(cè)向撓度），加劇了構(gòu)件的破壞。

圖7 構(gòu)件等效塑性應(yīng)變Fig. 7 Equivalent plastic strain of specimens

2.4 撞擊全過程分析

以構(gòu)件Z6 為例進行高溫下鋼管混凝土柱受側(cè)向撞擊全過程分析，圖8 給出了撞擊力（/）、跨中撓度（/）、跨中速度（/）與落錘速度（/）的歸一化時程曲線，其中、、和分別為撞擊力峰值、跨中最大撓度、跨中最大速度和落錘最大速度。將全過程分為4 個階段：

圖8 歸一化時程曲線Fig. 8 Normalized time-histories curves

（1）第1 階段（-）：撞擊發(fā)生后，撞擊力迅速升高至峰值（點），構(gòu)件獲得較大能量，落錘速度有所削弱。此時主要發(fā)生撞擊點的局部變形。

（2）第2 階段（-）：構(gòu)件速度增大后，落錘速度小于構(gòu)件速度，二者接觸逐漸減弱，直至出現(xiàn)短暫分離，撞擊力降為零。

（3）第3 階段（-）：構(gòu)件速度降低，落錘第2 次撞擊構(gòu)件，形成了第2 個峰值。隨后，撞擊力在經(jīng)過短暫的震蕩后進入一個相對平穩(wěn)的階段，構(gòu)件變形持續(xù)增大，主要以整體變形為主。在點，跨中變形達到最大。

（4）第4 階段（-）：撞擊力降低至零（點）過程中構(gòu)件釋放彈性勢能，發(fā)生回彈變形，最終落錘與構(gòu)件完全分離，撞擊過程結(jié)束。

2.5 鋼管與混凝土相互作用

有軸力構(gòu)件Z6 鋼管與混凝土在跨中不同位置的接觸應(yīng)力（σ）時程曲線如圖9 所示，撞擊位置（點1）的接觸應(yīng)力時程曲線出現(xiàn)明顯峰值，約為130 MPa，說明鋼管混凝土柱在高溫與側(cè)向撞擊耦合作用下，落錘撞擊區(qū)域鋼管與混凝土有較強的相互作用，高溫下混凝土對鋼管起到了支撐作用。其余位置均低于5 MPa，部分時刻出現(xiàn)零點，表明除撞擊點外，其他區(qū)域鋼管與混凝土相互作用較小，部分時刻二者發(fā)生了脫離。

圖9 有軸力構(gòu)件Z6 跨中截面接觸應(yīng)力時程曲線Fig. 9 Contact stress-time curves of Z6 with axial load at midspan

2.6 應(yīng)力和應(yīng)變發(fā)展

圖10 為構(gòu)件Z6 鋼管截面應(yīng)力-縱向應(yīng)變曲線，圖中()為高溫下鋼材屈服強度。撞擊開始前，構(gòu)件Z6 處于軸向壓縮階段，應(yīng)變?yōu)樨撝?。落錘與構(gòu)件接觸后，鋼管跨中頂部的應(yīng)力應(yīng)變迅速增大，底部應(yīng)變由受壓（應(yīng)變?yōu)樨摚┲饾u變化為受拉（應(yīng)變?yōu)檎?。之后落錘與試件發(fā)生短暫分離，各點應(yīng)力出現(xiàn)了卸載，隨著落錘再次撞擊試件，應(yīng)力應(yīng)變繼續(xù)發(fā)展，達到屈服，其中1～3 點進入彈塑性階段，4～5 點進入強化階段，撞擊結(jié)束后各點應(yīng)力發(fā)生卸載。

圖10 鋼管跨中截面應(yīng)力-縱向應(yīng)變曲線Fig. 10 Changes in the longitudinal stresses of steel tube

不同時刻下構(gòu)件應(yīng)力分布如圖11 所示。時刻t：撞擊力達到峰值，鋼管大部分區(qū)域處于受壓狀態(tài)，混凝土跨中截面大部分區(qū)域受拉（應(yīng)力為正），在頂部撞擊位置存在高壓應(yīng)力區(qū)（應(yīng)力為負）；時刻t：構(gòu)件處于短暫卸載階段，外鋼管與混凝土受壓區(qū)應(yīng)力水平明顯降低，隨著構(gòu)件變形發(fā)展，混凝土跨中截面受壓區(qū)擴大；時刻t：構(gòu)件變形達到最大值，撞擊力開始下降，外鋼管高應(yīng)力區(qū)主要集中在塑性鉸位置，混凝土應(yīng)力分布表現(xiàn)出彎曲變形特點；時刻t：構(gòu)件處于卸載階段，發(fā)生回彈變形，外鋼管應(yīng)力水平降低，混凝土跨中截面上部出現(xiàn)拉應(yīng)力，下部出現(xiàn)壓應(yīng)力。

圖11 鋼管與核心混凝土縱向應(yīng)力變化Fig. 11 Longitudinal stress change of steel tube and core concrete

2.7 耗能分析

圖12 給出了無軸力構(gòu)件W0 和W9 各部件塑性應(yīng)變能時程曲線。撞擊開始前，由于溫度作用，鋼管產(chǎn)生熱塑性變形，積累了部分塑性應(yīng)變能。隨受火時間增加，鋼管與混凝土塑性耗能曲線增長速率降低。無軸力構(gòu)件的各部件在撞擊過程中耗能占比如圖13 所示，受火時間從0 min 逐級增加至90 min，外鋼管的塑性耗能占比分別下降了17%、17%與8%，混凝土耗能逐漸成為鋼管混凝土高溫下受撞擊的主要耗能機制。這是由于火災(zāi)作用下鋼材材性的劣化程度高于混凝土導(dǎo)致其吸能能力逐漸降低。

圖12 塑性應(yīng)變能曲線Fig. 12 Plastic strain energy curves

圖13 各部件耗能占比Fig. 13 Energy dissipation proportions of each components

3 參數(shù)分析

3.1 撞擊能量的影響

撞擊能量的變化可通過改變撞擊體質(zhì)量與速度實現(xiàn)，圖14～15 分別給出了撞擊體質(zhì)量和速度對高溫下鋼管混凝土柱側(cè)向撞擊的撞擊力平臺值和跨中最大撓度的影響規(guī)律，其中混凝土抗壓強度、鋼管屈服強度與含鋼率分別為30 MPa、345 MPa 和8.5%，圖14～15 中撞擊體速度與質(zhì)量分別為7 m/s 與2000 kg。隨著撞擊體質(zhì)量與撞擊速度增加，受火0 min 和30 min 構(gòu)件的撞擊力平臺值逐漸增大，受火60 min 和90 min 構(gòu)件的撞擊力平臺值逐漸減小，這是因為常溫時應(yīng)變率效應(yīng)可有效提高材料的動態(tài)強度，撞擊力平臺出現(xiàn)增長趨勢；高溫下，材料應(yīng)變率效應(yīng)影響減弱，另外隨著撞擊能量增大，構(gòu)件破壞模式發(fā)生變化，由整體變形加局部變形轉(zhuǎn)變?yōu)檎w變形為主，因此撞擊力平臺值降低。隨著撞擊體質(zhì)量與速度增大，構(gòu)件跨中最大撓度均呈現(xiàn)明顯增長趨勢。

圖14 撞擊質(zhì)量的影響Fig. 14 Influence of impactor mass

圖15 撞擊速度的影響Fig. 15 Influence of impact velocity

3.2 受火時間的影響

受火時間對構(gòu)件的撞擊力平臺值和跨中最大撓度的影響規(guī)律如圖16 所示，其中構(gòu)件含鋼率、撞擊體質(zhì)量與撞擊速度分別為8.5%、2000 kg 與7 m/s，圖中給出了不同混凝土強度與鋼材強度構(gòu)件的撞擊力與撓度的變化趨勢?？梢钥闯觯馂?zāi)高溫對構(gòu)件抗撞性能產(chǎn)生不利影響。受火15 min 后，構(gòu)件抗撞性能大幅降低。以鋼管屈服強度=345 MPa，混凝土抗壓強度=50 MPa 的構(gòu)件為例，受火90 min 后，撞擊力平臺值僅為常溫下的13%，跨中最大撓度約為常溫下的3.6 倍。這主要是由于火災(zāi)作用下材料性能劣化，構(gòu)件剛度降低，需要更大的變形消耗同等撞擊能量。

圖16 受火時間的影響Fig. 16 Influence of fire duration

3.3 含鋼率的影響

含鋼率對不同受火時間下鋼管混凝土柱側(cè)向撞擊的撞擊力平臺值和跨中極限撓度的影響趨勢如圖17所示，其中撞擊體質(zhì)量、撞擊速度、混凝土抗壓強度以及鋼管屈服強度分別為2000 kg、7 m/s、40 MPa 和345 MPa。增大含鋼率可提升常溫時構(gòu)件抗撞性能，但隨著受火時間增加，含鋼率增大，撞擊力平臺值上升趨勢變緩，含鋼率影響變不明顯。這是因為常溫時增大含鋼率，提高了截面抗彎剛度，而高溫下，外鋼管受損嚴重，對核心混凝土約束減弱，削弱了含鋼率對構(gòu)件抗撞性能的影響。

圖17 含鋼率α 的影響Fig. 17 Influence of steel ratio

3.4 混凝土與鋼管強度的影響

圖18 材料強度的影響Fig. 18 Influence of material strength

4 設(shè)計建議

基于火災(zāi)與撞擊聯(lián)合作用下鋼管混凝土柱力學(xué)性能與機理分析結(jié)果，在本文研究參數(shù)范圍內(nèi)，通過以下設(shè)計參數(shù)變化可達到提高該類構(gòu)件耦合工況下力學(xué)性能的目標(biāo)。

（1）除撞擊部位外，有約束處柱端在火災(zāi)與撞擊聯(lián)合作用下會形成明顯塑性鉸。因此對于有防火防撞要求的鋼管混凝土柱，應(yīng)對柱端進行局部加強，如配置適量鋼筋與增加加勁肋等措施。

（2）增加鋼管混凝土含鋼率，高溫下鋼管混凝土柱抗撞承載能力增加不明顯，因此設(shè)計中選用工程常用含鋼率6%～18%，無需采用常溫下抗撞加強措施中增大鋼管壁厚的做法。

（3）在不增加截面尺寸的前提下，提高混凝土強度是改善高溫下鋼管混凝土柱抗撞性能的有效措施。

5 結(jié) 論

本文中對高溫作用下鋼管混凝土柱抗撞工作機理與影響參數(shù)進行了研究，在本文參數(shù)范圍內(nèi)得到以下結(jié)論：

（1）高溫與撞擊聯(lián)合作用下，鋼管混凝土柱主要發(fā)生整體受彎破壞，局部變形較小。撞擊作用下核心混凝土在跨中頂部與底部以及溫度過渡區(qū)出現(xiàn)明顯開裂趨勢，外鋼管塑性變形發(fā)展充分，落錘撞擊區(qū)域鋼管與混凝土有較強的相互作用。

（2）受火時間從0 min 增加到90 min，鋼管混凝土柱撞擊力平臺值降低了90%，抗撞性能顯著降低，外鋼管耗能占比降低了42%，這與外鋼管材質(zhì)劣化有直接關(guān)系；當(dāng)軸壓比從0 增大到0.2，受火60 min 構(gòu)件撞擊力平臺值下降了7.8%，反映了軸壓力的不利影響。

（3）提高混凝土強度可以有效增強構(gòu)件在火災(zāi)與撞擊聯(lián)合作用下的抗撞性能，當(dāng)混凝土立方體抗壓強度從30 MPa 提高到50 MPa，常溫下構(gòu)件抗撞性能提高約5%，而受火90 min 的構(gòu)件抗撞性能提高約85%；高溫下鋼材性能的改變對構(gòu)件力學(xué)性能影響不明顯。