橫向沖擊荷載下鋼管混凝土柱承載性能研究★

陳建平 張 晨 徐勛倩*

(1.南通市規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，江蘇南通 226000;2.南通大學(xué)交通運(yùn)輸研究院，江蘇南通 226019)

0 引言

鋼管混凝土(CFST)充分發(fā)揮和利用鋼管和混凝土兩種材料的優(yōu)點(diǎn)，有效改善了混凝土的塑性和韌性，避免并延緩鋼管的局部屈曲。自20世紀(jì)60年代中期，該種結(jié)構(gòu)被引入我國，并廣泛應(yīng)用于單層工業(yè)廠房柱、高爐和鍋爐構(gòu)架柱、多層工業(yè)廠房柱和送變電構(gòu)架柱等工業(yè)建筑;自20世紀(jì)80年代開始，隨著我國經(jīng)濟(jì)飛速發(fā)展，其除繼續(xù)應(yīng)用于工業(yè)建筑中外，還進(jìn)入了高層建筑和公路、城市拱橋建設(shè)中［1］。隨著鋼管混凝土的應(yīng)用范圍不斷擴(kuò)大，研究人員對其研究日趨完善和深入，在構(gòu)件性能和理論研究方面［2，3］已達(dá)到國際領(lǐng)先水平。但是，目前已有的研究成果大多以靜力分析為主，對沖擊荷載作用下鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析研究的較少。文獻(xiàn)［4］～［6］對鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了豎向、橫向沖擊試驗(yàn)，文獻(xiàn)［7］［8］利用有限元軟件、理論公式分析了撓度。

本文基于ANSYS/LS-DYNA有限元軟件對在橫向沖擊荷載下的兩端固支鋼管混凝土柱進(jìn)行了仿真分析。

1 建模及有限元網(wǎng)格劃分

混凝土采用雙線性等向強(qiáng)化模型Bilinear Isotropic Model(BISO)，其將彈塑性材料的彈性階段和強(qiáng)化階段用兩條直線來表示。

鋼管采用了塑性隨動(dòng)模型Plastic Kinematic Model(PKIN)。該模型包括隨動(dòng)強(qiáng)化、等向強(qiáng)化以及兩者的結(jié)合模型。其中結(jié)合模型依賴于應(yīng)變率及失效應(yīng)變。而等向強(qiáng)化、隨動(dòng)強(qiáng)化所占比例可通過調(diào)整硬化參數(shù)β的值來體現(xiàn)(β=0為只有隨動(dòng)強(qiáng)化;β=1為只有等向強(qiáng)化)。

應(yīng)變率通過Cowper-symonds模型來表示，一般采用應(yīng)變率的參數(shù)來確定屈服應(yīng)力，其值為:

式中:c，P——Cowper-symonds應(yīng)變率參數(shù);

Eρ——塑性硬化模量。

沖擊落錘采用Rigid模型，限制其轉(zhuǎn)動(dòng)和垂直方向以外的位移。鋼管混凝土構(gòu)件有限元模型如圖1所示。

圖1 有限元模型

2 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比分析

進(jìn)行落錘沖擊試驗(yàn)?zāi)M分析，整理計(jì)算結(jié)果，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)［6］進(jìn)行比較，見表1。模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較接近，誤差大多控制在4%之內(nèi)。

表1 跨中最終撓度試驗(yàn)與模擬結(jié)果比較

3 模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對比分析

文獻(xiàn)［9］針對固支梁受質(zhì)量沖擊的工況進(jìn)行分析，得固支梁跨度任意一點(diǎn)最終撓度的計(jì)算公式:

β=mx/m1;

m1——沖擊物質(zhì)量;

m——梁單位長度的質(zhì)量;

x——計(jì)算點(diǎn)距梁中點(diǎn)距離;

L——梁長度的0.5倍;

v0——沖擊物撞擊速度;

Mu——塑性極限彎矩，Mu=1.25M0';

M0'——鋼管混凝土構(gòu)件標(biāo)準(zhǔn)抗彎承載力［2］(對應(yīng)邊緣最大纖維應(yīng)變10 000 με，鋼管邊緣屈服);

1.25 ——考慮到全截面進(jìn)入塑性狀態(tài)，將M0'予以適當(dāng)增大。

采用文獻(xiàn)［6］數(shù)據(jù)，進(jìn)行落錘沖擊試驗(yàn)?zāi)M分析，整理計(jì)算結(jié)果，與理論公式計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，見表2。以沖擊高度7 m為例，計(jì)算柱跨度若干點(diǎn)最終撓度，并與理論公式計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，見表3。

從表2，表3可看到，模擬結(jié)果與理論公式計(jì)算結(jié)果比較接近，誤差普遍控制在10%之內(nèi)。

表2 跨中最終撓度理論公式與模擬結(jié)果比較

表3 跨度各點(diǎn)最終撓度理論公式計(jì)算與模擬結(jié)果比較

4 利用軟件進(jìn)行拓展分析

4.1 塑性鉸形成過程

以Von Mises等效應(yīng)力分析構(gòu)件塑性鉸的變化情況。在落錘接觸鋼管混凝土構(gòu)件的瞬間，在落錘附近及構(gòu)件下部鋼材進(jìn)入屈服，即將形成塑性鉸，構(gòu)件受約束的兩端應(yīng)力水平較低，處于彈性狀態(tài)(見圖2)。跨中全截面迅速進(jìn)入屈服，形成塑性鉸，同時(shí)沖擊能量向構(gòu)件受約束兩端傳遞，端部截面部分進(jìn)入屈服(見圖3)。能量從跨中向兩端傳遞，構(gòu)件兩端全截面進(jìn)入屈服，形成塑性鉸。構(gòu)件形成三個(gè)塑性鉸后，喪失承載力(見圖4)。

圖2 構(gòu)件Von Mises應(yīng)力云圖（t=0.001 2 s）

圖3 構(gòu)件Von Mises應(yīng)力云圖（t=0.001 6 s）

圖4 構(gòu)件Von Mises應(yīng)力云圖（t=0.016 s）

4.2 應(yīng)力時(shí)程曲線

當(dāng)Von Mises應(yīng)力增加到極值后進(jìn)入屈服平臺，并逐漸衰減，彈性變形恢復(fù)，形成殘余應(yīng)力(見圖5)。截面頂部1號點(diǎn)和截面底部3號點(diǎn)首先進(jìn)入屈服，截面中部2號點(diǎn)滯后約0.008 7 s進(jìn)入屈服，此現(xiàn)象與4.1中塑性鉸形成過程一致。

4.3 應(yīng)變時(shí)程分析

應(yīng)變表現(xiàn)出典型彈塑性材料的性質(zhì)，底部3號點(diǎn)應(yīng)變最大，中部2號和頂部1號點(diǎn)應(yīng)變值較為接近，應(yīng)變達(dá)到最大值后，進(jìn)入平臺值(見圖6)。底部3號點(diǎn)達(dá)到極值，鋼管開裂，與試驗(yàn)現(xiàn)象一致。

圖5 應(yīng)力時(shí)程曲線

圖6 應(yīng)變時(shí)程曲線

5 結(jié)語

兩端固支鋼管混凝土柱在橫向荷載作用下具有良好的抗沖擊和塑性變形能力。

［1］ 鐘善桐.鋼管混凝土統(tǒng)一理論——研究與應(yīng)用［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2006.

［2］ 鐘善桐.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)［M］.第3版.北京：清華大學(xué)出版社，2003.

［3］ 韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)——理論與實(shí)踐［M］.北京：科學(xué)出版社，2004.

［4］ 陳肇元.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件在沖擊荷載下的性能［M］.北京：清華大學(xué)出版社，1986.

［5］ Prichard S.J.，Perry S.H..Impact behaviour of sleeved concrete cylinders［J］.Structural Engineering，2000，78(17)：23-27.

［6］ 李 珠，王 兆，王 蕊.側(cè)向沖擊荷載作用下兩端固定鋼管混凝土構(gòu)件的試驗(yàn)研究［J］.工程力學(xué)，2009，26(sup)：167-170.

［7］ 王 蕊，李 珠，任夠平，等.鋼管混凝土梁在側(cè)向沖擊荷載作用下動(dòng)力響應(yīng)的試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2007，40(10)：34-40.

［8］ 任夠平，李 珠，王 蕊.低速側(cè)向沖擊下鋼管混凝土柱撓度研究［J］.工程力學(xué)，2008，25(5)：11-17.

［9］ ［英］諾曼·瓊斯.結(jié)構(gòu)沖擊［M］.蔣 平，譯.成都：四川教育出版社，1994.