贾志路，王 蕊

(太原理工大学 建筑与土木工程学院，太原 030024)

近些年来，世界桥梁工程发展迅速，尤其在我国的地势险峻山区，在城市高速连接之间以及在广阔的海面上，建成了一批结构新颖、技术复杂、技术含量高的中空箱形钢管混凝土叠合柱高墩桥梁。

中空箱形钢管混凝土叠合柱具有自重轻、承载力高、延性好以及耐火性能好等优点[1-2]，在大跨和(超)高层建筑的竖向承重结构中有广泛的使用前景，此类结构发生破坏，将造成重大的人员和财产损伤。目前国内外学者主要集中于钢管混凝土叠合柱静力、抗震以及火灾方面的研究，赵均海等[3]对方形高强钢管混凝土叠合柱轴压极限承载力进行了分析，提出了方形高强钢管混凝土叠合柱的一种新的轴压极限承载力计算方法；康洪震等[4-5]进行了钢管混凝土叠合柱的轴压试验和纯弯试验，结果表明钢管混凝土叠合柱的轴压强度可由钢管混凝土强度和管外钢筋混凝土强度叠合而成，以及叠合柱的弯曲-曲率关系可简化为三折线，给出了叠合柱强度计算公式和弯曲刚度表示的三折线方程；郭全全等[6]对长细比为4.67的13个钢管混凝土叠合柱试件进行偏心受压试验，研究了柱正截面承载力随偏心距、钢管位置系数、纵筋配筋率等参数变化的规律；曹万林等[7-8]进行了多个不同构造尺寸的矩形截面钢管混凝土叠合柱模型的抗震实验和模拟分析，提出了底部加强型矩形截面钢管混凝土叠合柱正截面及斜截面承载力计算公式，同时证明了底部加强型矩形截面钢管混凝土叠合柱与普通矩形截面钢管混凝土叠合柱相比，承载力、延性和抗震耗能能力显著提高；侯舒兰等[9-10]通过有限元分析了钢管混凝土叠合柱在火灾下的耐火性研究，研究表明高温下外围混凝土的强度下降，钢管承担大部分荷载，在升、降温火灾下钢管混凝土叠合柱发生了内力重分布；徐蕾等[11]进行了钢管混凝土叠合柱试件的耐火极限试验以及有限元分析，提出钢管混凝土叠合柱耐火极限的实用计算式。

我国已颁布的《钢管混凝土叠合柱结构技术规程》对一般截面叠合柱设计起到了良好了指导作用，但还缺乏在强动力荷载作用下中空截面结构的实验研究。诸如地震、爆炸、冲击等引发的冲击强动荷载，已成为不可忽略的设计工况。为此，本文以中空箱形叠合柱为研究对象，通过实验研究了三种边界条件、两种冲击高度和轴压比对冲击力时程、跨中位移的影响以及有限元模型分析了各组件内能分配，而对进一步的机理分析将在后续文章中给予讨论。

1 实验概况

1.1 试件设计

实验设计了9根相同的箱形叠合柱，每根质量742.0 kg，试件长1 800.0 mm，净跨1 200.0 mm，截面尺寸400 mm×400 mm，箍筋在支座处为φ7.7@50 mm，在中间部分为φ7.7@100 mm，上、下层各设置3φ15.6 mm的纵筋，中间设2根直径15.6 mm纵筋；试件两端盖板厚20.0 mm，套管壁厚2 mm，盖板和套管是为了防止支座对混凝土的破坏影响，垫板槽(原设计方案为放钢板所需，但实际操作时落锤截面增大，垫板槽没用)深5.0 mm，宽100 mm，试件具体尺寸及配筋如图1(a)；试件截面如图1(b)，钢筋保护层厚度为20 mm，箍筋角端为4根钢管混凝土，钢管混凝土中心距试件外边缘为80 mm，截面中心为空八边形钢管。

对于边界条件有：固支时箱形叠合柱两端支座分别由两根矩形钢梁夹紧如图2(b)，轴压时一端固定，一端在支座与试件之间放滑动板，以利于轴压与冲击过程中试件产生伸缩，简支时将上部钢梁升起即可。各试件轴向、冲击荷载参数及实验结果如表1。

(a) 正面图(b) A-A

表1 实验结果Tab.1 The test results

1.2 试件材料

内埋钢管采用低碳钢，钢筋采用HRB400，八边形钢管采用Q345，材料力学性能实验在万能试验机上按照《金属材料室温拉伸实验方法》(GB/T 228—2002)进行，结果如表2，混凝土由商品混凝土厂配制生成，为了确定试件加载时钢管内外混凝土的实际强度，同时制作了标准立方体(150 mm×150 mm×150 mm)混凝土试块，测得钢管内外混凝土立方体抗压强度分别为71.5 MPa和62.6 MPa。其中：D为钢管外径，t为各材料厚度，fy为屈服强度，fu为抗拉强度。

表2 试件材料几何尺寸和性能Tab.2 Dimension and properties of specimens

1.3 实验加载

实验在太原理工大学结构实验室自主研发的大型落锤试验机上完成，如图2。落锤试验机主要由外围钢架、电葫芦吊机、脱钩器、锤体、锤头、落锤防护装置和轴力加载系统等组成，冲击力传感器安装在锤头中部，与锤体共同组成落锤。落锤尺寸如表3。轴力加载系统如图2(c)，每20片碟簧对合一次，一共60片，另外制作8片厚碟簧片，以便施加轴力时可以将轴力有效作用在试件上，轴力由连接在碟簧与试件之间的传感器确定，通过弹簧碟储存的弹性势能可有效解决在冲击过程中由于试件挠度的产生，使试件沿轴向方向迅速缩短，导致轴向力瞬间消失的情况[12]。

(a)实验装置示意图

(b)实验现场 (c)弹簧碟

表3 落锤参数Tab.3 Parameters of drop-weight

1.4 实验量测

实验中记录了冲击力和跨中侧向位移的时程曲线。其中，冲击力时程曲线由固定在锤头中部的力传感器记录，数据采集系统采用NIPXIe-1006Q，通过 LabView Signal Express 软件进行采集；跨中侧向位移时程曲线通过高速摄像机对冲击过程中观测点的追踪进行记录，拍摄速度取为4 000帧/s。轴向力则通过在碟簧组与试件之间的轴力传感器记录。

2 实验结果分析

2.1 实验现象

以试件FF-5为例，图3给出了冲击高度为5 m时，高速摄像机下箱形叠合柱在侧向冲击时的典型动态过程(为便于展示裂缝，部分裂缝进行了手绘)。可以看到随着时间的变化：①t=0 ms时，落锤到达试件上方，试件处于静止；②t=1.5 ms时，落锤与试件刚好接触，未产生裂缝；③t=1.8 ms时，试件跨中产生裂缝，并沿纵向与横向同时发生；④t=4.8 ms时，裂缝进一步扩展，底部外层混凝土有脱落迹象；⑤t=9.0 ms时，跨中位移达到最大；⑥t=13.3 ms时，外层底部混凝土脱落明显，同时落锤回弹速度开始大于试件速度；⑦t=16.0 ms时，试件回弹至平衡位置上方最大值；⑧t=20.0 ms时，试件达到平衡位置，基本静止。

2.2 冲击力时程曲线

图4给出了冲击力F-t时程曲线，由图可以看出，随着冲击高度的增加，冲击力时程曲线经历了不同的阶段。对冲击高度为2 m的试件，F-t时程曲线经历了2个阶段：峰值阶段(0～3.8 ms)，在t=2.5 ms时，落锤以较大速度接触试件的瞬间，冲击力迅速达到峰值，同时试件也获得了较大的速度，随后二者向下移动；衰减阶段(3.8～15 ms)，t=8.5 ms时，试件与落锤达到最低点，在此过程中外部的混凝土吸收了大部分能量，之后冲击力迅速衰减，t=15 ms时由于落锤与试件分离冲击力降为零。对冲击高度为5 m的试件，F-t时程曲线则经历了三个阶段：冲击力峰值阶段(0～5 ms)落锤与试件接触瞬间，试件的冲击力迅速达到峰值，然后又迅速衰减；冲击力平台阶段(5～10.8 ms)试件在经历一定震荡后，冲击力稳定在一定范围内，且持续时间较长，除部分能量由外混凝土吸收外，内埋的钢管混凝土也发挥了作用，从而使得冲击力稳定在一定范围内并持续了一段时间，同时剩余的冲击能主要耗散在该阶段；冲击力衰减阶段(10.8～20 ms)冲击力衰减至零。

(a) t=0 ms(b) t=1.5 ms(c) t=1.8 ms(d) t=4.8 ms(e) t=9.0 ms(f) t=13.3 ms(g) t=16.0 ms(h) t=20.0 ms

另外，由图4(a)、4(c)、4(e)可知，冲击高度相同时，不同边界条件下的冲击力时程曲线的趋势基本一致，如冲击高度为2 m的试件FF-2、FS-2、SS-2。同时由图4(g)、4(h)、4(i)可知，在轴压比为0.1、0.2时，施加轴力与否不影响冲击力时程曲线的变化趋势。由表1及图4可得，冲击力峰值具有离散性，它不随边界条件的变化或冲击能量的增大有显著的规律性变化。

2.3 位移时程曲线

图5为跨中位移Δ-t时程曲线，图6为同一冲击能量时不同边界条件对跨中最大位移的影响。由图5(a)、5(b)、5(c)及表1可知，随冲击能量增大，跨中位移相应增大，对冲击高度为5 m的试件SS-5较2 m的试件SS-2，跨中最大位移增大了1.2倍，残余位移也相应增大。当冲击高度相同时，不同边界条件下试件的最大位移也有细微差异，说明边界约束条件对试件最大位移也有影响，由图6可以看出：两端简支与两端固定相比，当高度为2 m时，试件SS-2较试件FF-2相比跨中最大位移增大4%；当高度为5 m时，试件SS-5较试件FF-5跨中最大位移增大11%，这与文献[13]中对钢管混凝土在不同边界条件时跨中最大位移研究结果类似；而对残余位移，简支时试件在冲击过程中整体反弹，高速摄像机捕捉点会产生误差，使得残余位移记录偏小，但从整体趋势分析，2 m高度时试件基本为弹性变形，5 m时为弹塑性变形。另外，对图5(b)中试件FF-5和图5(c)中试件A1-5、A2-5位移时程曲线对比可知，在施加了轴力后最大位移和残余位移与不加轴力时相比变化很小，说明轴压比为0.1、0.2对箱形叠合柱的跨中位移影响较小。

(a)FF-2

(b)FF-5

(c)FS-2

(d)FS-5

(e)SS-2

(f)SS-5

(g)A2-2

(h)A2-5

(i)A1-5

(a)冲击高度2 m

(b)冲击高度5 m

(c)施加轴力

图6 边界条件对跨中最大位移的影响Fig.6 Influence of boundary conditions on maximum deformation

3 有限元模型的建立

3.1 模型描述

为进一步了解箱形叠合柱在冲击荷载下的性能，基于ANSYS/LS-DYNA有限元软件，主要对两端固定箱形叠合柱在5 m冲击高度时情况进行了有限元模型验证，其中钢管和内外混凝土采用8节点实体单元(solid164)，钢筋采用杆单元(link160)，为记录冲击力落锤锤头同样采用实体单元(solid164)。支座简化为图7(a)所示，通过中空矩形夹住试件，接触面设为面面接触。模拟过程中，通过分析知还原落锤真实尺寸结果更加准确；不考虑钢筋、钢管与混凝土的滑移[14]，网格划分模型如图7，试件单元尺寸为10 mm。

3.2 材料模型

(a)试件网格

(b)钢筋模型

钢管、钢板、纵筋和箍筋、落锤锤头均采用随动强化双线性弹塑性模型(MAT_PLASTIC_KINEMATIC)，其应变率通过Cowper-Symonds 模型考虑[15]。落锤锤体及支座采用刚性材料(MAT_RIGID)。

3.3 有限元模型验证

如表4，其中：H为落锤冲击高度，E0为冲击能量(即落锤自由落体的重力势能)，Fstab为冲击力平台值，

Δ为试件跨中截面最大位移，Ratio为模拟值与实验值的比值。

表4 结果信息表Tab.4 The information of the results

图8和图9分别给出了实验与模拟的冲击力时程曲线和侧向跨中位移时程曲线，由表4及图8可以看出，实验较模拟的冲击力曲线，存在较多波动，如FF工况下的第二个峰值，是因为在实验过程中，落锤质量过大，冲击过程中产生振荡以及电信号受到扰动所致，但其整体趋势较为吻合，冲击力在冲击后迅速达到峰值之后的一段时间内所形成的的平台值与模拟平台值比值基本保持在1.0左右；并且从图9进一步看出，在FF和SS边界条件下，侧向位移峰值之前计算结果和实验结果吻合较好，只是下降段具有一定的误差。该误差主要源自于数值模拟中锤体的刚性假设、材料变形的零热耗散假设以及理想化的约束边界条件，模型的这些简化忽略了撞击体的变形能和构件的变形产生的热能，导致模拟的构件产生更多的变形来消耗撞击体的动能，从而低估了构件的回弹变形；但从整体效果看模型能够较好的模拟箱形叠合柱的冲击响应。

(a)FF

(b)SS

3.4 内能分布

冲击能量为56.3 kJ时，两端固支和两端简支箱形叠合柱在冲击荷载下，内部各组件的内能随时间变化曲线如图10，各组件内能分配如图11。由图10可知，不同边界条件对各组件吸收能量无影响；其中：A表示钢管内混凝土，B表示钢管，C表示钢管外混凝土，D表示八边形钢管，E和F分别表示纵筋和箍筋。通过分析，冲击能量较大时由图11知，外部混凝土吸收的冲击能量占总内能的43%，其次是钢管混凝土共占31%，其余占26%，因此，外部混凝土与钢管混凝土共同作用抵抗冲击，有效提高了叠合柱的抗冲击能力。

4 结 论

在本次实验研究范围内，得出如下主要结论：

(1)在不同的冲击能量作用下，冲击力时程曲线表现出不同的阶段。当冲击高度为2 m时，冲击能量大部分被外层的钢筋混凝土所吸收，此时冲击力时程曲线可分为两个阶段，峰值阶段及衰减阶段；当冲击高度为5 m时，内部钢管混凝土也将吸收更多能量，从而冲击力时程曲线类似钢管混凝土，分为三段式，即峰值阶段，稳定阶段和衰减阶段。

(2)随着冲击高度的增大，边界条件的影响更加明显。两端简支与两端固定相比，高度从2 m升到5 m时，位移由增大4%变为11%，表明两端固定叠合柱与两端简支叠合柱相比具有更好的抗变形能力。

(3)冲击高度为2 m时试件为弹性变形，冲击高度为5 m时试件表现为弹塑性变形。

(a)FF

(b)SS

图11 内能分配图Fig.11 Internal energy distribution diagram

(4)在轴压比为0.2时，轴力对箱形叠合柱的影响不大，冲击力时程和残余变形都与不加轴力的工况类似。

(5)基于实验建立的有限元模型能铰好的模拟箱形叠合柱在落锤冲击实验中的力学性能；而且在冲击能量较大时箱形叠合柱各组件内能分配合理，内部钢管混凝土的抗冲击作用明显。