側向沖擊下方鋼管混凝土構件動力響應的參數研究

蔡健，余瑜，陳慶軍，李玉楠，葉嘉彬

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側向沖擊下方鋼管混凝土構件動力響應的參數研究

蔡健1, 2，余瑜1，陳慶軍1, 2，李玉楠1，葉嘉彬1

(1. 華南理工大學 土木與交通學院，廣東 廣州，510641； 2. 華南理工大學 亞熱帶建筑科學國家重點實驗室，廣東 廣州，510641)

運用ABAQUS/Explicit有限元軟件對方鋼管混凝土(CFRST)構件的側向沖擊過程進行數值模擬，研究沖擊高度、截面含鋼率、沖擊位置、材料強度、構件長細比等對方鋼管混凝土構件沖擊力和撓度變形的影響；基于剛塑性梁理論，提出計算方鋼管混凝土構件截面動力受彎承載力提高系數的實用計算公式。研究結果表明：截面含鋼率和長細比是影響沖擊持續時間和沖擊力平臺值的敏感因素；減小沖擊高度和構件長細比，增加截面含鋼率可顯著減小構件沖擊點處的撓度；鋼材屈服強度、截面含鋼率、長細比和沖擊速度是影響構件截面動力受彎承載力的重要參數。

側向沖擊；方鋼管混凝土；數值模擬；參數分析；簡化塑性理論

鋼管混凝土結構已廣泛應用于各類土木工程結構，如超高層建筑大跨空間結構、電力塔架、地鐵站、橋墩等。與傳統的圓鋼管混凝土構件相比，方鋼管混凝土(CFRST)構件具有截面慣性矩大、節點施工簡易等優點。在實際工程設計中，大多只考慮恒載、活載等靜力荷載，以及風荷載、地震作用等動力荷載，而忽略了作用時間極短、能量巨大的動態沖擊荷載。沖擊荷載可引起結構構件的快速變形，形成塑性區域，嚴重時將導致結構整體倒塌，喪失承載能力，危害結構安全，造成巨大損失。近年來，沖擊事故頻頻發生，如車輛撞擊、船舶撞擊、爆炸等，已引起研究者們的高度關注，因此，對方鋼管混凝土構件在沖擊荷載下的動態響應及影響參數的研究具有重要意義。目前，人們對受側向沖擊的方鋼管混凝土構件已展開一系列研究，主要以研究構件在側向沖擊作用下的動力響應與破壞模式為主，但針對沖擊荷載方面的理論研究較少。TOMII等[1]對方鋼管混凝土柱進行擬靜力試驗和模型分析，發現在高軸壓比情況下，試件尚未出現剪切破壞和黏結破壞等現象，表明方鋼管混凝土構件具有良好的延性和較低的耗能。BAMBACH等[2?3]進行方鋼管混凝土構件沖擊荷載下的靜力和動力性能試驗和數值模擬研究，其結果表明細長鋼管混凝土構件容易發生早期斷裂，導致耗能能力下降。郭玉榮等[4]通過對2個圓鋼管混凝土柱試件進行水平沖擊試驗和ABAQUS 模擬研究，發現鋼管混凝土柱的整體失效過程可分為沖擊局部響應、柱頂支座響應、穩定響應和卸載響應這4個階段。王蕊等[5]對3種不同套箍系數的鋼管混凝土簡支梁在側向沖擊荷載作用下的動力響應進行了系統研究，提出了在低速沖擊下鋼管混凝土梁整體變形的計算公式。HAN等[6?7]對高強鋼管混凝土、雙鋼管混凝土及變截面鋼管混凝土構件進行了落錘沖擊試驗和數值模擬。AGHDAMY等[8]基于鋼管混凝土柱側向沖擊試驗，對多個參數進行敏感度分析，其結果表明鋼管厚徑比對沖擊力峰值、沖擊力平臺值和最大撓度的影響很大。研究者們基于剛塑性理論和簡化塑性鉸理論，簡化了沖擊模型：侯川川[9]通過回歸分析得到圓鋼管混凝土構件動力受彎承載力提高系數的相關函數，考慮的影響因素有沖擊初始速度、鋼材屈服強度、構件截面含鋼率和截面面積；王蕊[10]基于剛塑性理論，考慮塑性鉸的長度，由沖擊初始速度、構件長度、剪切剛度、支座彎矩推導出沖擊荷載下兩端固支的圓鋼管混凝土的最大跨中撓度計算公式；瞿海雁等[11]對兩端固支的圓鋼管混凝土側向沖擊模型進行簡化分析，通過定義塑性鉸區域，發現當截面達到動態極限彎矩時可由彎矩和沖擊動能求出轉角；李文亮[12]對側向沖擊下的懸臂和簡支的鋼管混凝土構件進行數值模擬，通過構件變形獲得轉角，并計算出構件形成塑性鉸時所能承擔的動塑性極限彎矩，發現相同構件在同一工況下的支座約束條件對動塑性極限彎矩的影響小于10%。綜上可知，現有研究與成果大多只針對圓鋼管混凝土構件，對方鋼管混凝土構件在側向沖擊下動力響應的系統研究較少。為此，本文作者運用ABAQUS/Explicit有限元軟件建立方鋼管混凝土構件側向沖擊模型，探究沖擊高度、截面含鋼率、長細比、沖擊位置、材料強度等參數對方鋼管混凝土構件動力性能的影響；基于剛塑性理論，計算側向沖擊荷載下方鋼管混凝土構件的動態塑性彎矩以及動力受彎承載力提高系數，并利用回歸分析方法，提出動力受彎承載力提高系數的估算公式。

1 數值模擬概況

1.1 模型設計

本文以文獻[2]中的方鋼管混凝土試件動態試驗結果為依據，使用ABAQUS/Explicit有限元軟件進行數值模擬。CFRST構件有限元模型示意圖如圖1所示。方鋼管混凝土構件模型截面邊長為50 mm，鋼套管厚度為1.6 mm，構件長1 cm，兩端為長度為150 mm的固支約束端；沖擊體長×寬×高為80 mm×80 mm ×30 mm，沖擊面長×寬為80 mm×30 mm，質量為600 kg，沖擊高度為1.975 m。

式中：為質量；0為沖擊速度；為沖擊高度；為重力加速度。

根據能量守恒原理(見式(1)~(2))，由式(2)計算可得沖擊速度為6.2 m/s。

圖1 有限元模型示意圖

沖擊位置于被沖擊構件跨中的正上方，沖擊體與被沖擊構件之間存在一定距離(6 mm)，以便于模擬分析。賦予沖擊體重力加速度和初速度，由于沖擊過程持續時間一般較短，故取模擬的沖擊過程計算時間為0.03 s。

核心混凝土強度等級為C50，采用劉威[13]提供的鋼管混凝土單軸受壓應力應變模型，引入約束效應系數，以考慮鋼管對混凝土的約束作用。由于混凝土抗拉性能較弱，采用文獻[14]中的混凝土受拉應力公式表示其單軸受拉應力?應變關系。在ABAQUS材料設置中，混凝土使用軟件內置的塑性損傷模型(concrete damaged plasticity)，具體參數設置如表1所示[15]。表1中：為泊松比；為密度；a為彈性模量；為流動勢偏心率；f為雙軸極限抗壓強度與單軸極限抗壓強度之比；c為拉伸子午面和壓縮子午面上的第二應力不變量的比值；為黏性系數；為膨脹角。

表1 混凝土材料參數[15]

鋼材參數[2]如下：密度為7 850 kg/m3，屈服強度為450 MPa，抗拉強度為504 MPa，彈性模量采用規范規定的206 GPa，泊松比為0.3，失效應變為0.16。在ABAQUS材料設置中，鋼材采用基于Von Mises屈服準則的理想彈塑性模型。

混凝土采用C3D8R實體單元，鋼管采用S4R殼體單元。鋼材與混凝土的網格邊長為20 mm，均勻劃分。鋼管與混凝土間為面?面接觸，切向摩擦因數采用文獻[16]中的鋼管和混凝土界面切向方向的庫侖?摩擦因數sc，取值為0.6；法線方向的接觸屬性為硬接觸。沖擊體和鋼管的接觸為面?面接觸，切線方向摩擦因數為0，法線方向的接觸屬性為硬接觸。

1.2 模型驗證

由于文獻[2]中試驗構件截面小，沖擊力大，試驗后構件已發生破壞，沖擊持續時間為8 ms，破壞時構件的跨中撓度為35 mm。在數值模擬過程中，以達到試件發生破壞時的跨中撓度為模擬模型的失效標準。

定義變量為構件跨中撓度與截面高度的比值，圖2所示為模擬模型與試驗中的沖擊力與的關系。由圖2可知：二者的沖擊力峰值接近(相對誤差為7.6%)，對應的沖擊力震蕩周期與幅度相近。在構件破壞前，即構件跨中撓度小于35 mm時，數值模擬結果和試驗結果擬合較好。

內能是能量的綜合，在本模型中，內能(ALLIE)由沙漏能(ALLAE)、塑性應變能(ALLPD)和可恢復的彈性應變能(ALLSE)組成，其中沙漏能(ALLAE)是在有限元計算過程中由于減縮積分單元的沙漏現象而引起的附加能量，其在總內能中的占比是評估動態有限元模型的重要指標。圖3所示為在沖擊加載下的構件內能時程曲線。由圖3可見：沙漏能約為內能的3.0%，表明計算結果是可靠的。由此可見，本文采用的數值模擬方法是合理且可靠的。

由于構件支座約束對稱，選取構件的一半進行分析。圖4所示為構件在沖擊時間為0.12 ms時的應力云圖。由圖4可見：此時構件已出現明顯的應力集中區域，主要集中在構件受沖擊位置，該區域的構件材料應力均已達到屈服值。圖5所示為構件在破壞時刻(8 ms)的等效塑性應變云圖。由圖5可見：等效塑性應變區域主要集中在構件支座兩端和受沖擊位置，其中鋼套管的等效塑性應變比混凝土的大。由圖5(a)可知：沖擊位置處受壓區混凝土塑性應變比其受拉區的塑性應變大，這是因為受拉區混凝土開裂后，等效塑性應變不再增加，而受壓區處混凝土擠壓破碎后仍處于擠壓狀態，等效塑性應變持續累積。由圖5(b)可知：沖擊位置處鋼管底部的等效塑性應變最大，表明鋼套管可為核心區混凝土提供良好的約束作用。

1—ALLIE；2—ALLAE；3—ALLPD；4—ALLSE；

圖4 構件應力云圖

圖5 構件等效塑性應變云圖

2 動力響應參數研究

根據1.1節中ABAQUS模擬模型的條件設置，并參考文獻[2]中方鋼管截面的截面含鋼率，設計方鋼管混凝土構件初始模型的截面邊長為95 mm，長度為1.8 cm，鋼管壁厚為3.1 mm，兩端為邊長為300 mm的固支約束端；沖擊體質量為202.8 kg。鋼材選用Q235低碳鋼材，彈性模量為206 GPa；核心混凝土強度等級為C50。

在該初始模型的基礎上，依次改變沖擊體的沖擊高度、鋼套管厚度、沖擊位置、構件長度和材料屈服強度，以探究上述各參數對方鋼管混凝土構件在側向沖擊作用下動力響應的影響。

2.1 沖擊高度對構件沖擊力和跨中撓度的影響

在初始模型的基礎上，取沖擊高度為2，4，6，8和10 m，探究沖擊高度對模型的沖擊力和跨中撓度的影響。

圖6所示為不同沖擊高度下構件沖擊力及跨中撓度時程曲線。由圖6(a)可知：隨著沖擊高度增大，沖擊力達到峰值的時間變短，峰值變大。在0＜＜1 ms時，沖擊力開始衰減，進入平臺期，各工況下構件的沖擊力時程曲線形狀基本一致；隨著沖擊能量提高，構件受沖擊作用的持續時間延長，而平臺力增長不明顯，但在=8 m和=10 m工況中，沖擊力平臺值比較接近，表明沖擊力平臺值可能存在1個極限。

由圖6(b)可知：隨著沖擊高度增大，構件跨中撓度及其變形速率都變大；沖擊高度每提高2 m，構件跨中撓度增加約25 mm；在所有工況中，在構件撓度達到最大值后，構件撓度均有所回彈，但恢復的彈性變形不大。

2.2 截面含鋼率對構件沖擊力和跨中撓度的影響

在初始模型的基礎上，通過設計不同的截面含鋼率，確定各構件的鋼管壁厚，探究截面含鋼率對側向沖擊作用下方鋼管混凝土構件動力響應的影響。不同截面含鋼率構件具體參數見表2，其中為截面含鋼率，s/c，s為構件鋼管的橫截面面積，c為構件混凝土的橫截面面積；s為鋼管壁厚。對試件跨中進行側向沖擊作用，取沖擊體高度為6 m，即初始沖擊速度為10.8 m/s。

圖7所示為不同截面含鋼率構件沖擊力及跨中撓度時程曲線。由圖7(a)可知：相比構件SA(截面含鋼率為0.10)，構件SB(截面含鋼率為0.15)的沖擊力峰值增大23%，構件SC(截面含鋼率為0.20)的沖擊力峰值增大約57%，這是因為截面含鋼率提高使得構件截面剛度變大，在沖擊作用下構件的動力響應愈加劇烈。另外，由于動量恒定，沖擊力持續時間會變短。因此，隨著截面含鋼率增大，構件沖擊力峰值和沖擊力平臺值也隨之增大，但沖擊力持續的時間逐漸縮短。

由圖7(b)可知：隨著方鋼管混凝土構件的截面含鋼率增大，跨中撓度減小；相比構件SA，構件SB的跨中最大撓度減小28%，構件SC減小44%。這是因為截面含鋼率增大可提高構件的抗彎剛度，進而減小構件變形。因此，增加構件的截面含鋼率，可有效地提高構件的抗變形能力。

2.3 長細比對構件沖擊力和跨中撓度的影響

在初始模型的基礎上，通過改變構件長度從而改變構件長細比。設構件LA，LB和LC的長度分別為1 400，1 800和2 200 mm，長細比分別為47.92，61.61和75.31。構件兩端固支約束長度為300 mm，初始撞擊速度為10.8 m/s。

圖8所示為不同長細比下構件沖擊力及跨中撓度時程曲線。由圖8(a)可知：長細比對構件的沖擊力峰值幾乎沒有影響，而對其平臺值有明顯的影響。在3組構件中，構件LA的長細比最小，其沖擊力時程曲線沒有震蕩部分，平臺值基本維持在沖擊力峰值附近，隨后沖擊體開始反彈向上運動離開構件，此時沖擊力迅速衰減為0 kN。相比構件LA，構件LB的長細比增加29%，沖擊力峰值減少13%，沖擊力平臺值減少27%；構件LC的長細比增加57%，沖擊力峰值減少14%，沖擊力平臺值減少36%。由此可見：長細比減小可有效地增大端部的約束程度，增加構件剛度，提高沖擊力平臺值，縮短沖擊體作用在構件上的時間。

表2 不同截面含鋼率構件截面參數

沖擊高度H/m：1—2；2—4；3—6；4—8；5—10。

截面含鋼率：1—0.10；2—0.15；3—0.20。

構件長度：1—1 400；2—1 800；3—2 200。

由圖8(b)可見：長細比可明顯地影響構件的變形；相比構件LA，構件LB的最大跨中撓度增加約50%，構件LC的跨中最大撓度增加約100%。因此，在構件設計中，適當減小構件的長細比可有效抑制構件在沖擊荷載下的變形。

2.4 沖擊位置對構件沖擊力和沖擊點撓度的影響

為探究撞擊位置對方鋼管混凝土構件損傷及動力響應的影響，對初始模型的1/2，1/3和1/4處(為構件長度)進行側向沖擊，對應構件依次記為構件A，B和C。初始沖擊速度0=10.8 m/s，方鋼管混凝土構件截面含鋼率為0.15。不同沖擊位置下方鋼管混凝土構件破壞形態如圖9 所示。

圖10(a)所示為不同沖擊位置下構件沖擊點的沖擊力時程曲線。由圖10(a)可見：隨著沖擊點與支座距離減小，沖擊力峰值和平臺值變大，沖擊過程持續時間縮短。相比構件A，構件B的沖擊力峰值增大10%，構件C的沖擊力峰值增大15%；構件B的沖擊力平臺值增大15%，構件C的沖擊力平臺值增大27%。這是因為減小沖擊點與支座的距離可導致相同沖擊力下構件的最大彎矩減小，使構件可承擔更大沖擊荷載。另外，由于系統的動能守恒，故沖擊持續時間減少。

圖9 不同沖擊位置下構件破壞形態

沖擊位置：1—1/2L；2—1/3L；3—1/4L。

圖10(b)所示為不同沖擊位置下構件沖擊點的撓度時程曲線。由圖10(b)可見：隨著沖擊點與支座距離減小，沖擊點處撓度變形減小，并且更快達到穩定值。相比構件A，構件B沖擊點處最大撓度減少約12%；構件C沖擊點處最大撓度減少約36%。這是因為當沖擊位置靠近支座時，構件剪跨比減小，沖擊能量被支座所吸收的比例變大。因此，減小沖擊點與支座的距離，可有效減少構件的變形。

2.5 鋼材屈服強度對構件沖擊力和跨中撓度的影響

在初始模型的基礎上，當沖擊速度0=10.8 m/s，鋼材屈服強度分別為300，325，350，375，400和 425 N/mm2時，研究鋼材屈服強度對方鋼管混凝土構件在沖擊荷載下動力響應的影響。

屈服強度/(N?mm?2)：1—300；2—325；3—350；4—375；5—400；6—425。

圖11所示為不同鋼材屈服強度下構件沖擊力及跨中撓度時程曲線。由圖11(a)可知：鋼材屈服強度增大可在一定范圍內增強構件整體強度，因此，隨著鋼材屈服強度提高，沖擊力峰值和平臺值略有提高。鋼材屈服強度每提高25 N/mm2，沖擊力峰值提高1%~8%，沖擊力平臺值提高約6%，提高效果不明顯。由于整體模型的能量恒定，對于沖擊力震蕩幅度大的構件，其沖擊力持續作用時間會減少。由圖11(b)可知：鋼材屈服強度提高可使構件變形減少，鋼材屈服強度每提高25 N/mm2，跨中最終撓度可減小約5%，但鋼材屈服強度對撓度變形速率幾乎沒影響。

2.6 混凝土強度對構件沖擊力和跨中撓度的影響

在初始模型的基礎上，依次改變混凝土強度等級為C50，C60和C70，以研究混凝土強度對方鋼管混凝土構件在沖擊荷載下動力響應的影響，初始沖擊速度為0=10.8 m/s。

圖12所示為不同混凝土強度等級下構件沖擊力和跨中撓度時程曲線。由圖12可知：3個構件的沖擊力時程曲線和跨中撓度時程曲線圖基本重合，表明混凝土強度對試件的動力響應幾乎沒影響，核心混凝土在沖擊過程中主要起支撐作用，以防止鋼管發生局部屈曲。

混凝土強度等級：1—C50；2—C60；3—C70。

綜上可知：6個參數(沖擊高度、截面含鋼率、長細比、沖擊位置、鋼材強度、混凝土強度)對方鋼管混凝土構件沖擊力峰值、沖擊平臺值、沖擊持續時間以及沖擊點處的最終撓度均有不同程度的影響。

綜合對比不同參數條件下構件的沖擊力時程曲線可知沖擊過程可大致分為3個階段：第1階段，沖擊力迅速由0 kN上升到峰值，持續時間短，沖擊力大；第2階段，沖擊力開始迅速衰減，震蕩達到穩定，近似形成1個沖擊力穩定平臺，此階段持續時間最長；第3階段，沖擊力由穩定平臺值迅速衰減至0 kN，沖擊過程結束。

在同一沖擊系統中，當輸入系統的能量相同時，即輸入相同的沖擊初速度，沖擊持續時間越長，對應的沖擊力平臺值越小。圖13所示為不同參數條件下構件的沖擊持續時間對比圖。由圖13可知：當輸入沖擊能量相同時，截面含鋼率和長細比對沖擊持續時間和沖擊力平臺值產生影響，材料強度的影響效果不明顯；隨著沖擊高度增大，輸入系統的能量增大，沖擊持續時間增加。

對比不同參數條件下構件的撓度可知：沖擊點處的撓度隨著沖擊持續時間延長而近似呈線性增長，當沖擊力達到穩定平臺值附近時，撓度達到最大值。雖然各工況下撓度在達到最大值后均有所回彈，但恢復的彈性變形很小，因此，可認為試件的跨中部位已形成塑性鉸。圖14所示為不同參數條件下構件的最終撓度對比圖。由圖14可知：沖擊高度、截面含鋼率和長細比對構件的沖擊變形影響效果最明顯，沖擊位置次之，材料強度的影響效果最小。因此，增加截面含鋼率，減小構件長細比是提高構件的抗沖擊變形能力的有效方法。

圖13 不同條件下構件沖擊持續時間對比

圖14 不同條件下構件最終撓度對比

3 簡化剛塑性理論

3.1 簡化剛塑性理論公式

由剛塑性理論可知：在沖擊過程中，大部分沖擊能量轉化為構件的塑性應變能，且主要集中在“塑性鉸”區域，可采用“等效塑性鉸”方法對相關沖擊試驗及其非線性有限元分析結果進行分析[9?12]。

本文在上述基礎上對模擬模型進行簡化處理。假設方鋼管混凝土構件在跨中受到沖擊荷載作用并達到破壞狀態，則將在跨中及梁端形成塑性鉸，如圖15所示。其中1和2為構件在破壞狀態時于梁端形成的轉角，3和4為構件在破壞狀態時，跨中處左右梁段與水平線的夾角。

圖15 方鋼管混凝土塑性鉸簡化模型

本文采用的簡化模型不考慮塑性鉸長度的影響，定義動態塑性彎矩d為構件在破壞狀態時，于轉角處對應的構件截面彎矩。本文模型為兩端固支約束，當沖擊點位于跨中時，可認為破壞后出現在跨中左、右的2個梁段在破壞前的邊界約束情況一致，因此，在4個轉角處對應的構件截面動態塑性彎矩d相等。

假設構件受到側向沖擊后進入穩定階段，跨中最終撓度主要由塑性變形產生，可認為塑性耗能P是由構件4個轉角處的動態塑性彎矩d與轉角i的乘積之和確定。

式中：=1，2，3，4。

本文模型的結構形式、約束情況以及荷載條件皆關于跨中對稱，此時的轉角可簡化為

式中：為跨中最終撓度。

將式(4)代入式(3)，則動態塑性彎矩d可表示為

由文獻[16]可知鋼管混凝土受彎破壞時的靜態極限彎矩su的表達式為

(6)

式中：scm為抗彎模量，在方鋼管混凝土構件中，scm=2/6；為構件截面寬度；為構件截面高度；m為受彎承載力計算系數，在方鋼管混凝土構件中，m=1.04+0.48ln(+0.1)；scy為鋼管混凝土軸心受壓時的強度指標，對于方鋼管混凝土，scy=(1.18+0.85)c；c為混凝土軸心抗壓強度設計值；為約束效應系數，=y/c；y為鋼材屈服強度設計值。

參考文獻[9]，并結合式(5)和式(6)，可定義動力受彎承載力提高系數d為

不同沖擊高度下的動力受彎承載力提高系數d見表3。其中，動力受彎承載力提高系數d由式(7)計算得到，靜態極限彎矩su和動態塑性彎矩d分別由式(6)和式(5)計算得到，塑性應變能P和跨中最終撓度由有限元模擬分析得到。

表3 沖擊高度下的動力受彎承載力提高系數Rd

3.2 實用計算公式

基于上述研究，選取參數分析中影響動力受彎承載力提高系數d的關鍵性因素，包括沖擊速度、截面含鋼率、鋼材屈服強度、長細比，對其數據結果進行回歸分析計算，獲得動力受彎承載力提高系數d的實用計算公式：

式中：

實用計算公式的參數適用范圍見表4。

圖16所示為數值模擬與簡化公式計算得到的動力受彎承載力提高系數計算d的比較結果。由圖16可知：兩者相對誤差在3%以內，說明擬合效果較好。

表4 實用計算公式的參數適用范圍

圖16 動力受彎承載力提高系數Rd模擬值與計算值的比較

4 結論

1) 側向沖擊荷載下方鋼管混凝土構件的動力響應受到多種因素的影響，如沖擊高度、截面含鋼率、長細比、沖擊位置以及材料屈服強度等；提高沖擊高度、截面含鋼率、鋼材屈服強度，減小長細比，減小沖擊點與支座的距離，均可提高沖擊力平臺值，并縮短沖擊力持續時間；提高截面含鋼率、鋼材屈服強度、減小沖擊高度、減小沖擊點與支座的距離、減小長細比，均可減小沖擊點處的撓度；核心混凝土強度的影響作用基本可以忽略。

2) 沖擊速度、截面含鋼率、鋼材屈服強度和構件長細比均對動力受彎承載力提高系數d產生影響，其取值為1.21~1.50。

3) 本文提出的實用計算公式能在一定范圍內預估側向沖擊下方鋼管混凝土構件的動力受彎承載力提高系數d。

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Parameter study on dynamic response of concrete filled square tube under lateral impact

CAI Jian1, 2, YU Yu1, CHEN Qingjun1, 2, LI Yunan1, YE Jiabin1

(1. School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China; 2. State Key Laboratory of Subtropical Building Science, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China)

ABAQUS/Explicit software was used to simulate the concrete-filled rectangular steel tube(CFRST) specimens under lateral impact. The effects of five main parameters including impact height, sectional steel ratio, impact location, material strength and slenderness ratio on impact force and deflection of CFRST were studied. Based on the rigid-plastic beam theory, a useful formula was proposed to calculate the dynamic flexural capacity strengthening factor (cross-section dimension) of the CFRST. The results show that sectional steel ratio and slenderness ratio are the sensitive factors that affect impact time duration and force platform value. Reducing the impact height and slenderness ratio, and increasing the sectional steel ratio can decrease the CFRST deflection remarkably at the impact point. The steel yield strength, sectional steel ratio, slenderness ratio and impact velocity are proved to be the control parameters of the CFRST cross-sectional dynamic flexural capacity.

lateral impact; concrete filled rectangular steel tube(CFRST); numerical simulation; parametric analysis; simplified plasticity theory

10.11817/j.issn.1672?7207.2019.02.021

TU398.9

A

1672?7207(2019)02?0409?11

2018?03?11；

2018?05?11

國家自然科學基金資助項目(51578246)；廣東省自然科學基金資助項目(2017A030313263)；華南理工大學亞熱帶建筑科學國家重點實驗室自主研究課題(2015ZA04)(Project(51578246) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (2017A030313263) supported by the Natural Sciences Foundation of Guangdong Province; Project(2015ZA04) supported by the Independent Research Program of State Key Laboratory of Subtropical Building Science of South China University of Technology)

陳慶軍，博士，副教授，從事結構理論、結構仿真分析等研究；E-mail：qjchen@scut.edu.cn

(編輯 伍錦花)