中空夾層金屬管混凝土構(gòu)件側(cè)向沖擊試驗研究*

石 巖， 李宣瑩， 張君博， 劉菲菲， 張紀剛

(1.福建工程學(xué)院土木工程學(xué)院 福州，350118) (2.青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院 青島，266033)

(3.山東省高等學(xué)校藍色經(jīng)濟區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心 青島，266033)

引 言

中空夾層鋼管混凝土是基于傳統(tǒng)的鋼管混凝土發(fā)展而來的，它是將內(nèi)、外兩層鋼管同心放置，往鋼管之間澆灌混凝土而形成的新型組合結(jié)構(gòu)。這種構(gòu)件除了具有承載能力高、耐火性能良好以及施工方便等優(yōu)點，同時因為填充混凝土分別受到外鋼管的套箍作用和內(nèi)鋼管的支撐作用，使得構(gòu)件整體具有抗彎剛度大、側(cè)向變形小及自重輕的獨特優(yōu)勢。在海冰覆蓋的海洋環(huán)境中，采用中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件作為導(dǎo)管架海洋平臺結(jié)構(gòu)中的導(dǎo)管腿，能夠大大增加結(jié)構(gòu)遭受冰荷載作用時的可靠性與安全性[1]。

目前，中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件在沖擊荷載下的力學(xué)性能已經(jīng)有了一些進展工作。王洪欣等[2]在落錘試驗機上對4根中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件進行沖擊試驗，研究參數(shù)包括落錘高度和試件空心率。曹浩煜[3]以中空夾層鋼管混凝土柱為研究對象，利用試驗以及有限元分析側(cè)向撞擊下構(gòu)件的力學(xué)性能。Wang等[4]對外包纖維增強復(fù)合材料的中空夾層鋼管混凝土組合構(gòu)件的抗沖擊性能進行了試驗研究。Aghdamy等[5]采用ANSYS/LS-DYNA軟件中的顯式分析模塊模擬預(yù)加軸力的中空夾層鋼管混凝土柱的側(cè)向沖擊過程和柱的破壞模式。辜應(yīng)卓[6]采用數(shù)值分析的方法，建立高強鋼和普通鋼圓套圓中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的側(cè)向沖擊有限元模型。文獻[7-8]對高層或超高層中底層不銹鋼-混凝土-鋼管組合構(gòu)件在兩端固定情況下受到橫向沖擊的力學(xué)性能進行了研究。可以看出，對構(gòu)件的動力性能研究多針對同種材料和單次沖擊。

筆者提出新型中空夾層金屬管混凝土導(dǎo)管腿來代替原導(dǎo)管架式海洋平臺的空心鋼制導(dǎo)管腿，外管分別為Q345鋼、奧氏體304級不銹鋼和T6061鋁合金材質(zhì)，沖擊形式分別為單次沖擊和連續(xù)沖擊，研究構(gòu)件受到橫向沖擊的動態(tài)響應(yīng)，并與空管金屬構(gòu)件進行對比。最后，基于有限元ABAQUS對單次沖擊構(gòu)件的試驗數(shù)據(jù)進行了對比驗證。

1 試驗概況

1.1 構(gòu)件信息及性能

本次沖擊試驗共設(shè)計了16根構(gòu)件，包括11根組合構(gòu)件和5根空管構(gòu)件，其中，組合構(gòu)件截面采用圓套圓形式，構(gòu)件信息如表1、表2所示。外管徑和內(nèi)管徑分別為114和50 mm，壁厚分別為3和2.5 mm，填充混凝土為C40級，構(gòu)件兩端各約束150 mm。外管材質(zhì)包含Q345鋼、奧氏體304級不銹鋼和T6061鋁合金，內(nèi)管材質(zhì)均為Q345鋼。

表1 單次沖擊構(gòu)件信息表Tab.1 The components under single impact load

表2 連續(xù)沖擊構(gòu)件信息表Tab.2 The components under continuous impact load

構(gòu)件中所用的內(nèi)、外管的具體力學(xué)性能參數(shù)見表3，澆筑混凝土之前先將鋼管一側(cè)焊上200 mm×200 mm×10 mm的端板，澆筑過程中借助插入式振搗棒對混凝土分層振搗，振搗完畢的構(gòu)件放在室外灑水養(yǎng)護28天。

表3 鋼管力學(xué)性能參數(shù)表Tab.3 Mechanical properties of steel tube

1.2 試驗裝置

沖擊試驗是利用哈爾濱工業(yè)大學(xué)的重力式落錘沖擊試驗機完成，試驗裝置如圖1所示。落錘質(zhì)量為427 kg，由控制平臺操作提升、定位與釋放，重力勢能轉(zhuǎn)化為動能對構(gòu)件實現(xiàn)沖擊過程。

圖1 試驗裝置和錘頭尺寸(單位:mm)Fig.1 Test device and hammer dimensions (unit:mm)

本次沖擊試驗的邊界條件均設(shè)計為兩端固定，每端設(shè)計上、下2個鋼支座，中間用4只8.8級M24的高強螺栓固定連接，下支座再與試驗底座牢固連接，保證構(gòu)件不會發(fā)生滑移情況。

1.3 試驗主要測試內(nèi)容

本次沖擊試驗測試的內(nèi)容主要包括：沖擊力(F)時程曲線，通過固定在錘頭上的壓電式力傳感器進行測量；構(gòu)件跨中底部殘余撓度(Δ0)，采用動態(tài)位移傳感器測量；外管表面應(yīng)變(ε)時程曲線，選用電阻式應(yīng)變片布置在相應(yīng)測點，監(jiān)測構(gòu)件外管縱向應(yīng)變時程曲線；構(gòu)件沖擊全過程通過Phantom V310高速攝像機進行記錄。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 沖擊過程

圖2為高速攝像機記錄到的構(gòu)件(SS-3)沖擊全過程。可以看到，從觸發(fā)落錘到?jīng)_擊結(jié)束的整個過程可以被分解為幾個階段：①落錘釋放，重力勢能轉(zhuǎn)化為動能；②落錘第1次與構(gòu)件發(fā)生接觸；③構(gòu)件獲得初速度與落錘一起向下運動，并且速度不斷降低；④落錘與構(gòu)件速度降為零，兩者之間相對靜止，此時跨中撓度達到最大值；⑤構(gòu)件開始回彈，同時與落錘以同樣的速度向上運動；⑥能量耗盡，落錘最終靜止在構(gòu)件表面，代表整個沖擊過程結(jié)束。

圖2 沖擊試驗全過程Fig.2 The process of impact test

2.2 沖擊力時程曲線

2.2.1 單次沖擊的沖擊力時程曲線

以圖3(f)為例觀察沖擊力時程曲線，組合構(gòu)件的整個沖擊過程分為峰值段、調(diào)整段、平臺段及卸載段等幾個階段；而空管構(gòu)件的曲線走勢出現(xiàn)了極大差別，曲線變化緩慢并且沒有出現(xiàn)峰值階段。可以說明：組合構(gòu)件相較于空管構(gòu)件，由于內(nèi)部混凝土的填充，極大地增強了構(gòu)件局部變形的剛度；鋼管對混凝土的約束作用使得混凝土處于三向受力狀態(tài)，混凝土強度有所提高，組合構(gòu)件耗能能力明顯優(yōu)于空管構(gòu)件。

由于傳感器測量故障，導(dǎo)致CS-3構(gòu)件數(shù)據(jù)缺失；另外HLV-3構(gòu)件因沖擊能量過大外管發(fā)生撕裂，所以取前半段有效數(shù)據(jù)。觀察圖3(a)，(e)中LV-1和CS-4構(gòu)件的曲線走勢并結(jié)合高速攝像機對全過程的記錄，判斷曲線中出現(xiàn)了2個平臺段：沖擊能量過大，構(gòu)件在第1個平臺段結(jié)束時外管出現(xiàn)開裂損傷；沖擊力瞬間卸載后由于內(nèi)部混凝土仍能提供一定的抗沖擊能力，使得出現(xiàn)第2個平臺段來延緩構(gòu)件的破壞。

圖3 不同沖擊高度下構(gòu)件沖擊力時程曲線Fig.3 Time history curves of members under different impact heights

平臺段是沖擊過程中主要的耗能階段，觀察組合構(gòu)件在相同的沖擊能量下，外管材質(zhì)從鋁合金到不銹鋼再到Q345鋼，平臺值越來越大，沖擊持續(xù)時間越來越短。其中，鋁合金組合構(gòu)件在1 m高度作用下外管即發(fā)生破壞，相較于其他2種材質(zhì)起始高度為2.5m時沒有出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，鋁合金組合構(gòu)件的整體抗沖擊性能較弱。結(jié)合圖3與表3中金屬材料力學(xué)性能參數(shù)，判斷普通鋼與不銹鋼的差異性與屈服強度有關(guān)。因為沖擊屬于瞬時荷載，變形與損傷在瞬間完成，但是不銹鋼組合構(gòu)件一直承受到?jīng)_擊高度為4.5 m時依然沒有出現(xiàn)外觀損傷，良好的延伸率使其抗沖擊潛力巨大。從沖擊能量的角度，以構(gòu)件外觀沒有出現(xiàn)明顯損傷為標準，判斷鋁合金、普通鋼及不銹鋼組合構(gòu)件的承受極限分別為4.18 kJ以下、12.55～14.65 kJ之間以及18.83 kJ以上。

2.2.2 連續(xù)沖擊的沖擊力時程曲線

連續(xù)沖擊，即保證每次落錘質(zhì)量與高度皆不變，對構(gòu)件進行多次沖擊。構(gòu)件在實際工作中很小概率會因為1次大能量沖擊而受到嚴重破壞，絕大多數(shù)是遭受小能量的多次沖擊使得構(gòu)件中損傷與裂紋不斷積累與擴展，小能量的多次沖擊也是判斷構(gòu)件抗沖擊性能優(yōu)劣的形式之一。筆者對沖擊高度分別為2.5與3m的構(gòu)件采取連續(xù)沖擊的形式，試驗加載次數(shù)根據(jù)構(gòu)件破壞情況而定，加載至構(gòu)件表面出現(xiàn)損傷或者產(chǎn)生嚴重變形使構(gòu)件喪失承載能力[9]。連續(xù)沖擊構(gòu)件實際加載次數(shù)見表4。

表4 連續(xù)沖擊構(gòu)件實際加載次數(shù)Tab.4 The times of continuous impact members

圖4為連續(xù)沖擊構(gòu)件在不同沖擊高度下采集到的沖擊力時程曲線，其中SS-2.5(3)和CS-3(1)由于采集異常導(dǎo)致數(shù)據(jù)缺失?？展軜?gòu)件受到單次沖擊即發(fā)生嚴重變形，所以為保護沖擊儀器只對空管構(gòu)件進行1次沖擊作用，構(gòu)件編號中的數(shù)字代表該構(gòu)件所承受的沖擊次數(shù)。連續(xù)沖擊構(gòu)件曲線走勢同單次沖擊。另外，CS-2.5(2)的曲線截取的是2次沖擊過程，構(gòu)件在經(jīng)歷大約0.02s沖擊作用后發(fā)生卸載，但是構(gòu)件依然有較強的抗沖擊能力。相較于空管構(gòu)件1次卸載即沖擊結(jié)束而言，組合構(gòu)件由于內(nèi)部混凝土的存在對整體的抗沖擊能力有很大的提高。圖4(a)，(b)，(d)中組合構(gòu)件多次沖擊以及空管構(gòu)件單次沖擊得到的沖擊力時程曲線對比發(fā)現(xiàn)，組合構(gòu)件遭受多次不變能量的沖擊，平臺段沖擊力仍然高于空管構(gòu)件，說明外鋼管對核心混凝土起到了很好的包裹和約束作用?；炷量梢晕沾罅繘_擊能，從而降低外管受撞擊后的局部屈曲，而內(nèi)鋼管又有效地對混凝土進行支持，三者協(xié)同變形共同工作，使得組合構(gòu)件抗連續(xù)沖擊的承載能力優(yōu)于空管構(gòu)件。圖4(c)中CS-3構(gòu)件在2次沖擊后平臺段沖擊力低于空管構(gòu)件，此外不銹鋼組合構(gòu)件在小能量作用下能夠承受的加載次數(shù)多于普通鋼組合構(gòu)件，主要是由于不銹鋼相較于普通鋼具有更為優(yōu)越的延展性和強度，對核心混凝土起到了良好的約束作用，因此不銹鋼組合構(gòu)件受到小能量多次沖擊作用表現(xiàn)的性能更加優(yōu)異。

圖4 連續(xù)沖擊構(gòu)件沖擊力時程曲線Fig.4 Time history curves of members under continuous loads

2.3 跨中殘余變形分析

2.3.1 單次沖擊的跨中殘余變形

圖5為部分構(gòu)件第1次沖擊的跨中殘余撓度(Δ0)與沖擊高度(H)的關(guān)系曲線。可以看出，同組構(gòu)件的跨中殘余撓度隨著沖擊高度的增加而不斷增加，這與基本理論相符。圖5中鋁合金組合構(gòu)件在1m高度沖擊作用時跨中殘余變形達到36.36 mm，相較于另外2種材料對于沖擊荷載的承受能力略差。表5為部分構(gòu)件跨中殘余變形的具體數(shù)據(jù)，通過對比HSS，SS，HCS和CS這4組構(gòu)件可以得出：2種外管材質(zhì)，由空管構(gòu)件變?yōu)榻M合構(gòu)件，普通鋼材質(zhì)效果更加顯著；針對相同截面形式的構(gòu)件，外管材質(zhì)為普通鋼的構(gòu)件跨中殘余變形更小。

圖5 單次沖擊的構(gòu)件跨中殘余變形Fig.5 The residual deformation of members under single load

表5 構(gòu)件跨中殘余變形Tab.5 The residual deformation of members in middle span

2.3.2 連續(xù)沖擊的跨中殘余變形

圖6為2.5和3 m條件下連續(xù)沖擊構(gòu)件的跨中殘余變形數(shù)據(jù)，組合構(gòu)件在每次沖擊過程中形成的殘余變形等于該次沖擊后構(gòu)件的最終變形減去上次沖擊后構(gòu)件的最終變形。SS-2.5，SS-3的試驗數(shù)據(jù)表明，不銹鋼組合構(gòu)件在每次沖擊過程中所產(chǎn)生的殘余變形逐漸減小，因為內(nèi)部混凝土受到低能量作用時產(chǎn)生的損傷并不明顯，受到的沖擊作用反而壓實了混凝土內(nèi)部的微裂縫和微空洞，使得混凝土與內(nèi)外2層鋼管之間的結(jié)合更加緊密，提高了構(gòu)件的整體抗彎能力。

圖6 連續(xù)沖擊的構(gòu)件跨中殘余變形Fig.6 The residual deformation of members under continuous loads

3 有限元模擬

3.1 模型的建立

本研究中不銹鋼的本構(gòu)模型采用Rasmussen全局應(yīng)力-應(yīng)變曲線，同時采用Cowper-Symonds本構(gòu)模型來考慮沖擊荷載下材料應(yīng)變強化的問題。本研究應(yīng)變率較低，其計算公式如式(1)所示

(1)

鋁合金的本構(gòu)關(guān)系采用Ramberg-Osgood模型，利用10n=f0.2表達式進行描述。因為落錘沖擊的應(yīng)變率范圍對于鋁合金強度的提高影響不大，所以在鋁合金的本構(gòu)中未考慮應(yīng)變強化。普通鋼的本構(gòu)模型采用韓林海[10]提出的5段式應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，并且也考慮了應(yīng)變率強化效應(yīng)，模型及相關(guān)參數(shù)取值同不銹鋼材料。

混凝土的本構(gòu)采用動力分析中收斂性較好的塑性損傷模型，單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用韓林海[10]提供的模型，該模型考慮了組合構(gòu)件中外管對于混凝土的約束作用?；炷潦艿?jīng)_擊作用時同樣應(yīng)變強化明顯，筆者僅考慮了受壓時強度的提高，如式(2)所示

(2)

與抗壓強度相對應(yīng)的峰值壓應(yīng)變采用式(3)進行計算

(3)

其中：εcd和εcs分別為混凝土在動力加載與靜力加載時的峰值應(yīng)變。

筆者采用ABAQUS中Explicit模塊分析沖擊過程，為了保證計算速度與模型的收斂，內(nèi)、外管采用三維殼單元(S4R)，填充混凝土并固支支座，端板采用三維實體單元(C3D8R)，落錘在沖擊過程中變形很小，視作剛體，用剛體殼單元(R3D4)模擬。模型中存在的所有接觸面均采用通用接觸，即法線方向設(shè)為硬接觸，切線方向采用庫倫摩擦因數(shù)，其中外管外表面與落錘界面、不銹鋼內(nèi)表面與混凝土界面、鋁合金內(nèi)表面與混凝土界面、Q345鋼與混凝土界面、不銹鋼外表面與支座界面、Q345鋼外表面與支座界面、鋁合金外表面與支座界面庫倫摩擦因數(shù)[11-16]依次取為0，0.3，0.6，0.25，0.1，0.15和0.05，有限元模型如圖7所示。

圖7 有限元模型Fig.7 The finite element model

3.2 有限元模型驗證

為判斷模型的可靠性，筆者通過計算得到的沖擊力時程曲線、跨中殘余變形與單次沖擊構(gòu)件試驗結(jié)果作對比。限于篇幅，僅給出部分構(gòu)件的沖擊力時程曲線模擬與試驗對比。由圖8(a，b)可以看出，兩者曲線走勢基本一致，但是計算結(jié)果與試驗結(jié)果存在的偏差較大，這是由于沖擊過程中夾具與空管構(gòu)件之間的空隙會逐漸變大，并且空管構(gòu)件對于自身初始缺陷敏感性較大。圖8(c，d)為部分組合構(gòu)件的沖擊力時程曲線模擬與試驗對比，總體上曲線變化趨勢是一致的，但試驗卸載開始時間相對于計算結(jié)果提前，這是因為模型中沒有考慮外管的開裂和混凝土的裂縫擴展問題。表6為組合構(gòu)件的沖擊力峰值(Fs)、沖擊力平臺值(Fm)、沖擊持續(xù)時間(t)以及跨中殘余撓度(Δ0)試驗和模擬結(jié)果的比較，可以看出Fs,s/Fs,e的平均值和標準差分別為1.07和0.09，F(xiàn)m,s/Fm,e的平均值和標準差分別為1.00和0.06，ts/te的平均值和標準差分別為1.08和0.08，Δ0,s/Δ0,e的平均值和標準差分別為1.08和0.04?？梢姡傮w上模擬與試驗結(jié)果基本吻合。

表6 組合構(gòu)件模擬結(jié)果與試驗結(jié)果比較Tab.6 The comparison of simulation and experimental impact results

圖8 沖擊力時程曲線對比圖Fig.8 The comparison of time-history curves of impact force

4 結(jié) 論

1) 中空夾層金屬管混凝土組合構(gòu)件的抗沖擊能力要明顯優(yōu)于空管構(gòu)件。

2) 鋁合金組合構(gòu)件相較于普通鋼及不銹鋼組合構(gòu)件，整體抗彎能力較差，在單次沖擊作用下鋁合金、普通鋼及不銹鋼組合構(gòu)件的極限承受能量分別為4.18 kJ以下、12.55～14.65 kJ之間和18.83 kJ以上。

3) 連續(xù)沖擊作用下，不銹鋼組合構(gòu)件承受加載的次數(shù)最多，對于抵抗小能量多次沖擊加載更有優(yōu)勢。

4) 利用有限元ABAQUS軟件建模得到的計算結(jié)果與試驗結(jié)果基本吻合。