壓實系數(shù)對內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱在沖擊載荷下力學(xué)性能的影響分析

徐 剛, 姚 勇, 鄧勇軍, 王明明, 魯 力

(西南科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，四川 綿陽 621010)

壓實系數(shù)對內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱在沖擊載荷下力學(xué)性能的影響分析

徐 剛, 姚 勇, 鄧勇軍, 王明明, 魯 力

(西南科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，四川 綿陽 621010)

利用落錘沖擊裝置完成了不同壓實系數(shù)下內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱側(cè)向沖擊試驗，試驗中記錄了沖擊力時程曲線，并獲得了試件的破壞形態(tài)以及殘余變形量。基于剩余承載力損傷評估準(zhǔn)則，定義損傷度來判定沖擊荷載下內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱損傷破壞程度，分析壓實系數(shù)與柱損傷度的關(guān)系。試驗結(jié)果表明：試件在側(cè)向沖擊荷載作用下，主要以局部破壞為主，并伴有一定量的整體彎曲變形；除了試件塑性變形中產(chǎn)生的塑性鉸能消耗部分沖擊能量外，內(nèi)填砂卵石也能耗散一部分沖擊能量，且壓實越緊密，能量消耗越多，該組合柱表現(xiàn)出了較好的抗沖擊性能；在一定壓實系數(shù)范圍內(nèi)，損傷度隨著壓實系數(shù)增大出現(xiàn)先增大后減小的趨勢，且砂卵石離散程度越小，損傷度的變化速率就越大。

壓實系數(shù); 砂卵石; 薄壁方鋼管柱; 沖擊荷載; 損傷度

薄壁輕鋼結(jié)構(gòu)體系具有良好的整體力學(xué)性能，施工方便快捷，建設(shè)周期短，加之符合我國節(jié)能環(huán)保發(fā)展政策等特點，而被廣泛應(yīng)用于城鎮(zhèn)建設(shè)。但薄壁輕鋼結(jié)構(gòu)中柱子均以小截面、壁厚較薄的構(gòu)件為主，這在一定程度上降低了地震作用力，顯示出良好的抗震性能。但薄壁構(gòu)件由于壁薄，在豎向荷載作用下容易發(fā)生局部失穩(wěn)，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體發(fā)生失穩(wěn)破壞[1]，解決這一問題傳統(tǒng)方法之一可在薄壁方鋼管中灌入混凝土，形成鋼管混凝土柱，其在荷載作用下顯示出了良好的塑性變形特征，且具有較好的抗沖擊性能[2-3]，但混凝土可再生性差，到結(jié)構(gòu)的使用年限后，會產(chǎn)生新的建筑垃圾，不利于節(jié)能環(huán)保和重復(fù)利用。砂卵石在全國遍布充足，向鋼管內(nèi)灌入無粘結(jié)的砂卵石作為填充材料，形成內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱，如圖1所示。該組合柱利用砂卵石的填充可以降低薄壁空鋼管柱發(fā)生局部失穩(wěn)的概率；而薄壁鋼管又可以對內(nèi)部砂卵石提供約束作用，使原本為散體材料的砂卵石具有了較高的抗壓強度和變形能力，進(jìn)一步提高了構(gòu)件的整體承載力；且砂卵石屬于天然材料，不會產(chǎn)生新的建筑垃圾，可重復(fù)使用。

圖1 薄壁輕鋼結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Thin-walled light steel structure diagram

且此前鄧勇軍等[4-6]對20根薄壁方鋼管-砂卵石組合柱進(jìn)行了軸壓靜力試驗，并將試驗結(jié)果與同規(guī)格的薄壁方鋼管空心柱和薄壁方鋼管混凝土柱對比，發(fā)現(xiàn)在靜力荷載作用下，內(nèi)部填充一定壓實系數(shù)的砂卵石薄壁方鋼管柱在軸壓作用下能夠延緩鋼管壁局部屈曲，并能提高其極限承載力。但結(jié)構(gòu)在服役過程中，除遭受各種靜力荷載、風(fēng)荷載和地震荷載等動力荷載外，還可能遭受撞擊等意外荷載作用，如建筑物底層柱遭受颶風(fēng)飛卷的碎片或車輛撞擊，橋梁橋墩遭受汽車或船只撞擊等，這些荷載作用于薄壁結(jié)構(gòu)上，通常會造成構(gòu)件表面局部的永久變形，從而增大了薄壁構(gòu)件出現(xiàn)局部失穩(wěn)的概率，撞擊后構(gòu)件的穩(wěn)定性受到了嚴(yán)重的影響。

目前，關(guān)于構(gòu)件在側(cè)向沖擊荷載作用下的動力性能研究大多集中在鋼筋混凝土、鋼管混凝土、鋼管內(nèi)填介質(zhì)組合構(gòu)件以及熱軋H型鋼等領(lǐng)域[6-8]，而關(guān)于內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱在沖擊荷載作用下的動力性能研究還鮮有報道。GUPTA等[9]對兩端簡支空方鋼管及內(nèi)填聚亞安酯泡沫和木材的方鋼管開展了側(cè)向撞擊的試驗和理論研究，試驗中觀察到內(nèi)填介質(zhì)對試件變形性質(zhì)和沖擊力時程曲線變化趨勢的影響不大。REMENNIKOV等[10]進(jìn)行了鋼管混凝土和鋼管填充剛性聚氨酯發(fā)泡體試件在落錘沖擊下的試驗研究，其中鋼管采用了不銹鋼和低碳鋼兩種材料。試驗研究表明鋼管混凝土試件具有很高的抗沖擊承載力和耗能能力。而關(guān)于構(gòu)件損傷評估的研究主要集中在火災(zāi)后或鋼筋銹蝕后的剩余承載力研究[11]，對于受到側(cè)向沖擊后的損傷評估研究較少，且主要以鋼筋混凝土柱和鋼柱為主[12-17]，尤其涉及對內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱這類組合柱沖擊后的損傷評估還未見報道。

本文對12根內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱試件進(jìn)行了側(cè)向沖擊試驗，暫不考慮軸向力作用對其抗沖擊性能的影響。通過分析沖擊力時程曲線、柱中局部殘余變形和整體殘余變形量以及剩余承載力，研究了4種不同壓實系數(shù)下內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱的動態(tài)抗沖擊力學(xué)性能。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

結(jié)合工程實際并考慮試驗條件，本次試驗依據(jù)不同壓實系數(shù)共設(shè)計了4組12根內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱試件，鋼管采用Q235型鋼板，柱長為1 200 mm，截面尺寸為100 mm×100 mm×2 mm，實測其相關(guān)力學(xué)性能指標(biāo)如表1所示。支座一端錨固在實驗室反力墻上，另一端放置在混凝土墩上面的鉸支座上并用鋼絲錨固約束其上下位移，實現(xiàn)固簡支邊界約束條件，并在試件兩端各焊接1塊200 mm×200 mm×10 mm鋼板。如圖2所示。

表1 實測鋼管力學(xué)性能指標(biāo)

根據(jù)JGJ79—2012《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》建議碎石或卵石的最大干密度可取2.0～2.2 g/cm3，本文取2.2 g/cm3，方鋼管柱體積一定，通過控制砂卵石質(zhì)量以控制干密度(Pd=m/v)，從而控制壓實系數(shù)。試驗砂卵石取自綿陽市某施工場地，試驗時處于自然干燥狀態(tài)。砂卵石由細(xì)集料和粗骨料組成，考慮到鋼管邊長與粗骨料dmax的比值限值，卵石最大粒徑不超過30 mm，起骨架支撐作用；砂取中砂，含砂率為24%～32%時可得到Pmax，試驗取30%。為了能與實際工程應(yīng)用狀態(tài)一致且加強骨料之間的密實度，加入了1%的水。此外，為了有效得到81%、86%和92%的壓實系數(shù)，則在試驗前經(jīng)過反復(fù)實驗得出了控制不同壓實系數(shù)的振搗加密方法，振搗結(jié)束后將砂卵石表面和鋼管表面抹平，放置數(shù)天后，管內(nèi)砂卵石基本沒有收縮，打磨平整，然后焊上蓋板。根據(jù)SL237—1999《土工試驗規(guī)程》，取10 kg的卵石作篩分試驗，結(jié)果如表2。

1.2 裝置設(shè)計

加載裝置為基于落錘沖擊試驗原理而自主設(shè)計的一套簡易落錘沖擊裝置，主要由腳手架搭接的平臺、定滑輪、粘貼有尺寸標(biāo)記的拉繩、內(nèi)徑為160 mm PVC管的滑軌、落錘、沖擊頭及采集裝置(沖擊力傳感器、DH5956動態(tài)信號采集儀以及北京波普分析儀)組成，通過人工控制拉繩以控制落錘的升降，并可避免卷揚機(jī)等其他振動設(shè)備帶來的噪音干擾。落錘沖擊最大有效高度可隨腳手架搭接的平臺提高而增加，能夠滿足大范圍內(nèi)低速沖擊試驗的要求。試驗中落錘重為40.55 kg，沖擊頭和沖擊力傳感器重為12.93 kg，沖擊頭為錐頭，形狀如圖2所示。

表2 卵石的顆粒級配篩分試驗

圖2 落錘沖擊裝置Fig.2 Drop hammer impact device

1.3 測試內(nèi)容

試驗測試內(nèi)容為：①沖擊力時程曲線；②試件受沖擊部位的局部殘余變形量δ(單位:mm)；③沖擊前后柱中截面位置的縱軸線相對位置殘余變化量(整體殘余撓度變化量)△(單位:mm)如圖3所示。

圖3 殘余變形示意圖Fig.3 The residual deformation diagram

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 沖擊力時程曲線

從圖4中試件側(cè)向沖擊作用下的沖擊力時程曲線(由于操作不慎導(dǎo)致試件D-1200-3試驗中落錘未按指定高度下落，導(dǎo)致采樣失敗)可以看出，內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱的沖擊力時程曲線大致經(jīng)歷了三個明顯的階段：

①峰值段，快速降落的沖擊落錘與試件接觸瞬間，二者之間的接觸力迅速上升，形成一個峰值，并且試件在撞擊瞬間獲得較大的速度，同時落錘速度降低，兩者的接觸逐漸變?nèi)酰瑳_擊力迅速下降，此時落錘一部分動能轉(zhuǎn)化為試件的變形能，被沖擊區(qū)域的剛度下降。在被沖擊面向下發(fā)生變形過程中，由于接觸面處的砂卵石對其產(chǎn)生一定抵抗變形的作用力，使其沖擊力再次達(dá)到峰值，且因散狀的砂卵石抵抗力較弱，故會出現(xiàn)多次抵抗現(xiàn)象即沖擊力時程曲線出現(xiàn)多次峰值，尤其是內(nèi)填砂卵石處于無振搗緊密狀態(tài)下特征更加明顯，隨著壓實緊密程度的提高，這種特征現(xiàn)象反而會減弱。②平臺段，經(jīng)過峰值段的變化后，沖擊力進(jìn)入穩(wěn)定階段，此時試件主要以塑性變形為主要途徑消耗沖擊能量，落錘與試件的速度逐漸減低。③下降段，當(dāng)落錘和試件速度降至一定程度后，落錘的加速度開始減弱，沖擊力進(jìn)入下降階段，直到兩者分離時沖擊力降至為零，完成整個沖擊過程。

從表3給出的不同壓實系數(shù)下的試件試驗結(jié)果可知，壓實系數(shù)為81%、86%、92%的試件其沖擊力平臺值相對空鋼管而言提高幅值分別為9.5%、13.6%、44.8%，即試件抵抗沖擊荷載能力隨著內(nèi)填砂卵石的壓實系數(shù)提高而增強，但在砂卵石離散程度較大(壓實系數(shù)小于86%)時，因砂卵石對鋼管的約束效應(yīng)不明顯，內(nèi)填砂卵石提高試件截面剛度幅值不大，抵抗沖擊荷載能力也相應(yīng)減弱。同時可以看出，壓實系數(shù)對沖擊力峰值也有一定的影響，壓實系數(shù)越大，沖擊力峰值也越大，但由于沖擊點不可能完全作用于試件中點，內(nèi)填砂卵石分布的不均勻性等因素導(dǎo)致同類別試件之間有一定的差異。壓實系數(shù)為92%時試件的作用時間即最小值為15.70 ms，最大值為15.93 ms，略低于另外三種試件的作用時間，其總體趨勢是隨著壓實系數(shù)的提高而逐漸縮短，且沖擊加載時間相差不大。這一現(xiàn)象說明在側(cè)向沖擊荷載作用下，內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱隨著壓實系數(shù)的提高，其整體抗彎剛度增大，以約束其整體變形來增加落錘與試件之間的沖擊力，產(chǎn)生較大的沖擊力平臺值，且砂卵石離散程度較小時才能更加充分發(fā)揮其約束作用，但同時縮短了其作用時間，延性相對減弱。

圖4 試件在側(cè)向沖擊下的沖擊力時程曲線Fig.4 The impact time-history curve of the specimen under lateral impact

2.2 試件的破壞形態(tài)及殘余變形量

圖5(a)、(b)給出了這四種不同壓實系數(shù)下該組合柱的殘余變形形態(tài)。在沖擊荷載作用下，與沖擊頭接觸的上板面出現(xiàn)明顯的局部屈曲變形，以及在兩側(cè)產(chǎn)生嚴(yán)重的平面外鼓曲，鼓曲的位置相對比較穩(wěn)定，基本上出現(xiàn)在距沖擊板面上邊緣1/4處，且在柱中截面位置的縱軸線位置出現(xiàn)整體撓度變形，即各試件破壞模式均以局部破壞為主，并伴有不同程度的整體彎曲變形。

表4給出了各個試件在2 m高處側(cè)向沖擊后的殘余變形值。可以看出，相比空鋼管而言，壓實系數(shù)為81%、86%、92%的試件局部凹陷深度分別降低了15.3%、16.2%、25.9%，側(cè)向鼓曲高度分別降低了10.5%、13.0%、16.6%，整體撓度分別降低了24.6%、27.9%、45.0%。說明內(nèi)填砂卵石對試件的抗沖擊性能有一定的改善，尤其對試件整體變形約束作用更加明顯，并且砂卵石壓實系數(shù)越大，產(chǎn)生的塑性鉸就越小，塑性鉸消耗的能量就越少，進(jìn)而內(nèi)填砂卵石消耗的能量就越多。應(yīng)注意到，對于同一工況的三個試件，由于測量誤差、落錘的實際沖擊位置未嚴(yán)格落在標(biāo)定區(qū)域、試件內(nèi)填砂卵石的離散程度以及邊界條件不完全一致等因素，雖撓度值存在一定的差值，但總體變形趨勢不受影響。

圖5 試件的殘余變形模式Fig.5 The residual deformation patterns of specimens

試件壓實系數(shù)沖擊高度/m沖擊能量/J沖擊力峰值/kN沖擊力平臺值/kN沖擊力平臺值均值/kN作用時間/ms沖擊加載時間/msD0-1200-102811148．315．0518．810．29D0-1200-202811156．114．2415．2219．690．35D0-1200-302811137．516．3619．530．35D1-1200-10．812811144．616．1719．080．30D1-1200-20．812811145．615．9216．6718．740．31D1-1200-30．812811128．817．9118．090．30D2-1200-10．862811127．317．5817．350．30D2-1200-20．862811160．217．1217．2917．620．30D2-1200-30．862811138．417．7617．930．29D-1200-10．922811217．021．8415．700．31D-1200-20．922811330．222．2422．0415．930．27D-1200-30．922811----

注：“—”表示由于操作不慎導(dǎo)致試件D-1200-3試驗中落錘未按指定高度下落，導(dǎo)致采樣失敗，下表如同

表4 各個試件側(cè)向沖擊后的殘余變形值

2.3 試件的剩余承載力

構(gòu)件在受到?jīng)_擊荷載作用下，往往因承載能力嚴(yán)重下降而無法繼續(xù)承受上部荷載，但當(dāng)沖擊能量較小時，構(gòu)件雖然受損但仍可繼續(xù)承受荷載，因此確定受損試件的剩余承載力，以便表征構(gòu)件動態(tài)響應(yīng)中的長期效應(yīng)，同時可基于其損傷程度評估為防護(hù)措施設(shè)計提供決策依據(jù)。

剩余承載力試驗是在500 t QXZ微機(jī)控制電液伺服壓力試驗機(jī)上完成，試驗時采用荷載控制進(jìn)行分級加載，在彈性階段每加載5 kN持荷一次，讀取數(shù)據(jù)，進(jìn)入塑性階段后每2 kN持荷一次。完好試件和受損試件荷載-軸向位移關(guān)系曲線圖見圖6所示，破壞形態(tài)見圖7所示。所有完好試件的破壞形態(tài)均屬于局部屈曲失穩(wěn)破壞，而所有受損試件的破壞形態(tài)均為整體與局部相關(guān)失穩(wěn)破壞。從荷載-軸向位移關(guān)系曲線可知，完好試件與受損試件均經(jīng)歷了上升段、峰值和下降段，且完好試件曲線上升段軸向位移隨荷載增加而線性增大，達(dá)到峰值后快速下降，最后局部屈曲失穩(wěn)破壞；而受損試件在加載初期，軸向位移隨荷載增大基本上呈線性增長，試件處于彈性變形階段，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的60%～70%時，由于受損試件存在局部缺陷，產(chǎn)生的附加彎矩不斷增加，軸向位移隨荷載增加其幅值明顯增大，試件進(jìn)入塑性階段。達(dá)到極限荷載后，試件端部產(chǎn)生屈曲，并整體發(fā)生失穩(wěn)。

圖6 完好試件與受損試件荷載-軸向位移關(guān)系曲線Fig.6 Load-axial displacement curve between intact specimen and damaged specimen

圖7 試件受壓后破壞形態(tài)Fig.7 Specimen failure patterns after the compression

此外，由試驗所得的完好試件承載力結(jié)果見表5，受損試件承載力結(jié)果見表6。四種不同壓實系數(shù)的受損試件極限承載力均小于相對應(yīng)完好試件，且受損前后試件的極限承載力差值隨著壓實系數(shù)的提高而增大。鑒于結(jié)構(gòu)柱主要以承受豎向荷載為主，則可借鑒采用結(jié)構(gòu)柱豎向承載力的折減程度來描述評估柱在側(cè)向沖擊荷載作用下的損失程度，即定義損傷度Ddmg為：

Ddmg=1-N′/N

式中：N′為內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱側(cè)向沖擊后剩余承載力，N為內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱側(cè)向沖擊前承載力。

表5 完好試件的試驗結(jié)果

表6 受損試件的試驗結(jié)果

為了能直觀地反映構(gòu)件的損傷破壞程度，基于田力等對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)柱在碰撞沖擊后的損傷破壞程度等級劃分以及楊曉光對火災(zāi)后鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的受損鑒定等級劃分，定義內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱的損傷破壞程度等級劃分如下：

Ddmg∈ (0.0, 0.2]，輕度損傷構(gòu)件；

Ddmg∈ (0.2, 0.4]，中度損傷構(gòu)件；

Ddmg∈ (0.4, 0.5]，嚴(yán)重?fù)p傷構(gòu)件；

Ddmg∈ (0.5, 1.0]，危險構(gòu)件。

圖8 試件損傷度與壓實系數(shù)關(guān)系曲線Fig.8 Curve of damage degree and compaction factors

從表6可知，內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱在相同沖擊能量作用下?lián)p傷破壞程度的差異與砂卵石壓實系數(shù)有直接關(guān)系。通過擬合損傷度與壓實系數(shù)關(guān)系曲線(圖8所示)可得的函數(shù)關(guān)系為：

Ddmg=-20.939ζ2+36.389ζ-15.352 (ζ≥0.81)

因壓實系數(shù)為81%時，試件內(nèi)部砂卵石處于無振搗密實臨界狀態(tài)，因此壓實系數(shù)小于81%的試件內(nèi)部砂卵石處于松散狀態(tài)，無需討論。定義Ddmg(ζ)函數(shù)，可以發(fā)現(xiàn)，柱子的損傷度隨著壓實系數(shù)的提高呈現(xiàn)先增大后減小趨勢，且增長速率要低于下降速率，這主要由于壓實系數(shù)在86%～92%之間因砂卵石離散程度較小，在豎向荷載作用下砂卵石壓實系數(shù)增長幅值能有效地約束鋼管屈曲，使得完好試件承載力提高幅值較大，且因受損試件在沖擊接觸區(qū)域存在缺陷，在豎向荷載作用下受力復(fù)雜，砂卵石作用并無明顯。

綜上所述，基于剩余承載力的損傷度等級，加之考慮壓實系數(shù)對試件在沖擊載荷下的動態(tài)變形影響，在本次試驗中推薦壓實系數(shù)為92%。

3 結(jié) 論

本文對12根內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱試件在不同壓實系數(shù)下進(jìn)行了側(cè)向沖擊試驗，在研究參數(shù)范圍內(nèi)得到了以下結(jié)果：

(1)在側(cè)向沖擊荷載作用下，內(nèi)填砂卵石的不同壓實系數(shù)對試件的沖擊力峰值、平臺值和作用時間均有顯著的影響。內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱隨著壓實系數(shù)的提高，其整體抗彎剛度增大，以約束其整體變形來增加落錘與試件之間的沖擊力，產(chǎn)生較大的沖擊力平臺值，且砂卵石離散程度較小時才能更加充分發(fā)揮其約束作用，但同時縮短了其作用時間，延性相對減弱。

(2)在側(cè)向沖擊荷載作用下，不同壓實系數(shù)下的內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱除了產(chǎn)生局部變形外，還產(chǎn)生整體彎曲變形，即破壞模式均以局部破壞為主，并伴有不同程度的整體彎曲變形。

(3)內(nèi)填砂卵石對試件的抗沖擊性能有一定的改善，尤其對試件整體變形約束作用更加明顯，并且砂卵石壓實系數(shù)越大，產(chǎn)生的塑性鉸就越小，塑性鉸消耗的能量就越少，進(jìn)而內(nèi)填砂卵石消耗的能量就越多。

(4)四種不同壓實系數(shù)的受損試件極限承載力均小于相對應(yīng)完好試件，且受損前后試件的極限承載力差值隨著壓實系數(shù)的提高而增大；損傷度隨著壓實系數(shù)的提高呈現(xiàn)先增大后減小趨勢，且增長速率要低于下降速率。

[1] 陳驥.鋼結(jié)構(gòu)穩(wěn)定理論與設(shè)計[M].5版.北京:科學(xué)出版社,2011.

[2] 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):170-175. REN Gouping, LI Zhu, WANG Rui. The deflection of concrete filled steel tubular column under lateral impact at low speed [J].Engineering Mechanics, 2008,25(5):170-175.

[3] 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力響應(yīng)的試驗研究和數(shù)值模擬[J].土木工程學(xué)報,2007,40(10):34-40. WANG Rui, LI Zhu, REN Gouping, et al. Experimental study and numerical simulation of the dynamic response of concrete filled steel tubes under lateral impact load [J].China Civil Engineering Journal, 2007,40(10):34-40.

[4] 鄧勇軍,姚勇,劉歡,等.薄壁方鋼管-砂卵石組合短柱軸壓力學(xué)性能研究[J].西南科技大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2014,29(3):49-53. DENG Yongjun, YAO Yong, LIU Huan, et al. Study of the mechanical properties of thin-walled square steel tube sandy pebble composite short columns to axial loads [J]. Journal of Southwest University of Science and Technology, 2014,29(3):49-53.

[5] 劉歡,姚勇,褚云朋,等.內(nèi)填砂卵石薄壁方鋼管柱軸壓性能試驗研究[J].工業(yè)建筑,2013,43(9):120-123. LIU Huan, YAO Yong, CHU Yunpeng, et al. Experimental study ofperformance of axially compressed sandy pebble filled thin-walled square steel tubular columns [J].Industrial Construction,2013,43(9):120-123.

[6] 張望喜,單建華,陳榮,等.沖擊荷載下鋼管混凝土柱模型力學(xué)性能試驗研究[J].振動與沖擊, 2006,25(5):96-101. ZHANG Wangxi, SHAN Jianhua, CHEN Rong, et al. Experimental research on mechanical behavior of concrete filled steel tubes model under impact load[J]. Journal of Vibration and Shock, 2006, 25(5): 96-101.

[7] 程小衛(wèi),李易,陸新征,等.撞擊荷載下鋼筋混凝土柱動力響應(yīng)的數(shù)值研究[J].工程力學(xué),2015, 32(2):53-63. CHENG Xiaowei, LI Yi, LU Xinzheng,et al. Numerical investigation on dynamic response of reinforced concrete columns subjected to impact loading[J]. Engineering Mechanics, 2015, 32(2): 53-63.

[8] 崔娟玲,郭昭勝,王蕊,等.熱軋H型鋼柱側(cè)向沖擊試驗研究[J].振動與沖擊,2014, 33(18):133-139. CUI Juanling, GUO Zhaosheng, WANG Rui, et al. Tests for behavior of a hot rolled H-shaped steel column under lateral impact [J].Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(18):133-139.

[9] GUPTA N K, RAY P. Simply supported empty and filled thin-square-tubular beams under central wedge loading[J]. Thin-Wall Structures,1999,34(2): 261-278.

[10] REMENNIKOV A M, KONG S Y, UY B. Response of foam-and concrete-filled square steel tubes under low-velocity impact loading[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities,2011, 25(5):373-381.

[11] 楊曉光.火災(zāi)后鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的受損鑒定與修復(fù)加固[D].天津:天津大學(xué),2006.

[12] 王蕊,郭昭勝,裴暢.局部屈曲變形損傷對H型鋼柱豎向剩余承載力影響的試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu),2014,44(21):17-22. WANG Rui, GUO Zhaosheng, PEI Chang. Experimental study on vertical residual bearing capacity of H-shaped steel column with local buckling deformation[J]. Building Structure, 2014,44(21):17-22.

[13] 張猛.受損傷圓鋼管軸壓桿件穩(wěn)定極限承載力分析研究[D].鄭州:鄭州大學(xué),2003.

[14] 鈕鵬,金春福. 幾何缺陷影響下的CFRP-方鋼管極限承載力解析解[J].工程力學(xué),2015,32: 322-326. NIU Peng, JIN Chunfu.Analytical solutions on ultimate bearing capacity of a square CFRP-steel tube member with initial imperfection[J]. Engineering Mechanics,2015,32:322-326.

[15] 裴暢.側(cè)向撞擊下H型鋼構(gòu)件動力響應(yīng)及其剩余承載力的實驗研究和仿真分析[D].太原:太原理工大學(xué),2013.

[16] 白燕.荷載參數(shù)對H型鋼柱撞擊后剩余軸壓承載能力影響的分析[D].太原:太原理工大學(xué),2015.

[17] 田力,朱聰.碰撞沖擊荷載作用下鋼筋混凝土柱的損傷評估及防護(hù)技術(shù)[J].工程力學(xué),2013,30(9):144-150. TIAN Li, ZHU Cong. Damage evaluation and protection technique of RC columns under impulsive load [J].Engineering Mechanics, 2013,30(9):144-150.

Effect of compaction factor on the mechanical property of square thin-walled steel tube columns filled with sandy pebble under impact load

XU Gang, YAO Yong, DENG Yongjun, WANG Mingming, LU Li

(College of Civil Engineering and Architecture, Southwest University of Science and Technology, Mianyang 621010, China)

Square thin-walled steel tube columns filled with sandy pebble were tested under different compaction factors and lateral impacts by a drop-hammer-tester. In the experiment, time-history curves were recorded, together with the damage form and residual deformation of specimens. Based on the damage assessment criteria of residual capacity, the index of damage degree was introduced and defined to evaluate the damage of square thin-walled steel tube columns under different impact loads. Moreover, the relationship between the compacting factor and damage degree was analyzed. The results show that the damage of specimens is mainly owing to the local failure with a certain amount of overall bending under lateral impact. The impact energy is dissipated not only by the plastic hinge energy consumption due to plastic deformation, but also the filled sandy pebble, and the more tightly compacted, the more energy consumed. Thus, the columns filled with sandy pebble show a favorable anti-collision performance. Within a certain range of compaction factor, the damage degree first increases then decreases with the increase of compaction factor, and its changing rate is greater when the discrete degree of sandy pebble is smaller.

compaction factor; sandy pebble; square thin-walled steel tube column; impact load; damage degree

國家自然科學(xué)基金(51308479);四川省科技創(chuàng)新苗子工程(2015034);西南科技大學(xué)研究生創(chuàng)新基金資助(14YCX097)

2015-09-01 修改稿收到日期：2015-11-28

徐剛 男，碩士，1991年5月生

姚勇 男，博士，教授，1972年2月生

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10.13465/j.cnki.jvs.2017.02.029