中空夹层金属管混凝土构件侧向冲击试验研究*

2020-12-08李宣莹张君博刘菲菲张纪刚

振动、测试与诊断 2020年5期

石岩，李宣莹，张君博，刘菲菲，张纪刚

(1.福建工程学院土木工程学院福州，350118) (2.青岛理工大学土木工程学院青岛，266033)

(3.山东省高等学校蓝色经济区工程建设与安全协同创新中心青岛，266033)

引言

中空夹层钢管混凝土是基于传统的钢管混凝土发展而来的，它是将内、外两层钢管同心放置，往钢管之间浇灌混凝土而形成的新型组合结构。这种构件除了具有承载能力高、耐火性能良好以及施工方便等优点，同时因为填充混凝土分别受到外钢管的套箍作用和内钢管的支撑作用，使得构件整体具有抗弯刚度大、侧向变形小及自重轻的独特优势。在海冰覆盖的海洋环境中，采用中空夹层钢管混凝土构件作为导管架海洋平台结构中的导管腿，能够大大增加结构遭受冰荷载作用时的可靠性与安全性[1]。

目前，中空夹层钢管混凝土构件在冲击荷载下的力学性能已经有了一些进展工作。王洪欣等[2]在落锤试验机上对4根中空夹层钢管混凝土构件进行冲击试验，研究参数包括落锤高度和试件空心率。曹浩煜[3]以中空夹层钢管混凝土柱为研究对象，利用试验以及有限元分析侧向撞击下构件的力学性能。Wang等[4]对外包纤维增强复合材料的中空夹层钢管混凝土组合构件的抗冲击性能进行了试验研究。Aghdamy等[5]采用ANSYS/LS-DYNA软件中的显式分析模块模拟预加轴力的中空夹层钢管混凝土柱的侧向冲击过程和柱的破坏模式。辜应卓[6]采用数值分析的方法，建立高强钢和普通钢圆套圆中空夹层钢管混凝土构件的侧向冲击有限元模型。文献[7-8]对高层或超高层中底层不锈钢-混凝土-钢管组合构件在两端固定情况下受到横向冲击的力学性能进行了研究。可以看出，对构件的动力性能研究多针对同种材料和单次冲击。

笔者提出新型中空夹层金属管混凝土导管腿来代替原导管架式海洋平台的空心钢制导管腿，外管分别为Q345钢、奥氏体304级不锈钢和T6061铝合金材质，冲击形式分别为单次冲击和连续冲击，研究构件受到横向冲击的动态响应，并与空管金属构件进行对比。最后，基于有限元ABAQUS对单次冲击构件的试验数据进行了对比验证。

1 试验概况

1.1 构件信息及性能

本次冲击试验共设计了16根构件，包括11根组合构件和5根空管构件，其中，组合构件截面采用圆套圆形式，构件信息如表1、表2所示。外管径和内管径分别为114和50 mm，壁厚分别为3和2.5 mm，填充混凝土为C40级，构件两端各约束150 mm。外管材质包含Q345钢、奥氏体304级不锈钢和T6061铝合金，内管材质均为Q345钢。

表1 单次冲击构件信息表Tab.1 The components under single impact load

表2 连续冲击构件信息表Tab.2 The components under continuous impact load

构件中所用的内、外管的具体力学性能参数见表3，浇筑混凝土之前先将钢管一侧焊上200 mm×200 mm×10 mm的端板，浇筑过程中借助插入式振捣棒对混凝土分层振捣，振捣完毕的构件放在室外洒水养护28天。

表3 钢管力学性能参数表Tab.3 Mechanical properties of steel tube

1.2 试验装置

冲击试验是利用哈尔滨工业大学的重力式落锤冲击试验机完成，试验装置如图1所示。落锤质量为427 kg，由控制平台操作提升、定位与释放，重力势能转化为动能对构件实现冲击过程。

图1 试验装置和锤头尺寸(单位:mm)Fig.1 Test device and hammer dimensions (unit:mm)

本次冲击试验的边界条件均设计为两端固定，每端设计上、下2个钢支座，中间用4只8.8级M24的高强螺栓固定连接，下支座再与试验底座牢固连接，保证构件不会发生滑移情况。

1.3 试验主要测试内容

本次冲击试验测试的内容主要包括：冲击力(F)时程曲线，通过固定在锤头上的压电式力传感器进行测量；构件跨中底部残余挠度(Δ0)，采用动态位移传感器测量；外管表面应变(ε)时程曲线，选用电阻式应变片布置在相应测点，监测构件外管纵向应变时程曲线；构件冲击全过程通过Phantom V310高速摄像机进行记录。

2 试验结果分析

2.1 冲击过程

图2为高速摄像机记录到的构件(SS-3)冲击全过程。可以看到，从触发落锤到冲击结束的整个过程可以被分解为几个阶段：①落锤释放，重力势能转化为动能；②落锤第1次与构件发生接触；③构件获得初速度与落锤一起向下运动，并且速度不断降低；④落锤与构件速度降为零，两者之间相对静止，此时跨中挠度达到最大值；⑤构件开始回弹，同时与落锤以同样的速度向上运动；⑥能量耗尽，落锤最终静止在构件表面，代表整个冲击过程结束。

图2 冲击试验全过程Fig.2 The process of impact test

2.2 冲击力时程曲线

2.2.1 单次冲击的冲击力时程曲线

以图3(f)为例观察冲击力时程曲线，组合构件的整个冲击过程分为峰值段、调整段、平台段及卸载段等几个阶段；而空管构件的曲线走势出现了极大差别，曲线变化缓慢并且没有出现峰值阶段。可以说明：组合构件相较于空管构件，由于内部混凝土的填充，极大地增强了构件局部变形的刚度；钢管对混凝土的约束作用使得混凝土处于三向受力状态，混凝土强度有所提高，组合构件耗能能力明显优于空管构件。

由于传感器测量故障，导致CS-3构件数据缺失；另外HLV-3构件因冲击能量过大外管发生撕裂，所以取前半段有效数据。观察图3(a)，(e)中LV-1和CS-4构件的曲线走势并结合高速摄像机对全过程的记录，判断曲线中出现了2个平台段：冲击能量过大，构件在第1个平台段结束时外管出现开裂损伤；冲击力瞬间卸载后由于内部混凝土仍能提供一定的抗冲击能力，使得出现第2个平台段来延缓构件的破坏。

图3 不同冲击高度下构件冲击力时程曲线Fig.3 Time history curves of members under different impact heights

平台段是冲击过程中主要的耗能阶段，观察组合构件在相同的冲击能量下，外管材质从铝合金到不锈钢再到Q345钢，平台值越来越大，冲击持续时间越来越短。其中，铝合金组合构件在1 m高度作用下外管即发生破坏，相较于其他2种材质起始高度为2.5m时没有出现开裂现象，铝合金组合构件的整体抗冲击性能较弱。结合图3与表3中金属材料力学性能参数，判断普通钢与不锈钢的差异性与屈服强度有关。因为冲击属于瞬时荷载，变形与损伤在瞬间完成，但是不锈钢组合构件一直承受到冲击高度为4.5 m时依然没有出现外观损伤，良好的延伸率使其抗冲击潜力巨大。从冲击能量的角度，以构件外观没有出现明显损伤为标准，判断铝合金、普通钢及不锈钢组合构件的承受极限分别为4.18 kJ以下、12.55～14.65 kJ之间以及18.83 kJ以上。

2.2.2 连续冲击的冲击力时程曲线

连续冲击，即保证每次落锤质量与高度皆不变，对构件进行多次冲击。构件在实际工作中很小概率会因为1次大能量冲击而受到严重破坏，绝大多数是遭受小能量的多次冲击使得构件中损伤与裂纹不断积累与扩展，小能量的多次冲击也是判断构件抗冲击性能优劣的形式之一。笔者对冲击高度分别为2.5与3m的构件采取连续冲击的形式，试验加载次数根据构件破坏情况而定，加载至构件表面出现损伤或者产生严重变形使构件丧失承载能力[9]。连续冲击构件实际加载次数见表4。

表4 连续冲击构件实际加载次数Tab.4 The times of continuous impact members

图4为连续冲击构件在不同冲击高度下采集到的冲击力时程曲线，其中SS-2.5(3)和CS-3(1)由于采集异常导致数据缺失。空管构件受到单次冲击即发生严重变形，所以为保护冲击仪器只对空管构件进行1次冲击作用，构件编号中的数字代表该构件所承受的冲击次数。连续冲击构件曲线走势同单次冲击。另外，CS-2.5(2)的曲线截取的是2次冲击过程，构件在经历大约0.02s冲击作用后发生卸载，但是构件依然有较强的抗冲击能力。相较于空管构件1次卸载即冲击结束而言，组合构件由于内部混凝土的存在对整体的抗冲击能力有很大的提高。图4(a)，(b)，(d)中组合构件多次冲击以及空管构件单次冲击得到的冲击力时程曲线对比发现，组合构件遭受多次不变能量的冲击，平台段冲击力仍然高于空管构件，说明外钢管对核心混凝土起到了很好的包裹和约束作用。混凝土可以吸收大量冲击能，从而降低外管受撞击后的局部屈曲，而内钢管又有效地对混凝土进行支持，三者协同变形共同工作，使得组合构件抗连续冲击的承载能力优于空管构件。图4(c)中CS-3构件在2次冲击后平台段冲击力低于空管构件，此外不锈钢组合构件在小能量作用下能够承受的加载次数多于普通钢组合构件，主要是由于不锈钢相较于普通钢具有更为优越的延展性和强度，对核心混凝土起到了良好的约束作用，因此不锈钢组合构件受到小能量多次冲击作用表现的性能更加优异。

图4 连续冲击构件冲击力时程曲线Fig.4 Time history curves of members under continuous loads

2.3 跨中残余变形分析

2.3.1 单次冲击的跨中残余变形

图5为部分构件第1次冲击的跨中残余挠度(Δ0)与冲击高度(H)的关系曲线。可以看出，同组构件的跨中残余挠度随着冲击高度的增加而不断增加，这与基本理论相符。图5中铝合金组合构件在1m高度冲击作用时跨中残余变形达到36.36 mm，相较于另外2种材料对于冲击荷载的承受能力略差。表5为部分构件跨中残余变形的具体数据，通过对比HSS，SS，HCS和CS这4组构件可以得出：2种外管材质，由空管构件变为组合构件，普通钢材质效果更加显著；针对相同截面形式的构件，外管材质为普通钢的构件跨中残余变形更小。

图5 单次冲击的构件跨中残余变形Fig.5 The residual deformation of members under single load

表5 构件跨中残余变形Tab.5 The residual deformation of members in middle span

2.3.2 连续冲击的跨中残余变形

图6为2.5和3 m条件下连续冲击构件的跨中残余变形数据，组合构件在每次冲击过程中形成的残余变形等于该次冲击后构件的最终变形减去上次冲击后构件的最终变形。SS-2.5，SS-3的试验数据表明，不锈钢组合构件在每次冲击过程中所产生的残余变形逐渐减小，因为内部混凝土受到低能量作用时产生的损伤并不明显，受到的冲击作用反而压实了混凝土内部的微裂缝和微空洞，使得混凝土与内外2层钢管之间的结合更加紧密，提高了构件的整体抗弯能力。

图6 连续冲击的构件跨中残余变形Fig.6 The residual deformation of members under continuous loads

3 有限元模拟

3.1 模型的建立

本研究中不锈钢的本构模型采用Rasmussen全局应力-应变曲线，同时采用Cowper-Symonds本构模型来考虑冲击荷载下材料应变强化的问题。本研究应变率较低，其计算公式如式(1)所示

(1)

铝合金的本构关系采用Ramberg-Osgood模型，利用10n=f0.2表达式进行描述。因为落锤冲击的应变率范围对于铝合金强度的提高影响不大，所以在铝合金的本构中未考虑应变强化。普通钢的本构模型采用韩林海[10]提出的5段式应力-应变关系曲线，并且也考虑了应变率强化效应，模型及相关参数取值同不锈钢材料。

混凝土的本构采用动力分析中收敛性较好的塑性损伤模型，单轴应力-应变关系采用韩林海[10]提供的模型，该模型考虑了组合构件中外管对于混凝土的约束作用。混凝土受到冲击作用时同样应变强化明显，笔者仅考虑了受压时强度的提高，如式(2)所示

(2)

与抗压强度相对应的峰值压应变采用式(3)进行计算

(3)

其中：εcd和εcs分别为混凝土在动力加载与静力加载时的峰值应变。

笔者采用ABAQUS中Explicit模块分析冲击过程，为了保证计算速度与模型的收敛，内、外管采用三维壳单元(S4R)，填充混凝土并固支支座，端板采用三维实体单元(C3D8R)，落锤在冲击过程中变形很小，视作刚体，用刚体壳单元(R3D4)模拟。模型中存在的所有接触面均采用通用接触，即法线方向设为硬接触，切线方向采用库伦摩擦因数，其中外管外表面与落锤界面、不锈钢内表面与混凝土界面、铝合金内表面与混凝土界面、Q345钢与混凝土界面、不锈钢外表面与支座界面、Q345钢外表面与支座界面、铝合金外表面与支座界面库伦摩擦因数[11-16]依次取为0，0.3，0.6，0.25，0.1，0.15和0.05，有限元模型如图7所示。

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

3.2 有限元模型验证

为判断模型的可靠性，笔者通过计算得到的冲击力时程曲线、跨中残余变形与单次冲击构件试验结果作对比。限于篇幅，仅给出部分构件的冲击力时程曲线模拟与试验对比。由图8(a，b)可以看出，两者曲线走势基本一致，但是计算结果与试验结果存在的偏差较大，这是由于冲击过程中夹具与空管构件之间的空隙会逐渐变大，并且空管构件对于自身初始缺陷敏感性较大。图8(c，d)为部分组合构件的冲击力时程曲线模拟与试验对比，总体上曲线变化趋势是一致的，但试验卸载开始时间相对于计算结果提前，这是因为模型中没有考虑外管的开裂和混凝土的裂缝扩展问题。表6为组合构件的冲击力峰值(Fs)、冲击力平台值(Fm)、冲击持续时间(t)以及跨中残余挠度(Δ0)试验和模拟结果的比较，可以看出Fs,s/Fs,e的平均值和标准差分别为1.07和0.09，Fm,s/Fm,e的平均值和标准差分别为1.00和0.06，ts/te的平均值和标准差分别为1.08和0.08，Δ0,s/Δ0,e的平均值和标准差分别为1.08和0.04。可见，总体上模拟与试验结果基本吻合。