軸向沖擊荷載作用下　T形截面鋼管混凝土短柱力學性能模擬

李 召，別雪夢，劉向東，杜國鋒

（長江大學　a.城市建設學院；b.結構工程與防災研究所，湖北　　荊州 434023）

軸向沖擊荷載作用下T形截面鋼管混凝土短柱力學性能模擬

李 召，別雪夢，劉向東，杜國鋒

（長江大學a.城市建設學院；b.結構工程與防災研究所，湖北荊州 434023）

為研究T形截面鋼管混凝土短柱在動力荷載作用下的力學性能，利用有限元軟件ABAQUS對鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下的力學性能進行數值模擬，并將數值模擬結果與試驗結果進行對比，驗證了數值模擬中建模、相關參數和單元選取的正確性。根據此數值模型對T形截面鋼管混凝土短柱的力學性能進行模擬，繪制不同強度沖擊荷載作用下T形截面鋼管混凝土短柱的沖擊力時程曲線、位移時程曲線。數值模擬結果表明，T形截面鋼管混凝土短柱具有較好的抗沖擊性能，最終破壞形態為管壁屈曲破壞。

T形截面鋼管混凝土短柱；數值模擬；沖擊荷載；力學性能

鋼管混凝土具有較高的承載力、良好的塑性和韌性，廣泛應用于高層建筑中。目前國內外學者對鋼管混凝土結構在準靜態荷載作用下的力學性能進行了大量研究，并取得了較多的成果［1-4］。由于實際工程中結構所受荷載較為復雜，除了承受靜力荷載之外，還會承受各種形式的動荷載。因此，研究沖擊荷載作用下鋼管混凝土結構力學性能具有重要意義。國外學者Fujikura等［5］進行鋼管混凝土爆炸荷載試驗，驗證鋼管混凝土構件在爆炸荷載作用下具有較高的抗沖擊能力；Remennikov等［6］對鋼管混凝土試件進行落錘實驗，研究表明鋼管混凝土構件具有良好的抗沖擊能力和耗能能力。國內學者侯川川［7］利用沖擊實驗機對圓鋼管混凝土構件進行橫向沖擊，并進行有限元模擬，研究影響鋼管混凝土構件抗沖擊能力的主要參數。然而，對于異形截面鋼管混凝土柱在沖擊荷載作用下力學性能的研究尚未見報道，利用有限元軟件 ABAQUS模擬文獻［8］中圓鋼管混凝土在沖擊荷載作用下的力學性能，通過將試驗結果與模擬值對比，驗證整個模型的正確性，并根據該模型對T形截面混凝土短柱進行數值模擬，分析T形截面鋼管混凝土短柱在不同沖擊速度下沖擊力時程曲線、位移時程曲線，并最終確定其破壞形式。

1　圓鋼管混凝土短柱數值模擬

圓鋼管混凝土短柱受到的荷載是由不同高度落下的落錘提供的［8］。為了真實地模擬鋼管混凝土在沖擊荷載作用下的力學性能，在進行ABAQUS模擬時既考慮混凝土損傷塑性，也要考慮應變率的影響。

1.1損傷模型與本構關系

1.1.1混凝土損傷模型 本文在進行數值模擬時選取的混凝土塑性損傷模型為ABAQUS中自帶的混凝土塑性損傷模型，該模型是在Lee等［9］提出的模型基礎上發展起來的，主要用于分析混凝土在循環荷載、單向荷載及動態加載作用下的力學性能，描述混凝土在外界荷載作用下由損傷引起的不可恢復的剛度退化。

混凝土受壓時主要經歷線彈性、彈塑性、強化和軟化4個階段，混凝土的非彈性應變可利用式（1）表示，等效塑性應變可以利用式（2）表示：

ABAQUS中混凝土損傷模型受拉有兩個階段：在失效荷載之前的稱為“彈性”階段，之后稱為“軟化”階段，開裂應變可表示為

拉伸等效塑性應變可表示為

混凝土受拉、受壓應力-應變公式分別表示為

受拉和受壓損傷因子分別表示為

1.1.2混凝土本構關系 混凝土受拉、受壓本構關系采用劉威［10］提出的鋼管核心混凝土本構關系，其計算公式如下：

受壓階段

受拉階段

鋼管混凝土在沖擊荷載作用下，由于應變率的影響，導致抗壓強度會有所提高，在考慮應變率對混凝土強度的影響時，采用的計算公式參考文獻 ［11］。

受壓時動態抗壓強度fcd與準靜態抗壓強度fc之間的關系表示為

受拉時動態抗拉強度ftd和靜態抗拉強度ft之間的關系表示為

1.1.3鋼材本構關系 鋼材應力-應變關系采用5段式，公式為

其中：fp為鋼材比例極限；fy為鋼材屈服強度；fu為鋼材抗拉強度極限；Es為鋼材彈性模量；εe= 0.8fy/Es；εe1=1.5εe；εe2=10εe1；εe3=100εe1；A=0.2f/（ε-ε）；B=2Aε；C=0.8f+Aε2ye1ee1ye-Bεe。

鋼材在考慮應變率影響時采用的是Cowper-Symonds［12］模型，該模型中鋼材動態強度提高系數主要由應變率決定，動態屈服函數為

式中：σdy為鋼材的動態屈服強度；σy為鋼材準靜態屈服強度；D、n為應變率參數，取值于參考文獻［12］，D=40.4 s-1、n=5；ε●為鋼材動態應變率。

1.2數值模擬過程

1.2.1試驗構件參數 數值模擬主要以文獻［8］中模型為參考對象，對圓鋼管混凝土短柱進行數值模擬，落錘質量為 198.1 kg，其試件具體參數如表1所示。

表1　試件參數Table 1 Experimental specimen parameters

1.2.2建模與計算 整個數值模擬過程是瞬時的動態過程，采用ABAQUS軟件中的顯示動力學模塊ABAQUS/Explicit。為保證模型的真實性，采用的是整體建模方法，底部墊板采用完全固定的方式對構件進行約束。上下兩個端板與鋼管之間是焊接在一起的，將這兩處設置成Tie連接，認為焊縫不發生變形，核心混凝土與鋼管壁采用接觸定義。在網格劃分時，為了節約計算時間，將落錘的網格劃分相對稀疏，鋼管壁及混凝土的網格劃分相對密一些。

1.3數值模擬結果與試驗值結果對比

在文獻［8］中通過在試件頂部貼應變片及加速度計，測得頂部截面的沖擊力和加速度，其試驗結果如表2。

利用有限元軟件ABAQUS，對文獻 ［8］中的試件進行模擬，其模擬數據如表3。

表2　沖擊試驗結果Table 2 Impact experimental results

表3　數值模擬結果Table 3 Results of numerical simulation

對表2和表3中數據進行分析，并生成曲線圖（圖1）。分析可知，數值模擬沖擊力最大值與實測沖擊力最大值相差較小，其最大差值幅度在15%以內。軸向位移隨著沖擊能量的增加而增加，且數值模擬結果與試驗值相似，數值模擬值從沖擊高度1 m時的1.2 mm增加到沖擊高度8 m時的15 mm，相應的試驗值從0.5 mm增加到13 mm。數值模擬沖擊力作用時間隨沖擊能量的增加而增加，其趨勢與試驗得到的相一致，但數值方面與試驗值還有一定差別。

圖1　軸向位移與沖擊速度關系曲線Fig.1 Axial displacement and impact velocity curve

由數值模擬結果與試驗結果的對比，發現采用本文的建模方法、參數選取，能夠較為真實地模擬鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下的動力特性。

2　T形截面鋼管混凝土短柱數值模擬

2.1T形截面模擬試件參數

數值模擬選取的構件為文獻［13］中T形截面鋼管混凝土短柱，其試件尺寸如圖2所示?；炷翉姸葹镃45，采用文獻中實測的28 d立方體抗壓強度fcu=49.9 MPa，鋼材的力學性能見表4。

圖2　T形截面鋼管混凝土尺寸Fig.2 T-shaped CFST size

表4　鋼材力學性能Table 4 Mechanical properties of steel

2.2T形截面鋼管混凝土短柱建模

對T形截面鋼管混凝土短柱進行沖擊荷載數值模擬，混凝土及鋼管均采用8節點減縮積分三維實體單元。因本模型中的T形截面是由兩個矩形組合起來的，組合時兩個矩形鋼管混凝土柱之間通過焊接，因此焊接部分在模擬時采用Tie連接，底部墊板采用完全固定的方式對構件進行約束，矩形截面的約束效應與圓形截面的相近，因此，鋼材與混凝土的本構關系參照本文第1節內容，其他參數以及單元選取與前述圓鋼管混凝土短柱數值模擬相同。此外，為了保證T形截面在沖擊時保持軸向加載，模擬時落錘中心正對T形截面的形心，有限元模型如圖3所示。

圖3　有限元模型Fig.3 Finite element model

2.3T形截面鋼管混凝土模擬結果

2.3.1沖擊荷載數值模擬結果 選用ABAQUS中顯示動力學模塊ABAQUS/Explicit對鋼管混凝土短柱進行數值模擬，模擬時將質量為480 kg的落錘按照真實的密度、體積進行建模。模擬結果見表5。

2.3.2沖 擊力時程曲線 通過分析有限元模擬結果，不同高度下沖擊力時程曲線走勢基本相同，因此，沖擊力時程曲線選擇最大沖擊力時的沖擊力時程曲線（即落錘的下落高度為8 m時），其沖擊力時程曲線如圖4。

通過觀察沖擊力時程曲線可以發現，試件在受到落錘沖擊后，受到的沖擊荷載可以分為3個階段，分別為沖擊力峰值、平穩、下降階段。

2.3.3位移時程曲線 試件在不同高度沖擊荷載作用下軸向變形隨時間變化的過程如圖5所示。當落錘與試件接觸產生沖擊力開始，到落錘脫離試件，沖擊力變為零。在這個過程中，由于落錘與試件接觸時間的不同，產生的沖擊力大小不同，試件產生的軸向變形也會不同。

圖5　位移時程曲線Fig.5 Displacement-time curve

可以看出，試件軸向變形是隨著時間的增加而增大，到達最大值后減小，最后趨于穩定，這是由于落錘在向上反彈時，試件由于卸載產生的變形恢復。同時，對比觀察得到，沖擊高度越高，試件的軸向變形也越大。而隨著沖擊能量增大，沖擊力最大值存在一定的離散性，且大小相差不多，說明T形截面鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下，通過構件的變形耗散大部分的沖擊能量，T形截面鋼管混凝土變形性能較好，因而具有較好的抗沖擊能力。

2.3.4破壞機理分析 為分析T形鋼管混凝土的破壞機理，本文選擇了落錘高度為8 m時構件在模擬過程中的應力云圖，鋼管壁以及對應時刻核心混凝土在沖擊過程中的應力應變云圖（圖6）。

T形截面鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下，對于鋼管壁來講，在t=0.416 ms時，此時落錘剛接觸試件，頂部產生一定的局部變形，鋼管壁應力最大值也出現在試件的頂部，其他部位應力值很??；t=0.448 ms時，隨著沖擊能量向下傳遞，可以明顯的觀察到鋼管壁中應力值向下部傳遞，但應力最大值依舊在頂部，還在不斷增加；t= 0.512 ms時，沖擊能量傳遞到底部，應力最大值出現在頂部及底部，構件變形較小；隨著沖擊力作用時間的增加，t=1.89 ms時，鋼管壁開始出現比較明顯的變形，變形較大處其相應的應力值也較大，應力最大值及變形出現在構件上部、中部和下部；t=3.28 ms時，在前面應力最大值處，鋼管壁的變形在不斷發展；t=4 ms時，鋼管壁變形達到最大值，此時應力最大值和變形最大值均出現在構件上部、中部和下部；在4 ms以后，試件開始進入變形恢復階段，鋼管壁變形也得到一定的恢復，最終保留一定的殘余變形。對于核心混凝土來講，在t=0.512 ms之前，核心混凝土內部應力最大值出現位置及傳遞方式和外部鋼管壁相同。但是，從圖6中可以觀察到核心混凝土中應力最大值及傳遞速度明顯小于鋼管壁中的；t=1.89 ms時，此時構件發生較大的變形，核心混凝土由于變形過大進入塑性狀態，混凝土應力降低。隨著沖擊作用時間的增加，變形越來越大，外部鋼管壁對核心混凝土約束增加，使核心混凝土處于三向受壓狀態，其內部應力隨時間變化增大，最終，構件由于外部鋼管壁的屈曲而發生破壞。

3　結 論

利用有限元軟件ABAQUS模擬圓鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下力學性能，并與試驗結果進行對比，驗證了有限元模型建模、參數及單元選取的正確性。在此基礎上，模擬T形截面鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下的力學性能，研究取得以下主要結論：

圖6　應力、應變云圖Fig.6 Stress and strain clouds

（1）將圓鋼管混凝土短柱沖擊試驗結果與數值模擬結果對比，發現隨著沖擊能量的增加，不同沖擊高度下沖擊力最大值具有一定的離散性，而沖擊力作用時間及軸向變形隨著沖擊能量的增加而增大，總體來講數值模擬結果與試驗結果是吻合的。

（2）從位移時程曲線得到，鋼管混凝土軸向變形隨著時間的增加先增加后減小，最后趨于平穩，T形截面鋼管混凝土短柱變形耗散大部分沖擊能量，具有良好的抗沖擊性能。

（3）分析T形截面鋼管混凝土沖擊荷載作用下的應力應變云圖可以發現，構件的應力是從頂部向底部傳遞，鋼管壁應力傳遞速度明顯快于核心混凝土。同時，對構件的變形分析可以發現，鋼管混凝土柱最終的破壞形式是鋼管壁發生屈曲破壞。

（4）本文采用的建模方法、參數及單元選取對同類研究具有一定借鑒意義，同時為日后對T形截面鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下受力性能模擬和承載力研究提供參考依據。

［1］韓林海.鋼管混凝土結構［M］.北京：科學出版社，2000：101-243.

［2］蔡紹懷.現代鋼管混凝土結構（修訂版） ［M］.北京：人民交通出版社，2007：9-22.

［3］Gupta P K，Sarda S M，Kumar M S.Experimental and computational study on concrete filled steel tubular columns under axial loads［J］.Journal of Constructional Steel Research，2007，63：182-193.

［4］Ellobody E.Nonlinear behavior of concrete-filled stainless steel stiffened slender tube columns［J］.Thin-Walled Structures，2007，45：259-273.

［5］Fujikura S，Bruneau M，Lopez-Garcia D.Experimental investigation of multihazard resistant bridge piers having concretefilled steel tube under blast loading［J］.Journal of Bridge Engineering，2008，13（6）：586-594.

［6］Remennikov A M，Kong S Y，Uy B.Response of foam-and concrete-filed square steel tubes under low-velocity impact loading［J］.Journal of Performance of Constructed Facilities，2011，25（5）：373-381.

［7］侯川川.低速橫向沖擊荷載下圓鋼管混凝土構件的力學性能研究［D］.北京：清華大學，2012.

［8］張晨.鋼管混凝土柱在沖擊荷載作用下的動力分析［D］.太原：太原理工大學，2005.

［9］Lee J，Fenves G L.Plastic-damage model for cyclic loading of concrete structures［J］.Jaurnal of Engineering Mechanics，1998，124（8）：892-900.

［10］劉威.鋼管混凝土局部受壓時的工作機理研究［D］.福州：福州大學，2005：1-85.

［11］Kulkarni S M，Shah S P.Response of reinforced concrete beams at high strain rates［J］.ACI Structural Journal，1998，95（6）：705-715.

［12］Symonds P S.Survey of methods of analysis for plastic deformation of structures under dynamic loading［D］.Providence：Brown University，1967.

［13］杜國鋒.鋼管混凝土組合T形柱力學性能研究［D］.武漢：武漢大學，2008.

Mechanical properties simulation of concrete-filled T-shaped steel tube short column under axial impact load

LI Zhao，BIE Xue-meng，LIU Xiang-dong，DU Guo-feng
（a.School of Urban Construction；b.Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction，Yangtze University，Jingzhou 434023，China）

In order to study the mechanical properties of concrete T-shaped steel tube short column under dynamic loads，using the finite element software ABAQUS，the impact behavior of concrete T-shaped steel tube short column under dynamic load is studied.Compared with the numerical simulation results with the experimental results，the correctness of the model，the parameters and selection of model unit are verified.The impact-time and deformation-time history curves under different impact loads were recorded according to the simulation results.The simulation results show that concrete T-shaped steel tube short column has good impact resistance，and the final failure mode is due to buckling failure.

concrete T-shaped steel tube short column；numerical simulation；impact load；mechanical properties

TU375.3

A

1674-9057（2016）03-0500-07

10.3969/j.issn.1674-9057.2016.03.013

2016-04-20

國家自然科學基金項目（51378077）；湖北省自然科學基金（創新群體）項目（2015CFA029）；湖北省高等學校優秀中青年科技創新團隊項目（T201303）

李 召 （1991—），男，碩士研究生，結構工程專業，1048091592@qq.com。

杜國鋒，博士，教授，gfd_1125@126.com。

引文格式：李召，別雪夢，劉向東，等.軸向沖擊荷載作用下T形截面鋼管混凝土短柱力學性能模擬［J］.桂林理工大學學報，2016，36（3）：500-506.